40 t鋼包單透氣磚底攪拌流場(chǎng)研究

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(chǎng)研究

周同軍 劉軍占 羅 輝

(寶鋼特鋼有限公司)

通過(guò)計(jì)算機(jī)數(shù)值模擬與水模擬實(shí)驗(yàn)?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(shí)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(shí)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(shí)，攪拌效果最優(yōu)；當(dāng)氬氣流量由70 L/h增加至130 L/h時(shí)，混勻時(shí)間隨吹氣量的增加而明顯減小，當(dāng)流量超過(guò)130 L/h時(shí)攪拌效果趨于平穩(wěn)，對(duì)混勻時(shí)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(shí)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(duì)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(shí)間

0 引言

鋼包底吹氬技術(shù)在爐外精煉過(guò)程中較為常見(jiàn)，當(dāng)前國(guó)內(nèi)外研究人員對(duì)底吹氬鋼包的研究主要基于數(shù)值模擬及模型實(shí)驗(yàn)[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(shí)還可以去除鋼液內(nèi)部的夾雜物等?；靹驎r(shí)間是鋼包底吹氬研究的重點(diǎn)，混勻時(shí)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(jiàn)，鋼包混勻時(shí)間越小越有利于提高冶煉效率，但若是通過(guò)提高吹氣流量來(lái)減小混勻時(shí)間時(shí)，對(duì)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(guò)數(shù)值模擬與物理模擬兩種方法來(lái)對(duì)比分析，綜合考慮各方面因素，以確定較佳的混勻時(shí)間。

1 實(shí)驗(yàn)?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(shí)驗(yàn)難以進(jìn)行，因此使用水模型實(shí)驗(yàn)對(duì)其進(jìn)行研究?？紤]到實(shí)際的鋼包尺寸過(guò)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(jiàn)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(shí)際可知，相似比越小，模型尺寸越??；相似比越大，則模型尺寸越大。在設(shè)計(jì)水模型系統(tǒng)時(shí)必須選取合適的相似比，模型尺寸過(guò)小時(shí)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果準(zhǔn)確性會(huì)降低，失去研究意義；如果相似比過(guò)大，即模型尺寸過(guò)大，易受實(shí)驗(yàn)條件限制且模擬實(shí)驗(yàn)費(fèi)用也會(huì)增加。水模型系統(tǒng)和鋼包原型中各對(duì)應(yīng)長(zhǎng)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(dòng)力相似

由于水模型實(shí)驗(yàn)是冷態(tài)實(shí)驗(yàn)，水模型實(shí)驗(yàn)中，考慮了實(shí)際鋼液中氬氣泡膨脹對(duì)鋼液流動(dòng)的影響問(wèn)題。在確定實(shí)驗(yàn)吹氣量時(shí)，要使原型和模型兩個(gè)不同體系的無(wú)量綱數(shù)G相等。

無(wú)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(wú)量綱G相等的情況下，液相修正無(wú)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(wú)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(shí)驗(yàn)中氮?dú)饬髁?，m3/h； ρN2、ρw—常溫下氮?dú)夂退拿芏?，kg/m3；

ρAr、ρst—鋼液溫度下氬氣和鋼液的密度，kg/m3。

由于實(shí)際煉鋼過(guò)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(guò)程如圖2所示。

圖2 進(jìn)入鋼包前氣體的狀態(tài)變化

實(shí)際測(cè)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(jì)算。由標(biāo)準(zhǔn)狀況到鋼包充氣口的變化過(guò)程為升溫升壓的過(guò)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(gè)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(shí)驗(yàn)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(shí)際流量關(guān)系。

水模型流量與原型實(shí)際流量對(duì)應(yīng)值見(jiàn)表2。

表2 水模型流量與原型實(shí)際流量

1.3 數(shù)值模型參數(shù)

為驗(yàn)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(jì)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(gè)區(qū)域內(nèi)劃分六面體網(wǎng)格。為了保證計(jì)算精度并節(jié)約計(jì)算時(shí)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(duì)稀疏的網(wǎng)格劃分格式，網(wǎng)格量為30萬(wàn)。

