申耀宗,張巧榮,趙 凱,甄常亮,齊淵洪

(1.華北理工大學 冶金與能源學院,河北 唐山 063210;2.鋼鐵研究總院先進鋼鐵流程及材料國家重點實驗室,北京 100081)

現(xiàn)有高爐煉鐵工藝面臨碳排放大、環(huán)境負荷大等嚴重問題,制約了鋼鐵行業(yè)的綠色可持續(xù)發(fā)展[1-3]。非高爐煉鐵工藝的開發(fā)是減少高爐煉鐵碳排放的有效途徑之一,其中熔融還原煉鐵是當下研究的熱點[4-6],以現(xiàn)有二步法熔融還原為代表的COREX 和FINEX 煉鐵工藝已實現(xiàn)工業(yè)化生產(chǎn),但仍存在鐵水成本過高、無法完全擺脫對焦炭依賴等問題[7-9]。因此,綜合分析各熔融還原熔煉技術,結(jié)合Romelt 熔融還原煉鐵及有色冶金煙化爐,以煤基回轉(zhuǎn)窯為預還原基礎,提出了回轉(zhuǎn)窯預還原-氧煤燃燒熔分煉鐵新工藝[10]。氧煤燃燒熔分爐作為該工藝的核心反應器,冶煉過程屬于高溫封閉式冶煉,無法對熔池區(qū)域進行可視化研究,而對非穩(wěn)態(tài)流體流場中相關特性的認知又是優(yōu)化反應器結(jié)構(gòu)、掌握流體運動機理的前提。

目前,有關高溫密閉反應器的研究中,物理模擬[11-12]方法被廣泛使用,其中BRIMACOMBE 和CASTILLEJOSE[13-14]等均是基于物理模擬的基礎上研究反應器內(nèi)的氣液變化,而針對熔池內(nèi)的射流流場情況,吳晅等[15]通過建立相關模型,對反應器中3 種不同的噴吹方式進行研究,表明氣泡聚并行為的發(fā)生會對周圍射流流場產(chǎn)生交互作用。Peng Yan等[16]以數(shù)值模擬為基礎,發(fā)現(xiàn)了氣泡所受作用力的變化會影響氣泡之間的聚并概率,由此可知,氣泡運動是反應器內(nèi)射流流場變化的基礎,而射流行為的規(guī)律又是單個氣泡運動的整體表現(xiàn)。呂明等[17]通過結(jié)合理論計算和模擬分析,發(fā)現(xiàn)在圓形反應熔池內(nèi),隨著頂吹槍位的提高,射流對熔池的沖擊面積會伴隨增加。LI Ming-ming 等[18]通過模擬結(jié)果預測了反應器中噴濺和射流沖擊形狀。綜上可知,關于熔池內(nèi)射流行為的研究大多集中在以圓形爐型反應器為基礎的工藝中,對矩形熔池的研究還缺乏統(tǒng)一認知,而針對新型無焦煉鐵反應器所采用的矩形側(cè)吹浸沒式熔池熔煉,熔池中射流行為的變化會直接影響熔池內(nèi)熔煉及攪拌情況,穩(wěn)定的射流行為會促進攪拌,提高熔池熔煉效果;紊亂的射流行為又會沖擊爐襯,對耐火材料造成嚴重沖刷。

本研究通過水模擬實驗,基于相似原理,搭建了5∶1的反應器模型,輔以高速攝像系統(tǒng)實時拍攝,對氧煤燃燒熔分爐熔池區(qū)域的射流行為規(guī)律進行研究。并以射流形態(tài)中單個氣泡受力為基礎,建立射流氣泡上升運動模型,將氧槍直徑和氧槍浸沒深度作為研究變量,考察了側(cè)吹射流穿透行為的影響因素和作用機理,為氧煤燃燒熔分爐側(cè)吹爐體和氧槍設計提供理論指導。

