史志強(qiáng)1，崔小勇1，初仁生2，王衛(wèi)華2

( 1． 秦皇島首秦金屬材料有限公司，河北秦皇島066326; 2． 首鋼技術(shù)研究院，北京100041 )

摘要: 針對(duì)首秦公司LF 爐由于氬氣底吹位置布置不合理，造成LF 爐精煉過程氬氣流量無法實(shí)現(xiàn)精準(zhǔn)控制的問題，利用FLUENT 分析軟件，建立了鋼包底吹氬氣模型，優(yōu)化吹氬孔的位置。研究結(jié)果表明，吹氬孔位置距鋼包中心由424 mm 外移到711 mm ，吹氬孔夾角由90°增大到122． 4°，混勻時(shí)間減少126s，兩相區(qū)流體動(dòng)能增大，有利于能量的充分利用，加快粉劑的擴(kuò)散和夾雜物的上浮。

關(guān)鍵詞: 底吹氬氣模型; LF 爐; 鋼包; 吹氬孔; 優(yōu)化

0 引言

長(zhǎng)期以來，首秦公司LF 爐氬氣流量始終無法實(shí)現(xiàn)精準(zhǔn)控制，LF 爐主要存在如下問題: ( 1) 鋼包底吹與下料口位置不完全匹配，在鋼包雙底吹全吹開情況下，3# LF 爐下料過程中易形成渣團(tuán)，同時(shí)西南側(cè)有較大面積死區(qū)，鋼包爐整體化渣較為困難，在鋼包雙底吹、只有單個(gè)吹開情況下，1#、2# LF 爐也會(huì)形成團(tuán)渣; ( 2) 鋼包底吹與電極位置不完全匹配，1#、2# LF 爐鋼包底吹位置處在A、C 相電極正下方，升溫過程中翻涌的熔渣容易對(duì)電極形成沖涮造成電極易斷，同時(shí)加大電流的波動(dòng)和鋼渣噴濺^［1］。

綜合考慮3 座LF 爐底吹位置與下料口位置、電極位置的相應(yīng)關(guān)系，同時(shí)滿足3 座LF 爐化渣快的要求。采用數(shù)值模擬建立了鋼包底吹模型，并進(jìn)行了底吹優(yōu)化和改造^［2－4］，以提高加熱效率和精煉效果。

1 數(shù)學(xué)模型的建立

LF 精煉爐底吹氬氣攪拌，其操作關(guān)鍵是在最佳底吹位置及氬氣流量下達(dá)到最短的混合時(shí)間、最大的外加合金利用率以及最佳的夾雜物去除效果。為準(zhǔn)確確定這些參數(shù)，必須深入了解爐內(nèi)鋼液的速度分布及湍流特性分布。首秦公司3 座LF 爐鋼包底吹和下料口位置見圖1。

本計(jì)算采用通用流體軟件FLUENT，將原型和各改造方案的LF 爐，進(jìn)行數(shù)學(xué)模型的建立，并對(duì)其進(jìn)行有限體積網(wǎng)格劃分。采用Eula 多相流模型和k－ ε 湍流模型來模擬鋼液和氬氣的流動(dòng)過程。鋼包內(nèi)鋼水流動(dòng)視為不可壓縮流，將鋼液內(nèi)的流體處理為均相介質(zhì)，鋼液的循環(huán)流動(dòng)主要驅(qū)動(dòng)力為氣泡的浮力，忽略鋼液渣層^［5］。鋼包底吹幾何模型如圖2 所示，模型計(jì)算用參數(shù)及鋼水/氬氣物性參數(shù)見表1。

1． 1 第一階段( 吹氬口位置的優(yōu)化)

分別對(duì)原鋼包和改進(jìn)吹氬位置后的鋼包進(jìn)行流體計(jì)算，共有9 個(gè)方案。

( 1) 3 個(gè)原包的吹氬孔中心坐標(biāo)( － 300 mm，300 mm) 和( 300 mm，300 mm) 。3 個(gè)鋼包的下料口位置，1 # 鋼包下料口的中心坐標(biāo)( 953 mm，550mm) ; 2#鋼包下料口的中心坐標(biāo)( － 1 031 mm，595mm) ; 3#鋼包原包下料口的中心坐標(biāo)( 1 031 mm，－ 595 mm) 。

( 2) 3 個(gè)鋼包吹氬孔分別外移1 塊磚，吹氬孔中心坐標(biāo)( － 423 mm，423 mm) 和( 423 mm，423mm) ; 1#和2#鋼包下料口位置不變，3#鋼包下料口位置坐標(biāo)改為( 1 031 mm，595 mm) 。

