單以剛　吳國(guó)平　謝生元

(南京鋼鐵股份有限公司)

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150 t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐底吹布置的優(yōu)化與應(yīng)用

單以剛吳國(guó)平謝生元

(南京鋼鐵股份有限公司)

基于水模擬實(shí)驗(yàn)優(yōu)選出的4種底吹布置方案(A1～A4)與現(xiàn)有底吹布置方案(O1)，利用數(shù)值模擬軟件FLUENT對(duì)不同布置下的轉(zhuǎn)爐熔池內(nèi)多相流流動(dòng)進(jìn)行了研究，以確定最佳底吹方案。研究結(jié)果表明，方案A1與A4的熔池?cái)嚢栊Ч黠@優(yōu)于其他方案；但由于前者的侵蝕面積更大，最終采用方案A4。工業(yè)試驗(yàn)表明，優(yōu)化后的底吹布置方案對(duì)熔池?cái)嚢璧男Ч鼉?yōu)，改善了熔池內(nèi)動(dòng)力學(xué)條件，冶煉時(shí)間縮短0.9 min，終點(diǎn)磷含量降低0.002%。

轉(zhuǎn)爐底吹數(shù)值模擬

0　引言

復(fù)吹轉(zhuǎn)爐技術(shù)源于20世紀(jì)70年代中期的歐美地區(qū)。復(fù)吹轉(zhuǎn)爐相比頂吹轉(zhuǎn)爐表現(xiàn)出更優(yōu)的冶金特性。這是由于底吹氣體強(qiáng)化了對(duì)轉(zhuǎn)爐熔池的攪拌，促進(jìn)了鋼-渣-氣反應(yīng)的進(jìn)行，具體體現(xiàn)在：促進(jìn)了鋼液溫度與成分的均勻，降低了鋼渣過(guò)氧化程度，降低了鋼液中的磷含量等方面[1]。為了最大化底吹氣體的攪拌效果，需要選擇適宜的底吹布置方案。而轉(zhuǎn)爐冶煉過(guò)程是一個(gè)高溫物理化學(xué)過(guò)程，難以直接對(duì)底吹氣體的攪拌效果進(jìn)行量化，目前國(guó)內(nèi)外的主要研究手段包括物理模擬即水模擬與數(shù)值模擬兩種，而數(shù)值模擬較水模擬更為接近爐內(nèi)真實(shí)情況，今年來(lái)在相關(guān)研究中得到了廣泛應(yīng)用[2-7]。

應(yīng)生產(chǎn)所需，在水模擬實(shí)驗(yàn)得到4種較優(yōu)底吹布置的基礎(chǔ)上，利用大型CFD商業(yè)軟件FLUENT研究了在各種布置方案下的轉(zhuǎn)爐熔池內(nèi)“氣-渣-金”三相流流場(chǎng)特性，以選出最優(yōu)方案。最后進(jìn)行了60爐次工業(yè)試驗(yàn)，以校驗(yàn)?zāi)M結(jié)果的正確性。

1　數(shù)值模擬研究

150 t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐熔池直徑為5198 mm，鋼液面高度為1513 mm，渣層厚度為350 mm。研究的五種底吹布置方案如圖1所示。其中，方案A1～A4為水模實(shí)驗(yàn)選出的較優(yōu)布置方案，O1為現(xiàn)有布置方案。圖中各圓環(huán)直徑由內(nèi)到外依次為0.3D，0.4D，0.5D，0.6D與D，相鄰直線夾角為15 °(O1中最小夾角為5 °)。底吹氣體采用氮?dú)?，總流量?70 Nm3/h。

圖1五種底吹布置方案示意圖

1.1數(shù)學(xué)模型

在建立數(shù)學(xué)模型的過(guò)程中，做出如下假設(shè)與簡(jiǎn)化：(1)將鋼液、渣、氮?dú)饩暈榕ｎD流體；(2)忽略鋼液溫度對(duì)流動(dòng)的影響；(3)無(wú)任何質(zhì)量源項(xiàng)；(4)將底吹磚簡(jiǎn)化為圓管。

1.1.1多相流模型

本研究使用VOF多相流模型追蹤氮?dú)?、鋼液及渣層的相間界面。質(zhì)量守恒方程如下：

(1)

