90t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐底吹工藝優(yōu)化實(shí)驗(yàn)研究

90t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐底吹工藝優(yōu)化實(shí)驗(yàn)研究摘要：針對(duì)三鋼90t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐，在實(shí)驗(yàn)室按照幾何相似比1:8.5建立了轉(zhuǎn)爐模型，在模擬實(shí)驗(yàn)中，保證原型轉(zhuǎn)爐與模型轉(zhuǎn)爐的修正弗魯?shù)聹?zhǔn)數(shù)Fr’相等，保持原型與模型的動(dòng)力相似。研究了不同的底槍布置、頂吹氣體流量、底吹氣體流量、頂槍槍位對(duì)溶池混勻時(shí)間的影響。優(yōu)化得到了適合于三鋼90t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐的底槍布置和復(fù)吹工藝。關(guān)鍵詞：90t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐;底槍布置;底吹工藝;物理模擬;優(yōu)化研究0引言復(fù)吹轉(zhuǎn)爐煉鋼是當(dāng)今世界上主要的煉鋼方法，雖然復(fù)吹轉(zhuǎn)爐從1978年誕生至今已有28年的歷史，但是就其底吹工藝和底槍布置而言，仍然還有不少問題和不同觀點(diǎn)，尤其是濺渣護(hù)爐以后，因底槍透氣不暢或受堵，底槍支數(shù)及其在爐底上的布置方式差別很大。復(fù)吹轉(zhuǎn)爐誕生在歐洲，底槍布置和支數(shù)受到純底吹氧氣轉(zhuǎn)爐的影響，多采用多支對(duì)稱布置。隨著復(fù)吹轉(zhuǎn)爐技術(shù)由歐洲向東方傳播，在日本和中國(guó)等國(guó)家，復(fù)吹轉(zhuǎn)爐的底槍逐漸由多支變到少支布置，并且研究得出復(fù)吹轉(zhuǎn)爐底槍支數(shù)和布置與溶池混勻時(shí)間等一系列的經(jīng)典理論。至今為止，關(guān)于復(fù)吹轉(zhuǎn)爐底槍支數(shù)，形成了兩種觀點(diǎn)，以歐洲為代表主張復(fù)吹轉(zhuǎn)爐布置多支底槍；以中、日為代表主張復(fù)吹轉(zhuǎn)爐布置少支底槍。近年來從西方引進(jìn)的底吹技術(shù)，如武鋼三煉鋼、沙鋼、梅鋼、南鋼等鋼廠的底槍支數(shù)趨向于多支，如八支、十支、十六支。不僅如此，在轉(zhuǎn)爐底槍布置上，歐洲派主張均勻?qū)ΨQ布置在爐底，東方派主張沿耳軸方向集中布置。東北大學(xué)經(jīng)過近年來的研究［1-2］，不僅主張復(fù)吹轉(zhuǎn)爐底槍應(yīng)根據(jù)爐子容量采用合適的底槍支數(shù)，沿耳軸方向布置，而且主張底槍非對(duì)稱布置，以有利于縮短熔池混勻時(shí)間。本研究針對(duì)三明鋼廠90t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐現(xiàn)有的底槍支數(shù)和布置以及操作工藝參數(shù)，采取物理模擬試驗(yàn)，確定最佳的復(fù)吹轉(zhuǎn)爐底槍支數(shù)和布置，為現(xiàn)場(chǎng)復(fù)吹轉(zhuǎn)爐優(yōu)化操作工藝提供依據(jù)。1實(shí)驗(yàn)方法根據(jù)相似理論，在進(jìn)行復(fù)吹轉(zhuǎn)爐物理模擬實(shí)驗(yàn)時(shí)，要保證原型與模型的幾何相似和動(dòng)力相似。影響復(fù)吹轉(zhuǎn)爐熔池流體運(yùn)動(dòng)的力主要有頂吹氣體的慣性力、底吹氣體的浮力以及流體的粘性力。