70t單管RH冶金傳輸行為的數值模擬

竇為學，雷洪，朱苗勇

(1.東北大學 冶金學院，遼寧 沈陽，110819；2.敬業鋼鐵有限公司，河北 石家莊，040500；3.東北大學 材料電磁過程研究教育部重點實驗室，遼寧 沈陽，110819)

鋼液真空循環脫氣法是西德魯爾鋼鐵公司(Ruhrstahl)和赫拉歐斯公司(Hereaeus)共同設計開發的一種鋼液爐外精煉方法，簡稱RH法。為提高精煉效果，縮短精煉時間，提高生產效率，國內外許多冶金學者為RH精煉設備結構和操作進行了多項改進，如增加真空室高度、擴大浸漬管直徑、將活動真空室改為固定真空室、增設多功能噴嘴[1]，并開發了多種改進型號，如RH-OB，RH-PB，RH-KTB和RH-IJ。目前，RH 已經成為具有脫碳、脫磷、脫硫、脫氧、脫氫、去夾雜物、調整鋼液成分和升溫等多種功能的精煉反應器，在超低碳鋼和純凈鋼生產方面發揮著重要作用。我國是研究單管RH（單嘴精煉爐）最早的國家[2-5]。1976年，大連鋼廠在13 t單管RH上進行坦克軸鋼脫氫實驗。1992年，長城特殊鋼廠四分廠在35 t單管RH上進行軸承鋼脫氧實驗。2004年，武鋼第三煉鋼廠在250 t單管RH上進行2爐深脫碳實驗。2008年，太鋼第二煉鋼廠在80 t 單管RH 上進行普碳鋼、無取向硅鋼等共143 爐實驗[2]。2011年，石鋼在60 t單管RH上進行脫氫實驗。在此期間，馬鋼開發扁平單管RH，首鋼首秦公司也在110 t RH的基礎上開發單管RH 精煉技術[5]。2018年，敬業鋼鐵公司在70 t單管RH進行工業試生產。為改善DH 脫氣性能，日本新日鐵公司也開展單管RH的研究工作[6]。1991年，八幡廠175 t DH(真空提升脫氣精煉裝置)被改造為單管RH，并取名為REDA(revolutionary degassing activator)[6]。到目前為止，日本有10 多臺單管RH 處于運行狀態，主要產品是低碳和超低碳不銹鋼。與傳統雙管RH相比，單管RH具有結構簡單、維護容易、精煉效率高等優點。鑒于單管RH 將傳統RH的上升管和下降管合并為一個大圓柱狀浸漬管，吹氬方式由上升管的側吹改為鋼包底吹，因此，單管RH內鋼液流動和冶金行為與傳統RH存在較多差異。但是，現有的RH 研究極少關注單管RH。為此，本文作者以敬業鋼鐵公司單管RH作為研究對象，通過數值模擬與現場實驗相結合的方法，剖析單管RH內冶金傳輸過程，以便為有效地提高單管RH的冶金效率提供理論依據。

1 數學模型

1.1 RH流場數學模型

1.1.1 基本假設

1)RH內氣相(氬氣)和液相(鋼液)的流動行為均是不可壓縮牛頓流體的等溫穩態流動；

2)不考慮頂渣對鋼液流場的影響，鋼包和真空室的鋼液面視為平面；

3)氬氣泡在運動過程中始終保持球形并且直徑也保持恒定。

1.1.2 流場控制方程

RH 內氣液兩相流動行為采用連續性方程、動量守恒方程和湍流k-ε模型來描述。為準確描述流動過程中氬氣泡和鋼液之間的相互作用，多相流模型選用歐拉-歐拉模型[7-8]。

氬氣連續性方程：

鋼液連續性方程：

式中：下標g和l分別表示氬氣和鋼液；α為流體體積分數，αl+αg=1；u為流體的速度，m/s；ρ為流體密度，kg/m3。

氬氣動量方程：

鋼液動量方程：

式中：p表示壓力，Pa；g表示重力加速度，m/s2；μeff表示流體有效黏度，Pa?s；Ml,g表示氬氣相對鋼液相的動量交換，N/m3；Mg,l表示鋼液相對氬氣相的動量交換，N/m3。

基于多相流理論，各相之間的動量傳輸項M主要取決于曳力、Saffman 升力、虛擬質量力、壁面潤滑力和湍流耗散力等[8]。

根據JAKOBSEN等[9]的研究，氬氣的有效湍流黏度為

鋼液的有效湍流黏度為[10-11]

