楊 宇，李明明，余 珊，邵 磊，鄒宗樹

（1.東北大學(xué) 多金屬共生礦生態(tài)化冶金教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，沈陽(yáng) 110819；2.東北大學(xué) 冶金學(xué)院，沈陽(yáng) 110819；3.遼寧科技學(xué)院 冶金工程學(xué)院，遼寧 本溪 117000）

真空脫氣裝置（vacuum degasser，VD）是目前應(yīng)用十分廣泛的二次精煉設(shè)備，具有鋼水脫氫和氮處理、合金成分微調(diào)、夾雜物去除、鋼水成分及溫度均勻化等諸多精煉功能.VD爐精煉過程的順利進(jìn)行與底吹氬氣攪拌提供的良好流體動(dòng)力學(xué)條件密不可分.因此，研究鋼包底吹氬氣過程的鋼水流動(dòng)情況并優(yōu)化底吹氬工藝是提高鋼液質(zhì)量、提升VD真空精煉效率的基礎(chǔ).目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)底吹氬氣鋼包流場(chǎng)與混勻效果及其受底吹氬工藝參數(shù)（如底吹噴嘴數(shù)量和位置、吹氬流量和模式等）的影響規(guī)律進(jìn)行了廣泛研究[1-5]，但主要針對(duì)的是常規(guī)鋼水冶煉條件下鋼包單噴嘴或雙噴嘴底吹氬工藝的優(yōu)化.然而，隨著氫冶金在鋼鐵工業(yè)的大力發(fā)展，可以預(yù)見完全以H2或富H2作為還原劑所生產(chǎn)鋼水的[H]含量將顯著高于傳統(tǒng)轉(zhuǎn)爐鋼水.在高氫鋼水冶煉的過程中，進(jìn)一步優(yōu)化底吹氬工藝、提高精煉效率以滿足鋼水溫降和生產(chǎn)節(jié)奏的要求，是VD精煉工藝面臨的重要任務(wù).盡管增加底吹氬氣流量可在一定程度上提高精煉效率，但受卷渣等因素的影響，通過增加現(xiàn)行單噴嘴或雙噴嘴鋼包底吹氬氣的流量來增強(qiáng)的攪拌效率已很有限[6-7].因此，本文中通過建立VD真空精煉過程氬氣、鋼液兩相流動(dòng)的數(shù)學(xué)模型，探究VD精煉爐在多噴嘴底吹條件下鋼液的流動(dòng)與混合特性，并在此基礎(chǔ)上考察底吹氬氣模式和流量對(duì)熔池流體力學(xué)行為的影響.

1 數(shù)學(xué)模型

基本假設(shè)：①忽略熔渣層，氬氣和鋼液視為不可壓縮黏性流體；②不考慮化學(xué)反應(yīng)及其對(duì)氣、液相的影響；③忽略鋼包液面波動(dòng)，認(rèn)為鋼液表面水平；④不考慮氣泡的破裂與聚并等氣泡間的相互作用；⑤底部和側(cè)壁為無滑移壁面，采用標(biāo)準(zhǔn)壁函數(shù)模擬近壁區(qū)流動(dòng).

采用Eulerian多相流模型模擬氬氣、鋼液兩相流動(dòng)，氣液兩相的質(zhì)量守恒方程和動(dòng)量守恒方程如式（1）（2）所示.氣液兩相間的作用力主要考慮曳力和升力.

式中：αq為q相的相分率，%；ρq為q相的密度，kg／m3；uq為q相的速度，m／s；p為壓力，pa；g為重力加速度，m／s2.

為了準(zhǔn)確地描述鋼包內(nèi)氣液兩相的湍流流動(dòng)，同時(shí)考慮阻力、尾跡脫落和氣泡擺動(dòng)等氣泡運(yùn)動(dòng)引起的液體湍流脈動(dòng)現(xiàn)象，以及氣液相間湍流的相互作用，對(duì)標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型進(jìn)行修正.修正后的湍流模型可表述為

式中：Sk，Sε分別為兩相作用引起的湍流源項(xiàng)[8-9].

式中：σk＝1.0，σε＝1.3，Cε1＝4.0，Cε2＝0.6，Ck1＝6.0，Ck2＝ 0.75，C1＝ 1.43，C2＝ 1.92，CD＝ 1.0.其中，Gk是由平均速度梯度引起的湍動(dòng)能k的產(chǎn)生項(xiàng)，即式（5）（6）等式右邊第一項(xiàng)分別表示由于阻力、尾跡脫落和氣泡擺動(dòng)等氣泡運(yùn)動(dòng)引起的液體湍動(dòng)能k和耗散能ε的產(chǎn)生項(xiàng)；等式右邊第二項(xiàng)是氣泡上升運(yùn)動(dòng)過程中液相對(duì)氣泡產(chǎn)生的剪切作用，其與摩擦因數(shù)和空隙率成正比.