( 3) 3 個(gè)鋼包吹氬孔分別外移2 塊磚，吹氬孔中心坐標(biāo)( － 503 mm，503 mm) 和( 503 mm，503mm) ) ; 3 個(gè)鋼包下料口位置同( 2) 。

1． 2 第二階段( 吹氬口夾角的優(yōu)化)

通過第一階段鋼包吹氬位置的優(yōu)化，得到2 個(gè)吹氬口夾角90°時(shí)、吹氬口距鋼包中心的最佳半徑。保持該半徑不變，改變2 個(gè)吹氣孔的夾角，找到吹氬孔的最佳夾角。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2． 1 吹氬孔位置的優(yōu)化

( 1) 原鋼包

圖3 為原鋼包流場(chǎng)模擬結(jié)果。由圖3( a) 、( c)可以看出，氬氣從鋼包底部吹入鋼包，氣柱沿近似于直線的軌跡向上，直到從鋼液面溢出。氣液兩相區(qū)呈一定的角度展開，其直徑按一定的斜率逐漸增大。這是由于氬氣對(duì)鋼液具有不斷卷吸作用，使得流股直徑隨垂直距離的增大而增大，氣液兩相流股可以近似看成呈錐形擴(kuò)張。從圖3 ( b) 、( d) 可以發(fā)現(xiàn)，鋼液圍繞氣柱周圍形成速度梯度，靠近氣柱的鋼液速度較大，遠(yuǎn)離氣柱的鋼液速度較小，2個(gè)氣柱間的鋼液由于相互碰撞運(yùn)行方向向下，并且運(yùn)行動(dòng)能相互抵制，速度相對(duì)較小; 靠近壁面的鋼液運(yùn)行方向向下，形成環(huán)流，速度相對(duì)較大。

圖4 為模擬不同工況下LF 爐鋼液速度矢量圖。由圖4 可知，原鋼包由于2 個(gè)吹氣孔相距較近，2個(gè)氣柱之間的鋼液沒有空間發(fā)展成環(huán)流，不利于夾雜物的去除。靠近壁面處的環(huán)流區(qū)較大，鋼液流速相對(duì)較小。優(yōu)化后，2 個(gè)氣柱間的鋼液形成了2 個(gè)小環(huán)流，并相互吸引而融合為1 個(gè)大的兩相區(qū)，從而有利于能量的充分利用。在大氣量底吹時(shí)能有效減少鋼包內(nèi)死區(qū)面積，小氣量軟吹時(shí)鋼包內(nèi)有效碰撞可促進(jìn)小顆粒夾雜物相互粘結(jié)而長(zhǎng)大，從而更易上浮去除。靠近壁面處的環(huán)流區(qū)相對(duì)原鋼包較小，鋼液流速相對(duì)較大。

為了定量化地比較各吹氬位置對(duì)鋼包化渣的影響，本研究采用加示蹤劑的方法，對(duì)鋼包內(nèi)能夠代表各典型位置的10 個(gè)點(diǎn)進(jìn)行監(jiān)測(cè)，監(jiān)測(cè)其示蹤劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)。當(dāng)10 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的濃度標(biāo)準(zhǔn)偏差＜ 10 ^－5 時(shí)，可以認(rèn)為加入料混合均勻，該時(shí)刻即為混勻時(shí)間。比較各吹氬位置的混勻時(shí)間，即可找到最佳吹氬位置。圖5 為各吹氬位置下，1#LF 爐10 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)濃度隨時(shí)間的變化曲線。

從圖5 可以看出，原鋼包的加入料混勻時(shí)間較長(zhǎng)，為350 s，優(yōu)化后加入料的混勻時(shí)間均有不同程度的縮短，外移1 塊磚為324 s、外移2 塊磚時(shí)間最短，為284 s。與原鋼包相比，混勻時(shí)間分別縮短26s 和66 s，即吹氬孔位置距鋼包中心由424 mm 外移到711 mm，吹氬效果最好。

2． 2 吹氬孔夾角的優(yōu)化

目前LF 爐2 個(gè)吹氬孔夾角均為90°，本計(jì)算考察吹氬孔在不同夾角的情況下，加入料在鋼包內(nèi)的混勻時(shí)間。通過查閱文獻(xiàn)可知^［6］: 雙吹時(shí)，噴孔夾角一般設(shè)置在45° ～ 180°范圍內(nèi)。而45°夾角在大氣量下可能造成卷渣; 180°夾角的對(duì)流強(qiáng)度小，減少了夾雜物碰撞，不利于夾雜物結(jié)合長(zhǎng)大上浮，所以這2個(gè)夾角都不做考慮。