式中：μl為鋼液的分子黏度，Pa?s；μl,t為鋼液的湍流黏度，Pa?s；μg,t為氣泡誘導湍流黏度，Pa?s，根據SATO模型[10-11]表示如下：

式中：Cg,μ為模型常數，取值0.6。

1.1.3 邊界條件

1)氬氣入口：將氬氣入口設置為入口邊界。具體而言，在氬氣入口處，鋼液體積分數設置為0，氬氣體積分數設置為1，氬氣流量則根據RH的實際吹氬量來確定。

2)液面：當氬氣泡到達液面時，氬氣泡以上浮速度逸出液面；鋼液不能流出液面邊界，只能沿著液面向四周流動。

3)壁面：壁面采用無滑移邊界條件。在壁面處，速度的3 個分量均設置為0，壓力及含氣率的法向梯度設置為0；在近壁區的節點則應用壁面函數法。

1.2 RH均混時間數學模型

RH 混合效率可以用均混時間來描述[12]。冶金學者通常在RH 反應器內脈沖加入一定量的示蹤劑后，測量RH監測點處示蹤劑質量分數隨時間的變化。

1.2.1 基本假設

1)示蹤劑在鋼液中的擴散是在等溫條件下各向同性擴散。

2)不考慮鋼包液面波動和真空室液面波動對示蹤劑輸運的影響。

1.2.2 控制方程

在RH內，示蹤劑在鋼液中的傳輸行為通常采用示蹤劑質量分數輸運方程來描述。

式中：Ctracer為示蹤劑質量分數；ρm=αlρl+αgρg；um=αlul+αgug。

1.2.3 初始條件和邊界條件

在初始時刻，除了在鋼包內壁和浸漬管外壁中間位置液面處脈沖加入示蹤劑外，RH 其他位置的示蹤劑質量分數均設置為0。在示蹤劑的混合過程中，示蹤劑在壁面和自由液面處不發生擴散，即在壁面和自由液面處示蹤劑質量分數梯度為0。為定量地描述示蹤劑的混合過程，分析在監測點(示蹤劑加入位置的液面下300 mm)處示蹤劑質量分數隨時間的變化，并選取監測點處示蹤劑質量分數變化不超過示蹤劑質量分數穩定值的±5%所需時間作為本工況下RH的均混時間[13-14]。

1.3 RH脫碳數學模型

脫碳是RH精煉的一個主要的冶金功能，也是冶金學者關注的重點內容[15-17]。近幾十年來，冶金學者關注的RH脫碳數學模型有兩大類：一類是基于質量衡算的均相模型，計算關于鋼液本體脫碳、氬氣泡表面脫碳等脫碳機制的常微分方程；另一類是基于鋼液流場的碳氧質量分數輸運偏微分方程組。

1.3.1 基本假設

1)鋼液脫碳存在3 種反應機制：氬氣泡表面脫碳、鋼液內部一氧化碳本體脫碳和真空室自由液面脫碳[17-18]；

2)鋼液中碳氧反應的限制環節取決于鋼液內部碳元素和氧元素的傳質[19-21]；

3)在真空室內，噴濺造成的鋼液液滴群所產生的脫碳效果可以合并到真空室自由液面脫碳效果中；

4)鋼液內部一氧化碳本體脫碳速率正比于鋼液中碳元素和氧元素的過飽和度[15-17,22]；

5)不考慮體系內鋼渣界面反應等其他化學反應對RH內碳氧反應的影響；

6)在初始時刻，鋼液中碳和氧呈均勻分布狀態；

7)真空室和鋼包的自由液面按平面處理；

8)鋼液脫碳反應在等溫條件下進行。

1.3.2 碳氧質量分數守恒方程

鋼液中碳元素質量守恒方程：

鋼液中氧元素質量守恒方程：

式中：w(C)和w(O)分別為鋼液中碳元素和氧元素的質量分數；DC,eff和DO,eff分別為鋼液中碳元素和氧元素的有效擴散系數，m2/s；SC和SO分別為鋼液中碳元素和氧元素的運輸方程的源項，kg/(m3?s)。

在RH內，鋼液脫碳的整個過程可以分為碳元素和氧元素向碳氧反應界面的傳質、在反應界面處迅速發生碳氧反應、CO 氣體的生成和逸出這3 個步驟[22-23]。由于鋼液中碳氧反應速度很快，可以認為鋼液中的碳元素和氧元素到達反應界面后，碳元素和氧元素的質量分數將迅速趨近于化學反應平衡時的質量分數。碳元素和氧元素的源項可采用下式表達。

