馬德剛，陳偉慶，車曉梅

(北京科技大學(xué) 冶金與生態(tài)工程學(xué)院，鋼鐵冶金新技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100083)

煉鎳轉(zhuǎn)爐濺渣護(hù)爐的水模試驗(yàn)

馬德剛，陳偉慶，車曉梅

(北京科技大學(xué) 冶金與生態(tài)工程學(xué)院，鋼鐵冶金新技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100083)

利用1/4水力學(xué)模型試驗(yàn)研究煉鎳轉(zhuǎn)爐濺渣工藝參數(shù)對爐襯各部位濺渣量的影響。結(jié)果表明：濺渣時(shí)間和爐體傾角是影響濺渣總量的顯著性因素，且與之成正比關(guān)系。濺渣量分布受爐體角度和初始熔池深度影響較大，當(dāng)爐體角度由-10°增至-30°或初始熔池深度(h/D)由0.078增至0.172時(shí)，風(fēng)口對面的濺渣量比例由80%急劇降為5%左右，風(fēng)口面和端墻面濺渣量相應(yīng)增大。濺渣高度隨著爐體角度和初始熔池深度增加而降低。濺渣模式分為噴濺、渣涌或兩者共存。濺渣過程通過調(diào)整爐體傾角，可以實(shí)現(xiàn)較大的濺渣總量和均勻的分布。工業(yè)濺渣試驗(yàn)驗(yàn)證了水模型的研究結(jié)果，風(fēng)口粘結(jié)過多等問題得到了解決。

鎳轉(zhuǎn)爐；濺渣護(hù)爐；水模型；濺渣模式；噴濺

“Slag freeze lining”[1-4]指通過在冶金爐窯耐火內(nèi)襯表面上形成粘渣保護(hù)層達(dá)到保護(hù)磚襯本體、提高爐窯壽命的一種技術(shù)。目前，該技術(shù)已廣泛應(yīng)用于鋅沸騰爐、ilmenite熔煉爐、Hall-Heroult爐、艾薩爐、煉鋼轉(zhuǎn)爐等，其中，以煉鋼轉(zhuǎn)爐濺渣護(hù)爐工業(yè)實(shí)踐最為成功，轉(zhuǎn)爐壽命由幾百爐提高至上萬爐。濺渣護(hù)爐技術(shù)主要利用氣體射流將改質(zhì)爐渣噴濺在爐襯上，形成具有耐火度高、抵抗侵蝕力強(qiáng)的濺渣層以抵抗高溫熔體破壞作用。

煉鎳轉(zhuǎn)爐是一種臥式轉(zhuǎn)爐，采用底部側(cè)面浸入式風(fēng)口噴吹空氣冶煉高冰鎳，爐齡一直不高。目前，生產(chǎn)現(xiàn)場中采用提高爐齡的方法如改進(jìn)耐火材質(zhì)、優(yōu)化吹煉制度及搖爐掛渣等對改善臥式轉(zhuǎn)爐壽命低下的狀態(tài)作用比較有限。借鑒煉鋼濺渣護(hù)爐的技術(shù)，劉鑫韜等[5]在金川鎳轉(zhuǎn)爐中進(jìn)行濺渣護(hù)爐的工業(yè)試驗(yàn)，并獲得成功，爐齡增加200多爐次。工業(yè)試驗(yàn)期間發(fā)現(xiàn)，不同爐次間濺渣效果差異較大，且某些爐次爐壁上不同部位的濺渣量分布不均勻，風(fēng)口粘結(jié)過多，為正常吹煉帶來諸多不便。為獲得最佳的濺渣護(hù)爐效果，利用水力學(xué)模擬的方法研究濺渣參數(shù)對濺渣效果的影響很有必要。

關(guān)于臥式轉(zhuǎn)爐中氣體和熔池作用的定性分析已有了一定研究[6-8]，爐渣噴濺通過被認(rèn)為是一種異?，F(xiàn)象，LIOW 和 GRAY[9]利用水模試驗(yàn)討論了正常吹煉條件下噴濺或渣涌現(xiàn)象產(chǎn)生的臨界條件，并認(rèn)為風(fēng)口浸沒深度和熔池深度影響較大；但其未對噴濺量進(jìn)行定量或半定量研究。

煉鋼轉(zhuǎn)爐的水模試驗(yàn)研究已有報(bào)道，CHATTERJEE和 BRADSHAW[10]、PUAL 和 GHOSH[11]、MAHAPATRA等[12]分別利用水槽或托盤收集法、海綿吸收法及高速相機(jī)成像法研究了正常吹煉期間熔池的噴濺量。KENT[13]利用物理模擬的方法模擬了煉鋼轉(zhuǎn)爐濺渣條件下的氣液流作用，其將 67個(gè)收集盒固定在轉(zhuǎn)爐爐墻，通過稱量實(shí)驗(yàn)后收集盒內(nèi)介質(zhì)的質(zhì)量討論了濺渣參數(shù)對濺渣量的影響。以上方法主要針對熔池較深、噴濺量較小和濺渣類型為噴射流等情況，但對熔體噴濺的量化研究具有一定的借鑒價(jià)值。

