吹氬模式對(duì)鋼包內(nèi)多相流流動(dòng)行為影響的數(shù)值模擬研究

秦緒鋒,王鳳良,程常桂,李 陽(yáng),衛(wèi) 衛(wèi),金 焱

(1.武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖北 武漢,430081;2.武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金新工藝湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖北 武漢,430081;3.無(wú)錫巨力重工股份有限公司,江蘇 無(wú)錫,214111)

爐外精煉是提升鋼液質(zhì)量和鋼材品級(jí)的關(guān)鍵環(huán)節(jié),鋼包底吹氬作為其中應(yīng)用最廣泛的一種手段,其通過(guò)在鋼包底部設(shè)置透氣元件吹入氬氣形成氣泡羽流,對(duì)熔池內(nèi)鋼液進(jìn)行攪拌,起到均勻鋼液溫度和成分、促進(jìn)夾雜物上浮和鋼渣界面反應(yīng)的作用[1-4]。然而,吹氬形成的氣泡羽流會(huì)降低熔池頂部渣層的穩(wěn)定性,導(dǎo)致鋼液卷渣和吸氧增氮[5-6],甚至?xí)铀黉摪鼉?nèi)襯耐火材料熔損,影響鋼包的使用安全性。

對(duì)底吹氬鋼包內(nèi)流體運(yùn)動(dòng)特性已有大量研究,通過(guò)調(diào)整吹氬點(diǎn)數(shù)目和位置、改變透氣元件類型等方式來(lái)改善鋼包內(nèi)多相流的流動(dòng)結(jié)構(gòu),提升攪拌和精煉效率[7-8]。Owusu等[9]采用粒子圖像測(cè)速儀和圖像處理技術(shù),研究了不同類型透氣元件對(duì)鋼包冶金效果的影響,發(fā)現(xiàn)多孔透氣磚產(chǎn)生的氣泡羽流能提供更強(qiáng)烈的對(duì)流和湍動(dòng)能,這與其產(chǎn)生尺寸均勻的小氣泡有關(guān)。盧寅寅等[10]通過(guò)水力學(xué)模型分析了圓孔型透氣磚與狹縫式透氣磚的冶煉效果對(duì)比,結(jié)果表明,圓孔斜通透氣磚在混勻時(shí)間、夾雜物去除率和渣眼面積控制方面表現(xiàn)更優(yōu)。Ramasetti等[11]在考慮氣泡間相互作用的基礎(chǔ)上,通過(guò)數(shù)值模擬方式研究了單孔和雙孔吹氬下鋼包內(nèi)鋼渣流動(dòng)行為,發(fā)現(xiàn)大容量鋼包采用雙孔吹氬可獲得更好的攪拌效果。近期有研究發(fā)現(xiàn),采用雙孔差流量吹氬的方式更有利于鋼液混勻和渣層裸露面積減少[12-14]。這些研究對(duì)于理解和改善底吹氬工藝和提高鋼液潔凈度具有重要意義,但其未能進(jìn)一步分析熔池內(nèi)流體結(jié)構(gòu)對(duì)壁面的影響。

實(shí)際生產(chǎn)中,底吹氬所形成的氣泡羽流在促進(jìn)流體流動(dòng)的同時(shí),會(huì)加快鋼渣對(duì)鋼包內(nèi)襯的化學(xué)腐蝕,并加劇流體對(duì)鋼包耐材的流動(dòng)侵蝕[15],導(dǎo)致鋼包內(nèi)襯損毀,并產(chǎn)生大量外源夾雜物,顯著降低鋼水純凈度和鋼材的機(jī)械性能[16]。這與鋼液流動(dòng)引發(fā)的壁面剪應(yīng)力和溫度分布有關(guān)[17-18]。Huang等[19]研究發(fā)現(xiàn),底吹氬條件下鋼包內(nèi)渣線位置的侵蝕率較高,隨著吹氬流量增大,耐材侵蝕速度加快,但關(guān)于侵蝕位置與流動(dòng)的相關(guān)性尚不明晰。Wang等[20]通過(guò)構(gòu)建瞬態(tài)三維流固耦合模型,模擬鋼包內(nèi)氬氣-鋼液-保護(hù)渣的三相流動(dòng)行為,發(fā)現(xiàn)靠近透氣磚一側(cè)的渣線位置侵蝕率明顯超過(guò)其他部位,這與此處上升氣泡羽流所產(chǎn)生的強(qiáng)烈剪切流有關(guān)。由此可見,雖然底吹氬在精煉過(guò)程中發(fā)揮著重要作用,但同時(shí)也會(huì)對(duì)鋼包內(nèi)耐火材料產(chǎn)生不利影響[21]。在提高鋼鐵產(chǎn)能、降低能耗比的背景下,通過(guò)優(yōu)化底吹氬鋼包流場(chǎng),減緩耐材侵蝕損耗以減少耐材使用、提高鋼包容積,對(duì)于實(shí)現(xiàn)鋼包輕量化也具有重要意義。

