楊趙軍 曾亞南 李俊國

(華北理工大學(xué)冶金與能源學(xué)院，河北唐山 063009)

65 t鋼包底吹氬過程混勻時(shí)間模擬研究

楊趙軍 曾亞南 李俊國

(華北理工大學(xué)冶金與能源學(xué)院，河北唐山 063009)

根據(jù)唐鋼實(shí)際生產(chǎn)工藝要求，以LF精煉過程65 t鋼包為研究對(duì)象，采用fluent數(shù)值模擬及物理模擬相結(jié)合的方法研究了65 t鋼包底吹噴孔中心間距、底吹噴孔夾角、底吹流量對(duì)鋼液混勻時(shí)間的影響規(guī)律。結(jié)果表明,當(dāng)65 t鋼包底吹孔中心間距為0.6R、噴孔夾角為180°、底吹流量為250 NL/min時(shí)，鋼液的混勻時(shí)間最短。當(dāng)吹氬量為100 NL/min時(shí)，鋼液的攪拌能力較強(qiáng)，可以避免卷渣的發(fā)生，混勻時(shí)間為307 s。同時(shí)，數(shù)值模擬與物理模擬的混勻時(shí)間誤差在5%以內(nèi)，進(jìn)一步驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。

鋼包 底吹氬 工藝參數(shù) 混勻時(shí)間 模擬

爐外精煉工藝的主要作用有去除鋼液中的氧、氫、氮和硫等微量元素，并通過氬氣攪拌去除鋼液中的次生氣體、各種夾雜物雜質(zhì)，均勻鋼液溫度等。由于鋼包底吹工藝在生產(chǎn)工序中的重要作用，眾多研究人員[1- 8]對(duì)鋼包底吹的布置進(jìn)行了深入研究。蔣星亮[9]在研究70 t鋼包時(shí)發(fā)現(xiàn)，與雙透氣磚180°布置相比，雙透氣磚90°布置時(shí)鋼液的混勻時(shí)間較長。李翔[10]等通過物理模擬的方法研究了國內(nèi)某廠150 t鋼包雙孔底吹氬布局及底吹流量對(duì)鋼液混勻時(shí)間和鋼液裸露面積的影響。結(jié)果表明，噴孔夾角180°、底吹中心距為0.6R時(shí)，混勻時(shí)間短且鋼液裸露面積小。本文以唐鋼65 t LF爐鋼包為研究對(duì)象，采用數(shù)學(xué)模擬的方法研究了不同底吹工藝下鋼液的混勻時(shí)間，確定了較理想的底吹位置和底吹氬氣流量，從而使新的鋼包底吹工藝能夠達(dá)到工藝條件，滿足生產(chǎn)需要。

1 研究材料與方法

1.1 模型構(gòu)建

試驗(yàn)鋼包采用雙孔底吹氬，吹氬量分別為50、80、100、120、150、180、200、250、300 NL/min。鋼包的底吹中心距分別為0.5R、0.6R，底吹夾角分別為60°、90°、120°、150°和180°。鋼包底吹氬氣孔位置分布如圖1(a)所示。數(shù)值模擬時(shí)流體的物理性質(zhì)如表1所示。65 t鋼包的具體尺寸如表2所示。數(shù)值模擬的吹氬量與進(jìn)氣孔氬氣速度的換算如表3所示。

表1 流體的物理性質(zhì)

Table 1 Physical properties and operating parameters of fluid in numerical simulation

氬氣密度/(kg·m-3)鋼液密度/(kg·m-3)氬氣黏度/(μpa·s-1)鋼液粘度/(pa·s-1)1．6547000220．0064

表2 65 t鋼包尺寸

表3 吹氬量與進(jìn)氣孔氬氣速度的關(guān)系

Table 3 Relationship between blowing argon amount and argon velocity in plug location

