弓形浸漬管RH混合傳質均勻性的數值模擬

孫國敏，羅志國，2，任志峰，3，鄒宗樹，2

（1.東北大學 冶金學院，沈陽110819；2.東北大學 多金屬共生礦生態化冶金教育部重點實驗室，沈陽110819；3.太原科技大學 材料科學與工程學院，太原030024）

作為鋼液二次精煉的代表，RH真空精煉法已經廣泛應用在鋼液的真空脫氣、吹氧脫碳、夾雜物去除、噴粉脫硫和合金元素添加等精煉項目.循環流量與均混時間是反映RH循環和精煉效率的重要參數.關于RH裝置內循環流量的影響因素，采用物理模擬和數值模擬等手段已經研究得比較透徹［1－4］.研究結果表明：增大浸漬管內徑可以明顯提高RH的循環流量，縮短均混時間，較大程度地提高了RH精煉效率.

受限于真空室底部面積，增大傳統圓形浸漬管內徑是有限的.Ling等［5］通過改變浸漬管形狀和增加浸漬管數量等方法提高循環流量和改善鋼液流動狀態，從而提高RH的脫碳效率.20世紀70年代中國自行研制單嘴精煉爐［6］，1988年Kuwabara等［7］提出橢圓形浸漬管，2000年樊世川等［8］提出三上升管－單下降管的結構.這些都是試圖通過改變浸漬管形狀結構、增大浸漬管的橫截面積來改善RH的循環性能，但除單嘴精煉爐外，其他結構都沒有充分利用真空室底部面積，復雜且不易操作維護.為此，鄒宗樹等［9］提出了弓形截面浸漬管的RH結構.任志峰等［10］通過物理模擬方法，對弓形管RH和傳統RH進行了循環流量和均混時間的測定，但并未對弓形浸漬管RH真空室內傳質均勻性進行研究.本文通過數值模擬方法，比較弓形浸漬管RH與傳統RH鋼液流動及混合傳質性能方面的差異，為在實際生產中弓形浸漬管結構的應用提供技術依據.

1 數學模型

1.1 基本假設及邊界條件

本文基于歐拉－歐拉的雙流體模型來模擬RH真空精煉裝置內的流體流動，提出如下假設：氣液兩相均為黏性不可壓縮Newton流體；不考慮鋼包上表面熔渣對鋼液流動的影響；不考慮氣泡在上升過程中的變形及氣泡間的聚合、破裂；氣液兩相流為等溫絕熱過程；氬氣氣泡平均粒徑為8 mm.

邊界條件：將吹氣孔位置設為速度入口；真空室出口采用壓力出口；對所有壁面采用無滑移邊界條件.

1.2 控制方程

RH真空精煉裝置內的流體流動遵循的基本方程包括連續性方程和動量守恒方程.湍流模型采用標準k－ε雙方程，不做展開.

式中：q為氣相或者液相；αq為q的體積分數，%；ρq為q的密度，kg／m3；為q的速度，m／s.

動量守恒方程：

式中：P為壓力，Pa；μq，eff為有效黏度，Pa·s；為重力加速度矢量，m／s2；Fq為q所受到的相間力（這里主要指曳力），N.

1.3 幾何尺寸及網格劃分

本文模擬的150 t的RH精煉裝置的主要幾何尺寸見表1.傳統圓形浸漬管為分體式結構；弓形浸漬管為一體式結構，由中間隔墻分割為上升管和下降管兩個部分.圓形浸漬管與弓形浸漬管的俯視圖如圖1所示.傳統RH的噴嘴為上下兩排交錯12個排布，上下層各有6孔均呈60°分布，上下層孔交錯30°，層間距150 mm；弓形管RH的噴嘴為一層10個排布，外弧側5個孔呈31°分布，浸漬管弦側5個孔等分排布.弓形管RH和傳統RH的網格如圖2所示.

