史志強1，崔小勇1，初仁生2，王衛(wèi)華2

( 1． 秦皇島首秦金屬材料有限公司，河北秦皇島066326; 2． 首鋼技術研究院，北京100041 )

摘要: 針對首秦公司LF 爐由于氬氣底吹位置布置不合理，造成LF 爐精煉過程氬氣流量無法實現精準控制的問題，利用FLUENT 分析軟件，建立了鋼包底吹氬氣模型，優(yōu)化吹氬孔的位置。研究結果表明，吹氬孔位置距鋼包中心由424 mm 外移到711 mm ，吹氬孔夾角由90°增大到122． 4°，混勻時間減少126s，兩相區(qū)流體動能增大，有利于能量的充分利用，加快粉劑的擴散和夾雜物的上浮。

關鍵詞: 底吹氬氣模型; LF 爐; 鋼包; 吹氬孔; 優(yōu)化

0 引言

長期以來，首秦公司LF 爐氬氣流量始終無法實現精準控制，LF 爐主要存在如下問題: ( 1) 鋼包底吹與下料口位置不完全匹配，在鋼包雙底吹全吹開情況下，3# LF 爐下料過程中易形成渣團，同時西南側有較大面積死區(qū)，鋼包爐整體化渣較為困難，在鋼包雙底吹、只有單個吹開情況下，1#、2# LF 爐也會形成團渣; ( 2) 鋼包底吹與電極位置不完全匹配，1#、2# LF 爐鋼包底吹位置處在A、C 相電極正下方，升溫過程中翻涌的熔渣容易對電極形成沖涮造成電極易斷，同時加大電流的波動和鋼渣噴濺^［1］。

綜合考慮3 座LF 爐底吹位置與下料口位置、電極位置的相應關系，同時滿足3 座LF 爐化渣快的要求。采用數值模擬建立了鋼包底吹模型，并進行了底吹優(yōu)化和改造^［2－4］，以提高加熱效率和精煉效果。

1 數學模型的建立

LF 精煉爐底吹氬氣攪拌，其操作關鍵是在最佳底吹位置及氬氣流量下達到最短的混合時間、最大的外加合金利用率以及最佳的夾雜物去除效果。為準確確定這些參數，必須深入了解爐內鋼液的速度分布及湍流特性分布。首秦公司3 座LF 爐鋼包底吹和下料口位置見圖1。

本計算采用通用流體軟件FLUENT，將原型和各改造方案的LF 爐，進行數學模型的建立，并對其進行有限體積網格劃分。采用Eula 多相流模型和k－ ε 湍流模型來模擬鋼液和氬氣的流動過程。鋼包內鋼水流動視為不可壓縮流，將鋼液內的流體處理為均相介質，鋼液的循環(huán)流動主要驅動力為氣泡的浮力，忽略鋼液渣層^［5］。鋼包底吹幾何模型如圖2 所示，模型計算用參數及鋼水/氬氣物性參數見表1。

1． 1 第一階段( 吹氬口位置的優(yōu)化)

分別對原鋼包和改進吹氬位置后的鋼包進行流體計算，共有9 個方案。

( 1) 3 個原包的吹氬孔中心坐標( － 300 mm，300 mm) 和( 300 mm，300 mm) 。3 個鋼包的下料口位置，1 # 鋼包下料口的中心坐標( 953 mm，550mm) ; 2#鋼包下料口的中心坐標( － 1 031 mm，595mm) ; 3#鋼包原包下料口的中心坐標( 1 031 mm，－ 595 mm) 。

( 2) 3 個鋼包吹氬孔分別外移1 塊磚，吹氬孔中心坐標( － 423 mm，423 mm) 和( 423 mm，423mm) ; 1#和2#鋼包下料口位置不變，3#鋼包下料口位置坐標改為( 1 031 mm，595 mm) 。

( 3) 3 個鋼包吹氬孔分別外移2 塊磚，吹氬孔中心坐標( － 503 mm，503 mm) 和( 503 mm，503mm) ) ; 3 個鋼包下料口位置同( 2) 。

1． 2 第二階段( 吹氬口夾角的優(yōu)化)

通過第一階段鋼包吹氬位置的優(yōu)化，得到2 個吹氬口夾角90°時、吹氬口距鋼包中心的最佳半徑。保持該半徑不變，改變2 個吹氣孔的夾角，找到吹氬孔的最佳夾角。

2 計算結果與分析

2． 1 吹氬孔位置的優(yōu)化

( 1) 原鋼包

圖3 為原鋼包流場模擬結果。由圖3( a) 、( c)可以看出，氬氣從鋼包底部吹入鋼包，氣柱沿近似于直線的軌跡向上，直到從鋼液面溢出。氣液兩相區(qū)呈一定的角度展開，其直徑按一定的斜率逐漸增大。這是由于氬氣對鋼液具有不斷卷吸作用，使得流股直徑隨垂直距離的增大而增大，氣液兩相流股可以近似看成呈錐形擴張。從圖3 ( b) 、( d) 可以發(fā)現，鋼液圍繞氣柱周圍形成速度梯度，靠近氣柱的鋼液速度較大，遠離氣柱的鋼液速度較小，2個氣柱間的鋼液由于相互碰撞運行方向向下，并且運行動能相互抵制，速度相對較小; 靠近壁面的鋼液運行方向向下，形成環(huán)流，速度相對較大。