氬氣流量/(NL·min-1)5080100120150180200250300氬氣速度V/(m·s-1)1．21．82．42．93．64．24．86．07．2

數(shù)值模擬采用Gambit構(gòu)建鋼包原比例模型。為有效減少程序計(jì)算時(shí)間，根據(jù)對(duì)稱原則選取鋼包的1/2為計(jì)算區(qū)域，鋼包模型的網(wǎng)格總數(shù)為60 000個(gè)左右。將構(gòu)建好的模型引入fluent程序內(nèi)，全程采用非穩(wěn)態(tài)計(jì)算。在開始計(jì)算時(shí)加入示蹤劑粒子，示蹤劑加入面的位置在鋼包的中心。為了防止大量示蹤劑粒子逸出至鋼包上層，示蹤劑加入位置在鋼液面下0.1 m處。示蹤劑監(jiān)測面共分為4層，分別為距液面0.15、0.70、1.20、1.75 m處，記為P1、P2、P3、P4。示蹤劑加入位置和監(jiān)測面位置如圖1(b)所示。

圖1 鋼包底吹孔布置情況(a)和示蹤劑監(jiān)測面位置(b)

1.2 混勻時(shí)間確定方法

通過對(duì)鋼包內(nèi)監(jiān)測到的示蹤劑粒子濃度值的擬合，得出4條濃度曲線，如圖2所示。由圖2可知，加入示蹤劑后，示蹤劑的濃度曲線會(huì)達(dá)到峰值。之后示蹤劑濃度曲線開始下降，下降到一定數(shù)值后，波動(dòng)曲線近似成一條直線。將最后一條波動(dòng)曲線的波動(dòng)值不超過穩(wěn)定值±5%的時(shí)間點(diǎn)記為混勻時(shí)間。

圖2 不同監(jiān)測面的示蹤劑粒子濃度曲線

1.3 數(shù)學(xué)模型

鋼包底吹氬是一個(gè)復(fù)雜的湍流過程，數(shù)值計(jì)算過程中應(yīng)遵循質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒(N- S方程)等控制方程。鋼包底吹氬的流體計(jì)算過程中，湍流模型多采用標(biāo)準(zhǔn)的K-ε雙方程模型。

(1)連續(xù)性方程

(1)

(2)動(dòng)量方程

(2)

式中：χi、χj、χo為坐標(biāo)系的3個(gè)方向，ui、uj、uo表示鋼水速度在3個(gè)方向上的分量，P為鋼水壓力，μe為鋼水的有效動(dòng)力黏性系數(shù)，ρ為鋼水密度，ρgi、ρgj、ρgo表示鋼水在3個(gè)方向上的體積力。

(3)湍動(dòng)能耗散方程

(3)

式中：c1、c2、σc為常數(shù)。

(4)湍動(dòng)能方程

(4)

式中：κ和ε分別為鋼水的湍流動(dòng)能和湍流動(dòng)能耗散率，σk為常數(shù)。

1.4 基本假設(shè)

數(shù)值模擬試驗(yàn)采用多相流混合模型，基于以下假設(shè)條件建立運(yùn)算環(huán)境[11]：(1)假設(shè)鋼包內(nèi)僅有氣液兩相，忽略渣層的影響，視鋼液表面為自由液面；(2)氣液兩相均為不可壓縮的黏性流體，氬氣在上升運(yùn)動(dòng)過程中，不發(fā)生任何化學(xué)反應(yīng)；(3)忽略溫度及鋼液濃度對(duì)流場的影響。

1.5 邊界條件

(1)固體壁：模型鋼包壁和鋼包底定義為靜止的壁面邊界，近壁區(qū)域選擇標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