圖3 鋼包計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格

1.4 鋼包三相流計(jì)算的基本方程

鋼液在鋼包內(nèi)隨氬氣底吹的流動(dòng)是一個(gè)復(fù)雜的湍流流動(dòng)過(guò)程，其主要特征是不規(guī)則性、三維性、擴(kuò)散性和耗散性。描述鋼液在鋼包內(nèi)流動(dòng)的方程有連續(xù)性方程、動(dòng)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(jì)算。控制方程如下

(1)連續(xù)方程：

(8)

(2)動(dòng)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(dòng)的時(shí)均速度，m/s；ρ—為流體的密度，kg/m3；k—為湍流脈動(dòng)動(dòng)能,m2/s2；ε—為湍流脈動(dòng)動(dòng)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(dòng)能；Gb—為浮力產(chǎn)生的湍動(dòng)能；Sk,Sε為源項(xiàng)。

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(dòng)，對(duì)于鋼包內(nèi)局部湍流的流動(dòng)更加適用。

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

2 分析及討論

2.1 水模擬實(shí)驗(yàn)時(shí)，不同吹氣流量對(duì)混勻時(shí)間的影響

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

圖4 0.67R處不同流量下混勻時(shí)間圖

毫無(wú)疑問(wèn)，氣體噴吹流量不同時(shí)，對(duì)鋼包內(nèi)部產(chǎn)生的流動(dòng)作用不同。氣體流量大時(shí)，對(duì)內(nèi)部液體的攪動(dòng)作用變大，使得液體流速變快，從而使得混勻時(shí)間減小；反之，混勻時(shí)間增大。通過(guò)水模型實(shí)驗(yàn)所得結(jié)果對(duì)不同流量下的混勻時(shí)間進(jìn)行研究，單噴嘴不同流量的平均混勻時(shí)間如圖5所示，為單噴嘴不同流量時(shí)測(cè)點(diǎn)1所得到的平均混勻時(shí)間。

圖5 單噴嘴不同流量的平均混勻時(shí)間

由圖5可以看出，無(wú)論是中心噴吹還是偏心噴吹，混勻時(shí)間都隨流量的增大呈現(xiàn)出減小趨勢(shì)。其中中心噴吹時(shí)，減小趨勢(shì)最不明顯，且混勻時(shí)間與其余五個(gè)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(guò)程中，更加傾向于偏心底吹氬攪拌。

除去中心噴吹，其余五個(gè)偏心噴吹位置所得混勻時(shí)間差距較小，且隨著流量增大混勻時(shí)間減小趨勢(shì)更為明顯，特別是氬氣流量由70L/h增加到130L/h時(shí)。當(dāng)氬氣流量超過(guò)130L/h時(shí)，攪拌效果趨于穩(wěn)定。結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況，雖然其平均混勻時(shí)間較小，但是整體并不穩(wěn)定；0.73R處噴吹時(shí)，混勻時(shí)間并沒(méi)有明顯的優(yōu)勢(shì)，且這一位置對(duì)壁面的侵蝕更嚴(yán)重。綜合各種因素得出， 0.62R處噴吹時(shí)，混勻時(shí)間更為適宜。這與黃書(shū)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(shí)驗(yàn)時(shí)，單透氣磚不同位置對(duì)混勻時(shí)間的影響

圖6 單噴嘴噴吹位置與混勻時(shí)間的關(guān)系

單噴嘴噴吹位置與混勻時(shí)間的關(guān)系如圖6所示，為相同流量下不同噴吹位置對(duì)混勻時(shí)間的影響。從圖中看出，同一流量下，不同位置的混勻時(shí)間大小略有差異，尤其在中心噴吹時(shí)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(gè)位置中，不同流量時(shí)其混勻時(shí)間差距較小，但是整體又顯示出，0.56R和0.62R噴吹時(shí)混勻時(shí)間更短。

