劉建偉,季偉燁

(山東鋼鐵集團日照有限公司,日照 276800)

包鋼(LF)精煉爐作為煉鋼工序最重要的爐外精煉方法之一,不管是LF單聯(lián)工藝路線還是LF+RH雙聯(lián)工藝路線,LF精煉爐對于整個煉鋼過程中的成分控制、溫度控制、鋼水質量以及生產(chǎn)節(jié)奏控制都至關重要[1-3]。LF精煉爐的水冷爐蓋是精煉爐進行冶煉生產(chǎn)的重要設備,其作用主要是保持爐內還原性氣氛[4],促進脫氧、脫硫以及防止二次氧化。此外,水冷爐蓋還可對LF精煉爐生產(chǎn)過程中產(chǎn)生的煙塵起到收束作用[5-6]。由于LF精煉爐水冷爐蓋下半部分并無耐蝕性材料保護,直接暴露在空氣中,因此水冷管壁受到來自鋼水以及電極加熱過程中產(chǎn)生的熱輻射作用極大,這會使水冷爐蓋的循環(huán)水冷管壁變得脆弱[7]。此外,在生產(chǎn)過程中產(chǎn)生的鋼水或鋼渣飛濺也會造成水冷管的疲勞強度降低,導致爐蓋管路開裂形成爐蓋漏水點[8]。這種漏水現(xiàn)象對現(xiàn)場的安全生產(chǎn)、鋼水質量、設備作業(yè)率以及生產(chǎn)節(jié)奏等均產(chǎn)生了很大影響[9]。

當爐蓋漏水量較小時,會導致鋼水中氫含量的升高[10],對連鑄坯的穩(wěn)定生產(chǎn)和鋼板質量控制產(chǎn)生較大影響[11];當漏水量較大時,會引發(fā)放炮等惡性安全事故[12-17]。通常情況下,只有在鋼水處理結束后,將鋼包車開出處理位置再進行檢查,才能判斷爐蓋是否漏水,且在漏水量較小或不漏水的情況下,在鋼水處理過程中也可能突然出現(xiàn)管壁大量漏水,因此,LF精煉爐水冷爐蓋漏水隱患極大。

在山東鋼鐵集團日照有限公司投產(chǎn)后,水冷爐蓋相繼出現(xiàn)了頻繁漏水現(xiàn)象,個別新爐蓋上線4 d后便開始漏水焊補,漏水頻次高的時候能達到2次/班,每次焊補耗時2～6 h,且極易發(fā)生焊補處再次漏水或焊補位置周圍出現(xiàn)漏水的現(xiàn)象[18],這對生產(chǎn)安全、節(jié)奏和質量控制造成不利影響。

筆者使用FLUENT數(shù)值模擬軟件,對LF精煉爐工藝中鋼包底吹氬過程[19]進行了模擬[20-24],從底吹氬氣流量、爐渣堿度、渣層厚度和實際爐蓋結構等方面,分析了LF精煉爐水冷爐蓋漏水的原因,并結合計算結果和現(xiàn)場實際提出了整改措施。

1 LF爐水冷爐蓋漏水現(xiàn)場情況

從目前現(xiàn)場實際生產(chǎn)情況來看,LF精煉爐水冷爐蓋使用壽命較短[25]。其最根本原因在于,爐蓋在使用一段時間后會頻繁出現(xiàn)漏水情況,漏水位置如圖1所示,圖2是水冷爐蓋漏水實況。從現(xiàn)場經(jīng)驗來看,爐蓋漏水位置主要集中在東西兩側(喂線側),南北(鋼包進出站方向)兩側漏水頻次很少。將漏水位置水管解剖后觀察發(fā)現(xiàn),管內壁附著大量氧化渣和水垢,見圖3。

