周同軍 劉軍占 羅 輝

(寶鋼特鋼有限公司)

40 t鋼包單透氣磚底攪拌流場研究

周同軍 劉軍占 羅 輝

(寶鋼特鋼有限公司)

通過計算機數(shù)值模擬與水模擬實驗?zāi)M鋼包底攪拌情況，研究單吹氬鋼包的不同吹氣流量、不同吹氣位置(0R、0.56R、0.62R、0.67R)與鋼包混勻時間、渣眼的相互關(guān)系，以達(dá)到提升氬氣攪拌效率的目的。研究表明，鋼包混勻時間隨透氣磚偏心距的增加而減小，當(dāng)透氣磚位于0.62R～0.67R時，攪拌效果最優(yōu)；當(dāng)氬氣流量由70 L/h增加至130 L/h時，混勻時間隨吹氣量的增加而明顯減小，當(dāng)流量超過130 L/h時攪拌效果趨于平穩(wěn)，對混勻時間影響不大；渣眼面積隨偏心距的增加而增大，在噴嘴位置靠近壁面時較大；壁面剪切力隨偏心距的增加逐漸向靠近噴嘴一側(cè)壁面的上方集中(即對壁面沖刷最嚴(yán)重的位置)，平均壁面剪切力隨偏心距的增加呈指數(shù)形式增大。

數(shù)值模擬 鋼包 渣眼 混勻時間

0 引言

鋼包底吹氬技術(shù)在爐外精煉過程中較為常見，當(dāng)前國內(nèi)外研究人員對底吹氬鋼包的研究主要基于數(shù)值模擬及模型實驗[1-6]，在此基礎(chǔ)上各大鋼鐵企業(yè)仍在不斷的改進(jìn)底吹鋼包的生產(chǎn)工藝，并取得了較大的進(jìn)展。底吹氬鋼包效率高、成本低、易操作，其設(shè)備主要由合金與鋼渣加入系統(tǒng)、底部透氣磚吹氣系統(tǒng)、爐蓋及冷卻系統(tǒng)以及各種控制系統(tǒng)組成，其主要構(gòu)成如圖1所示。

鋼包底吹氬的目的是使鋼液成分和溫度混合均勻，同時還可以去除鋼液內(nèi)部的夾雜物等?；靹驎r間是鋼包底吹氬研究的重點，混勻時間的大小取決于吹氣流量、吹氣位置、熔池深度等眾多因素。顯而易見，鋼包混勻時間越小越有利于提高冶煉效率，但若是通過提高吹氣流量來減小混勻時間時，對鋼液

圖1 底吹鋼包示意圖

頂部渣層造成很大影響，易造成鋼液飛濺或卷渣等不利情況的發(fā)生。因此，本文主要以40 t鋼包的單吹氬攪拌模型為基礎(chǔ)，通過數(shù)值模擬與物理模擬兩種方法來對比分析，綜合考慮各方面因素，以確定較佳的混勻時間。

1 實驗?zāi)Ｐ图霸?/h2>

1.1 模型及相關(guān)參數(shù)的確定

由于底吹氬鋼包熱態(tài)實驗難以進(jìn)行，因此使用水模型實驗對其進(jìn)行研究?？紤]到實際的鋼包尺寸過大，因此水模型系統(tǒng)按照與原型成1:3的比例制作，具體的鋼包原型及模型參數(shù)見表1。

表1 鋼包原型及模型參數(shù)參數(shù)

1.2 相似原理

(a)幾何相似

由實際可知，相似比越小，模型尺寸越?。幌嗨票仍酱?，則模型尺寸越大。在設(shè)計水模型系統(tǒng)時必須選取合適的相似比，模型尺寸過小時，實驗結(jié)果準(zhǔn)確性會降低，失去研究意義；如果相似比過大，即模型尺寸過大，易受實驗條件限制且模擬實驗費用也會增加。水模型系統(tǒng)和鋼包原型中各對應(yīng)長度之比為常數(shù)，通常把其稱為比例因子。比例因子表示為：

(1)

式(1)中：lm—模型的尺寸，mm； lp—原型的尺寸，mm。

(b)動力相似

由于水模型實驗是冷態(tài)實驗，水模型實驗中，考慮了實際鋼液中氬氣泡膨脹對鋼液流動的影響問題。在確定實驗吹氣量時，要使原型和模型兩個不同體系的無量綱數(shù)G相等。

無量綱數(shù)：

(2)

由于氣相的密度遠(yuǎn)小于液相的密度，在滿足無量綱G相等的情況下，液相修正無量綱數(shù)近似相等。模型與原型的氣體流量換算關(guān)系可以由氣相無量綱數(shù)相等得到，即 Gm=Gp。

