LF 精煉工藝中鋼包底吹氬過程數(shù)值模擬

唐祁峰，尹仕偉，黃 華，楊 韜，張 軍，王 宇，劉庭耀，彭必友

（1.西華大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，四川 成都 610039；2.攀鋼集團(tuán)攀枝花鋼鐵研究院有限公司，四川 攀枝花 617000；3.攀鋼集團(tuán)江油長城特殊鋼有限公司，四川 江油 621701；4.西華大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，四川 成都 610039）

鋼中的脫硫、脫氧、去除雜質(zhì)、合金化等很多環(huán)節(jié)均能通過LF 爐精煉完成[1-3]。在LF 爐精煉時(shí)，采用鋼包吹氬來攪動(dòng)鋼液，能加速液相傳質(zhì)速率，快速均勻溫度，促進(jìn)渣金界面反應(yīng)和鋼中夾雜迅速上浮，是提升鋼潔凈度的重要手段[4-6]。在精煉吹氬工藝中，吹氬的方式、位置、角度以及流量都對(duì)吹氬攪拌效果有著極為重要的影響。在鋼鐵冶煉時(shí)，其過程極為復(fù)雜，試驗(yàn)對(duì)設(shè)備要求高，原料成本大。而隨著CAE 技術(shù)的發(fā)展，利用數(shù)值模擬方法來研究冶金工程中的復(fù)雜問題，能顯著地節(jié)約時(shí)間和試驗(yàn)成分，越來越受到了人們的重視[7-8]。婁文濤等[9]研究了鋼包底吹氬過程對(duì)渣金反應(yīng)的影響，獲得了吹氬流量對(duì)鋼液脫硫的影響規(guī)律。Ajmani 等[10]討論了在采用頂吹方式中，吹氣孔尺寸與混勻時(shí)間之間的關(guān)系。蔣星亮等[11]采用數(shù)值模擬和水模型物理模擬，對(duì)比了鋼包底單吹和雙吹對(duì)鋼液“死區(qū)”的影響。諸如此類關(guān)于鋼包吹氬數(shù)值模擬的研究還有很多，說明采用CAE 技術(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬是一種分析鋼包吹氬精煉過程的有效手段。

為了節(jié)約現(xiàn)場試驗(yàn)時(shí)間和成本，促進(jìn)生產(chǎn)順利進(jìn)行，本文擬采用專業(yè)的CFD 流體工程軟件FLUENT 對(duì)LF 爐精煉過程中鋼包底單孔偏心垂直吹氬過程進(jìn)行數(shù)值模擬，探討底吹氣體流量對(duì)LF 爐煉鋼過程中熔池內(nèi)熔體流動(dòng)速度以及鋼液“死區(qū)”的影響。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，采用偏心底吹，當(dāng)氬氣流量到達(dá)一定值時(shí)，會(huì)在鋼液內(nèi)部形成一個(gè)閉合的氣循環(huán)區(qū)域，使“死區(qū)”面積顯著下降。通過對(duì)比湍動(dòng)能、流速和鋼液“死區(qū)”比例，獲取了最佳的模擬吹氬流量。

1 數(shù)學(xué)模型

歐拉-歐拉（Euler-Euler）模型可以模擬各相之間的作用力，準(zhǔn)確反應(yīng)氣體氣泡群在流體中的行為，且計(jì)算過程采用歐拉-歐拉模型模擬所占用的計(jì)算機(jī)CPU 資源較少，因此被廣泛應(yīng)用于氣液兩相流模擬中[12-13]。為了探討底吹氣體流量對(duì)LF爐煉鋼過程中熔池內(nèi)熔體流動(dòng)速度的影響，本文在CFD 模型建立過程中引入了歐拉-歐拉模型。

在模擬之前，首先提出了以下基本假設(shè)條件：鋼包中的鋼液上方不存在熔融爐渣；鋼液為不可壓縮的牛頓流體，且不考慮溫度變化；假設(shè)氣相為剛性球，具有不可壓縮性，且不受溫度影響；氣相浮力是液相流動(dòng)的驅(qū)動(dòng)力；鋼液上表面是水平的，不存在液面波動(dòng)。

LF 爐中的流體處于湍流狀態(tài)，系統(tǒng)應(yīng)遵循以下控制方程[14-16]。

1)質(zhì)量守恒方程

連續(xù)性方程是質(zhì)量守恒定律在運(yùn)動(dòng)流體中的數(shù)學(xué)表達(dá)式，認(rèn)為等溫條件下兩相流之間不存在質(zhì)量傳遞，則由微元體的質(zhì)量守恒可導(dǎo)出流體的連續(xù)性方程。其相關(guān)的方程可以表示為

式中：ρ為流體密度，kg/m3；v為流體速度，m/s；Sm為加入連續(xù)相的質(zhì)量，kg；t為時(shí)間，s。

2)動(dòng)量守恒方程

根據(jù)牛頓第二定律，動(dòng)量守恒定律表述為：微元體中流體的動(dòng)量對(duì)時(shí)間的變化率等于外界作用在該微元體上的各種力之和，其表達(dá)式為

