70 t鋼包底吹氬工藝優(yōu)化的數(shù)理模擬研究

蔣星亮，倪紅衛(wèi)，王社教，張 華，吳 揚(yáng)，董文亮

(1.武漢科技大學(xué) 鋼鐵冶金及資源綜合利用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430081;2.承德建龍?zhí)厥怃撚邢薰荆颖?承德 067201)

鋼包底吹氬工藝操作簡(jiǎn)單、投資費(fèi)用少，可以有效地使鋼液的成分、溫度均勻，促進(jìn)鋼液中的夾雜物上浮，是煉鋼廠的必備工序.國(guó)內(nèi)諸多學(xué)者［1～9］采用水力學(xué)物理模擬和數(shù)值模擬，研究透氣磚布置、吹氬量等工藝參數(shù)對(duì)湍動(dòng)能的分布、混勻效率、夾雜物去除、鋼渣界面行為的影響.周俐等［1］應(yīng)用物理模擬，對(duì)120 t透氣磚的布置方式、吹氬量的大小及鋼液對(duì)鋼包壁的沖刷行為進(jìn)行研究，結(jié)果表明:一定范圍內(nèi)，透氣磚越接近鋼包壁，鋼包的混勻效果越好，同時(shí)，鋼液對(duì)鋼包壁的沖刷作用也越明顯.透氣磚雙孔布置下，透氣磚的徑向夾角越大，湍動(dòng)能損失越小.沈巧珍等［2，3］應(yīng)用物理模擬和數(shù)學(xué)模擬對(duì)100 t和230 t鋼包的透氣磚布置方式、鋼包壁的沖刷效果進(jìn)行研究，結(jié)果表明:雙透氣磚的混勻效果高于單透氣磚，且透氣磚越接近鋼包壁，混勻效果越好.李寶寬等［4］采用VOF模型對(duì)220 t鋼包在不同工藝條件下，鋼液的裸露及鋼渣的噴濺情況進(jìn)行了數(shù)學(xué)模擬.

相對(duì)水模型物理模擬，數(shù)值模擬可以更真實(shí)、全面地反應(yīng)鋼包內(nèi)實(shí)際情況.大多數(shù)模擬研究采用穩(wěn)態(tài)計(jì)算，不能捕捉到氣相、液相和速度隨時(shí)間變化的細(xì)節(jié)，以及示蹤劑在鋼包內(nèi)的濃度變化過(guò)程.同時(shí)，對(duì)鋼包內(nèi)“死區(qū)”的分布情況研究較少［8，9］.本文針對(duì)承德建龍?zhí)厥怃撚邢薰緹掍搹S70 t的鋼包，建立三維非穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型，研究吹氬量、透氣磚布置對(duì)鋼包流場(chǎng)、混勻效率和“死區(qū)”分布情況的影響，提出優(yōu)化的工藝參數(shù)，并進(jìn)行水力學(xué)物理模擬驗(yàn)證.

1 研究方法

1.1 現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)條件

承鋼鋼包容量70 t，鋼包壁傾角4(°)，鋼包深度3 110 mm，鋼水深度2 310 mm，熔池底部直徑2 120 mm，采用單透氣磚在鋼包底部0.4 R偏心布置，吹氬量(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)200 L/min.透氣磚的噴吹面積0.032 m2，鋼包結(jié)構(gòu)如圖1所示.

圖1 鋼包結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Geometry model of the ladle

1.2 數(shù)值模擬

本文多相流模型采用歐拉模型進(jìn)行數(shù)值模擬，由于熔池內(nèi)部存在復(fù)雜的運(yùn)動(dòng)過(guò)程，模型建立時(shí)，基于下列假設(shè):(1)氣、液兩相均為穩(wěn)定不可壓縮的黏性流體;(2)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，不發(fā)生任何化學(xué)反應(yīng);(3)氣泡為同一直徑的剛性球體，直徑大小為2 mm;(4)忽略溫度及鋼液濃度對(duì)流場(chǎng)的影響;(5)忽略渣層的影響，視鋼液表面為自由液面.

鋼包內(nèi)鋼液的流動(dòng)、示蹤劑的傳輸過(guò)程均為非穩(wěn)態(tài).描述鋼液三維湍流流動(dòng)的方程包括連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)的k－ε雙方程，描述鋼液中示蹤劑擴(kuò)散的方程為湍流傳質(zhì)方程［10］.

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)1∶1的鋼包尺寸建立數(shù)學(xué)模型，采用CFD商業(yè)軟件對(duì)模型求解.為保證計(jì)算的準(zhǔn)確性，鋼包模型采用正六面體劃分網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)約1.1×105.鋼包頂部為壓力出口邊界，忽略鋼包頂渣對(duì)鋼包流場(chǎng)的影響;氬氣入口邊界為速度入口;鋼包壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理.

