朱　雯　金　焱　?？】　≡≥x

(武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用教育部重點實驗室，湖北武漢　430081)

高爐出鐵過程中，高爐爐缸鐵水流動和排放的復(fù)雜性很大程度上取決于爐缸中死料柱的行為，如今死料柱對高爐生產(chǎn)操作的重要性已被越來越多的研究學(xué)者所認(rèn)可[1]。Standish等[2]試驗研究了死料柱尺寸分布對鐵水流動的影響；Shinotake等[3]研究了沉坐和浮起的死料柱對高爐爐缸內(nèi)鐵水流動行為的影響；Nishioka[4]、Nouchi等[5- 6]研究了死料柱顆粒直徑、位置和形狀等因素對渣鐵排放速率和渣鐵滯留量的影響；Shibata等[7]研究了死料柱結(jié)構(gòu)、無焦炭區(qū)和焦炭孔隙度等對耐材溫度分布和爐缸內(nèi)鐵水流動的影響。Inada等[8]通過向風(fēng)口加入鈷的氧化物，并在出鐵口處追蹤檢測鈷的濃度，得出爐缸內(nèi)鐵水流場為非對稱的結(jié)論。上述大多是針對高爐穩(wěn)態(tài)出鐵過程進行的研究，與高爐實際出鐵過程存在一定差別。

本文以某鋼鐵廠實際生產(chǎn)高爐爐缸為研究對象，以流體力學(xué)相關(guān)理論為基礎(chǔ)，利用FLUENT軟件建立了高爐爐缸三維流體數(shù)學(xué)模型，研究了高爐出鐵過程中死料柱形狀與狀態(tài)對爐缸內(nèi)鐵水非穩(wěn)態(tài)流動的影響。

1　模型描述

圖1為有效容積1 750 m3高爐爐缸三維模型示意圖，以爐底中心為原點建立三維直角坐標(biāo)系。模型參數(shù)的選取均依據(jù)原型，爐缸半徑為4 740 mm，爐缸深度為4 002 mm，出鐵口深度為1 435 mm，出鐵口半徑為150 mm，鐵口傾角為10°，鐵口長度為400 mm。由于鐵口均勻分布于爐體四周，因此研究只采用一個出鐵口。將幾何模型導(dǎo)入ICEM進行網(wǎng)格劃分， 使用FLUENT程序中的VOF模型求解。

圖1　高爐爐缸三維模型示意圖Fig.1　3D schematic diagram of the blast furnace hearth

根據(jù)高爐生產(chǎn)過程中死料柱在爐缸中受到高溫渣鐵的沖刷作用，模擬死料柱的三種可能形狀：圓柱型、圓臺型、圓弧型；兩種工作狀態(tài)：沉坐和浮起，如圖2所示。

將中心死料柱視為多孔質(zhì)結(jié)構(gòu)進行研究，孔隙度為0.4，死料柱區(qū)域約占爐缸總區(qū)域的4/5，死料柱浮起時與爐缸底部距離為400 mm。

1.1　假設(shè)條件

圖2　死料柱的形狀與狀態(tài)示意圖Fig.2　Schematic diagram of deadman’s shape and state

(1)鐵水與高爐爐渣為不可壓縮流體；

(2)忽略爐缸內(nèi)的耐火材料與鐵水的物理化學(xué)反應(yīng)以及爐渣所造成的影響；

(3)爐缸內(nèi)鐵水、爐渣和高爐煤氣間互不滲透；

(4)高爐煤氣從爐缸上部流入速度垂直向下；

(5)忽略壁面效應(yīng)對流體區(qū)域的影響。

1.2　數(shù)學(xué)模型和控制方程

在模擬高爐非穩(wěn)態(tài)出鐵過程中，氣、液、渣三相互不滲透，可使用VOF多相流模型。在VOF模型中，分別引入鐵水、高爐爐渣和高爐煤氣三相流體積分?jǐn)?shù)，通過求解每一個控制單元內(nèi)的體積分?jǐn)?shù)值，確定相同界面。設(shè)αhotmetalx,y,z,t、αslagx,y,z,t和αgasx,y,z,t分別代表每個控制單元內(nèi)鐵水、高爐爐渣和高爐煤氣所占的體積分?jǐn)?shù)，在每個單元中有：