基于此,本文通過(guò)耦合流體體積(VOF)方法與離散相模型(DPM),計(jì)算鋼包內(nèi)氣泡運(yùn)動(dòng)和鋼渣兩相界面波動(dòng),模擬底吹氬鋼包內(nèi)的多相流流動(dòng),分析了不同底吹氬模式(單孔吹氬、雙孔等流量吹氬和雙孔差流量吹氬)對(duì)鋼包內(nèi)流場(chǎng)、鋼渣界面行為和壁面剪應(yīng)力分布的影響,以期為優(yōu)化鋼包底吹氬工藝和提升鋼液質(zhì)量提供理論依據(jù)。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 鋼包幾何結(jié)構(gòu)

本文以某鋼廠150 t鋼包為研究對(duì)象,鋼包的幾何結(jié)構(gòu)如圖1所示。鋼包高度、底部和頂部有效直徑依次為3 635、2 733、3 488 mm。鋼包采用彌散型透氣磚吹氬,單孔吹氬和雙孔吹氬的透氣磚布置見圖1(b)和1(c),透氣磚頂面直徑為80 mm,其距鋼包中心點(diǎn)沿X軸和Y軸方向的距離分別為500、550 mm。鋼包液位高度為2 600 mm,液渣層厚度為150 mm。

(a)主視圖 (b)俯視圖,單孔吹氬 (c)俯視圖,雙孔吹氬

1.2 基本假設(shè)

對(duì)所建模型作如下假設(shè):①鋼液和保護(hù)渣為牛頓不可壓縮流體,其物性參數(shù)均為常數(shù);②不考慮傳熱和化學(xué)反應(yīng)對(duì)流體流動(dòng)的影響;③不考慮空氣層、粉渣層和燒結(jié)層對(duì)鋼渣界面的影響;④氣泡為球形,氣泡尺寸符合Rosin-Rammler分布。

1.3 控制方程

在鋼渣界面區(qū)域,采用VOF模型對(duì)非混多相流進(jìn)行界面追蹤。連續(xù)性方程和Navier-Stokes方程可表示為:

(1)

·(μl·v)+ρlg+Fσ+Fother

(2)

ρl=αρsteel+(1-α)ρslag

(3)

μl=αμsteel+(1-α)μslag

(4)

上述式中:ρl為流體密度,kg/m3;v為流體速度,m/s;t為時(shí)間,s;α為流體體積分?jǐn)?shù);p為靜壓力,Pa;μl為流體黏度,Pa·s;g為重力加速度,取9.8 m/s2;ρsteel、ρslag分別為鋼液和液渣密度,kg/m3;μsteel、μslag分別為鋼液和保護(hù)渣黏度,Pa·s;Fσ為鋼渣兩相界面張力,N/m;Fother表示單位質(zhì)量氣泡離散相對(duì)連續(xù)相所施加的作用力,N。

采用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε湍流模型來(lái)求解鋼包內(nèi)氣液兩相流引起的湍流流動(dòng),湍動(dòng)能κ和湍動(dòng)能耗散率ε方程分別為:

(5)

(6)

(7)

上述式中:G為由平均速度梯度所產(chǎn)生的湍動(dòng)能,m2/s2;μt為湍流黏度,Pa·s;C1ε、C2ε、Cμ為經(jīng)驗(yàn)常數(shù),σκ、σε分別為κ、ε的湍流普朗特?cái)?shù),C1ε、C2ε、Cμ、σκ、σε取值依次為1.44、1.92、0.09、1.0、1.3。

