弓形浸漬管RH混合傳質(zhì)均勻性的數(shù)值模擬

孫國敏，羅志國，2，任志峰，3，鄒宗樹，2

（1.東北大學(xué) 冶金學(xué)院，沈陽110819；2.東北大學(xué) 多金屬共生礦生態(tài)化冶金教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，沈陽110819；3.太原科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，太原030024）

作為鋼液二次精煉的代表，RH真空精煉法已經(jīng)廣泛應(yīng)用在鋼液的真空脫氣、吹氧脫碳、夾雜物去除、噴粉脫硫和合金元素添加等精煉項(xiàng)目.循環(huán)流量與均混時(shí)間是反映RH循環(huán)和精煉效率的重要參數(shù).關(guān)于RH裝置內(nèi)循環(huán)流量的影響因素，采用物理模擬和數(shù)值模擬等手段已經(jīng)研究得比較透徹［1－4］.研究結(jié)果表明：增大浸漬管內(nèi)徑可以明顯提高RH的循環(huán)流量，縮短均混時(shí)間，較大程度地提高了RH精煉效率.

受限于真空室底部面積，增大傳統(tǒng)圓形浸漬管內(nèi)徑是有限的.Ling等［5］通過改變浸漬管形狀和增加浸漬管數(shù)量等方法提高循環(huán)流量和改善鋼液流動(dòng)狀態(tài)，從而提高RH的脫碳效率.20世紀(jì)70年代中國自行研制單嘴精煉爐［6］，1988年Kuwabara等［7］提出橢圓形浸漬管，2000年樊世川等［8］提出三上升管－單下降管的結(jié)構(gòu).這些都是試圖通過改變浸漬管形狀結(jié)構(gòu)、增大浸漬管的橫截面積來改善RH的循環(huán)性能，但除單嘴精煉爐外，其他結(jié)構(gòu)都沒有充分利用真空室底部面積，復(fù)雜且不易操作維護(hù).為此，鄒宗樹等［9］提出了弓形截面浸漬管的RH結(jié)構(gòu).任志峰等［10］通過物理模擬方法，對(duì)弓形管RH和傳統(tǒng)RH進(jìn)行了循環(huán)流量和均混時(shí)間的測(cè)定，但并未對(duì)弓形浸漬管RH真空室內(nèi)傳質(zhì)均勻性進(jìn)行研究.本文通過數(shù)值模擬方法，比較弓形浸漬管RH與傳統(tǒng)RH鋼液流動(dòng)及混合傳質(zhì)性能方面的差異，為在實(shí)際生產(chǎn)中弓形浸漬管結(jié)構(gòu)的應(yīng)用提供技術(shù)依據(jù).

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 基本假設(shè)及邊界條件

本文基于歐拉－歐拉的雙流體模型來模擬RH真空精煉裝置內(nèi)的流體流動(dòng)，提出如下假設(shè)：氣液兩相均為黏性不可壓縮Newton流體；不考慮鋼包上表面熔渣對(duì)鋼液流動(dòng)的影響；不考慮氣泡在上升過程中的變形及氣泡間的聚合、破裂；氣液兩相流為等溫絕熱過程；氬氣氣泡平均粒徑為8 mm.

邊界條件：將吹氣孔位置設(shè)為速度入口；真空室出口采用壓力出口；對(duì)所有壁面采用無滑移邊界條件.

1.2 控制方程

RH真空精煉裝置內(nèi)的流體流動(dòng)遵循的基本方程包括連續(xù)性方程和動(dòng)量守恒方程.湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k－ε雙方程，不做展開.

式中：q為氣相或者液相；αq為q的體積分?jǐn)?shù)，%；ρq為q的密度，kg／m3；為q的速度，m／s.

動(dòng)量守恒方程：

式中：P為壓力，Pa；μq，eff為有效黏度，Pa·s；為重力加速度矢量，m／s2；Fq為q所受到的相間力（這里主要指曳力），N.