αhotmetal+αslag+αgas=1

(1)

鐵水、高爐爐渣和高爐煤氣的體積分?jǐn)?shù)微分控制方程為：

(2)

式中：t為時間；ui、xi為速度分量和坐標(biāo)分量，i=1,2,3，即ui=u,v,w，xi=x,y,z。

VOF模型采用三維標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流方程，由于高爐爐缸出鐵過程是一個非穩(wěn)態(tài)過程，爐缸內(nèi)流體的流動是一個包含層流和湍流的混合復(fù)雜流動模型，動量方程使用非穩(wěn)態(tài)方程，包括連續(xù)性方程、動量方程[9]：

連續(xù)方程：

(3)

動量方程：

+ρgi+Si

(4)

式中：源項Si在自由區(qū)為零，在死料柱內(nèi)：

(5)

(6)

式中：α和C分別是滲透系數(shù)和慣性力系數(shù)；Dp和φ分別是死料柱內(nèi)焦炭顆粒的平均直徑和死料柱孔隙度。

在鐵水自由區(qū)：

Si=0

(7)

k-ε湍流模型：

k方程：

(8)

ε方程：

(9)

模型常數(shù)：C1=1.44，C2=1.92，Cμ=0.09，σε=1.3 。

1.3　邊界條件

邊界條件是依據(jù)高爐爐缸模擬條件設(shè)定，邊界條件如下：

(1)入口定義為爐缸上端面，高爐煤氣在壓力作用下，由入口流入；

(2)出口在出鐵口處，設(shè)置為壓力入口；

(3)爐缸壁面為無滑移面，爐缸內(nèi)壁采用FLUENT中的標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)設(shè)置；

(4)鐵渣界面初始高度為3 000 mm，在重力和上部高爐煤氣壓力作用下逐漸下降。

1.4　數(shù)值求解

基于上述模型的控制方程和對應(yīng)的邊界條件，模擬步驟如下：

(1)前處理。使用CAD軟件建立幾何模型、使用ICEM劃分網(wǎng)格、設(shè)定物性參數(shù)，參數(shù)如表1所示；

(2)求解方程(1)～(9)的代數(shù)式。通過控制求解精度和迭代步驟，調(diào)節(jié)松弛因子，模擬得到收斂結(jié)果；

(3)后處理。計算結(jié)果進行可視化處理，并得出所需數(shù)據(jù)。

表1　高爐流體的物性參數(shù)Table 1　Physical properties of fluids for blast furnace

2　計算結(jié)果與討論分析

利用FLUENT軟件模擬研究高爐爐缸中不同死料柱的狀態(tài)及形狀對爐缸內(nèi)鐵水流場、爐底剪應(yīng)力的影響。模擬結(jié)果表明，死鐵層深度為1 435 mm的爐缸出鐵時間約3 000 s，為了便于分析，統(tǒng)一選取T=1 000 s時刻，Y=0 mm時的ZX面，距離爐缸底部Z=1 000 mm鐵口下部的XY面和爐缸整體進行流場分析，同時選取爐底Z=0 mm的XY面進行剪應(yīng)力分析。

2.1　死料柱沉坐爐底狀態(tài)下鐵水流場分析

從圖3和圖4可以看出，死料柱在沉坐爐缸底部條件下，大部分鐵水直接流向出鐵口。但是由于爐缸中部死料柱屬于多孔質(zhì)結(jié)構(gòu)，其對鐵水的阻力較大，部分鐵水會優(yōu)先通過死料柱與爐缸側(cè)壁之間的空間流向鐵口，從而形成明顯的鐵水環(huán)流，對爐缸壁面造成沖刷侵蝕。出鐵口遠端鐵水自由區(qū)，鐵水的流動會形成混流區(qū)，其中沉坐狀態(tài)圓柱形死料柱的混流最明顯。

