羅霞光，左海濱，徐潤生，洪 軍，杜 波

(1.山東鋼鐵股份有限公司萊蕪分公司，山東 萊蕪，271104；2.北京科技大學鋼鐵冶金新技術(shù)國家重點實驗室，北京，100083)

高爐是連續(xù)生產(chǎn)設(shè)備，完善的出鐵場操作、及時合理地處理熔渣和鐵水是保證高爐順行、實現(xiàn)“優(yōu)質(zhì)、高效、低耗、長壽、環(huán)?！鄙a(chǎn)的重要手段。高壓操作高爐出鐵時，鐵水從鐵口噴出，落入主溝處的溝底最先損壞，以致修補頻繁。通常情況下，采用貯鐵式主溝，鐵水在主溝中的流速直接影響渣鐵分離，適當?shù)丶哟筚A鐵式主溝斷面面積，可以減緩鐵水在主溝中的流動速度[1]。因此，深入研究影響高爐鐵水帶渣量的影響因素，并提出降低鐵水帶渣量的可行性措施，對于鋼鐵生產(chǎn)的高效、節(jié)能和降耗具有重要意義[2]。為了減少高爐出鐵溝的鐵水損失，Hagdon等[3]通過水-油物理模型，研究出鐵溝內(nèi)的流動行為和分離效率，并通過改變液體流量、性質(zhì)和出鐵溝設(shè)計結(jié)構(gòu)等，推導(dǎo)出一個可以描述分離效率的公式；Qinglin等[4-5]通過水模型分析得到鐵溝的流動特征，認為設(shè)置擋板是一種降低耐火材料侵蝕速率的有效對策；孫長余[6]以某高爐出鐵溝為研究對象，利用水模實驗對高爐出鐵溝內(nèi)鐵水流動情況進行研究，認為在高爐出鐵溝內(nèi)存在死區(qū)和活塞區(qū)，會影響高爐出鐵溝內(nèi)的化學反應(yīng)，應(yīng)該減少死區(qū)和活塞區(qū)的體積，增加混合區(qū)的體積，使渣鐵充分分離。但上述研究中均未對高爐出鐵溝流場和渣鐵分離效果進行分析，尚有待深入研究。為此，本文以某煉鐵廠的主溝和撇渣器為研究對象，采用三維動量守恒方程、RNGk-e湍流模型和Mixture多相流模型模擬計算主溝內(nèi)速度場與主溝壁面之間距離的關(guān)系，并分析了不同出鐵流量下出鐵溝內(nèi)流場和渣鐵的分離效果。

1 模型描述

1.1 假設(shè)條件

鐵溝渣鐵流動數(shù)學模型的假設(shè)與近似條件如下：①爐渣和鐵水均看作不可壓縮的連續(xù)流體，流體的流動近似看作定常流動；②不考慮溫度變化的影響，將分離過程看成絕熱過程；③忽略耐火材料與渣鐵之間的物理化學反應(yīng)。

1.2 數(shù)學模型

(1)混合模型的連續(xù)性方程(亦稱質(zhì)量守恒方程)：

(1)

式中：ρm為渣鐵混合相密度，kg/m3，即：

ρm=∑αkρk

(2)

υm為混合相質(zhì)量平均速度，m/s，即：

(3)

式中：αk為第k相體積分數(shù)，%；ρk為第k相密度，kg/m3；υk為第k相速度，m/s，本文相速度數(shù)為2，k=1，2。

(2)混合模型的動量守恒方程：

ρmg+F+∑αkρkυdr,kυdr,k

(4)

式中：F為單位質(zhì)量力，m/s2；μm為混合流體動力黏度：μm=∑αkμk，kg/(s·m)；υdr,k為第k相漂移速度，υdr,k=υk-υm，m/s。

從第二相P(本文為渣相)的連續(xù)方程可得第二相P的體積分數(shù)方程：

(5)

(3)RNGk-e湍流模型。湍動能k和湍動能耗散率ε的運輸方程分別為[7]

(6)

(7)

1.3 邊界條件

(1)入口邊界條件。設(shè)鐵口處邊界條件為速度入口邊界條件，多相流不僅要設(shè)置混合相的入口條件，還要單獨設(shè)置各相的條件。本研究假設(shè)渣和鐵同時從鐵口流出，且混合均勻。在正常情況下，根據(jù)已知參數(shù)(見表1)計算，出鐵口鐵水速度為3.732 m/s，出渣速度為3.728 m/s。入口混合相若選擇湍流強度和當量直徑來設(shè)置，則要設(shè)置單相速度。另外，經(jīng)計算渣相初始體積分數(shù)為50.7%。

