張旭孝１， 林 路２
（1．鋼鐵研究總院，北京 100081；2．鋼鐵研究總院 冶金工藝研究所，北京 100081）
摘 要：采用相似比為1：3的水模型研究了某廠100t鋼包底吹氬位置及流量等因素對鋼液混勻時間的 影響，利用機油模擬鋼渣，對不同鋼包底吹位置及流量下鋼液面裸露進行了比較，并利用數值模擬分析了不同透氣磚位置對鋼液流場的影響，找到最優的鋼包底吹氬控制方式，并在現場進行了優化后工業試驗。研究結果表明：合理的鋼包底吹氬位置及控制工藝對夾雜物上浮去除有著重要作用，雙孔夾角135°、吹氣孔位于各自半徑0.5R圓周上時混勻時間短且鋼液面裸露面積小；同時在鋼包底吹氬一定時間后，鋼包內鋼水全氧含量降低明顯且沒有增氮，鑄坯中 ｗ（T．O）＝（7～9）×10－6，明顯低于優化前工藝 鑄坯 w（T．O）水平（平均13×10－6），全氧含量控制水平明顯提高。
關鍵詞：鋼包；底吹氬；夾雜物；水模型；工業試驗
鋼包底吹氬系統由于其設備簡單、操作成本低、精煉效果好，是目前國內外采用最廣泛的一種爐外精煉方法，其不僅能有效均勻鋼液成分和溫度，彌散的小氣泡還能有效去除鋼液中的夾雜物，提高鋼液質量［1－4］。然而合 理 的 鋼 包 底 吹 氬 位 置及控制工藝對鋼包內鋼液流動行為和夾雜物上浮去除有著重要作用，有必要對其展開研究。如 Ek等［5］指出了鋼包底吹氣體流量對鋼液混 勻、夾 雜物去除的影響規律，證實了低的鋼包底吹氣量有利于夾雜物去除。幸偉［6］等通過對130t鋼包進行底吹氬模擬，結果表明在一定范圍內增大兩吹氣孔間距，有利于縮短混勻時間，減少旋渦卷渣發生的幾率。鄭淑國［7－8］等利用煤油和真空油混合物模擬鋼包渣，利用乳狀液滴模擬夾雜物，考察了吹氣量對 渣 金 卷 混 及 夾 雜 物 去 除 行 為 的 影 響 規律，獲得了卷渣臨界氣量和最佳夾雜物去除氣量，從而指導工業生產。為了提高市場競爭力，建立高品質潔凈鋼生產平臺，對鋼包底吹氬氣精煉工藝提出了新要求。目前某鋼廠100t鋼包存在不同精煉時期的底吹氬氣制度控制不明確、鋼包內夾雜物上浮去除效果不明顯、全氧含量偏高且波動大等問題。因此，針對此問題，在實驗室利用物理模型對原型鋼包底吹氬氣系統進行優化，確定合理的鋼包底吹氬氣位置、流量及時間等并用于工業試驗進行驗證，最終為該廠軸承鋼等高附加值潔凈鋼生產提供理論和實踐上的指導。
１ 試驗原理和方法
1.1物理模擬
針對某鋼廠現有鋼包軟吹過程中流場情況不理想，過程鋼水夾雜物去除效果不明顯的實際情況，以該廠100t鋼包為原型，建立了幾何相似比為1∶3的 物 理 模 型，利 用 水 模 擬 鋼 液，N2氣 模 擬Ar氣，來研究鋼包內鋼液 流 動 特 性，為 高 品 質 鋼的生產提供理論依據。該試驗中原型與模型的主要參數見表１。
為了改善底吹氬過程中鋼包鋼液流動行為，達到均勻鋼液成分、溫度及夾雜物上浮去除的目的，對不同透氣磚布置及吹氬工藝條件下進行了系統水模型研究，以找到該廠最佳透氣磚布置及合理的工藝參數。
目前該廠現場采用雙透氣磚，位于距鋼包中心0.6R處，兩孔 間 的 夾 角 為100°（圖1中 吹 氣 孔編號6和17）。水模型試驗主要考慮了兩個透氣磚底吹位置及夾角，底吹流量對混勻時間的影響。設計吹氣孔的位置為0.3R、0.5R和0.6R；兩孔夾角分別為90°、135°、180°；試驗方案如表2所示。
對于鋼包底吹精煉系統來說，鋼液主要受鋼液本身的重力和底吹氣體的浮力的作用，鋼液流動的主要驅動力來自于底吹氣體的浮力，因此只要保證模型與原型的修正弗勞德準數相等，即能滿足動力學相似［9］。由Frm＝Frp得：
Qm＝0.019Qp （1）
式中，Qm和Qp分別為模型和原型的流量，L／min。
原型與模型底吹氣體流量對比見表3。
