中間包底吹氬工藝優(yōu)化的模擬研究

盧海彪，程常桂，張 豐，李 陽，金 焱

(武漢科技大學鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點實驗室，湖北 武漢，430081)

隨著對鋼潔凈度要求的不斷提高，中間包作為連鑄過程的重要反應容器，在鋼水精煉中的作用日益受到重視。目前，冶金工作者在改善中間包內流場形態(tài)、延長鋼液在中間包內停留時間及提高夾雜物去除率等方面，已開展了大量的研究工作[1-3]。文獻[4-7]表明，通過設置擋墻、擋壩、過濾器等控流手段，可有效去除尺寸大于50 μm的夾雜物，但對小于50 μm的夾雜物的去除效果并不明顯，而且此類控流技術所用耐材的成本較高，還可能因其熔損而在鋼液中引入新的夾雜。中間包底吹氬技術則可以通過改變鋼液的流動方式來阻礙大顆粒夾雜物由注流區(qū)向澆注區(qū)移動，而且氬氣泡的上浮可使中間包局部湍動能耗散率明顯增大，同時上浮的氣泡也能夠捕捉細小的夾雜物顆粒，以上過程均有利于夾雜物的長大及上浮去除。工業(yè)實踐已證明，采用中間包底吹氬技術可有效去除尺寸小于50 μm的夾雜物。

鄭玉等[8]研究表明，中間包底吹入氬氣能顯著改善鋼液的流動狀態(tài)、延長鋼液在中間包內的平均停留時間以及減少死區(qū)的體積分數(shù)。崔衡等[9]結合水模型和工業(yè)試驗研究了中間包底吹氬參數(shù)對中間包流場的影響，結果表明，中間包底吹氬不僅可以改善中間包流場，還能使鋼液中T[O]含量和夾雜物數(shù)量降低。Wang J等[10]認為透氣磚位置和通氣量是影響中間包內卷渣的主要因素，透氣磚和擋壩距離越近，中間包內鋼液流場越合理且越有助于控制卷渣。劉淑培等[11]運用FLUENT軟件進行了中間包內氣-液兩相運動、熱傳輸及夾雜物去除率的數(shù)值模擬研究，得出合理的吹氣量及吹氣位置能改善中間包流場、延長鋼液在中間包內停留時間、促進夾雜物上浮去除的結論。

基于此，本文以國內某鋼廠一機一流板坯連鑄中間包為原型，結合物理模擬和數(shù)值模擬方法，研究了控流裝置和吹氬量對中間包內鋼液流動行為及鋼液平均停留時間的影響，以期為該鋼廠中間包底吹氬工藝參數(shù)的優(yōu)化及提高鋼液夾雜物去除率提供理論和實驗依據(jù)。

1 研究方法

1.1 物理模擬

1.1.1 試驗條件與模型參數(shù)

本研究以某鋼廠一機一流板坯連鑄中間包為原型，鑄坯斷面尺寸為200 mm×2200 mm，拉坯速度為1.3 m/min，體積流量為6.0678 m3/h。在保證中間包內型結構相同的條件下，按照模型與原型相似比為1∶2(K=1/2)制作中間包有機玻璃模型，用水模擬鋼液，空氣模擬氬氣，以保證模型和原型幾何學相似。中間包原型與水模型的尺寸參數(shù)如表1所示。

表1中間包模型和原型的尺寸(單位：mm)

Table1Dimensionsofwatermodelandprototypeoftundish

另一方面，中間包內鋼液主要在黏滯力、重力和慣性力的作用下做湍流流動，同時考慮到中間包內吹氬對鋼液流動的影響，則需要保證原型與模型的修正弗魯?shù)聹蕯?shù)(Fr)相等[12]，以滿足動力學相似條件。對應的模型與原型的鋼液流量比和時間比遵循下式(1)和式(2)：

(1)

(2)

式中：Qm為中間包模型中水的體積流量，m3/h；Qr為原型中鋼水的體積流量，m3/h；tm為中間包水模型模擬鋼液的平均停留時間，min；tr為原型中鋼液的平均停留時間，min。