將氣泡視為離散相,利用DPM模型追蹤氣泡在鋼渣連續(xù)相中的運(yùn)動(dòng)行為。氣泡所受作用力的平衡方程見式(8),由此可求得氣泡的運(yùn)動(dòng)軌跡和空間位置分布,即:

(8)

(9)

(10)

上述式中:vb,i為氣泡速度,m/s;db,i為氣泡直徑,m;ρb為氣泡密度,kg/m3;Cvm為虛擬質(zhì)量系數(shù),取0.5;Cd為曳力系數(shù);α1、α2、α3為經(jīng)驗(yàn)常數(shù);Reb為氣泡雷諾數(shù)。式(8)右側(cè)分別為氣泡受到的曳力、重力和浮力,以及壓力梯度力和虛擬質(zhì)量力之和。

為準(zhǔn)確預(yù)測(cè)氣泡特性對(duì)氣液兩相流流動(dòng)影響,考慮了氣泡間的斯托克斯碰撞聚合,采用O’Rourke算法對(duì)氣泡間的碰撞進(jìn)行隨機(jī)估算,氣泡間的碰撞概率Pc可表示為

(11)

式中:r1、r2分別為氣泡半徑,m;vrel為氣泡間相對(duì)速度,m/s;Vcell為單元網(wǎng)格體積,m3;Δt為步長(zhǎng),s。

聚并氣泡速度vB由下式確定:

(12)

式中:m1、m2為合并前兩氣泡質(zhì)量,kg;v1、v2為合并前兩氣泡速度,m/s;b、bcrit分別為單元格內(nèi)碰撞氣泡實(shí)際偏移量和臨界偏移量,當(dāng)b

1.4 邊界條件及參數(shù)設(shè)置

鋼包壁面區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理,采用無(wú)滑移邊界條件,氬氣泡壁面邊界條件為反彈;鋼包上表面設(shè)置為自由剪切壁面邊界條件,氬氣泡到達(dá)上表面將發(fā)生逃逸。求解過(guò)程中,采用耦合壓力和速度項(xiàng)的Simplec算法和Geo-Reconstruct方法對(duì)鋼渣界面進(jìn)行插值并追蹤計(jì)算,速度項(xiàng)采用二階迎風(fēng)格式。計(jì)算中,采用0.005 s的步長(zhǎng)非穩(wěn)態(tài)計(jì)算20 s,得到穩(wěn)定流場(chǎng),各參數(shù)收斂殘差均小于1×10-4。采用ANSYS ICEM對(duì)鋼包幾何模型進(jìn)行結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分,對(duì)速度變化較大的吹氬區(qū)域和鋼渣界面處進(jìn)行網(wǎng)格加密處理,其中鋼渣界面處初始網(wǎng)格尺寸為5 mm,網(wǎng)格增長(zhǎng)率為1.5,網(wǎng)格數(shù)目約8.6×105。鋼包幾何模型和網(wǎng)格劃分示意圖見圖2。數(shù)值模擬所用物性參數(shù)列于表1中,其中氣泡初始尺寸范圍為0.2～5.0 mm,氣泡平均尺寸為2.5 mm[7]。單孔吹氬(G1)、雙孔等流量吹氬(G2)和雙孔差流量單孔吹氬(G3)的數(shù)值模擬方案如表2所示。

表1 數(shù)值模擬用物性參數(shù)

表2 實(shí)驗(yàn)方案

(a)鋼包幾何模型 (b)計(jì)算網(wǎng)格劃分

1.5 模型驗(yàn)證

1.5.1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

為分析模擬結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)目的相關(guān)性,在單孔吹氬、吹氬流量180 L/min條件下,對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行整體加密處理,網(wǎng)格數(shù)目分別取5.4×105、6.4×105、7.4×105、8.6×105、9.5×105時(shí),計(jì)算得到透氣磚中心上方沿鋼包高度方向的速度分布如圖3所示。由圖3可知,隨著距鋼包底部透氣磚距離的增加,透氣磚上部流體速度呈先增大后減小的趨勢(shì),這與底吹氬所形成的氣泡羽流分布有關(guān)。氣體通過(guò)透氣磚形成大量小氣泡,透氣磚上部附近的鋼液在氣泡群浮力作用下快速上浮,速度迅速增大;氣泡進(jìn)一步上浮過(guò)程中向四周擴(kuò)散,單位體積內(nèi)流體所受浮力作用減弱,上浮速度也隨之降低;在靠近熔池液面位置,氣泡羽流沖擊液渣層后動(dòng)量衰減并轉(zhuǎn)為表面流動(dòng),速度進(jìn)一步降低。不同網(wǎng)格數(shù)量下,流體速度分布計(jì)算結(jié)果基本一致,未顯示出較大的差異性。為減少模型計(jì)算工作量,同時(shí)保證一定的計(jì)算精度,本文采用的網(wǎng)格數(shù)目為8.6×105。