本文作者通過建立1/4水模型，利用吸收和攝像結(jié)合的方法研究濺渣參數(shù)對煉鎳轉(zhuǎn)爐濺渣效果的影響，并對濺渣模式進(jìn)行理論分析，以便優(yōu)化煉鎳轉(zhuǎn)爐的濺渣方案用于指導(dǎo)現(xiàn)場操作。同時(shí)該工作也將豐富煉鎳轉(zhuǎn)爐氣液作用的相關(guān)研究。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 理論基礎(chǔ)

為了保證水模型幾何相似，模型和原型考慮如下無因次變量(式(1)～(5))相等。其中，分散率表征鼓風(fēng)面積對熔池的攪拌能力，熔池比例和風(fēng)口浸沒比例為熔池深度和風(fēng)口深度的幾何比例和物理位置，風(fēng)口間距比例對于軸向氣流分布具有重要影響。

式中：N為風(fēng)口數(shù)量；d0為風(fēng)口內(nèi)徑；D為轉(zhuǎn)爐內(nèi)徑；L為轉(zhuǎn)爐長度；h為熔池深度；h1為風(fēng)口浸沒深度；d1為風(fēng)口間距；h2為濺渣高度。

為了保證動(dòng)力學(xué)相似，應(yīng)保證以下無因次變量(式(6))相等。

式中：ρg和 ρl分別為氣體和液體密度; u0為風(fēng)口前氣體速度。

弗勞德數(shù) Fr表征作用于熔池的氣體慣性力與重力的比率，修正弗勞德數(shù) Fr′包含氣體密度與熔體氣體密度差比率和風(fēng)口前距離，它對熔池運(yùn)動(dòng)狀態(tài)影響最大，即決定氣體自風(fēng)口噴出形成沖擊區(qū)的大小及熔池內(nèi)部和表面的性質(zhì)(如噴流的運(yùn)動(dòng)軌跡、噴濺形成條件、縱波形成及幾何尺寸等)[14-15]。通過利用建立水模擬試驗(yàn)與生產(chǎn)實(shí)踐中修正弗勞德數(shù)相等關(guān)系可以確定水模試驗(yàn)氣體噴吹主要的參數(shù)，如式((7)～(11))所示。相關(guān)無因數(shù)變量計(jì)算結(jié)果如表1所列。

式中：um、dm、ρm、Qm、up、dp、ρp和 Qp分別為模型和實(shí)型的氣體速度、風(fēng)口直徑、密度和流量。

表1 模型與原型無因次變量對比Table1 Comparison of model and industrial dimensionless numbers

1.2 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及方案

水模擬試驗(yàn)裝置由空氣壓縮機(jī)、氣體控制和調(diào)節(jié)系統(tǒng)、轉(zhuǎn)爐本體以及濺渣介質(zhì)收集系統(tǒng)組成?？諝鈮嚎s機(jī)最大排氣壓力1 MPa，最大排氣量3.0 m3/min。水模型本體與金川 80 t煉鎳轉(zhuǎn)爐比例為 1∶4，如圖 1所示。爐體內(nèi)徑為0.638 m，壁厚為10 mm，10支風(fēng)槍由爐體底部側(cè)面水平插入，模型與原型幾何參數(shù)對比見表 2。濺渣介質(zhì)收集器由海綿和收集盒組成，試驗(yàn)過程中海綿吸收由氣體濺起的介質(zhì)，介質(zhì)在海綿中達(dá)飽和后滲入下面的收集盒內(nèi)，圖2所示為收集器結(jié)構(gòu)和尺寸。實(shí)驗(yàn)過程中通過稱量收集盒內(nèi)的濺渣介質(zhì)重量評價(jià)濺渣量。收集盒沿鎳轉(zhuǎn)爐模型縱向中心面不同高度單側(cè)布置在爐壁上，數(shù)量共51個(gè)，由于對稱關(guān)系，可根據(jù)51個(gè)收集器的收集介質(zhì)濺渣量評估整個(gè)爐襯上的濺渣量。選取純水(W)和體積比為1∶1的甘油-水溶液(G-W)來模擬不同密度和黏度的濺渣介質(zhì)。濺渣氣體選用壓縮空氣。

表2 模型與原型幾何參數(shù)對比Table2 Comparison of model and industrial parameters

理想的濺渣效果要求滿足濺渣量盡量大的前提下，應(yīng)滿足濺渣量在爐襯各面(風(fēng)口面、風(fēng)口對面及端墻面)分布均勻，即濺渣操作盡量不改變轉(zhuǎn)爐內(nèi)型形狀；濺渣高度應(yīng)大于正常吹煉期間熔池最大高度。為了確定濺渣量的顯著影響因素，選取L16(45)的正交實(shí)驗(yàn)，濺渣介質(zhì)選取水，因素水平表如表3所列。為了探究濺渣介質(zhì)的性質(zhì)對濺渣效果的作用機(jī)理，分別選取水(W)及體積比為 1∶1的甘油-水(G-W)作為介質(zhì)，考察初始熔池深度、濺渣時(shí)間、爐體角度及風(fēng)量對濺渣效果的影響。初始熔池深度由現(xiàn)場試驗(yàn)過程的留渣量折算，爐體角度與風(fēng)口傾角有一定的對應(yīng)關(guān)系。單因素實(shí)驗(yàn)的基本參數(shù)如下：初始熔池深度為75和100 mm，濺渣時(shí)間為 10 min，爐體傾角為-20°，風(fēng)量為120 m3/h。實(shí)驗(yàn)中選取無因次變量如熔池比例h/D，風(fēng)口浸沒比例 h1/D，濺渣高度比例 h2/D等描述濺渣條件，濺渣效果選取濺渣量和濺渣量分布作為評估指標(biāo)，濺渣量為收集濺渣介質(zhì)的質(zhì)量與密度的比值(m/ρ)，其中水的密度為1 g/cm3，甘油-水的密度為1.13 g/cm3；濺渣量分布主要考察風(fēng)口面、風(fēng)口對面及端墻面的濺渣量比例及濺渣量在爐體垂直方向的變化規(guī)律。

