吹氬模式對鋼包內多相流流動行為影響的數值模擬研究

秦緒鋒,王鳳良,程常桂,李 陽,衛 衛,金 焱

(1.武漢科技大學鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點實驗室,湖北 武漢,430081;2.武漢科技大學鋼鐵冶金新工藝湖北省重點實驗室,湖北 武漢,430081;3.無錫巨力重工股份有限公司,江蘇 無錫,214111)

爐外精煉是提升鋼液質量和鋼材品級的關鍵環節,鋼包底吹氬作為其中應用最廣泛的一種手段,其通過在鋼包底部設置透氣元件吹入氬氣形成氣泡羽流,對熔池內鋼液進行攪拌,起到均勻鋼液溫度和成分、促進夾雜物上浮和鋼渣界面反應的作用[1-4]。然而,吹氬形成的氣泡羽流會降低熔池頂部渣層的穩定性,導致鋼液卷渣和吸氧增氮[5-6],甚至會加速鋼包內襯耐火材料熔損,影響鋼包的使用安全性。

對底吹氬鋼包內流體運動特性已有大量研究,通過調整吹氬點數目和位置、改變透氣元件類型等方式來改善鋼包內多相流的流動結構,提升攪拌和精煉效率[7-8]。Owusu等[9]采用粒子圖像測速儀和圖像處理技術,研究了不同類型透氣元件對鋼包冶金效果的影響,發現多孔透氣磚產生的氣泡羽流能提供更強烈的對流和湍動能,這與其產生尺寸均勻的小氣泡有關。盧寅寅等[10]通過水力學模型分析了圓孔型透氣磚與狹縫式透氣磚的冶煉效果對比,結果表明,圓孔斜通透氣磚在混勻時間、夾雜物去除率和渣眼面積控制方面表現更優。Ramasetti等[11]在考慮氣泡間相互作用的基礎上,通過數值模擬方式研究了單孔和雙孔吹氬下鋼包內鋼渣流動行為,發現大容量鋼包采用雙孔吹氬可獲得更好的攪拌效果。近期有研究發現,采用雙孔差流量吹氬的方式更有利于鋼液混勻和渣層裸露面積減少[12-14]。這些研究對于理解和改善底吹氬工藝和提高鋼液潔凈度具有重要意義,但其未能進一步分析熔池內流體結構對壁面的影響。

實際生產中,底吹氬所形成的氣泡羽流在促進流體流動的同時,會加快鋼渣對鋼包內襯的化學腐蝕,并加劇流體對鋼包耐材的流動侵蝕[15],導致鋼包內襯損毀,并產生大量外源夾雜物,顯著降低鋼水純凈度和鋼材的機械性能[16]。這與鋼液流動引發的壁面剪應力和溫度分布有關[17-18]。Huang等[19]研究發現,底吹氬條件下鋼包內渣線位置的侵蝕率較高,隨著吹氬流量增大,耐材侵蝕速度加快,但關于侵蝕位置與流動的相關性尚不明晰。Wang等[20]通過構建瞬態三維流固耦合模型,模擬鋼包內氬氣-鋼液-保護渣的三相流動行為,發現靠近透氣磚一側的渣線位置侵蝕率明顯超過其他部位,這與此處上升氣泡羽流所產生的強烈剪切流有關。由此可見,雖然底吹氬在精煉過程中發揮著重要作用,但同時也會對鋼包內耐火材料產生不利影響[21]。在提高鋼鐵產能、降低能耗比的背景下,通過優化底吹氬鋼包流場,減緩耐材侵蝕損耗以減少耐材使用、提高鋼包容積,對于實現鋼包輕量化也具有重要意義。

基于此,本文通過耦合流體體積(VOF)方法與離散相模型(DPM),計算鋼包內氣泡運動和鋼渣兩相界面波動,模擬底吹氬鋼包內的多相流流動,分析了不同底吹氬模式(單孔吹氬、雙孔等流量吹氬和雙孔差流量吹氬)對鋼包內流場、鋼渣界面行為和壁面剪應力分布的影響,以期為優化鋼包底吹氬工藝和提升鋼液質量提供理論依據。