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)目下透氣磚中心處沿鋼包高度方向的速度分布

1.5.2 水模型驗(yàn)證

為進(jìn)一步驗(yàn)證該數(shù)學(xué)模型的可靠性,基于相似原理,采用1∶5比例的水模型研究單孔吹氬條件下鋼渣界面波動(dòng)行為。采用Image J軟件對(duì)水模型實(shí)驗(yàn)得到的圖片進(jìn)行處理,利用像素法計(jì)算得到渣眼面積大小。當(dāng)吹氬流量為180 L/min時(shí),由水模型實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬計(jì)算得到的典型渣眼形態(tài)如圖4所示,不同吹氬流量下渣眼面積大小對(duì)比如表3所示。

表3 不同吹氬流量下數(shù)值模擬和水模型實(shí)驗(yàn)渣眼面積對(duì)比

(a)數(shù)值模擬 (b)水模型實(shí)驗(yàn)

由圖4可知,在底吹氬形成氣泡羽流的沖擊作用下,熔池液面渣層被上升流股沖開,渣眼邊緣的底部渣層增厚,并在涌動(dòng)鋼液的帶動(dòng)作用下向四周擴(kuò)展,鋼液裸露,形成圓形渣眼。結(jié)合表3可知,隨著吹氬流量的增大,渣眼面積逐漸增加。對(duì)比不同吹氬流量下的渣眼面積大小可知,數(shù)值模擬結(jié)果與水模型實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致,誤差處在3.90%～9.26%之間,所建模型的可靠性和準(zhǔn)確性得到驗(yàn)證。

2 結(jié)果與討論

2.1 鋼包內(nèi)流場(chǎng)典型分布

圖5為總吹氬流量為240 L/min,不同吹氬模式下鋼包內(nèi)典型的氣泡分布、速度分布、鋼渣界面波動(dòng)和湍動(dòng)能分布,截面位置為與X軸平行的過(guò)透氣磚中心的XZ截面。

圖5 不同吹氬模式下鋼包內(nèi)典型流場(chǎng)

由圖5可知,底吹氬鋼包內(nèi),氣泡從透氣磚表面逸出進(jìn)入熔池后逐漸向四周擴(kuò)散,形成倒錐狀的氣泡羽流區(qū),帶動(dòng)周圍鋼液上浮。受氣泡羽流區(qū)外側(cè)低速鋼液阻滯作用的影響,上升流速度從氣泡羽流區(qū)中心向兩側(cè)逐漸降低,并在沖擊液面渣層后推動(dòng)渣層向四周擴(kuò)展,形成鼓包區(qū)或渣眼,并在此處造成較大湍動(dòng)能;隨后上升流轉(zhuǎn)變?yōu)樗搅?并在鋼渣界面底部形成以氣泡羽流為中心的渦流區(qū)。渦流區(qū)不僅能促使隨氣泡上浮至液面的夾雜物被液渣捕獲去除,還能加強(qiáng)鋼渣界面?zhèn)髻|(zhì),加快精煉反應(yīng)。