表3 正交實(shí)驗(yàn)因素和水平表Table3 Levels and factors in orthogonal experiments

2 結(jié)果與討論

2.1 濺渣量的顯著因素分析

圖1 1/4模型的示意圖Fig.1 Schematic of 1/4 scale model (Side A: Tuyere line; Side B: Opposite tuyere line; Side C: End side)

圖2 收集器裝置Fig.2 Apparatus of collecting box (unit: mm)

選取濺渣量作為評價(jià)指標(biāo)，利用方差分析處理正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果，取顯著水平a=0.05，熔池深度Fd=5.551，濺洼時(shí)間 Ft=16.747，爐體傾角 Fa=14.050，風(fēng)量 Fr=0.966，臨界值Fc=9.280。結(jié)果表明，濺渣時(shí)間和爐體角度對濺渣量影響顯著，風(fēng)量對濺渣量影響很小。結(jié)合直觀分析結(jié)果可以看出，濺渣量隨著濺渣時(shí)間增加顯著增加；爐體角度在0°時(shí)濺渣量偏小，隨著爐體傾角增大濺渣量呈增大趨勢。HASANZADEH和ASKRI[7]采用 1/8水模的試驗(yàn)研究表明，爐體傾角大于0°時(shí)，熔池產(chǎn)生噴濺的條件為沖擊坑深度大于臨界值；爐體傾角為0°時(shí)，熔池表面產(chǎn)生擾動(dòng)，徑向和軸向的噴濺距離均較小。本研究中不同熔池深度條件下，當(dāng)爐體角度大于或等于0°時(shí)，由于空氣射流強(qiáng)度小，熔池內(nèi)部沖擊深坑未達(dá)到臨界深度，熔池表面液體有限的反射流比例和速度不足以在爐壁上形成充分的濺渣層。因此，以下重點(diǎn)討論風(fēng)口浸沒(爐體傾角小于0°)條件下濺渣和氣液兩相流規(guī)律。

2.2 濺渣工藝參數(shù)對濺渣效果的影響

2.2.1 濺渣時(shí)間對濺渣效果的影響

圖3(a)和(b)分別為濺渣時(shí)間對濺渣量及其分布的影響。由圖3(a)可知，選取初始熔池比例h/D= 0.16、風(fēng)量120 m3/h、爐體傾角-20°、濺渣時(shí)間5~20 min時(shí)，隨著濺渣時(shí)間延長，濺渣量明顯增加；但由于熔池深度不斷下降，濺渣量增加的幅度有所減少。由圖3(b)可知，隨濺渣時(shí)間延長，風(fēng)口面的濺渣量逐漸減少，風(fēng)口對面和端墻面的濺渣量逐漸增加。同樣，對于不同的爐體角度和初始熔池比例條件，隨著濺渣時(shí)間變化濺渣量變化很大，但對濺渣量分布影響較小。由上面分析可知，為了獲得足夠的濺渣量，應(yīng)適當(dāng)延長濺渣時(shí)間，但過長的濺渣操作會(huì)干擾轉(zhuǎn)爐正常吹煉節(jié)奏。因此，濺渣時(shí)間一般控制在10~15 min。

圖3 濺渣時(shí)間對濺渣量及其分布的影響Fig.3 Effects of blowing time on amount and distribution of splashes: (a) Amount of splashes; (b) Distribution of splashes

2.2.2 爐體傾角對濺渣效果的影響

圖4所示為爐體傾角對濺渣量及其分布的影響。由圖4(a)可知，當(dāng)爐體傾角由-5°增加至-10°時(shí)，濺渣量有所降低；而當(dāng)爐體傾角由-10°增加至-30°時(shí)，濺渣量隨著爐體角度增大呈現(xiàn)明顯增加的趨勢。

由圖4(b)可知隨著爐體傾角增加，風(fēng)口面的濺渣量比例逐漸增加，而風(fēng)口對面的濺渣量則相應(yīng)減少；濺渣量隨著垂直高度增加而顯著下降。進(jìn)一步分析可知：