計(jì)算的收斂標(biāo)準(zhǔn)為殘差曲線(xiàn)變化小于10－4.整個(gè)計(jì)算主要分兩步:(1)鋼液流場(chǎng)的非穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬計(jì)算;(2)當(dāng)流場(chǎng)穩(wěn)定后，加入示蹤劑，計(jì)算混勻時(shí)間.其中，時(shí)間步長(zhǎng)為0.005 s，流場(chǎng)的計(jì)算時(shí)間不小于45 s.

1.3 物理模擬

采用水力學(xué)物理模型模擬70 t鋼包底吹氬工藝.實(shí)驗(yàn)中，為使模型與原型體系內(nèi)流體的動(dòng)力學(xué)相似，需保證模型與原型的修正佛魯?shù)聹?zhǔn)數(shù)相等:

采用水模擬鋼液，空氣模擬氬氣，水力學(xué)模型與原型的相似比為1∶3.經(jīng)計(jì)算，實(shí)驗(yàn)中的模型吹氣量Qm與現(xiàn)場(chǎng)吹氬量關(guān)系如式(2)所示.

混勻時(shí)間采用“刺激－響應(yīng)”的實(shí)驗(yàn)技術(shù)來(lái)測(cè)定［11］.重復(fù)測(cè)量所需數(shù)據(jù) 2～3次，并取平均值.水模型實(shí)驗(yàn)裝置示意圖如圖2所示.

1.4 研究方案

本文選擇9種透氣磚布置方式進(jìn)行研究，即在鋼包底部0.4 R、0.5 R、0.6 R偏心位置，進(jìn)行單透氣磚、雙透氣磚180(°)和90(°)布置，如圖3所示.

實(shí)驗(yàn)中吹氬量及流體的物性參數(shù)如表1、表2所示.

圖2 水模型實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of the water model

圖3 鋼包底部透氣磚布置方案示意圖Fig.3 Schematic diagram of arrangement of the porous plugs in bottom of the ladle

表1 實(shí)驗(yàn)中吹氬氣量Table 1 Flux of argon gas in the experiment

表2 計(jì)算中流體的物性參數(shù)Table 2 Physical properties and operating parameters of fluid in the numerical simulation

2 研究結(jié)果與分析

2.1 鋼包內(nèi)鋼液流場(chǎng)

單透氣磚、雙透氣磚 180(°)和 90(°)包底0.5 R布置下，吹氬量(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)200 L/min時(shí)，鋼包內(nèi)流場(chǎng)隨時(shí)間的變化如圖4所示.

由圖4可見(jiàn)，鋼包底吹氬過(guò)程中，氣體由透氣磚進(jìn)入鋼包，產(chǎn)生大量的彌散型氣泡，并向上運(yùn)動(dòng)，形成“氣柱”.t=2.1 s時(shí)，氣泡到達(dá)鋼液表面.受氣泡向上運(yùn)動(dòng)的影響，“氣柱”附近鋼液向上流動(dòng)，到達(dá)液面后，鋼液流向四周，并在鋼包壁附近形成下降流，流向包底，最終到達(dá)“氣柱”附近，形成環(huán)流.

鋼包采用單透氣磚布置，t=12 s時(shí)，鋼包流場(chǎng)基本達(dá)到穩(wěn)定，采用雙透氣磚180(°)和90(°)布置，t=10 s時(shí)，鋼包流場(chǎng)基本達(dá)到穩(wěn)定.相比單透氣磚布置，鋼包采用雙透氣磚180(°)和90(°)布置時(shí)，透氣磚中氣泡的入口速度較小，但鋼包內(nèi)氣泡運(yùn)動(dòng)影響的區(qū)域較大，鋼液速度分布均勻.熔池內(nèi)流場(chǎng)到達(dá)穩(wěn)定的時(shí)間較短.同時(shí)，由于在熔池內(nèi)產(chǎn)生兩個(gè)“氣柱”，“氣柱”之間的鋼液流動(dòng)并發(fā)生碰撞，造成湍動(dòng)能大量損失，鋼液流動(dòng)速度降低，易形成低流速區(qū)(即“死區(qū)”).

圖4 透氣磚不同布置方式下鋼包的流場(chǎng)Fig.4 Flow pattern in different location of the porous plug

2.2 混勻時(shí)間

透氣磚在不同的布置方式下，計(jì)算所得的混勻時(shí)間與吹氬量的關(guān)系如圖5所示.

