韓永輝，蒼大強(qiáng)，高 海，劉福海，張興利

（1.北京科技大學(xué)冶金與生態(tài)工程學(xué)院，北京 100083；2.河北鋼鐵股份有限公司承德分公司，河北承德 067002）

在以釩鈦磁鐵礦為原料的承德鋼廠（以下簡(jiǎn)稱(chēng)承鋼），鋼包作為轉(zhuǎn)爐提釩和轉(zhuǎn)爐精煉的中間容器，是煉鋼過(guò)程中必不可少的設(shè)備［1-2］。在不改變工藝的前提下，在鋼包中進(jìn)行脫磷是一種經(jīng)濟(jì)實(shí)用、簡(jiǎn)便易行的新方法［3］。但由于轉(zhuǎn)爐提釩后出半鋼時(shí)間較短，動(dòng)力條件成為影響脫磷效率的主要瓶頸［4-11］。為此，本文利用商業(yè)軟件Fluent對(duì)鋼包內(nèi)的底吹模式及側(cè)吹氧槍的噴吹射流性質(zhì)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，研究不同側(cè)吹條件下熔池的流動(dòng)特性，以期為現(xiàn)場(chǎng)脫磷生產(chǎn)工藝提供理論依據(jù)。

1 模型建立

1.1 模擬方案

根據(jù)水模型實(shí)驗(yàn)結(jié)果，底吹最佳位置是0.7R-120°，最佳的底吹流量是100 L／min。最佳的頂吹方案為頂吹流量3 000 Nm3／h、頂槍角度13°、頂槍高度500 mm。對(duì)承鋼鋼包采用3種噴吹方式進(jìn)行模擬，并且模型中將底部透氣磚簡(jiǎn)化為4根管狀噴嘴，且考慮渣層的影響，設(shè)計(jì)的模擬方案如下。

方案1：鋼包氧槍側(cè)吹氣量為2 500 Nm3／h；

方案2：鋼包氧槍側(cè)吹氣量為2 800 Nm3／h；

方案3：鋼包氧槍側(cè)吹氣量為3 000 Nm3／h。

1.2 幾何模型及網(wǎng)格劃分

1.2.1 幾何模型

采用1∶1比例進(jìn)行建模計(jì)算，模型計(jì)算區(qū)域包括底吹噴管、鋼包內(nèi)熔池以及上部?jī)艨?，鋼包模型幾何尺寸參照承?00 t鋼包設(shè)計(jì)圖紙尺寸。鋼包物理模型的主要參數(shù)詳見(jiàn)表1。鋼包主體為類(lèi)圓錐結(jié)構(gòu)，如圖1所示。

表1 鋼包物理模型的主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of physical model of ladle

圖1 鋼包模型及底吹點(diǎn)示意圖Fig.1 Schematic diagram of ladle model and bottom blowing point

1.2.2 網(wǎng)格模型

建模時(shí)，利用Fluent軟件包中的Gambit模塊對(duì)建立好的幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分［12］?？臻g域網(wǎng)格的劃分采用內(nèi)密外疏、下密上疏劃分法。最小網(wǎng)格尺寸位于氣體入口處，計(jì)算域中最大網(wǎng)格尺寸為18 mm，網(wǎng)格數(shù)約為13萬(wàn)，網(wǎng)格質(zhì)量為0.4以上。本模擬以整個(gè)實(shí)際鋼包尺寸為計(jì)算域進(jìn)行計(jì)算，包括頂部的汽液兩相區(qū)，鋼包網(wǎng)格形式見(jiàn)圖2。

圖2 鋼包模型網(wǎng)格圖Fig.2 Grid of ladle model

1.3 控制方程及邊界條件

假設(shè)底吹噴管與鋼包內(nèi)部所有連接處都很光滑，忽略摩擦作用，氧槍壁面為絕熱面。射流運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的控制方程［13-16］如下。

連續(xù)性方程：

動(dòng)量守恒方程：

能量守恒方程：

對(duì)于湍流流動(dòng)，引入標(biāo)準(zhǔn)的κ-ε方程。

κ方程：

ε方程：

為研究鋼包復(fù)吹攪拌效果是否能夠達(dá)到設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，研究利用Fluent模擬軟件采用1∶1比例模型對(duì)不同底吹情況下鋼包流場(chǎng)的影響進(jìn)行模擬，利用VOF模型模擬多相流的相互影響，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型、無(wú)滑移壁面和標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。計(jì)算過(guò)程中，壓力和速度采用PISO算法耦合，進(jìn)行非穩(wěn)態(tài)計(jì)算。壓力采用Body Force Weighted方法進(jìn)行差分，體積分?jǐn)?shù)采用Ger-Reconstruct進(jìn)行差分，其余變量采用一階迎風(fēng)格式差分。