式中：p為靜壓力，MPa；g為體積力，N；F為其他外部的體積力，N；τ為黏性應(yīng)力張量。

3) 能量守恒方程

根據(jù)熱力學(xué)第一定律，能量守恒定律表述為：微元體中能量的增加率等于進(jìn)入微元體的凈熱流量加上體力與面力對(duì)微元體所做的功，其表達(dá)式為

式中：E為微元體流體的總能，即內(nèi)能和動(dòng)能之和，J；Keff為有效導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；T為溫度，K；ST為由于化學(xué)反應(yīng)引起的放熱和吸熱，或其他自定義的熱源項(xiàng)，J。

4）湍流控制方程

本文采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，其湍流動(dòng)能k方程及湍流耗散率 ε方程分別由式(4)和式(5)來表示：

式中：Gk是平均速度梯度引起的湍動(dòng)能，m2/s2；Gb是由浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能，m2/s2；C1ε、C2ε、C3ε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，分別取值1.44、1.92、0.1；σk、σε分別為湍動(dòng)能和耗散率對(duì)應(yīng)的普朗特?cái)?shù)，分別取值1.0、1.0；YM為可壓湍流脈動(dòng)膨脹對(duì)總耗散率的影響。

2 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

LF 爐鋼包的結(jié)構(gòu)示意圖如圖1(a) 所示，其具體參數(shù)見表1。從圖1 中可以看出鋼包呈有輕微錐度的圓柱體狀，鋼包頂直徑為2 440 mm，底直徑為2 234 mm，熔池深度為2 127 mm，鋼包錐度為3°，大約能容納70 t 左右的鋼水。該鋼包采用單噴嘴垂直吹氬，通氣磚位于鋼包底部1/3R偏心位置，底吹孔直徑為105 mm。根據(jù)鋼包形狀，利用CAE 分析軟件FLUENT 建立有限元模型，模型采用六面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，其示意圖見圖1(b)。

圖1 鋼包結(jié)構(gòu)與有限元模型

表1 鋼包結(jié)構(gòu)參數(shù)

模型的基本假設(shè)和流體的邊界條件設(shè)置如下：模型不考慮傳熱，且假設(shè)初始狀態(tài)時(shí)鋼液是靜止的，鋼液上表面渣層的影響忽略不計(jì)；在鋼包和通氣管壁處，不考慮滑移邊界條件，并采用了壁面函數(shù)處理；鋼包底面的噴嘴管處作為氬氣流的速度入口，鋼液頂部作為壓力出口。

圖2 是典型吹氬量為30 Nm3/h 時(shí)，不同時(shí)間下氣流場的分布圖。從圖2(a)中可以看出，在剛開始吹氬1 s 時(shí)間內(nèi)，氬氣由透氣磚進(jìn)入熔池內(nèi)，鋼包底部形成一個(gè)短小的垂直氣柱。氣柱內(nèi)部氣體流速較高，外部因氣體在液體中擴(kuò)散受阻，動(dòng)力不足，流速逐漸下降。隨吹氬時(shí)間延長，氣體受浮力的作用，垂直向上運(yùn)動(dòng)，且在上方因擴(kuò)散對(duì)流形成了兩個(gè)小的氣流循環(huán)區(qū)域。兩個(gè)循環(huán)區(qū)域隨吹氬時(shí)間延長逐漸開始分化，吹氬孔所在一側(cè)的氣流擴(kuò)散受阻于鋼包壁，而另一側(cè)的氣流擴(kuò)散空間較大，從而形成了一大一小兩個(gè)循環(huán)，且氣柱逐漸向鋼包壁偏移（圖2(c)）。進(jìn)一步延長吹氬時(shí)間，氣柱朝鋼包壁偏移程度加劇，大的氣流循環(huán)區(qū)域不斷壓縮小的氣流循環(huán)區(qū)域空間。從圖2(f)中可以觀察到，當(dāng)吹氬時(shí)間為21 s 時(shí)，氣流幾乎是沿著鋼包壁流動(dòng)，經(jīng)鋼液上層，再擴(kuò)散至鋼包另一側(cè)，然后進(jìn)一步流動(dòng)至鋼包底部，最終在整個(gè)熔池內(nèi)形成一個(gè)接近于閉合的區(qū)域，說明在該吹氣參數(shù)下，熔池的混勻時(shí)間大約在20 s 左右。

