底吹氬鋼包內三維流場的數值模擬

馬 駿,沈巧珍,陽 方,李光強

(1.武漢科技大學材料與冶金學院,湖北武漢,430081;2.酒泉鋼鐵(集團)有限責任公司不銹鋼廠,甘肅酒泉,735000)

在底吹氬精煉過程中,透氣元件的布置個數、方式和噴吹氣量的選擇決定了吹氬攪拌的效果,從而影響鋼液的質量。近年來,對于底吹氬精煉過程的數值模擬技術發展較快[1-4],并成為優化吹氬工藝的重要研究手段。某鋼廠CSP生產線230 t鋼包底吹氬精煉在實際生產中主要存在的問題是:在噴吹過程中,攪拌狀況下的鋼液對渣線磚區域的包壁造成強烈的沖刷與腐蝕,嚴重地影響到鋼液的純凈度和鋼包的使用壽命,繼而影響到生產的正常有序進行。為此,本文以該鋼包內的鋼液流動和湍動能分布為研究對象,采用商業Phoenics軟件計算不同透氣元件的布置個數、方式和噴吹氣量條件下鋼包內鋼液的三維流場,并針對現場的實際情況,通過計算確定了合理的透氣元件布置方式和工藝參數。

1 數學模型描述

1.1 控制方程

底吹氬鋼包內的鋼液為三維穩態下的不可壓縮流體,描述鋼液流動的基本微分方程[5]如下:

(1)連續性方程為

(2)動量方程為

(3)湍流動能k方程為

(4)湍流動能耗散率ε方程為

式中:ρ為流體密度,kg/m3;p為壓力,Pa;μeff為有效黏度,Pa·s;Fi為體積力,N/m3,在鋼包吹氣狀態下其中,α為氣液兩相區的氣相分率;ε為湍流動能耗散率,m2/s3;C1、C2、σk、σε分別為經驗常數;u為速度,m/s;k為湍動能,m2/+ρCμk2/ε;Cμ為經驗常數。

1.2 初始和邊界條件

(1)初始條件。初始時刻,熔池內充滿靜止的液體。即:

式中:α為氣液兩相區的氣相分率;β為氣液兩相區液相分率。

(2)邊界條件。流體的自由面為光滑的水平面,無剪切應力存在;入口與出口處的速度分布是均勻的;近壁處平行于壁面流速和湍流特征參數采用壁函數[5]。

1.3 數值求解

計算空間在三維方向上劃分為47×46×44個網格,整個計算體系的方程組由Simp le算法[6]進行求解。

2 模擬計算

在現場生產中,鋼包底部為0.5R單個透氣元件吹氬,實驗中在原鋼包底部沿直徑方向選擇不同位置安裝透氣元件,透氣磚中心到包底中心間距分別為0.5R、0.6R、0.7R的單孔噴吹和0.6R-β、0.7R-β的雙孔噴吹。模擬計算方案如表1所示。

表1 模擬計算方案Table 1 Calculation scheme

3 結果與分析

3.1 鋼包底吹氬流場的基本特征

圖1為鋼包底吹氬流場的基本特征。在底吹氬的鋼包內,對于氣相而言,進入熔池的氣體沿噴嘴壁生成許多大小不同的氣泡,同時帶動周圍的液體向上運動。在上浮的過程中,氣相區形成逐漸擴張的倒錐形區域(見圖1(a));對于液相而言,在氣泡浮力的帶動下向上運動,當氣液兩相區發展到液面后,氣體逸出熔池,液體被驅向包壁流動,形成近包壁處的下降流,最后經側向旋回流回歸氣液兩相區,形成了熔池內部的循環流動(見圖1(b))。

圖1 鋼包底吹氬流場的基本特征Fig.1 Basic characteristics of the flow field of LFargon blowing

3.2 單噴嘴噴吹流場的分析

圖2 單噴嘴噴吹的液體流場的基本特征Fig.2 Basic characteristics of the flow field of single nozzel

圖2為在較小氣量下單吹時不同噴嘴位置的液相流場圖。由圖2可看出,氣液兩相區中心線的速度最快,沿徑向速度逐漸變慢,在回旋中心或附近速度為0。鋼包中形成一種以兩相區軸線為基礎的三維循環流[7]。鋼包中在氣泡柱靠包壁一側形成沿氣泡柱表面上升而沿包壁下降的、范圍較小而流速較快的循環流動區(簡稱小循環區)。氣泡柱靠鋼包中心一側發展為向鋼包中心回流的范圍較大但速度較慢的循環流動區(簡稱大循環區)。隨著噴吹半徑的增大,兩相區向近噴嘴的包壁一側傾斜。在大循環區,流體流動方向隨著噴嘴向包壁靠近,噴吹半徑的增大而逐漸由縱向旋回運動向橫向旋回運動轉變。這一轉變導致包內液體的循環回路變長,速度梯度減小,但切向速度明顯增加,對熔池內的混合過程有很大的增強作用,從而使鋼液混勻時間縮短。

