90t復吹轉(zhuǎn)爐底吹工藝優(yōu)化實驗研究

90t復吹轉(zhuǎn)爐底吹工藝優(yōu)化實驗研究摘要：針對三鋼90t復吹轉(zhuǎn)爐，在實驗室按照幾何相似比1:8.5建立了轉(zhuǎn)爐模型，在模擬實驗中，保證原型轉(zhuǎn)爐與模型轉(zhuǎn)爐的修正弗魯?shù)聹蕯?shù)Fr’相等，保持原型與模型的動力相似。研究了不同的底槍布置、頂吹氣體流量、底吹氣體流量、頂槍槍位對溶池混勻時間的影響。優(yōu)化得到了適合于三鋼90t復吹轉(zhuǎn)爐的底槍布置和復吹工藝。關(guān)鍵詞：90t復吹轉(zhuǎn)爐;底槍布置;底吹工藝;物理模擬;優(yōu)化研究0引言復吹轉(zhuǎn)爐煉鋼是當今世界上主要的煉鋼方法，雖然復吹轉(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，尤其是濺渣護爐以后，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，多采用多支對稱布置。隨著復吹轉(zhuǎn)爐技術(shù)由歐洲向東方傳播，在日本和中國等國家，復吹轉(zhuǎn)爐的底槍逐漸由多支變到少支布置，并且研究得出復吹轉(zhuǎn)爐底槍支數(shù)和布置與溶池混勻時間等一系列的經(jīng)典理論。至今為止，關(guān)于復吹轉(zhuǎn)爐底槍支數(shù)，形成了兩種觀點，以歐洲為代表主張復吹轉(zhuǎn)爐布置多支底槍；以中、日為代表主張復吹轉(zhuǎn)爐布置少支底槍。近年來從西方引進的底吹技術(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。東北大學經(jīng)過近年來的研究［1-2］，不僅主張復吹轉(zhuǎn)爐底槍應根據(jù)爐子容量采用合適的底槍支數(shù)，沿耳軸方向布置，而且主張底槍非對稱布置，以有利于縮短熔池混勻時間。本研究針對三明鋼廠90t復吹轉(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，確定最佳的復吹轉(zhuǎn)爐底槍支數(shù)和布置，為現(xiàn)場復吹轉(zhuǎn)爐優(yōu)化操作工藝提供依據(jù)。1實驗方法根據(jù)相似理論，在進行復吹轉(zhuǎn)爐物理模擬實驗時，要保證原型與模型的幾何相似和動力相似。影響復吹轉(zhuǎn)爐熔池流體運動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。由這三個力構(gòu)成的相似準數(shù)為雷諾數(shù)Re和修正弗魯?shù)聰?shù)Fr'。在湍流流動中，可以忽略流體粘性力的影響。因此，對于復吹轉(zhuǎn)爐的物理模擬實驗，在幾何相似的前提下，保證原型與模型間的修正弗魯?shù)聹蕯?shù)相等，就可保證原型和模型間的流動相似［3-4］。修正的弗魯?shù)聹蕯?shù)為：Fr，—u2.PggL ⑴lg式中，u—氣體流速，m/s；p—氣體的密度，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)聹蕯?shù)相等,得：Fr'=Fr' （2）mp

式中，下標m表示模型，下標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。在本實驗中，根據(jù)原型轉(zhuǎn)爐尺寸和實驗室條件，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)和布置的底吹實驗方案。模擬實驗的設備如圖3所示，本實驗用水模擬鋼液，用壓縮空氣模擬氧氣和底吹氣體，通過測定熔池的混勻時間來研究不同的復吹工藝和地區(qū)布置對熔池攪拌的影響。實驗時，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，用電導率儀和函數(shù)記錄儀以及計算機記錄熔池電導率隨時間的變化的曲線。上述測定內(nèi)容重復2?3次，取平均值確定熔池的混勻時間。實驗采用的工藝參數(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-電導電極；7-流量計；8-穩(wěn)壓罐;9-空壓機；10-儲氣罐；11-電導率儀；12-函數(shù)記錄儀圖3復吹轉(zhuǎn)爐物理模擬實驗裝置表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實驗結(jié)果與討論原底槍布置的底吹供氣強度對復吹轉(zhuǎn)爐溶池混勻時間影響如圖4所示。從圖4可知，原底槍布置復吹轉(zhuǎn)爐的溶池混勻時間隨底吹供氣強度增加而減少，但是變化幅度很小，這是原底槍布置的底吹對溶池攪拌效果差造成的。q/Nm3min-1t-1圖4原底槍布置復吹轉(zhuǎn)爐的混勻時間圖5四支底槍或六支底槍軸對稱布置四支底槍或六支底槍軸對稱布置在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）對所有實驗的槍位和底吹氣體流量的復吹條件下得到的混勻時間取平均值，得到如圖6所示的轉(zhuǎn)爐熔池的平均混勻時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間有所下降，四支底槍對稱布置在0.47D圓周上的混勻時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吹轉(zhuǎn)爐熔池的混勻時間還是較大，在45-61秒之間。在研究中還對三支（5#方案）、四支（6#方案）、五支（7#方案）和六支（8#方案）底槍非對稱布置的復吹條件下的熔池混勻時間進行了測定，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。測定結(jié)果如圖7所示。由圖可知，非對稱布置的底槍，熔池的混勻時間均低于方案1#?4#四種底槍布置的混勻時間，特別是四支和五支底槍非對稱布置的方案，在18000?22000Nm3/h的頂吹流量范圍，混勻時間比圖6中的混勻時間降低了30%?40%。在實驗中發(fā)現(xiàn)，不論底槍是對稱布置還是非對稱布置，當頂吹氣體流量達到22000Nm3/h時，轉(zhuǎn)爐熔池開始出現(xiàn)震蕩擺動，頂吹氣體流量升高到24000Nm3/h時，這種震蕩擺動現(xiàn)象更嚴重。由于熔池的這種震蕩擺動，使得5#和6#方案的底槍布置在大的頂吹流量范圍下，熔池混勻時間升高。65606560555045403530252018000190002000021000220002300024000Q/Nm3h-1T圖61#至4#底槍軸對稱布置方案復吹下熔池混勻時間圖75#至8#底槍非對稱布置方案的復吹下熔池混勻時間