1.3 幾何尺寸及網(wǎng)格劃分

本文模擬的150 t的RH精煉裝置的主要幾何尺寸見表1.傳統(tǒng)圓形浸漬管為分體式結(jié)構(gòu)；弓形浸漬管為一體式結(jié)構(gòu)，由中間隔墻分割為上升管和下降管兩個(gè)部分.圓形浸漬管與弓形浸漬管的俯視圖如圖1所示.傳統(tǒng)RH的噴嘴為上下兩排交錯(cuò)12個(gè)排布，上下層各有6孔均呈60°分布，上下層孔交錯(cuò)30°，層間距150 mm；弓形管RH的噴嘴為一層10個(gè)排布，外弧側(cè)5個(gè)孔呈31°分布，浸漬管弦側(cè)5個(gè)孔等分排布.弓形管RH和傳統(tǒng)RH的網(wǎng)格如圖2所示.

表1 RH幾何尺寸Table 1 RH dimension parameters mm

圖1 RH模型俯視圖Fig.1 The top view of the RH model

圖2 RH網(wǎng)格Fig.2 Mesh of RH reactors

2 結(jié)果及討論

2.1 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型的可靠性，本文依據(jù)相似原理建立水模型進(jìn)行驗(yàn)證.對(duì)弓形管RH在浸入深度為92 mm、吹氣量（在標(biāo)況下，下同）為0.52～1.05 m3／h的條件進(jìn)行數(shù)值模擬，并與相同條件下的物理模擬試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖3所示.

圖3 循環(huán)流量結(jié)果對(duì)比Fig.3 Comparison of result of circulating flow rate

從圖3可以看出，在相同條件下，數(shù)值模擬得到的循環(huán)流量與水模型實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合，因此模擬結(jié)果可信度較高.

隨著卷筒紙印刷機(jī)速度的上升，折頁機(jī)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)表現(xiàn)出豐富的非線性特征.以前對(duì)折頁機(jī)構(gòu)的研究，都是認(rèn)為運(yùn)動(dòng)副是剛性且無間隙的理想狀態(tài)，將折頁機(jī)構(gòu)做為單自由度系統(tǒng)進(jìn)行分析[8,9]，無法解釋折頁機(jī)構(gòu)的非線性動(dòng)態(tài)響應(yīng)現(xiàn)象.實(shí)際狀態(tài)下，運(yùn)動(dòng)副間隙和軸承滾子的變形會(huì)引起與運(yùn)動(dòng)副相連兩構(gòu)件相對(duì)微小的運(yùn)動(dòng).隨著折頁機(jī)構(gòu)速度的提高，兩構(gòu)件的微小相對(duì)運(yùn)動(dòng)使折頁機(jī)構(gòu)表現(xiàn)出非線性動(dòng)態(tài)響應(yīng).下面考慮運(yùn)動(dòng)副間隙和軸承滾子變形因素，對(duì)折頁機(jī)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力學(xué)研究[10～13].

2.2 循環(huán)流量及均混時(shí)間對(duì)比

為了對(duì)比傳統(tǒng)RH和弓形管RH的循環(huán)流量和均混時(shí)間，圖4給出了吹氣量在0.6～1.6 m3／min、浸入深度為500 mm的條件下，不同浸漬管RH的循環(huán)流量和均混時(shí)間.

由圖4可知，在吹氣量0.6～1.6 m3／min的情況下，隨著吹氣量的增加，弓形管RH的循環(huán)流量從1 287 kg／s增加到1 904 kg／s，均混時(shí)間從103 s減小到43 s；傳統(tǒng)RH的循環(huán)流量從673 kg／s增加到955 kg／s，均混時(shí)間從232 s減小到58 s.在相同條件下，弓形管RH的循環(huán)流量比傳統(tǒng)RH增加了91%～99%，均混時(shí)間比傳統(tǒng)RH減少了25%～55%.弓形浸漬管的截面積比圓形浸漬管增大了210%，氣泡之間相互融合、相互干擾的機(jī)會(huì)減少，氣泡做功增加，循環(huán)流量增大，下降流股的寬度及動(dòng)能顯著增大，對(duì)鋼包的攪拌能力增加，從而縮短了均混時(shí)間.

