金文超，楊世山，劉斯文，朱珉，逯偉，張海濤

（1北京科技大學(xué)冶金與生態(tài)工程學(xué)院，北京 100083；2青島特殊鋼鐵有限公司煉鋼廠，山東青島 260043）

青鋼KR法脫硫流場(chǎng)和顆粒分布影響的數(shù)值模擬

金文超1，楊世山1，劉斯文1，朱珉2，逯偉2，張海濤2

（1北京科技大學(xué)冶金與生態(tài)工程學(xué)院，北京 100083；2青島特殊鋼鐵有限公司煉鋼廠，山東青島 260043）

使用Fluent軟件對(duì)青鋼KR攪拌脫硫進(jìn)行數(shù)值模擬，分析攪拌頭插入深度和直徑對(duì)鐵水罐內(nèi)流場(chǎng)和顆粒分布的影響。結(jié)果表明，插入深度不宜過淺和過深，否則影響到流場(chǎng)的整體速度分布和顆粒的均勻分布，以750～900 mm較為適宜。攪拌頭直徑過小，流場(chǎng)速度低，顆粒不能分散或者不能完全分散，過大混合效果提升有限，也會(huì)使顆粒分散不均勻，增加耐火材料和動(dòng)力消耗，頂部直徑保持在1 180～1 280 mm比較合適。

KR攪拌脫硫；插入深度；攪拌頭直徑；流場(chǎng)；顆粒分布；數(shù)值模擬

1 前言

鐵水預(yù)處理脫硫因其具有減輕高爐和轉(zhuǎn)爐脫硫負(fù)擔(dān)、降低成本等優(yōu)勢(shì)，已成為現(xiàn)代鋼鐵工業(yè)不可缺少的工序。KR攪拌法和噴吹法是鐵水預(yù)處理脫硫最常用的兩種方法。與噴吹法相比，KR法在動(dòng)力學(xué)條件、深脫硫、生產(chǎn)成本等方面優(yōu)勢(shì)突出，具有穩(wěn)定、高效的脫硫能力。

KR法主要是將攪拌頭插入一定深度的鐵水罐內(nèi)進(jìn)行旋轉(zhuǎn)，旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的漩渦帶動(dòng)脫硫劑與鐵水接觸發(fā)生反應(yīng)，從而達(dá)到脫硫的目的。為了提高KR法的脫硫效率，奚超超［1］通過數(shù)值模擬對(duì)KR攪拌脫硫鐵水罐內(nèi)的流場(chǎng)進(jìn)行了優(yōu)化研究。Shao Pin［2］通過水模型和模擬對(duì)比驗(yàn)證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，并研究了插入深度和攪拌轉(zhuǎn)速對(duì)渦漩深度、湍動(dòng)能和混勻時(shí)間的影響。程新德等［3］通過加入少量顆粒研究顆粒在流場(chǎng)中的運(yùn)動(dòng)軌跡。李志杰等［4］在青鋼新廠區(qū)投產(chǎn)前對(duì)KR攪拌脫硫進(jìn)行了初步的數(shù)值模擬，研究了100 t鐵水罐標(biāo)準(zhǔn)攪拌頭脫硫時(shí)攪拌轉(zhuǎn)速對(duì)鐵水速度場(chǎng)、死區(qū)大小、湍動(dòng)能和渦漩深度的影響。2016年底青鋼新廠區(qū)投產(chǎn)，本研究在文獻(xiàn)［4］研究的基礎(chǔ)上，通過建立青鋼現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際尺寸模型，采用Fluent CFD軟件分析不同攪拌頭插入深度（攪拌頭頂部到鐵水原始液面的距離）和攪拌頭直徑對(duì)流場(chǎng)和顆粒分布的影響。

2 數(shù)值模擬

2.1 模型建立與網(wǎng)格劃分

通過建立實(shí)際的鐵水罐和攪拌頭尺寸數(shù)據(jù)進(jìn)行模擬。青鋼新廠區(qū)110 t鐵水罐上口直徑3 000mm，底部直徑2 700 mm，高度3 400 mm。KR脫硫站使用倒十字型攪拌頭（4槳葉），頂部比底部略大，尺寸數(shù)據(jù)如圖1所示。

圖1 青鋼KR脫硫攪拌頭實(shí)際尺寸

設(shè)定了5個(gè)尺寸的攪拌頭，槳葉高度850 mm、頂部寬度400 mm、底部寬度340 mm保持不變，變化的是攪拌頭直徑，尺寸如表1所示。其中Ⅲ型攪拌頭尺寸為青鋼攪拌頭的實(shí)際尺寸。