對(duì)比不同吹氬模式下鋼包內(nèi)流場(chǎng)可知,單孔吹氬雖然能在鋼包內(nèi)形成局部大環(huán)流,但由于湍流耗散使得環(huán)流的遠(yuǎn)端速度較低,對(duì)此處鋼液的攪拌帶動(dòng)作用較弱;相比于雙孔吹氬,由于單孔吹氬位置和數(shù)目限制,渣層易被吹開,卷渣概率較大。雙孔等流量吹氬模式下,鋼包內(nèi)鋼液流動(dòng)更活躍,鋼液上升流股速度小,對(duì)渣層的沖擊力弱,鋼渣界面相對(duì)穩(wěn)定;然而,雙孔吹氬所形成的氣泡羽流在鋼包上部相互碰撞,耗散底吹氬的驅(qū)動(dòng)能,使得兩上升流股之間存在流動(dòng)不活躍區(qū)。雙孔差流量吹氬時(shí),吹氬流量的差異使得鋼包內(nèi)形成一強(qiáng)一弱兩個(gè)上升流股,強(qiáng)流股可用于攪拌鋼液,弱流股則有利于夾雜物的上浮去除,兩者功能相互補(bǔ)充;同時(shí),兩流股的動(dòng)量差異會(huì)造成強(qiáng)流股吸引弱流股的現(xiàn)象,有助于減小雙流股之間的流動(dòng)不活躍區(qū)。

2.2 鋼包內(nèi)速度和湍動(dòng)能分布

不同吹氬模式下,吹氬流量對(duì)鋼液速度分布的影響如圖6和圖7所示,吹氬流量對(duì)鋼液湍動(dòng)能分布的影響如圖8和圖9所示,其中截面位置為與X軸平行過(guò)透氣磚中心的XZ截面,曲線位置為截面內(nèi)Z=2.0 m 高度位置處。

圖6 不同吹氬模式下鋼包內(nèi)速度分布

(a)G1 (b)G2 (c)G3

圖8 不同吹氬模式下鋼包內(nèi)湍動(dòng)能分布

(a)G1 (b)G2 (c)G3

由圖6和圖7可知,受氣泡羽流空間分布的影響,透氣磚上方鋼液速度呈現(xiàn)中間高兩邊低的正態(tài)分布規(guī)律。隨著吹氬流量的增大,氣泡羽流中氣泡數(shù)目增多,在浮力驅(qū)動(dòng)作用下鋼液速度逐漸增大。不同吹氬模式下鋼包內(nèi)鋼液速度分布呈現(xiàn)出較大差異性。吹氬流量相同時(shí),單孔吹氬模式下鋼液上浮速度最大,雙孔差流量吹氬中強(qiáng)流股上浮速度其次,雙孔等流量吹氬中上升流股鋼液速度最低。吹氬流量為240 L/min時(shí),單孔吹氬、雙孔等流量吹氬和雙孔差流量吹氬中鋼液上升流股最大速度分別達(dá)到2.25、1.49、1.70 m/s,表明鋼液上浮的動(dòng)能與氣泡浮力密切相關(guān),大吹氬流量下形成更多氣泡上浮做功,充分?jǐn)嚢桎撘骸?/p>

由圖8和圖9可知,鋼液湍動(dòng)能分布與鋼液速度分布存在較大的相關(guān)性,兩者變化規(guī)律基本一致。從分布對(duì)稱性上看,單孔吹氬模式下,低吹氬流量時(shí)流股兩側(cè)湍動(dòng)能分布較為對(duì)稱;隨著吹氬流量的增大,流股中心右側(cè)湍動(dòng)能明顯較大,這與氣泡羽流的附壁效應(yīng)有關(guān)。當(dāng)鋼液上升流股速度加快時(shí),流股與壁面間的壓力減小,使得氣泡羽流向壁面靠近;大吹氬流量下氣泡羽流中氣泡數(shù)目增多,氣泡擴(kuò)散過(guò)程中受到的壁面阻滯作用增大;受壁面摩擦作用的影響,上升流股在靠近壁面一側(cè)形成較大的湍動(dòng)能。該氣泡附壁效應(yīng)不僅消耗底吹氬的攪拌驅(qū)動(dòng)能,還會(huì)導(dǎo)致底吹氣泡帶動(dòng)鋼液沖刷壁面內(nèi)襯,造成鋼包局部應(yīng)力集中,降低鋼包的使用壽命和安全性。

2.3 鋼渣界面速度分布和渣眼面積

底吹氬鋼包中鋼渣界面行為的合理性十分重要,弱攪拌下需確保鋼渣界面穩(wěn)定,抑制頂渣卷混、二次氧化,強(qiáng)攪拌下則要避免熔池液面渣層被大面積吹開。不同吹氬模式下,吹氬流量對(duì)鋼渣界面速度分布和渣眼面積的影響分別如圖10和圖11所示。