根據(jù)實(shí)驗(yàn)情況給定邊界條件，入口邊界為氣體質(zhì)量入口，出口邊界為鋼包頂端氣體壓力出口，其他壁面為絕熱面。初始條件中設(shè)定合理的氣液兩相體積比例和初始速度。時(shí)間步長(zhǎng)為非穩(wěn)態(tài)步長(zhǎng)（采用非穩(wěn)態(tài)計(jì)算方式），迭代時(shí)間為10-5s，均方根殘差收斂標(biāo)準(zhǔn)為10-4。

將Gambit模塊生成的網(wǎng)格文件讀入Fluent中，設(shè)置其材料特性、初始條件與邊界條件。各部分的邊界條件設(shè)置如下：

1）底吹入口為inlet，采用流量入口，流量值的設(shè)定需根據(jù)流量進(jìn)行計(jì)算，入口氣體溫度取環(huán)境溫度，298 K；

2）鋼包壁面設(shè)為wall，采用無(wú)滑移邊界條件，近壁面流場(chǎng)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)計(jì)算；

3）鋼包上層空間出口為outlet，采用壓力出口，取值為環(huán)境壓力101 325 Pa，溫度為環(huán)境溫度1 300 K。

殘差收斂條件為除能量取10-6外，其他均為10-3?？紤]到氧槍為四面體網(wǎng)格，為得到正確計(jì)算結(jié)果，采用低殘差因子進(jìn)行計(jì)算。模擬采用利用DELL M910，計(jì)算7 d可以計(jì)算約10 s左右的數(shù)據(jù)。

參考鋼包內(nèi)渣層、鋼液及底吹氣體的實(shí)際情況，得出物性參數(shù)（如表2所示）。

表2 鋼包內(nèi)物性參數(shù)表Tab.2 Physical parameters in ladle

2 結(jié)果分析

鋼包內(nèi)，不同的側(cè)吹流量對(duì)熔池?cái)嚢栊Ч煌鄢卦诘玫降状禋獾膭?dòng)能后進(jìn)行傳輸運(yùn)動(dòng)（包括物質(zhì)，速度和溫度的傳輸運(yùn)動(dòng)），且熔池獲得的動(dòng)能越大，傳輸運(yùn)動(dòng)越明顯。但在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中產(chǎn)生形態(tài)不同的流股漩渦和相互干擾的熔池流股，傳輸運(yùn)動(dòng)受漩渦及流股的影響，使得不同區(qū)域內(nèi)熔池流股的速度和傳質(zhì)能力產(chǎn)生不同的改變，所以不同區(qū)域內(nèi)的速度和湍動(dòng)能不一定呈線(xiàn)性分布。因此根據(jù)承鋼100 t鋼包進(jìn)行1∶1模擬得到不同區(qū)域內(nèi)的速度和湍動(dòng)能分布情況。

用底吹的鋼包，氣體從底部噴孔噴出，在鋼包中產(chǎn)生氣泡，氣泡在鋼液浮力作用下上升，同時(shí)帶動(dòng)周?chē)撘合蛏线\(yùn)動(dòng)，處于噴嘴正上方的液體形成強(qiáng)烈的向上股流。當(dāng)氣液兩相區(qū)形成的上升流達(dá)到熔池液面后，氣體溢出熔池，而達(dá)到液面的鋼水被線(xiàn)面驅(qū)動(dòng)流向四周，然后向下流動(dòng)，從而形成循環(huán)流動(dòng)。

同時(shí)，側(cè)吹氧槍產(chǎn)生的超音速氧氣射流穿過(guò)爐氣抵達(dá)渣層表面，因超音速氧氣沖力大于渣層表面張力，氧氣穿透渣層，并在熔池上方形成沖擊深坑。被熔池彈回的氧氣，部分直接進(jìn)入爐氣，另一部分沿熔池表面運(yùn)動(dòng)，遇到轉(zhuǎn)爐爐壁阻礙向上流動(dòng)形成循環(huán)流動(dòng)。