圖3　死料柱沉坐狀態(tài)下對稱面的速度矢量圖(Y=0 mm)Fig.3　Velocity vector of symmetric plane for sinking deadman (Y=0)

圖4　死料柱沉坐狀態(tài)下水平面的速度矢量圖(Z=1 000 mm)Fig.4　Velocity vector of horizontal plane for sinking deadman (Z=1 000 mm)

由圖5可以看出，死料柱在沉坐狀態(tài)下鐵口附近均有明顯的漩流，死料柱邊緣鐵水自由區(qū)交界處有小漩流產(chǎn)生。從爐缸流線圖整體情況來看，不同形狀的死料柱在沉坐狀態(tài)下對爐缸內(nèi)流場和漩流數(shù)量均產(chǎn)生不同的影響。綜合來看，圓臺形死料柱在沉坐狀態(tài)下所產(chǎn)生的漩流較少。

圖5　死料柱沉坐狀態(tài)下爐缸內(nèi)流線圖Fig.5　Streamline in blast furnace hearth for sinking deadman

由圖6可以看出，不同形狀的死料柱在沉坐狀態(tài)下，爐缸底部的較大剪應(yīng)力主要分布在死料柱邊緣區(qū)域，其中在鐵口附近區(qū)域較明顯，會造成爐底侵蝕較嚴(yán)重；鐵口遠端死料柱邊緣區(qū)域爐缸底部剪應(yīng)力相對較小，爐缸中部由于死料柱的沉坐，鐵水在死料柱多孔介質(zhì)結(jié)構(gòu)的阻力下流動較緩慢，爐缸底部剪應(yīng)力較小，對爐缸的沖刷侵蝕較弱。

2.2　死料柱浮起狀態(tài)下鐵水流場分析

從圖7和圖8可以看出，死料柱在浮起狀態(tài)下，依然有環(huán)流產(chǎn)生。但由于死料柱浮起底部自由鐵水區(qū)的存在，部分鐵水趨于從底部流向鐵口，爐缸底部鐵水流動相對較活躍，鐵水流速也較快，對爐底的沖刷增強。由圖8(a)可以看出，圓柱形死料柱在浮起狀態(tài)下，爐缸內(nèi)部死料柱與鐵水自由區(qū)交界處有明顯的非對稱漩流產(chǎn)生。由圖7(c)和圖8(c)可以看出，圓弧形死料柱在浮起狀態(tài)下，爐缸內(nèi)部混流非常明顯，主要集中在死料柱底部邊緣區(qū)域。由圖7(b)和圖8(b)可以看出，圓臺形死料柱在浮起狀態(tài)下，爐缸內(nèi)流場相對穩(wěn)定，混流較少，漩流現(xiàn)象不明顯。

圖6　死料柱沉坐狀態(tài)下爐缸底部剪應(yīng)力云圖Fig.6　Shear stress diagram of hearth bottom for sinking deadman

圖7　死料柱浮起狀態(tài)下對稱面的速度矢量圖(Y=0 mm)Fig.7　Velocity vector of symmetric plane for floating deadman (Y=0)

圖8　死料柱沉浮起態(tài)下水平面的速度矢量圖(Z=1 000 mm)Fig.8　Velocity vector of horizontal plane for floating deadman (Z=1 000 mm)

由圖9(a)可以看出，圓柱形死料柱在浮起狀態(tài)下，爐缸內(nèi)部死料柱側(cè)面邊緣有明顯的較大非對稱漩流，漩流區(qū)域約占爐缸的1/3，漩流邊緣鐵水速度較大，對爐缸壁面沖刷侵蝕增強。由圖9(c)可以看出，圓弧形死料柱在浮起狀態(tài)下，死料柱四周邊緣區(qū)域有明顯的漩流和混流產(chǎn)生，漩流的邊緣鐵水流速較大，對爐缸壁面沖刷侵蝕增強。由圖9(b)可以看出，圓臺形死料柱在浮起狀態(tài)下，爐缸內(nèi)部漩流和混流現(xiàn)象較弱，流場穩(wěn)定。