式中：KC和KO分別為鋼液中碳元素和氧元素的表觀速率常數，s-1；w(C)e和w(O)e分別為反應界面處碳元素和氧元素的平衡質量分數；KCO為鋼液中碳氧反應的平衡常數；SCO為熔池內一氧化碳本體脫碳源項；SAr為氬氣泡表面脫碳源項；SVS為真空室自由液面脫碳源項。

1.3.3 初始條件和邊界條件

在t=0時刻，鋼液中碳元素和氧元素的質量分數分別設置為0.03%和0.045%；在RH的所有邊界處，鋼液中碳元素和氧元素質量分數在邊界的法向梯度為0。

2 計算條件和求解方法

根據表1所示的RH 尺寸建立三維實體模型，并考慮浸漬管耐火材料厚度的影響。然后，采用ICEM進行網格剖分，所形成的網格均為六面體網格，網格總數量約20 萬個。計算中所涉及的鋼液和氬氣的物性參數如表2所示，收斂標準為離散方程的殘差，小于0.000 1。

表1 單管RH的主要幾何參數Table 1 Key geometric parameters of single snorkel RH mm

表2 鋼液和氬氣的物性參數Table 2 Physical parameters of molten steel and argon gas

RH 內傳輸過程是一個涉及化學反應、多相流動的復雜過程。整個計算全部采用流體力學軟件CFX來完成，具體計算步驟如下：

1)求解包含鋼液和氬氣兩相的質量守恒方程、動量守恒方程和k-ε湍流模型，獲得RH 流場，得到RH循環流量。

2)在RH流場已知的前提下，求解示蹤劑輸運方程，獲得監測點處示蹤劑隨時間的變化曲線，得到均混時間。

3)在流場已知的前提下，求解鋼液中碳元素和氧元素的輸運方程，獲得監測點處的碳元素和氧元素隨時間的變化曲線。

3 結果與討論

3.1 模型驗證

在監測點處鋼液的碳質量分數如圖1所示。由圖1可見：2組單管RH真空脫碳過程預測值和工業實驗結果之間符合良好。根據2組鋼液中碳質量分數的預測結果，在RH 真空處理前300 s，鋼液脫碳速度最快，然后脫碳速度逐漸減緩。對第1組，真空脫碳的前300 s，鋼液中碳元素質量分數由300×10-6快速地降低到141×10-6；又經過600 s，鋼液中碳元素質量分數逐漸降低到72×10-6；再經過300 s，鋼液中碳質量分數繼續降到29×10-6。

圖1 在監測點處鋼液的碳質量分數Fig.1 Carbon mass fraction in the molten steel at the monitoring point

3.2 RH流場

圖2所示的RH內鋼液流場分布具有如下特點：

1)從鋼包底部吹入的氬氣泡，在浮力的作用下，在鋼液中逐漸上升，并驅動鋼液隨之運動。

2)單管RH采用偏心底吹方式。鋼液上升流股并不是嚴格的垂直上升，而是在鋼包內發生彎曲并偏向右側的鋼包內壁和浸漬管內壁。

圖2 單管RH鋼液流場Fig.2 Flow field of molten steel in single snorkel RH

3)在氬氣泡的驅動下，流動的鋼液經浸漬管進入真空室后，鋼液流速逐漸達到最大值；在真空室自由液面的約束下，鋼液沿真空室液面向左流動，再沿真空室和浸漬管的另一側向下流動，形成下降流股流回鋼包；下降流股以較大的速度沖擊鋼包包底后，沿包底流向四周。最后，鋼液在真空室、浸漬管和鋼包內部形成一個范圍較大的逆時針回流區。

4)受氬氣氣泡提升的鋼液并不是全部進入到浸漬管內部，部分流動的鋼液向右流向鋼包液面，形成一個范圍較小的順時針回流區。

5)真空室鋼液表面形成2個對稱的回流區。

圖3所示為不同時刻單管RH 內鋼液中碳元素的空間分布。經過600 s 處理后，鋼液中碳元素的分布具有如下特點：

1)在真空室液面附近，碳元素質量分數較低。這是因為真空室內絕對壓力較小，氣泡在經過液面時會產生大量飛濺的小液滴，真空室液面波動變得比較劇烈，此處的碳氧反應劇烈。

2)在吹氬口上方(即上升流股)區域，氬氣體積分數較高，碳元素質量分數較低。這是因為在鋼液內的每個氬氣氣泡都相當于1個小型真空室，是脫碳反應發生的重要場所。

3)在下降流股區域，氬氣體積分數變低，而碳元素的質量分數略有下降。這是因為氬氣氣泡在到達真空室液面后立即逸出，造成在下降流股區域內氬氣氣泡較少，碳氧反應場所較少，不利于鋼液中碳氧反應的發生。下降流股區域碳質量分數下降是運動鋼液將在上升流股區域發生碳氧反應的鋼液輸運到下降流股區域的結果。