1) 爐體傾角為-5°時(shí)，濺渣量主要集中在風(fēng)口對面，比例約為 82.6%，濺渣量分布范圍距爐底 h2/D=0.87；風(fēng)口面濺渣量比例較小，且集中在距爐底h2/D=0.39附近區(qū)域。LIOW 和 GRAY[9]研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)風(fēng)口浸沒比例h1/D=0.027(h/D=0.30)時(shí)，風(fēng)口前形成了氣體管道效應(yīng)。在本試驗(yàn)條件下，h1/D=0.013 8，熔池運(yùn)動(dòng)性質(zhì)為噴射流。由于鼓風(fēng)輸入的能量幾乎全部轉(zhuǎn)化為射流能量，且射流穿透熔池的阻力小、作用時(shí)間短，因此，其極易在熔池表面形成噴射現(xiàn)象[16]。在噴射作用下，高速液滴到達(dá)風(fēng)口對面并被收集盒吸收，因此，該條件下風(fēng)口對面的濺渣比例最大。

圖4 爐體傾角對濺渣量及其分布的影響Fig.4 Effects of furnace angle on amount and distribution of splashes: (a) Amount of splashes; (b) Distribution of splashes

2) 爐體傾角為-10°時(shí)，風(fēng)口對面濺渣量比例明顯下降，風(fēng)口面濺渣量比例顯著增加，且風(fēng)口對面、風(fēng)口面及端墻濺渣量比例相當(dāng)，風(fēng)口對面及風(fēng)口面濺渣量主要集中在距爐底 h2/D=0.53附近區(qū)域。在該條件下，h1/D=0.042 9，風(fēng)口前覆蓋層加厚、氣體射流穿透能力降低，熔池表面先后出現(xiàn)渣涌和噴射現(xiàn)象。由于氣液作用區(qū)較長時(shí)間內(nèi)處于風(fēng)口面和風(fēng)口對面之間，液滴不能與其中某一爐墻面充分接觸，因此濺渣量下降，各面的濺渣量分布相當(dāng)。

3) 爐體傾角在-20°時(shí)，濺渣量主要集中在風(fēng)口面和端墻面，分別占 58.7%和 36.8%；風(fēng)口面濺渣量集中在h2/D=0.53附近區(qū)域，風(fēng)口對面只有在h2/D= 0.25以下區(qū)域有少量濺渣。此時(shí) h1/D=0.092 3，風(fēng)口浸沒進(jìn)一步增大，熔池表面產(chǎn)生明顯的渣涌現(xiàn)象。伴隨著大量液體在近風(fēng)口及風(fēng)口以上區(qū)域周期性起伏，濺渣量主要集中在風(fēng)口面。

4) 爐體傾角為-30°時(shí)，風(fēng)口面濺渣量較爐體傾角為-20°時(shí)的有所增加，但各部位比例變化幅度不大。此時(shí)，風(fēng)口浸沒深度過大，渣涌現(xiàn)象更為突出、熔池在脈沖氣流沖擊下前后喘動(dòng)。

對于浸沒式側(cè)吹轉(zhuǎn)爐來說，風(fēng)口區(qū)受熱流和熔體沖刷等影響極易損壞[17-18]，因此，應(yīng)當(dāng)保持足夠的大角度、以渣涌方式使風(fēng)口區(qū)形成致密的濺渣層。同時(shí)，由于臥式轉(zhuǎn)爐氣體射流強(qiáng)度較低，風(fēng)口面及端墻面必須依靠旋轉(zhuǎn)爐體角度實(shí)現(xiàn)濺渣。因此，濺渣過程中爐體角度應(yīng)在-5°至-20°間續(xù)變化，在各角度的濺渣時(shí)間需進(jìn)一步通過優(yōu)化試驗(yàn)和現(xiàn)場驗(yàn)證共同制定。

2.2.3 初始熔池深度對濺渣效果的影響

圖5所示為熔池比例對濺渣總量和分布的影響。如圖 5(a)所示，隨著熔池比例的增加，濺渣量呈現(xiàn)上升的趨勢，特別是當(dāng)h/D＞0.110時(shí)，濺渣量增幅顯著。由圖5(b)可看出：

1) 初始熔池比例h/D=0.078時(shí)，濺渣量主要分布在風(fēng)口對面，所占比例為83.05%，且濺渣量集中在垂直高度 h2/D=0.87附近區(qū)域。該條件下氣液作用屬于噴射流，在氣體輸入能量一定時(shí)，單位質(zhì)量的液滴獲得的濺渣能量大。同時(shí)，由于風(fēng)口與水平方向成-20°傾角，射流的水平和垂直分速度(動(dòng)量)均很大，因此，液滴飛濺的垂直高度和水平距離均較大。

2) 初始熔池比例h/D=0.110時(shí)，風(fēng)口對面的濺渣比例降低為47%，此時(shí)濺渣高度比例h2/D=0.87(風(fēng)口對面)；而風(fēng)口面濺渣量比例有所上升，此時(shí)的濺渣高度比例h2/D=0.53。該條件下初始熔池比例有所增大，單位質(zhì)量液滴濺渣能量下降，同時(shí)，風(fēng)口浸沒比例增加，濺渣初期近風(fēng)口側(cè)產(chǎn)生了渣涌，濺渣量比例增大；隨著濺渣進(jìn)行，熔池比例下降、風(fēng)口浸沒比例變小，渣涌消失、噴射流產(chǎn)生，風(fēng)口對面濺渣量比例上升。