圖1 LF精煉爐水冷爐蓋漏水位置示意圖

圖2 爐蓋漏水實況

圖3 水管內壁雜質

2 數(shù)學模擬

2.1 數(shù)學模擬基本假設

結合生產(chǎn)現(xiàn)場水冷爐蓋漏水位置,使用FLUENT數(shù)學模擬計算軟件,對鋼包底吹氬氣時鋼包內鋼水、鋼渣流動的液面波動進行計算?？紤]鋼水波動具有即時性,使用FLUENT瞬態(tài)計算方法,計算鋼包內鋼水的實時流動情況。

由于鋼水在鋼包中流動的復雜性,考慮到計算資源不足,且鋼包底吹元件對稱,因此只取整體的1/2進行計算。并且,為保證計算結果與實際情況吻合,所使用的模型為按實際鋼包等比例縮小的模型[26]。

為簡化計算,將作出以下假設[27-28]:(1)忽略整個過程中鋼包內的化學反應,將密度視為常數(shù);(2)假設吹入模內的氣泡是剛性的;(3)忽略溫度對氣泡的影響;(4)氣泡的物性參數(shù)為常數(shù)。

2.2 計算模型

在計算中為保證結果與實際相符,采用以下模型。

(1) VOF模型[29]

對于VOF模型,相間界面的跟蹤是通過求解一個或者多個相的體積分數(shù)的連續(xù)性方程來實現(xiàn)的,見式(1)。

(1)

式中:ρq為第q相的密度,kg·m-3;αq為第q相的體積分數(shù),%,滿足公式(2);t為底吹時間,s;μq為相的平均速率,m/s。

(2)

(2) 動量方程

動量方程見式(3)。

(3)

流體的物性參數(shù)根據(jù)式(4)～(5)計算。

ρ=αlρl+(1-αl)ρg

(4)

μ=αlμl+(1-αl)μg

(5)

式中:μeff為有效粘性系數(shù),kg·s·m-2;ui、uj為湍流流動的平均速度,m/s;αl為液相體積分數(shù);αg為氣相體積分數(shù);ui為流體在x、y、z方向上的速度分量,m/s;ρl為液相流體密度,kg/m3;ρg為氣相流體密度,kg/m3;t為時間,s;gi為重力加速度矢量,m/s2;p為流體的壓力,Pa;μl為液相流體分子黏度,Pa·s;μg為氣相流體分子黏度,Pa·s;F為氣體對液體的作用力,N。

(3) 湍流模型

使用k-ε湍流模型(k為湍流動能,ε為耗散率)來描述鋼包內鋼液的湍流流動,見式(6)～(7)。其中,Pk的值由式(8)決定。

(6)

(7)

(8)

由k和ε的值可以確定μt,見式(9)。

μt=cμρk2/ε

(9)

式中:k為湍流動能,m2·s-2;ε為湍流動能耗散率,m2·s-2;μ為分子黏度系數(shù),Pa·s;μt為湍流動能黏度系數(shù),Pa·s;ρ為密度,kg·m-3;c1,c2,cμ,σk,σε均為經(jīng)驗常數(shù)。

k-ε湍流模型中常數(shù)的取值為經(jīng)驗常數(shù),目前普遍采用的經(jīng)驗值為c1=1.44,c2=1.92,cμ=0.09,σk=1.0,σε=1.3。

(4) 離散相模型

使用離散相模型模擬氣泡在模內的運動情況,將流體(主要是液相或氣相)視為為連續(xù)介質,離散相分布于連續(xù)相中。使用歐拉法描述連續(xù)相,使用Navier-Stokes方程求解速率變量,利用拉格朗日方程描述離散相,因此這種模型屬于歐拉-拉格朗日模型。

Fluent軟件在拉氏坐標下使用離散相作用力微分方程求解離散相顆粒的軌道,當只考慮主要的作用力時,其方程用式(10)表示。

(10)

式中:u為連續(xù)相速率,m·s-1;up為氣泡速率,m·s-1;ρ為連續(xù)相密度,kg·m-3;ρp為氣泡密度,kg·m-3;FD為曳力系數(shù)。