由圖5可知，隨吹氬量增加，示蹤劑的混勻時(shí)間逐漸減小.單透氣磚布置，吹氬量(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)超過(guò)200 L/min，雙透氣磚180(°)和90(°)布置，吹氬量超過(guò)250 L/min時(shí)，混勻時(shí)間變化不明顯，相當(dāng)一部分能量用于液面翻滾和隆起.在一定范圍內(nèi)，透氣磚在0.4 R、0.5 R、0.6 R布置，熔池的混勻效率依次提高.

吹氬量(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)200 L/min，單透氣磚包底0.4 R、0.5 R、0.6 R布置時(shí)，混勻時(shí)間分別為222、109、98 s.吹氬量(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)250 L/min，雙透氣磚180(°)包底0.4 R、0.5 R、0.6 R 布置時(shí)，混勻時(shí)間分別為160、105、83 s.相同條件下，雙透氣磚90(°)布置時(shí)，鋼包的混勻時(shí)間均大于雙透氣磚180(°)布置.

2.3 “死區(qū)”

鋼包底吹氬過(guò)程中，鋼液流動(dòng)遲緩、反應(yīng)動(dòng)力學(xué)條件差的區(qū)域稱(chēng)為“死區(qū)”.“死區(qū)”會(huì)延緩鋼液中夾雜物的去除，影響合金成分的混勻，應(yīng)盡量減小.本文設(shè)定鋼液流動(dòng)速度小于0.02 m/s的區(qū)域?yàn)椤八绤^(qū)”.吹氬量200 L/min時(shí)，單透氣磚、雙透氣磚180(°)和90(°)在鋼包底部0.5 R偏心布置下，“死區(qū)”的分布情況如圖6所示.

由圖6可見(jiàn):單透氣磚布置下，“死區(qū)”主要分布在鋼包底部透氣磚的近壁區(qū)和遠(yuǎn)壁區(qū);雙透氣磚180(°)布置下，“死區(qū)”主要分布在鋼包底部的邊緣和透氣磚之間;雙透氣磚90(°)布置下，“死區(qū)”主要分布在透氣磚的近壁區(qū)及透氣磚之間.雙透氣磚布置下，大部分的“死區(qū)”是由于“氣柱”間鋼液相互碰撞，湍動(dòng)能大量損失，鋼液流動(dòng)速度降低所致.不同工況下，“死區(qū)”的計(jì)算結(jié)果如表3.

圖5 透氣磚在不同布置方式下的混勻時(shí)間與吹氬量關(guān)系Fig.5 Relation between gas flow rate and mixing time for the model with porous plug in different arrangements

圖6 透氣磚在各種布置方式下“死區(qū)”的分布情況Fig.6 Distribution of“dead zone”in the ladle with porous plug in different arrangements

由表4可知，隨著吹氬量的增加，氣體攪拌能增大，熔池“死區(qū)”區(qū)域逐漸減小.單透氣磚布置，吹氬量(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)超過(guò)200 L/min，雙透氣磚180(°)和 90(°)布置，吹氬量(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)超過(guò)250 L/min時(shí)，鋼包內(nèi)的“死區(qū)”不再明顯減少.吹氬量(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)超過(guò)200 L/min，雙透氣磚90(°)布置時(shí)，鋼包內(nèi)的“死區(qū)”比例均大于雙透氣磚180(°)布置.

表3 透氣磚不同布置方式下的“死區(qū)”所占比例Table 3 Ratio of the“dead zone”of the ladle with porous plug in different arrangements %

2.4 數(shù)學(xué)模型的驗(yàn)證及工藝優(yōu)化效果

部分?jǐn)?shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與水模型實(shí)驗(yàn)的測(cè)量結(jié)果比較，如圖7所示.

圖7 數(shù)值模擬計(jì)算與水模型實(shí)驗(yàn)的混勻時(shí)間比較Fig.7 Mixture times from the numerical simulation and the water model

由圖7可見(jiàn)，數(shù)值模擬計(jì)算的混勻時(shí)間與水模型實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致.

綜合鋼包流場(chǎng)、吹氬量、混勻時(shí)間和“死區(qū)”分布情況考慮，70 t鋼包底吹氬的優(yōu)化工藝為:(1)單透氣磚在鋼包底部0.6 R偏心布置，吹氬量(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)200 L/min，熔池的混勻時(shí)間減少55.8%，“死區(qū)”比例減小 6%;(2)雙透氣磚180(°)在鋼包底部0.5 R或0.6 R偏心布置，吹氬量(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)250 L/min，混勻時(shí)間分別減少52.7%、62.6%，“死區(qū)”比例分別減小21.5%、8.8%.

3 結(jié)論

(1)單透氣磚布置，吹氬量(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)超過(guò)200 L/min，雙透氣磚 180(°)和 90(°)布置，吹氬量(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)超過(guò)250 L/min時(shí)，混勻時(shí)間和“死區(qū)”變化均不明顯，增加的氬氣能量主要用于液面的翻滾和隆起.其中，雙透氣磚90(°)布置時(shí)，與雙透氣磚180(°)布置相比，混勻時(shí)間較長(zhǎng)，“死區(qū)”比例較大.