渣－鋼界面流動狀態，主要受到液體表面張力的作用，在水模試驗中采用機油來模擬渣層，除了應滿足幾何相似和動力學相似，還要保證動力學中的韋伯準數 We相似［10－11］。理論計算油的密度747.3kg／m3，渣厚度為16.7～25mm；同時采用卷尺測量鋼液面裸露情況，進而計算鋼液面裸露面積。
1.2 數值模擬
1）基本假設
在實際的生產過程中鋼包內鋼液的流動十分復雜，并且伴有傳質和傳熱的交互作用，在進行數值計算時，根據其流動特征和研究目的可對鋼包內的流動作以下簡化和假設：（1）鋼包內各相的流動均按不可壓縮，固定黏度處理；（2）忽略鋼渣的反應影響；（3）鋼包內鋼液按均相等溫介質處理，忽略傳熱；（4）計 算 采 用 VOF 模 型，考 慮 了 界 面間的表面張 力；各 相 的 形 狀，聚 集 和 破 碎 由 VOF模型本身決定；（5）重力加速度加載在Z軸上。
2）鋼包模型和初始及邊界條件
鋼包的尺寸如表１所示。數值求解采用大型商業軟件 Fluent進 行 計 算。計算采用流體體積函數 VOF多相流模型。鋼包的入口邊界采用速度入口，其大小根據氣體流量和吹氣面積確定；出口采用壓力出口邊界條件；壁面采用無滑移壁面，近壁面采用壁面函數來處理。
初始狀態下，鋼包內充滿鋼液，鋼液的體積分數為1，既Vsteel＝1，Vargon＝0。入 口：從 入 口 計 算結果中導入速度，水力直徑和試算的湍流強度作為入口邊界條件；出口：壓力出口pgauge，pressure＝0，參考壓力為101325Pa。
2 試驗結果與討論
2.1 透氣磚位置及底吹氣量對混勻時間的影響
依據試驗方案，分別對雙孔位于同一 圓 周 的0.3R、0.5R、0.6R處以及不同圓周0.5R－0.6R處，兩孔夾角分別為90°、135°、180°時，進行了鋼包混勻時間影響研究。總體上看，底吹氣流量越大，混勻時間 越 短；對 于 雙 孔 位 于 同 一 圓 周0.3R處 時，因為兩孔間距太小，氣柱發展到上層鋼液時容易疊加，相互干擾，兩氣柱的驅動能部分相互抵消，沒有充分作用于鋼液，不利于鋼液的混勻；而對于雙孔位于 同 一 圓 周0.5R、0.6R處 以 及 不 同 圓 周0.5R－0.6R處3種 組 合 方 案，底吹位置分別位于吹氣孔3和7、吹氣孔2和6、吹氣孔3和10時，混勻效果最優。
圖2為各優選方案（吹氣孔2和6、吹氣孔3和10、吹氣孔3和7）與原型方案（吹氣孔6和17）的比較結果。由圖2可以看出，對于原型鋼包底吹位置（6和17），當底吹氣量小于0.68m3／h時，混勻時間隨底吹流量的增大而減小；而當底吹氣量大于0.68m3／h時，隨著氣量的增大，混勻時間有增大趨勢。因此，原型鋼包在底吹氣 量 為0.68m3／hｈ時，混勻時間有最小值67.8s。同時，原型曲線的變化與吹氣孔3和10方案的曲線變化比較相近。各選 優 方 案（吹 氣 孔 2 和 6、吹 氣 孔 3 和10、吹氣孔3和7）的 最 小 混 勻 時 間 分 別 為61.5、65.9、61.2s，相 對 應 吹 氣 量 分 別 為0.91、0.68、0.60m3／h。因此從鋼包混勻效果及底吹位置布置的合理性綜合考慮，吹氣孔3和7方案為最優方案。
2.2 透氣磚位置及底吹氣量對鋼液面裸露的影響
在模擬渣厚25mm 條件下，試驗模擬了原型雙孔底吹位 置（6和17）和優化雙孔吹氣位 置（3和7）在不 同 流 量 下 的 裸 露 面 積。圖3為 兩 方 案下不同吹氣流量下渣面裸露面積。
由圖3可以看出，隨著吹氣流量的增大，裸露面積逐漸增大。對于兩方案，油層形成裸露區域近似兩個圓形；原型方案，兩股氣柱間距離較近，底吹氣量增大到一定程度后，兩股氣柱間相互干擾；可見，采用優化后方案，同樣吹氣量（小于0.29m3/h）下渣面 裸 露 面 積 比 原 型 方 案 減 小，這 對 于實際生產中減少鋼水裸露面積，減輕鋼液二次氧化有重要意義。
2.3 透氣磚位置對鋼液流動的影響分析
