青鋼KR法脫硫流場和顆粒分布影響的數值模擬

金文超，楊世山，劉斯文，朱珉，逯偉，張海濤

（1北京科技大學冶金與生態(tài)工程學院，北京 100083；2青島特殊鋼鐵有限公司煉鋼廠，山東青島 260043）

青鋼KR法脫硫流場和顆粒分布影響的數值模擬

金文超1，楊世山1，劉斯文1，朱珉2，逯偉2，張海濤2

（1北京科技大學冶金與生態(tài)工程學院，北京 100083；2青島特殊鋼鐵有限公司煉鋼廠，山東青島 260043）

使用Fluent軟件對青鋼KR攪拌脫硫進行數值模擬，分析攪拌頭插入深度和直徑對鐵水罐內流場和顆粒分布的影響。結果表明，插入深度不宜過淺和過深，否則影響到流場的整體速度分布和顆粒的均勻分布，以750～900 mm較為適宜。攪拌頭直徑過小，流場速度低，顆粒不能分散或者不能完全分散，過大混合效果提升有限，也會使顆粒分散不均勻，增加耐火材料和動力消耗，頂部直徑保持在1 180～1 280 mm比較合適。

KR攪拌脫硫；插入深度；攪拌頭直徑；流場；顆粒分布；數值模擬

1 前言

鐵水預處理脫硫因其具有減輕高爐和轉爐脫硫負擔、降低成本等優(yōu)勢，已成為現代鋼鐵工業(yè)不可缺少的工序。KR攪拌法和噴吹法是鐵水預處理脫硫最常用的兩種方法。與噴吹法相比，KR法在動力學條件、深脫硫、生產成本等方面優(yōu)勢突出，具有穩(wěn)定、高效的脫硫能力。

KR法主要是將攪拌頭插入一定深度的鐵水罐內進行旋轉，旋轉產生的漩渦帶動脫硫劑與鐵水接觸發(fā)生反應，從而達到脫硫的目的。為了提高KR法的脫硫效率，奚超超［1］通過數值模擬對KR攪拌脫硫鐵水罐內的流場進行了優(yōu)化研究。Shao Pin［2］通過水模型和模擬對比驗證數值模擬的準確性，并研究了插入深度和攪拌轉速對渦漩深度、湍動能和混勻時間的影響。程新德等［3］通過加入少量顆粒研究顆粒在流場中的運動軌跡。李志杰等［4］在青鋼新廠區(qū)投產前對KR攪拌脫硫進行了初步的數值模擬，研究了100 t鐵水罐標準攪拌頭脫硫時攪拌轉速對鐵水速度場、死區(qū)大小、湍動能和渦漩深度的影響。2016年底青鋼新廠區(qū)投產，本研究在文獻［4］研究的基礎上，通過建立青鋼現場實際尺寸模型，采用Fluent CFD軟件分析不同攪拌頭插入深度（攪拌頭頂部到鐵水原始液面的距離）和攪拌頭直徑對流場和顆粒分布的影響。

2 數值模擬

2.1 模型建立與網格劃分

通過建立實際的鐵水罐和攪拌頭尺寸數據進行模擬。青鋼新廠區(qū)110 t鐵水罐上口直徑3 000mm，底部直徑2 700 mm，高度3 400 mm。KR脫硫站使用倒十字型攪拌頭（4槳葉），頂部比底部略大，尺寸數據如圖1所示。

圖1 青鋼KR脫硫攪拌頭實際尺寸

設定了5個尺寸的攪拌頭，槳葉高度850 mm、頂部寬度400 mm、底部寬度340 mm保持不變，變化的是攪拌頭直徑，尺寸如表1所示。其中Ⅲ型攪拌頭尺寸為青鋼攪拌頭的實際尺寸。

表1 攪拌頭直徑尺寸變化方案

根據鐵水罐以及攪拌頭的尺寸，使用ICEM CFD軟件進行幾何模型創(chuàng)建和網格劃分。對幾何模型的網格劃分采用結構化六面體網格，如圖2所示，網格數量約為16萬個。

圖2 幾何模型的網格劃分

采用控制變量法，針對攪拌頭插入深度（攪拌頭頂部到鐵水原始液面的距離）和攪拌頭直徑兩個變量，設定其中一個變量不變，研究另一個變量對流場和顆粒分布的影響。設定的方案如表2所示。

表2 攪拌頭數值模擬方案

2.2 控制方程

采用VOF模型和DPM模型對KR攪拌法的流場和顆粒分布進行模擬，所用到的基本方程如下。

1）連續(xù)性方程（質量守恒方程）：

2）動量守恒方程：

3）湍流動能方程（k方程）：

4）耗散方程（ε方程）：

5）DPM模型控制方程：

2.3 軟件應用及參數設置

使用Fluent軟件進行數值模擬。中心攪拌，轉速120 r/min。鐵水原始高度2 700 mm，氣相為空氣，密度1.225 kg/m3，黏度1.789 4×10-5kg/（m·s）；液相為鐵水，密度7 800 kg/m3，黏度0.007 kg/（m·s）；固體顆粒為CaO顆粒，密度1 100 kg/m3，直徑0.5 mm，初始投放位置為鐵水液面，為了便于肉眼平面觀察，投放數量設置為1 000個。