圖4 不同浸漬管對(duì)循環(huán)流量和均混時(shí)間的影響Fig.4 The influence of different snorkels on circulation flow rate and mixing time

2.3 真空室液面形狀及流速分布對(duì)比

為了對(duì)比傳統(tǒng)RH和弓形管RH的真空室液面形狀及流速分布，在吹氣量為1 m3／min、浸入深度為500 mm的條件下，截取了RH主截面含氣率的分布圖、真空室液面云圖、真空室液面流場(chǎng)和真空室液面流速云圖.

2.3.1 真空室液面形狀對(duì)比

圖5和圖6分別為吹氣量1 m3／min、浸入深度500 mm的條件下，RH主截面含氣率分布圖和真空室液面波動(dòng)形狀圖.

由圖5及圖6可知，真空室液面的氣相體積分?jǐn)?shù)取值為0.5，RH真空室液面波動(dòng)主要在上升管上方，傳統(tǒng)RH上升管的上方液面有一個(gè)較大的凸起的圓包，弓形管RH上升管的上方液面有數(shù)個(gè)較小的凸起的圓包.傳統(tǒng)RH相對(duì)于弓形RH，浸漬管截面面積較小，上升管內(nèi)的含氣率分布密度較大，上升流股寬度小且動(dòng)能大，對(duì)上升管上方液面攪拌較為集中，導(dǎo)致上升管上方液面有一個(gè)較大的凸起的圓包，真空室液面波動(dòng)更加劇烈，更容易形成飛濺液滴群.

圖5 主截面上含氣率的分布Fig.5 Distribution of gas volume fraction on the main section

圖6 真空室液面形狀Fig.6 Shape of liquid surface in the vacuum chamber

2.3.2 真空室液面流速分布對(duì)比

圖7～9分別為在吹氣量1 m3／min、浸入深度500 mm的條件下，真空室液面流場(chǎng)圖、浸漬管連通區(qū)域的流動(dòng)示意圖和真空室液面流速云圖.

圖7 真空室液面流場(chǎng)Fig.7 The velocity vector of the molten steel at the liquid level in the vacuum chamber

圖8 浸漬管連通區(qū)域的流動(dòng)示意圖Fig.8 Flow diagram of the connection area of snorkels

圖9 真空室液面流速Fig.9 Velocity of steel surface in the vacuum chamber

由圖7～9可知，在真空室液面，鋼液從上升管上方主要沿著真空室壁及兩管連線方向流向下降管一側(cè)，真空室液面上的有效流動(dòng)區(qū)域?yàn)檎婵帐冶诘母浇鼌^(qū)域和上升管與下降管連線區(qū)域.弓形管RH相對(duì)于傳統(tǒng)RH，上升管與下降管連線區(qū)域的面積較大，真空室液面上有效流動(dòng)區(qū)域面積較大.因此相比于傳統(tǒng)RH，弓形管RH的液面處速度不活躍區(qū)較小且流速分布更均勻.

2.4 真空室內(nèi)傳質(zhì)均勻性對(duì)比

通過截取吹氣量為0.6～1.6 m3／min、浸入深度為500 mm條件下的真空室液面及液面z方向上的截線和真空室流通面（如圖10所示），對(duì)液面上的vave／vmax值、截線x方向上的速度分布和流通面x方向上的vave／vmax值進(jìn)行分析，進(jìn)而研究傳統(tǒng)RH和弓形管RH真空室內(nèi)的傳質(zhì)均勻性，相關(guān)結(jié)果如圖11～13所示.

圖10 真空室內(nèi)流通面及液面z方向截線Fig.10 Circulation surface in vacuum chamber and section line in the z direction of liquid surface

如圖11所示，在吹氣量為0.6～1.6 m3／min時(shí)，隨著吹氣量的增加，傳統(tǒng)RH真空室液面上vave／vmax值從0.34逐步增加至0.39；而弓形管RH則從0.40逐步增加至0.47.在相同吹氣量的條件下，弓形管RH真空室液面vave／vmax值是傳統(tǒng)RH的1.17～1.21倍，說明弓形管RH真空室液面流速及傳質(zhì)比傳統(tǒng)RH更均勻.圖7～9已經(jīng)分析原因，在此不再闡述.