圖4 為模擬不同工況下LF 爐鋼液速度矢量圖。由圖4 可知，原鋼包由于2 個吹氣孔相距較近，2個氣柱之間的鋼液沒有空間發(fā)展成環(huán)流，不利于夾雜物的去除?？拷诿嫣幍沫h(huán)流區(qū)較大，鋼液流速相對較小。優(yōu)化后，2 個氣柱間的鋼液形成了2 個小環(huán)流，并相互吸引而融合為1 個大的兩相區(qū)，從而有利于能量的充分利用。在大氣量底吹時能有效減少鋼包內死區(qū)面積，小氣量軟吹時鋼包內有效碰撞可促進小顆粒夾雜物相互粘結而長大，從而更易上浮去除?？拷诿嫣幍沫h(huán)流區(qū)相對原鋼包較小，鋼液流速相對較大。

為了定量化地比較各吹氬位置對鋼包化渣的影響，本研究采用加示蹤劑的方法，對鋼包內能夠代表各典型位置的10 個點進行監(jiān)測，監(jiān)測其示蹤劑質量分數。當10 個監(jiān)測點的濃度標準偏差＜ 10 ^－5 時，可以認為加入料混合均勻，該時刻即為混勻時間。比較各吹氬位置的混勻時間，即可找到最佳吹氬位置。圖5 為各吹氬位置下，1#LF 爐10 個監(jiān)測點濃度隨時間的變化曲線。

從圖5 可以看出，原鋼包的加入料混勻時間較長，為350 s，優(yōu)化后加入料的混勻時間均有不同程度的縮短，外移1 塊磚為324 s、外移2 塊磚時間最短，為284 s。與原鋼包相比，混勻時間分別縮短26s 和66 s，即吹氬孔位置距鋼包中心由424 mm 外移到711 mm，吹氬效果最好。

2． 2 吹氬孔夾角的優(yōu)化

目前LF 爐2 個吹氬孔夾角均為90°，本計算考察吹氬孔在不同夾角的情況下，加入料在鋼包內的混勻時間。通過查閱文獻可知^［6］: 雙吹時，噴孔夾角一般設置在45° ～ 180°范圍內。而45°夾角在大氣量下可能造成卷渣; 180°夾角的對流強度小，減少了夾雜物碰撞，不利于夾雜物結合長大上浮，所以這2個夾角都不做考慮。

分析吹氬孔的計算結果可知，吹氬孔在原位置處( 單孔與Y 軸夾角為45°) 外移2 塊磚的位置較理想，即吹氬孔與鋼包中心的距離已確定，為711 mm。

由于吹氬口位置在厚度方向( Y) 方向上只能1 塊磚、1 塊磚的移動( 1 塊磚的厚度為80 mm) ，這就固定了Y 方向的距離( 注: 在X 方向上可任意切割) ，即可求出該位置與X 軸的夾角。所以，將現有位置( Y 向距離為503 mm) 向上移動1 塊磚( Y 向583mm) 、向下分別移動1 塊( Y 向423 mm) 或2 塊磚( Y 向343 mm) 后，得到2 個孔與鋼包的中心夾角分別為70°、90°、107°、122． 4°，如圖6 所示。

圖7 為吹氬孔在幾種夾角位置下的監(jiān)測點示蹤劑濃度變化曲線，隨著吹氬孔夾角的增大，混勻時間逐漸縮短。當2 個吹氬孔夾角為122． 4°時，混勻時間最短，僅為224 s。

圖8 為Z 坐標100 mm 時，吹氬孔不同夾角湍動能隨X 軸坐標的變化。從圖8 可以看出，雙孔的位置對底部流動的擾動有很大關系。在鋼包底部，吹氬孔位置的鋼液由于氣泡的帶動具有較大的動能，形成了散點圖8 中2 個較高的峰值。噴孔周圍的鋼液作為補充，流向兩相區(qū)，其動能較小，形成了圖8 中較矮的散點。隨著夾角的增大，湍動能峰值逐漸增大，當夾角為122． 4°時底部湍動能峰值最高為0． 089 m2 /s2 ; 同時周圍動能較小的鋼液向兩相區(qū)流動較多，較矮的散點區(qū)比較平緩( 相反，夾角小時矮散點區(qū)比較鼓) ^［7］。這說明，當吹氬孔夾角較大時兩相區(qū)流體動能增大，從而有利于能量的充分利用，也有利于粉劑的迅速擴散和夾雜物的上浮去除。

通過鋼包底吹模型的建立，確定了最佳的底吹孔位置: 最佳吹氬孔坐標位置為( － 623 mm，343mm) 、( 623 mm，343 mm) 。依據此位置進行鋼包改造，改造后解決了底吹口與電極不匹配的問題，也縮短了混勻時間，冶煉周期降低了126 s，對能量的利用和夾雜物上浮去除方面也有很大的提高。

3 結論

( 1) 吹氬孔位置距鋼包中心由424 mm 外移到711 mm，2 個氣柱之間可充分發(fā)展成環(huán)流，混勻時間縮短，加快化渣和夾雜物的上浮，混勻時間可縮短68 s，同時，有利于夾雜物上浮去除，縮短投入料混勻時間。

( 2) 通過對吹氬孔在幾種夾角位置混勻時間和湍動能的比較，發(fā)現隨著吹氬孔夾角的增大，混勻時間逐漸縮短，湍動能峰值逐漸增大，有利于能量的充分利用、溫度的快速均勻、粉劑的迅速擴散和夾雜物的上浮去除。夾角位置由90°增大到122． 4°時，上述效果最好。

( 3) 本研究確定最佳吹氬孔坐標位置為( － 623mm，343 mm) 、( 623 mm，343 mm) 。對鋼包進行改造后，解決了底吹口與電極不匹配的問題，同時縮短了混勻時間，降低了冶煉周期，對能量的利用和夾雜物上浮去除方面也有很大的提高。

參考文獻

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