一种转炉底吹工艺优化方法及优化系统

1.本发明属于炼钢工艺控制领域，具体涉及一种转炉底吹工艺优化方法及 优化系统。


背景技术：

2.顶底复吹转炉将顶吹转炉容易控制造渣脱磷和底吹转炉有利于增强熔池 搅拌力的优势结合起来，目前已经成为转炉冶炼的主要方式。在顶底复吹转 炉中，顶吹主要用于造渣冶炼，而熔池的搅拌效果主要来源于底吹，底吹的 搅拌效果决定着整个熔池的混匀特征，合理的底吹工艺有利于稳定控制转炉 终点的c、t、o，减少夹杂物数量；促进渣钢平衡，降低转炉终点p含量， 改善熔池成分和温度的均匀性；同时，随着熔池搅拌的增强，将进一步降低 转炉终渣tfe含量，可以减少钢铁料消耗。而不合理的增大底吹强度会加剧 对底吹喷嘴和周边耐材的冲刷和侵蚀，降低转炉炉底的使用寿命。因此，确 定合适的底吹工艺参数非常重要。
3.现有技术中，转炉底吹工艺一般包括底吹强度、底吹喷嘴布置方式以及 数量等参数。针对底吹强度，钢水的搅拌效果随着底吹流量的增加而增强， 不仅提高底吹流量可以提高混合效率，在降低底吹总流量的前提下，采用有 效的底吹气流量分布模式也可以提高混合效率，但是当底吹流量超过0.15m3/ (min
·
t)时，对混匀时间的降幅影响不大，仅调整底吹强度存在一定的局限 性；对于底吹喷嘴布置方式，当底吹喷嘴以非均匀布置方式供气时，有利于 改善混合时间和速度分布特征；但是当底吹喷嘴不对称排列时会产生更强的 剪切应力，导致更严重的的底吹喷嘴及周围耐火材料的磨损；另外，底吹喷 嘴的数量对熔池的混匀效果也有很重要的影响，有些学者认为底吹元件数量 为3时熔池的混匀效果最好；有些学者认为转炉底吹喷嘴是6个时，冶金效 果显著；也有学者认为在同心圆布置16个底吹喷嘴是最合理的解决方案。由 于实验条件的差异以及各个钢厂实际情况的不同，无法确定合适的底吹参数。


技术实现要素：

4.鉴于现有技术中的上述缺陷或不足，本发明旨在提供一种转炉底吹工艺 的优化方法及优化系统，基于vof、dpm及组分输运耦合模型构建仿真模 型，根据不同的实验条件或生产条件对仿真模型进行参数调整，从而对当前 底吹工艺进行优化，提高转炉生产质量及效率。
5.为了实现上述目的，本发明实施例采用如下技术方案：
6.第一方面，本发明实施例提供了一种转炉底吹工艺优化方法，包括如下 步骤：
7.步骤s1，绘制待优化转炉的几何模型，并给定喷嘴位置及每种位置下的 角度布置方式；
8.步骤s2，确定底吹工艺计算区域，并根据喷嘴的位置和角度布置方式在 计算区域内对转炉几何模型进行网格划分；
9.步骤s3，在所划分的网格内，基于vof模型、dpm模型和组分输运模 型及三种模型的耦合，构建底吹工艺仿真模型；所述模型包括：基于vof模 型的钢水流动特性控制方程和动量方程；基于dpm模型的底吹气泡上升过 程中与钢水相互作用的控制方程及湍流控制方程；基于组分传输模型的被循 环流股对流运输、湍流扩散传输和示踪剂浓度差扩散的扩散传输方程；
10.步骤s4，对所设置的每种底吹喷嘴位置及角度布置方式下，分别给定不 同的待选底吹气体流量；对每种气体流量，确定钢、气物性参数、出口压力 和底吹气泡直径、速度、质量流量；
11.步骤s5，根据所确定的钢、气物性参数，求解基于vof模型的钢水流 动特性控制方程和动量方程；根据底吹气泡直径、速度和质量流量，求解基 于dpm模型的气泡上升过程中与钢水相互作用的控制方程及湍流控制方程； 将两个求解结果相结合，分析流体流动特性，得到钢、气多相流场参数及熔 池死区分布；
12.步骤s6，根据出口压力及两个求解结果，求解扩散传输方程，得到当前 条件下的混匀时间；
13.步骤s7，对所有喷嘴位置、角度布置方式及底吹气体流速条件下所获得 的钢、气多相流场参数、熔池死区分布和混匀时间进行比较，获得当前转炉 的优化底吹工艺参数。
14.作为本发明的一个优选实施例，步骤s1中喷嘴位置及每种位置下的角 度布置方式包括：
15.转炉熔池内径为d，分别在0.35d、0.42d、0.45d、0.55d的位置处设置 喷嘴；且每个位置处的喷嘴分别赋予两种角度布置方式，方案a和方案b； 其中，方案a中，喷嘴与耳轴成30
°
角，与垂直于耳轴的中心线成30
°
角，方 案b中，喷嘴在出钢侧和加料侧为80
°
角，与耳轴成25
°
角。
16.作为本发明的一个优选实施例，所述步骤s2中取其1/4转炉炉体作为计 算区域。
17.作为本发明的一个优选实施例，进行网格划分时，底吹气体入口处的网 格采用加密处理，其他地区的网格均匀分布。
18.作为本发明的一个优选实施例，所述构建底吹工艺仿真模型，包括如下 步骤：
19.步骤s31，确定基本假设，包括：
20.第一，稳态假设：转炉内物质的物性参数不随温度变化，流动状态为稳 态流。
21.第二，忽略炼钢过程中钢水的所有化学反应；
22.第三，认为转炉炼钢过程处于充分发展的湍流状态；
23.第四，忽略转炉炉体的壁厚，壁厚对模拟的结果影响不大。转炉炉衬为 绝热体；
24.第五，转炉内钢水视为不可压缩流体；
25.步骤s32，基于基本假设，选择控制方程，包括：
26.步骤s321，基于vof模型选择钢水流动特性控制方程和动量方程；
27.步骤s322，基于dpm模型，选择底吹气泡上升过程中与钢水相互作用 的控制方程；并进一步采用标准的低雷诺数k-ε模型表征顶底复吹转炉熔池 内气液两相流的湍流行为，选择相应的湍流控制方程；
