馬 駿,沈巧珍,陽 方,李光強(qiáng)

(1.武漢科技大學(xué)材料與冶金學(xué)院,湖北武漢,430081;2.酒泉鋼鐵(集團(tuán))有限責(zé)任公司不銹鋼廠,甘肅酒泉,735000)

在底吹氬精煉過程中,透氣元件的布置個數(shù)、方式和噴吹氣量的選擇決定了吹氬攪拌的效果,從而影響鋼液的質(zhì)量。近年來,對于底吹氬精煉過程的數(shù)值模擬技術(shù)發(fā)展較快[1-4],并成為優(yōu)化吹氬工藝的重要研究手段。某鋼廠CSP生產(chǎn)線230 t鋼包底吹氬精煉在實際生產(chǎn)中主要存在的問題是:在噴吹過程中,攪拌狀況下的鋼液對渣線磚區(qū)域的包壁造成強(qiáng)烈的沖刷與腐蝕,嚴(yán)重地影響到鋼液的純凈度和鋼包的使用壽命,繼而影響到生產(chǎn)的正常有序進(jìn)行。為此,本文以該鋼包內(nèi)的鋼液流動和湍動能分布為研究對象,采用商業(yè)Phoenics軟件計算不同透氣元件的布置個數(shù)、方式和噴吹氣量條件下鋼包內(nèi)鋼液的三維流場,并針對現(xiàn)場的實際情況,通過計算確定了合理的透氣元件布置方式和工藝參數(shù)。

1 數(shù)學(xué)模型描述

1.1 控制方程

底吹氬鋼包內(nèi)的鋼液為三維穩(wěn)態(tài)下的不可壓縮流體,描述鋼液流動的基本微分方程[5]如下:

(1)連續(xù)性方程為

(2)動量方程為

(3)湍流動能k方程為

(4)湍流動能耗散率ε方程為

式中:ρ為流體密度,kg/m3;p為壓力,Pa;μeff為有效黏度,Pa·s;Fi為體積力,N/m3,在鋼包吹氣狀態(tài)下其中,α為氣液兩相區(qū)的氣相分率;ε為湍流動能耗散率,m2/s3;C1、C2、σk、σε分別為經(jīng)驗常數(shù);u為速度,m/s;k為湍動能,m2/+ρCμk2/ε;Cμ為經(jīng)驗常數(shù)。

1.2 初始和邊界條件

(1)初始條件。初始時刻,熔池內(nèi)充滿靜止的液體。即:

式中:α為氣液兩相區(qū)的氣相分率;β為氣液兩相區(qū)液相分率。

(2)邊界條件。流體的自由面為光滑的水平面,無剪切應(yīng)力存在;入口與出口處的速度分布是均勻的;近壁處平行于壁面流速和湍流特征參數(shù)采用壁函數(shù)[5]。

1.3 數(shù)值求解

計算空間在三維方向上劃分為47×46×44個網(wǎng)格,整個計算體系的方程組由Simp le算法[6]進(jìn)行求解。

2 模擬計算

在現(xiàn)場生產(chǎn)中,鋼包底部為0.5R單個透氣元件吹氬,實驗中在原鋼包底部沿直徑方向選擇不同位置安裝透氣元件,透氣磚中心到包底中心間距分別為0.5R、0.6R、0.7R的單孔噴吹和0.6R-β、0.7R-β的雙孔噴吹。模擬計算方案如表1所示。

表1 模擬計算方案Table 1 Calculation scheme

3 結(jié)果與分析

3.1 鋼包底吹氬流場的基本特征

圖1為鋼包底吹氬流場的基本特征。在底吹氬的鋼包內(nèi),對于氣相而言,進(jìn)入熔池的氣體沿噴嘴壁生成許多大小不同的氣泡,同時帶動周圍的液體向上運動。在上浮的過程中,氣相區(qū)形成逐漸擴(kuò)張的倒錐形區(qū)域(見圖1(a));對于液相而言,在氣泡浮力的帶動下向上運動,當(dāng)氣液兩相區(qū)發(fā)展到液面后,氣體逸出熔池,液體被驅(qū)向包壁流動,形成近包壁處的下降流,最后經(jīng)側(cè)向旋回流回歸氣液兩相區(qū),形成了熔池內(nèi)部的循環(huán)流動(見圖1(b))。

