唐鋼50t轉(zhuǎn)爐濺渣護(hù)爐水力模型實(shí)驗(yàn)研究

曾亞南,李俊國,韓志杰,吳雨晨

(1.河北聯(lián)合大學(xué)冶金與能源學(xué)院,河北唐山 063009;2.唐山鋼鐵股份有限公司,河北 唐山050000)

濺渣護(hù)爐技術(shù)是提高轉(zhuǎn)爐爐齡的有效措施。它是采用高壓氮?dú)馔ㄟ^氧槍或?qū)ｉT的濺渣吹氮用槍高速噴入爐內(nèi),使?fàn)t渣噴濺到轉(zhuǎn)爐耐火爐襯上,有效增加爐襯使用壽命。由于轉(zhuǎn)爐濺渣護(hù)爐操作是一個(gè)高溫、復(fù)雜的過程,進(jìn)行現(xiàn)場研究比較困難,因此進(jìn)行水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)有著重要意義[1-3]。本研究以唐鋼二煉鋼50 t轉(zhuǎn)爐為研究對象,在目前濺渣護(hù)爐操作工藝為基礎(chǔ),采用水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn),選擇三種不同結(jié)構(gòu)氧槍(四孔、四孔變角和五孔),對頂槍槍位、頂吹流量、底吹流量、熔渣黏度和留渣量等濺渣操作工藝條件對濺渣效果進(jìn)行影響性評價(jià),以確定濺渣護(hù)爐的優(yōu)化工藝參數(shù),為現(xiàn)場的濺渣護(hù)爐操作提供理論依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)方案

1.1 物理模型的建立

轉(zhuǎn)爐濺渣護(hù)爐技術(shù)是氮?dú)馍淞鳑_擊熔渣,使熔渣濺起飛到爐襯上,從而達(dá)到保護(hù)爐襯的目的。根據(jù)相似原理,模擬實(shí)驗(yàn)應(yīng)滿足轉(zhuǎn)爐模型和原型的幾何尺寸相似和動(dòng)力學(xué)條件相似[4]。

實(shí)際生產(chǎn)中,噴槍出口氣體流速為超音速,而水力學(xué)實(shí)驗(yàn)中,氧槍模型出口氣體流速為亞音速,由于這兩種射流的擴(kuò)張角有所不同,對熔渣的沖擊效果也就有所不同。以亞音速射流模擬超音速氣體射流時(shí),盡管能夠保證槍位幾何相似,也會(huì)造成模型實(shí)驗(yàn)中亞音速射流與熔渣接觸面積偏大、射流中心流速偏低、對熔渣沖擊動(dòng)能偏低的現(xiàn)象[5-7]。因此在實(shí)驗(yàn)過程中對模型噴槍槍位進(jìn)行了修正[8-9],本實(shí)驗(yàn)條件下,槍位修正值為70mm,即實(shí)驗(yàn)選擇的槍位為理論計(jì)算的模型槍位減去修正值。模型、原型及對應(yīng)介質(zhì)的物理參數(shù)如表1和表2所示。

表1 幾何相似參數(shù)

表2 流體的物性參數(shù)

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)采用水、飽和鹽水和甘油分別模擬稀渣、正常渣和黏渣。模型與原型的幾何參數(shù)比為1:6.35,實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示。

圖1 水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)裝置示意圖

實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎糜袡C(jī)玻璃制成,模型內(nèi)表面按高度分為五等份,在等分處采用有機(jī)玻璃做成弧形槽的插板,并向上傾斜一定角度,粘在模型內(nèi)表面,模型內(nèi)側(cè)由上至下四等份分別代表爐帽處、耳軸上部、耳軸下部和渣線部位。

1.3 實(shí)驗(yàn)研究方法

在濺渣過程中如何有效的利用高速氮?dú)馍淞鳑_擊熔池,使?fàn)t渣均勻的濺射于整個(gè)轉(zhuǎn)爐爐襯表面,是濺渣護(hù)爐的關(guān)鍵技術(shù)之一。濺渣效果主要與槍位、氮?dú)饬髁俊⒘粼亢晚敇寚娍讑A角等因素有關(guān),因此,一般考察的濺渣工藝參數(shù)主要包括頂吹氮?dú)饬髁?、槍位、留渣量、底吹流量、熔渣黏?以及對氣體射流影響顯著的噴槍結(jié)構(gòu)。

在二煉鋼現(xiàn)有濺渣護(hù)爐操作工藝參數(shù)基礎(chǔ)上,實(shí)驗(yàn)采用6因素5水平的正交實(shí)驗(yàn)方案,在不考慮各因素交互影響作用的前提下,用L25(56)正交表安排實(shí)驗(yàn)次數(shù),從而確定出各因素對濺渣效果的影響大小,實(shí)驗(yàn)方案見表3所示。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