模型與原型的氣體流量比可表示為：

QAr,r=5.21Qair,m

(3)

式中：QAr,r為中間包原型吹氬量，m3/h；Qair,m為中間包水模型吹氣量，m3/h。

1.1.2 試驗方法

中間包水模型的試驗裝置示意圖如圖1所示。根據(jù)“刺激—響應”法，待中間包內流體流動穩(wěn)定后，從長水口處迅速注入KCl溶液作為刺激信號，利用DJ800型多功能監(jiān)測系統(tǒng)和電導率儀采集數(shù)據(jù)，通過軟件處理后得到不同研究條件下KCl濃度隨時間變化情況，即中間包內液體停留時間分布曲線(RTD曲線)，根據(jù)該曲線可計算液體在中間包內的平均停留時間。通過顏色示蹤法對中間包內液體的流動情況進行演示，即向中間包內加入亞甲基藍溶液，用攝像機獲取中間包內模擬鋼液的流動行為。

1— 進口閥門；2—流量計；3—中間包；4—擋墻；5—擋壩；6—透氣磚；7—電導率儀；8—出口閥門圖1 物理模擬試驗裝置示意圖

本文在前期水模型試驗確定的最佳擋墻和擋壩位置的基礎上[13]，即擋墻和擋壩間距為225 mm、擋壩距塞棒中心距離為580 mm、透氣磚距塞棒中心距離為285 mm的條件下，測定通氣量分別為2、4、6、8 L/min時的RTD曲線，并計算得到不同吹氣量下中間包內模擬鋼液的平均停留時間。

1.2 數(shù)值模擬

1.2.1 模型假設

對中間包底吹氬過程作如下假設：①不考慮中間包表面渣對流動的影響，鋼-渣界面看作自由液面處理；②鋼液流動為穩(wěn)態(tài)不可壓縮流動，鋼液密度、黏度等物性參數(shù)均為常數(shù)；③氣泡可視為大小均勻的剛性球體，其大小不隨位置的改變而改變；④氣相的升力及氣液兩相間的虛擬質量力可以忽略不計[14]；⑤示蹤劑傳輸是一個非穩(wěn)態(tài)傳質過程。

1.2.2 控制方程

采用歐拉兩相流模型描述中間包內的氣液兩相流動，鋼液作為連續(xù)相，氣泡作為離散相，兩相均被認為做三維穩(wěn)定的湍流流動。描述中間包內氣液兩相流動的基本方程為：

連續(xù)性方程

(4)

動量方程(Navier-Stokes方程)

(5)

湍動能方程(κ方程)

(6)

湍動能耗散方程(ε方程)

(7)

式中：ρ為流體密度，kg/m3；u為速度，m/s；x為坐標值，m；P為壓力，Pa；μeff為有效黏性系數(shù)，μeff=μ0+ρCμκ2/ε，其中Cμ為比例常數(shù)，μ0為流體黏性系數(shù)，單位為Pa·s；κ為湍動能，m2/s2；ε為湍動能耗散率；σ為雷諾應力；Gκ為由平均速度梯度產(chǎn)生的湍動能，m2/s2；C1和C2為模型常數(shù)。

示蹤劑在中間包內的流動可表示為：

(8)

式中：c表示示蹤劑濃度；Deff為湍流有效擴散系數(shù)，可由經(jīng)驗公式Deff=μeff/ρ求解。

1.2.3 邊界條件

(2) 固體壁面采用無滑移邊界條件，靠近壁面處的邊界層內，采用Scalable壁面函數(shù)模型進行處理；上表面對液相是滑移邊界，對氣相則是脫氣邊界，氣泡到達上表面后自然逸出。