四支底槍非對稱布置(6#方案)的復吹條件下混勻時間隨底吹氣體強度的變化如圖8所示，由圖可知，隨底吹供氣強度的提高，混勻時間明顯下降；在小的底吹強度時，低槍位有利于降低熔池的混勻時間；在大的底吹供氣強度下(>0.06Nm>min-Lt-i),槍位對混勻時間的影響減弱。q/Nm3min-1t-1B圖86#圖86#底槍布置方案復吹下熔池混勻時間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熔池混勻時間考慮到復吹轉(zhuǎn)爐冶煉到終點后為了使渣金兩相趨于平衡，一般進行純底吹后攪。圖9為不同底槍布置方案純底吹后攪時熔池混勻時間，由圖可知，原底槍布置方案的后攪混勻時間最長，為77?79s,并且隨底吹強度增加，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熔池的攪拌不起作用。對于其它底槍布置方案，隨底吹強度增加，熔池混勻時間下降，而且在所研究的底吹強度范圍，除4#方案在底吹強度小于0.1Nm3/(min?t)外，熔池混勻時間都遠遠低于原底槍布置的混勻時間，而6#、7#和8#底槍布置方案的混勻時間較短，只有1#原底槍布置方案混勻時間的30%?50%。3結(jié)論(1)原底槍布置方式的復吹轉(zhuǎn)爐，其純底吹的熔池混勻時間長，在77?79s之間，且隨底吹強度增加變化不大，熔池攪拌效果差；其復吹條件下的熔池攪拌效果也不好，混勻時間為50?65s之間。(2)采用四支或六支底槍軸對稱布置在0.47D或0.6D的圓周上，其純底吹的熔池混勻時間得到降低，在35?55s之間，且隨底吹強度增加而明顯下降；在復吹條件下，熔池的混勻時間依然長，在45?58s之間。底槍軸對稱布置不利于復吹轉(zhuǎn)爐熔池攪拌。(3)采用四支、五支或六支底槍非對稱布置在0.4D、0.47D和0.6D的圓周上，純底吹熔池的混勻時間短，為26?42s,比原底槍布置方案平均降低了56%；復吹條件下的熔池攪拌效果好，混勻時間在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)量非對稱布置有利于復吹轉(zhuǎn)爐的熔池攪拌。(4)過大的頂吹氣體流量，會產(chǎn)生熔池的震蕩擺動，有時會造成熔池的混勻時間增加。(5)冶煉過程中，前期底吹供氣強度可控制在小于等于0.04Nm3/(min?t),后期控制在0.06Nm3/(min?t),終點控制在0.08Nm3/(min?t),后攪底吹供氣強度控制在0.1?0.12Nm3/(min?t)。具體底吹強度可以根據(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。參考文獻鐘良才,朱英雄：復吹轉(zhuǎn)爐底槍布置優(yōu)化探討,第十三屆全國煉鋼學術(shù)會議論文集,中國金屬學會煉鋼專業(yè)委員會,昆明,2004,12：139-143.LiangcaiZhong,JunyingChun,ZhelongLei,ChenxiJi,YingxiongZhuandMaofaJiang:PhysicalModelingandOptimizationofBottomTuyereConfigurationandBlowingParametersinaTopandBottomCombinedBlowingConverter,DevelopmentsinChemicalEngineeringandMineralProcessing,2006,14(3/4):343-352.S.K.AjmaniandA.Chatterjee:ColdModelStudyofMixingandMassTransferinLDConver