3) 初始熔池比例h/D=0.141時(shí)，風(fēng)口面濺渣量比例增加至64%，濺渣高度比例h2/D=0.53；風(fēng)口對面濺渣量比例大幅下降，濺渣高度比例也進(jìn)一步降低。該條件下由于熔池比例和風(fēng)口浸沒比例進(jìn)一步增大，濺渣時(shí)間范圍內(nèi)氣液流性質(zhì)始終為典型的渣涌，因此，濺渣量主要分布在風(fēng)口面和端墻，風(fēng)口對面濺渣較少。

4) 初始熔比例h/D=0.172時(shí)，風(fēng)口面濺渣量比例繼續(xù)小幅增加，而風(fēng)口對面濺渣量比例和濺渣高度比例則進(jìn)一步小幅下降，端墻面濺渣量比例大幅上升。

初始熔池比例對應(yīng)于濺渣初始留渣量，為了獲得較大的濺渣量同時(shí)避免爐底區(qū)域(風(fēng)口面和端墻面)過度粘結(jié)，初始熔池比例一般控制在 0.141~0.172之間。

圖5 初始熔池比例對濺渣量及其分布的影響Fig. 5 Effects of initial bath depth on amount and distribution of splashes: (a) Amount of splashes; (b) Distribution of splashes

2.2.4 風(fēng)量對濺渣效果的影響

正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，風(fēng)量大小對濺渣量影響不大。圖6所示為不同熔池比例條件下風(fēng)量對濺渣量的影響。由圖6可知，以水作為濺渣介質(zhì)，初始熔池比例h/D=0.118的條件下，風(fēng)量由70 m3/h增至130 m3/h時(shí)，濺渣量變化較小；當(dāng)初始熔池比例取h/D=0.157，風(fēng)量由70 m3/h增至110 m3/h時(shí)，濺渣量呈小幅增加趨勢。風(fēng)量增加時(shí)，風(fēng)口對面濺渣量比例有所減少，但降低幅度不大。一般認(rèn)為，風(fēng)量為影響濺渣量的顯著因素，增大風(fēng)量可以增加濺渣量[19-20]；但本研究表明，不同初始熔池深度條件下，風(fēng)量對濺渣效果影響均不明顯，其原因在于濺渣過程中，熔池深度與風(fēng)口浸沒深度的變化較大且其影響遠(yuǎn)大于風(fēng)量變化的影響。因此，濺渣時(shí)采用的風(fēng)量與實(shí)際生產(chǎn)時(shí)的相同。

圖6 風(fēng)量對濺渣量的影響Fig. 6 Effect of blowing flow rate on amount of splashes

2.3 介質(zhì)性質(zhì)對濺渣效果的影響

當(dāng)風(fēng)口角度較小或初始熔池深度較淺時(shí)，以甘油-水作為濺渣介質(zhì)時(shí)的濺渣量均高于以水作為介質(zhì)的濺渣量；此時(shí)濺渣以速度較大的噴射流為主，甘油-水粘度較大易與海綿粘附。隨爐體角度或初始熔池深度增加，以甘油-水為介質(zhì)的濺渣量逐漸低于水介質(zhì)，其原因在于濺渣過程同時(shí)出現(xiàn)渣涌和噴濺，在等鼓風(fēng)能量條件下密度較大的甘油-水液滴速度小，因此其濺渣量較小。當(dāng)風(fēng)口角度或初始熔池深度繼續(xù)增大時(shí)，渣涌為主要濺渣模式，氣-液作用區(qū)集中在風(fēng)口面，甘油-水易與其粘附，濺渣量大于純水?？梢姡煌瑸R渣機(jī)制下，濺渣介質(zhì)對濺渣量有不同的影響。濺渣量分布和介質(zhì)性質(zhì)有類似的關(guān)系。

由圖4(b)和5(b)可以看出，當(dāng)爐體傾度一定時(shí)，在同一高度(h2/D)附近區(qū)域的風(fēng)口面或風(fēng)口對面，以甘油-水作為介質(zhì)的濺渣量均高于水介質(zhì)；當(dāng)初始熔池深度一定，在同一高度(h2/D)風(fēng)口面，以水作為介質(zhì)的濺渣量比例較高，而風(fēng)口對面以甘油-水作為介質(zhì)的比例略高。濺渣過程中伴隨著磁性鐵生成，爐渣粘度和密度顯著增大[21]；交替變換風(fēng)口傾角濺渣的次序既可以保證風(fēng)口面和風(fēng)口對面均勻?yàn)R渣，同時(shí)可避免風(fēng)口區(qū)過度粘渣。

2.4 濺渣模式討論

依據(jù)Themelis推導(dǎo)的側(cè)吹式錐形噴流運(yùn)動(dòng)軌跡，氣體自風(fēng)口噴入熔體時(shí)的水平距離和垂直距離成反比例關(guān)系，即氣液流股穿透熔池所消耗的能量越大，熔池表面的擾動(dòng)就越小。SHENG和 IRONS[22]、YONEZAWA 和 SCHWERDTFEGER[23]、CASTILLEJOS和 BRIMACOMBE[24]分別測量了風(fēng)口浸沒條件下氣液兩相區(qū)湍流強(qiáng)度和羽狀射流噴頭尺寸，處于穩(wěn)態(tài)條件下駐波或噴頭尺寸與熔池深度、風(fēng)口浸沒深度及氣體流量等有密切關(guān)系。