另外，在實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)：中心噴吹(0R)時(shí)，測(cè)量結(jié)果差異最大，這說(shuō)明中心噴吹時(shí)模型內(nèi)部流體流動(dòng)極不穩(wěn)定，上升氣體在上升過(guò)程中存在一定的旋轉(zhuǎn)作用，這使得中心噴吹時(shí)，模型內(nèi)部流動(dòng)并不呈現(xiàn)簡(jiǎn)單的“對(duì)稱”流動(dòng)。其余五個(gè)噴吹位置相比，0.5R和0.73R處噴吹時(shí)，測(cè)量結(jié)果差異略大于0.56R、0.62R及0.67R。相同流量時(shí)，0.56R、0.62R及0.67R處噴吹時(shí)，所得混勻時(shí)間相對(duì)更為穩(wěn)定。偏心噴吹時(shí)，混勻時(shí)間相比于中心噴吹時(shí)更為穩(wěn)定，但是當(dāng)吹氣位置過(guò)于偏向于壁面時(shí)，氣體或渣層對(duì)壁面的沖刷作用增強(qiáng)，不利于鋼包壽命的延長(zhǎng)。

2.3 數(shù)值模擬計(jì)算混勻時(shí)間

在鋼包底吹氬氣過(guò)程中，不同流量的氬氣運(yùn)動(dòng)會(huì)帶動(dòng)鋼液向鋼包壁面不同程度的偏流，而且對(duì)鋼包的攪拌效率產(chǎn)生不同的影響。因氬氣運(yùn)動(dòng)而帶動(dòng)的高溫鋼液沖擊到鋼包壁面對(duì)壁面造成沖蝕，太強(qiáng)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(duì)鋼液造成二次污染，降低鋼液的品質(zhì)。為此有必要對(duì)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(jì)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(duì)于0.67R位置的情況分別計(jì)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(dòng)，對(duì)比兩種工況與實(shí)驗(yàn)條件下的渣眼形態(tài)，不同流量的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)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(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

從渣眼的大小可以直觀地看出，模擬的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果均比較吻合，說(shuō)明本數(shù)學(xué)模型對(duì)于不同的工況有普遍的適用性。氬氣運(yùn)動(dòng)而帶動(dòng)的高溫鋼液沖擊到鋼包壁面對(duì)壁面造成沖蝕，不同的鋼液流速對(duì)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(qiáng)的鋼液流速不但會(huì)對(duì)鋼液造成二次污染，而且會(huì)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(kuò)散過(guò)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(yùn)動(dòng)，同時(shí)存在擴(kuò)散的過(guò)程，所以近噴吹點(diǎn)的監(jiān)測(cè)值迅速上升。當(dāng)其擴(kuò)散到液體上表面后隨著液體波動(dòng)向另一側(cè)以及兩側(cè)運(yùn)動(dòng)，并在將近20s時(shí)刻到達(dá)另一側(cè)壁面下方，遠(yuǎn)噴吹點(diǎn)的監(jiān)測(cè)值上升，近噴吹點(diǎn)的監(jiān)測(cè)值下降。

圖8 自定義變量的擴(kuò)散過(guò)程

之后其又向噴嘴一側(cè)運(yùn)動(dòng)，致使近噴吹點(diǎn)的監(jiān)測(cè)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(duì)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(shí)，鋼包近透氣磚一側(cè)的侵蝕越來(lái)越嚴(yán)重(透氣磚位于0.73R時(shí)，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(shì)如圖10[10]所示。因此在選擇鋼包單透氣磚位置時(shí)，需綜合考慮，避免影響鋼包壽命，根據(jù)數(shù)模及水模實(shí)驗(yàn)來(lái)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(shì)圖[10]

3 結(jié)論

(1)鋼包混勻時(shí)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(shí)；當(dāng)流量超過(guò)130L/h時(shí)，攪拌效果趨于平穩(wěn)，對(duì)混勻時(shí)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(shí)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(duì)壁面沖刷嚴(yán)重；

(3)單透氣磚位置在0.62R～0.67R時(shí)，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