整理可得：

(3)

將方程(2)代入(3)得到：

(4)

式(4)中：QAr—膨脹后的氬氣流量，m3/h； QN2—實驗中氮氣流量，m3/h； ρN2、ρw—常溫下氮氣和水的密度，kg/m3；

ρAr、ρst—鋼液溫度下氬氣和鋼液的密度，kg/m3。

由于實際煉鋼過程中，氣體進(jìn)入鋼包前存在一定的壓力變化，且進(jìn)入鋼包后由于溫度升高，使得氣體體積迅速增大，其過程如圖2所示。

圖2 進(jìn)入鋼包前氣體的狀態(tài)變化

實際測得的氬氣流量為標(biāo)準(zhǔn)狀況下的流量，需將其轉(zhuǎn)化為由充氣口進(jìn)入鋼液的流量進(jìn)行計算。由標(biāo)準(zhǔn)狀況到鋼包充氣口的變化過程為升溫升壓的過程，可由下式進(jìn)行描述：

(5)

式(5)中：Tp、T0—分別為鋼水溫度和室溫，K； QAr—標(biāo)準(zhǔn)狀況下氬氣氣體流量，L/min；

P0、Pp—分別為一個標(biāo)準(zhǔn)大氣壓和鋼包充氣口壓力，Pa。

Pp=P0+ρstgh

(6)

由方程(4)、(5)及(6)得到水模型實驗與原型之間的流量關(guān)系為：

QN2=0.011QAr

(7)

由方程(7)得到水模型流量與原型實際流量關(guān)系。

水模型流量與原型實際流量對應(yīng)值見表2。

表2 水模型流量與原型實際流量

1.3 數(shù)值模型參數(shù)

為驗證數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性，建立鋼包水模型的三維模型并進(jìn)行網(wǎng)格劃分。鋼包計算區(qū)域網(wǎng)格如圖3所示，采用正交直角坐標(biāo)系統(tǒng)，在整個區(qū)域內(nèi)劃分六面體網(wǎng)格。為了保證計算精度并節(jié)約計算時間，在入口區(qū)域、出口區(qū)域及渣層區(qū)域采用較密的網(wǎng)格劃分格式，其它區(qū)域采用相對稀疏的網(wǎng)格劃分格式，網(wǎng)格量為30萬。

圖3 鋼包計算區(qū)域網(wǎng)格

1.4 鋼包三相流計算的基本方程

鋼液在鋼包內(nèi)隨氬氣底吹的流動是一個復(fù)雜的湍流流動過程，其主要特征是不規(guī)則性、三維性、擴散性和耗散性。描述鋼液在鋼包內(nèi)流動的方程有連續(xù)性方程、動量方程(Navier-Stokes方程)，湍流模型采用RNGk-ε模型。多相流模型采用Eulerian模型，并與人口平衡模型(PopulationBalanceModel)進(jìn)行耦合計算。控制方程如下

(1)連續(xù)方程：

(8)

(2)動量方程：

(9)

湍流模型方程：采用RNGk-ε模型方程，RNGk-ε模型與標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型的形式比較接近：

(3)k方程：

(10)

(4)ε方程：

(11)

式(11)中：μi、μj— 為湍流流動的時均速度，m/s；ρ—為流體的密度，kg/m3；k—為湍流脈動動能,m2/s2；ε—為湍流脈動動能耗散率，m2/s3；μeff— 為有效粘性系數(shù)，kg·s·m-2；Gk—為層流速度梯度產(chǎn)生的湍動能；Gb—為浮力產(chǎn)生的湍動能；Sk,Sε為源項。

方程中出現(xiàn)的常數(shù)均保持默認(rèn)。RNGk-ε模型相比標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型據(jù)有更高的精度，并且考慮了湍流漩渦。標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型是高雷諾數(shù)下的湍流模型，RNGk-ε模型可以適用于低雷諾數(shù)的流動，對于鋼包內(nèi)局部湍流的流動更加適用。

對于氣相，認(rèn)為在噴嘴處的氣泡粒徑為0.5mm，計算過程中利用人口平衡模型計算氣相的粒徑分布。氣泡的合并破碎采用Luo模型進(jìn)行計算。

2 分析及討論

2.1 水模擬實驗時，不同吹氣流量對混勻時間的影響

根據(jù)鋼包混勻時間原理，以混勻最慢的點作為鋼包的混勻時間。0.67R處不同流量下混勻時間圖如圖4所示。因此，結(jié)合圖4所示混勻時間數(shù)值，距離噴嘴較近的測量點(近噴氣口點，標(biāo)識為測點1)混勻時間更長，因此將其作為單噴嘴噴吹時的混勻時間。