表1 攪拌頭直徑尺寸變化方案

根據(jù)鐵水罐以及攪拌頭的尺寸，使用ICEM CFD軟件進(jìn)行幾何模型創(chuàng)建和網(wǎng)格劃分。對(duì)幾何模型的網(wǎng)格劃分采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格，如圖2所示，網(wǎng)格數(shù)量約為16萬個(gè)。

圖2 幾何模型的網(wǎng)格劃分

采用控制變量法，針對(duì)攪拌頭插入深度（攪拌頭頂部到鐵水原始液面的距離）和攪拌頭直徑兩個(gè)變量，設(shè)定其中一個(gè)變量不變，研究另一個(gè)變量對(duì)流場(chǎng)和顆粒分布的影響。設(shè)定的方案如表2所示。

表2 攪拌頭數(shù)值模擬方案

2.2 控制方程

采用VOF模型和DPM模型對(duì)KR攪拌法的流場(chǎng)和顆粒分布進(jìn)行模擬，所用到的基本方程如下。

1）連續(xù)性方程（質(zhì)量守恒方程）：

2）動(dòng)量守恒方程：

3）湍流動(dòng)能方程（k方程）：

4）耗散方程（ε方程）：

5）DPM模型控制方程：

2.3 軟件應(yīng)用及參數(shù)設(shè)置

使用Fluent軟件進(jìn)行數(shù)值模擬。中心攪拌，轉(zhuǎn)速120 r/min。鐵水原始高度2 700 mm，氣相為空氣，密度1.225 kg/m3，黏度1.789 4×10-5kg/（m·s）；液相為鐵水，密度7 800 kg/m3，黏度0.007 kg/（m·s）；固體顆粒為CaO顆粒，密度1 100 kg/m3，直徑0.5 mm，初始投放位置為鐵水液面，為了便于肉眼平面觀察，投放數(shù)量設(shè)置為1 000個(gè)。

鐵水罐頂部設(shè)置為壓力出口，鐵水罐壁、底面以及攪拌頭和攪拌軸表面設(shè)置為Wall邊界條件。顆粒碰撞到Wall邊界時(shí)采用reflect邊界條件，經(jīng)過壓力出口時(shí)采用escape邊界條件。為了實(shí)現(xiàn)攪拌頭的旋轉(zhuǎn)，在Fluent軟件中采用滑移網(wǎng)格法，將鐵水罐內(nèi)部分為靜和動(dòng)兩個(gè)區(qū)域，其中靠近攪拌頭附近的圓柱形區(qū)域定義為動(dòng)區(qū)域，在此區(qū)域設(shè)置一定的轉(zhuǎn)速。靜和動(dòng)區(qū)域的交界面進(jìn)行數(shù)據(jù)傳遞，設(shè)為Interface。流體為非定常流動(dòng)，采用瞬態(tài)計(jì)算，速度壓力耦合采用PISO算法，離散格式為一階迎風(fēng)，殘差收斂值＜10-3，計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置為0.01 s，每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)最多迭代20次。

3 結(jié)果與分析

3.1 流場(chǎng)與顆粒運(yùn)動(dòng)

經(jīng)過一定時(shí)間的攪拌，流場(chǎng)逐漸趨于穩(wěn)定。穩(wěn)定后的流場(chǎng)在z=0（X0Y）豎直截面的速度矢量如圖3所示。從圖中可以看出，在攪拌頭附近存在軸對(duì)稱分布的循環(huán)回流，通過攪拌頭的旋轉(zhuǎn)使攪拌頭附近的流體產(chǎn)生徑向流動(dòng)，碰到鐵水罐壁之后產(chǎn)生上升和下降兩個(gè)流動(dòng)，又因?yàn)橹亓蛪翰钍沟蒙仙拖陆盗髦匦禄氐綌嚢桀^附近從而產(chǎn)生循環(huán)，通過這樣的循環(huán)流動(dòng)達(dá)到脫硫劑與流場(chǎng)充分混勻的目的。因?yàn)檠h(huán)流動(dòng)很少流到攪拌頭正下方的區(qū)域，所以在這個(gè)區(qū)域流場(chǎng)的速度非常低，稱為混勻死區(qū)。混勻死區(qū)流場(chǎng)流動(dòng)性差導(dǎo)致脫硫劑到達(dá)不了死區(qū)，影響這個(gè)區(qū)域鐵水的脫硫率，因此混勻死區(qū)應(yīng)越小越好。

