不銹鋼側(cè)頂復(fù)吹A(chǔ)OD精煉過程的數(shù)學(xué)和物理模擬.pdf

1、概述了不銹鋼AOD精煉的工藝及進展，綜述了現(xiàn)有關(guān)于不銹鋼AOD精煉過程的一些物理模擬和數(shù)學(xué)模型的研究。以寶山鋼鐵股份有限公司不銹鋼分公司120 t側(cè)頂復(fù)吹A(chǔ)OD爐為對象，研究了該裝置內(nèi)精煉過程中不同工藝和結(jié)構(gòu)參數(shù)下熔池內(nèi)流體的流動和混合特性、側(cè)吹氣體射流的反沖現(xiàn)象及其對爐襯的蝕損作用；分析了側(cè)頂復(fù)吹條件下不銹鋼AOD精煉過程的實際情況，提出了一個不銹鋼側(cè)頂復(fù)吹A(chǔ)OD精煉過程的數(shù)學(xué)模型。 設(shè)計和建造了一幾何尺寸為該120 t側(cè)頂復(fù)

2、吹A(chǔ)OD爐1/4的模型。針對304型不銹鋼冶煉主脫碳期的吹煉過程，合理確定了原型和模型用套管式等截面噴槍對氣流的摩擦系數(shù)，計算了側(cè)吹用套管式等截面噴槍和頂吹用拉瓦爾(Laval)型噴槍的氣流特性參數(shù)，并由此較合理地確定了模型用側(cè)槍和頂槍的氣量，從而保證了模型和原型間足夠充分的運動相似性。對不銹鋼側(cè)頂復(fù)吹A(chǔ)OD精煉過程中熔池內(nèi)氣體射流的攪拌和流體的流動狀態(tài)及熔池液面的穩(wěn)定性、流體的流動和混合特性、側(cè)吹氣體射流的反沖現(xiàn)象及其對爐襯的蝕損作用

3、等作了較系統(tǒng)的物理模擬研究?？疾炝藗?cè)吹氣量、側(cè)槍支數(shù)和相鄰兩側(cè)槍間的夾角，以及頂吹氣量等的影響。由實驗測定的頂吹氣流的沖擊深度，基于wakelin的能量衡算法估算了本實驗條件下頂吹氣體射流對熔池的攪拌強度和對氣體射流總攪拌功率密度的貢獻。 結(jié)果表明，吹煉過程中熔池內(nèi)流體處于激烈的攪拌和循環(huán)運動狀態(tài)，熔池內(nèi)不存在明顯的死區(qū)，混合效果極好，混合時間短。側(cè)吹主槍的吹氣量對熔池內(nèi)流體的流動和混合有決定性的影響，．側(cè)吹副槍氣體射流對側(cè)吹主

4、槍氣體射流有顯著的物理屏蔽效應(yīng)。適當(dāng)提高側(cè)吹副槍吹氣量可提高混合效率。頂吹氣體射流會改變?nèi)鄢貎?nèi)氣體攪拌和流體流動的狀態(tài)，使紊流強度增大，混合效率降低，混合時間延長，頂吹氣量越大越明顯。在給定的側(cè)槍支數(shù)和吹氣量下，增大相鄰兩槍間夾角，有利于提高氣體射流對熔池的攪拌效率，縮短混合時間；在給定的側(cè)槍槍位和吹氣量下，增加側(cè)槍支數(shù)未必會有類似的效果，而且會使單槍的吹氣量減少，側(cè)吹氣體射流的水平滲透距離變短，熔池內(nèi)的高溫(反應(yīng))區(qū)會移向甚至貼近爐壁

5、，影響爐襯壽命。就熔池混合效果而言，對應(yīng)于工藝規(guī)定的6600 Nm<'3>/h的頂吹氧量，采用6槍、27°的側(cè)槍配置，在各精煉期均可達到良好的熔池混合效果。對現(xiàn)行工藝中采用的18°的側(cè)槍間夾角，無論是7槍，還是6槍或5槍，均不能達到理想的混合效果。 與純側(cè)吹和底吹過程中氣體射流的反沖現(xiàn)象相比，側(cè)頂復(fù)吹條件下水平側(cè)吹氣體射流的反沖現(xiàn)象具有自己的特征。在側(cè)頂復(fù)吹條件下，采用套管式側(cè)槍時，主槍氣流對水平側(cè)吹氣體射流的反沖現(xiàn)象具有決定性

6、的作用；副槍氣體射流對之有明顯的抑制和緩解效應(yīng)；頂槍氣體射流使水平側(cè)吹氣體射流的反沖變得較均勻，同時使反沖強度(壓力)增大。與純側(cè)吹過程一樣，在側(cè)頂復(fù)吹條件下，熔池內(nèi)液體的循環(huán)運動也是引起水平側(cè)吹氣體射流反沖現(xiàn)象的另一個重要原因。在側(cè)頂復(fù)吹條件下，浮力對水平側(cè)吹氣體射流的反沖作用有相當(dāng)大的影響，它不僅使水平側(cè)吹氣體射流的反沖強度增大，而且使?fàn)t襯蝕損區(qū)域擴大。與純側(cè)吹下的情況相比，在側(cè)頂復(fù)吹條件下，浮力使水平側(cè)吹氣體射流反沖強度增大的幅度