(2)進(jìn)氣孔：將吹氬氣孔定為速度入口，將鋼包上表面定義為壓力出口。

(3)壓力出口：在鋼包頂部，氣體以最大速度離開鋼包。當(dāng)示蹤劑粒子接觸到壓力出口面時(shí)則反彈回鋼包內(nèi)。

(4)對(duì)稱面：鋼包的中心面為對(duì)稱面。

2 結(jié)果與討論

2.1 示蹤劑粒子在鋼包中的混勻過程

圖3和圖4為噴孔夾角為180°、吹氬量為120 NL/min時(shí)，底吹中心距分別為0.5R與0.6R的鋼液混勻過程模擬結(jié)果。由圖可知：在吹氬時(shí)間為3 s時(shí)，兩種中心距鋼包的示蹤劑粒子濃度在加入位置及周邊相對(duì)較高，濃度最大值為3.2 kg/m3;當(dāng)吹氬時(shí)間為50 s時(shí)，示蹤劑粒子在鋼液流場的帶動(dòng)下到達(dá)鋼液表層，中心距為0.5R和0.6R的鋼包液面位置處示蹤劑粒子濃度最大值分別為0.3和0.36 kg/m3;隨著吹氬時(shí)間繼續(xù)增加至150 s，由于鋼液在氬氣攪拌作用下形成環(huán)形流場，示蹤劑粒子開始由鋼液表面向鋼液內(nèi)部擴(kuò)散。在距液面下1.2 m處，中心距為0.5R的鋼包內(nèi)示蹤劑粒子濃度達(dá)到最大值為0.09 kg/m3，但鋼包中部示蹤劑分布不均勻；而對(duì)于中心距為0.6R的鋼包，在距液面1.2 m處示蹤劑粒子的濃度最大值為0.008 kg/m3，鋼包上部示蹤劑分布均勻，鋼包底部示蹤劑濃度最大值為0.001 kg/m3。隨著吹氬時(shí)間的進(jìn)一步延長，中心距為0.5R和0.6R的鋼包中鋼液最終完全混勻的時(shí)間分別為269 s和261 s，說明中心間距為0.6R鋼包的混勻效果要好于0.5R的。

2.2 底吹中心距對(duì)混勻時(shí)間的影響

為了進(jìn)一步研究底吹中心距為0.5R、0.6R時(shí)鋼包內(nèi)鋼液的混勻規(guī)律，模擬了噴孔夾角為180°、底吹流量在50～300 NL/min下的鋼液混勻時(shí)間，

圖3 底吹中心距為0.5R時(shí)的鋼液混勻過程模擬結(jié)果

圖4 底吹中心距為0.6R時(shí)的鋼液混勻過程模擬結(jié)果

結(jié)果如圖5所示。由圖5可知，當(dāng)吹氬量在50～100 NL/min時(shí)，中心距0.5R鋼包的混勻時(shí)間小于中心距0.6R鋼包的，而在實(shí)際生產(chǎn)過程中，鋼包底吹氬氣流量一般大于100 NL/min。當(dāng)吹氬量在100～300 NL/min時(shí)，中心距0.6R鋼包內(nèi)鋼液的混勻時(shí)間較短，其中當(dāng)吹氬量為300 NL/min時(shí)，底吹中心距為0.6R與0.5R鋼包的混勻時(shí)間分別為164 s和171 s。由此進(jìn)一步得出，中心距為0.6R鋼包的鋼液混勻能力強(qiáng)于中心距為0.5R鋼包的。

圖5 50～300 NL/min吹氬量下底吹中心距對(duì)混勻時(shí)間的影響

2.3 底吹夾角對(duì)混勻時(shí)間的影響

圖6給出了底吹中心距為0.6R，吹氬量分別為50、150、250 NL/min條件下，噴孔夾角分別為60°、90°、120°、150°和180°時(shí)的混勻時(shí)間模擬結(jié)果。由圖可知，隨著噴孔夾角的增大，熔池混勻時(shí)間呈現(xiàn)先延長后減短的趨勢。當(dāng)吹氬量為50 NL/min時(shí)，底吹噴孔夾角為120°的鋼包混勻時(shí)間最長為442 s，底吹噴孔夾角為180°的鋼包混勻時(shí)間最短為387 s。在底吹氬流量為150和250 NL/min條件下，底吹噴孔夾角為90°的鋼包鋼液混勻時(shí)間最長分別為341和275 s，底吹夾角為150°的混勻時(shí)間分別為295和253 s，而底吹噴孔夾角為180°的鋼包鋼液混勻時(shí)間最短，分別為235和165 s。由此可知，底吹噴孔夾角對(duì)鋼包混勻時(shí)間的影響顯著，噴孔夾角為90°和120°的混勻耗時(shí)最長，噴孔夾角為60°和150°的混勻能力居中，噴孔夾角為180°的混勻時(shí)間最短。