(2)70 t鋼包底吹氬的優(yōu)化工藝可為單透氣磚包底 0.6R布置，吹氬量(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)200 L/min，或雙透氣磚180(°)包底 0.5 R、0.6 R布置，吹氬量(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)250 L/min，與原工藝相比，混勻時(shí)間明顯減少，“死區(qū)”比例顯著降低.

［1］周俐，戴偉，曹成虎.120 t鋼包底吹氬工藝水模型研究［J］.特殊鋼，2012，33(4):6 －9.

(Zhou Li，Dai Wei，Cao Chenghu.A study on water model for 120 t ladle bottom argon blowing process［J］.Special Steel，2012，33(4):6 －9.)

［2］陽(yáng)方，沈巧珍，彭琦.100 t鋼包底吹氬工藝優(yōu)化研究［J］.過(guò)程工程學(xué)報(bào)，2010(10):108－112.

(Yang Fang，Shen Qiaozhen，Peng Qi.Study on optimization of bottom blowing argon processing in a 100 t LF［J］.The Chinese Journal of Processing Engineering，2010(10):108－112.)

［3］馬駿，沈巧珍，陽(yáng)方.底吹氬鋼包內(nèi)三維流場(chǎng)的數(shù)值模擬［J］.武漢科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2010，33(2):125 －127.

(Ma Jun，Shen Qiaozhen，Yang Fang.Numerical simulation of 3－dimensional flow field of the bottom argon blowing ladle［J］.Journal of Wuhan University of Science and Technology，2010，33(2):125 －127.)

［4］ Li Baokuan，Yin Hongbin，Zhou Chen Q.et al.Modeling of three－phase flows and behavior of slag/steel interface in argon gas stirred ladle［J］.ISIJ International，2008，48(12):1704－1711.

［5］倪冰，狄瞻霞，羅志國(guó).底吹氬鋼包內(nèi)鋼液流動(dòng)和混合數(shù)值模擬的應(yīng)用［J］.煉鋼，2008，24(4):41－42.

(Ni Bing，Di Zhanxia，Luo Zhiguo.Mathematical simulation on fluid flowing and mixing in bottom argon blown ladle［J］.Steelmaking ，2008，24(4):41 －42.)

［6］張江山，李京社，楊靜波.底吹鋼包三相流的數(shù)值模擬［J］.過(guò)程工程學(xué)報(bào)，2012，12(6):946－950.

(ZhangJiangshan， Li Jingshe， Yangjingbo. Numerical simulation of three－phase fluid ina bottom －blown steelmaking ladle［J］.The Chinese Journal of Processing Engineering，2012，12(6):946 －950.)

［7］劉詩(shī)薇.LF爐鋼包流場(chǎng)優(yōu)化模擬研究［D］.沈陽(yáng):東北大學(xué)，2009:47－59.

(Liu shiwei.Study on flow field optimization of ladle furnace［D］.Shenyang:Northeastern University，2009:47－59.)

［8］趙新凱.40 tLF鋼包吹氬攪拌及出鋼操作的數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究［D］.鞍山:遼寧科技大學(xué)，2007:60－66.

(Zhao Xinkai.The study ofwaterexperimentand mathematical simulation of 40 t LF stirring［D］.Anshan:University of Science and Technology Liaoning，2007:60－66.)

［9］王寧峰，李曉紅，賈紅光.70t鋼包單吹氬流場(chǎng)數(shù)值模擬［J］.機(jī)械工程師，2012(10):44－45.

(Wang Ningfeng，Li Xiaohong，Jia Hongguang.Flow field numerical simulation of 70 t ladle bottom blowing argon ［J］.Mechanical Engineer，2012(10):44 －45.)

［10］倪冰，狄瞻霞，羅志國(guó).底吹氬鋼包內(nèi)鋼液流動(dòng)和混合數(shù)值模擬的應(yīng)用［J］.煉鋼，2008，24(4):40－41.

(Ni Bing，Di Zhanxia，Luo Zhiguo.Mathematical simulation on fluid flowing and mixing in bottom argon blow ladle［J］.Steelmaking ，2008，24(4):40 －41.)

［11］干勇，仇圣桃，蕭澤強(qiáng).連續(xù)鑄鋼過(guò)程數(shù)學(xué)物理模擬［M］.北京:冶金工業(yè)出版，2001:50－74.

(Gan Yong，Qiu Shengtao，Xiao zeqiang.Mathematical and physical simulation of continuous casting process［M］.Beijing:Metallurgical industry press，2001:50 －74.)