28.步骤s323，基于组分传输模型选择被循环流股对流运输、湍流扩散传输 和示踪剂浓度差扩散的扩散传输方程。
29.作为本发明的一个优选实施例，所述流动特性控制方程如式(1)所示：
[0030][0031]
式(1)中，αq为第q相体积分数的值；ρq为第q相体积分数的密度，为钢水流动速度；
[0032]
动量方程如式(2)所示：
[0033][0034]
式(2)中，p为静压，为重力；为外力，为dpm模型对连续相的作 用力；ρ和μ取决于所在网格中ar和钢水相的体积分数，ρ和μ分别代表所有 项体积分数的平均密度和平均速度，ρ和μ如式(3)和(4)所示：
[0035]
ρ＝ρgαg+ρ
l
α
l
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(3)
[0036]
μ＝μgαg+μ
l
α
l
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(4)
[0037]
式(3)和(4)中，α是每个单元中的相体积分数，ρ该相的密度，g和l 下标分别代表气相和液相。
[0038]
作为本发明的一个优选实施例，所述底吹气泡上升过程中与钢水相互作 用的控制方程表示为：
[0039][0040]
式(5)中，为钢水的速度，为ar的速度，ρb为气泡密度，f为附加 的加速度项，为单位气泡质量的阻力，可表示为fd：
[0041][0042]
式(6)中，μ为钢水黏度，cd为气泡阻力系数，re
′
为气泡运动雷诺数；
[0043]
所述湍流控制方程如下：
[0044][0045][0046]
式(7)和(8)中，μ
eff
为湍流有效粘性系数，且：
[0047][0048]
式(9)中，μm是流体分子黏度，其中c
1ε
，c
2ε
，c
μ
，σ2，σ
ε
为常数，优 选地，值分别为c
＝ε
＝1.44，c
2ε
＝1.92，c
μ
＝0.09，σk＝1.3，σ
ε
＝1.0。
[0049]
作为本发明的一个优选实施例，所述扩散传输方程如下：
[0050][0051]
式(10)中，cn为示踪剂的浓度，sc
t
是湍流施密特数，sn为涡动粘度， dn是湍流扩散系数。
[0052]
作为本发明的一个优选实施例，所述给定不同的待选底吹气体流量，选 择0.04、0.06、0.08、0.10、0.15nm3/t.min为一组。
[0053]
第二方面，本发明实施例还提供了一种转炉底吹工艺优化系统，所述系 统包括：几何模型及初始参数构建模块、网格划分模块、耦合式仿真模型构 建模块、底吹参数给定模块、结果分析与输出模块；其中，
[0054]
所述几何模型及初始参数构建模块用于绘制待优化转炉的几何模型，并 给定喷嘴位置及每种位置下的角度布置方式；
[0055]
所述网格划分模块用于确定底吹工艺计算区域，并根据喷嘴的位置和角 度布置方式在计算区域内对转炉几何模型进行网格划分；
[0056]
所述耦合式仿真模型构建模块用于在所划分的网格内，基于vof模型、 dpm模型和组分输运模型及三种模型的耦合，构建底吹工艺仿真模型；还用 于根据底吹参数给定模块所给定的参数求解所述仿真模型，并将结果发送给 结果分析与输出模块；
[0057]
所述底吹参数给定模块用于对所设置的每种底吹喷嘴位置及角度布置方 式下，分别给定不同的待选底吹气体流量，还用于对每种气体流量，确定钢、 气物性参数、出口压力和底吹气泡直径、速度、质量流量；
[0058]
所述结果分析与输出模块用于分析流体流动特性，得到钢、气多相流场 参数及熔池死区分布，并结合混匀时间，选择并输出当前转炉的优化底吹工 艺参数。
[0059]
本发明实施例所提供的技术方案具有如下有益效果：
[0060]
本发明实施例所提供的转炉底吹工艺优化方法及优化系统，通过转炉钢 水湍流行为、死区分布和混匀时间的仿真模拟，对模型参数进行计算，从而 实现对转炉底吹工艺的优化，优化后的底吹工艺，底吹喷嘴之间速度的干扰 较小，速度分布较均匀，交界部分速度相对较小，对于钢水的搅拌能力较强； 钢水的流动性更好，综合对混匀时间的分析，最终确定了合理的底吹喷嘴半 径和混匀时间，完成对转炉底吹工艺的优化。
[0061]
当然，实施本发明的任一产品或方法并不一定需要同时达到以上所述的 所有优点。
附图说明
[0062]
为了更清楚地说明本发明实施例中的技术方案，下面将对实施例描述中 所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本 发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来说，在不付出创造性劳动的 前提下，还可以根据这些附图获得
其他附图。
[0063]
图1是本发明实施例所提供的转炉底吹工艺优化方法流程图；
[0064]
图2是本发明实施例中模型求解流程图；
[0065]
图3是本发明实施例中一种转炉的平面示意图；
[0066]
图4是本发明实施例中转炉底吹喷嘴的一种布置方式示意图；
[0067]
图5是本发明实施例中转炉底吹喷嘴的另一种布置方式示意图；
[0068]
图6是本发明实施例中转炉的网格划分原理图；
[0069]
图7是本发明实施例中的底吹喷嘴布置方式示意图；
[0070]
图8是本发明实施例中转炉的网格划分示意图；
[0071]