圖10 不同吹氬模式下鋼渣界面速度分布

圖11 不同吹氬模式下渣眼面積

由圖10可知,3種吹氬模式下鋼渣界面速度隨吹氬流量的變化趨勢(shì)基本一致,均隨吹氬流量增大而逐漸加快;當(dāng)吹氬流量相同時(shí),單孔吹氬模式下鋼渣界面速度和流動(dòng)不活躍范圍最大,可能導(dǎo)致渣眼遠(yuǎn)端低流速區(qū)渣層冷凝結(jié)殼,影響精煉效果;雙孔等流量吹氬下規(guī)律則相反,鋼渣界面最大速度位于渣眼邊緣鼓包的底部區(qū),說(shuō)明此處易受鋼液剪切,發(fā)生卷渣。

鋼包底吹氬對(duì)鋼渣界面?zhèn)髻|(zhì)的促進(jìn)作用主要體現(xiàn)在兩個(gè)方面:①底吹氬鋼包內(nèi)熔池循環(huán)流動(dòng)加快,鋼渣界面流動(dòng)速度增大;②鋼渣界面的活躍流動(dòng)范圍增大。對(duì)于單孔吹氬模式,低吹氬流量下鋼渣界面速度較小,活躍流動(dòng)范圍較大,這對(duì)鋼渣界面?zhèn)髻|(zhì)具有一定的促進(jìn)作用;隨著吹氬流量增大,熔池內(nèi)循環(huán)流動(dòng)加快,鋼渣界面最大速度增加,而活躍流動(dòng)范圍減小。雙孔等流量吹氬模式下,鋼渣界面最大速度和活躍流動(dòng)范圍均隨吹氬流量的增大而增加,此時(shí)大吹氬流量更有利于鋼渣界面反應(yīng)。而雙孔差流量吹氬模式下,強(qiáng)流股能快速攪拌鋼液,弱流股使得鋼渣界面即便在大吹氬流量時(shí)也能保持一定范圍的活躍流動(dòng)。

由圖11可知,吹氬流量在120～240 L/min范圍,相同吹氬流量下,單孔吹氬所形成的渣眼面積最大。這是因?yàn)榈痛禋辶髁肯略勖娣e主要受上升流股沖擊力的影響,吹氬流量越大,氣泡羽流到達(dá)鋼渣界面后推動(dòng)渣層的作用力越強(qiáng)。當(dāng)吹氬流量超過(guò)240 L/min,雙孔等流量吹氬模式形成的渣眼面積最大,雙孔差流量吹氬所形成的渣眼面積最小。這與透氣磚位置、數(shù)目和吹氬流量大小有關(guān)。大吹氬流量下,單孔吹氬所形成的氣泡羽流由于受壁面限制,對(duì)渣層的驅(qū)動(dòng)力在壁面處大量耗散,使得渣眼面積增長(zhǎng)速率減緩;而雙孔吹氬模式下上升流股分布寬度較窄,受壁面影響相對(duì)較小。

2.4 鋼包壁面剪應(yīng)力分布

不同吹氬模式下鋼包壁面剪應(yīng)力分布如圖12所示?？梢钥闯?同一吹氬模式下,鋼包壁面剪應(yīng)力隨吹氬流量的增大而增大,壁面最大剪應(yīng)力分布在與透氣磚同側(cè)壁面上部和渣層下方。雙孔等流量吹氬模式下,壁面剪應(yīng)力分布范圍明顯增大,壁面存在3處應(yīng)力集中區(qū);雙孔差流量吹氬下壁面剪應(yīng)力集中區(qū)減少,表明壁面剪應(yīng)力分布與鋼包內(nèi)氣泡羽流行為密切相關(guān)。一方面,由于透氣磚布置在鋼包底部偏心位置,底吹氬所形成的氣泡羽流在上升過(guò)程中會(huì)逐漸向臨近的同側(cè)壁面方向擴(kuò)散,帶動(dòng)周圍鋼液沖刷壁面;另一方面,底吹氬在鋼包內(nèi)形成的環(huán)流也會(huì)不斷沖刷壁面,與渣眼距離越近,意味著環(huán)流對(duì)壁面的沖擊作用力越強(qiáng)。