當(dāng)鋼液達(dá)到穩(wěn)定流動(dòng)狀態(tài)時(shí)，根據(jù)示蹤劑的擴(kuò)散情況來評(píng)估混勻過程，將獲得95%均勻度所需的時(shí)間定義為混勻時(shí)間.采用組分輸運(yùn)模型預(yù)測(cè)示蹤劑在鋼液中的混合過程，計(jì)算中考慮了含氣率對(duì)組分輸運(yùn)的影響，如式（7）所示.

式中：Sct為湍流施密特?cái)?shù)，取值1.0；C為示蹤劑的無量綱濃度.

以某鋼廠105 t VD真空精煉鋼包為原型建立三維數(shù)值模型.圖1為鋼包幾何結(jié)構(gòu)示意圖及其尺寸.鋼包吹氬入口設(shè)置為速度入口邊界條件，根據(jù)實(shí)際情況下吹氬流量計(jì)算氬氣流速，兩相流體性質(zhì)及其他操作參數(shù)見表1.鋼液表面采用脫氣邊界條件，即假定為一個(gè)平坦的自由表面，攪拌氣體完全排出，剩余液體完成循環(huán)流動(dòng).采用耦合算法計(jì)算兩相流場(chǎng)，根據(jù)流場(chǎng)結(jié)果計(jì)算示蹤劑在鋼液中的傳輸行為.計(jì)算收斂標(biāo)準(zhǔn)為離散方程殘差小于10-4.

圖1 某鋼廠105 t VD鋼包幾何尺寸和結(jié)構(gòu)參數(shù)（m）Fig.1 Geometrical dimensions and structure of 105 t VD in a steel plant

表1 流體特性和操作參數(shù)Table 1 Fluid characteristics and operating parameters

2 結(jié)果與討論

2.1 數(shù)值模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的有效性，將本文中的數(shù)學(xué)模型應(yīng)用于 Sheng等[8，10]建立的物理模型，并對(duì)比數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果.圖2（a）給出了考慮和不考慮湍流修正（標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型）時(shí)預(yù)測(cè)的沿底噴嘴中心軸線方向的液相速度分布與實(shí)驗(yàn)測(cè)量值的對(duì)比，圖2（b）為此兩種湍流模型預(yù)測(cè)的液面處液相速度的徑向分布與測(cè)量值的對(duì)比.從圖中可以看出，與標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型相比，使用修正k-ε模型的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值吻合較好.這表明在鋼包內(nèi)氣液兩相流動(dòng)過程中，阻力、尾跡脫落、氣泡擺動(dòng)等氣泡運(yùn)動(dòng)引起的液體湍流脈動(dòng)及氣液相間湍流的相互作用對(duì)兩相流動(dòng)的影響較大，在兩相湍流模擬時(shí)不可忽略.

圖2 液相速度分布的預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)測(cè)量值的比較Fig.2 Comparison of the predicted liquid velocity and the measured ones

為驗(yàn)證數(shù)值結(jié)果的網(wǎng)格無關(guān)性，對(duì)比了三種網(wǎng)格數(shù)量下沿底噴嘴中心軸線方向的液相速度分布，如圖3所示.由圖可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量為45萬和55萬時(shí)，計(jì)算結(jié)果相差較小.因此，為減小計(jì)算成本并保證良好的精度，所有的模擬均采用45萬網(wǎng)格數(shù).

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)量下沿底噴嘴中心軸線方向的液相速度分布Fig.3 Liquid velocity distribution along the tuyeres axis for different numbers of grids

2.2 VD精煉多噴嘴底吹兩相流場(chǎng)和混合特性

Lou等[11]研究了不同噴嘴數(shù)量對(duì)氣攪拌鋼包混合現(xiàn)象的影響，他們發(fā)現(xiàn)與單噴嘴中心吹氣和偏心吹氣相比，雙噴嘴吹氣的混合時(shí)間短.大量研究[12-15]表明，雙噴嘴底吹熔池較單噴嘴底吹更能有效改善鋼包內(nèi)溶液的流動(dòng)和熔池的混合現(xiàn)象，也更有利于提高熔池的混合效率.因此，本文對(duì)VD精煉爐多噴嘴底吹熔池的混合現(xiàn)象進(jìn)行了研究分析.

圖4為VD精煉爐不同噴嘴數(shù)量的底吹布置方案.基于原型鋼包雙噴嘴布置方式[圖4（a）]，設(shè)置了多噴嘴布置方式，如圖4（b）～（d）所示.其中，雙噴嘴徑向位置分別為0.57R和0.41R（R為爐底半徑），分離角為71.4°，標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下吹氬流量為260 L／min（以下均為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)）.