分析吹氬孔的計(jì)算結(jié)果可知，吹氬孔在原位置處( 單孔與Y 軸夾角為45°) 外移2 塊磚的位置較理想，即吹氬孔與鋼包中心的距離已確定，為711 mm。

由于吹氬口位置在厚度方向( Y) 方向上只能1 塊磚、1 塊磚的移動(dòng)( 1 塊磚的厚度為80 mm) ，這就固定了Y 方向的距離( 注: 在X 方向上可任意切割) ，即可求出該位置與X 軸的夾角。所以，將現(xiàn)有位置( Y 向距離為503 mm) 向上移動(dòng)1 塊磚( Y 向583mm) 、向下分別移動(dòng)1 塊( Y 向423 mm) 或2 塊磚( Y 向343 mm) 后，得到2 個(gè)孔與鋼包的中心夾角分別為70°、90°、107°、122． 4°，如圖6 所示。

圖7 為吹氬孔在幾種夾角位置下的監(jiān)測(cè)點(diǎn)示蹤劑濃度變化曲線，隨著吹氬孔夾角的增大，混勻時(shí)間逐漸縮短。當(dāng)2 個(gè)吹氬孔夾角為122． 4°時(shí)，混勻時(shí)間最短，僅為224 s。

圖8 為Z 坐標(biāo)100 mm 時(shí)，吹氬孔不同夾角湍動(dòng)能隨X 軸坐標(biāo)的變化。從圖8 可以看出，雙孔的位置對(duì)底部流動(dòng)的擾動(dòng)有很大關(guān)系。在鋼包底部，吹氬孔位置的鋼液由于氣泡的帶動(dòng)具有較大的動(dòng)能，形成了散點(diǎn)圖8 中2 個(gè)較高的峰值。噴孔周圍的鋼液作為補(bǔ)充，流向兩相區(qū)，其動(dòng)能較小，形成了圖8 中較矮的散點(diǎn)。隨著夾角的增大，湍動(dòng)能峰值逐漸增大，當(dāng)夾角為122． 4°時(shí)底部湍動(dòng)能峰值最高為0． 089 m2 /s2 ; 同時(shí)周圍動(dòng)能較小的鋼液向兩相區(qū)流動(dòng)較多，較矮的散點(diǎn)區(qū)比較平緩( 相反，夾角小時(shí)矮散點(diǎn)區(qū)比較鼓) ^［7］。這說明，當(dāng)吹氬孔夾角較大時(shí)兩相區(qū)流體動(dòng)能增大，從而有利于能量的充分利用，也有利于粉劑的迅速擴(kuò)散和夾雜物的上浮去除。

通過鋼包底吹模型的建立，確定了最佳的底吹孔位置: 最佳吹氬孔坐標(biāo)位置為( － 623 mm，343mm) 、( 623 mm，343 mm) 。依據(jù)此位置進(jìn)行鋼包改造，改造后解決了底吹口與電極不匹配的問題，也縮短了混勻時(shí)間，冶煉周期降低了126 s，對(duì)能量的利用和夾雜物上浮去除方面也有很大的提高。

3 結(jié)論

( 1) 吹氬孔位置距鋼包中心由424 mm 外移到711 mm，2 個(gè)氣柱之間可充分發(fā)展成環(huán)流，混勻時(shí)間縮短，加快化渣和夾雜物的上浮，混勻時(shí)間可縮短68 s，同時(shí)，有利于夾雜物上浮去除，縮短投入料混勻時(shí)間。

( 2) 通過對(duì)吹氬孔在幾種夾角位置混勻時(shí)間和湍動(dòng)能的比較，發(fā)現(xiàn)隨著吹氬孔夾角的增大，混勻時(shí)間逐漸縮短，湍動(dòng)能峰值逐漸增大，有利于能量的充分利用、溫度的快速均勻、粉劑的迅速擴(kuò)散和夾雜物的上浮去除。夾角位置由90°增大到122． 4°時(shí)，上述效果最好。

( 3) 本研究確定最佳吹氬孔坐標(biāo)位置為( － 623mm，343 mm) 、( 623 mm，343 mm) 。對(duì)鋼包進(jìn)行改造后，解決了底吹口與電極不匹配的問題，同時(shí)縮短了混勻時(shí)間，降低了冶煉周期，對(duì)能量的利用和夾雜物上浮去除方面也有很大的提高。

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