(3) 鋼液的出口處認為鋼液自由流出，相對靜壓力為零(參考壓力為標準大氣壓)。

(4) 根據(jù)水模型試驗結果及原型與模型的相互轉換關系，得到實際中間包內氬氣泡直徑約為1～3 mm，模擬計算時取氣泡直徑為2 mm。

1.2.4 求解方法及模擬方案

采用CFD軟件中的SIMPLE算法求解各方程。當?shù)玫椒€(wěn)定的流場后，在中間包入口處加入一定量的示蹤劑求解瞬態(tài)對流擴散方程，得到示蹤劑在中間包內的濃度分布及RTD曲線。

本研究中，首先將水模型試驗結果與同等條件下的數(shù)值模擬結果進行對比，以驗證該數(shù)學模型的準確性。然后，在其他參數(shù)不變的情況下，根據(jù)表2所示的方案進行數(shù)值模擬，研究不同控流裝置布置方式(包括不同透氣磚位置及用透氣磚分別代替擋壩和擋墻的情況)下，吹氬量對中間包內鋼液流動行為及平均停留時間的影響。中間包內透氣磚位置的示意圖如圖2所示，圖中透氣磚上方的數(shù)字表示其距塞棒的距離。

表2 數(shù)值模擬方案

圖2 中間包內透氣磚位置示意圖

Fig.2Schematicdiagramofthepositionofpermeablebrick

2 數(shù)值模擬的驗證

吹氣量為4 L/min時，中間包水模型內不同時刻模擬鋼液的流動狀態(tài)如圖3所示，從染色液體從擋墻下端流出時開始計時。由圖3可見，由于中間包底吹氬的作用，氣幕左側的小部分模擬鋼液隨著氣泡快速上升，到達中間包表面后向左側回流，即氣幕左側存在向長水口方向的表面層流，構成了一個小的回旋區(qū)。大部分模擬鋼液則在氣泡的抬升作用下，一邊往上移動，一邊穿透氣泡墻到達氣幕右側形成中間包內表面流，隨后模擬鋼液向下遷移，一部分從浸入式水口離開中間包，一部分則因氣泡的抬升作用與氣幕左側流過來的液體混合，在塞棒左側構成一個回旋區(qū)。

(a) 0 s (b) 10 s

(c) 20 s (d) 30 s

(e) 40 s (f) 50 s

圖3不同時刻下中間包水模型內模擬鋼液的流場

Fig.3Flowfieldsofsimulatedmoltensteelintundishatdifferentmoments

在相同條件下進行數(shù)值模擬計算，得到中間包內鋼液速度矢量分布圖如圖4所示。由圖4可見，中間包內鋼液在上浮氣泡的抬升作用下向上遷移，主要流股在透氣磚右上方形成表層流，然后在塞棒右側下降，大部分流股從浸入式水口處流出，小部分流股則在塞棒左側和透氣磚之間形成一個環(huán)流。對比圖3和圖4可知，數(shù)值模擬得到的中間包內鋼液流動狀態(tài)與水模型試驗結果基本相同。

圖4吹氬量為20.84L/min時中間包內鋼液的速度矢量分布

Fig.4Velocityvectordistributionofmoltensteelintundishattheargonblowingrateof20.84L/min

不同吹氣量下,中間包水模型試驗和數(shù)值模擬計算所得中間包內鋼液的平均停留時間如圖5所示。由圖5可知，保持其他條件下變，物理模擬和數(shù)值模擬所得吹氬量對中間包內鋼液平均停留時間的影響規(guī)律相近，不同的吹氣量下兩者計算誤差在1.17%～2.11%范圍內。

圖5吹氬量與鋼液平均停留時間的關系

Fig.5Relationshipbetweenargonblowingrateandaverageresidencetimeofmoltensteel

綜合上述分析可知，本文采用的數(shù)值模擬方法是有效且準確的。

3 結果與分析

3.1 不同透氣磚位置的情況

根據(jù)1#～6#數(shù)值模擬方案，計算得到不同吹氬量及透氣磚位置下中間包內鋼液的平均停留時間如圖6所示。

圖6不同吹氬量下鋼液平均停留時間與透氣磚位置的關系

Fig.6Relationshipbetweenaverageresidencetimeandpermeablebrickpositionatdifferentargonblowingrates