由這三個(gè)力構(gòu)成的相似準(zhǔn)數(shù)為雷諾數(shù)Re和修正弗魯?shù)聰?shù)Fr'。在湍流流動(dòng)中，可以忽略流體粘性力的影響。因此，對(duì)于復(fù)吹轉(zhuǎn)爐的物理模擬實(shí)驗(yàn)，在幾何相似的前提下，保證原型與模型間的修正弗魯?shù)聹?zhǔn)數(shù)相等，就可保證原型和模型間的流動(dòng)相似［3-4］。修正的弗魯?shù)聹?zhǔn)數(shù)為：Fr，—u2.PggL ⑴lg式中，u—?dú)怏w流速，m/s；p—?dú)怏w的密度，kg/m3;pl—液體的密度，kg/m3;L一特征尺寸加；g-重力加速度，m/s2。由模型與原型的修正弗魯?shù)聹?zhǔn)數(shù)相等,得：Fr'=Fr' （2）mp

式中，下標(biāo)m表示模型，下標(biāo)p表示原型。將（1）代入（2）,并利用流量Q與流速和流通面積的關(guān)系，得模型氣體流量計(jì)算式：\5(P—拉\5(P—拉[p、Im(3)-Pgm式中，L/L為幾何相似比。在本實(shí)驗(yàn)中，根據(jù)原型轉(zhuǎn)爐尺寸和實(shí)驗(yàn)室條件，選定幾何相似比為1:8.5。原型轉(zhuǎn)爐和模型轉(zhuǎn)爐的內(nèi)型尺寸如圖1所示，原型轉(zhuǎn)爐內(nèi)型尺寸為考慮爐役中期爐襯被侵蝕200mm后的尺寸。原型轉(zhuǎn)爐采用六支底槍，在爐底的布置位置如圖2所示，模型轉(zhuǎn)爐在原型轉(zhuǎn)爐的六支底槍的基礎(chǔ)上，在0.4D和0.6D的圓周上各安裝了六支底槍，與0.47D圓周上的六支底槍和0.24D圓周上的兩支底槍組合，分別構(gòu)成不同底槍支數(shù)和布置的底吹實(shí)驗(yàn)方案。模擬實(shí)驗(yàn)的設(shè)備如圖3所示，本實(shí)驗(yàn)用水模擬鋼液，用壓縮空氣模擬氧氣和底吹氣體，通過測(cè)定熔池的混勻時(shí)間來研究不同的復(fù)吹工藝和地區(qū)布置對(duì)熔池?cái)嚢璧挠绊?。?shí)驗(yàn)時(shí)，向溶池中加入20mL濃度為200g/L的NaCl溶液示蹤劑，通過安放在爐壁上的三支電極，用電導(dǎo)率儀和函數(shù)記錄儀以及計(jì)算機(jī)記錄熔池電導(dǎo)率隨時(shí)間的變化的曲線。上述測(cè)定內(nèi)容重復(fù)2?3次，取平均值確定熔池的混勻時(shí)間。實(shí)驗(yàn)采用的工藝參數(shù)見表1?表3。1）原型轉(zhuǎn)爐（匕）模型轉(zhuǎn)爐圖1原型與模型轉(zhuǎn)爐內(nèi)型尺寸

1）原型轉(zhuǎn)爐（匕）模型轉(zhuǎn)爐圖1原型與模型轉(zhuǎn)爐內(nèi)型尺寸原型轉(zhuǎn)爐底槍布置（1#方案） 模型轉(zhuǎn)爐底槍位置圖2原型轉(zhuǎn)爐底槍布置與模型底槍開孔位置1-轉(zhuǎn)爐；2-氧槍；3-玻璃管；4-底部供氣元件；5-水；6-電導(dǎo)電極；7-流量計(jì)；8-穩(wěn)壓罐;9-空壓機(jī)；10-儲(chǔ)氣罐；11-電導(dǎo)率儀；12-函數(shù)記錄儀圖3復(fù)吹轉(zhuǎn)爐物理模擬實(shí)驗(yàn)裝置表1原型與模型轉(zhuǎn)爐頂吹氣體流量QT參數(shù)頂吹氣體流量不小351原型18000200002200024000模型33.537.241.044.7表2原型與模型轉(zhuǎn)爐的底吹氣體流量Q B參數(shù)底吹后攪原型供氣強(qiáng)度q/Nm3^min-1^t-10.040.060.080.100.12原型流量Q/Nm3f-1216324432540648模型流量Q/Nm3^h-1m0.240.350.470.590.71