由圖10(a)可以看出，圓柱形死料柱在浮起狀態(tài)下，爐缸底部較大剪應(yīng)力主要分布在漩流區(qū)域。由圖10(b)可以看出，圓臺形死料柱在浮起狀態(tài)下，爐缸底部較大剪應(yīng)力主要分布在爐缸鐵口附近鐵水流動較為活躍的鐵水自由區(qū)。由圖10(c)可以看出，圓弧形死料柱在浮起狀態(tài)下，爐缸底部剪應(yīng)力主要分布在爐缸中心四周漩流的邊界交界區(qū)域。綜上可見，圓臺形死料柱在浮起狀態(tài)下爐缸內(nèi)流場穩(wěn)定，混流和漩流較弱，對爐缸壁面的侵蝕相對較弱。

3　結(jié)論

(1)爐缸內(nèi)死料柱在沉坐和浮起爐底狀態(tài)下，爐缸四周鐵水自由區(qū)均有環(huán)流產(chǎn)生，爐缸內(nèi)有漩流產(chǎn)生，出鐵口遠端有混流產(chǎn)生；圓柱形死料柱沉坐狀態(tài)下，混流明顯，浮起狀態(tài)下，爐缸內(nèi)有非對稱的漩流產(chǎn)生，漩流區(qū)域約占爐缸的1/3，漩流區(qū)域鐵水速度較大，對爐缸壁面沖刷侵蝕較大；圓臺形死料柱在沉坐和浮起狀態(tài)下，爐缸內(nèi)部流場相對比較穩(wěn)定；圓弧形死料柱在浮起狀態(tài)下，爐缸內(nèi)有大量的漩流和混流產(chǎn)生，漩流區(qū)域鐵水流速較大，對爐缸壁面沖刷侵蝕較大。

圖9　死料柱浮起狀態(tài)下爐缸內(nèi)流線圖Fig.9　Streamline in blast furnace hearth for floating deadman

圖10　死料柱浮起狀態(tài)下爐缸底部剪應(yīng)力云圖Fig.10　Shear stress diagram of hearth bottom for floating deadman

(2)死料柱在沉坐和浮起狀態(tài)下，爐缸底部較大剪應(yīng)力主要分布在鐵水環(huán)流區(qū)域和漩流區(qū)域，以及出鐵口附近區(qū)域。在鐵口遠端和死料柱沉坐區(qū)域，爐缸爐底剪應(yīng)力較小。

(3)死料柱在浮起狀態(tài)下對爐缸內(nèi)鐵水流場影響較大。

[2] STANDISH N,CAMPNELL P J. Analysis of liquid flow in blast furnace hearths [J]. ISIJ International, 1984, 24(9): 709- 717.

[3] SHINOTAKE A,ICHIDA M,OOTSUKA H,et al. Floating/sinking of deadman and liquid flow behavior in blast furnace hearth [J]. Nippon Steel Technical Report, 2006, 94 : 115- 121.

[4] NISHIOKA K, MAEDA T，SHIMIZU M. A three- dimensional mathematical modelling of drainage behavior in blast furnace hearth[J]. ISIJ International, 2005, 45(5):669- 676.

[5] NOUCHI T, YASUI M, TAKEDA K. Effects of particle free space on hearth drainage efficiency [J]. ISIJ International, 2003, 43 (2): 175- 180.

[6] NOUCHI T, STATO M, TAKETA K, et al. Effects of operation condition and casting strategy on drainage efficiency of the blast furnace hearth[J]. ISIJ International, 2005, 45(10):1515- 1520.

[7] SHIBATA K, KIMURA Y, SHIMIZU M, et al. Dynamics of dead- man coke and hot metal flow in a blast furnace hearth [J]. ISIJ International, 1990, 30(3):208- 215.

[8] INADA T, NAKANO K, et al. Dissection investigation of Blast Furnace Hearth [J].ISIJ International, 2009, 49(4): 470- 478.

[9] 王福軍. 計算流體動力學(xué)分析- CFD軟件原理與應(yīng)用[M]. 北京:清華大學(xué)出版社, 2004.