圖3 z=0（X0Y）豎直截面流場(chǎng)的速度矢量（Ⅲ型攪拌頭，H=750 mm）

顆粒隨時(shí)間的運(yùn)動(dòng)軌跡如圖4所示。一開始平鋪在鐵水液面的顆粒由于攪拌產(chǎn)生漩渦而迅速向攪拌軸靠攏，全部聚集到攪拌軸附近后，結(jié)合攪拌頭附近流場(chǎng)的運(yùn)動(dòng)，由于攪拌頭旋轉(zhuǎn)使顆粒隨流場(chǎng)擴(kuò)散到鐵水罐壁周圍，少部分顆粒開始隨下降流下沉至攪拌頭以下，大部分顆粒隨上升流上升到攪拌頭以上，攪拌頭以上的顆粒又開始重新聚集到攪拌軸附近開始新一輪擴(kuò)散，并重復(fù)這個(gè)循環(huán)過程。隨著攪拌時(shí)間延長(zhǎng)，有越來越多的顆粒從攪拌軸上方卷入到攪拌軸下方，顆粒分布越來越均勻，到一定程度后顆粒在鐵水中的分布情況基本不變。

圖4 顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡隨攪拌時(shí)間的變化（Ⅲ型攪拌頭，H=750 mm）

3.2 插入深度對(duì)流場(chǎng)和顆粒分布的影響

z=0截面不同插入深度下的速度云圖如圖5所示。從圖中可以看出，雖然是同一個(gè)攪拌轉(zhuǎn)速，但是由于插入深度不同使得流場(chǎng)的速度分布不盡相同，攪拌軸附近區(qū)域速度最大，然后向四周不斷降低。不同插入深度下的死區(qū)比例如圖6所示。攪拌頭下方的死區(qū)比例隨著插入深度的增加而減少，攪拌頭下部分流場(chǎng)整體速度提高。但是隨著插入深度的增加，攪拌頭上部分靠近攪拌軸區(qū)域的流場(chǎng)速度越來越低，甚至出現(xiàn)＜1.5 m/s的區(qū)域。插入深度為750～900 mm時(shí)攪拌頭上方速度為2.5～3 m/s的區(qū)域最大。插入深度過淺會(huì)導(dǎo)致混勻死區(qū)過大，過深會(huì)導(dǎo)致上部分流場(chǎng)速度不夠，無法帶動(dòng)脫硫劑顆粒進(jìn)入鐵水，因此插入深度不宜過淺也不宜過深。

圖5 Ⅲ型攪拌頭z=0截面不同插入深度下的速度云圖

圖6 Ⅲ型攪拌頭不同插入深度下的死區(qū)比例

不同插入深度下的顆粒分布如圖7所示。從圖中可以看出，插入深度為600～1 050 mm時(shí)，脫硫劑顆粒能夠完全散開，但分布均勻性有差別。插入深度為600 mm時(shí)，顆粒分布不均勻，大部分都集中在攪拌頭上部區(qū)域，且較為集中；750、900 mm時(shí)，顆粒分布較為均勻；1 050 mm時(shí)有許多顆粒聚集在攪拌頭上方的攪拌軸周圍，且攪拌頭下方顆粒較少。因此攪拌頭插入深度在750～900 mm比較合適。

3.3 攪拌頭直徑對(duì)流場(chǎng)和顆粒分布的影響

圖7 Ⅲ型攪拌頭不同插入深度下的顆粒分布

攪拌頭直徑越大，在相同條件下所產(chǎn)生的攪拌功率也越大［6］，因此理論上說會(huì)有更好的混合效果。z=0截面不同攪拌頭的速度云圖如圖8所示。從圖中可以看出，攪拌頭直徑越大，流場(chǎng)的整體速度也越大。Ⅰ型攪拌頭流場(chǎng)速度大多集中在1.5～2 m/s區(qū)域，Ⅴ型攪拌頭流場(chǎng)速度大多集中在3～3.5 m/s，整體速度提高接近兩倍。其死區(qū)比例如圖9所示，從圖中可以看出，死區(qū)比例隨著攪拌頭直徑的增大開始急劇減小，后來減小的幅度逐漸變小。攪拌頭直徑太小不容易使流場(chǎng)產(chǎn)生較高的速度，而攪拌頭直徑太大對(duì)死區(qū)比例的減小幅度逐漸變小，但會(huì)增加攪拌頭耐火材料和動(dòng)力消耗。因此攪拌頭直徑應(yīng)當(dāng)在適當(dāng)?shù)姆秶鷥?nèi)。

