沈巧珍,吳曌環(huán),陽 方,遲云廣

(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)

100 t鋼包底吹氬數(shù)值的模擬研究

沈巧珍,吳曌環(huán),陽 方,遲云廣

(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)

以某鋼廠100 t鋼包為研究對(duì)象,利用商業(yè)軟件PHOEN ICS對(duì)該鋼包內(nèi)的流場進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算,研究鋼包底吹氬精煉過程在不同工藝條件下對(duì)鋼液混勻效果和包壁沖刷的影響。結(jié)果表明,底吹氬鋼包內(nèi)透氣元件采用A-β方案,在避免鋼液對(duì)包壁造成較嚴(yán)重沖刷和裸露的同時(shí),有利于縮短鋼包內(nèi)鋼液的混勻時(shí)間,從而獲得較好的攪拌效果。

鋼包;底吹氬;數(shù)值模擬;攪拌效果

鋼包作為煉鋼工序和澆注工序之間的中間容器,在煉鋼生產(chǎn)中是不可缺少的設(shè)備。它不僅是運(yùn)輸和澆注鋼水的容器,同時(shí)也是爐外精煉的精煉爐。從轉(zhuǎn)爐出來的鋼水進(jìn)入鋼包內(nèi)后,鋼液在溫度和成分上會(huì)有一定的差異。鋼包底吹氬技術(shù)作為一種經(jīng)濟(jì)適用、簡單易行的精煉方法,具有均勻鋼水溫度和成分、去除有害氣體和夾雜物、改善鋼液質(zhì)量等優(yōu)點(diǎn)而得到廣泛應(yīng)用[1-5]。某鋼廠100 t鋼包在實(shí)際生產(chǎn)過程中由于吹氬制度不合理,以致出現(xiàn)鋼液攪拌不均勻、包壁嚴(yán)重沖刷和噴濺等問題。為此,本文利用商業(yè)軟件PHOEN ICS對(duì)該鋼包內(nèi)的流場進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算,研究鋼包底吹氬精煉過程在不同工藝條件下對(duì)鋼液混勻效果和包壁沖刷的影響,以期為現(xiàn)場生產(chǎn)工藝的優(yōu)化提供理論依據(jù)。

1 數(shù)學(xué)模型描述

1.1 控制方程

鋼包底吹氬內(nèi)鋼液的流動(dòng)可認(rèn)為是湍流流動(dòng)。湍流的主要特征是隨機(jī)性、三維性、擴(kuò)散性和耗散性。因此,對(duì)鋼包內(nèi)鋼液的湍流運(yùn)動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬,其數(shù)學(xué)模型描述[6]如下:

1.2 邊界條件

邊界條件:①流體的自由面為光滑的水平面,無剪切應(yīng)力存在;②入口處的速度分布是均勻的;③近壁處平行于壁面流速和湍流特征參數(shù)采用壁函數(shù)[8]。

2 模擬計(jì)算

透氣元件安裝位置分布在距離鋼包底部中心較近的A位置和較遠(yuǎn)的B位置。根據(jù)現(xiàn)場提供的數(shù)據(jù),采用單透氣元件噴吹時(shí),選擇60 m3/h的總吹氣量;采用雙透氣元件噴吹時(shí),選擇30、60、90 m3/h 3個(gè)總吹氣量,每個(gè)透氣元件噴吹氣量是總吹氣量的1/2。計(jì)算時(shí),夾角選取了β方式,如表1所示。

表1 模擬計(jì)算方案Table 1 Calculation programs

3 結(jié)果與分析

3.1 噴吹方式對(duì)鋼液混勻效果的影響

研究噴吹方式對(duì)鋼液混勻效果的影響,選擇A單透氣元件、A-β和B-β雙透氣元件的噴吹方式進(jìn)行模擬計(jì)算,總吹氣量均選取60 m3/h。圖1為不同計(jì)算方案(Y=0,XOZ面)計(jì)算出的流場分布圖。由圖1(a)、圖1(b)可看出,雖然兩種方案的總吹氣量一致,但單吹時(shí)流場內(nèi)的速度分布很不均勻,遠(yuǎn)離透氣元件的包底處速度幾乎為0,而雙吹時(shí)則很好地避免了這個(gè)缺陷,流場內(nèi)的速度分布很均勻,沒有速度空白區(qū)。由此可見,雙吹相對(duì)于單吹能明顯地減少攪拌中的死區(qū)體積(流體速度很慢、混勻性很慢的區(qū)域)。因此,在現(xiàn)場生產(chǎn)過程中采取雙透氣元件作業(yè)優(yōu)于單透氣元件作業(yè)。比較圖1(b)、圖1(c)兩方案后發(fā)現(xiàn),若透氣元件越靠近包壁,則流場內(nèi)的大循環(huán)回路越長,這樣使得液體運(yùn)動(dòng)的速度梯度減小,速度的均勻性好,因而攪拌效果更好。因此,對(duì)于鋼液混勻效果來說,透氣元件越靠近包壁,其攪拌效果就越好。