表1 模擬條件

不同高爐產(chǎn)量(質(zhì)量流量)條件下的出鐵速度是不相同的，為了研究不同流量下的渣鐵分離效果，分別選用正常日產(chǎn)量和日產(chǎn)量提高10%來計算，如表2所示。

(2)出口邊界條件。渣口、鐵口出口邊界條件均設(shè)置為壓力出口邊界條件。

(3)壁面邊界條件。除進、出口以外，都默認設(shè)為壁面邊界。根據(jù)基本假設(shè)，流體在壁面處是絕熱無滑移的，采用Fluent中的標準壁面函數(shù)進行處理。

表2 不同產(chǎn)量條件下的渣、鐵出口速度

(4)操作環(huán)境。對分離設(shè)備進行模擬計算時，操作環(huán)境的定義在重力場中進行，且操作的環(huán)境壓力為0.101 325 MPa。

1.4 數(shù)值求解

(1)前處理。建立幾何模型時，先劃分網(wǎng)格，并給出物性參數(shù)。本文所模擬的岀鐵溝主要由出鐵口、主溝、過道、支鐵溝和渣溝5部分組成，其具體尺寸如表3所示。

由于岀鐵溝的實際物理模型為復(fù)雜不規(guī)則的幾何體，若按照實際尺寸進行建模，則會增加網(wǎng)格劃分難度和質(zhì)量而影響計算結(jié)果的準確性。同時為了避免產(chǎn)生回流現(xiàn)象，將支鐵溝和渣溝加長。經(jīng)過多次嘗試，簡化后的物理模型如圖1所示。

計算機是數(shù)值計算的主要工具，因其精度有限，若網(wǎng)格過粗，則不能反映出真正的流場，還可能造成迭代過程的發(fā)散；若網(wǎng)格過密，則會大大增加計算機運算次數(shù)，舍入誤差增加。因此，必須選擇合理的網(wǎng)格數(shù)。本次模擬網(wǎng)格數(shù)約為67萬個六面體網(wǎng)格，網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖1 簡化后的物理模型

圖2 網(wǎng)格劃分

(2)求解。求解需控制方程組，按控制求解精度和迭代步驟，調(diào)節(jié)松弛因子，可得到收斂結(jié)果。

(3)后處理。將計算結(jié)果進行可視化處理。1

2 結(jié)果與分析

2.1 主溝內(nèi)速度場與主溝壁面之間距離的關(guān)系

在主溝內(nèi)部，距離主溝壁面不同距離的流體速度云圖如圖3～圖6所示。由圖3～圖6可看出，渣鐵從鐵口噴出后，先進入池內(nèi)出現(xiàn)一個擾流區(qū)域，越靠近岀鐵溝軸中心，擾流越明顯，其速度就越快；相反，越靠近壁面的速度就越慢。造成這一現(xiàn)象的主要原因有：一是出鐵口位于主溝正中心位置，渣鐵射流流出后，直接接觸主溝中心位置，因此中心速度較快；二是由于壁面的邊界層效應(yīng)，使得靠近壁面位置的流體流速越來越慢。同時，通過上述云圖可以確定射流導(dǎo)致的混合流區(qū)域的位置、大小，主溝中心速度明顯快于壁面附近的速度，這也是岀鐵溝底層中心部位嚴重沖刷、出現(xiàn)“凹陷”破損的主要原因。

圖3 距離主溝壁面0.02 m的流體速度云圖

Fig.3Velocitycontoursoffluidat0.02mfromtheironrunnerwall

圖4 距離主溝壁面0.1 m的流體速度云圖

Fig.4Velocitycontoursoffluidat0.1mfromtheironrunnerwall

圖5 距離主溝壁面0.2 m的流體速度云圖

Fig.5Velocitycontoursoffluidat0.2mfromtheironrunnerwall

圖6距離主溝壁面0.35m(中心軸面)的流體速度云圖

Fig.6Velocitycontoursoffluidat0.35m(centralaxisplane)fromtheironrunnerwall

2.2 主溝內(nèi)渣鐵分離效果

主溝內(nèi)的邊界條件參數(shù)設(shè)置均按照某鋼鐵廠實際情況，通過穩(wěn)態(tài)計算，得到鐵溝工作穩(wěn)定狀態(tài)下的渣鐵分離效果，其模擬效果云圖如圖7～圖11所示。

圖7 渣體積分數(shù)云圖

圖8 鐵水體積分數(shù)云圖

圖9 主溝中心軸平面渣鐵分離效果云圖(鐵水體積分數(shù))

Fig.9Contoursoftheslagandironseparationeffectinrunnercenteraxisplane(hotmetalvolumefraction)