根據(jù)Kelvin-Helmholtz理論，本研究系統(tǒng)中熔池表面或內(nèi)部始終處于非穩(wěn)態(tài)[14]。實(shí)驗(yàn)中觀測到，在濺渣過程中熔池表面存在不同現(xiàn)象，可定義濺渣模式分別為：噴濺式濺渣、渣涌式濺渣或兩者同時(shí)存在。濺渣工藝參數(shù)的差別決定了濺渣模式，由于爐體傾角與風(fēng)口浸沒深度是密切相關(guān)的，增加爐體傾角相當(dāng)于降低風(fēng)口浸沒深度，因此可以用風(fēng)口浸沒深度表征爐體傾角的變化[16]。風(fēng)口浸沒深度和初始熔池深度對濺渣模式有顯著影響，如圖7所示。由圖7可以看出：當(dāng)風(fēng)口浸沒比例 h1/D＜0.013 8或熔池比例 h/D＜0.078時(shí)，熔池為噴濺式濺渣。文獻(xiàn)[25-27]認(rèn)為風(fēng)口浸沒比例 h1/D＜0.052時(shí)，熔池表面噴濺現(xiàn)象明顯，與本研究結(jié)果有一定差異，其原因可能是本研究中熔池深度均遠(yuǎn)低于文獻(xiàn)報(bào)道的熔池深度。當(dāng)風(fēng)口浸沒比例h1/D＞0.092 3或熔池比例h/D＞0.141時(shí)，熔池表面出現(xiàn)渣涌濺渣現(xiàn)象。

不同的濺渣模式對濺渣量及其分布具有不同的影響。在噴濺式濺渣條件下，風(fēng)口對面濺渣量的比例較高，最高比例達(dá)80%以上。在渣涌式濺渣條件下，風(fēng)口面及端墻面濺渣量的比例較高，風(fēng)口面濺渣量比例可增加至60%以上；渣涌式濺渣的濺渣量均高于噴濺式濺渣的。當(dāng)同時(shí)出現(xiàn)渣涌和噴濺式濺渣時(shí)，風(fēng)口面、風(fēng)口對面和端墻面的濺渣量比例相當(dāng)。

2.5 濺渣參數(shù)優(yōu)化及現(xiàn)場驗(yàn)證

上述實(shí)驗(yàn)表明，爐體傾角對濺渣量及其分布有明顯影響，而現(xiàn)場濺渣操作時(shí)通過搖動(dòng)爐體很容易調(diào)整爐體傾角，因此，通過調(diào)整濺渣過程的爐體傾角可以獲得較大的濺渣量和較好的濺渣量分布。濺渣參數(shù)優(yōu)化試驗(yàn)選取熔池比例h/D=0.157、濺渣風(fēng)量120 m3/h，在濺渣過程定時(shí)改變爐體傾角，分別在-20°濺渣5 min、-15°濺渣 3 min、-12°濺渣 7 min、-20°濺渣3 min。試驗(yàn)結(jié)果表明，其濺渣量為5.687 dm-3，高于前面單因素試驗(yàn)平均值4.496 dm-3，在爐襯不同部位濺渣比例分別為28.9%、35.6%和35.2%，濺渣量分布均勻。

在未對濺渣工藝參數(shù)優(yōu)化之前，現(xiàn)場濺渣僅憑主觀經(jīng)驗(yàn)，濺渣操作復(fù)雜且效果不穩(wěn)定。爐襯表面濺渣量或多或少，直接影響了濺渣層的保護(hù)作用且惡化了正常吹煉，其中最為常見的風(fēng)口處過度粘渣是由濺渣時(shí)風(fēng)口浸沒過大、風(fēng)口面濺渣過多引起的?；谒Ｐ脱芯拷Y(jié)果，金川鎳轉(zhuǎn)爐濺渣工業(yè)試驗(yàn)時(shí)，在留渣量為15 t/爐、濺渣時(shí)間為15 min的條件下，濺渣過程定時(shí)改變爐體傾角，分別在-20°濺渣5 min、-15°濺渣2 min、-10°濺渣3 min、-20°濺渣5min；各角度濺渣時(shí)間根據(jù)實(shí)際爐口渣花噴射情況進(jìn)行了小范圍調(diào)整。雖然現(xiàn)場雖不具備測量爐襯厚度的設(shè)備，但根據(jù)操作者和試驗(yàn)人員觀測，濺渣量在爐襯上均勻分布。圖8所示為金川煉鎳轉(zhuǎn)爐濺渣護(hù)爐工藝參數(shù)優(yōu)化前后的風(fēng)口區(qū)粘渣情況。由圖8可以看出，濺渣工藝參數(shù)調(diào)整前風(fēng)口粘渣嚴(yán)重并出現(xiàn)結(jié)瘤(見圖8(a))，參數(shù)優(yōu)化后該問題也得到很好解決(見圖 8(b))。工業(yè)試驗(yàn)爐役取得明顯效果，轉(zhuǎn)爐爐齡由360爐提高至595爐。

圖8 濺渣工藝優(yōu)化前后的風(fēng)口形貌Fig. 8 Views of tuyere line before and after optimization for splashing operation: (a) Before optimization; (b) After optimization