1 回轉(zhuǎn)窯預還原-氧煤燃燒熔分煉鐵工藝介紹

回轉(zhuǎn)窯預還原-氧煤燃燒熔分煉鐵工藝流程見圖1[10]。該工藝核心熔池設計采用矩形爐型,雙排風口浸沒式側(cè)吹熔煉,上下排風口交錯式分布,見圖2。其中,氧煤燃燒熔分爐熔池區(qū)域分為2 個部分:一部分是下排風口向上區(qū)域;另外一部分是下排風口向下區(qū)域。在第一部分中,熔池區(qū)域渣鐵未完全分離,以熔體形式存在,而金屬相是在下排風口往下區(qū)域被完全分離。在此僅研究第一部分,將渣相處理為液相,進而研究矩形熔池中的氣液兩相流流動規(guī)律。

圖1 回轉(zhuǎn)窯預還原-氧煤燃燒熔分煉鐵工藝流程Fig.1 Process flow of rotary kiln pre-reductionoxygen coal combustion melting and separation ironmaking

圖2 氧煤燃燒熔分爐設計Fig.2 Design of oxygen coal combustion melting and separating furnace

2 實驗原理和裝置

以氧煤燃燒熔分爐為原型,采用有機玻璃制作熔分爐模型,通過改變氧槍直徑和氧槍浸沒深度,考察不同氧槍變量對矩形側(cè)吹浸沒熔煉熔池內(nèi)射流行為變化的規(guī)律。

2.1 實驗原理

在熔池噴吹進行過程中,要同時滿足模型和原型的Fr和Re均相等存在很大困難,只有保持1∶1的相似比才可實現(xiàn),且Re在超過自?；瘏^(qū)規(guī)定的值后,此時Re的變化幾乎不會對流場特性造成影響。除此之外,由于本工藝熔煉反應器中主要涉及氣液兩相流動,重力和慣性力為主要考慮因素,因此,在此選擇Fr,并對其進行修正。

用水模擬渣相,空氣模擬CO,為了保證熔池內(nèi)射流運動的相似性,根據(jù)相似原理,采用修正的弗勞德數(shù)F′r為相似準則數(shù),相關表達式見式(1)。

根據(jù)動力相似,實驗模型和實際原型的弗勞德數(shù)相等,即得式(2)。

將式(2)代入(1)可得式(3)。

側(cè)吹氣體在管中的流速計算公式見式(4)。

聯(lián)立(1),(2),(3),(4)得式(5)。

式(1)～(5)中:F′r1、F′r2分別為模型和原型的修正弗勞德數(shù);Q1、Q2分別為模型和原型的氣體流量,Nm3/h;d1、d2分別為模型和原型的氧槍出口直徑,mm;ρl1、ρl2分別為模型和原型的液體密度,kg/m3;ρg1、ρg2分別為模型和原型的氣體密度,kg/m3。

2.2 實驗裝置

通過式(1)、式(2)計算得到水模型不同側(cè)吹流量、氧槍直徑以及氧槍浸沒深度的實驗值。如圖3所示,根據(jù)實際熔分爐尺寸,建立5∶1水模型裝置,熔池液面高度需盛放到液位523 mm 處。

圖3 氧煤燃燒熔分爐射流穿透行為實驗平臺示意Fig.3 Schematic diagram of experimental platform for jet penetration behavior of oxygen coal combustion melting and separating furnace

實驗平臺采用高速攝像機采集反應器內(nèi)射流變化,并配合冷光源、空氣壓縮機等,將采集的圖像通過Photoshop 軟件結(jié)合Matlab 處理,得到射流行為相關特性參數(shù)。

3 實驗結(jié)果和理論分析

氣泡作為多相流動的最小單元,是衡量非穩(wěn)態(tài)流體射流規(guī)律的有效途徑,而射流運動的實質(zhì)又可看作是單個氣泡運動規(guī)律的整體表現(xiàn)。因此,對單個氣泡上升過程的受力情況進行分析,可以實現(xiàn)對整體射流變化行為的理論預測。

3.1 側(cè)吹氣體射流運動模型

對射流過程中單個氣泡的上升過程進行受力分析,假定氣泡在靜止的液體中運動,氣泡的形態(tài)可近似認為是球形。氣泡分別受到向下的重力FG、虛擬質(zhì)量力[19]FVM、曳力Fy以及向上的浮力Ff。其中,由于受到氣泡大小及形狀的影響,在兩相流流動的過程中,虛擬質(zhì)量力遠小于曳力,因此在受力分析過程中,不考慮虛擬質(zhì)量力的作用。而本工藝中氣泡受到的曳力體現(xiàn)為兩相流中連續(xù)液相對氣相中分散小氣泡的集合所作用的力,方向與氣泡和熔池中液體的相對運動方向相反,因此,將氣泡的運動方向視為正方向,曳力的方向為反方向(豎直向下)。