表1 RH幾何尺寸Table 1 RH dimension parameters mm

圖1 RH模型俯視圖Fig.1 The top view of the RH model

圖2 RH網格Fig.2 Mesh of RH reactors

2 結果及討論

2.1 模型驗證

為了驗證模型的可靠性，本文依據相似原理建立水模型進行驗證.對弓形管RH在浸入深度為92 mm、吹氣量（在標況下，下同）為0.52～1.05 m3／h的條件進行數值模擬，并與相同條件下的物理模擬試驗結果進行對比，如圖3所示.

圖3 循環流量結果對比Fig.3 Comparison of result of circulating flow rate

從圖3可以看出，在相同條件下，數值模擬得到的循環流量與水模型實驗結果基本吻合，因此模擬結果可信度較高.

隨著卷筒紙印刷機速度的上升，折頁機構動態響應表現出豐富的非線性特征.以前對折頁機構的研究，都是認為運動副是剛性且無間隙的理想狀態，將折頁機構做為單自由度系統進行分析[8,9]，無法解釋折頁機構的非線性動態響應現象.實際狀態下，運動副間隙和軸承滾子的變形會引起與運動副相連兩構件相對微小的運動.隨著折頁機構速度的提高，兩構件的微小相對運動使折頁機構表現出非線性動態響應.下面考慮運動副間隙和軸承滾子變形因素，對折頁機構進行動力學研究[10～13].

2.2 循環流量及均混時間對比

為了對比傳統RH和弓形管RH的循環流量和均混時間，圖4給出了吹氣量在0.6～1.6 m3／min、浸入深度為500 mm的條件下，不同浸漬管RH的循環流量和均混時間.

由圖4可知，在吹氣量0.6～1.6 m3／min的情況下，隨著吹氣量的增加，弓形管RH的循環流量從1 287 kg／s增加到1 904 kg／s，均混時間從103 s減小到43 s；傳統RH的循環流量從673 kg／s增加到955 kg／s，均混時間從232 s減小到58 s.在相同條件下，弓形管RH的循環流量比傳統RH增加了91%～99%，均混時間比傳統RH減少了25%～55%.弓形浸漬管的截面積比圓形浸漬管增大了210%，氣泡之間相互融合、相互干擾的機會減少，氣泡做功增加，循環流量增大，下降流股的寬度及動能顯著增大，對鋼包的攪拌能力增加，從而縮短了均混時間.

圖4 不同浸漬管對循環流量和均混時間的影響Fig.4 The influence of different snorkels on circulation flow rate and mixing time

2.3 真空室液面形狀及流速分布對比

為了對比傳統RH和弓形管RH的真空室液面形狀及流速分布，在吹氣量為1 m3／min、浸入深度為500 mm的條件下，截取了RH主截面含氣率的分布圖、真空室液面云圖、真空室液面流場和真空室液面流速云圖.

2.3.1 真空室液面形狀對比

圖5和圖6分別為吹氣量1 m3／min、浸入深度500 mm的條件下，RH主截面含氣率分布圖和真空室液面波動形狀圖.

由圖5及圖6可知，真空室液面的氣相體積分數取值為0.5，RH真空室液面波動主要在上升管上方，傳統RH上升管的上方液面有一個較大的凸起的圓包，弓形管RH上升管的上方液面有數個較小的凸起的圓包.傳統RH相對于弓形RH，浸漬管截面面積較小，上升管內的含氣率分布密度較大，上升流股寬度小且動能大，對上升管上方液面攪拌較為集中，導致上升管上方液面有一個較大的凸起的圓包，真空室液面波動更加劇烈，更容易形成飛濺液滴群.

圖5 主截面上含氣率的分布Fig.5 Distribution of gas volume fraction on the main section

圖6 真空室液面形狀Fig.6 Shape of liquid surface in the vacuum chamber

2.3.2 真空室液面流速分布對比

圖7～9分別為在吹氣量1 m3／min、浸入深度500 mm的條件下，真空室液面流場圖、浸漬管連通區域的流動示意圖和真空室液面流速云圖.