式(10)所示的等號右邊第一項為曳力、第二項為凈浮力、第三項為虛擬質量力、第四項為壓力梯度。曳力系數(shù)FD可按方程(11)計算。

(11)

式中:μl為流體動力黏度,Pa·s;ρp為顆粒密度,kg·m-3;dp為顆粒直徑,m;Re為顆粒相對雷諾數(shù),其定義如式(12)所示,系數(shù)CD可用式(13)表示。

(12)

(13)

2.3 計算區(qū)域與網(wǎng)格劃分

鋼包底吹元件位于鋼包底部同側,并沿中軸線對稱分布,考慮到液面波動模擬過程的直觀性,以及對液面高度的準確描述,按照底吹透氣磚的對稱原則,取鋼包整體的1/2進行計算,網(wǎng)格劃分見圖4。

圖4 計算區(qū)域與網(wǎng)格劃分

將鋼包上部設置為壓力出口,底部及側面設置為墻,設置底吹透氣磚為氣體入口(如圖4所示),中間截面為對稱面。

3 結果與討論

3.1 數(shù)學模擬結果驗證

使用FLUENT軟件計算在大氬氣底吹(30 m3·h-3)、高堿度(堿度為7)、薄渣層(200 mm)條件下鋼包內鋼水液面的波動情況,當t=6 s時鋼水液面波動情況見圖5。 由圖5可見,鋼水液面波動較大,液面最高處均為底吹元件一側,同時圖中較為突出的兩個峰值分別出現(xiàn)在兩側(圖中箭頭所示),與實際生產(chǎn)過程中水冷爐蓋漏水位置多集中于東西兩側,且靠近與遠離底吹元件處各有漏點完全對應。

圖5 在大氬氣底吹、高堿度、薄渣層條件下t=6 s時鋼水液面波動情況

3.2 數(shù)學模擬結果

在實際生產(chǎn)中,由于冶煉鋼種不同,底吹流量、爐渣二元堿度、渣層厚度經(jīng)常變化。水冷爐蓋漏水情況時有發(fā)生,為了摸索不同條件下鋼包液面流動情況,探索減少因液面波動導致的爐蓋漏水方案,設計了4個模擬方案,見表1。

表1 不同條件下鋼水液面波動情況模擬方案

3.2.1 方案1下的計算結果

由圖6可見:當鋼包使用底吹元件進行底吹氬時,隨著時間的變化液面波動情況并不相同;隨著吹氬時間的增加,鋼包內鋼水先從底吹元件上方開始出現(xiàn)峰值,隨后動能向四周傳開,液面開始由底吹元件處向四周波動,并在波動中形成類似于海浪的形態(tài)。

圖6 方案1下不同時間鋼水液面波動情況模擬結果

由圖7可見:當使用底吹氬氣攪拌時,由于氬氣的提升作用,鋼水在底吹元件處向上運動,隨后到達鋼水液面后產(chǎn)生向四周下落的趨勢。因此,在靠近底吹元件一側,鋼水與包壁相互作用產(chǎn)生第一個液面高峰。所對應的鋼包原型液面的最高處與包沿的垂直距離約為80 mm,且計算時鋼包凈空設置為300 mm。因此,當鋼包凈空<200 mm時,鋼水與爐蓋距離較小,最高處垂直距離高出包沿約20 mm以上,極易濺射到爐蓋上。另外,從圖7(a) 可以看出,由于鋼包中鋼水產(chǎn)生循環(huán)流動,鋼包南北中軸線兩側形成回旋區(qū)。在圖7(b) 中,隨著鋼水不斷運動,回旋區(qū)不斷變化,回旋產(chǎn)生的鋼水流股與底吹元件附近下落的鋼水流股相互作用,產(chǎn)生第二個鋼水液面高峰。