图9是本发明实施例中底吹流量为1056nm3/h时熔池的体平均流速条形 图；
[0072]
图10是本发明实施例中底吹流量为1056nm3/h时转炉熔池的速度分布 图；
[0073]
图11是本发明实施例中两种喷嘴布置方式下，底吹喷嘴位置0.42d、底 吹强度0.15nm3/t.min钢水位的速度矢量图；
[0074]
图12是本发明实施例中当底吹喷嘴角度以方案a方式布置时，zx30截 面(钢水液面下800mm)中转炉流动死区的分布；
[0075]
图13是本发明实施例中当底吹喷嘴角度以方案a方式布置时，z800截 面(钢水液面下800mm)中转炉流动死区的分布。
[0076][0077]
具体实施方式
[0078]
下面将结合本发明实施例及附图，对本发明实施例中的技术方案进行清 楚、完整地描述。显然，所描述的实施例仅仅是本发明的一部分实施例，而 不是全部的实施例。通常在此处附图中描述和示出的本发明实施例的组件可 以以各种不同的配置来布置和设计。需要说明的是，在不冲突的情况下，本 发明中的实施例及实施例中的特征也可以相互组合。
[0079]
应注意到：相似的标号和字母在下面的附图中表示类似项，因此，一旦 某一项在一个附图中被定义，则在随后的附图中不需要对其进行进一步定义 和解释。在本发明的描述中，术语“第一”、“第二”、“第三”、“第四”等仅用于 区分描述，而不能理解为只是或暗示相对重要性。
[0080]
本发明提供了一种转炉底吹工艺的优化方法及优化系统，利用商业软件 ansys fluent19.3，通过耦合两相流流体体积模型(volume of fluid model， vof)、离散颗粒模型(discrete particle models，dpm)和组分输运模型， 模拟底吹喷嘴流量以及布置方式对转炉动力学条件的影响，对底吹工艺进行 优化。转炉底顶复吹时，底吹气体从底吹喷嘴喷入熔池，在向上运动过程中 带动钢水运动，形成倒圆锥形的速度分布；随着底吹强度由0.04
‑ꢀ
0.15nm3/t.min的增大，混匀时间和死区比例随之减小，混匀时间最小为48.4s， 死区面积比最小为24.43％；底吹喷嘴布置于0.42d且底吹喷嘴夹角与耳轴成 30
°
角，与垂直于耳轴的中心线成30
°
角布置方式时，此时转炉具有良好的流 动性。经实验验证，优化后的底吹工艺对于钢水的搅拌能力较强，钢水状态 具有较强的均匀性，改善了钢水的流动特
性，转炉熔池的混匀效果好。本发 明采用数值模拟和物理模拟相结合的方法分析底吹流量和底吹喷嘴布置方式 对转炉钢水流动特性的影响，通过大量的模拟实验方案使结果与实际吹炼条 件更接近，优化了底吹系统的布置，为改善转炉熔池动力学条件提供了理论 依据。
[0081]
参见图1，本发明实施例所提供的转炉底吹工艺优化方法，包括如下步 骤：
[0082]
步骤s1，绘制待优化转炉的几何模型，转炉熔池内径为d，分别在0.35d、 0.42d、0.45d、0.55d的位置处设置喷嘴；且每个位置处的喷嘴分别赋予两种 角度布置方式，方案a和方案b；其中，方案a中，喷嘴与耳轴成30
°
角， 与垂直于耳轴的中心线成30
°
角，方案b中，喷嘴在出钢侧和加料侧为80
°ꢀ
角，与耳轴成25
°
角。
[0083]
步骤s2，确定底吹工艺计算区域，并根据喷嘴的位置和角度布置方式在 计算区域内对转炉几何模型进行网格划分。
[0084]
本步骤中，由于转炉为轴对称，取其1/4体作为计算区域。进行网格划 分时，包括如下步骤：设置边界条件，基于边界条件进行切块并与几何模型 建立映射关系，根据映射关系生成网格，最后对网格进行质量优化。为确保 计算结果收敛，避免数值扩散，计算区域采用正交六面体结构网格，同时， 为减少计算机的负荷，网格数量控制在500,000个以内。氩气入口处的网格 采用加密处理，其他地区的网格均匀分布。
[0085]
步骤s3，在所划分的网格内，基于vof模型、dpm模型和组分输运模 型及三种模型的耦合，构建底吹工艺仿真模型。
[0086]
本步骤中，所述转炉底吹工艺仿真模型中所有控制方程采用商业软件 ansys fluent19.3进行离散和计算。对预设吨位的转炉进行三维建模，耦 合vof、dpm和组分输运模型构建转炉底吹工艺仿真模型，仿真底吹喷嘴 位置、角度布置方式和流量对转炉动力学条件的影响过程。
[0087]
所述底吹工艺仿真模型构建过程包括如下步骤：
[0088]
步骤s31，确定基本假设，包括：
[0089]
第一，稳态假设：转炉内物质的物性参数不随温度变化，流动状态为稳 态流。
[0090]
第二，忽略炼钢过程中钢水的所有化学反应；
[0091]
第三，认为转炉炼钢过程处于充分发展的湍流状态；
[0092]
第四，忽略转炉炉体的壁厚，壁厚对模拟的结果影响不大。转炉炉衬为 绝热体；
[0093]
第五，转炉内钢水视为不可压缩流体。
[0094]
步骤s32，基于基本假设，选择控制方程，包括：
[0095]
步骤s321，基于vof模型的钢水流动特性控制方程和动量方程；其中， 流动特性控制方程如式(1)所示：
[0096][0097]
式(1)中，αq为第q相体积分数的值；ρq为第q相体积分数的密度，为钢水流动速度；
[0098]
动量方程如式(2)所示：
[0099][0100]