圖7 真空室液面流場Fig.7 The velocity vector of the molten steel at the liquid level in the vacuum chamber

圖8 浸漬管連通區域的流動示意圖Fig.8 Flow diagram of the connection area of snorkels

圖9 真空室液面流速Fig.9 Velocity of steel surface in the vacuum chamber

由圖7～9可知，在真空室液面，鋼液從上升管上方主要沿著真空室壁及兩管連線方向流向下降管一側，真空室液面上的有效流動區域為真空室壁的附近區域和上升管與下降管連線區域.弓形管RH相對于傳統RH，上升管與下降管連線區域的面積較大，真空室液面上有效流動區域面積較大.因此相比于傳統RH，弓形管RH的液面處速度不活躍區較小且流速分布更均勻.

2.4 真空室內傳質均勻性對比

通過截取吹氣量為0.6～1.6 m3／min、浸入深度為500 mm條件下的真空室液面及液面z方向上的截線和真空室流通面（如圖10所示），對液面上的vave／vmax值、截線x方向上的速度分布和流通面x方向上的vave／vmax值進行分析，進而研究傳統RH和弓形管RH真空室內的傳質均勻性，相關結果如圖11～13所示.

圖10 真空室內流通面及液面z方向截線Fig.10 Circulation surface in vacuum chamber and section line in the z direction of liquid surface

如圖11所示，在吹氣量為0.6～1.6 m3／min時，隨著吹氣量的增加，傳統RH真空室液面上vave／vmax值從0.34逐步增加至0.39；而弓形管RH則從0.40逐步增加至0.47.在相同吹氣量的條件下，弓形管RH真空室液面vave／vmax值是傳統RH的1.17～1.21倍，說明弓形管RH真空室液面流速及傳質比傳統RH更均勻.圖7～9已經分析原因，在此不再闡述.

圖11 不同浸漬管對真空室液面速度均勻性的影響Fig.11 The influence of different snorkels on the velocity uniformity of liquid surface in the vacuum chamber

如圖12所示，傳統RH在真空室液面截線x方向上vave／vmax值為0.54，速度呈現“W”形分布，截線上整體速度差較大，流速分布不均.弓形管RH在真空室液面截線x方向上vave／vmax值為0.84，截線上整體速度差較小，流速分布均勻.弓形管RH在真空室液面截線x方向上的vave／vmax是傳統RH的1.56倍，說明弓形管RH截線上x方向流速分布及傳質比傳統RH更均勻.在真空室液面，弓形管RH的上升管與下降管連線區域面積較大，增加了真空室液面的有效流動區域，液面截線基本處在有效流動區域中，流速分布均勻；而傳統RH截線上只有截線中間位置和邊緣處附近在有效流動區域中，其余位置流速較低，整體流速分布不均.

圖12 真空室液面截線上x方向速度Fig.12 The velocity in the x direction on the liquid surface section in the vacuum chamber

如圖13所示，在吹氣量為0.6～1.6 m3／min時，隨著吹氣量的增加，傳統RH真空室內流通面x方向上的vave／vmax值從0.35逐步增加到0.42，而弓形管RH則從0.40逐漸增加到0.45.在相同吹氣量的條件下，弓形管RH真空室內流通面x方向上的vave／vmax值是傳統RH的1.07～1.14倍，因此弓形管RH真空室內流通面的傳質更均勻.在真空室內，鋼液從上升管上方主要沿著真空室壁及兩管連線方向流向下降管，而弓形管RH的兩管連線區域的縱向截面較大，進而增加了真空室內的有效流通面積，使流通面上流速不活躍區減小，流通面流速及傳質更加均勻.

圖13 不同浸漬管對真空室內流通面x方向上速度均勻性的影響Fig.13 The influence of different snorkels on the velocity uniformity in the x direction of circulation surface in the vacuum chamber

綜上所述，弓形管RH真空室內傳質更加均勻，傳質效果更好.