7、相對要小，但使反沖力的作用區(qū)域，即爐襯受損區(qū)域更大。在本工作給定的側(cè)槍支數(shù)和側(cè)吹與頂吹氣量下，側(cè)頂復(fù)吹過程中，在18°～27°的相鄰兩側(cè)槍夾角范圍內(nèi)，合宜地增大相鄰兩側(cè)槍間的夾角有利于緩解側(cè)吹氣體射流反沖的影響。相對而言，在給定的側(cè)吹和頂吹氣量下，采用7槍22.5°和6槍、27°的側(cè)槍配置時，無論是純側(cè)吹還是側(cè)頂復(fù)吹過程，爐襯的受損程度都比采用其它槍位和槍數(shù)時要輕。針對該AOD爐內(nèi)的精煉過程，考察了側(cè)頂復(fù)吹條件下120 t AOD爐的傳

8、熱特性和爐壁內(nèi)的溫度分布；分析了側(cè)頂復(fù)吹條件下不銹鋼AOD精煉過程的實際情況，包括鋼液中各元素的競爭性氧化、熔池成分的變化以及不等溫特性，提出了一個不銹鋼側(cè)頂復(fù)吹A(chǔ)OD精煉過程的數(shù)學(xué)模型。該模型假設(shè)經(jīng)頂槍吹入的氧氣，一部分與逸出熔池的CO在熔池上方氣相內(nèi)發(fā)生反應(yīng)生成CO<,2>，一部分使從熔池噴濺出的金屬液滴內(nèi)的各元素氧化，其余部分經(jīng)射流沖擊熔池而形成的凹坑(一次反應(yīng)區(qū))向熔池內(nèi)部滲透和溶解；進入熔池的氧氣使溶于鋼液中的碳、鉻、硅和錳，

9、以及作為基體的鐵同時發(fā)生氧化，生成的FeO也會氧化其它元素，基本上是精煉過程的一個中間產(chǎn)物。在復(fù)吹操作期間，所有可能的氧化一還原反應(yīng)分別在鋼液/氣泡界面以及鋼液/熔渣界面同時發(fā)生，并在競爭中分別達到各自的綜合平衡；在頂吹操作停止后的側(cè)吹精煉過程中，各精煉反應(yīng)主要在鋼液/氣泡界面同時發(fā)生，并在競爭中達到一綜合平衡，精煉過程中總的脫碳速率為側(cè)吹過程和頂吹過程兩者的貢獻之和。同時還假設(shè)在高的碳含量水平下，各元素的氧化速率主要與供氧速率有關(guān)；在

10、碳濃度低時，脫碳速率主要取決于鋼液中碳的傳質(zhì)。進而假設(shè)吹入鋼液未被吸收的氧氣將逸出熔池，在熔池上方的氣相內(nèi)參與生成CO<,2>的反應(yīng)，不在鋼液中溶解和積聚。以二維導(dǎo)熱數(shù)學(xué)模型處理了整個AOD爐的導(dǎo)熱損失，并對整個精煉過程作了體系的質(zhì)量和熱量衡算，考慮了添加合金料和造渣料等操作因素，精煉過程的不等溫特性，鋼液質(zhì)量和熔渣質(zhì)量的變化等因素，提出了一個不銹鋼側(cè)頂復(fù)吹A(chǔ)OD精煉過程的數(shù)學(xué)模型。基于PHOENICS計算軟件，對該模型進行了數(shù)值求解，

11、將該模型應(yīng)用于120 t側(cè)頂復(fù)吹A(chǔ)OD爐內(nèi)304型不銹鋼的精煉過程，以28爐數(shù)據(jù)對該模型作了檢驗。 結(jié)果表明，由該模型估計的吹煉各期終點鋼液內(nèi)碳、鉻、硅、錳的濃度和熔池溫度與實測值相吻合。無論是氧化精煉過程中各元素間的競爭性氧化和相應(yīng)的氧氣分配率，還是氬氣攪拌和還原精煉過程中各氧化物的競爭性還原和對應(yīng)的供氧率，均可用氧化和還原反應(yīng)的Gibbs自由能來表征和確定。對120 t側(cè)頂復(fù)吹A(chǔ)OD爐內(nèi)304型不銹鋼的精煉，對應(yīng)于頂吹，側(cè)吹

12、和總脫碳過程，脫碳的臨界碳濃度(在該濃度后，脫碳變?yōu)橛射撘簝?nèi)碳的傳質(zhì)控制)分別在0.942～0.895，0.078～0.224，0.14～0.245 mass％的范圍。頂吹氧量和側(cè)吹氣量及氧氣與惰性氣體的比率，對精煉過程有重要影響。對于該側(cè)頂復(fù)吹精煉過程，合宜地減少頂吹氧量，增大側(cè)吹氧量，可加速脫碳進程；在臨界點后適當(dāng)減少側(cè)吹氧量，增大氮氣流量降低氧氮比，可進一步促進脫碳反應(yīng)；適當(dāng)加大還原期氬氣流量，也可進一步促進脫碳及鉻的還原，提高降