利用正交實(shí)驗(yàn)研究方法可以確定槍型、槍位、頂吹氣體流量、底吹氣體流量、留渣量和熔渣黏度等因素對爐型各部位濺渣效果的影響規(guī)律。通過對正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果的分析,可得到五水平下各因素的平均值以及極差,從而分析各濺渣工藝參數(shù)對渣線處、耳軸下部、耳軸上部、爐帽處濺渣量的顯著性影響。極差計(jì)算結(jié)果如表4所示。由表4可見,在實(shí)驗(yàn)選擇的各水平下,槍位、頂吹氮?dú)饬髁?、留渣量和熔渣黏度對渣線濺渣量影響最大,底吹流量和槍型對渣線濺渣量的影響較小。對耳軸下部濺渣量影響最大的因素為留渣量、槍位和頂吹氮?dú)饬髁?而槍型、底吹流量和熔體黏度對耳軸下濺渣量的影響較小。對耳軸上部的濺渣量影響最大的因素包括槍位和留渣量,而槍型、底吹流量、頂吹流量和熔體黏度對耳軸上濺渣量的影響較小。對于爐帽處濺渣量影響最大的因素為槍型、底吹流量、留渣量和熔渣黏度,而頂吹流量、槍位對爐帽處濺渣量的影響較小。

表3 正交實(shí)驗(yàn)各因素水平

表4 正交實(shí)驗(yàn)極差

2.1 顯著性影響因素對渣線處濺渣量的影響

顯著性影響因素對渣線處濺渣量的影響如圖2所示。圖2(a)所示,低槍位操作時(shí),提升槍位,渣線濺渣量逐漸增加。當(dāng)濺渣槍位提升到最佳槍位90mm(即實(shí)際槍位1m)時(shí),渣線濺渣量達(dá)到最大值;進(jìn)一步提高槍位,濺渣量明顯下降。圖2(b)所示,隨著氮?dú)饬髁康脑黾?射流對熔池的沖擊加強(qiáng),作用于爐渣的能量增加,尤其是對于熔池的浪涌濺渣更為有利,因此,渣線濺渣量隨之增加。當(dāng)?shù)獨(dú)饬髁窟^大時(shí),對熔渣的沖擊過強(qiáng),甚至穿透熔渣,射流傳遞給熔渣的能量將降低,從而削弱了渣線濺渣量。圖2(c)所示,留渣量越多,渣線濺渣量越高,但留渣量超過0.0033m3(留渣量為2.5t),繼續(xù)增加留渣量并不能顯著提高渣線濺渣量。留渣量超過0.0033m3(留渣量為2.5t)時(shí),射流對熔渣的攪動(dòng)不足,通過浪涌向渣線的濺渣量又有所降低。圖2 (d)所示,黏度為1.01m Pa?s稀渣的渣線濺渣量最大;而黏度為83.2m Pa?s的稠渣濺渣量最小。在濺渣護(hù)爐過程中,希望濺起的爐渣在高溫下流動(dòng)性好,黏度小,容易濺到爐襯表面;同時(shí)希望熔渣溫度降低后,熔渣黏度能快速上升,從而利于熔渣黏附于爐襯表面。

2.2 顯著性影響因素對耳軸下部濺渣量的影響

各顯著影響因素對耳軸下部濺渣量的影響如圖3所示。由圖3(a)可見,槍位對耳軸下部濺渣量的影響顯著,隨著槍位提升(在所選水平內(nèi)),射流對熔渣的沖擊動(dòng)能降低,而將有更多射流動(dòng)能轉(zhuǎn)化為渣滴動(dòng)能,從而強(qiáng)化噴射濺渣動(dòng)能,因此提升槍位更有利于爐襯位置較高處的濺渣。而槍位高于90 mm(實(shí)際槍位1m)以后,由于對提高渣線濺渣量的影響較小,為了提高耳軸下部濺渣量,應(yīng)當(dāng)盡量將槍位提升到90mm以上。由圖3(b)可見頂吹氣體流量低于54Nm3/h時(shí),耳軸下部的濺渣量隨頂吹氣體流量的增加而迅速增加;頂吹氣體流量高于54Nm3/h后,頂吹流量對耳軸下濺渣量的影響較小,甚至可能降低濺渣量。由圖3(c)可見,留渣量對耳軸下部濺渣量影響顯著,留渣量由0.001m3提高到0.0039 m3(實(shí)際渣量分別為1t和3t),耳軸處濺渣量可增加5倍,因此為了提高耳軸和爐帽處的濺渣量,應(yīng)盡量提高留渣量。