1 數學模型

1.1 鋼包幾何結構

本文以某鋼廠150 t鋼包為研究對象,鋼包的幾何結構如圖1所示。鋼包高度、底部和頂部有效直徑依次為3 635、2 733、3 488 mm。鋼包采用彌散型透氣磚吹氬,單孔吹氬和雙孔吹氬的透氣磚布置見圖1(b)和1(c),透氣磚頂面直徑為80 mm,其距鋼包中心點沿X軸和Y軸方向的距離分別為500、550 mm。鋼包液位高度為2 600 mm,液渣層厚度為150 mm。

(a)主視圖 (b)俯視圖,單孔吹氬 (c)俯視圖,雙孔吹氬

1.2 基本假設

對所建模型作如下假設:①鋼液和保護渣為牛頓不可壓縮流體,其物性參數均為常數;②不考慮傳熱和化學反應對流體流動的影響;③不考慮空氣層、粉渣層和燒結層對鋼渣界面的影響;④氣泡為球形,氣泡尺寸符合Rosin-Rammler分布。

1.3 控制方程

在鋼渣界面區域,采用VOF模型對非混多相流進行界面追蹤。連續性方程和Navier-Stokes方程可表示為:

(1)

·(μl·v)+ρlg+Fσ+Fother

(2)

ρl=αρsteel+(1-α)ρslag

(3)

μl=αμsteel+(1-α)μslag

(4)

上述式中:ρl為流體密度,kg/m3;v為流體速度,m/s;t為時間,s;α為流體體積分數;p為靜壓力,Pa;μl為流體黏度,Pa·s;g為重力加速度,取9.8 m/s2;ρsteel、ρslag分別為鋼液和液渣密度,kg/m3;μsteel、μslag分別為鋼液和保護渣黏度,Pa·s;Fσ為鋼渣兩相界面張力,N/m;Fother表示單位質量氣泡離散相對連續相所施加的作用力,N。

采用標準κ-ε湍流模型來求解鋼包內氣液兩相流引起的湍流流動,湍動能κ和湍動能耗散率ε方程分別為:

(5)

(6)

(7)

上述式中:G為由平均速度梯度所產生的湍動能,m2/s2;μt為湍流黏度,Pa·s;C1ε、C2ε、Cμ為經驗常數,σκ、σε分別為κ、ε的湍流普朗特數,C1ε、C2ε、Cμ、σκ、σε取值依次為1.44、1.92、0.09、1.0、1.3。

將氣泡視為離散相,利用DPM模型追蹤氣泡在鋼渣連續相中的運動行為。氣泡所受作用力的平衡方程見式(8),由此可求得氣泡的運動軌跡和空間位置分布,即:

(8)

(9)

(10)

上述式中:vb,i為氣泡速度,m/s;db,i為氣泡直徑,m;ρb為氣泡密度,kg/m3;Cvm為虛擬質量系數,取0.5;Cd為曳力系數;α1、α2、α3為經驗常數;Reb為氣泡雷諾數。式(8)右側分別為氣泡受到的曳力、重力和浮力,以及壓力梯度力和虛擬質量力之和。

為準確預測氣泡特性對氣液兩相流流動影響,考慮了氣泡間的斯托克斯碰撞聚合,采用O’Rourke算法對氣泡間的碰撞進行隨機估算,氣泡間的碰撞概率Pc可表示為

(11)

式中:r1、r2分別為氣泡半徑,m;vrel為氣泡間相對速度,m/s;Vcell為單元網格體積,m3;Δt為步長,s。

聚并氣泡速度vB由下式確定:

(12)