式(2)中，p为静压，为重力；为外力，为dpm模型对连续相的作 用力；ρ和μ取决于所在网格中ar和钢水相的体积分数，ρ和μ分别代表所有 项体积分数的平均密度和平均速度，ρ和μ如式(3)和(4)所示：
[0101]
ρ＝ρgαg+ρ
l
α
l
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(3)
[0102]
μ＝μgαg+μ
l
α
l
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(4)
[0103]
式(3)和(4)中，α是每个单元中的相体积分数，ρ该相的密度，g和l 下标分别代表气相和液相。
[0104]
本步骤中，采用vof模型仿真转炉内钢水的流动特性，在vof模型中， 不同流体组分共享一套动量方程，通过引进相体积分数，实现对每个计算单 元相界面的追踪；在每个控制容积内，所有相体积分数值总和为1，所有变 量及其属性在控制容积内各相共享，并代表了容积平均值；在任何给定控制 容积内的变量及其属性代表了一相或多相的混合，并由相体积分数决定。
[0105]
步骤s322，基于dpm模型，选择底吹气泡上升过程中与钢水相互作用 的控制方程；并进一步采用标准的低雷诺数k-ε模型表征顶底复吹转炉熔池 内气液两相流的湍流行为，选择相应的湍流控制方程。
[0106]
本步骤中，dpm离散模型模型的计算方法为拉格朗日法，在拉格朗日方 法中，fluent将主体相视为连续相，稀疏相视为离散颗粒，采用navier
‑ꢀ
stockes方程求解连续相，底吹气泡作为离散型，通过追踪其在钢水中的运动 来求解，由于底吹气泡和钢水相之间进行动量交换，所以通过计算气泡和钢 水之间的相互作用来达到模拟底吹气泡在上升过程中与钢水进行的相互作用。 气泡在上升过程中由于受到力平衡而产生的气泡惯量与作用在气泡上的力相 等，表示为：
[0107][0108]
式(5)中，为钢水的速度，为ar的速度，ρb为气泡密度，f为附加 的加速度项，为单位气泡质量的阻力，可表示为fd：
[0109][0110]
式(6)中，μ为钢水黏度，cd为气泡阻力系数，re
′
为气泡运动雷诺数。
[0111]
所述湍流控制方程如下：
[0112]
[0113][0114]
式(7)和(8)中，μ
eff
为湍流有效粘性系数，且：
[0115][0116]
式(9)中，μm是流体分子黏度，其中c
1ε
，c
2ε
，c
μ
，σk，σ
ε
为常数，优 选地，值分别为c
1ε
＝1.44，c
2ε
＝1.92，c
μ
＝0.09，σk＝1.3，σ
ε
＝1.0。
[0117]
步骤s323，基于组分传输模型选择被循环流股对流运输、湍流扩散传输 和示踪剂浓度差扩散的扩散传输方程。
[0118]
本步骤中，在进行混合均匀时间的模拟研究时，取一定量的示踪剂加入 转炉，当从转炉内任意点取样分析的浓度cn与初始浓度ci相等时，即 (cn/ci＝1)，则理论上认为是完全混匀。对于具体的混合过程，目前一般选 定为cn/ci＝1
±
0.05，因此，从示踪剂加入后，给定点采样的浓度达到 0.95～1.05的范围内，即认为满足混合要求，所耗时间即称为混匀时间。
[0119]
对于具体的混合过程，示踪剂在顶底复吹转炉内的传输和混匀主要通过 三种方式进行，即被循环流股对流运输、湍流扩散传输和示踪剂浓度差扩散， 其扩散传输方程如下：
[0120][0121]
式(10)中，cn为示踪剂的浓度，sc
t
是湍流施密特数，sn为涡动粘度， dn是湍流扩散系数。
[0122]
以上为本发明实施例所构建的转炉底吹工艺仿真模型，在所述仿真模型 中根据实验条件或生产条件，输入相应的参数，对底吹工艺中的底吹流量、 底吹喷嘴布置方式和数量对钢水的搅拌过程进行仿真，并从仿真过程中的参 数变化，判定合理的参数，对底吹工艺进行优化。
[0123]
步骤s4，对所设置的每种底吹喷嘴位置及角度布置方式下，分别给定不 同的待选底吹气体流量；对每种气体流量，确定钢、气物性参数、出口压力 和底吹气泡直径、速度、质量流量。
[0124]
本步骤中，所述底吹气体一般采用氩气。给定不同的待选底吹气体流量， 例如，选择0.04、0.06、0.08、0.10、0.15nm3/t.min为一组。
[0125]
步骤s5，根据所确定的钢、气物性参数，求解基于vof模型的钢水流 动特性控制方程和动量方程；根据底吹气泡直径、速度和质量流量，求解基 于dpm模型的气泡上升过程中与钢水相互作用的控制方程及湍流控制方程； 将两个求解结果相结合，分析流体流动特性，得到钢、气多相流场参数及熔 池死区分布。
[0126]
如图2所示，本步骤中，在求解钢水流动特性控制方程和动量方程时， 根据vof模型同时考虑体积力项；在求解气泡上升过程中与钢水相互作用 的控制方程及湍流控制方
程求解时，根据dpm模型，同时考虑非球形曳力 项、虚拟质量力项、压力梯度力项和双向湍流耦合。
[0127]
同时，本步骤中求解湍流控制方程时，对不同位置的网格进行分别考虑。 对于湍流核心区的流动使用k-ε求解，而在壁面区直接使用壁面函数将壁面 上的物理量与湍流核心区的求解变量联系起来，这样不需要对壁面区的流动 进行求解，就可以直接得到与壁面相邻控制体积的节点的变量值。壁面附近 流场采用标准壁面函数计算，轴对称边界为轴对称类型，在对称边界上法向 方向速度为零，其他物理量的法向梯度为零。
[0128]
