陳興華1 胡志勇1 朱 榮2 劉福海2 姚柳潔2 馮強(qiáng)2
(1．南京鋼鐵股份有限公司； 2．北京科技大學(xué))
摘要：本研究利用 Fluent 軟件對(duì)南鋼 110t 轉(zhuǎn)爐頂吹氧槍噴頭參數(shù)對(duì)超音速射流流場(chǎng)分布特性影響進(jìn)行三維數(shù)值 模擬，并將研究結(jié)果應(yīng)用到南鋼 110t 轉(zhuǎn)爐常規(guī)冶煉過(guò)程。 研究結(jié)果表明，13.5°四孔氧槍在 1.7m 處（理論槍位）保持較高的射流速度，且射流有效沖擊半徑最大。 即 13.5°四孔氧槍可有效提高氧氣與熔池的接觸面積，提高氧氣利用效率。 基于 412 爐次冶煉數(shù)據(jù)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，相比于原氧槍，在采用設(shè)計(jì)流量為 24000 m3 ／ h，噴孔夾角 13.5°的優(yōu)化 后氧槍時(shí)，在相同冶煉條件下，110t 鋼水的平均冶煉時(shí)間及終點(diǎn)碳氧積分別減小 1.5 min 及 0．0003，熔池脫磷率提高 4.1％，終渣 TFe含量下降 1.7％。
關(guān)鍵詞：復(fù)吹轉(zhuǎn)爐；氧槍；數(shù)值模擬；超音速
0 前言
氧槍是轉(zhuǎn)爐煉鋼生產(chǎn)過(guò)程中的主要供氧設(shè)備，高壓氧氣被拉瓦爾管加速為具有較高動(dòng)能的超音速射流，使氧氣射流具有了較高沖擊攪拌能力［1，2］。當(dāng)高速氧氣射流到達(dá)熔池表面時(shí)，熔池表面形成沖擊凹坑，并不斷向熔池傳遞動(dòng)能。 因此，氧槍在轉(zhuǎn)爐冶煉節(jié)奏、熔渣乳化及脫磷脫碳等方面有重要的地位和決定性作用［3］。
隨著冶金技術(shù)與工藝的逐步完善，國(guó)內(nèi)外冶金工作者為進(jìn)一步優(yōu)化超音速氧氣射流流動(dòng)特性，并針對(duì)不同爐型特點(diǎn)與重點(diǎn)要求，逐漸開發(fā)了一系列新型氧槍噴頭，如：旋流氧槍、多角度氧槍、集束氧槍等［4－6］。
為進(jìn)一步提高南鋼 110t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐的冶煉節(jié)奏，提高終點(diǎn)命中率，本研究對(duì) 110t 復(fù)吹轉(zhuǎn)爐頂吹氧槍噴頭進(jìn)行設(shè)計(jì)。 研究過(guò)程中考慮到轉(zhuǎn)爐爐膛內(nèi)的高溫效應(yīng)，分別研究了不同夾角氧槍在高溫環(huán)境中的流動(dòng)特性，根據(jù)研究結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際操作特點(diǎn)選取最佳氧槍噴頭設(shè)計(jì)參數(shù)。 并通過(guò)分析優(yōu)化前后氧槍的供氧時(shí)間、終點(diǎn)碳氧積和終渣全鐵含量等參數(shù)，確定優(yōu)化后氧槍結(jié)構(gòu)的合理性。
1 數(shù)值模擬研究
1.1 模型建立
為分析不同氧槍結(jié)構(gòu)參數(shù)的超音速氧氣射流流場(chǎng)分布特征，本研究利用 Flurnt 17.0 軟件對(duì)3 種氧槍結(jié)構(gòu)在高溫條件下，氧氣射流進(jìn)行了三維數(shù)值模擬，氧槍噴頭主要幾何參數(shù)見(jiàn)表1。 根據(jù)表 1所列參數(shù)，按照 1：1 尺寸比例建立氧槍幾何模型，采用 Gambit軟件生成網(wǎng)格。 為保證模擬過(guò)程的收斂性與準(zhǔn)確性，全計(jì)算域均采用 6 面體網(wǎng)格劃分，且對(duì)噴頭部分進(jìn)行加密處理。 數(shù)值模擬模型選取可壓縮流體密度方程，穩(wěn)態(tài)求解器，三階迎風(fēng)差分模式及PISO 求解法計(jì)算。由于超音速氧氣流動(dòng)過(guò)程中需考慮流體流動(dòng)過(guò)程中存在較大的壓力與溫度梯度，因此選用可實(shí)現(xiàn) k－ε 模型對(duì)納維－斯托克斯方程進(jìn)行收斂求解［7，8］。