圖1 不同噴吹方式下的流場分布圖Fig.1 The flow fields’distribution with different in jection ways

3.2 吹氣量對(duì)鋼液混勻效果的影響

討論吹氣量對(duì)鋼液混勻效果的影響,選取A-β噴吹方式為計(jì)算方案,分別在總吹氣量為30、60、90 m3/h條件下進(jìn)行模擬計(jì)算。圖2為在透氣元件A-β方案、3個(gè)不同吹氣量(Y=0,XOZ面)條件下的流場分布圖。由圖2可看出,隨著吹氬量的增大,流場中死區(qū)面積明顯減少。讀vel-1標(biāo)尺可知,流體的整體速度加快,使死區(qū)體積縮小;流體運(yùn)動(dòng)速度加快,明顯改善鋼液的攪拌效果。當(dāng)吹氣量達(dá)到90 m3/h時(shí),與60 m3/h時(shí)的流場分布圖相比,發(fā)現(xiàn)兩者在流場分布上幾乎沒有太大區(qū)別。但讀vel-1標(biāo)尺可知,流場圖2(c)的整體速度要稍快于流場圖2(b)整體速度,因此鋼液混勻效果好一些。然而在總吹氣量增大到B-β方案3/2的情況下,流場圖2(c)的整體速度較圖2(b)而言,整體速度只有略微加快,但氣-液兩相區(qū)的速度卻明顯加快,而此處速度越快,對(duì)液面的擾動(dòng)也會(huì)越大,這說明吹氣量對(duì)熔池?cái)嚢栊Ч母纳剖怯邢薅鹊?。?dāng)吹氣量過大,多余的氣量所產(chǎn)生的攪拌能將隨著液面的翻滾而消耗掉,因此現(xiàn)場生產(chǎn)過程中應(yīng)將噴吹氣量控制在合適的范圍內(nèi),以免加劇鋼液的裸露。

圖2 不同吹氣量下的流場分布圖Fig.2 The flow fields’distribution with different gas blowing rates

3.3 噴吹方式對(duì)鋼液包壁沖刷的影響

研究噴吹方式對(duì)鋼液包壁沖刷的影響,選取A-β和B-β兩種噴吹方式進(jìn)行模擬計(jì)算。其中A-β方式選取的吹氣量為30、60 m3/h,B-β方式選取的吹氣量為60 m3/h。圖3為不同計(jì)算方案(Y =0,XOZ面)計(jì)算出的鋼液速度分布圖。比較圖3(a)與圖3(b)兩個(gè)計(jì)算結(jié)果,前者靠近包壁的速度為1.778×10-3～4.284×10-2m/s,后者則為3.038×10-3～8.424×10-2m/s。由此可見,后者由于吹氣量增大導(dǎo)致靠近包壁的液體流速也較快,液體對(duì)包壁的沖刷程度加大。因此,雖然大氣量有利于鋼液混勻,但考慮到會(huì)造成對(duì)包壁沖刷,現(xiàn)場不宜采取過大的吹氣量。比較圖3(b)與圖3(c)兩個(gè)計(jì)算方案,可見兩者吹氣量雖然相同,但由于透氣元件的位置不同,透氣元件布置在距包底中心較遠(yuǎn)處的B-β方案使得液體被包壁牽引,斜沖向包壁,導(dǎo)致包壁處的流體速度要快于透氣元件位于A-β方案處的流體速度。雖然透氣元件越靠近包壁越有利于鋼液混勻,但鋼液對(duì)包壁的沖刷會(huì)影響鋼包的使用壽命以及耐火材料脫落對(duì)鋼液潔凈度的影響,因此透氣元件不宜過于靠近包壁。

圖3 不同噴吹方式下的鋼液速度分布圖Fig.3 Velocity distributions with different injection waysand gas blowing rates