鐵水罐頂部設置為壓力出口，鐵水罐壁、底面以及攪拌頭和攪拌軸表面設置為Wall邊界條件。顆粒碰撞到Wall邊界時采用reflect邊界條件，經過壓力出口時采用escape邊界條件。為了實現攪拌頭的旋轉，在Fluent軟件中采用滑移網格法，將鐵水罐內部分為靜和動兩個區(qū)域，其中靠近攪拌頭附近的圓柱形區(qū)域定義為動區(qū)域，在此區(qū)域設置一定的轉速。靜和動區(qū)域的交界面進行數據傳遞，設為Interface。流體為非定常流動，采用瞬態(tài)計算，速度壓力耦合采用PISO算法，離散格式為一階迎風，殘差收斂值＜10-3，計算時間步長設置為0.01 s，每個時間步長最多迭代20次。

3 結果與分析

3.1 流場與顆粒運動

經過一定時間的攪拌，流場逐漸趨于穩(wěn)定。穩(wěn)定后的流場在z=0（X0Y）豎直截面的速度矢量如圖3所示。從圖中可以看出，在攪拌頭附近存在軸對稱分布的循環(huán)回流，通過攪拌頭的旋轉使攪拌頭附近的流體產生徑向流動，碰到鐵水罐壁之后產生上升和下降兩個流動，又因為重力和壓差使得上升和下降流重新回到攪拌頭附近從而產生循環(huán)，通過這樣的循環(huán)流動達到脫硫劑與流場充分混勻的目的。因為循環(huán)流動很少流到攪拌頭正下方的區(qū)域，所以在這個區(qū)域流場的速度非常低，稱為混勻死區(qū)。混勻死區(qū)流場流動性差導致脫硫劑到達不了死區(qū)，影響這個區(qū)域鐵水的脫硫率，因此混勻死區(qū)應越小越好。

圖3 z=0（X0Y）豎直截面流場的速度矢量（Ⅲ型攪拌頭，H=750 mm）

顆粒隨時間的運動軌跡如圖4所示。一開始平鋪在鐵水液面的顆粒由于攪拌產生漩渦而迅速向攪拌軸靠攏，全部聚集到攪拌軸附近后，結合攪拌頭附近流場的運動，由于攪拌頭旋轉使顆粒隨流場擴散到鐵水罐壁周圍，少部分顆粒開始隨下降流下沉至攪拌頭以下，大部分顆粒隨上升流上升到攪拌頭以上，攪拌頭以上的顆粒又開始重新聚集到攪拌軸附近開始新一輪擴散，并重復這個循環(huán)過程。隨著攪拌時間延長，有越來越多的顆粒從攪拌軸上方卷入到攪拌軸下方，顆粒分布越來越均勻，到一定程度后顆粒在鐵水中的分布情況基本不變。

圖4 顆粒運動軌跡隨攪拌時間的變化（Ⅲ型攪拌頭，H=750 mm）

3.2 插入深度對流場和顆粒分布的影響

z=0截面不同插入深度下的速度云圖如圖5所示。從圖中可以看出，雖然是同一個攪拌轉速，但是由于插入深度不同使得流場的速度分布不盡相同，攪拌軸附近區(qū)域速度最大，然后向四周不斷降低。不同插入深度下的死區(qū)比例如圖6所示。攪拌頭下方的死區(qū)比例隨著插入深度的增加而減少，攪拌頭下部分流場整體速度提高。但是隨著插入深度的增加，攪拌頭上部分靠近攪拌軸區(qū)域的流場速度越來越低，甚至出現＜1.5 m/s的區(qū)域。插入深度為750～900 mm時攪拌頭上方速度為2.5～3 m/s的區(qū)域最大。插入深度過淺會導致混勻死區(qū)過大，過深會導致上部分流場速度不夠，無法帶動脫硫劑顆粒進入鐵水，因此插入深度不宜過淺也不宜過深。

圖5 Ⅲ型攪拌頭z=0截面不同插入深度下的速度云圖

圖6 Ⅲ型攪拌頭不同插入深度下的死區(qū)比例

不同插入深度下的顆粒分布如圖7所示。從圖中可以看出，插入深度為600～1 050 mm時，脫硫劑顆粒能夠完全散開，但分布均勻性有差別。插入深度為600 mm時，顆粒分布不均勻，大部分都集中在攪拌頭上部區(qū)域，且較為集中；750、900 mm時，顆粒分布較為均勻；1 050 mm時有許多顆粒聚集在攪拌頭上方的攪拌軸周圍，且攪拌頭下方顆粒較少。因此攪拌頭插入深度在750～900 mm比較合適。