3.1.1 單個氣泡在射流內(nèi)的運動模型

根據(jù)射流中單個氣泡上升的受力分析情況,建立動力學方程,方向選取豎直向上為正方向,氣泡的受力情況見式(6)。

分別代入各分力的表達式[20],化簡得式(7)。

結(jié)合實驗現(xiàn)象和圖4,射流在上升沖擊液面的同時,氣泡存在勻速、加速2 個階段,受力分析分別如下所述。

圖4 射流中的氣泡運動情況Fig.4 Movement of bubbles in the jet

1)勻速運動受力分析

勻速運動受力情況見式(8)。

式中:ρg、ρl、d以及重力加速度均為已知變量。

對(8)做變換,可得速度和直徑的關系式,見式(9)。

式中:d為氣泡直徑,由于該受力模型僅對射流過程中的微小氣泡進行研究,所以氣泡直徑較小;CD為阻力系數(shù),由于雷諾數(shù)處于湍流區(qū),CD取0.44;ρl、ρg分別為水和空氣的密度。

選取不同梯度的小直徑參數(shù)作為變量,根據(jù)式(9)可得速度隨直徑變化的趨勢圖,如圖5所示。在小氣泡形態(tài)中,隨著氣泡直徑的增加,速度以近似一次函數(shù)的形式同時增加,分析可知,在湍流區(qū)域氣泡群的研究范圍內(nèi),相對較大直徑的氣泡會以更快的速度上升。

圖5 氣泡速度隨小氣泡直徑的變化關系Fig.5 Relationship between velocity and bubble diameter

2)加速運動受力分析

加速運動受力情況見式(10)。

將公式(6)代入(10)得式(11)。

式中:a可以表達為

令X1=4ρgd,X2=4gd(ρl-ρg),X3=3CDρl,整理代入(11)中可得式(12)。

對式(12)進行分離變量,當t=0,u=u0,整理可得式(13)。

在t=0,u=u0時,沿豎直方向,令u0等于0,隨著氣泡最初受力的不平衡,氣泡加速上升,根據(jù)式(13)計算可得5 種不同直徑的氣泡速度隨時間的變化趨勢圖,如圖6所示。由圖可知,隨著時間的增加,不同直徑的氣泡速度也在增加,最終趨于穩(wěn)定,且直徑越小的氣泡,最終達到穩(wěn)定時的速度越大。從氣泡受力的角度來講,氣泡在形成初期,所受到的合力向上,浮力在合力中占主導地位,氣泡加速上升。隨著氣泡的上升,向上和向下的合力逐漸平衡,最終速度無限接近勻速,達到受力平衡,針對本工藝,在形成射流的同時,由于所研究氣泡很小,因此,氣泡速度很快趨于穩(wěn)定。

圖6 不同直徑下氣泡速度隨時間變化趨勢Fig.6 Change trend of bubble velocity with time under different diameters

式(13)中,u可表示為其中y為小氣泡上升的路程,t為氣泡上升所經(jīng)歷的時間,當t=0,y=0,對式(13)化簡、積分整理可得y關于t的數(shù)學表達式,見式(14)。

根據(jù)式(14),選取不同直徑的小氣泡,根據(jù)氣泡加速階段數(shù)學模型,繪制氣泡上升路程y隨時間的變化趨勢圖,以及氣泡上升速度u隨氣泡上升路程y的趨勢變化圖,分別如圖7、圖8所示。在小氣泡的研究范圍中,直徑越大,由于氣泡體積的增加,氣泡上升所經(jīng)歷的路程越短,從而氣泡所受到的阻力越大,且氣泡在熔池中的停留時間越長,此時會提升熔池中的氣含率,對實際工藝來講,更有利于氣液兩相的充分混合,從而強化熔池攪拌。

圖7 不同直徑氣泡上升路程y 隨時間的變化趨勢圖Fig.7 Change trend of rising path y with time under different bubble diameters