表3原型與模型轉(zhuǎn)爐的氧槍槍位hL和溶池深度參數(shù)氧槍槍位/mm溶池深度/mm原型10001200140016001256模型1181411651881482實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論原底槍布置的底吹供氣強(qiáng)度對(duì)復(fù)吹轉(zhuǎn)爐溶池混勻時(shí)間影響如圖4所示。從圖4可知，原底槍布置復(fù)吹轉(zhuǎn)爐的溶池混勻時(shí)間隨底吹供氣強(qiáng)度增加而減少，但是變化幅度很小，這是原底槍布置的底吹對(duì)溶池?cái)嚢栊Ч钤斐傻?。q/Nm3min-1t-1圖4原底槍布置復(fù)吹轉(zhuǎn)爐的混勻時(shí)間圖5四支底槍或六支底槍軸對(duì)稱布置四支底槍或六支底槍軸對(duì)稱布置在0.47D或在0.6D圓周上如圖5所示，這三種底槍布置方式和原六支底槍布置（1#方案）對(duì)所有實(shí)驗(yàn)的槍位和底吹氣體流量的復(fù)吹條件下得到的混勻時(shí)間取平均值，得到如圖6所示的轉(zhuǎn)爐熔池的平均混勻時(shí)間與頂吹氣體流量的關(guān)系。由圖可知，隨頂吹氣體流量的增加，四種底槍布置方案的混勻時(shí)間有所下降，四支底槍對(duì)稱布置在0.47D圓周上的混勻時(shí)間要小于其它三種底槍布置。但總的來看，這四種底槍布置的復(fù)吹轉(zhuǎn)爐熔池的混勻時(shí)間還是較大，在45-61秒之間。在研究中還對(duì)三支（5#方案）、四支（6#方案）、五支（7#方案）和六支（8#方案）底槍非對(duì)稱布置的復(fù)吹條件下的熔池混勻時(shí)間進(jìn)行了測(cè)定，這四種方案的底槍均分別布置在0.4D、0.47D和0.6D的圓周上。測(cè)定結(jié)果如圖7所示。由圖可知，非對(duì)稱布置的底槍，熔池的混勻時(shí)間均低于方案1#?4#四種底槍布置的混勻時(shí)間，特別是四支和五支底槍非對(duì)稱布置的方案，在18000?22000Nm3/h的頂吹流量范圍，混勻時(shí)間比圖6中的混勻時(shí)間降低了30%?40%。在實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，不論底槍是對(duì)稱布置還是非對(duì)稱布置，當(dāng)頂吹氣體流量達(dá)到22000Nm3/h時(shí)，轉(zhuǎn)爐熔池開始出現(xiàn)震蕩擺動(dòng)，頂吹氣體流量升高到24000Nm3/h時(shí)，這種震蕩擺動(dòng)現(xiàn)象更嚴(yán)重。由于熔池的這種震蕩擺動(dòng)，使得5#和6#方案的底槍布置在大的頂吹流量范圍下，熔池混勻時(shí)間升高。65606560555045403530252018000190002000021000220002300024000Q/Nm3h-1T圖61#至4#底槍軸對(duì)稱布置方案復(fù)吹下熔池混勻時(shí)間圖75#至8#底槍非對(duì)稱布置方案的復(fù)吹下熔池混勻時(shí)間

四支底槍非對(duì)稱布置(6#方案)的復(fù)吹條件下混勻時(shí)間隨底吹氣體強(qiáng)度的變化如圖8所示，由圖可知，隨底吹供氣強(qiáng)度的提高，混勻時(shí)間明顯下降；在小的底吹強(qiáng)度時(shí)，低槍位有利于降低熔池的混勻時(shí)間；在大的底吹供氣強(qiáng)度下(>0.06Nm>min-Lt-i),槍位對(duì)混勻時(shí)間的影響減弱。q/Nm3min-1t-1B圖86#圖86#底槍布置方案復(fù)吹下熔池混勻時(shí)間807060504030200.08 0.09 0.10 0.11 0.12 0.13Q/Nm3min-1t-1B圖9不同底槍布置方案純底吹后攪時(shí)熔池混勻時(shí)間考慮到復(fù)吹轉(zhuǎn)爐冶煉到終點(diǎn)后為了使渣金兩相趨于平衡，一般進(jìn)行純底吹后攪。