圖11 不同浸漬管對(duì)真空室液面速度均勻性的影響Fig.11 The influence of different snorkels on the velocity uniformity of liquid surface in the vacuum chamber

如圖12所示，傳統(tǒng)RH在真空室液面截線x方向上vave／vmax值為0.54，速度呈現(xiàn)“W”形分布，截線上整體速度差較大，流速分布不均.弓形管RH在真空室液面截線x方向上vave／vmax值為0.84，截線上整體速度差較小，流速分布均勻.弓形管RH在真空室液面截線x方向上的vave／vmax是傳統(tǒng)RH的1.56倍，說明弓形管RH截線上x方向流速分布及傳質(zhì)比傳統(tǒng)RH更均勻.在真空室液面，弓形管RH的上升管與下降管連線區(qū)域面積較大，增加了真空室液面的有效流動(dòng)區(qū)域，液面截線基本處在有效流動(dòng)區(qū)域中，流速分布均勻；而傳統(tǒng)RH截線上只有截線中間位置和邊緣處附近在有效流動(dòng)區(qū)域中，其余位置流速較低，整體流速分布不均.

圖12 真空室液面截線上x方向速度Fig.12 The velocity in the x direction on the liquid surface section in the vacuum chamber

如圖13所示，在吹氣量為0.6～1.6 m3／min時(shí)，隨著吹氣量的增加，傳統(tǒng)RH真空室內(nèi)流通面x方向上的vave／vmax值從0.35逐步增加到0.42，而弓形管RH則從0.40逐漸增加到0.45.在相同吹氣量的條件下，弓形管RH真空室內(nèi)流通面x方向上的vave／vmax值是傳統(tǒng)RH的1.07～1.14倍，因此弓形管RH真空室內(nèi)流通面的傳質(zhì)更均勻.在真空室內(nèi)，鋼液從上升管上方主要沿著真空室壁及兩管連線方向流向下降管，而弓形管RH的兩管連線區(qū)域的縱向截面較大，進(jìn)而增加了真空室內(nèi)的有效流通面積，使流通面上流速不活躍區(qū)減小，流通面流速及傳質(zhì)更加均勻.

圖13 不同浸漬管對(duì)真空室內(nèi)流通面x方向上速度均勻性的影響Fig.13 The influence of different snorkels on the velocity uniformity in the x direction of circulation surface in the vacuum chamber

綜上所述，弓形管RH真空室內(nèi)傳質(zhì)更加均勻，傳質(zhì)效果更好.

2.5 RTD曲線對(duì)比

在RH冶金反應(yīng)器中，鋼水由上升管流入真空室，從下降管進(jìn)入鋼包，不斷地進(jìn)行循環(huán).本研究首先利用數(shù)值模擬得出穩(wěn)定的RH整體流場(chǎng)，然后將RH真空室和鋼包視為兩個(gè)獨(dú)立的連續(xù)反應(yīng)器分別進(jìn)行傳質(zhì)模擬.對(duì)于真空室部分，將上升管下端截面作為入口，下降管下端截面作為出口；對(duì)于鋼包部分，將下降管上端截面作為入口，上升管上端截面作為出口.本文采用脈沖刺激響應(yīng)方法，對(duì)于真空室部分，示蹤劑由上升管注入，然后測(cè)定出口（下降管）示蹤劑濃度變化，流出下降管下端截面后示蹤劑濃度強(qiáng)制歸零.對(duì)于鋼包部分，示蹤劑由下降管注入，然后測(cè)定出口（上升管）示蹤劑響應(yīng)，流出上升管上端截面后示蹤劑濃度強(qiáng)制歸零.

2.5.1 真空室內(nèi)RTD曲線對(duì)比

圖14為吹氣量1 m3／min、浸入深度500 mm的條件下，傳統(tǒng)與弓形浸漬管RH真空室內(nèi)的RTD曲線圖.