由圖6可知，在不同吹氬量下，當透氣磚距塞棒的距離為570～885 mm時(即透氣磚相對于擋壩更靠近澆注區(qū))，隨著其距塞棒距離的增加，鋼液在中間包內平均停留時間逐漸減少，這是由于在擋墻、擋壩、底吹氬形成上升氣泡流股的綜合作用下，中間包內鋼液更容易形成上升流股，延長其平均停留時間。但當擋壩與透氣磚距離相近且透氣磚更靠近澆注區(qū)時，氣泡流股有可能破壞擋壩形成的上升流股的形態(tài)，使鋼液在中間包內的平均停留時間減少，此時鋼液純凈度提高更多依靠的是上升氣泡黏附夾雜物的作用。當透氣磚位于距塞棒1310 mm處時，擋墻、擋壩綜合作用形成的上升流股起主導作用，增大吹氬量可改善上升流股形態(tài)，從而延長鋼液在中間包內的停留時間；透氣磚位于距塞棒1760 mm處時，增加吹氬量明顯延長了鋼液在中間包內的停留時間，這是因為上升氣泡流和擋墻的綜合作用使得擋墻左側的上升環(huán)流增強；當透氣磚位于距塞棒2120 mm處時，中間包內鋼液平均停留時間減少，原因是該區(qū)域靠近鋼液注入的湍流區(qū)，氣泡上升流股作用不大，對中間包內鋼液的平穩(wěn)流動較為不利。

總體來看，吹氬量為31.26 L/min時，鋼液在中間包內的平均停留時間最長，這是因為中間包內氣泡數(shù)量會隨著吹氬量的增大而增加，氣泡提升流股作用明顯增強，但當吹氣量進一步增大時(如吹氬量為41.68 L/min)，中間包內會形成大的氬氣泡，反而會減弱對鋼液的抬升作用，同時大氣泡還會增加氣泡到達中間包液面的上浮速度，導致液面出現(xiàn)翻騰，甚至造成鋼液卷渣。

本文研究條件下，綜合采用擋墻、擋壩、透氣磚的控流裝置時，最佳的透氣磚位置是距塞棒570 mm處，當氬氣流量為31.26 L/min時，鋼液的平均停留時間為8.74 min。

3.2 用透氣磚代替擋壩時的情況

采用7#數(shù)值模擬方案，即保持擋墻位置不變而在原擋壩處設置透氣磚，計算得到中間包內鋼液的速度矢量分布圖如圖7所示，鋼液的平均停留時間如圖8所示。

由圖7可見，在不采用擋壩而利用擋墻和透氣磚配合時，吹入的氬氣泡以一定速度上浮，在中間包內形成氣幕擋墻，帶動了鋼液向上流動，在氣幕兩側分別形成兩個方向相反的回流區(qū)，增加了此區(qū)域內鋼液的混合，有利于夾雜物間的碰撞長大。當吹氬量為10.42 L/min時，在中間包澆注區(qū)形成典型的上升流股，兩側回流區(qū)不明顯；隨吹氬量進一步的增大，氣幕兩側環(huán)流逐漸增強，鋼液在該區(qū)域停留時間延長，相應地減少了中間包內的有效容積，使得中間包內鋼液的平均停留時間有所減少。

(a) 10.42 L/min (b) 20.84 L/min

(c) 31.26 L/min (d) 41.68 L/min

圖7用透氣磚代替擋壩時吹氬量對中間包內鋼液流動的影響

Fig.7Effectofargonblowingrateonfluidflowintundishbyreplacingdamwithpermeablebrick

圖8用透氣磚代替擋壩時吹氬量對中間包內鋼液平均停留時間的影響

Fig.8Effectofargonblowingrateonaverageresidencetimeofmoltensteelintundishbyreplacingdamwithpermeablebrick