在求解算法上，基于压力求解器，压力和速度采用piso算法耦合，进行 非稳态计算，压力、动量、体积分数、湍动能溶质扩散项的离散均取一阶差 分迎风格式。完成初始化后，采用patch命令定义初始时两相的体积区域。 计算时间步长取1
×
10-4
，本研究的收敛标准以能量变量的无量纲残差曲线小 于1.0
×
10-6
、其他变量的残差小于阈值1.0
×
10-3
。
[0129]
步骤s6，根据出口压力及两个求解结果，求解扩散传输方程，得到当前 条件下的混匀时间。
[0130]
如图2所示，本步骤中，求解过程中同时考虑扩散能源项。
[0131]
步骤s7，对所有喷嘴位置、角度布置方式及底吹气体流速条件下所获得 的钢、气多相流场参数、熔池死区分布和混匀时间进行比较，获得当前转炉 的优化底吹工艺参数。
[0132]
在求解结果中，所述钢、气多相流场参数，包括熔池体平均流速、熔池 速度分布、钢水搅拌能力和喷嘴间速度干扰。当熔池体平均流速快、熔池速 度分布均匀、钢水搅拌能力强和喷嘴间速度干扰小时，对应的工艺参数为优 化参数；混匀时间短，则对应的工艺参数为优化参数。
[0133]
采用本发明实施例所述的转炉底吹工艺优化方法，对中国某钢厂200t顶 底复吹转炉进行了工艺优化和技术改造。优化过程如下。对所述200t顶底复 吹转炉所采用的几何参数列入表1，参数的选择决定几何模型，而几何模型 与网格划分密切相关，例如不同容量的转炉，熔池直径不同，网格数量会有 所差异；喷嘴个数不同，网格划分的区域和数量都会有区别。同时对上述参 数下的转炉进行水模型实验，以验证本实施例工艺优化所采用模型的合理性。
[0134]
表1
[0135][0136]
图3是转炉的平面示意图，图4和图5是转炉底吹喷嘴的两种布置方式 示意图。如图3至图5所示，本实施例中喷嘴的布置的角度方式为方案a(与 耳轴成30
°
角，与垂直于耳轴的中心线成30
°
角)和方案b(出钢侧和加料侧 为80
°
角，与耳轴成25
°
角)，布置的直径为0.35d、0.42d、0.45d、0.55d(d 为熔池内径)。
[0137]
将上述参数选择列入表2。
[0138]
表2
[0139][0140]
如表2所示，包含底吹喷嘴的布置位置、气体流量及喷嘴的个数。表中 位置0.35d、0.42d、0.45d和0.55d分别表示以转炉中轴线轴对称的两个底 吹喷嘴之间距离占熔池直径的35％、42％、45％和55％，其中d表示熔池直 径。气体流量表示通过所有底吹喷嘴的底吹ar气瞬时总流量。喷嘴个数8表 示在转炉底部共有8个底吹喷嘴。
[0141]
执行步骤s2。图6-图8是网格划分结果示意图。如图6所示，首先设置 1/4体的转炉几何模型的边界条件；如图7所示，根据底吹喷嘴的不同位置及 角度布置进行切块；如图8所示，在边界内进行切块并建立映射关系后，生 成网格，在后续模型计算中将达到质量要求的网格导入ansys fluent19.3 中计算流场的分布。
[0142]
执行步骤s3-7。对所述转炉的底吹工艺进行优化。根据步骤s3-7的模型 计算结果，绘制图9-15的分析图谱。
[0143]
图9显示了底吹流量为1056nm3/h时熔池的体平均流速，从图9中可以 看出底吹喷
嘴夹角以方案a方式布置时的体平均速度大于以方案b方式布 置时的体平均速度。底吹喷嘴夹角以方案a方式布置时，当底吹喷嘴布置在 0.35d位置时，熔池的体平均速度为0.0781m/s，而当底吹喷嘴布置于0.42d 时，熔池的体平均速度达到了0.0908m/s，熔池的平均速度提高了14％，而当 底吹喷嘴布置在0.45d时，熔池的平均速度提高了仅3.9％，与0.35d的位置 相比，0.55d位置熔池的平均速度减小了17.8％，说明了当底吹喷嘴布置在 0.42d位置时熔池的搅拌能力强，具有良好的流动性。另一方面表明了当底 吹喷嘴过渡远离炉底中心而靠近炉壁时(0.55d)，熔池的体平均速度大幅减 小，容易恶化熔池的动态条件。
[0144]
图10显示了底吹流量为1056nm3/h时转炉熔池的速度分布。底吹气体 从底吹喷嘴喷入熔池，气泡由于受到冲击力、浮力、重力等的共同作用而与 钢水之间进行能量交换，在向上运动过程中带动钢水运动，形成倒圆锥形的 速度分布，符合转炉底吹气体运动的全浮力模型。
[0145]
取二分之一模型，分析底吹方式以不同方式布置时对钢水的搅拌能力和 底吹喷嘴之间速度的干扰情况。
[0146]
图11为两种布置方式下，底吹喷嘴位置0.42d、底吹强度0.15nm3/t.min 钢水位的速度矢量图(z＝1.75m)。方案a布置方式下，速度分布相对比较 均匀，并且底吹喷嘴之间速度的干扰相对较小；方案b布置方式下，速度较 大的部分集中在底吹喷嘴附近，而远离底吹喷嘴处的速度分布稀疏且底吹喷 嘴交界处的速度较大，底吹喷嘴之间速度干扰较明显，因此，当底吹喷嘴角 度以方案a方式的布置时，对于钢水的搅拌能力较强，此时的钢水状态具有 较强的均匀性，与水模型实验的结果保持一致。
[0147]
为了研究底吹工艺对转炉熔池流动特性进行量化分析，对转炉熔池中液 相速度的体积分数大小进行了统计。一般认为速度《0.05m/s的区域为流动死 区，流动死区内流体流动几乎停滞，对于传质和传热的贡献可以忽略，因此 要尽量减少流动死区的分布。
[0148]