圖8 H=750 mm時(shí)，z=0截面不同攪拌頭的速度云圖

圖9 H=750 mm時(shí)，不同攪拌頭的死區(qū)比例

不同攪拌頭的顆粒分布如圖10所示。從圖中可以看出，Ⅰ型攪拌頭由于不能提供很高的流場(chǎng)速度，不能夠帶動(dòng)顆粒向下擴(kuò)散，只能夠聚集在漩渦最低處；Ⅱ型攪拌頭部分顆粒聚集在攪拌軸處，已經(jīng)擴(kuò)散的顆粒能夠較為均勻地分布；Ⅲ、Ⅳ型攪拌頭能使顆粒均勻分散；Ⅴ型攪拌頭大部分顆粒都分布在攪拌頭上方，下方的顆粒較少。因此攪拌頭以Ⅲ、Ⅳ型為好，頂部直徑保持在1 180～1 280 mm比較合適。

圖10 H=750 mm時(shí)，不同攪拌頭直徑下的顆粒分布

4 結(jié)論

4.1 攪拌頭插入深度從600 mm增加到1 050 mm，死區(qū)比例逐漸減小，但是攪拌軸上方整體速度也減小；插入深度為750、900 mm時(shí)顆粒分布較為均勻，600、1 050 mm時(shí)顆粒分布不均勻。攪拌頭插入深度不宜過淺也不宜過深，保持在750～900 mm比較合適。

4.2 攪拌頭直徑由小到大時(shí)，所能產(chǎn)生整體速度也增大，從Ⅰ型到Ⅴ型整體速度提高接近兩倍，死區(qū)比例開始急劇減小，后面減小的幅度逐漸變小。攪拌頭過小會(huì)使顆粒不完全甚至無法擴(kuò)散，攪拌頭過大也會(huì)使顆粒分散不均勻，且過大的攪拌頭會(huì)增加耐火材料和動(dòng)力消耗，Ⅲ、Ⅳ攪拌頭能使顆粒均勻分散。攪拌頭直徑不宜過小也不宜過大，頂部直徑保持在1 180～1 280 mm比較合適。

［1］奚超超，文光華，劉江，等.KR鐵水脫硫罐內(nèi)流場(chǎng)優(yōu)化模擬［J］.煉鋼，2016，32（1）：1-5，19.

［2］Shao P,Zhang T A,Liu Y,et al.Numerical Simulation on Fluid Flow in Hot Metal Pretreatment［J］.Journal of Iron&Steel Research,2011，18（S2）：129-134.

［3］程新德，孫江龍，周家健，等.KR法鐵水脫硫的流動(dòng)數(shù)值模擬分析［J］.武漢科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2015，38（5）：330-335.

［4］李志杰，張召，楊小光，等.KR法脫硫攪拌轉(zhuǎn)速對(duì)流場(chǎng)影響的數(shù)值分析［J］.山東冶金，2016，38（1）：27-30.

［5］Launder B.E,Spalding D.B..Lectures in Mathematical Models of Turbulence［M］.Oxford，London:Academic Press，1972.

［6］歐陽德剛，鄒繼新，蔣揚(yáng)虎，等.改善KR攪拌脫硫混合特性的理論分析與實(shí)踐［J］.武鋼技術(shù)，2011，49（5）：14-18.

Numerical Simulation of Effects of Impeller Immersion Depth and Diameter on Flow Fields and Particle Dispersion in KR Stirring Desulfurization in Qingdao Steel

JIN Wenchao1,YANG Shishan1,LIU Siwen1,ZHU Min2,LU Wei2,ZHANG Haitao2
（1 School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China; 2 The Steelmaking Plant of Qingdao Special Steel Co.,Ltd.,Qingdao 260043,China）

Based on Fluent software,numerical simulation on desulfurization with KR stirring was carried out to analyze the effect of impeller immersion depth and diameter on flow field and particle dispersion.The results showed that the immersion of the impeller should be not too deep nor too shallow,otherwise it will have a bad influence on the global velocity of the flow and particle dispersion.It is suitable to maintain the immersion depth at 750-900 mm.An excessively small diameter of the impeller will make low-velocity flow or incomplete particle dispersion.An excessively big diameter of the impeller will make a limited improvement of mixing,uneven particle dispersion,and increasing consumption of refractory and power.It is suitable for the impeller to keep the top diameter at 1 180-1 280 mm.

KR stirring desulfurization;immersion depth;impeller diameter;flow field;particle dispersion;numerical simulation

TG142.1

A

1004-4620（2017）02-0031-04

2016-12-14

金文超，男，1992年生，北京科技大學(xué)冶金與生態(tài)工程學(xué)院冶金工程專業(yè)2014級(jí)碩士研究生，研究方向?yàn)殍F水預(yù)處理、冶金數(shù)值模擬與過程控制等。