3.3 攪拌頭直徑對流場和顆粒分布的影響

圖7 Ⅲ型攪拌頭不同插入深度下的顆粒分布

攪拌頭直徑越大，在相同條件下所產生的攪拌功率也越大［6］，因此理論上說會有更好的混合效果。z=0截面不同攪拌頭的速度云圖如圖8所示。從圖中可以看出，攪拌頭直徑越大，流場的整體速度也越大。Ⅰ型攪拌頭流場速度大多集中在1.5～2 m/s區(qū)域，Ⅴ型攪拌頭流場速度大多集中在3～3.5 m/s，整體速度提高接近兩倍。其死區(qū)比例如圖9所示，從圖中可以看出，死區(qū)比例隨著攪拌頭直徑的增大開始急劇減小，后來減小的幅度逐漸變小。攪拌頭直徑太小不容易使流場產生較高的速度，而攪拌頭直徑太大對死區(qū)比例的減小幅度逐漸變小，但會增加攪拌頭耐火材料和動力消耗。因此攪拌頭直徑應當在適當的范圍內。

圖8 H=750 mm時，z=0截面不同攪拌頭的速度云圖

圖9 H=750 mm時，不同攪拌頭的死區(qū)比例

不同攪拌頭的顆粒分布如圖10所示。從圖中可以看出，Ⅰ型攪拌頭由于不能提供很高的流場速度，不能夠帶動顆粒向下擴散，只能夠聚集在漩渦最低處；Ⅱ型攪拌頭部分顆粒聚集在攪拌軸處，已經擴散的顆粒能夠較為均勻地分布；Ⅲ、Ⅳ型攪拌頭能使顆粒均勻分散；Ⅴ型攪拌頭大部分顆粒都分布在攪拌頭上方，下方的顆粒較少。因此攪拌頭以Ⅲ、Ⅳ型為好，頂部直徑保持在1 180～1 280 mm比較合適。

圖10 H=750 mm時，不同攪拌頭直徑下的顆粒分布

4 結論

4.1 攪拌頭插入深度從600 mm增加到1 050 mm，死區(qū)比例逐漸減小，但是攪拌軸上方整體速度也減小；插入深度為750、900 mm時顆粒分布較為均勻，600、1 050 mm時顆粒分布不均勻。攪拌頭插入深度不宜過淺也不宜過深，保持在750～900 mm比較合適。

4.2 攪拌頭直徑由小到大時，所能產生整體速度也增大，從Ⅰ型到Ⅴ型整體速度提高接近兩倍，死區(qū)比例開始急劇減小，后面減小的幅度逐漸變小。攪拌頭過小會使顆粒不完全甚至無法擴散，攪拌頭過大也會使顆粒分散不均勻，且過大的攪拌頭會增加耐火材料和動力消耗，Ⅲ、Ⅳ攪拌頭能使顆粒均勻分散。攪拌頭直徑不宜過小也不宜過大，頂部直徑保持在1 180～1 280 mm比較合適。

［1］奚超超，文光華，劉江，等.KR鐵水脫硫罐內流場優(yōu)化模擬［J］.煉鋼，2016，32（1）：1-5，19.

［2］Shao P,Zhang T A,Liu Y,et al.Numerical Simulation on Fluid Flow in Hot Metal Pretreatment［J］.Journal of Iron&Steel Research,2011，18（S2）：129-134.

［3］程新德，孫江龍，周家健，等.KR法鐵水脫硫的流動數值模擬分析［J］.武漢科技大學學報，2015，38（5）：330-335.

［4］李志杰，張召，楊小光，等.KR法脫硫攪拌轉速對流場影響的數值分析［J］.山東冶金，2016，38（1）：27-30.

［5］Launder B.E,Spalding D.B..Lectures in Mathematical Models of Turbulence［M］.Oxford，London:Academic Press，1972.

［6］歐陽德剛，鄒繼新，蔣揚虎，等.改善KR攪拌脫硫混合特性的理論分析與實踐［J］.武鋼技術，2011，49（5）：14-18.

Numerical Simulation of Effects of Impeller Immersion Depth and Diameter on Flow Fields and Particle Dispersion in KR Stirring Desulfurization in Qingdao Steel

JIN Wenchao1,YANG Shishan1,LIU Siwen1,ZHU Min2,LU Wei2,ZHANG Haitao2
（1 School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China; 2 The Steelmaking Plant of Qingdao Special Steel Co.,Ltd.,Qingdao 260043,China）

Based on Fluent software,numerical simulation on desulfurization with KR stirring was carried out to analyze the effect of impeller immersion depth and diameter on flow field and particle dispersion.The results showed that the immersion of the impeller should be not too deep nor too shallow,otherwise it will have a bad influence on the global velocity of the flow and particle dispersion.It is suitable to maintain the immersion depth at 750-900 mm.An excessively small diameter of the impeller will make low-velocity flow or incomplete particle dispersion.An excessively big diameter of the impeller will make a limited improvement of mixing,uneven particle dispersion,and increasing consumption of refractory and power.It is suitable for the impeller to keep the top diameter at 1 180-1 280 mm.

KR stirring desulfurization;immersion depth;impeller diameter;flow field;particle dispersion;numerical simulation

TG142.1

A

1004-4620（2017）02-0031-04

2016-12-14

金文超，男，1992年生，北京科技大學冶金與生態(tài)工程學院冶金工程專業(yè)2014級碩士研究生，研究方向為鐵水預處理、冶金數值模擬與過程控制等。