圖6 50～250 NL/min吹氬量下噴孔夾角對(duì)混勻時(shí)間的影響

2.4 底吹氬流量對(duì)混勻時(shí)間的影響

圖7為底吹噴孔夾角180°，底吹中心距為0.6R，不同底吹氬量下鋼液混勻時(shí)間的模擬結(jié)果?？梢钥闯?，當(dāng)?shù)状抵行木酁?.6R時(shí)，隨著吹氬流量的增加，混勻時(shí)間逐漸變短。當(dāng)吹氬量大于250 NL/min時(shí)混勻時(shí)間變化不再明顯，當(dāng)吹氬量為300 NL/min時(shí)，混勻時(shí)間為154 s。結(jié)合物理模擬試驗(yàn)結(jié)果，當(dāng)?shù)状禋辶髁看笥?20 NL/min時(shí)，鋼包會(huì)出現(xiàn)卷渣現(xiàn)象，導(dǎo)致鋼液內(nèi)部夾雜物增加。當(dāng)吹氬量為0～100 NL/min時(shí)， 既可以使鋼液混勻又可以減少夾雜物的產(chǎn)生。當(dāng)吹氬量為100 NL/min時(shí)，混勻時(shí)間為307 s。

圖7 底吹中心距為0.6R時(shí)不同吹氬量對(duì)混勻時(shí)間的影響

3 混勻時(shí)間驗(yàn)證

圖8為鋼包底吹中心距為0.6R，噴孔夾角為180°，不同底吹氬流量下鋼液的混勻時(shí)間數(shù)值模擬和物理模擬結(jié)果對(duì)比。

圖8 混勻時(shí)間數(shù)理模擬結(jié)果對(duì)比圖

由圖8可以看出，隨著底吹氬流量的增加，鋼液混勻時(shí)間整體呈減短的趨勢，且數(shù)值模擬與物理模擬結(jié)果的變化趨勢相同。當(dāng)吹氬量為250 NL/min時(shí)，物理模擬和數(shù)值模擬的混勻時(shí)間分別為174和156 s。當(dāng)吹氬量為150 NL/min時(shí)，物理模擬和數(shù)值模擬的混勻時(shí)間分別為219和235 s。當(dāng)吹氬量為180 NL/min時(shí)，物理模擬和數(shù)值模擬的混勻時(shí)間分別為195和217 s。最大誤差值為11.2%，最小誤差值為0.2%。誤差均值控制在5%以內(nèi)，證明數(shù)值模擬結(jié)果是準(zhǔn)確可信的。

4 結(jié)論

(1)當(dāng)噴孔夾角為180°，吹氬量為120 NL/min時(shí)，底吹中心距為0.6R與0.5R的混勻時(shí)間分別為269、261 s，底吹孔中心間距為0.6R的攪拌能力較強(qiáng)。

(2)當(dāng)?shù)状抵行木酁?.6R，吹氬量為50、150、250 NL/min時(shí)，噴孔夾角為90°的混勻耗時(shí)最長，噴孔夾角為60°和150°的混勻能力居中，噴孔夾角為180°的混勻時(shí)間最短，分別為387、219、156 s。

(3)當(dāng)?shù)状抵行木酁?.6R，底吹噴孔夾角為180°，吹氬量為50～300 NL/min時(shí)，混勻時(shí)間整體呈減短趨勢。當(dāng)吹氬量為300 NL/min時(shí)，混勻時(shí)間為154 s。

(4)吹氬流量為100 NL/min，可以避免卷渣現(xiàn)象的發(fā)生，混勻時(shí)間為307 s。

[1] 張玉柱，艾立群.鋼鐵冶金過程的數(shù)學(xué)解析與模擬[M].北京: 冶金工業(yè)出版社,1997.

