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VD真空精煉多噴嘴底吹氣液兩相流的數(shù)值模擬

2022-07-29 10:57:54李明明鄒宗樹
材料與冶金學(xué)報(bào) 2022年4期
關(guān)鍵詞:鋼包鋼液供氣

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.

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