陳興華¹   胡志勇¹   朱 榮²   劉福海²   姚柳潔²   馮強²

(1．南京鋼鐵股份有限公司； 2．北京科技大學)

摘要：本研究利用 Fluent 軟件對南鋼 110t 轉爐頂吹氧槍噴頭參數(shù)對超音速射流流場分布特性影響進行三維數(shù)值 模擬，并將研究結果應用到南鋼 110t 轉爐常規(guī)冶煉過程。 研究結果表明，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)結果發(fā)現(xiàn)，相比于原氧槍，在采用設計流量為 24000 m³ ／ h，噴孔夾角 13.5°的優(yōu)化 后氧槍時，在相同冶煉條件下，110t 鋼水的平均冶煉時間及終點碳氧積分別減小 1.5 min 及 0．0003，熔池脫磷率提高 4.1％，終渣 TFe含量下降 1.7％。

關鍵詞：復吹轉爐；氧槍；數(shù)值模擬；超音速

0  前言

氧槍是轉爐煉鋼生產過程中的主要供氧設備，高壓氧氣被拉瓦爾管加速為具有較高動能的超音速射流，使氧氣射流具有了較高沖擊攪拌能力^［1，2］。當高速氧氣射流到達熔池表面時，熔池表面形成沖擊凹坑，并不斷向熔池傳遞動能。 因此，氧槍在轉爐冶煉節(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］。

隨著冶金技術與工藝的逐步完善，國內外冶金工作者為進一步優(yōu)化超音速氧氣射流流動特性，并針對不同爐型特點與重點要求，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］。

為進一步提高南鋼 110t復吹轉爐的冶煉節(jié)奏，提高終點命中率，本研究對 110t 復吹轉爐頂吹氧槍噴頭進行設計。 研究過程中考慮到轉爐爐膛內的高溫效應，分別研究了不同夾角氧槍在高溫環(huán)境中的流動特性，根據(jù)研究結果與現(xiàn)場實際操作特點選取最佳氧槍噴頭設計參數(shù)。 并通過分析優(yōu)化前后氧槍的供氧時間、終點碳氧積和終渣全鐵含量等參數(shù)，確定優(yōu)化后氧槍結構的合理性。

1  數(shù)值模擬研究

1.1  模型建立

為分析不同氧槍結構參數(shù)的超音速氧氣射流流場分布特征，本研究利用 Flurnt 17.0 軟件對3 種氧槍結構在高溫條件下，氧氣射流進行了三維數(shù)值模擬，氧槍噴頭主要幾何參數(shù)見表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。 為保證模擬過程的收斂性與準確性，全計算域均采用 6 面體網(wǎng)格劃分，且對噴頭部分進行加密處理。 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，三階迎風差分模式及PISO 求解法計算。由于超音速氧氣流動過程中需考慮流體流動過程中存在較大的壓力與溫度梯度，因此選用可實現(xiàn) k－ε 模型對納維－斯托克斯方程進行收斂求解^［7，8］。

模擬過程中將氧槍拉瓦爾噴管入口設定為壓力入口，入口氧氣壓力為 0．814 MPa，氧氣初始溫度為300 K；射流出口邊界設定為壓力出口，壓力值設為爐膛壓力0．104MPa ，出口回流溫度為 1700 K；拉瓦爾噴管壁面的邊界類型設定為無滑移墻面，采用標準壁面函數(shù)計算壁面邊界層流場。

本模擬中采用如下假設：（1） 氧槍噴頭內部所有連接處都很光滑，忽略管內摩擦，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，當氧氣射流速度達到 450 m／s 時，射流核心區(qū)長度均在 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， 導致煙氣射流速度持續(xù)衰減。 以等速線50 m／s為例，當氧槍夾角分別為 12.5°和 13.0°時，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；當氧槍夾角分別為13.0°和13.5°時，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。

當射流速度≥100 m ／s時，射流產生的沖擊力可以滿足化渣和熔池攪拌的需求。 定義，當?shù)人倬€為 100m ／s 時，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，當氧槍夾角為12.5°和 13.0°時，氧氣射流半徑分別為 0.50m 和 0.51m，氧氣射流半徑增大0.01m；當氧槍夾角為13.0°和 13.5°時，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，將沖擊面積控制在較大的區(qū)域內，使熔池具有較好的混勻效果，并保證了與脫磷與脫碳反應的順利進行，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度見表 2。

從表 2 可以看出，不同等速線下氧氣射流長度隨夾角增大先增大后減小，當氧槍夾角為 13.0°時射流長度最大。 當?shù)人倬€為400 m ／s 時，13.5°氧槍夾角射流長度大于 12.5° 氧 槍夾角； 當?shù)人倬€為300 m ／ s及200 m／s 時，12.5°氧槍夾角射流長度均大于13.5°氧槍夾角。

利用Fluent  軟件對優(yōu)化后 13.5°氧槍對轉爐熔池的沖擊深度和沖擊面積進行了轉爐三相流頂吹數(shù)值模擬。 結果表明，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，其射流對轉爐熔池的沖擊面積和沖擊深度均有明顯升高，對熔池具有更明顯的混勻、攪拌效果，有利于促進熔池中各項物化反應的進行。

2  工業(yè)試驗

為檢驗優(yōu)化后 13.5°氧槍的冶煉效果，在南鋼110t復吹轉爐共進行了412爐次工業(yè)試驗，其主要冶煉鋼種有 45 鋼、Q235 和 HRB400，對轉爐冶煉時間、脫磷率、終點碳氧積及終渣全鐵含量進行了綜合分析，原氧槍及優(yōu)化后氧槍的熔池冶煉成分和吹氧時間見表3。 本研究選取優(yōu)化前后氧槍各 100 爐次的冶煉數(shù)據(jù)進行分析。 試驗結果表明，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。 結果表明，原氧槍熔池平均磷含量為 0.022％，其波動范圍為 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范圍大于原氧槍，其主要原因是供氧強度大，導致熔池升溫速率提高，進而削弱了其脫磷穩(wěn)定性。 同時，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。 結果表明，由于優(yōu)化前后氧槍造渣制度相同，導致終渣堿度基本相同。 在此基礎上，優(yōu)化前后氧槍的終點全鐵含量分別為 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％，提高轉爐冶煉終點金屬收得率。

3  結論

（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。 氧氣射流長度隨夾角的增大先增大后減小，當氧槍夾角為 13.0°時射流長度最大。

（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，也可以將沖擊面積控制在較大的區(qū)域內。 相比于原氧槍，優(yōu)化后氧槍在槍位為 1.2 m及1.5 m 時，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)試驗表明，相比于原氧槍，采用設計流量為24000 m³ ／h，噴孔夾角 13.5°的優(yōu)化后氧槍時，在相同冶煉條件下，110t 鋼水的平均冶煉時間及終點碳氧積分別減小 1.5min 及 0.0003，熔池脫磷率提高4.1％，終渣 TFe含量下降1.7％。

4  參考文獻

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