圖9為不同底槍布置方案純底吹后攪時(shí)熔池混勻時(shí)間，由圖可知，原底槍布置方案的后攪混勻時(shí)間最長(zhǎng)，為77?79s,并且隨底吹強(qiáng)度增加，變化不大，說明這種底槍布置方式極不合理，底吹氣體流量增加對(duì)熔池的攪拌不起作用。對(duì)于其它底槍布置方案，隨底吹強(qiáng)度增加，熔池混勻時(shí)間下降，而且在所研究的底吹強(qiáng)度范圍，除4#方案在底吹強(qiáng)度小于0.1Nm3/(min?t)外，熔池混勻時(shí)間都遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于原底槍布置的混勻時(shí)間，而6#、7#和8#底槍布置方案的混勻時(shí)間較短，只有1#原底槍布置方案混勻時(shí)間的30%?50%。3結(jié)論(1)原底槍布置方式的復(fù)吹轉(zhuǎn)爐，其純底吹的熔池混勻時(shí)間長(zhǎng)，在77?79s之間，且隨底吹強(qiáng)度增加變化不大，熔池?cái)嚢栊Ч?；其?fù)吹條件下的熔池?cái)嚢栊Ч膊缓茫靹驎r(shí)間為50?65s之間。(2)采用四支或六支底槍軸對(duì)稱布置在0.47D或0.6D的圓周上，其純底吹的熔池混勻時(shí)間得到降低，在35?55s之間，且隨底吹強(qiáng)度增加而明顯下降；在復(fù)吹條件下，熔池的混勻時(shí)間依然長(zhǎng)，在45?58s之間。底槍軸對(duì)稱布置不利于復(fù)吹轉(zhuǎn)爐熔池?cái)嚢琛?3)采用四支、五支或六支底槍非對(duì)稱布置在0.4D、0.47D和0.6D的圓周上，純底吹熔池的混勻時(shí)間短，為26?42s,比原底槍布置方案平均降低了56%；復(fù)吹條件下的熔池?cái)嚢栊Ч茫靹驎r(shí)間在35?45s之間，比原底槍布置方案平均降低了30%。合適的底槍數(shù)量非對(duì)稱布置有利于復(fù)吹轉(zhuǎn)爐的熔池?cái)嚢琛?4)過大的頂吹氣體流量，會(huì)產(chǎn)生熔池的震蕩擺動(dòng)，有時(shí)會(huì)造成熔池的混勻時(shí)間增加。(5)冶煉過程中，前期底吹供氣強(qiáng)度可控制在小于等于0.04Nm3/(min?t),后期控制在0.06Nm3/(min?t),終點(diǎn)控制在0.08Nm3/(min?t),后攪底吹供氣強(qiáng)度控制在0.1?0.12Nm3/(min?t)。具體底吹強(qiáng)度可以根據(jù)冶煉鋼種要求而定。頂槍槍位控制在1.0?1.4m,頂吹氧氣流量18000?20000Nm3/h。參考文獻(xiàn)鐘良才,朱英雄：復(fù)吹轉(zhuǎn)爐底槍布置優(yōu)化探討,第十三屆全國(guó)煉鋼學(xué)術(shù)會(huì)議論文集,中國(guó)金屬學(xué)會(huì)煉鋼專業(yè)委員會(huì),昆明,2004,12：139-143.LiangcaiZhong,JunyingChun,ZhelongLei,ChenxiJi,YingxiongZhuandMaofaJiang:PhysicalModelingandOptimizationofBottomTuyereConfigurationandBlowingParametersinaTopandBottomCombinedBlowingConverter,DevelopmentsinChemicalEngineeringandMineralProcessing,2006,14(3/4):343-352.S.K.AjmaniandA.Chatterjee:ColdModelStudyofMixingandMassTransferinLDConver