氬氣流量對REDA精煉鋼液流動影響的數(shù)值模擬

侯鵬，艾立群，許少霞，石鑫越

(河北聯(lián)合大學(xué)冶金與能源學(xué)院，河北唐山 063009)

隨著我國經(jīng)濟(jì)社會的發(fā)展，對鋼鐵材料性能的要求日益提高，這迫使鋼鐵企業(yè)不斷改進(jìn)現(xiàn)有工藝設(shè)備以生產(chǎn)出滿足市場需求的產(chǎn)品。1991年，日本新日鐵公司開發(fā)了一種名為REDA(Revolutionary Degassing Activator，即革命性脫氣激勵器，我國稱為單嘴精煉爐或單嘴RH)的新型真空精煉裝置，它將RH的雙浸漬管真空室結(jié)構(gòu)改為單浸漬管真空室，將RH上升管處的環(huán)吹氬改為鋼包底部偏心吹氬［1-2］。在保證精煉效果的同時提高了鋼液的循環(huán)流量，強(qiáng)化了真空脫碳能力，并且可節(jié)約大量氬氣降低冶煉成本［3］。為了掌握REDA這種新型真空精煉裝置的冶煉規(guī)律，本研究借助計算流體力學(xué)軟件(CFD)對REDA精煉過程的鋼液流動行為進(jìn)行仿真模擬，并重點分析了氬氣流量對精煉過程流場及循環(huán)流量的影響，以期為REDA真空精煉工藝的優(yōu)化提供參考。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 模型基本假設(shè)

REDA真空精煉過程鋼液的流動為多相湍流，提出必要的假設(shè)條件可以簡化模型減少運算量，假設(shè)內(nèi)容如下:

(1)將鋼包和真空室內(nèi)的鋼液看作整體，體系內(nèi)氣液兩相均為粘性不可壓縮流體，并且將兩相流動過程視為穩(wěn)態(tài)。

(2)將氬氣泡在鋼液中的上浮視為理想化的剛性球體，氣泡平均直徑為10mm，氣泡的浮力是鋼液循環(huán)流動的主要驅(qū)動力。

(3)忽略溫度場對精煉過程鋼液流動的影響。

1.2 控制方程

(1)連續(xù)性方程:

(2)動量方程:

(3)湍動能(k)方程:

(4)湍動能耗散(ε)方程:

式(1)～(4)中:ρ為流體密度，kg/m3;ui、uj為不同方向上的流體速度，m/s;P為壓力，Pa;μeff為有效黏度系數(shù)，F(xiàn)i為體積力N/m3，k為湍動能，m2/s2，ε為湍動能耗散率，m2/s3，Gk為源項;σk、σε分別為經(jīng)驗常數(shù)。

1.3 邊界條件

(1)自由表面:在真空室和鋼包熔池表面，表面切應(yīng)力很小可忽略不計，且允許氣體以到達(dá)表面的速度離開。

(2)入口邊界條件:將鋼包底部透氣磚噴嘴平面作為速度入口，方向垂直所在截面向上。(3)出口邊界條件:將真空室熔池表面和鋼包鋼液表面設(shè)為壓力出口。

1.4 模型參數(shù)及求解

模擬以300t REDA真空精煉裝置為研究對象，在直角坐標(biāo)系下建立模型，所建模型與原型的比例為1∶1，見圖1。模擬所使用的相關(guān)工藝參數(shù)見表1。將真空室和鋼包中鋼液所在空間作為計算域整體進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格劃分方式為45×45×37。采用相間滑移法(ISPA)求解。

表1 模型主要工藝參數(shù)

圖1 REDA法示意圖與幾何模型

2 REDA真空精煉過程鋼液流場形態(tài)

在真空度133Pa、氬氣流量為1200NL/min的條件下，REDA精煉過程中鋼液的流場形態(tài)如圖2、圖3所示。從圖2中可以看出，REDA區(qū)別于其它真空精煉裝置比較顯著的特點是利用其鋼包底部的噴嘴偏心吹氬實現(xiàn)鋼液的循環(huán)流動。氣體由底吹透氣磚進(jìn)入鋼液內(nèi)上浮形成柱狀的羽流區(qū)，羽流區(qū)為鋼液和氬氣的混合流，在上升過程中速度由羽流區(qū)柱芯向外逐漸擴(kuò)張。羽流區(qū)中氣體到達(dá)真空室熔池表面后逸出，上升流股運動方向發(fā)生改變形成下降流股，并在浸漬管頂部形成一個渦流。下降流股與上升流股之間存在著干擾但對鋼液的循環(huán)流動影響不大。下降流股在鋼包內(nèi)大部分空間以較分散的方式流向包底，對鋼包底部沖擊較輕，撞擊之后的鋼液沿包底向四周擴(kuò)散，其中部分鋼液匯入羽流區(qū)再次上浮，從而在鋼包及真空室內(nèi)部形成主循環(huán)區(qū)。同時在鋼包的四個角部區(qū)域，鋼液的流動速度較低，這些區(qū)域的流動還需改善。