據(jù)圖8所示,在氣泡經(jīng)歷相同的上升路程中,氣泡直徑越小速度越大,運動達到穩(wěn)定時的速度也就越大,速度大的氣泡群沖擊液面,釋放動能,易引起更強烈的噴濺現(xiàn)象。

圖8 不同直徑氣泡上升速度u 隨氣泡上升路程y 的變化趨勢Fig.8 Change trend of rising velocity u with the rising path y of bubbles under different diameters

綜合氣泡的加速和勻速2 個階段,氣泡在射流形成的同時,先經(jīng)歷加速階段,氣泡加速上升,不同的直徑大小的氣泡會以不同的速度加速上升,最終達到穩(wěn)定階段,基于工藝所研究氣泡很小,所需加速時間很短,在氣泡速度達到穩(wěn)定時,此時氣泡豎直方向受力平衡,氣泡接近勻速,沖擊液面后,氣泡破裂釋放動能,引起攪拌。

3.2 側(cè)吹氣體射流穿透行為

氧煤燃燒熔分爐的爐型結(jié)構(gòu)屬于矩形側(cè)吹浸沒式熔煉爐,氣體從氧槍噴入熔池后的形態(tài)變化情況如圖9所示。氧槍氣流隨著流量的不同會形成不同形態(tài)的射流,而不同形態(tài)的射流會促使熔池攪拌體系呈現(xiàn)出不同的效果,如圖10所示。

圖9 射流形態(tài)變化示意Fig.9 Diagram of jet shape change

實驗分別在不同流量工況下,選用不同評價參數(shù)對熔分爐內(nèi)的射流現(xiàn)象進行研究。

3.2.1 射流穿透行為現(xiàn)象分析

針對矩形側(cè)吹浸沒式熔池工藝條件,分別選取不同直徑和不同浸沒深度的氧槍,通過流量的變化,探究矩形側(cè)吹浸沒式熔煉熔池內(nèi)射流穿透行為的變化趨勢。氧槍射流的穿透距離L在此定義為氣相自氧槍口至氣相出現(xiàn)明顯上升時的距離,其中在可視化實驗中,射流穿透距離的示意圖如圖11所示。

圖11 模型穿透行為示意Fig.11 Diagram of model penetration behavior

通過綜合3 組不同的氧槍浸沒深度,繪制如圖12所示趨勢圖,可知,在保持氧槍直徑為4 mm 不變的情況下,隨著噴吹流量的增加,側(cè)吹射流的穿透距離近似線性增加,但不同氧槍浸沒深度下,射流穿透行為的差異并不大。分析可知,當氧槍浸沒深度較小時,氣相在形成過程中,會更貼近壁面,在從氣泡流到射流轉(zhuǎn)變的過程中,部分形成的射流或氣泡所帶來的動能會由于“貼壁效應”造成對爐壁的沖刷作用而被消耗,進而促使射流向前噴吹的動能減小,穿透距離隨即減小。但隨著流量的增加,氣泡流階段縮短,氣流在短時間內(nèi)便可達到射流狀態(tài),此時,射流受“貼壁效應”的影響降低,因此不同氧槍浸沒深度下穿透行為變化不明顯。

圖12 不同浸沒深度下側(cè)吹射流穿透距離趨勢Fig.12 Trend of jet penetration distance under different intrusion distances

為了對4 mm 氧槍直徑下的實驗結(jié)果形成對比,選取氧槍浸沒深度為15 mm 不變,改變氧槍的直徑分別為3 mm 和5 mm,研究不同工藝流量下穿透距離的變化。

根據(jù)3 組不同的氧槍直徑,繪制趨勢圖,如圖13所示。可知,在保持氧槍浸沒深度不變的情況下,射流的穿透距離繼續(xù)隨著噴吹流量的增加而增加,而在同一流量中氧槍直徑越小,氧槍穿透距離越遠。根據(jù)直徑和速度流量關系可知,隨著直徑的減小,氧槍出口速度會增加,而出口速度的增加,會引起射流動能的增加,增強射流的穿透行為,促使射流的穿透距離相應增加。而由于氧槍直徑的變化會時刻影響著氧槍出口動能的變化,因此,綜合實驗結(jié)果可知,在流量不變的情況下,氧槍直徑對射流穿透距離的影響較大。