圖14 不同浸漬管RH真空室內(nèi)的RTD曲線Fig.14 RTD curves in RH vacuum chamber of different snorkels

由圖14可知，傳統(tǒng)RH及弓形管RH真空室內(nèi)的RTD曲線圖均為單峰光滑的曲線，這是因?yàn)樵谏仙軆?nèi)的徑向流體速度分布較為均勻，真空室內(nèi)液面較低，真空室液面與真空室底部的速度差較小.通過分析可知，弓形管RH真空室內(nèi)流型的方差為0.05，活塞流體積分?jǐn)?shù)93.1%.傳統(tǒng)RH真空室內(nèi)流型的方差為0.06，活塞流體積分?jǐn)?shù)81.9%.弓形管RH真空室內(nèi)流體的實(shí)際流動(dòng)比傳統(tǒng)RH更加接近于活塞流，更接近于真空室內(nèi)鋼液的最佳流動(dòng)狀態(tài)，更能使真空室內(nèi)的精煉反應(yīng)維持在高反應(yīng)物濃度下進(jìn)行，提高了RH傳質(zhì)速率和精煉效率，極大地提高了RH的脫碳效率.在真空室內(nèi)，鋼液從上升管上方主要沿著真空室壁及兩管連線方向流向下降管，而弓形管RH的兩管連線區(qū)域的縱向截面較大，進(jìn)而增加了真空室內(nèi)的有效流通面積，使流通面上流速不活躍區(qū)減小，流通面流速及傳質(zhì)更加均勻，更接近于活塞流.

2.5.2 鋼包內(nèi)RTD曲線對(duì)比

圖15為吹氣量為1 m3／min、浸入深度為500 mm的條件下，傳統(tǒng)與弓形浸漬管RH鋼包內(nèi)的RTD曲線圖.

圖15 不同浸漬管RH鋼包內(nèi)的RTD曲線Fig.15 RTD curves in RH ladle of different snorkels

從圖15可知，RH鋼包內(nèi)RTD曲線極不光滑，傳統(tǒng)RH鋼包內(nèi)RTD曲線甚至出現(xiàn)雙峰.這是由于在下降管內(nèi)的徑向流體流速不均勻，甚至呈“倒V”形分布，同時(shí)速度差較大，鋼包較高，下降流股沖擊鋼包底部，鋼包上部與鋼包下部速度差較大.通過分析可知，弓形管RH鋼包內(nèi)流型的方差為0.5，活塞流體積分?jǐn)?shù)35.53%，全混流體積分?jǐn)?shù)43.47%，死區(qū)體積分?jǐn)?shù)21.03%.傳統(tǒng)RH鋼包內(nèi)流型的方差為0.6，活塞流體積分?jǐn)?shù)28.67%，全混流體積分?jǐn)?shù)47.71%，死區(qū)體積分?jǐn)?shù)28.67%.弓形管RH鋼包內(nèi)死區(qū)體積分?jǐn)?shù)比傳統(tǒng)RH減小了26%左右，弓形管RH鋼包內(nèi)流體的混合性能更好.弓形管RH浸漬管截面積的增加幅度較大，增加了循環(huán)流量、下降流股的寬度和動(dòng)能，對(duì)鋼包的攪拌能力增加，有利于鋼包內(nèi)的流體流動(dòng)及混合，減小了鋼包內(nèi)死區(qū)比例.

3 結(jié) 論

（1）在相同條件下，弓形管RH的循環(huán)流量比傳統(tǒng)RH增加了91%～99%，弓形管RH的均混時(shí)間比傳統(tǒng)RH減少了25%～55%.

（2）在相同條件下，弓形管RH真空室液面vave／vmax值是傳統(tǒng)RH的1.17～1.21倍，流通面x方向上vave／vmax值是傳統(tǒng)RH的1.07～1.14倍，真空室液面截線x方向上的vave／vmax值是傳統(tǒng)RH的1.56倍.弓形管RH真空室液面的流速分布更均勻，真空室內(nèi)傳質(zhì)更均勻.

（3）在相同條件下，弓形管RH真空室內(nèi)活塞流體積分?jǐn)?shù)為93.1%，比傳統(tǒng)RH增加了13.7%.

（4）在相同條件下，弓形管RH鋼包內(nèi)死區(qū)體積分?jǐn)?shù)為21.03%，比傳統(tǒng)RH減小了26%左右，弓形管RH鋼包內(nèi)流體混合性能更好.