2.1 側(cè)吹流量對(duì)熔池速度的影響

鋼液中速度死區(qū)集中在鋼包底吹流股之間的區(qū)域及熔池上部遠(yuǎn)離脫磷氧槍一帶，如圖3所示。

圖3 鋼包不同截面處速度場(chǎng)分布Fig.3 Field distribution at different section rate of ladle

鋼液流速隨不同的側(cè)吹流量的增大而增大，熔池中速度死區(qū)逐漸降低。不同頂吹流量條件下，鋼包內(nèi)速度分別為0.016，0.017和0.018 m／s；速度死區(qū)分別占熔池體積的6.3%，7.6%和8.0%。不同流量下鋼包橫截面平均速度見(jiàn)表3。

表3 不同流量下鋼包橫截面平均速度Tab.3 Different flow cross-section average velocity of ladle

2.2 側(cè)吹流量對(duì)熔池湍動(dòng)能的影響

湍動(dòng)能越大，攪拌效果越好。圖4為鋼包不同的側(cè)吹流量時(shí)，不同截面處湍流動(dòng)能云圖。從圖中可以看出，鋼包中下部離噴嘴越遠(yuǎn)，湍動(dòng)能越小。這是因?yàn)樵诘撞看禋饬坎淮蟮那闆r下，上升氣流帶動(dòng)的上升液體量相對(duì)較小。

圖4 鋼包不同截面處湍流動(dòng)能云圖Fig.4 Contours of turbulent kinetic energy of ladle at different section

表4 不同流量下鋼包橫截面平均湍動(dòng)能Tab.4 Average turbulent kinetic energy under different flow rate of ladle cross section

如表4所示，鋼液湍動(dòng)能隨不同的側(cè)吹流量的增大而增大，同時(shí)氣體對(duì)熔池的攪拌能力也隨之提高。鋼包中湍動(dòng)能分布由上到下，由底吹氣柱到四周降低。不同側(cè)吹條件下，鋼包內(nèi)湍動(dòng)能分別為0.026，0.027和0.028 m2／s2。

2.3 側(cè)吹流量對(duì)熔池沖擊凹坑的影響

圖5顯示了不同側(cè)吹流量下的鋼包頂部鋼液沖擊面積，表5給出了不同頂吹流量下的熔池沖擊面積。

圖5 不同側(cè)吹流量下鋼包頂部鋼液沖擊面積Fig.5 Impact area at different side flow of molten steel ladle

表5 不同頂吹流量下熔池沖擊面積Tab.5 Impact area at different side flow of molten steel ladle

由圖5所示，不同側(cè)吹流量下鋼包頂處鋼液沖擊面積分別為4.68，4.72和5.03 m2。鋼液沖擊面積隨側(cè)吹氣量的增大而增大，因此加大側(cè)吹氣量對(duì)鋼包渣層有攪拌效果，促進(jìn)鋼液的脫磷能力。

3 結(jié) 論

鋼包底吹在0.7R-120°位置上，底吹氣量為100 L／min時(shí)，經(jīng)模擬計(jì)算得出以下結(jié)論。

1）鋼液中速度死區(qū)集中在鋼包底吹流股之間的區(qū)域及熔池上部遠(yuǎn)離脫磷氧槍一帶。鋼液流速隨不同的側(cè)吹流量的增大而增大，熔池中速度死區(qū)逐漸降低。不同頂吹流量條件下，鋼包內(nèi)速度分別為0.016，0.017和0.018 m／s；速度死區(qū)分別占熔池體積的6.3%，7.6%和8.0%。

2）鋼液湍動(dòng)能隨不同的側(cè)吹流量的增大而增大，同時(shí)氣體對(duì)熔池的攪拌能力也隨之提高。鋼包中湍動(dòng)能分布由上到下，由底吹氣柱到四周降低。不同側(cè)吹條件下，鋼包內(nèi)湍動(dòng)能分別為0.026，0.027和0.028 m2／s2。

3）不同側(cè)吹流量下鋼包頂處鋼液沖擊面積分別為4.68，4.72和5.03 m2。鋼液沖擊面積隨側(cè)吹氣量的增大而增大，因此加大側(cè)吹氣量對(duì)鋼包渣層有攪拌效果，促進(jìn)鋼液的脫磷能力。

4）本次模擬結(jié)果與水模實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合，鋼液湍動(dòng)能隨不同的側(cè)吹流量的增大而增大，最佳側(cè)吹流量為3 000 Nm3／h，速度死區(qū)集中在鋼包底吹流股之間的區(qū)域及遠(yuǎn)離熔池上部氧槍一帶。

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