圖4 VD爐多噴嘴布置方式Fig.4 Layout of bottom tuyeres in VD furnace

從表2中可以看出：當(dāng)采用VD爐原雙噴嘴布置時(shí)，混勻時(shí)間較長(zhǎng)，增加噴嘴數(shù)量可使混勻時(shí)間顯著縮短；當(dāng)采用圖4（b）所示的三噴嘴布置時(shí)，混勻時(shí)間最短，為129 s.與雙噴嘴和四噴嘴底吹相比，三噴嘴底吹布置方式使熔池混勻效率分別提高了31.4%和4.7%.

表2 不同噴嘴數(shù)量下熔池混勻時(shí)間Table 2 Mixing time of molten bath in VD furnace for different numbers of tuyeres

為了進(jìn)一步闡明引起上述混勻效果的原因，圖5和圖6分別給出了不同噴嘴數(shù)量布置方式下在熔池深度為2.0 m處水平截面上的速度云圖和過0.57R噴嘴豎直截面上的速度云圖.由圖5（a）和6（a）可知，當(dāng)采用雙噴嘴布置時(shí)，鋼液流動(dòng)速度較小，在靠近壁面處存在兩個(gè)較大的弱流動(dòng)區(qū)，且在熔池中心循環(huán)流動(dòng)較弱，鋼液整體混合不均勻，混勻效率較低.當(dāng)噴嘴數(shù)量增加到3個(gè)時(shí)，近壁區(qū)鋼液流動(dòng)加強(qiáng)，弱流動(dòng)區(qū)減小，鋼液的整體混合均勻且強(qiáng)烈，如圖5（b）和圖6（b）所示.但需要指出的是，在三噴嘴底吹的條件下，當(dāng)改變所增加噴嘴的徑向位置和夾角時(shí)，氣泡羽流區(qū)鋼液的動(dòng)能明顯下降，熔池內(nèi)弱流動(dòng)區(qū)增大，鋼液循環(huán)流速減弱且不均勻，混合效果并未得到改善，說明噴嘴布置方式對(duì)熔池的流動(dòng)和混合有較大影響[見圖5（c）和圖6（c）].當(dāng)?shù)讎娮鞌?shù)量進(jìn)一步增加到 4個(gè)時(shí)，氣泡羽流區(qū)鋼液具有較大的動(dòng)能，但由于羽流之間的強(qiáng)干擾作用，氣體傳輸至鋼液的攪拌能下降，在靠近壁面和羽流之間的鋼液流動(dòng)變差，如圖5（d）和圖6（d）所示.從圖6中還可以發(fā)現(xiàn)，氣泡羽流區(qū)的液相速度在接近上表面時(shí)降低.這主要是因?yàn)樵诔隹谶吔绮捎玫氖敲摎膺吔鐥l件，鋼液表面被假定為一個(gè)平坦的自由表面，攪拌氣體完全排出，剩余液體完成熔池循環(huán)流動(dòng).因此，接近上表面處的液相速度極低，出口界面處的鋼液動(dòng)量為0.

圖5 不同噴嘴數(shù)量布置方式下熔池深度為2.0 m處水平截面上的速度云圖Fig.5 Velocity contours on horizontal section at the bath depth of 2.0 m for different numbers of tuyeres

圖6 不同噴嘴數(shù)量布置方式下過0.57R噴嘴豎直截面上的速度云圖Fig.6 Velocity contours on vertical section at 0.57R for different numbers of tuyeres

2.3 底吹供氣模式的影響

研究表明[16]，不同供氣模式（均勻供氣和非均勻供氣）會(huì)影響底吹鋼包系統(tǒng)對(duì)熔池的攪拌效果.根據(jù)前文對(duì)噴嘴數(shù)量的優(yōu)化結(jié)果，采用圖4（b）所示的三噴嘴底吹布置方式分析供氣模式的影響.在保持總底吹供氣流量相同的條件下，研究不同的非均勻供氣方案對(duì)熔池混勻的影響.分配原則如下：靠近熔池底中心的噴嘴采用弱氣流量對(duì)鋼包底部弱流區(qū)進(jìn)行攪拌，而遠(yuǎn)離熔池底中心的噴嘴則采用強(qiáng)氣流量對(duì)整個(gè)鋼包進(jìn)行攪拌，從而形成大的循環(huán)流量，在一定程度上降低氣體攪拌的能量耗散.氬氣流量為260 L／min，流量分配按圖7所示的入口順序設(shè)置.假設(shè)供氣模式為1∶1∶1（均勻供氣）與 2 ∶1 ∶1，3 ∶2 ∶1，1∶2∶3，1∶2∶2，2∶3∶3（非均勻供氣）.