2.5 RTD曲線對比

在RH冶金反應器中，鋼水由上升管流入真空室，從下降管進入鋼包，不斷地進行循環.本研究首先利用數值模擬得出穩定的RH整體流場，然后將RH真空室和鋼包視為兩個獨立的連續反應器分別進行傳質模擬.對于真空室部分，將上升管下端截面作為入口，下降管下端截面作為出口；對于鋼包部分，將下降管上端截面作為入口，上升管上端截面作為出口.本文采用脈沖刺激響應方法，對于真空室部分，示蹤劑由上升管注入，然后測定出口（下降管）示蹤劑濃度變化，流出下降管下端截面后示蹤劑濃度強制歸零.對于鋼包部分，示蹤劑由下降管注入，然后測定出口（上升管）示蹤劑響應，流出上升管上端截面后示蹤劑濃度強制歸零.

2.5.1 真空室內RTD曲線對比

圖14為吹氣量1 m3／min、浸入深度500 mm的條件下，傳統與弓形浸漬管RH真空室內的RTD曲線圖.

圖14 不同浸漬管RH真空室內的RTD曲線Fig.14 RTD curves in RH vacuum chamber of different snorkels

由圖14可知，傳統RH及弓形管RH真空室內的RTD曲線圖均為單峰光滑的曲線，這是因為在上升管內的徑向流體速度分布較為均勻，真空室內液面較低，真空室液面與真空室底部的速度差較小.通過分析可知，弓形管RH真空室內流型的方差為0.05，活塞流體積分數93.1%.傳統RH真空室內流型的方差為0.06，活塞流體積分數81.9%.弓形管RH真空室內流體的實際流動比傳統RH更加接近于活塞流，更接近于真空室內鋼液的最佳流動狀態，更能使真空室內的精煉反應維持在高反應物濃度下進行，提高了RH傳質速率和精煉效率，極大地提高了RH的脫碳效率.在真空室內，鋼液從上升管上方主要沿著真空室壁及兩管連線方向流向下降管，而弓形管RH的兩管連線區域的縱向截面較大，進而增加了真空室內的有效流通面積，使流通面上流速不活躍區減小，流通面流速及傳質更加均勻，更接近于活塞流.

2.5.2 鋼包內RTD曲線對比

圖15為吹氣量為1 m3／min、浸入深度為500 mm的條件下，傳統與弓形浸漬管RH鋼包內的RTD曲線圖.

圖15 不同浸漬管RH鋼包內的RTD曲線Fig.15 RTD curves in RH ladle of different snorkels

從圖15可知，RH鋼包內RTD曲線極不光滑，傳統RH鋼包內RTD曲線甚至出現雙峰.這是由于在下降管內的徑向流體流速不均勻，甚至呈“倒V”形分布，同時速度差較大，鋼包較高，下降流股沖擊鋼包底部，鋼包上部與鋼包下部速度差較大.通過分析可知，弓形管RH鋼包內流型的方差為0.5，活塞流體積分數35.53%，全混流體積分數43.47%，死區體積分數21.03%.傳統RH鋼包內流型的方差為0.6，活塞流體積分數28.67%，全混流體積分數47.71%，死區體積分數28.67%.弓形管RH鋼包內死區體積分數比傳統RH減小了26%左右，弓形管RH鋼包內流體的混合性能更好.弓形管RH浸漬管截面積的增加幅度較大，增加了循環流量、下降流股的寬度和動能，對鋼包的攪拌能力增加，有利于鋼包內的流體流動及混合，減小了鋼包內死區比例.

3 結 論

（1）在相同條件下，弓形管RH的循環流量比傳統RH增加了91%～99%，弓形管RH的均混時間比傳統RH減少了25%～55%.

（2）在相同條件下，弓形管RH真空室液面vave／vmax值是傳統RH的1.17～1.21倍，流通面x方向上vave／vmax值是傳統RH的1.07～1.14倍，真空室液面截線x方向上的vave／vmax值是傳統RH的1.56倍.弓形管RH真空室液面的流速分布更均勻，真空室內傳質更均勻.

（3）在相同條件下，弓形管RH真空室內活塞流體積分數為93.1%，比傳統RH增加了13.7%.

（4）在相同條件下，弓形管RH鋼包內死區體積分數為21.03%，比傳統RH減小了26%左右，弓形管RH鋼包內流體混合性能更好.