模擬過(guò)程中將氧槍拉瓦爾噴管入口設(shè)定為壓力入口，入口氧氣壓力為 0．814 MPa，氧氣初始溫度為300 K；射流出口邊界設(shè)定為壓力出口，壓力值設(shè)為爐膛壓力0．104MPa ，出口回流溫度為 1700 K；拉瓦爾噴管壁面的邊界類型設(shè)定為無(wú)滑移墻面，采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)計(jì)算壁面邊界層流場(chǎng)。
本模擬中采用如下假設(shè)：（1） 氧槍噴頭內(nèi)部所有連接處都很光滑，忽略管內(nèi)摩擦，且壁面是絕熱面；（2）所采用的氣相流體均具有粘性，且均為理想氣體；（3）射流計(jì)算域環(huán)境壓力及溫度等于出口邊界壓力及回流溫度。
1.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析
3 種氧槍噴頭夾角模式下的超音速氧氣射流速度云圖及流場(chǎng)等速線圖，分別如圖 1、圖 2 所示。
從圖1 可以看出，4孔氧槍在氧壓為 0．814MPa 的條件下，當(dāng)氧氣射流速度達(dá)到 450 m／s 時(shí)，射流核心區(qū)長(zhǎng)度均在 0.5m 以上。 后受壓力梯度影響，氧氣射流與環(huán)境氣體發(fā)生卷吸，且各超音速流股相互吸引， 導(dǎo)致煙氣射流速度持續(xù)衰減。 以等速線50 m／s為例，當(dāng)氧槍夾角分別為 12.5°和 13.0°時(shí)，射流在軸向交匯的位置分別為 1.31 m 及1.59m，射流交匯位置延后 0.28 m；當(dāng)氧槍夾角分別為13.0°和13.5°時(shí)，射流在軸向交匯的位置分別為 1.59 m 及1.66 m，射流交匯位置延后 0.07m。 因此，射流軸向交匯位置隨著氧槍夾角的增大而逐漸延后，且延后幅度逐漸下降。
當(dāng)射流速度≥100 m ／s時(shí)，射流產(chǎn)生的沖擊力可以滿足化渣和熔池?cái)嚢璧男枨蟆?定義，當(dāng)?shù)人倬€為 100m ／s 時(shí)，等速線徑向最大外延距軸線距離為氧氣射流半徑。 從圖 2可以看出， 以等速線為100m／ s為例，當(dāng)氧槍夾角為12.5°和 13.0°時(shí)，氧氣射流半徑分別為 0.50m 和 0.51m，氧氣射流半徑增大0.01m；當(dāng)氧槍夾角為13.0°和 13.5°時(shí)，氧氣射流半徑分別為 0.51 m 和 0.54 m，射流交匯位置延后0.03 m。 由此可知，氧氣射流半徑隨著氧槍夾角的增大而增大， 且增大幅度逐漸提高。 結(jié)果表明，13.5°的 4孔氧槍可以在保持有效地沖擊深度的同時(shí)，將沖擊面積控制在較大的區(qū)域內(nèi)，使熔池具有較好的混勻效果，并保證了與脫磷與脫碳反應(yīng)的順利進(jìn)行，且減輕了由于冶煉速度提高而造成的熔池返干現(xiàn)象。3種氧槍噴頭夾角模式下的超音速氧氣射流長(zhǎng)度見(jiàn)表 2。
從表 2 可以看出，不同等速線下氧氣射流長(zhǎng)度隨夾角增大先增大后減小，當(dāng)氧槍夾角為 13.0°時(shí)射流長(zhǎng)度最大。 當(dāng)?shù)人倬€為400 m ／s 時(shí)，13.5°氧槍夾角射流長(zhǎng)度大于 12.5° 氧 槍夾角； 當(dāng)?shù)人倬€為300 m ／ s及200 m／s 時(shí)，12.5°氧槍夾角射流長(zhǎng)度均大于13.5°氧槍夾角。