圖12 不同吹氬模式下壁面剪應(yīng)力分布

壁面最大剪應(yīng)力決定了鋼包內(nèi)襯耐材的流動(dòng)侵蝕速率,而剪應(yīng)力位置和面積分布規(guī)律對(duì)鋼包內(nèi)襯耐材的安裝和替換有重要參考意義。圖13為不同吹氬模式下鋼包壁面最大剪應(yīng)力、壁面最大剪應(yīng)力距鋼渣界面距離以及壁面剪應(yīng)力大于1 Pa的區(qū)域面積。

(a)鋼包壁面最大剪應(yīng)力 (b)壁面最大剪應(yīng)力距鋼渣界面距離 (c)壁面剪應(yīng)力大于1 Pa的區(qū)域面積

由圖13可知,整體上來(lái)看,不同吹氬模式下鋼包壁面最大剪應(yīng)力均隨者吹氬流量的增加而增大;單孔吹氬模式下壁面剪應(yīng)力最大,雙孔等流量吹氬模式下剪應(yīng)力最小,并且兩種雙孔吹氬模式下壁面最大剪應(yīng)力大小相近,僅相差1 Pa左右。吹氬流量為120 L/min時(shí),單孔吹氬形成的壁面最大剪應(yīng)力位于距鋼渣界面0.32 m深度處,隨著吹氬流量增大,最大剪應(yīng)力距鋼渣界面距離增加,其中單孔吹氬下最大剪應(yīng)力距鋼渣界面距離增幅最大,雙孔差流量吹氬下該距離變化幅度最小。當(dāng)吹氬流量為400 L/min時(shí),由于單孔吹氬形成的渣眼靠近壁面并形成大量卷渣,導(dǎo)致此處的鋼液環(huán)流發(fā)現(xiàn)顯著變化,使得最大剪應(yīng)力距鋼渣界面距離大幅降低。從壁面剪應(yīng)力面積來(lái)看,不同吹氬流量下,單孔吹氬下壁面剪應(yīng)力面積較小,雙孔等流量吹氬下壁面剪應(yīng)力區(qū)域面積較大;當(dāng)吹氬流量大于240 L/min時(shí),雙孔差流量吹氬下壁面剪應(yīng)力面積隨吹氬流量的增加而減小。由此可見,在縮短混勻時(shí)間、提高精煉效果的前提下[14],雙孔差流量吹氬模式對(duì)鋼包內(nèi)襯耐火材料的流動(dòng)侵蝕作用更小。

3 結(jié)論

1)單孔吹氬模式下,鋼包內(nèi)局部大環(huán)流遠(yuǎn)端流速低,距透氣磚遠(yuǎn)端的鋼渣界面流動(dòng)不活躍,易導(dǎo)致此處渣層冷凝結(jié)殼。雙孔等流量吹氬模式下,當(dāng)吹氬流量較低時(shí),鋼渣界面流動(dòng)活躍,隨著吹氬流量增加,雖然鋼渣界面流速增大,但其流動(dòng)活躍性降低。雙孔差流量吹氬模式下,由于弱流股的攪拌作用,使得鋼渣界面即便在大吹氬流量時(shí)也能維持一定范圍的活躍流動(dòng)。

2)吹氬流量在120～240 L/min范圍,當(dāng)吹氬流量相同時(shí),單孔吹氬所形成的渣眼面積要大于兩種雙孔吹氬模式。而當(dāng)吹氬流量超過(guò)240 L/min,雙孔等流量吹氬形成的渣眼面積最大,雙孔差流量吹氬所形成的渣眼面積最小。

3)對(duì)于3種吹氬模式而言,最大壁面剪應(yīng)力位于與透氣磚同側(cè)壁面上部和渣層下部。單孔吹氬模式下,壁面剪應(yīng)力最大,而壁面剪應(yīng)力面積較小,雙孔等流量吹氬模式下的規(guī)律與之相反;兩種雙孔氬模式下壁面最大剪應(yīng)力大小相近,相差僅在1 Pa左右。綜合考慮各方面因素,雙孔差流量吹氬模式可以在提高鋼液精煉效率的同時(shí),降低鋼包內(nèi)襯耐火材料的流動(dòng)侵蝕。