結合圖7和圖8來看，在原擋壩位置設置透氣磚時，氣幕擋墻可以起到抬升鋼液流股的作用，吹氬量為10.42 L/min時，中間包內鋼液平均停留時間為8.81 min，但水模型試驗結果表明，該吹氣量下中間包內還不能形成足夠穩(wěn)定的氣幕擋墻。相比較而言，吹氬量為20.84 L/min時，氣幕穩(wěn)定性較好，中間包內鋼液平均停留時間最長為8.77 min，這比設置擋墻、擋壩和透氣磚的最佳工藝參數(shù)下的鋼液平均停留時間略長，主要是因為在透氣磚上方和擋墻間形成了較強的環(huán)流。事實上，當設置擋墻、擋壩和透氣磚時，擋壩和氣幕兩次抬升作用形成的表層流以及氣泡黏附綜合作用，對夾雜物的去除效果更好。

3.3 用透氣磚代替擋墻時的情況

采用8#數(shù)值模擬方案，即保持擋壩位置不變而在原擋墻處設置透氣磚，計算得到中間包內鋼液的速度矢量分布圖如圖9所示，鋼液的平均停留時間如圖10所示。

由圖9可見，利用透氣磚吹氬和擋壩組合可起到優(yōu)化中間包內鋼液流場的作用。由圖10可知，隨著吹氬量由10.42L/min增至41.68L/min，鋼液在中間包內的平均停留時間由8.99 min逐漸減少至8.70 min。這是由于吹氬量越大，氣幕兩側的環(huán)流越強，回流區(qū)域變大，渦心位置更靠近鋼液表面，中間包表面鋼液流速增加，這雖然有利于夾雜物的碰撞上浮，但容易造成卷渣；在擋壩右側的澆注區(qū)域，由于受到氣泡上浮作用的帶動，鋼液流動隨著吹氬量的增大而更為活躍，形成回流區(qū)域的渦心位置右移靠近塞棒，使鋼液更快地從出水口流出，同時氣幕左側的環(huán)流區(qū)域降低了中間包的有效容積，這使得鋼液在中間包內的停留時間變短。

(a) 10.42 L/min (b) 20.84 L/min

(c) 31.26 L/min (d) 41.68 L/min

圖9用透氣磚代替擋墻時吹氬量對中間包內鋼液流動的影響

Fig.9Effectofargonblowingrateonfluidflowintundishbyreplacingweirwithpermeablebrick

圖10用透氣磚代替擋墻時吹氬量對鋼液平均停留時間的影響

Fig.10Effectofargonblowingrateonaverageresidencetimeofmoltensteelintundishbyreplacingweirwithpermeablebrick

對比透氣磚代替擋墻和擋壩的兩種控流裝置可知，雖然在擋墻位置處設置透氣磚時，鋼液在中間包內的平均停留時間相對較長，但擋墻起到了分隔鋼水注入?yún)^(qū)和澆注區(qū)的作用。由于注入?yún)^(qū)的鋼水處于湍流狀態(tài)，若未設置擋墻，則容易導致中間包內注入?yún)^(qū)鋼液表面的保護渣處于紊亂狀態(tài)，有可能造成鋼液卷渣。因此，保留擋墻并在擋壩位置處設置透氣磚更有利于提高鋼液純凈度。

4 結論

(1)與水模型試驗結果對比可知，利用本文建立的數(shù)學模型對中間包底吹氬過程進行數(shù)值模擬是可行且準確的。

(2)在中間包內設置擋墻、擋壩、透氣磚時，最佳的透氣磚位置是距塞棒570 mm，氬氣流量為31.26 L/min，鋼液平均停留時間為8.74 min。

(3)中間包內采用透氣磚來代替擋壩、擋墻均有利于延長中間包內鋼液的平均停留時間，且隨著吹氬量增大，鋼液平均停留時間有所減小。

(4)采用擋墻和透氣磚的組合且不設置擋壩時，有利于提高鋼液純凈度，較優(yōu)的吹氬氣量為20.84 L/min，此時中間包內鋼液平均停留時間為8.77 min。

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