3 結(jié)論

1) 正交實(shí)驗(yàn)表明：影響濺渣量的顯著因素為濺渣時(shí)間和爐體傾角；濺渣氣體流量對濺渣量影響較小，濺渣風(fēng)量在75 m3/h至130 m3/h變化時(shí)，濺渣量及其分布變化不大。

2) 當(dāng)爐體傾角為-5°至-10°時(shí)，濺渣量主要集中在風(fēng)口對面，濺渣量比例達(dá)82.6%；當(dāng)爐體傾角為-20°至-30°時(shí)，濺渣量主要分布在風(fēng)口面和端墻面。

3) 初始熔池深度對濺渣量分布有一定的影響，當(dāng)初始熔池比例h/D在0.078～0.110范圍內(nèi)，濺渣量主要集中在風(fēng)口對面，此時(shí)濺渣量比例最高為83.05%；初始熔池比例h/D在0.141～0.172范圍內(nèi)，風(fēng)口面的濺渣量比例最高。

4) 濺渣模式分析表明，熔池存在噴濺和渣涌形式。當(dāng)風(fēng)口浸沒深度較小或熔池深度較淺時(shí)，熔池表面產(chǎn)生噴濺式濺渣，此條件下濺渣量主要集中在風(fēng)口對面；當(dāng)風(fēng)口浸沒深度增加或熔池深度較大時(shí)，熔池表面表現(xiàn)為渣涌式濺渣，此時(shí)風(fēng)口面的濺渣量比例明顯增加。

5) 在濺渣過程不斷改變爐體傾角，可以在爐襯不同區(qū)域均獲得較大的濺渣量以及均勻的分布，水模型的研究結(jié)果得到了工業(yè)試驗(yàn)的驗(yàn)證。

REFERENCES

[1] GUEVARA F J, IRONS G A. Simulation of slag freeze formation: Part I. Experimental study[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 2011, 42(4): 652-663.

[2] MIEKE C, EVQUENI J, BART B, PARTRIK W. Freeze-lining formation of a synthetic lead slag: Part I. Microstructure formation[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 2009,40(5): 619-631.

[3] 李明月, 曹 璽, 姜艷華. AOD 爐濺渣護(hù)爐噴槍槍位自動(dòng)控制專家系統(tǒng)[J]. 儀器儀表用戶, 2008(6): 14-16.LI Ming-yue, CAO Xi, JIANG Yan-hua. Automatic control expert system of spray height in slag splashing for AOD[J].Electronic Instrumentation Customer, 2008(6): 14-16.

[4] MIEKE C, BART B PATRICK W. The importance of slag engineering in freezing-lining applications[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 2009, 40(10): 643-655.

[5] 劉鑫韜, 陳偉慶, 馬德剛, 郝占全. 一種鎳銅冶煉轉(zhuǎn)爐濺渣護(hù)爐方法：中國, 200810113158.4[P]. 2008-05-28.LIU Xin-tao, CHEN Wei-qing, MA De-gang, HAO Zhan-quan.Method for nickel and copper smelting converter slag splashing:China, 200810113158.4[P]. 2008-05-28.

[6] CHIBWE D K, AKDOGAN G, ALDRICH C, ERIC R C. CFD modeling of global mixing parameters in a Peirce-Smith converter with comparison to physical modeling[J]. Chemical Product and Process Modeling, 2011, 6(1): 1-28.

[7] HASANAZADEH A, ASKARI M. Investigation and modeling of splashing in the Peirce-Smith converter[J]. Chemical Product and Process Modeling, 2008, 3(1): 1-17.

[8] GULAWANI S S, DAHIKAR S K, JOSHI J B, SHAH M S,RAMAPRASAD C S, SHUKLA D S. CFD simulation of flow pattern and plume dimensions in submerged condensation and reactive gas jets into a liquid bath[J]. Chemical Engineering Science, 2008, 63(9): 2420-2435.

[9] LIOW J L, GARY N B. Slopping resulting from gas injection in a Peirce-Smith converter: Water modeling[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 1990, 21(12): 987-996.

[10] CHATTERJEE A, BRADSHAW A. Break-up of a liquid surface by an impinging gas jet[J]. Journal of Iron and Steel Institute,1972, 210(33): 179-187.

[11] PAUL S, GHOSH D N. Model study of mixing and mass transfer rates of slag-metal in top and bottom blown converters[J].Metallurgical and Materials Transactions B, 1986, 17(3):461-469.

[12] MAHAPATRA P, MAJUMDAR S, SHRINRINIVAS R, DE T,VERMA S V, DEWANJEE P, MOHANTY S. Understanding slag splashing technology in BOF[J] SEAISI Quart, 2000, 29:54-60.

[13] KENT D P. Physical modeling slag splashing in the BOF[J].Steel and Iron Engineering, 1996, 73(11): 33-37.

[14] JONG L, GRAY N B. Experimental study of splash generation in a flash smelting furnace[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 1996, 27(8): 633-646.

[15] LIOW J L, GARY N B. Slopping resulting from gas injection in a Peirce-Smith converter: The period of the standing wave[J].Metallurgical and Materials Transactions B, 1990, 21(12):657-664.

[16] GUO D, IRONS G A. A water model and numerical study of the spout height in a gas-stirred vessel[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 2002, 33(6): 377-384.