數值模擬了原型雙孔底吹位置（6和17）和優化雙孔吹氣位置（3和7）鋼包內鋼液流動的情況。
圖4為原型底 吹 方 案 和 優 化 方 案 下 鋼 包Y 面 的速度矢量圖。速度矢量圖可以反映不同區域鋼液的運動方向，顏色和矢量長度反應了速度的大小。
圖5為為原型 底 吹 方 案 和 優 化 方 案 下 鋼 包Y 面的速度分布云圖和跡線圖。跡線圖可以追蹤分析鋼液和氬氣的運動軌跡。
由圖4可知，在原型底吹方案下，氬氣從底吹氣孔吹入鋼液，帶動鋼液運動，當鋼液運動到鋼包上層時，兩氣柱相互靠近，產生疊加，使靠近鋼包中心上層部位的鋼液運動增強，這一現象與水模型研究所反映的結果是一致的（在水模型原型底吹方案試驗過程中，兩氣柱偏移或發散，在底吹氣量較 小 時 即0.29m3／h，出 現 卷 渣 現 象）；在 優 化底吹方案下，兩氣柱沒有發生偏移和疊加，鋼包內的速度矢量分布比原型方案下的均勻。由圖5可知，原型方案下兩氣柱發生偏移，產生疊加，兩氣流的部分驅動能相互抵消，并且鋼包底部兩氣柱間產 生 兩 個 漩 渦，這都不利于整個鋼包的混勻。
因此，這也從流場的角度解釋了水模型研究中，優化方案比原型方案更不容易發生卷渣和混勻效果更佳的原因。
3 工業試驗驗證分析
3.1 工業試驗研究方法
根據水模型 試 驗 結 果，對 該 廠 原 型100t鋼包以優化方案（吹氣孔3和7）進行了改造，并 在同樣工藝條件下對改造鋼包進行工業試驗。改造前該廠對鋼包底吹氬流量和時間控制并無明確規定，現場操作人員對該問題不夠重視，操作具有較強的隨意性。改造優化試驗，在鋼包軟吹過程中，安裝底吹氣體流量計，對底吹氬氣流量實行精確控制，控制在150L／min；優 化 試 驗 爐 次 為2爐，試樣鋼 種 為 軸 承 鋼，首 爐 軟 吹 時 間 約 為60min，第2爐軟吹時間為20min。每爐分別于 VD 后、軟吹10min和 軟 吹 20min 時 3 個 工 位 取 提 桶樣，并取相應爐次正常坯鑄坯樣。在提桶樣和鑄坯樣中分別切取 Φ5mm×50mm圓柱試樣，試樣送至國家鋼鐵材料測試中心，采用紅外吸收法分析全氧和氮含量。
3.2 優化吹氬工藝對全氧和氮含量的影響
圖6為優化后試驗爐次氧氮含量的變化情況。軟攪拌前20min，全 氧 含 量 有 所 降 低，但 是降低的幅度很小，降低質量分數僅約1×10－6，而從最終鑄坯氧含量可以看出，在初始氧含量比較低的時候，軟攪拌超過一定時間后對全氧的降低才有較明顯的效果。氮含量變化的趨勢表明，整個軟吹過程中氮含量變化不明顯，這說明軟吹過程采用的底吹氣量是合理的，沒有引起鋼液增氮及二次氧化。同時優化試驗兩爐鑄坯全氧質量分數分別為7×10－6和8.5×10－6，明顯低于優化前工藝鑄坯全氧水平（平均13×10－6），軸承鋼潔凈度水平有了很大的提高。
4 結 論
1）原型方案在底吹流量增大時氣流在上層鋼液發生偏移和發散，造成氣流與包壁接觸，沖刷鋼包壁，從而影響鋼液的混勻效果和潔凈度；優化方案（吹氣孔3和7）吹氣柱沒有發生偏移，鋼包 整體流動較為均勻，混勻效果最好，且在底吹氣量為0.60m3／h時混勻時間較短。
2）隨著吹氣流量的增大，鋼包液面裸露面積逐漸增大。采用優化后方案（吹 氣 孔3和7），同樣吹氣量（小于0.29m3／h）下渣面裸露面積比原型方案減小，這對于實際生產中減少鋼水裸露面積，減輕鋼液二次氧化有重要意義。
3）當初始氧含量低時，軟攪拌超過20min后對全氧的降低才有較明顯的效果；整個軟攪拌過程中氮含量變化不明顯，沒有引起鋼液增氮及二次氧化。同時，優化方案試驗鑄坯全氧質量分數控制在（7～9）×10－6，明顯低于優化前工藝鑄坯全氧水平（平均13×10－6），軸承鋼潔凈度水平有了很大的提高。
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