图12和图13分别显示了当底吹喷嘴角度以方案a方式布置时，zx30 截面和z800截面(钢水液面下800mm)中转炉流动死区的分布，≤0.05m/s 的区域标为浅灰色，即为钢水相死区；》0.05m/s的区域标为深灰色。
[0149]
由图12和图13可以得出钢水相死区的面积随着底吹流量增大而减小， 说明增加底吹流量可以改善钢水的流动特性。底吹喷嘴布置于0.55d时钢水 相的死区面积最大，0.35d次之，布置于0.42d位置时钢水相死区的面积最 小，说明当底吹喷嘴角度以方案a方式并且布置于0.42d位置时，钢水相具 有良好的流动性。
[0150]
图14定量分析了死区面积的大小。图14显示了当底枪角度分别以方案 a和方案b方式布置时，死区面积随着底吹流量以及底吹喷嘴位置变化的百 分比变化。由图中可以得出当底吹喷嘴以方案a方式布置时，zx30截面钢 水相的死区百分比随着底吹流量的增大而减小，这说明由于底吹气泡的上升， 底吹气流与熔池发生能量交换带动钢水搅拌，随着底吹流量的增大，底吹气 流进入熔池的能量逐渐增大，底吹气流的搅拌力增大，钢水的混匀效果越好， 死区面积就变小。当底吹喷嘴布置在0.42d位置，底吹流量为0.15nm3/t.min 时，死区面积百分比最小，最小值为24.43％，分别比底吹流量为0.04nm3/t.min、 0.06nm3/t.min、0.08nm3/t.min、0.10nm3/t.min减小了20.91％、18.21％、11.61％、 4.39％。另外，从底吹喷嘴的布置位置来看，当底吹喷嘴布置在0.55d位置 时，死区面积百分比最大，0.35d
次之，而布置在0.42d位置时，死区面积 百分比最小，这说明当底吹喷嘴布置在靠近炉底中心或炉壁位置时，熔池的 搅拌效果欠佳，死区比例会增大，熔池的动力学条件恶化，所以应该避免这 两种底吹喷嘴布置方式。
[0151]
当底吹喷嘴以方案b方式布置时与方案a方式的呈现的规律，但是总体 的死区面积百分比有所增大，当底吹喷嘴布置在0.42d位置，底吹流量分别 为0.04nm3/t.min、0.06nm3/t.min、0.08nm3/t.min、0.10nm3/t.min增大了1.73％、 2.82％、1.82％、1.64％。
[0152]
另外从图14中可以得出：分析死区面积百分比时，横截面z800与zx30 截面也具有相同的变化规律。但是从死区面积总体变化趋势分析，z800截面 比zx截面死区面积百分比大，这是因为纵截面zx30和zx25只包括底吹 直接影响区域，而横截面z800包括了整个流场区域，所以对截面z800死区 面积的分析更具有代表性。同理可以得出当底吹喷嘴位于0.42d位置时死区 面积的百分比最小，并且底吹流量与死区面积百分比呈反比。
[0153]
图15显示了熔池的混匀时间随着底吹流量和底吹喷嘴布置角度和布置 位置的变化规律。分析底吹工艺对转炉熔池动力学条件产生的影响，在流场 稳定的前提下，通过相同成分的钢球并且引入组分传输模型对不同工况下转 炉熔池的混匀时间进行模拟实验，结果如图15所示。
[0154]
由图15中可以得出，熔池的混匀时间与底吹流量呈反比，并且当底吹流 量从0.08nm3/t.min增大至0.10nm3/t.min时，混匀时间减小的比例最大，当 底吹喷嘴角度以方案a方式布置，位置布置于0.42d时，底吹流量分别为 0.04nm3/t.min、0.06nm3/t.min、0.08nm3/t.min、0.10nm3/t.min、0.15nm3/t.min 混匀时间分别为70.5s、67.1s、60.2s、52.8s、48.4s，分别减小了4.8％、10.3％、 12.3％、8.3％，这说明增大底吹流量可以提升熔池的搅拌混匀度，但是当底吹 流量增大到0.10nm3/t.min后，再增大，混匀时间的减小程度减小了，可能是 由于过大的底吹流量会增加对地吹喷嘴及周围耐火材料的侵蚀程度，对转炉 熔池动力学条件产生不利影响，不属于优化工艺所选参数。
[0155]
底吹喷嘴布置位置对混匀时间的影响为：0.42d位置混匀时间最小， 0.55d混匀时间最大，同理，当底吹喷嘴角度以方案b方式布置时，总体的 混匀时间要比方案a方式大，与转炉死区面积百分比的分析结果保持一致， 并且与水模实验的结果也保持一致，说明了数值模拟结果的准确性。从而得 出当底吹喷嘴夹角以方案a方式布置，底吹喷嘴位置位于0.42d时，转炉熔 池的混匀效果最好，最小混匀时间为48.4s。
[0156]
根据上述分析结果，对该钢厂200t顶底复吹转炉进行工艺优化和技术改 造，对底吹喷嘴的流量、布置位置和角度进行了优化，转炉改造后成分更加 均质化，由于改善了转炉熔池的动力学条件，整个吹炼过程更加稳定，减少 了喷溅，提高了脱磷脱碳的率，转炉终点的碳氧平衡值也明显减小，平均值 由原来的0.0024减小至0.0022，减小了8.3％。
[0157]
由以上技术方案可以看出，本发明实施例所提供的转炉底吹工艺优化方 法，通过转炉钢水湍流行为、死区分布和混匀时间的仿真模拟，对模型参数 进行计算，从而实现对转炉底吹工艺的优化，优化后的底吹工艺，底吹喷嘴 之间速度的干扰较小，速度分布较均匀，交界部分速度相对较小，对于钢水 的搅拌能力较强；钢水的流动性更好，综合对混匀时间的分析，并确定了合 理的底吹喷嘴半径和混匀时间。
[0158]
基于同样的思想，本发明实施例还提供了一种转炉底吹工艺优化系统， 所述系统包括：几何模型及初始参数构建模块、网格划分模块、耦合式仿真 模型构建模块、底吹参数