4)在浸漬管和鋼包內壁之間的區域，碳質量分數較高，這是因為這些區域的氬氣體積分數低，鋼液流動緩慢，更新不及時。

3.3 RH工藝參數分析

在進行RH 參數分析時，計算的基準參數如下：真空度為100 Pa，浸漬管直徑為800 mm，浸漬管插入深度為500 mm，吹氬量400 L/min，RH 處理時間為1 200 s。混勻時間、脫碳時的碳質量分數和氧質量分數均是在監測點處獲得。

表3所示為真空度對單管RH 冶金行為的影響。總體而言，在目前真空室真空度變化范圍內對真空室液面高度影響較小，因此，在其他條件不變時，RH的循環流量和監測點處的混勻時間基本保持不變，分別為37.3 t/min和115 s。

圖4所示為真空室壓力對鋼液脫碳和脫氧的影響。由圖4可見：真空度的改變會對脫碳產生較大的影響。當RH的處理時間為1 200 s 時，若真空度由50 Pa 上升到250 Pa，則監測點處的碳元素質量分數由34.3×10-6上升到81.8×10-6；而監測點處的最終氧元素質量分數由95.7×10-6上升到151.9×10-6。這是因為真空度下降，造成化學反應平衡時鋼液中碳氧元素質量分數積的減小，因此，造成鋼液中碳元素和氧元素質量分數迅速下降。在不同真空度下，鋼液終點碳元素質量分數和氧元素質量分數存在明顯差異，這是因為真空度直接影響碳氧反應的平衡碳元素質量分數和平衡氧元素質量分數。

表4所示為不同吹氬量下RH 冶金特性。隨著吹氬量增加，RH循環流量逐漸增加，混勻時間依次減小。當RH的吹氬量由100 L/min 提高到500 L/min時，循環流量增加0.8 倍，均混時間約下降44%。這是因為增加吹氬量會提高氣泡提升鋼液的能力，從而加快鋼液的流動，提高了RH對流輸運的能力，減小混勻時間。

圖3 單管RH內鋼液中碳質量分數空間分布Fig.3 Spatial distribution of carbon mass concentration of molten steel in single snorkel RH

表4 表明，當RH的吹氬量由100 L/min 提高到500 L/min 時，進行真空處理1 200 s 后，監測點處碳元素質量分數由72.6×10-6下降到47.5×10-6。這是因為吹氬量的增加能夠促進氬氣泡表面的脫碳，其脫碳過程如圖5所示。從圖5可見：隨著吹氬量的增加，不同吹氬量下鋼液終點碳元素質量分數和氧元素質量分數之間的差異逐漸縮小。這是因為增加吹氬量有助于改善碳氧反應的動力學條件，能夠盡快地達到化學平衡。

表3 不同真空度下RH冶金特性Table 3 Effect of vacuum pressure on RH metallurgical behaviors

圖4 真空室壓力對鋼液脫碳脫氧的影響Fig.4 Effect of vacuum pressure on decarburization and deoxidation in molten steel

表4 不同吹氬量下RH冶金特性Table 4 Effect of argon flow rate on RH metallurgical behaviors

圖5 吹氬量對鋼液脫碳脫氧的影響Fig.5 Effect of argon flow rate on decarburization and deoxidation in molten steel

4 結論

1)數學模型的脫碳曲線與實驗數據符合良好，說明數學模型能夠準確地預測RH脫碳過程。

2)隨著真空度由250 Pa 降低到50 Pa，循環流量和混勻時間保持不變，但鋼液中碳元素、氧元素質量分數降低。經1 200 s 真空處理后，鋼液中碳元素質量分數由81.8×10-6降低到34.3×10-6，氧元素質量分數由159.1×10-6降低到95.7×10-6。

3)提高底吹氬氣量，有利于增大循環流量，降低鋼液中碳質量分數。隨著底吹氬量由100 L/min增大到500 L/min，循環流量由23.1 t/min 增加到42.2 t/min；均混時間由179 s下降到100 s；經1 200 s真空處理后，鋼液中碳元素質量分數由72.6×10-6下降到47.5×10-6，鋼液中氧元素質量分數由146.7×10-6下降到113.3×10-6。