圖4 0.67R處不同流量下混勻時間圖

毫無疑問，氣體噴吹流量不同時，對鋼包內(nèi)部產(chǎn)生的流動作用不同。氣體流量大時，對內(nèi)部液體的攪動作用變大，使得液體流速變快，從而使得混勻時間減小；反之，混勻時間增大。通過水模型實驗所得結(jié)果對不同流量下的混勻時間進(jìn)行研究，單噴嘴不同流量的平均混勻時間如圖5所示，為單噴嘴不同流量時測點1所得到的平均混勻時間。

圖5 單噴嘴不同流量的平均混勻時間

由圖5可以看出，無論是中心噴吹還是偏心噴吹，混勻時間都隨流量的增大呈現(xiàn)出減小趨勢。其中中心噴吹時，減小趨勢最不明顯，且混勻時間與其余五個偏心噴吹位置有著就較大差異，所以當(dāng)今煉鋼爐外精煉生產(chǎn)過程中，更加傾向于偏心底吹氬攪拌。

除去中心噴吹，其余五個偏心噴吹位置所得混勻時間差距較小，且隨著流量增大混勻時間減小趨勢更為明顯，特別是氬氣流量由70L/h增加到130L/h時。當(dāng)氬氣流量超過130L/h時，攪拌效果趨于穩(wěn)定。結(jié)合現(xiàn)場實際情況，雖然其平均混勻時間較小，但是整體并不穩(wěn)定；0.73R處噴吹時，混勻時間并沒有明顯的優(yōu)勢，且這一位置對壁面的侵蝕更嚴(yán)重。綜合各種因素得出， 0.62R處噴吹時，混勻時間更為適宜。這與黃書友[7]、李士琦[8]等科技工作者的研究結(jié)果是相吻合的。

2.2 水模擬實驗時，單透氣磚不同位置對混勻時間的影響

圖6 單噴嘴噴吹位置與混勻時間的關(guān)系

單噴嘴噴吹位置與混勻時間的關(guān)系如圖6所示，為相同流量下不同噴吹位置對混勻時間的影響。從圖中看出，同一流量下，不同位置的混勻時間大小略有差異，尤其在中心噴吹時其與偏心噴吹相比差距巨大。在0.5R、0.56R、0.62R、0.67R和0.73R五個位置中，不同流量時其混勻時間差距較小，但是整體又顯示出，0.56R和0.62R噴吹時混勻時間更短。

另外，在實驗中發(fā)現(xiàn)：中心噴吹(0R)時，測量結(jié)果差異最大，這說明中心噴吹時模型內(nèi)部流體流動極不穩(wěn)定，上升氣體在上升過程中存在一定的旋轉(zhuǎn)作用，這使得中心噴吹時，模型內(nèi)部流動并不呈現(xiàn)簡單的“對稱”流動。其余五個噴吹位置相比，0.5R和0.73R處噴吹時，測量結(jié)果差異略大于0.56R、0.62R及0.67R。相同流量時，0.56R、0.62R及0.67R處噴吹時，所得混勻時間相對更為穩(wěn)定。偏心噴吹時，混勻時間相比于中心噴吹時更為穩(wěn)定，但是當(dāng)吹氣位置過于偏向于壁面時，氣體或渣層對壁面的沖刷作用增強，不利于鋼包壽命的延長。

2.3 數(shù)值模擬計算混勻時間

在鋼包底吹氬氣過程中，不同流量的氬氣運動會帶動鋼液向鋼包壁面不同程度的偏流，而且對鋼包的攪拌效率產(chǎn)生不同的影響。因氬氣運動而帶動的高溫鋼液沖擊到鋼包壁面對壁面造成沖蝕，太強的鋼液流速容易將鋼包內(nèi)壁的耐火材料熔化進(jìn)而融進(jìn)鋼液中，對鋼液造成二次污染，降低鋼液的品質(zhì)。為此有必要對鋼包底吹氬氣的流量和位置等工況進(jìn)行不同的分析和計算，最終確定理想的鋼包物理結(jié)構(gòu)和合適的吹氬參數(shù)。

對于0.67R位置的情況分別計算了90L/h工況和110L/h工況下鋼包水模型的水-油-氣三相流動，對比兩種工況與實驗條件下的渣眼形態(tài)，不同流量的模擬結(jié)果與實驗結(jié)果對比如圖7所示。