3.4 不同噴吹方式條件下鋼液面湍動(dòng)能的分布

研究噴吹方式對(duì)鋼液面湍動(dòng)能分布的影響,選取與研究包壁沖刷時(shí)相同的計(jì)算方案,即A-β位置條件下選取吹氣量為30、60 m3/h,B-β位置條件下選取吹氣量為60 m3/h。圖4為不同噴吹方式(Z=265 7 mm,XOY面)下鋼液面湍動(dòng)能的分布圖。由圖4(a)、圖4(b)可看出,雖然2個(gè)方案的鋼液面湍動(dòng)能分布相似,但讀兩圖的vel-1標(biāo)尺可知,在相同顏色的等值線上,后者要比前者的湍動(dòng)能大得多(前者的鋼液面湍動(dòng)能范圍為3.474×10-2～8.296×10-4m2/s2,而后者則為1.404×10-2～2.418×10-3m2/s2)。由此可見,大吹氣量的鋼液面湍動(dòng)能要明顯大于小吹氣量下的鋼液面湍動(dòng)能。而鋼液面湍動(dòng)能則是度量鋼液面擾動(dòng)情況的重要參數(shù),湍動(dòng)能大則擾動(dòng)大。因此,過大的吹氣量會(huì)導(dǎo)致鋼液液面擾動(dòng)過強(qiáng),使鋼液裸露。由圖4(b)、圖4(c)可看出,在同樣的吹氣量下,由于B-β方案的透氣元件較A-β方案更靠近包壁,導(dǎo)致圖4(c)包壁處鋼液面湍動(dòng)能強(qiáng)度明顯高于圖4(b)包壁處鋼液面湍動(dòng)能強(qiáng)度。因此,透氣元件過于靠近包壁會(huì)使鋼液裸露并造成對(duì)鋼包壁的強(qiáng)烈沖刷,直接影響鋼包的使用壽命,這與現(xiàn)場實(shí)際情況相吻合。由圖1模擬計(jì)算結(jié)果可知,透氣元件越靠近包壁,鋼液攪拌效果就越好,A-β方案在獲得較好攪拌效果的同時(shí),還避免了流股對(duì)壁面的強(qiáng)烈沖刷,有利于提高鋼包的使用壽命以及鋼液的潔凈度。因此該鋼包透氣元件的合理安裝位置為A-β方案。

圖4 不同噴吹方式下的鋼液面湍動(dòng)能分布圖Fig.4 Turbulent energy distribution of molten steel surface with different in jection waysand gas blowing rates

4 結(jié)論

(1)透氣元件的安裝位置對(duì)流場影響較大。安裝位置越靠近包壁越利于鋼液混勻,但太靠近邊包壁會(huì)對(duì)包壁形成沖刷,影響鋼包使用壽命以及降低鋼液純凈度。

(2)在相同的吹氣量下,雙透氣元件噴吹攪拌效果優(yōu)于單透氣元件噴吹攪拌效果。

(3)增大吹氣量有利于鋼液的攪拌和混勻,但當(dāng)供氣量超過一定限度后,再增大供氣量,鋼液混勻效果改善不明顯,且吹氣量過大,會(huì)增加鋼液的裸露和對(duì)包壁的沖刷。

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Mathematical simulation of 100 t bottom argon blowing ladle

Shen Qiaozhen,W u Zhaohuan,Yang Fang,Chi Yunguang
(Key Labo rato ry fo r Ferrous Metallurgy and Resources U tilization of M inistry of Education, Wuhan University of Science and Technology,Wuhan 430081,China)

This paper p resents a study of a 100 t ladle in a certain steel mill.Using commercial softw are PHOEN ICS,it sim ulatesmathematically the flow field of the ladle,and discusses the effects of different p rocess parameters on the mixing effect and the erosion of the wall during the bottom blow ing refining p rocess.The results show that,w ith the A-βdouble nozzles,symmetrical arrangement can avoid serious erosion to the wall and exposure to liquid steel.Besides,this arrangement is good for reducing themixing time of liquid steel in the ladle,w hich leads to better mixing effect.

ladle;bottom argon blow ing;mathematical simulation;mixing effect

TF777

A

1674-3644(2010)06-0566-04

[責(zé)任編輯 徐前進(jìn)]

2010-07-05

沈巧珍(1954-),女,武漢科技大學(xué)教授.E-mail:469605201@qq.com