圖7 方案1下不同時刻鋼水液面速率矢量圖

因此,當在LF精煉爐中使用當前底吹元件布置方案時,在大氬氣攪拌下鋼包中形成兩個鋼水液面高峰區(qū)。當?shù)状蹈觿×視r,鋼水液面會在這兩處高峰區(qū)與爐蓋發(fā)生碰撞,如果此時加熱電極插入過深,會將電極、鋼水和水冷爐蓋三者連通導電,使得水冷爐蓋受到電流作用,引發(fā)其薄弱處產(chǎn)生裂紋或者漏點。

3.2.2 方案2下的計算結果

由圖8可見:當?shù)状盗髁繙p小時,鋼水位于底吹元件上方因底吹氣影響產(chǎn)生的凸起明顯減小;同時,由于底吹氣量小,鋼水表面流動不劇烈,在遠離底吹元件處僅出現(xiàn)一個高度很低的小凸起;隨后在t=4.5 s和t=6.5 s時,鋼水液面并無明顯變化,流動較為平緩。

圖8 方案2下不同時間鋼水液面波動情況模擬結果

由圖9可見:由于底吹流量減小,在t=2.5 s時,在遠離底吹元件一側產(chǎn)生的較小的凸起,這是下落的鋼水沖擊速率較小的回旋區(qū)導致的,故此凸起較小;隨著時間的不斷延長,回旋區(qū)速率不斷增大,但是增加幅度有限,不足以與大氬氣底吹時所產(chǎn)生的速率相比,因此液面晃動的趨勢慢慢變小,回旋區(qū)趨于穩(wěn)定。

因此,當使用較小的流量進行底吹氬氣時,鋼水液面波動顯著減小,鋼水飛濺到水冷爐蓋上的概率也大大減小。

3.2.3 方案3下的計算結果

由圖10可見:由于渣層堿度低,因此其與鋼水之間的相互作用力減小,故在大氬氣流量的底吹條件下,底吹元件上方所產(chǎn)生的鋼水液面凸起明顯比圖4所示的大。圖10(a)顯示,鋼水界面處鋼液流速較快,因此在遠離底吹元件方向并未產(chǎn)生凸起。隨著時間不斷延長,產(chǎn)生回旋區(qū)的速率顯著增大,當t=6 s時,整個回旋區(qū)流速較快,同時與底吹元件方向的流股碰撞顯著,造成遠離底吹元件方向的鋼水液面波動劇烈,如圖10(b)所示。因此,當使用堿度較低的渣層時,更易產(chǎn)生鋼水界面的大范圍波動。

圖10 方案3下不同時間鋼水液面速度矢量圖

3.2.4 方案4下的計算結果

由圖11可見:當t=2 s時,由于渣層較厚,回旋區(qū)鋼水與渣層交互作用較大,最初由底吹元件上方向四周下落的鋼水與速率較小的回旋區(qū)鋼水碰撞,在遠離底吹元件方向產(chǎn)生較大的凸起;隨著時間的不斷延長,下落流股在厚渣層的作用下速率逐漸減小,形成了如圖11(b)所示的鋼水流股速率減小、凸起高度減緩的情況;當t=6 s時,鋼水除在底吹元件上方凸起較高外,在靠近包壁的一側波動較小,并未出現(xiàn)明顯的鋼水凸起現(xiàn)象,即此時遠離底吹元件一側的鋼水飛濺到水冷爐蓋上的概率大大降低。

圖11 方案4下不同時間鋼水液面速率矢量圖

3.3 討論

3.3.1 水冷爐蓋的冷卻方式

結合不同方案下的計算結果,對爐蓋漏水具體部位進行了數(shù)據(jù)統(tǒng)計。結果發(fā)現(xiàn),出現(xiàn)在高溫熱輻射區(qū)的第1114環(huán)冷卻水管(見圖12)的漏水頻次高達90%以上,此處冷卻水路設計為一個支路,該支路冷卻水由第11環(huán)水管進入,出口為上層的第14環(huán)水管,與相鄰支路比較,處于高溫熱輻射區(qū)的支路冷卻強度偏低,回水溫度通常都在50 ℃以上,高的時候能達到80 ℃,也說明了冷卻能力差的問題,結合圖3分析,還存在冷卻水汽化的現(xiàn)象。