圖13 不同氧槍直徑下側(cè)吹射流穿透距離趨勢Fig.13 Trend of jet penetration distance under different oxygen lance diameters

3.2.2 射流穿透行為理論分析

為了將穿透距離和氧槍直徑形成對比,基于氧槍直徑對射流穿透距離影響較大的基礎上,建立數(shù)學模型,進一步探究射流穿透行為和相關準則數(shù)的聯(lián)系。

通過對比實驗結(jié)果,在氧槍出口處射流的變化主要受到雷諾數(shù)Re、弗勞德數(shù)Fr和韋伯數(shù)We的影響。如圖14所示,矩形側(cè)吹浸沒式熔煉工藝所采用的是圓管氧槍,而由于圓管氧槍噴吹在短時間、短距離內(nèi)收縮現(xiàn)象不明顯[21],因此慣性力、黏性力以及重力為主要影響因素,可忽略表面張力的影響。

圖14 圓管氧槍示意Fig.14 Schematic diagram of round tube oxygen lance

綜上,射流穿透距離L所表示的函數(shù)關系見式(15)。

式中:L為射流穿透距離;D為氧槍直徑;g為重力加速度,取值9.8 m/s2。

根據(jù)文獻[21]中所述,結(jié)合穿透距離的函數(shù)關系和影響因素,將穿透距離和氧槍直徑表示為準則數(shù)的形式,見式(16)。

式中:a為系數(shù);b、c分別為雷諾數(shù)(Re)和弗勞德數(shù)(Fr)的指數(shù)。

將式(16)轉(zhuǎn)化為對數(shù)形式,見式(17)。

通過建立多元回歸方程,運用Matlab 軟件計算系數(shù)得:lna=-10.739;b=

因此,可得射流穿透距離表達式,見式(18)。

綜上,根據(jù)射流穿透現(xiàn)象及理論分析結(jié)果,結(jié)合圖15可知,射流穿透距離是氧槍和側(cè)吹爐體設計的關鍵,針對本工藝所采用的矩形側(cè)吹浸沒熔煉熔池,噴吹流量的變化為射流穿透行為改變的主要因素;在流量恒定時,氧槍直徑對穿透行為的影響相比氧槍浸沒深度的影響較大;本工藝采用直管式氧槍側(cè)吹工藝,射流入熔池時的直徑可近似為氧槍直徑,因此,側(cè)吹射流穿透距離變化所引起的能量變化主要為動能轉(zhuǎn)換。

圖15 側(cè)吹射流穿透情況Fig.15 Side-blown jet penetration condition

4 結(jié)論

氧煤燃燒熔分爐所采用的矩形側(cè)吹浸沒式爐型作為一種全新的無焦煉鐵反應器,為鋼鐵領域內(nèi)低碳減排問題提供了新的煉鐵思路。針對矩形側(cè)吹浸沒式熔池內(nèi)的射流變化,分別從射流運動模型到側(cè)吹穿透行為進行了研究,得出以下主要結(jié)論。

1)以射流實驗中單個氣泡的受力情況為基礎,建立射流氣泡上升運動模型,在氣泡勻速上升階段,由于氣泡群處于湍流區(qū)域的研究范圍內(nèi),因此速度隨直徑呈線性增加;在氣泡加速上升階段,射流氣泡直徑的大小直接影響最終氣泡群達到穩(wěn)定時的速度變化,直徑越小,達到穩(wěn)定時的速度越大,進而勻速沖擊液面,促使液面發(fā)生不穩(wěn)定波動。

2)噴吹流量是影響側(cè)吹穿透距離的主要因素;而在流量恒定時,氧槍直徑的變化時刻會影響氧槍出口動能的變化,作用效果強于氧槍浸沒深度變化引起的貼壁損耗,因此氧槍直徑對穿透行為的影響相比氧槍浸沒深度的影響較大。

3)綜合實驗結(jié)果,建立了側(cè)吹射流穿透距離圓管氧槍數(shù)學表達式以此為基礎得知,側(cè)吹射流穿透距離變化所引起的能量變化主要為動能轉(zhuǎn)換。