利用Fluent 軟件對(duì)優(yōu)化后 13.5°氧槍對(duì)轉(zhuǎn)爐熔池的沖擊深度和沖擊面積進(jìn)行了轉(zhuǎn)爐三相流頂吹數(shù)值模擬。 結(jié)果表明，原氧槍在1.2 m 和 1.5m 槍位下，熔池沖擊面積分別為 2.02 m2 和 2.37 m2 ；優(yōu)化后 氧槍在1.2 m和 1.5 m 槍位下，熔池沖擊面積分別為2.41 m2 和 3.23 m2 ，熔池沖擊面積分別提高了19.3％ 和 36.3％。 原氧槍在1.2m 和 1.5m槍位下，熔池沖擊深度分別為 0.301 m 和 0.249m；優(yōu)化后氧槍在1.2 m和 1.5 m槍位下，熔池沖擊深度分別為0.391m和 0.295m，熔池沖擊面積分別提高了29.9％ 和18.5％。 因此，優(yōu)化后 13.5°氧槍與原氧槍相比，其射流對(duì)轉(zhuǎn)爐熔池的沖擊面積和沖擊深度均有明顯升高，對(duì)熔池具有更明顯的混勻、攪拌效果，有利于促進(jìn)熔池中各項(xiàng)物化反應(yīng)的進(jìn)行。
2 工業(yè)試驗(yàn)
為檢驗(yàn)優(yōu)化后 13.5°氧槍的冶煉效果，在南鋼110t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐共進(jìn)行了412爐次工業(yè)試驗(yàn)，其主要冶煉鋼種有 45 鋼、Q235 和 HRB400，對(duì)轉(zhuǎn)爐冶煉時(shí)間、脫磷率、終點(diǎn)碳氧積及終渣全鐵含量進(jìn)行了綜合分析，原氧槍及優(yōu)化后氧槍的熔池冶煉成分和吹氧時(shí)間見(jiàn)表3。 本研究選取優(yōu)化前后氧槍各 100 爐次的冶煉數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。 試驗(yàn)結(jié)果表明，在鐵水成分和溫度基本相同條件下，優(yōu)化后氧槍較原氧槍吹氧時(shí)間縮短了1.5 min，碳氧積下降了 0.003。 因此，優(yōu)化后氧槍可有效縮短冶煉時(shí)間，從而優(yōu)化了熔池混勻效果。
優(yōu)化前后氧槍的熔池磷含量如圖3所示。 結(jié)果表明，原氧槍熔池平均磷含量為 0.022％，其波動(dòng)范圍為 0.027％ ～0.017％；優(yōu)化后氧槍的平均磷含量為0.020％，其波動(dòng)范圍為 0.027％ ～ 0.014％。 因此，優(yōu)化后氧槍可有效去除熔池中的磷元素。 但優(yōu)化后氧槍磷含量波動(dòng)范圍大于原氧槍，其主要原因是供氧強(qiáng)度大，導(dǎo)致熔池升溫速率提高，進(jìn)而削弱了其脫磷穩(wěn)定性。 同時(shí)，相比于原氧槍，優(yōu)化后氧槍脫磷率提高了4.1％。
優(yōu)化前后氧槍終渣主要成分如圖4 所示。 結(jié)果表明，由于優(yōu)化前后氧槍造渣制度相同，導(dǎo)致終渣堿度基本相同。 在此基礎(chǔ)上，優(yōu)化前后氧槍的終點(diǎn)全鐵含量分別為 23.1％及 21.4％。 因此，優(yōu)化后氧槍的終渣全鐵含量降低了 1.7％，提高轉(zhuǎn)爐冶煉終點(diǎn)金屬收得率。
3 結(jié)論
（1）射流軸向交匯位置隨著氧槍夾角的增大而逐漸延后，且延后幅度逐漸下降。 氧氣射流半徑隨著氧槍夾角的增大而增大，且增大幅度逐漸提高。 氧氣射流長(zhǎng)度隨夾角的增大先增大后減小，當(dāng)氧槍夾角為 13.0°時(shí)射流長(zhǎng)度最大。
（2）13.5°氧槍夾角氧槍既可以在保持有效地沖擊深度的同時(shí)，也可以將沖擊面積控制在較大的區(qū)域內(nèi)。 相比于原氧槍，優(yōu)化后氧槍在槍位為 1.2 m及1.5 m 時(shí)，熔池平均沖擊面積及平均沖擊深度分別提高 27.8％和 24.2％。
（3）工業(yè)試驗(yàn)表明，相比于原氧槍，采用設(shè)計(jì)流量為24000 m3 ／h，噴孔夾角 13.5°的優(yōu)化后氧槍時(shí)，在相同冶煉條件下，110t 鋼水的平均冶煉時(shí)間及終點(diǎn)碳氧積分別減小 1.5min 及 0.0003，熔池脫磷率提高4.1％，終渣 TFe含量下降1.7％。
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