(a) Qg=90 L/h

(b)Qg=110L/h

圖 7 不同流量的模擬結(jié)果與實驗結(jié)果對比

從渣眼的大小可以直觀地看出，模擬的結(jié)果與實驗結(jié)果均比較吻合，說明本數(shù)學(xué)模型對于不同的工況有普遍的適用性。氬氣運動而帶動的高溫鋼液沖擊到鋼包壁面對壁面造成沖蝕，不同的鋼液流速對鋼包內(nèi)壁的耐火材料的沖蝕不同，并將造成不同程度的卷渣。太強的鋼液流速不但會對鋼液造成二次污染，而且會影響鋼包壽命，并容易產(chǎn)生鋼液面卷渣等冶金質(zhì)量缺陷。

自定義變量的擴散過程如圖8所示，從圖中可以看出，自定義變量進(jìn)入氣體入口后向上運動，同時存在擴散的過程，所以近噴吹點的監(jiān)測值迅速上升。當(dāng)其擴散到液體上表面后隨著液體波動向另一側(cè)以及兩側(cè)運動，并在將近20s時刻到達(dá)另一側(cè)壁面下方，遠(yuǎn)噴吹點的監(jiān)測值上升，近噴吹點的監(jiān)測值下降。

圖8 自定義變量的擴散過程

之后其又向噴嘴一側(cè)運動，致使近噴吹點的監(jiān)測值再一次上升，最后達(dá)到穩(wěn)定。

單透氣磚不同位置的壁面剪切力分布圖如圖9所示，可客觀反映透氣磚位置對鋼包使用壽命的影響情況。由圖9可知，隨著單氬透氣磚噴吹位置的偏移， 壁面剪切力逐漸向靠近噴嘴一側(cè)的壁面上方集中，并且剪切力的最大值逐漸增大。即：當(dāng)透氣磚與包壁的距離減小時，鋼包近透氣磚一側(cè)的侵蝕越來越嚴(yán)重(透氣磚位于0.73R時，鋼包壁面剪切力最高0.063Pa)，此情況與顧華志等人[9]的研究結(jié)果吻合。

圖9 單透氣磚不同位置的壁面剪切力分布圖

平均壁面剪切力與單透氣磚位置的相關(guān)變化趨勢如圖10[10]所示。因此在選擇鋼包單透氣磚位置時，需綜合考慮，避免影響鋼包壽命，根據(jù)數(shù)模及水模實驗來看，單氬透氣磚安裝在0.62R～0.67R處是最優(yōu)位置。

圖10 平均壁面剪切力與底氬位置的相關(guān)變化趨勢圖[10]

3 結(jié)論

(1)鋼包混勻時間隨透氣磚偏心距的增加而減小，一定范圍內(nèi)隨吹氣量的增加而明顯減小，特別是流量由70L/h增加到130L/h時；當(dāng)流量超過130L/h時，攪拌效果趨于平穩(wěn)，對混勻時間影響不大；

(2)渣眼面積隨偏心距的增加而增大，在噴嘴位置靠近壁面時較大；壁面剪切力隨偏心距的增加逐漸向靠近噴嘴一側(cè)壁面的上方集中，平均壁面剪切力隨偏心距的增加呈指數(shù)形式增大，對壁面沖刷嚴(yán)重；

(3)單透氣磚位置在0.62R～0.67R時，有利于鋼包攪拌效果，并提升鋼包使用壽命。

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FLOW FIELD RESEARCH ON BOTTOM ARGON BLOWING OF 40 TON LADLE

Zhou Tongjun Liu Junzhan Luo Hui

(Baosteel Special Steel Co.,Ltd)

In order to improve argon blowing efficiency in a 40-ton ladle, numerical simulation and water simulation experiments of the bottom argon flow were performed. Relationships between the ladle mixing time, slag eye, and different blowing flow rates, and different blowing positions (0R, 0.56R, 0.62R, 0.67R) are discussed. Results show that the ladle mixing time decreased when the argon blowing brick distance (from bottom center of the ladle) increased, the 0.62R～0.67R is the best argon position for stirring, and decreased significantly when the blowing flow increased from 70 to 130 L/h. When the blowing flow increased and exceeded 130 L/h, the stirring effect tended to be stable, and there was little effect on the ladle mixing time. The slag eye area increased as the argon brick distance increased, and was larger when the argon blow brick was near the ladle wall. Wall shear stress significantly increased as the brick distance increased and was concentrated at the slag wall near the argon flow brick; this is called the most serious erosion wall. The average wall shear increased exponentially with increasing argon blowing brick distance.

numerical simulation ladle slag eye mixing time.

軍，工程師，上海市(200940)，寶鋼特鋼有限公司；

2016—8—27