[2] 曾林，劉竑，魏季和. 底吹氬精煉過程中鋼包內(nèi)流體流動(dòng)的數(shù)值模擬[J]. 上海金屬,2009,31(2):48- 52.

[3] ANIL K P, DASH S K. Mixing time in RH ladle with upleg size and immersion depth: a new correlation [J].ISIJ International, 2007, 47(10): 1549- 1551.

[4] 邱國興，戰(zhàn)東平，姜周華，等. SG45VCM鋼LF+VD精煉吹氮合金化研究[J]. 上海金屬,2016,38(2):41- 45.

[5] 朱苗勇，井本健夫，蕭澤強(qiáng)，等.多孔噴吹鋼包內(nèi)流動(dòng)和混合過程的數(shù)學(xué)物理模擬[J].金屬學(xué)報(bào),1995, 31(10): B435- B439.

[6] 任三兵，陳義勝，黃宗澤，等.LF爐底吹氬時(shí)鋼液流場的數(shù)值模擬[J].包頭鋼鐵學(xué)院學(xué)報(bào),2002,21(4): 313- 316.

[7] KIKUCHI N, NABESHIMA S, KISHIMOTO Y. Effect of propane gas on hot metal desulfurization by CaO based Flux[J].ISIJ International, 2012,52(10): 1809- 1816.

[8] LLANOS C A, SAUL G H, ANGEL R B, et a1.Multiphase Modeling of the Fluid Dynamics of Bottom Argon Bubbling during Ladle operations[J]. ISIJ International,2010, 50(3):396- 402.

[9] 蔣星亮. 70t鋼包底吹氬工藝優(yōu)化及鋼—渣界面行為研究[D].武漢：武漢科技大學(xué),2013.

[10] 李翔，包燕平，林路，等. 150t鋼包雙透氣磚底吹氬優(yōu)化與工業(yè)試用[J]. 煉鋼,2014,30(6):10- 13.

[11] 陳義勝，賀友多，黃宗澤. LF鋼包精煉過程鋼液流動(dòng)場模擬研究[J]. 包頭鋼鐵學(xué)院學(xué)報(bào),2003,22(1):16- 20.

收修改稿日期：2016- 06- 03

Numerical Simulation on Mixing Time of 65 t Ladle Bottom Argon Blowing Process

Yang Zhaojun Zeng Yanan Li Junguo

(School of Metallurgy and Energy, North China University of Science and Technology, Tangshan Hebei 063009, China)

According to the actual production process requirements of Tangsteel, the 65 t LF ladle refining process was studied by using the method of fluent numerical simulation and physical simulation. The effects of center distance and angle of bottom blowing nozzle and bottom blowing flow rat of the 65 t LF ladle on the mixing time of molten steel were analyzed. The results showed that when the center distance of bottom blowing nozzle of 65 t LF ladle was 0.6R, the angle of them was 180° and the bottom blowing flow rate was 250 NL/min, the better stirring and the shortest mixing time could be obtained. When the bottom blowing flow rate was 100 NL/min, the steel liquid exhibited stronger stirring ability, which could avoid the occurrence of slag entrapment, the mixing time being 307 s. Simultaneously, the overall error between the mathematical simulation and physical simulation was less than 5%, which further verified the accuracy of numerical simulation results.

steel ladle，bottom blowing argon，process parameters，mixing time，simulation

河北省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目( No.E2016209343 )

楊趙軍,男，從事煉鋼新技術(shù)研究，Email:15081524035@163.com，電話：15081524035

，曾亞南，男，博士，講師，研究方向?yàn)闊掍撔录夹g(shù)及鑄坯質(zhì)量控制研究，電話：18330553546，Email:zengyanann@126.com