圖10主溝中心軸平面渣鐵分離效果云圖(渣體積分數(shù))

Fig.10Contoursoftheslagandironseparationeffectinrunnercenteraxisplane(slagvolumefraction)

圖11 渣溝頭渣鐵分離效果云圖(渣體積分數(shù))

Fig.11Contoursoftheslagandironseparationeffectinslagditchhead(slagvolumefraction)

通過上述模擬計算可知：①當岀鐵溝內(nèi)渣鐵流動達到穩(wěn)態(tài)后，渣鐵明顯分成上下兩層(見圖9)，下部為鐵水，上部為爐渣，中間為渣鐵混合層；②從渣口可看出，渣溝中底部有少量鐵水，這表明主溝渣口位置偏低而出現(xiàn)渣中帶鐵的現(xiàn)象；③從出鐵口云圖可看出，出鐵溝內(nèi)鐵水含量較高，幾乎不含爐渣，表明主溝鐵中帶渣量較少。

2.3 不同入口速度下主溝內(nèi)流場分析

現(xiàn)場實際條件下，可能由于多種原因?qū)е鲁鲨F口流速發(fā)生變化。例如，提高高爐日產(chǎn)量、爐內(nèi)壓力變化和鐵口開得過大等。為此，比較不同出鐵口流速情況下出鐵溝內(nèi)流場的變化，其模擬速度場云圖如圖12、圖13所示。

圖12 正常生產(chǎn)時岀鐵溝內(nèi)速度場云圖

Fig.12Contoursofthevelocityfieldofironrunnerinnormalproduction

圖13產(chǎn)量增加10%時岀鐵溝內(nèi)速度場云圖

Fig.13Contoursofthevelocityfieldofironrunnerwithincreaseinproductionby10%

由于增產(chǎn)，初始流量增大，直接導(dǎo)致出口速度的加快。通過模擬計算發(fā)現(xiàn)，隨著初始流量的增大，出口流速變快，渣鐵從鐵口流出后，其水平射流距離變長。由圖12、圖13可看出，隨著出口流速的加快，整個流場的紊流區(qū)域變大，并逐步向主溝下游擴展。紊流區(qū)域的存在不利于渣鐵分離，因此渣鐵出口流速的加快將會影響渣鐵分流效果。

2.4 不同入口速度下主溝內(nèi)渣鐵分離效果

從理論上來講，流量越小，軸向速度變慢，混合流體在出鐵溝內(nèi)存留的時間就越長，分離比較充分，分離效率就好；流量越大，軸向速度變快，混合流體得不到充分的分離而分離效率變差。不同速度下主溝內(nèi)渣鐵分離效果云圖如圖14、圖15所示。由圖14、圖15可看出，隨著初始渣鐵流量的增大，上部渣相及渣鐵混合層深度逐漸變大。在渣口位置，隨著初始渣鐵流量的增大，鐵水體積分數(shù)有所提高，但在出鐵口位置的鐵水體積分數(shù)并沒有多大變化。這表明在目前岀鐵溝設(shè)計條件下，初始渣鐵流量的增大會影響渣鐵分離效果，導(dǎo)致渣中帶鐵現(xiàn)象加劇，但對鐵水帶渣量的影響不大。

圖14正常生產(chǎn)時岀鐵溝內(nèi)渣鐵分離效果云圖(鐵水體積分數(shù))

Fig.14Contoursoftheslagandironseparationeffectinironrunnerduringnormalproduction(hotmetalvolumefraction)

圖15產(chǎn)量增加10%時岀鐵溝內(nèi)渣鐵分離效果云圖(鐵水體積分數(shù))

Fig.15Contoursoftheslagandironseparationeffectinironrunnerwithincreaseinproductionby10% (hotmetalvolumefraction)

3 結(jié)論

(1)主溝內(nèi)流動特征為中心劇烈、邊緣平緩。主溝中心速度明顯快于壁面附近速度，這是岀鐵溝底層中心部位嚴重沖刷、出現(xiàn)“凹陷”破損的主要原因。

(2)模擬計算表明，渣鐵分離效果不太理想，渣中帶鐵量偏多，主要原因是渣口過低，應(yīng)升高渣口位置。

(3)隨著初始流量的增大，出鐵溝內(nèi)的流動混亂程度逐漸增加，上部渣相及渣鐵混合深度逐漸變大。在目前出鐵溝設(shè)計條件下，初始渣鐵流量的增大會影響渣鐵分離效果，導(dǎo)致渣中帶鐵現(xiàn)象加劇，但對鐵水帶渣量的影響不大。

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