圖3 顯著影響因素對耳軸下部濺渣量的影響曲線

2.3 顯著性影響因素對耳軸上部濺渣量的影響

顯著性影響因素對耳軸上部濺渣量的影響如圖4所示。由圖4(a)可見,隨著槍位的提高(在所選的水平內(nèi)),耳軸上部的濺渣量增加,槍位在110mm時(shí)(即實(shí)際槍位在1150 mm時(shí)),濺渣量達(dá)到最大值。綜合考慮渣線濺渣量,槍位應(yīng)控制在90～110mm之間(即1000～1150 mm)時(shí)濺渣效果最佳。由圖4(b)可見,隨著留渣量的增加,耳軸上部的濺渣量呈逐步增加趨勢,其與耳軸下部濺渣量的趨勢相似。

圖4 顯著影響因素對耳軸上部濺渣量的影響曲線

2.4 顯著性影響因素對爐帽處濺渣量的影響

顯著性影響因素對爐帽處濺渣量的影響如圖5所示。由圖5(a)可見,四孔氧槍更有利于爐帽等高位置爐襯處的濺渣,濺渣量都要高于其它兩種槍型。與四孔變角和四孔相比,五孔氧槍對熔池的沖擊深度最大,沖擊面積最小,其沖擊動(dòng)能大部分都轉(zhuǎn)化為浪涌濺渣的能量,五孔氧槍的濺渣量明顯隨濺渣高度的增加而降低,對爐帽處的濺渣則低于四孔變角。由圖5(b)可見,底吹對爐帽部位濺渣量影響不是很大,但從濺渣效果來看,底吹作用是改變渣滴的濺出方向,提高了濺渣分布的均勻性。圖5(c)可見,留渣量低于0.0026 m3(實(shí)際渣量為2t)時(shí),隨著留渣量的增加,爐帽處濺渣量可顯著增加;留渣量高于0.0026 m3時(shí),進(jìn)一步提高留渣量則不會(huì)顯著提高爐帽處的濺渣量。圖5(d)可見,與黏度對渣線處濺渣量影響有所不同,隨著熔渣黏度增加,由浪涌濺渣為主導(dǎo)的渣線濺渣量急劇下降,而由噴射濺渣引起的耳軸和爐帽等高處的濺渣量并沒有明顯減少。與稀渣相比,盡管正常渣向耳軸和爐帽的濺渣量都有大幅度下降;但與正常渣相比,稠渣向爐帽處的濺渣量更高,基本與稀渣向該處的濺渣量持平,甚至有所增加。因此為了提高耳軸和爐帽等高處濺渣量,應(yīng)盡量提高爐渣黏度,這樣不僅有利于濺起的熔渣黏附于爐襯表面,而且更有利于該渣向耳軸上和爐帽處濺渣。

圖5 顯著影響因素對爐帽處濺渣量的影響曲線

3 結(jié) 論

根據(jù)唐鋼現(xiàn)有的濺渣護(hù)爐工藝條件,爐齡最低可達(dá)13000爐,最高達(dá)到23000爐,應(yīng)用四孔變角氧槍對濺渣的影響較小。結(jié)合現(xiàn)場單一氧槍冶煉、濺渣的現(xiàn)狀,對濺渣護(hù)爐的影響性規(guī)律進(jìn)行了正交實(shí)驗(yàn)研究并結(jié)合冶煉水模擬實(shí)驗(yàn)研究結(jié)果[4],得出以下結(jié)論:

(1)四孔變角氧槍對爐帽處濺渣量較四孔氧槍有所下降,但對整體濺渣濺渣效果影響不大。

(2)濺渣槍位應(yīng)控制在90～110 mm(實(shí)際槍位1 m～1.15 m之間)時(shí),濺渣效果達(dá)到最佳,為了提高耳軸和爐帽處濺渣量,可進(jìn)一步提高槍位。

(3)頂吹氣體流量控制為54Nm3/h(實(shí)際氮?dú)饬髁?4000Nm3/h),可提高各處濺渣量,濺渣總量可達(dá)到留渣量的86.15%。

(4)留渣量控制在0.0033m3(即實(shí)際留渣量為2.5 t)以內(nèi)為宜,進(jìn)一步提高留渣量不會(huì)有明顯的濺渣效果。

(5)熔渣黏度低時(shí),有利于通過浪涌向渣線濺渣,但黏附于爐襯的渣量相對較少;熔渣黏度高時(shí),有利于通過噴射向耳軸和爐帽處濺渣,同時(shí)有利于熔渣快速粘結(jié)在爐襯表面。

(6)底吹流量對各處濺渣量影響相對較弱,綜合考慮各處濺渣量,建議采用1.72Nm3/h(實(shí)際底吹流量320 Nm3/h)的底吹流量配合頂槍濺渣。

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