圖1 鋼包底吹氬流場的基本特征Fig.1 Basic characteristics of the flow field of LFargon blowing

3.2 單噴嘴噴吹流場的分析

圖2 單噴嘴噴吹的液體流場的基本特征Fig.2 Basic characteristics of the flow field of single nozzel

圖2為在較小氣量下單吹時不同噴嘴位置的液相流場圖。由圖2可看出,氣液兩相區(qū)中心線的速度最快,沿徑向速度逐漸變慢,在回旋中心或附近速度為0。鋼包中形成一種以兩相區(qū)軸線為基礎(chǔ)的三維循環(huán)流[7]。鋼包中在氣泡柱靠包壁一側(cè)形成沿氣泡柱表面上升而沿包壁下降的、范圍較小而流速較快的循環(huán)流動區(qū)(簡稱小循環(huán)區(qū))。氣泡柱靠鋼包中心一側(cè)發(fā)展為向鋼包中心回流的范圍較大但速度較慢的循環(huán)流動區(qū)(簡稱大循環(huán)區(qū))。隨著噴吹半徑的增大,兩相區(qū)向近噴嘴的包壁一側(cè)傾斜。在大循環(huán)區(qū),流體流動方向隨著噴嘴向包壁靠近,噴吹半徑的增大而逐漸由縱向旋回運動向橫向旋回運動轉(zhuǎn)變。這一轉(zhuǎn)變導(dǎo)致包內(nèi)液體的循環(huán)回路變長,速度梯度減小,但切向速度明顯增加,對熔池內(nèi)的混合過程有很大的增強(qiáng)作用,從而使鋼液混勻時間縮短。

3.3 雙噴嘴對稱噴吹流場的分析

圖3為雙噴嘴對稱噴吹流場的基本特征。由圖3可看出,采用雙噴嘴對稱噴吹時,熔池內(nèi)流場的流動狀態(tài)有了明顯的改善,熔池內(nèi)的死區(qū)明顯減少,對稱分布的噴嘴使得鋼液混合更加均勻,混勻的效果要明顯優(yōu)于單吹。

圖3 雙噴嘴對稱噴吹流場的基本特征Fig.3 Basic characteristics of the flow f ield of double nozzels

計算結(jié)果表明,不同噴嘴布置的流場都有4個循環(huán)區(qū)。在熔池液面有2個氣液兩相區(qū)分離出來的液體:一部分受氣泡柱驅(qū)動向包壁流動,撞擊到包壁發(fā)展為沿包壁的下降流,并最終回歸氣液兩相區(qū),進(jìn)一步發(fā)展成為2個近包壁的循環(huán)區(qū)(簡稱包壁循環(huán)區(qū));另一部分液體向鋼包的中心運動,2個水平流股的相互作用促成了中軸線附近的下降流,下降流再經(jīng)過側(cè)向旋回區(qū)回歸到氣液兩相區(qū),進(jìn)一步發(fā)展成為2個近中軸線的循環(huán)區(qū)(簡稱中央循環(huán)區(qū))。中央循環(huán)區(qū)的攪拌由2個氣柱共同作用而承擔(dān)著主要的鋼液混勻工作。隨著噴吹半徑的增大,2個流向中心的水平流股對撞減小,湍動能的損失減少,攪拌良好的中央循環(huán)區(qū)的范圍擴(kuò)大,鋼液混勻效果增強(qiáng),混勻時間縮短,0.6R和0.7R對稱噴吹的鋼液混勻效果都比較理想。

3.4 不同噴吹流量對鋼液攪拌混勻的影響

圖4 包底處湍動能分布曲線(0.7R-β)Fig.4 Kinetic energy distribution curvesat the LF’s bottom(0.7R-β)

在3種不同吹氣量條件下,對0.7R-β布置方式進(jìn)行模擬計算。圖4為噴吹流量分別為0.3、1.0、1.7 m3/h時鋼包底部兩噴嘴所在直徑上的湍動能變化曲線。每一條曲線下部都有3段湍動能值接近或等于0的曲線(稱為滯流曲線),曲線上集中的點為死區(qū)點。由圖4可看出,隨著噴吹流量的增加,死區(qū)點減少;液體沿+Z方向的速度增大,攪拌能也增大,鋼液混勻的效果明顯增強(qiáng)。因此,增大吹氣量有利于縮短鋼液混勻時間。