[17] 魏季和, 朱宏利, 池和冰, 王海江. 側(cè)頂復(fù)吹 AOD 精煉過程中側(cè)吹氣體射流的反沖現(xiàn)象[J]. 過程工程學(xué)報(bào), 2010, 10(S1):130-133.WEI Ji-he, ZHU Hong-li, CHI He-bing, WANG Hai-jiang.Back-attack phenomenon of gas side blowing jets in combined side and top blowing AOD refining process[J]. The Chinese Journal of Process Engineering, 2010, 10(S1): 130-133.

[18] 姚俊封, 梅 熾, 任鴻久, 胡 軍, 江金宏. 臥式轉(zhuǎn)爐爐襯溫度場的數(shù)值模擬[J]. 中國有色金屬學(xué)報(bào), 2000, 10(4): 546-550.YAO Jun-feng, MEI Chi, REN Hong-jiu, HU Jun, JIANG Jin-hong. Numerical simulation of temperature field in lining of horizontal converter[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2000, 10(4): 546-550.

[19] 廖廣府, 陳 敏, 李光強(qiáng), 張 浩, 肖尊湖, 蘇風(fēng)光. 210 t 頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐濺渣護(hù)爐模擬研究[J]. 過程工程學(xué)報(bào), 2011, 11(1):31-35.LIAO Guang-fu, CHEN Min, LI Guang-qiang, ZHANG Hao,XIAO Zun-hu, SU Feng-guang. Simulation of slag splashing in a 210 t top-bottom combined blowling converter[J]. The Chinese Journal of Process Engineering, 2011, 11(1): 31-35.

[20] 陳元學(xué), 張義才. 復(fù)吹轉(zhuǎn)爐濺渣護(hù)爐工藝優(yōu)化[J]. 煉鋼, 2009,25(6): 22-25.CHEN Yuan-xue, ZHANG Yi-cai. Optimization of the technology of furnace line protection by slag splashing in combined blown converter[J]. Steelmaking, 2009, 25(6): 22-25.

[21] 馬德剛, 陳偉慶, 郝占全. 煉鎳轉(zhuǎn)爐濺渣護(hù)爐熱態(tài)模擬[J]. 北京科技大學(xué)學(xué)報(bào), 2011, 33(4): 486-490.MA De-gang, CHEN Wei-qing, HAO Zhan-quan. Thermal simulation of slag splashing in a nickel converter[J]. Journal of University of Science and Technology Beijng, 2011, 33(4): 486-490.

[22] SHENG Y Y, IRONS G A. Measurement and modeling of turbulence in the gas/liquid two-phase zone during gas injection[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 1993,24(8): 695-705.

[23] YONEZAWA K, SCHWERDTFEGER S. Height of the spout of a gas plume discharging from a metal melt[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 1999, 30(8): 655-660.

[24] CASTILLEJOS A H, BRIMACOMBE J K. Measurement of physical characteristics of bubbles in gas-liquid plume: Part Ⅱ.Local properties of turbulent air-water plume in vertically injected jet[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 1987,18(12): 659-671.

[25] VALENCIA A, PAREDES R, ROSALES M. Fluid dynamics of submerged gas injection into liquid in a model of copper converter[J]. International Communications in Heat and Mass Transfer, 2004, 31(1): 21-30.

[26] KUDZAI C D. Flow behavior, mixing and mass transfer in a Peirce-Smith converter using physical model and computational fluid dynamics[D]. Stellenbosch: University of Stellenbosch,2011: 23-56.

[27] GULAWANI S S, DESHPANDE S S, JOSHI J B, SHAH M S,PRASAD C S R, SHUKLA D S. Submerged gas jet into a liquid bath: A review[J]. Industrial and Engineering Chemistry Research, 2007, 46(10): 3188-3218.

Hydraulic simulation of slag splashing in nickel converter

MA De-gang, CHEN Wei-qing, CHE Xiao-mei
(State Key Laboratory of Advanced Metallurgy, School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China)

The influences of operational conditions on slag splashing for the lining of nickel blowing converter were investigated with an 1/4 scale hydraulical model experiment. The results show that the time of gas blowing and the angle of furnace play a significant role in total amount of splashes in direct ratio. The distribution of splashes is largely decided by the furnace angle and the initial bath depth. Proportion of splashes on opposite side of tuyere line is dramatically reduced from 80% to 5% or so when the furnace angle or the initial bath depth (h/D) varies from -10° to -30° or 0.078 to 0.172, meanwhile those on side of the tuyere line and the side end are greatly increased; the height of splashing decreases with the tuyere and initial bath depth increasing. The mode of slag splashing can be defined as the injection slag splashing and surging slag splashing or two both. Large amount and even distribution on different walls are acquired by adjusting angle of furnace at definite bath depth. The industrial test agrees well with the results in the model, and the problems such as heavy accretion on tuyere line are also resolved.

nickel converter; slag splashing; water modeling; splashing mode; injection

TF806.2

A

1004-0609(2012)1-0287-09

2011-02-28；

2011-10-17

馬德剛，博士研究生；電話：010-62334444；E-mail: madegang02@yahoo.com.cn

(編輯 何學(xué)鋒)