圖4為沿Z軸方向不同高度下鋼液流場截面圖。圖4(a)為距鋼包底部0.2 m處流場橫截面圖，下降流股對鋼包底部熔池沖擊后鋼液沿包底向四周擴(kuò)散，說明下降流股對鋼包底部的沖擊面積較大;圖4(b)為浸漬管下端出口3.6 m流場橫截面圖，圖中貼近浸漬管壁且矢量方向比較密集的區(qū)域為上升流股，上升流股被下降流股環(huán)繞，并且截面內(nèi)下降流股的面積遠(yuǎn)大于上升流股的面積，但下降流的速度卻明顯低于上升流;圖4(c)為真空室熔池表面流場橫截面圖，截面內(nèi)上升流股的速度矢量方向發(fā)生偏轉(zhuǎn)，形成速度矢量向下的下降流股。

圖4 沿Z方向截面流場矢量圖

3 氬氣流量對精煉過程流場及循環(huán)流量的影響

3.1 氬氣流量對精煉過程鋼液流場的影響

模擬氬氣流量在600～1600 NL/min范圍內(nèi)，氬氣流量變化對鋼液流動行為的影響，并選取氬氣流量在800 NL/min、1000 NL/min、1200 NL/min、1400 NL/min時鋼液的流場形態(tài)進(jìn)行分析，模擬結(jié)果示于圖5。由圖5可知，隨著氬氣流量的提高使上升與下降流股速度矢量均增大，上升流股的流速增加尤為明顯，但氬氣流量的提高對流場形態(tài)的影響不顯著。

圖5 氬氣流量對鋼液流場的影響

圖6為不同氬氣流量下浸漬管出口截面等速線分布情況，圖中左側(cè)曲線為下降流股等速線右側(cè)為上升流股等速線。四幅圖中圖6(a)下降流股等速線圍成的截面積最小，圖6(d)等速線圍成的截面積最大，說明隨著氬氣流量的升高下降流股的截面積擴(kuò)大。REDA鋼液的循環(huán)流量按照通過出口截面下降流股的鋼液量計算，因此下降流股橫截面積的擴(kuò)大有助于鋼液循環(huán)流量的提高。

圖6 浸漬管出口截面等速線分布

圖7為浸漬管出口截面下降流股一側(cè)監(jiān)測點速度曲線，各監(jiān)測點選取位置如圖8所示。隨著徑向距離的增加，各監(jiān)測點的流速逐漸提高，當(dāng)距浸漬管壁0.5 m附近時速度達(dá)到峰值，超過該點速度值開始逐漸減小。這是因為靠近浸漬管壁一側(cè)監(jiān)測點由于鋼液與管壁間的摩擦力流速較低，隨著徑向距離的增加摩擦力減弱速度開始增大，距離在0.5 m處時速度達(dá)到極大值，當(dāng)距離超過0.5 m以后下降流受到上升流的干擾速度開始減小。從圖中還可以看出，氬氣流量的升高使下降流股內(nèi)各監(jiān)測點的速度均增大，但對監(jiān)測點速度曲線的變化趨勢影響不大。

3.2 氬氣流量對循環(huán)流量的影響

圖9 氬氣流量對循環(huán)流量的影響

氬氣流量是影響REDA鋼液循環(huán)流量的重要工藝參數(shù)之一。圖9為本模擬循環(huán)流量的計算結(jié)果與Kitamura［4］對新日鐵公司330 t REDA循環(huán)流量研究結(jié)果的對比。

由圖9可知，300 t REDA的循環(huán)流量與330 t REDA循環(huán)流量的計算結(jié)果較為接近，以此驗證模擬結(jié)果的可靠性。隨著氬氣流量的提高，鋼液的循環(huán)流量隨之增加，當(dāng)氬氣流量提高到1200 NL/min后曲線的增加趨勢減緩。這是因為彌散在鋼液中的氬氣量存在“飽和值”，超過該值氬氣泡的聚合作用加劇，氬氣與鋼液的接觸面積減少，導(dǎo)致氬氣流量對促進(jìn)鋼液上浮作用減弱，進(jìn)而影響循環(huán)流量的提高。氬氣流量由600 NL/min提高到1600 NL/min后，鋼液的循環(huán)流量可提高70 t/min，表明氬氣流量對鋼液循環(huán)流量的影響效果顯著。對于300 t REDA精煉裝置氬氣流量在1200 NL/min時循環(huán)流量可達(dá)到210 t/min，該值接近RH在氬氣流量4000 NL/min時的循環(huán)流量［5］。在保證鋼液良好的循環(huán)流動狀態(tài)的前提下，同時考慮底吹透氣磚的實際條件，將氬氣流量控制在1600 NL/min以內(nèi)即可滿足精煉需要。

4 結(jié)論

(1)在真空室和鋼包所組成的整體空間內(nèi)，REDA精煉過程的流場由上升流和下降流形成的主循環(huán)區(qū)構(gòu)成。精煉過程中鋼液的流場形態(tài)合理，能夠?qū)崿F(xiàn)循環(huán)流動，但是在流場的角部區(qū)域，鋼液的流動速度較低，此區(qū)域的流動狀態(tài)還需改善。

(2)氬氣流量由600 NL/min提高到1600 NL/min后，鋼液的循環(huán)流量可提高70 t/min。氬氣流量對鋼液循環(huán)流量的影響效果顯著，但對精煉過程鋼液流場形態(tài)的影響不大。

(3)隨著氬氣流量的提升，鋼液的循環(huán)流量隨之增加，但增加趨勢逐步減緩。當(dāng)氬氣流量為1200 NL/min時，REDA的循環(huán)流量接近210 t/min。

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