式中：αq——第q相體積分?jǐn)?shù)，1；

ρq——第q相密度，kg/m3；

→ν——速度矢量，m/s。

動(dòng)量方程如式(2)所示，其與各相分布的關(guān)系表現(xiàn)在密度ρ與粘度μ上面。

(2)

式中：p——靜壓，Pa；

ρ→g——重力，N/m3。

ρ與μ如下式：

ρ=ρmαm+ρsαs+ρgαg

(3)

μ=μmαm+μsαs+μgαg

(4)

式中：α——體積分?jǐn)?shù)，1；

m、s與g分別代表鋼液、渣與氮?dú)狻?/p>

1.1.2湍流模型

本研究所使用的湍流模型為標(biāo)準(zhǔn)κ-ε 雙方程模型，湍動(dòng)能κ與湍流耗散率ε計(jì)算方法如下：

(5)

(6)

式中：Gk——平均速度梯度引起的湍動(dòng)能，kg/(m·s3)；μt——湍動(dòng)粘度，m/s。

二者的計(jì)算方法如下：

(7)

(8)

式中：C1ε、C2ε、Cμ、κ與ε為常數(shù)，分切取1.44、1.92、0.09、1.0與1.3。

1.1.3邊界條件與求解方法

本研究底吹入口使用質(zhì)量入口，出口使用壓力出口邊界，取值均為真實(shí)值，壁面為無(wú)滑移絕熱壁面，使用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行處理。壓力與速度耦合采用PISO算法，以在保證計(jì)算穩(wěn)定性的前提下提高計(jì)算效率。由于熔池中壓力梯度較大，對(duì)壓力使用PRESTO!格式差分，其余變量采用一階迎風(fēng)格式。相間界面使用幾何重構(gòu)方法處理，使用一階隱式格式處理瞬態(tài)問(wèn)題。

1.2模擬結(jié)果

湍動(dòng)能可以很好的表征底吹氣體對(duì)熔池的攪拌效果， 5種底吹布置下轉(zhuǎn)爐熔池不同截面的湍動(dòng)能分布如圖2所示。左側(cè)為垂直截面，中部為距熔池底部不同距離(距底部200 mm、750 mm、1300 mm)的三個(gè)水平截面，右側(cè)為靠近熔池底部的水平截面。可以發(fā)現(xiàn)，隨著底吹氮?dú)獾纳仙?，氣流與鋼液相互作用，湍動(dòng)能逐漸由底吹氮?dú)庀蜾撘恨D(zhuǎn)移，且在鋼液中傳遞時(shí)持續(xù)衰減，而在爐壁處由于流體的附壁效應(yīng)，湍動(dòng)能達(dá)到最小值。

圖2　5種底吹布置方案下轉(zhuǎn)爐熔池不同截面湍動(dòng)能云圖

從圖2可以看出，現(xiàn)有方案(O1)在垂直界面上湍動(dòng)能分布較為均勻，但其值較小，且在熔池中上部水平截面上分布不均。從垂直截面上來(lái)看，新的四種底吹布置方案(A1～A4)湍動(dòng)能均有一定提高，特別是方案A1與A4，極大程度的強(qiáng)化了熔池中部的攪拌效果，但也可以發(fā)現(xiàn)各個(gè)方案在外圍底吹與爐壁之間的湍動(dòng)能都偏低，這主要是受到了爐壁的抑制。此外，新的4種方案方案在水平截面上的湍動(dòng)能分布亦更為均勻，尤其是方案A2與A4。

不同底吹布置下轉(zhuǎn)爐熔池不同截面處平均湍動(dòng)能和平均速度(面積加權(quán)平均)分別見表1、表2。

表1　不同底吹布置下轉(zhuǎn)爐熔池不同截面處平均湍動(dòng)能

表2　不同底吹位置下轉(zhuǎn)爐熔池不同截面處平均速度

由表1可知，方案A1與方案A2在熔池的中下部湍動(dòng)能相對(duì)較低，方案O1與方案A3的湍動(dòng)能在整個(gè)熔池內(nèi)都偏低，而方案A4在整個(gè)熔池內(nèi)都具有較高的湍動(dòng)能。對(duì)比平均值，最大的是方案A4，其次是方案A1與A2，均在0.02 m2/s2以上。由表2可知，各方案的平均速度相差不大，且均隨著底吹氣流的上升而增大。平均速度最大的是方案A4，其次是方案A1與A3。