给定模块、结果分析与输出模块；
[0159]
其中，所述几何模型及初始参数构建模块用于绘制待优化转炉的几何模 型，并给定喷嘴位置及每种位置下的角度布置方式；
[0160]
所述网格划分模块用于确定底吹工艺计算区域，并根据喷嘴的位置和角 度布置方式在计算区域内对转炉几何模型进行网格划分；
[0161]
所述耦合式仿真模型构建模块用于在所划分的网格内，基于vof模型、 dpm模型和组分输运模型及三种模型的耦合，构建底吹工艺仿真模型；还用 于根据底吹参数给定模块所给定的参数求解所述仿真模型，并将结果发送给 结果分析与输出模块；
[0162]
所述底吹参数给定模块用于对所设置的每种底吹喷嘴位置及角度布置方 式下，分别给定不同的待选底吹气体流量，还用于对每种气体流量，确定钢、 气物性参数、出口压力和底吹气泡直径、速度、质量流量；
[0163]
所述结果分析与输出模块用于分析流体流动特性，得到钢、气多相流场 参数及熔池死区分布，并结合混匀时间，选择并输出当前转炉的优化底吹工 艺参数。
[0164]
本实施例中各模块通过处理器实现，当需要存储时适当增加存储器。其 中，所述处理器可以是但不限于微处理器mpu、中央处理器(centralprocessing unit，cpu)、网络处理器(network processor，np)、数字信号处 理器(dsp)、专用集成电路(asic)、现场可编程门阵列(fpga)、其他可编程逻 辑器件、分立门、晶体管逻辑器件、分立硬件组件等。所述存储器可以包括 随机存取存储器(random access memory，ram)，也可以包括非易失性存 储器(non-volatile memory，nvm)，例如至少一个磁盘存储器。可选的， 存储器还可以是至少一个位于远离前述处理器的存储装置。
[0165]
在上述实施例中，可以全部或部分地通过软件、硬件、固件或者其任意 组合来实现。当使用软件实现时，可以全部或部分地以计算机程序产品的形 式实现。所述计算机程序产品包括一个或多个计算机指令。在计算机上加载 和执行所述计算机程序指令时，全部或部分地产生按照本发明实施例所述的 流程或功能。所述计算机可以是通用计算机、专用计算机、计算机网络、或 者其他可编程装置。所述计算机指令可以存储在计算机可读存储介质中，或 者从一个计算机可读存储介质向另一个计算机可读存储介质传输，例如，所 述计算机指令可以从一个网站站点、计算机、服务器或数据中心通过有线(例 如同轴电缆、光纤、数字用户线(dsl))或无线(例如红外、无线、微波 等)方式向另一个网站站点、计算机、服务器或数据中心进行传输。
[0166]
另外需要说明的是，本实施例所述转炉底吹工艺的优化系统与所述转炉 底吹工艺的优化方法方法是对应的，对所述方法的描述与限定，同样适用于 所述系统，在此不再赘述。
[0167]
以上描述仅为本发明的较佳实施例以及对所运用技术原理的说明，并非 旨在限制要求保护的本发明的范围，而是仅仅表示本发明的优选实施例。本 领域技术人员应当理解，本发明中所涉及的发明范围，并不限于上述技术特 征的特定组合而成的技术方案，同时也应涵盖在不脱离所述发明构思的情况 下，由上述技术特征或其等同特征进行任意组合而形成的其它技术方案。基 于本发明的实施例，本领域技术人员在没有做出创造性劳动的前提下所获得 的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。

技术特征：
1.一种转炉底吹工艺优化方法，其特征在于，包括如下步骤：步骤s1，绘制待优化转炉的几何模型，并给定喷嘴位置及每种位置下的角度布置方式；步骤s2，确定底吹工艺计算区域，并根据喷嘴的位置和角度布置方式在计算区域内对转炉几何模型进行网格划分；步骤s3，在所划分的网格内，基于vof模型、dpm模型和组分输运模型及三种模型的耦合，构建底吹工艺仿真模型；所述模型包括：基于vof模型的钢水流动特性控制方程和动量方程；基于dpm模型的底吹气泡上升过程中与钢水相互作用的控制方程及湍流控制方程；基于组分传输模型的被循环流股对流运输、湍流扩散传输和示踪剂浓度差扩散的扩散传输方程；步骤s4，对所设置的每种底吹喷嘴位置及角度布置方式下，分别给定不同的待选底吹气体流量；对每种气体流量，确定钢、气物性参数、出口压力和底吹气泡直径、速度、质量流量；步骤s5，根据所确定的钢、气物性参数，求解基于vof模型的钢水流动特性控制方程和动量方程；根据底吹气泡直径、速度和质量流量，求解基于dpm模型的气泡上升过程中与钢水相互作用的控制方程及湍流控制方程；将两个求解结果相结合，分析流体流动特性，得到钢、气多相流场参数及熔池死区分布；步骤s6，根据出口压力及两个求解结果，求解扩散传输方程，得到当前条件下的混匀时间；步骤s7，对所有喷嘴位置、角度布置方式及底吹气体流速条件下所获得的钢、气多相流场参数、熔池死区分布和混匀时间进行比较，获得当前转炉的优化底吹工艺参数。2.根据权利要求1所述的转炉底吹工艺优化方法，其特征在于，步骤s1中喷嘴位置及每种位置下的角度布置方式包括：转炉熔池内径为d，分别在0.35d、0.42d、0.45d、0.55d的位置处设置喷嘴；且每个位置处的喷嘴分别赋予两种角度布置方式，方案a和方案b；其中，方案a中，喷嘴与耳轴成30
°
角，与垂直于耳轴的中心线成30
°