3.5 合理噴吹半徑的確定

雙透氣元件對稱噴吹時,可以通過增加透氣元件間距和增加吹氣量的方法來縮短鋼液混勻時間,但透氣元件間距的增加并非沒有限度。當(dāng)透氣元件間距增大到靠近包壁并且氣量較大時,會對包壁產(chǎn)生不同程度的沖刷,在損失大量湍動能的同時,也會降低鋼包內(nèi)襯的使用壽命和鋼液的純凈度。因此,從包壁和內(nèi)襯沖刷的角度上分析,雙透氣元件噴吹的噴吹半徑需要進(jìn)一步優(yōu)化。

在提高吹氣量縮短鋼液混勻時間的同時,又不使其對包壁造成明顯的沖刷,用液面湍動能分布進(jìn)行分析來比較兩種噴吹半徑對包壁的沖刷情況。當(dāng)吹氣量較大(Q=1.7 m3/h)時,0.6R-β和0.7R-β噴吹的表面湍動能分布如圖5所示。由圖5可看出,0.7R噴吹的湍動能極大值和湍動能平均值均出現(xiàn)小于0.6R噴吹時的情形,表明0.7R噴吹的有效攪拌強(qiáng)度低于0.6R噴吹時攪拌強(qiáng)度;另外,雙吹的湍動能值從圓形中心深色區(qū)域(湍動能極大值)向四周逐漸減小至邊緣深色區(qū)域(湍動能極小值)。

噴吹半徑為0.6R時,從極大值到極小值均過渡均勻,兩個湍動能集中區(qū)呈圓形分布,包壁對氣液兩相區(qū)發(fā)展的制約不明顯,因此液體對包壁的沖刷不明顯,可近似忽略。而噴吹半徑為0.7R時,從湍動能極大值到極小值的過渡并不均勻,兩個湍動能集中區(qū)在靠近包壁處呈橢圓形分布,表明液體對包壁的沖刷已經(jīng)較為嚴(yán)重。因為有一部分湍動能被用于與包壁撞擊而損失掉,所以0.7R噴吹的有效攪拌率(湍動能平均值和介于平均值0.5～1.5倍節(jié)點所占整個區(qū)域比率)也有所降低。通過對整個三維流場的湍動能值統(tǒng)計匯總,得到的柱狀圖如圖6所示。由圖6可看出,0.6R噴吹的攪拌強(qiáng)度高,對包壁沖刷小,湍動能的損失也少,因而確定對稱布置的合理噴吹半徑為0.6R。

圖5 包壁噴吹的表面湍動能分布Fig.5 Kinetic energy distribution of the surface

4 結(jié)論

(1)單透氣元件和雙透氣元件對稱噴吹時,隨著噴吹半徑的增大,鋼液攪拌效果得到逐漸的改善,鋼液混勻時間逐漸縮短。

(2)隨著吹氣流量的增大,鋼液混勻時間縮短,雙透氣元件噴吹的混勻效果明顯優(yōu)于單透氣元件。

(3)隨著噴吹半徑的增大、噴吹氣體流量的增加,鋼液對包壁的沖刷也越加嚴(yán)重。

(4)綜合考慮現(xiàn)場因素,底吹氬鋼包內(nèi)透氣元件采用0.6R-β布置。

圖6 不同噴吹半徑對鋼液攪拌效果的影響Fig.6 Them ixing effect under different blowing radius

[1] 幸偉,沈巧珍.鋼包底吹氬過程數(shù)學(xué)物理模擬研究[J].煉鋼,2005,21(6):33-36.

[2] 張胤,賀友多.鋼包吹氬時鋼液循環(huán)流動過程數(shù)學(xué)模型研究[J].包頭鋼鐵學(xué)院學(xué)報,2002,21(2):112-114.

[3] 朱苗勇,井本建夫,蕭澤強(qiáng).多孔噴吹鋼包內(nèi)流動和混合過程的數(shù)學(xué)物理模擬[J].金屬學(xué)報,1995,31(10):435-439.

[4] 朱立光,王碩明,段云祥.鋼包精煉爐(LF)鋼液流動的數(shù)學(xué)物理模擬與優(yōu)化[J].特殊鋼,2005,26(6):10-13.

[5] 朱苗勇,肖澤強(qiáng).冶金過程數(shù)值模擬分析技術(shù)的應(yīng)用[M].北京:冶金工業(yè)出版社,2006:10.

[6] Launder B E,Spalding D B.Mathematical models of turbulences[M].London:Academic Press,1972:16.

[7] 李寶寬,赫冀成.煉鋼中的計算流體力學(xué)[M].北京:冶金工業(yè)出版社,1998:43.