底吹氬鋼包內(nèi)三維流場的數(shù)值模擬

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(gè)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(shí)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(dòng)和湍動(dòng)能分布為研究對象,采用商業(yè)Phoenics軟件計(jì)算不同透氣元件的布置個(gè)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(shí)際情況,通過計(jì)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(dòng)的基本微分方程[5]如下:

(1)連續(xù)性方程為

(2)動(dòng)量方程為

(3)湍流動(dòng)能k方程為

(4)湍流動(dòng)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(dòng)能耗散率,m2/s3;C1、C2、σk、σε分別為經(jīng)驗(yàn)常數(shù);u為速度,m/s;k為湍動(dòng)能,m2/+ρCμk2/ε;Cμ為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)。

1.2 初始和邊界條件

(1)初始條件。初始時(shí)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(jì)算空間在三維方向上劃分為47×46×44個(gè)網(wǎng)格,整個(gè)計(jì)算體系的方程組由Simp le算法[6]進(jìn)行求解。

2 模擬計(jì)算

在現(xiàn)場生產(chǎn)中,鋼包底部為0.5R單個(gè)透氣元件吹氬,實(shí)驗(yàn)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(jì)算方案如表1所示。

表1 模擬計(jì)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(shí)帶動(dòng)周圍的液體向上運(yùn)動(dòng)。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(dòng)下向上運(yùn)動(dòng),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(dòng),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(dòng)(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(shí)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(dòng)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(dòng)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(dòng)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(yùn)動(dòng)向橫向旋回運(yùn)動(dòng)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(shí)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(shí),熔池內(nèi)流場的流動(dòng)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(jì)算結(jié)果表明,不同噴嘴布置的流場都有4個(gè)循環(huán)區(qū)。在熔池液面有2個(gè)氣液兩相區(qū)分離出來的液體:一部分受氣泡柱驅(qū)動(dòng)向包壁流動(dòng),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(gè)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(yùn)動(dòng),2個(gè)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(gè)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(gè)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(gè)流向中心的水平流股對撞減小,湍動(dòng)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(shí)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(dòng)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(jì)算。圖4為噴吹流量分別為0.3、1.0、1.7 m3/h時(shí)鋼包底部兩噴嘴所在直徑上的湍動(dòng)能變化曲線。每一條曲線下部都有3段湍動(dòng)能值接近或等于0的曲線(稱為滯流曲線),曲線上集中的點(diǎn)為死區(qū)點(diǎn)。由圖4可看出,隨著噴吹流量的增加,死區(qū)點(diǎn)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(shí)間。

3.5 合理噴吹半徑的確定

雙透氣元件對稱噴吹時(shí),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(shí)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(shí),會對包壁產(chǎn)生不同程度的沖刷,在損失大量湍動(dòng)能的同時(shí),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(shí)間的同時(shí),又不使其對包壁造成明顯的沖刷,用液面湍動(dòng)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(shí),0.6R-β和0.7R-β噴吹的表面湍動(dòng)能分布如圖5所示。由圖5可看出,0.7R噴吹的湍動(dòng)能極大值和湍動(dòng)能平均值均出現(xiàn)小于0.6R噴吹時(shí)的情形,表明0.7R噴吹的有效攪拌強(qiáng)度低于0.6R噴吹時(shí)攪拌強(qiáng)度;另外,雙吹的湍動(dòng)能值從圓形中心深色區(qū)域(湍動(dòng)能極大值)向四周逐漸減小至邊緣深色區(qū)域(湍動(dòng)能極小值)。

噴吹半徑為0.6R時(shí),從極大值到極小值均過渡均勻,兩個(gè)湍動(dòng)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(shí),從湍動(dòng)能極大值到極小值的過渡并不均勻,兩個(gè)湍動(dòng)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?yàn)橛幸徊糠滞膭?dòng)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(dòng)能平均值和介于平均值0.5～1.5倍節(jié)點(diǎn)所占整個(gè)區(qū)域比率)也有所降低。通過對整個(gè)三維流場的湍動(dòng)能值統(tǒng)計(jì)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(dòng)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(dòng)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(shí),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(shí)間逐漸縮短。

(2)隨著吹氣流量的增大,鋼液混勻時(shí)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

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