角，方案b中，喷嘴在出钢侧和加料侧为80
°
角，与耳轴成25
°
角。3.根据权利要求1所述的转炉底吹工艺优化方法，其特征在于，所述步骤s2中取其1/4转炉炉体作为计算区域。4.根据权利要求3所述的转炉底吹工艺优化方法，其特征在于，进行网格划分时，底吹气体入口处的网格采用加密处理，其他地区的网格均匀分布。5.根据权利要求1所述的转炉底吹工艺优化方法，其特征在于，所述构建底吹工艺仿真模型，包括如下步骤：步骤s31，确定基本假设，包括：第一，稳态假设：转炉内物质的物性参数不随温度变化，流动状态为稳态流；第二，忽略炼钢过程中钢水的所有化学反应；第三，认为转炉炼钢过程处于充分发展的湍流状态；第四，忽略转炉炉体的壁厚，壁厚对模拟的结果影响不大，转炉炉衬为绝热体；第五，转炉内钢水视为不可压缩流体；步骤s32，基于基本假设，选择控制方程，包括：
步骤s321，基于vof模型选择钢水流动特性控制方程和动量方程；步骤s322，基于dpm模型，选择底吹气泡上升过程中与钢水相互作用的控制方程；并进一步采用标准的低雷诺数k-ε模型表征顶底复吹转炉熔池内气液两相流的湍流行为，选择相应的湍流控制方程；步骤s323，基于组分传输模型选择被循环流股对流运输、湍流扩散传输和示踪剂浓度差扩散的扩散传输方程。6.根据权利要求5所述的转炉底吹工艺优化方法，其特征在于，所述流动特性控制方程如式(1)所示：式(1)中，α
q
为第q相体积分数的值；ρ
q
为第q相体积分数的密度，为钢水流动速度；动量方程如式(2)所示：式(2)中，p为静压，为重力；为外力，为dpm模型对连续相的作用力；ρ和μ取决于所在网格中ar和钢水相的体积分数，ρ和μ分别代表所有项体积分数的平均密度和平均速度，ρ和μ如式(3)和(4)所示：ρ＝ρ
g
α
g
+ρ
l
α
l
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(3)μ＝μ
g
α
g
+μ
l
α
l
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(4)式(3)和(4)中，α是每个单元中的相体积分数，ρ该相的密度，g和l下标分别代表气相和液相。7.根据权利要求5所述的转炉底吹工艺优化方法，其特征在于，所述底吹气泡上升过程中与钢水相互作用的控制方程表示为：式(5)中，为钢水的速度，为ar的速度，ρ
b
为气泡密度，f为附加的加速度项，为单位气泡质量的阻力，可表示为f
d
：式(6)中，μ为钢水黏度，c
d
为气泡阻力系数，re
′
为气泡运动雷诺数；所述湍流控制方程如下：
式(7)和(8)中，μ
eff
为湍流有效粘性系数，且：式(9)中，μ
m
是流体分子黏度，其中c
1ε
，c
2ε
，c
μ
，σ
k
，σ
ε
为常数，优选地，值分别为c
1ε
＝1.44，c
2ε
＝1.92，c
μ
＝0.09，σ
k
＝1.3，σ
ε
＝1.0。8.根据权利要求5所述的转炉底吹工艺优化方法，其特征在于，所述扩散传输方程如下：式(10)中，c
n
为示踪剂的浓度，sc
t
是湍流施密特数，s
n
为涡动粘度，d
n
是湍流扩散系数。9.根据权利要求1所述的转炉底吹工艺优化方法，其特征在于，所述给定不同的待选底吹气体流量，选择0.04、0.06、0.08、0.10、0.15nm3/t.min为一组。10.一种转炉底吹工艺优化系统，其特征在于，所述系统包括：几何模型及初始参数构建模块、网格划分模块、耦合式仿真模型构建模块、底吹参数给定模块和结果分析与输出模块；其中，所述几何模型及初始参数构建模块用于绘制待优化转炉的几何模型，并给定喷嘴位置及每种位置下的角度布置方式；所述网格划分模块用于确定底吹工艺计算区域，并根据喷嘴的位置和角度布置方式在计算区域内对转炉几何模型进行网格划分；所述耦合式仿真模型构建模块用于在所划分的网格内，基于vof模型、dpm模型和组分输运模型及三种模型的耦合，构建底吹工艺仿真模型；还用于根据底吹参数给定模块所给定的参数求解所述仿真模型，并将结果发送给结果分析与输出模块；所述底吹参数给定模块用于对所设置的每种底吹喷嘴位置及角度布置方式下，分别给定不同的待选底吹气体流量，还用于对每种气体流量，确定钢、气物性参数、出口压力和底吹气泡直径、速度、质量流量；所述结果分析与输出模块用于分析流体流动特性，得到钢、气多相流场参数及熔池死区分布，并结合混匀时间，选择并输出当前转炉的优化底吹工艺参数。

技术总结
本发明提供了一种转炉底吹工艺优化方法，属于炼钢工艺控制领域。所述方法绘制转炉几何模型，并给定喷嘴位置及角度布置方式，确定底吹工艺计算区域并进行网格划分；在所划分的网格内，基于VOF、DPM和组分输运模型及三种模型的耦合，构建底吹工艺仿真模型；再对所设置的每种底吹喷嘴位置及角度布置方式下，分别给定不同的待选底吹气体流量，确定底吹参数，根据底吹参数求解底吹工艺仿真模型中的控制方程，对所有喷嘴位置、角度布置方式及底吹气体流速条件下所获得的钢、气多相流场参数、熔池死区分布和混匀时间进行比较，获得当前转炉的优化底吹工艺参数。本发明实现了对不同的实验条件或生产条件下底吹工艺优化，提高了转炉生产质量及效率。量及效率。量及效率。


技术研发人员：袁飞 周佩玲 刘旋 徐安军 庞传彬
受保护的技术使用者：北京科技大学
技术研发日：2022.06.29
技术公布日：2022/11/1