圖7 底吹流量分配模式Fig.7 Gas distribution modes for bottom tuyeres

從表3可以看出：隨著入口1流量分配比的增大，混勻時(shí)間逐漸減少；當(dāng)3個(gè)噴嘴的流量分配比為3∶2∶1時(shí)混勻時(shí)間最短，為124 s；當(dāng)入口2和入口3流量分配比增大時(shí)，混勻時(shí)間顯著增加.綜上可知，提高近壁區(qū)噴嘴的流量分配比可達(dá)到改善熔池動(dòng)力學(xué)條件的作用.

表3 不同供氣模式對(duì)混勻時(shí)間的影響Table 3 Effect of gas injection modes on bath mixing time

圖8和圖9分別給出了不同供氣模式下過入口1、入口2豎直截面上的矢量圖和熔池深度為2.0 m處水平截面上的速度云圖.由圖8（a）～（c）和圖9（a）～（c）可知，隨著入口1流量分配比的增大，鋼液流動(dòng)速度增加，靠近壁面處的弱流動(dòng)區(qū)逐漸減小，熔池內(nèi)循環(huán)流動(dòng)逐漸均勻而穩(wěn)定.當(dāng)入口2和3流量分配比增大時(shí)，鋼液流動(dòng)速度較小，循環(huán)流動(dòng)減弱，如圖8（d）～（f）和圖9（d）～（f）所示.因此，當(dāng)采用3∶2∶1供氣模式時(shí)，混勻時(shí)間最短，說明此模式下熔池的混合現(xiàn)象最好，可獲得VD真空精煉最優(yōu)熔池動(dòng)力學(xué)條件.

圖8 不同供氣模式下過入口1和入口2豎直截面上的矢量圖Fig.8 Velocity vectors on vertical section through tuyeres 1 and 2 for different gas injection modes

圖9 不同供氣模式下熔池深度為2.0 m處水平截面上的速度云圖Fig.9 Velocity contours on horizontal section at the bath depth of 2.0 m for different gas injection modes

2.4 底吹氬氣流量的影響

在3∶2∶1的非均勻三噴嘴供氣模式下，表4給出了氣體流量在50～500 L／min內(nèi)熔池的混勻時(shí)間.結(jié)果表明，隨著底吹氬氣流量的增大，熔池的混勻時(shí)間先減少而后增加.當(dāng)采用較小的底吹氬氣流量（50 L／min）時(shí)，熔池混勻時(shí)間較長(zhǎng)，為155 s；當(dāng)吹氣流量增大到100 L／min時(shí)，混勻時(shí)間減少到118 s；而當(dāng)?shù)状禋鍤饬髁窟M(jìn)一步增大時(shí)，混勻時(shí)間開始逐漸延長(zhǎng).這是由于底吹氬是鋼液流動(dòng)的動(dòng)力來源，當(dāng)小氣體流量底吹時(shí)，氣體的攪拌能較小；當(dāng)氣體流量增大時(shí)，氣泡上浮的動(dòng)能增大，促進(jìn)了鋼液流動(dòng)，熔池混勻時(shí)間變短；當(dāng)?shù)状禋鍤饬髁砍^某一臨界值時(shí)，在各羽流區(qū)會(huì)形成“通道效應(yīng)”[17]，氣流將快速上升到熔池表面，導(dǎo)致其在熔池中的停留時(shí)間變短，這極其不利于氣液間的動(dòng)量傳遞.因此，在采用3∶2∶1的非均勻三噴嘴供氣模式時(shí)，最佳吹氬流量為100 L／min.

表4 氣體流量對(duì)混勻時(shí)間的影響Table 4 Effect of gas flow rate on mixing time

3 結(jié) 論

（1）通過考慮氣液兩相流動(dòng)過程中阻力、尾跡脫落、氣泡擺動(dòng)等氣泡運(yùn)動(dòng)引起的液相湍流脈動(dòng)及兩相間湍流的相互作用，建立了可準(zhǔn)確描述VD真空精煉過程氣液兩相流動(dòng)的數(shù)學(xué)模型.

（2）多噴嘴底吹可有效改善鋼包內(nèi)熔池的混合現(xiàn)象.當(dāng)采用三噴嘴底吹時(shí)，熔池的混合效率高于雙噴嘴和四噴嘴底吹.

（3）當(dāng)采用三噴嘴底吹時(shí)，提高近壁區(qū)噴嘴的流量分配比可強(qiáng)化熔池?cái)嚢?，?∶2∶1的非均勻供氣模式可達(dá)到最佳熔池混合效果.

（4）在3∶2∶1的非均勻三噴嘴供氣模式下，隨氣體流量的增加，混勻時(shí)間存在一個(gè)臨界最小值；當(dāng)?shù)状禋鍤饬髁繛?00 L／min時(shí)，混勻時(shí)間最短，為118 s.