圖2 不同時(shí)間爐內(nèi)流場分布

氬氣在鋼液內(nèi)流動(dòng)，能有效地?cái)嚢桎撘海逛撘褐械膴A雜迅速上浮，加速渣金界面反應(yīng)，起到很好的精煉效果。氬氣在鋼液中的攪拌強(qiáng)度和有效攪拌區(qū)域與氣流的速度和動(dòng)能有關(guān)，而這兩者又在一定程度上取決于單位時(shí)間內(nèi)的吹氣量。圖3 是不同吹氣量下，鋼包內(nèi)流體的平均湍動(dòng)能和平均速度的變化規(guī)律。從圖中可以看出，隨著單位吹氣量的增加，平均湍動(dòng)能和平均速度均呈上升趨勢。吹氣量為10 Nm3/h，吹氣量小，平均湍動(dòng)能和平均速度也較小，其值分別為2.8 m2/s2和0.036 m/s。加大吹氣量，進(jìn)入鋼液的氬氣壓力增加，使平均湍動(dòng)能和平均速度迅速增大。當(dāng)吹氣量加大至30 Nm3/h，平均湍動(dòng)能和平均速度分別達(dá)到6.2 m2/s2和0.073 m/s，兩者的值較吹氣量為10 Nm3/h 時(shí)均增大了一倍以上。在此基礎(chǔ)上，進(jìn)一步加大吹氣量，雖然平均湍動(dòng)能和平均速度會(huì)進(jìn)一步增大，但增大幅度減緩。對(duì)比吹氣量為50 Nm3/h 和30 Nm3/h，平均湍動(dòng)能提升約30%，而平均速度僅提升約15%。這說明當(dāng)吹氣量達(dá)到某一臨界值時(shí)，進(jìn)一步加大吹氣量，平均湍動(dòng)能和平均速度提升有限，反而會(huì)使氬氣利用率降低。

圖3 平均湍動(dòng)能和平均速度隨吹氣量的變化曲線

平均湍動(dòng)能和平均速度之所以在大吹氣量下提升有限，這和鋼液中存在流動(dòng)速度幾乎接近于零的“死區(qū)”有關(guān)。圖4 為不同吹氣量下熔池內(nèi)速度小于0.02 m/s 的區(qū)域與整個(gè)熔池區(qū)域的比值。低吹氣量時(shí)，加大吹氣量會(huì)使死區(qū)的比例顯著下降；高吹氣量下，加大吹氣量死區(qū)比例趨于穩(wěn)定。當(dāng)吹氣量低時(shí)，氣流的動(dòng)能較小，能到達(dá)的區(qū)域也較小，所以使鋼液中存在大量的死區(qū)。隨著吹氣量加大，會(huì)使氣流獲得更大的動(dòng)能，能擴(kuò)散的區(qū)域增大，從而減少死區(qū)面積。圖5 為吹氬流量10 Nm3/h 和20 Nm3/h 時(shí)穩(wěn)定狀態(tài)下的氣體流場分布。從圖中可以看出，這兩個(gè)吹氣量下，氣流的動(dòng)能不足，沒有形成完整的大的氣流循環(huán)區(qū)域，導(dǎo)致死區(qū)面積較大。當(dāng)吹氣量從10 Nm3/h 加大到20 Nm3/h 時(shí)，氣流的動(dòng)能有所提高，能擴(kuò)散的區(qū)域增大，死區(qū)比例從21%下降到13%。加大吹氣量至30 Nm3/h 時(shí)，氣流所獲得的動(dòng)能也再次明顯增大，最終使氣流在鋼包內(nèi)部形成了閉合的氣流圈(見圖2(f))，從而導(dǎo)致死區(qū)比例下降到6%。再進(jìn)一步加大吹氣量至40 Nm3/h 和50 Nm3/h 時(shí)，鋼液死區(qū)比例幾乎無變化，而是趨向穩(wěn)定。這是由于在高吹氣量下，鋼液中已經(jīng)形成了相對(duì)閉合的氣流圈。加大吹氣量，雖然可以使氣流獲得更大的動(dòng)能和速度，但不會(huì)使氣體流向閉合圈內(nèi)的區(qū)域，從而無法對(duì)該區(qū)域的鋼液起到攪拌作用，導(dǎo)致死區(qū)比例不會(huì)進(jìn)一步下降。

圖4 死區(qū)比例隨吹氣量的變化情況

圖5 吹氬流量10 Nm3/h 和20 Nm3/h 時(shí)的氣體流場分布

綜合分析上述模擬結(jié)果，得出本文的吹氬量在30 Nm3/h 左右較為合理。在該參數(shù)下，鋼液中的流體能夠獲得較大的平均湍動(dòng)能和平均速度，且鋼液中死區(qū)比例也達(dá)到最小，使鋼液獲得了較大的攪拌強(qiáng)度和攪拌區(qū)域。

3 結(jié)論

本文對(duì)LF 爐精煉工藝中鋼包單孔偏心底垂直吹氬過程進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，得出以下結(jié)論。

1）吹氬流量為30 Nm3/h 時(shí)，隨吹氬時(shí)間的推移，氣流最終會(huì)形成一個(gè)分布在鋼液邊緣的閉合循環(huán)區(qū)域。

2）吹氣量的臨界值為30 Nm3/h。低于臨界值時(shí)，平均湍動(dòng)能和平均速度隨著吹氬流量增大而顯著增大；高于臨界值，平均動(dòng)能和平均速度增速緩慢。

3）在吹氬過程中，鋼液中存在流動(dòng)緩慢的死區(qū)。吹氣量從10 Nm3/h 加大至30 Nm3/h 的過程中，死區(qū)比例從21%降至6%，減小明顯。進(jìn)一步加大吹氣量，死區(qū)比例幾乎沒有變化，反而氬氣利用率降低。本模擬過程中的最佳吹氣量為30 Nm3/h。