3.3 雙噴嘴對稱噴吹流場的分析

圖3為雙噴嘴對稱噴吹流場的基本特征。由圖3可看出,采用雙噴嘴對稱噴吹時,熔池內流場的流動狀態有了明顯的改善,熔池內的死區明顯減少,對稱分布的噴嘴使得鋼液混合更加均勻,混勻的效果要明顯優于單吹。

圖3 雙噴嘴對稱噴吹流場的基本特征Fig.3 Basic characteristics of the flow f ield of double nozzels

計算結果表明,不同噴嘴布置的流場都有4個循環區。在熔池液面有2個氣液兩相區分離出來的液體:一部分受氣泡柱驅動向包壁流動,撞擊到包壁發展為沿包壁的下降流,并最終回歸氣液兩相區,進一步發展成為2個近包壁的循環區(簡稱包壁循環區);另一部分液體向鋼包的中心運動,2個水平流股的相互作用促成了中軸線附近的下降流,下降流再經過側向旋回區回歸到氣液兩相區,進一步發展成為2個近中軸線的循環區(簡稱中央循環區)。中央循環區的攪拌由2個氣柱共同作用而承擔著主要的鋼液混勻工作。隨著噴吹半徑的增大,2個流向中心的水平流股對撞減小,湍動能的損失減少,攪拌良好的中央循環區的范圍擴大,鋼液混勻效果增強,混勻時間縮短,0.6R和0.7R對稱噴吹的鋼液混勻效果都比較理想。

3.4 不同噴吹流量對鋼液攪拌混勻的影響

圖4 包底處湍動能分布曲線(0.7R-β)Fig.4 Kinetic energy distribution curvesat the LF’s bottom(0.7R-β)

在3種不同吹氣量條件下,對0.7R-β布置方式進行模擬計算。圖4為噴吹流量分別為0.3、1.0、1.7 m3/h時鋼包底部兩噴嘴所在直徑上的湍動能變化曲線。每一條曲線下部都有3段湍動能值接近或等于0的曲線(稱為滯流曲線),曲線上集中的點為死區點。由圖4可看出,隨著噴吹流量的增加,死區點減少;液體沿+Z方向的速度增大,攪拌能也增大,鋼液混勻的效果明顯增強。因此,增大吹氣量有利于縮短鋼液混勻時間。

3.5 合理噴吹半徑的確定

雙透氣元件對稱噴吹時,可以通過增加透氣元件間距和增加吹氣量的方法來縮短鋼液混勻時間,但透氣元件間距的增加并非沒有限度。當透氣元件間距增大到靠近包壁并且氣量較大時,會對包壁產生不同程度的沖刷,在損失大量湍動能的同時,也會降低鋼包內襯的使用壽命和鋼液的純凈度。因此,從包壁和內襯沖刷的角度上分析,雙透氣元件噴吹的噴吹半徑需要進一步優化。

在提高吹氣量縮短鋼液混勻時間的同時,又不使其對包壁造成明顯的沖刷,用液面湍動能分布進行分析來比較兩種噴吹半徑對包壁的沖刷情況。當吹氣量較大(Q=1.7 m3/h)時,0.6R-β和0.7R-β噴吹的表面湍動能分布如圖5所示。由圖5可看出,0.7R噴吹的湍動能極大值和湍動能平均值均出現小于0.6R噴吹時的情形,表明0.7R噴吹的有效攪拌強度低于0.6R噴吹時攪拌強度;另外,雙吹的湍動能值從圓形中心深色區域(湍動能極大值)向四周逐漸減小至邊緣深色區域(湍動能極小值)。

噴吹半徑為0.6R時,從極大值到極小值均過渡均勻,兩個湍動能集中區呈圓形分布,包壁對氣液兩相區發展的制約不明顯,因此液體對包壁的沖刷不明顯,可近似忽略。而噴吹半徑為0.7R時,從湍動能極大值到極小值的過渡并不均勻,兩個湍動能集中區在靠近包壁處呈橢圓形分布,表明液體對包壁的沖刷已經較為嚴重。因為有一部分湍動能被用于與包壁撞擊而損失掉,所以0.7R噴吹的有效攪拌率(湍動能平均值和介于平均值0.5～1.5倍節點所占整個區域比率)也有所降低。通過對整個三維流場的湍動能值統計匯總,得到的柱狀圖如圖6所示。由圖6可看出,0.6R噴吹的攪拌強度高,對包壁沖刷小,湍動能的損失也少,因而確定對稱布置的合理噴吹半徑為0.6R。

圖5 包壁噴吹的表面湍動能分布Fig.5 Kinetic energy distribution of the surface

4 結論

(1)單透氣元件和雙透氣元件對稱噴吹時,隨著噴吹半徑的增大,鋼液攪拌效果得到逐漸的改善,鋼液混勻時間逐漸縮短。

(2)隨著吹氣流量的增大,鋼液混勻時間縮短,雙透氣元件噴吹的混勻效果明顯優于單透氣元件。

(3)隨著噴吹半徑的增大、噴吹氣體流量的增加,鋼液對包壁的沖刷也越加嚴重。

(4)綜合考慮現場因素,底吹氬鋼包內透氣元件采用0.6R-β布置。

圖6 不同噴吹半徑對鋼液攪拌效果的影響Fig.6 Them ixing effect under different blowing radius

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