圖12 水冷爐蓋高溫熱輻射區(qū)示意圖

3.3.2 鋼包凈空的影響

當鋼包凈空過小時,在LF精煉爐加熱、攪拌過程中,濺起的高溫液態(tài)鋼渣也會附著在水冷爐蓋內罩管壁上,尤其是冶煉低硫鋼種時,需要大氬氣攪拌實現(xiàn)脫硫效率和深度。在大氬氣攪拌過程中,氬氣對渣層的沖擊導致鋼渣飛濺并附著在管壁上,過小的鋼包凈空也會出現(xiàn)溢渣現(xiàn)象,這會增加鋼渣在管壁上的附著概率?，F(xiàn)場經(jīng)驗表明,當鋼包凈空<200 mm時,水冷爐蓋內罩管壁黏渣的概率與凈空大小成反比,尤其當凈空<50 mm時,黏渣量非常大,平均黏渣量達到了8 kg·爐-1。同時,當鋼包凈空過小時,加快了渣線磚的侵蝕速率[30],大大降低了鋼包的壽命。

3.4 改進措施

3.4.1 生產(chǎn)工藝及操作改進

為了防止水冷爐蓋漏水現(xiàn)象頻繁發(fā)生,根據(jù)計算結果和實際經(jīng)驗,從生產(chǎn)工藝及操作方面提出以下控制措施:(1)鋼包凈空嚴格控制在200～450 mm;(2)加熱時底吹氬流量控制在0到20 m3·h-1以內;(3)通過添加造渣石灰,控制爐渣堿度在5以上;(4)使用CaC2發(fā)泡方法增強埋弧效果。

3.4.2 爐蓋冷卻結構改進

為了提高水冷爐蓋高溫熱輻射區(qū)的冷卻效果,結合現(xiàn)有冷卻方式,對高溫熱輻射區(qū)的冷卻結構進行了改造,將第11～14環(huán)水管的一個冷卻支路改造成兩個冷卻支路,即第11～12環(huán)水管為一個冷卻支路(見圖13),第13～14環(huán)管為一個冷卻支路,兩個支路的進水流量與之前的一個支路相當,以此提高高溫熱輻射區(qū)的冷卻強度。

圖13 進回水結構示意圖

4 結論

(1) 數(shù)學模擬計算結果顯示,易產(chǎn)生漏點的區(qū)域分別是底吹元件附近和遠離底吹元件處。靠近底吹元件處的漏點是底吹氬氣的提升作用造成的;遠離底吹元件處的漏點是氬氣從底吹元件處向四周流動時與鋼水表面回旋區(qū)碰撞形成的。

(2) 大氬氣流量造成鋼水液面波動劇烈,易產(chǎn)生兩處較高的凸起;當渣層堿度較低時,鋼水與渣層作用力下降,液面波動劇烈;當渣層厚度較小時,無法對鋼水表面產(chǎn)生較好的覆蓋作用,鋼水波動劇烈。

(3) 在鋼包底吹氬過程中,適當減小大氬氣流量、提高渣層堿度和厚度,有利于減少水冷爐蓋黏鋼或黏渣。

(4) 通過現(xiàn)場工藝和操作的實施,以及對水冷爐蓋冷卻結構的優(yōu)化改造,爐蓋漏水現(xiàn)象得到了根本性遏制,漏水頻率由優(yōu)化前的平均2次/d,到現(xiàn)在爐蓋連續(xù)使用了10個月未出現(xiàn)一次漏水,這對現(xiàn)場安全穩(wěn)定生產(chǎn)、降低勞動強度、提高設備作業(yè)率、提高產(chǎn)品質量等均起到了積極作用。