依據(jù)熔池內(nèi)湍動(dòng)能的分布情況確定的方案優(yōu)先順序?yàn)椋篈4，A2，A1，A3，O1，與水模擬實(shí)驗(yàn)混勻時(shí)間得到的優(yōu)先順序相同。依據(jù)熔池內(nèi)流速分布情況確定的方案優(yōu)先順序?yàn)椋篈4，A1，A3，A2，O1。

盡管熔池的攪拌效果對(duì)于冶煉來(lái)講十分重要，但還需考慮氣體以及鋼液對(duì)底吹磚和爐底的侵蝕作用。圖3是靠近爐底處水平截面(距爐底10 mm)上最大湍動(dòng)能對(duì)應(yīng)的面積，以此來(lái)衡量各方案中底吹布置的相對(duì)侵蝕程度。從保護(hù)爐底的角度來(lái)看，底吹布置方案的優(yōu)先順序?yàn)锳2，A4，O1，A3，A1。結(jié)合上述分析，最總選定布置方案A4進(jìn)行工業(yè)試驗(yàn)。

圖3　5種底吹布置方案下轉(zhuǎn)爐爐底侵蝕面積

2　工業(yè)試驗(yàn)

為檢驗(yàn)方案A4的實(shí)際1效果，共計(jì)進(jìn)行了60爐次工業(yè)試驗(yàn)，并對(duì)轉(zhuǎn)爐冶煉時(shí)間與鋼液脫磷情況進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)分析。該復(fù)吹轉(zhuǎn)爐平均出鋼量為150 t，供氧強(qiáng)度3.2 Nm3/(min·t)，脫碳槍位1.5 m，底吹供氣強(qiáng)度穩(wěn)定在0.03 Nm3/(min·t)。圖4為各爐次的冶煉時(shí)間，試驗(yàn)爐次平均冶煉時(shí)間為14.5 min，較原方案的15.4 min縮短0.9 min，滿足生產(chǎn)節(jié)奏的要求。這是由于新的底吹布置方案強(qiáng)化了熔池?cái)嚢栊Ч?，改善了爐內(nèi)動(dòng)力學(xué)條件，有利于加快生產(chǎn)節(jié)奏，縮短冶煉時(shí)間。圖5是各爐次的終點(diǎn)磷含量，優(yōu)化前后終點(diǎn)[P]平均值分別為0.0101%、0.0119%，達(dá)到要求。

圖4　優(yōu)化前后各爐次冶煉時(shí)間對(duì)比

圖5優(yōu)化前后終點(diǎn)[P]含量對(duì)比圖

3　結(jié)論

(1)數(shù)值模擬結(jié)果表明，采用方案A4時(shí)，轉(zhuǎn)爐熔池具有最大的平均湍動(dòng)能與平均速度，表明方案A4對(duì)熔池的攪拌效果更優(yōu)。再考慮到對(duì)爐底的侵蝕，方案A4與當(dāng)前底吹布置方案O1接近，在可接受的范圍內(nèi)，最終采納方案A4進(jìn)行工業(yè)試驗(yàn)。

(2)工業(yè)試驗(yàn)表明，復(fù)吹轉(zhuǎn)爐平均冶煉時(shí)間為14.5 min，較優(yōu)化前下降0.9 min，終點(diǎn)[P〗含量平均值為0.0101%，較優(yōu)化前下降0.0018%。

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OPTIMIZATION AND APPLICATION OF THE BOTTOM TUYERESCONFIGURATION FOR A 150 T COMBINED BLOWN CONVERTER

Shan YigangWu GuopingXie Shengyuan

(Nanjing Iron and Steel Group Corp.)

On the basis of four bottom tuyeres configurations optimized from the water-model experiment (A1～A4) and the existing configuration (O1), multiphase flow in the converter molten bath under different configurations has been studied by using CFD commercial software FLUENT to determine the most favorable configuration. The results show that the program A1 and A4 has better stirring effect than the other options; but because of the larger erosion area of the former, ultimately determine the use of the program A4 is determined determined. Industrial tests shows that, the optimized configuration has a good performance in bath stirring, provided a better kinetic conditions for the chemical reactions. Smelting time shorten 0.9 min, phosphorus content decreased 0.002%.

converterbottom tuyeres configurationnumerical simulation

2015-12-17

聯(lián)系人：?jiǎn)我詣偅こ處?，南鋼研究院?yīng)用技術(shù)研究所所長(zhǎng)，江蘇.南京(210035)，南京鋼鐵股份有限公司；