式中:m1、m2為合并前兩氣泡質量,kg;v1、v2為合并前兩氣泡速度,m/s;b、bcrit分別為單元格內碰撞氣泡實際偏移量和臨界偏移量,當b

1.4 邊界條件及參數設置

鋼包壁面區域采用標準壁面函數處理,采用無滑移邊界條件,氬氣泡壁面邊界條件為反彈;鋼包上表面設置為自由剪切壁面邊界條件,氬氣泡到達上表面將發生逃逸。求解過程中,采用耦合壓力和速度項的Simplec算法和Geo-Reconstruct方法對鋼渣界面進行插值并追蹤計算,速度項采用二階迎風格式。計算中,采用0.005 s的步長非穩態計算20 s,得到穩定流場,各參數收斂殘差均小于1×10-4。采用ANSYS ICEM對鋼包幾何模型進行結構網格劃分,對速度變化較大的吹氬區域和鋼渣界面處進行網格加密處理,其中鋼渣界面處初始網格尺寸為5 mm,網格增長率為1.5,網格數目約8.6×105。鋼包幾何模型和網格劃分示意圖見圖2。數值模擬所用物性參數列于表1中,其中氣泡初始尺寸范圍為0.2～5.0 mm,氣泡平均尺寸為2.5 mm[7]。單孔吹氬(G1)、雙孔等流量吹氬(G2)和雙孔差流量單孔吹氬(G3)的數值模擬方案如表2所示。

表1 數值模擬用物性參數

表2 實驗方案

(a)鋼包幾何模型 (b)計算網格劃分

1.5 模型驗證

1.5.1 網格無關性驗證

為分析模擬結果與網格數目的相關性,在單孔吹氬、吹氬流量180 L/min條件下,對網格進行整體加密處理,網格數目分別取5.4×105、6.4×105、7.4×105、8.6×105、9.5×105時,計算得到透氣磚中心上方沿鋼包高度方向的速度分布如圖3所示。由圖3可知,隨著距鋼包底部透氣磚距離的增加,透氣磚上部流體速度呈先增大后減小的趨勢,這與底吹氬所形成的氣泡羽流分布有關。氣體通過透氣磚形成大量小氣泡,透氣磚上部附近的鋼液在氣泡群浮力作用下快速上浮,速度迅速增大;氣泡進一步上浮過程中向四周擴散,單位體積內流體所受浮力作用減弱,上浮速度也隨之降低;在靠近熔池液面位置,氣泡羽流沖擊液渣層后動量衰減并轉為表面流動,速度進一步降低。不同網格數量下,流體速度分布計算結果基本一致,未顯示出較大的差異性。為減少模型計算工作量,同時保證一定的計算精度,本文采用的網格數目為8.6×105。

圖3 不同網格數目下透氣磚中心處沿鋼包高度方向的速度分布

1.5.2 水模型驗證

為進一步驗證該數學模型的可靠性,基于相似原理,采用1∶5比例的水模型研究單孔吹氬條件下鋼渣界面波動行為。采用Image J軟件對水模型實驗得到的圖片進行處理,利用像素法計算得到渣眼面積大小。當吹氬流量為180 L/min時,由水模型實驗和數值模擬計算得到的典型渣眼形態如圖4所示,不同吹氬流量下渣眼面積大小對比如表3所示。

表3 不同吹氬流量下數值模擬和水模型實驗渣眼面積對比

(a)數值模擬 (b)水模型實驗

由圖4可知,在底吹氬形成氣泡羽流的沖擊作用下,熔池液面渣層被上升流股沖開,渣眼邊緣的底部渣層增厚,并在涌動鋼液的帶動作用下向四周擴展,鋼液裸露,形成圓形渣眼。結合表3可知,隨著吹氬流量的增大,渣眼面積逐漸增加。對比不同吹氬流量下的渣眼面積大小可知,數值模擬結果與水模型實驗結果基本一致,誤差處在3.90%～9.26%之間,所建模型的可靠性和準確性得到驗證。

2 結果與討論

2.1 鋼包內流場典型分布

圖5為總吹氬流量為240 L/min,不同吹氬模式下鋼包內典型的氣泡分布、速度分布、鋼渣界面波動和湍動能分布,截面位置為與X軸平行的過透氣磚中心的XZ截面。

圖5 不同吹氬模式下鋼包內典型流場

由圖5可知,底吹氬鋼包內,氣泡從透氣磚表面逸出進入熔池后逐漸向四周擴散,形成倒錐狀的氣泡羽流區,帶動周圍鋼液上浮。受氣泡羽流區外側低速鋼液阻滯作用的影響,上升流速度從氣泡羽流區中心向兩側逐漸降低,并在沖擊液面渣層后推動渣層向四周擴展,形成鼓包區或渣眼,并在此處造成較大湍動能;隨后上升流轉變為水平流,并在鋼渣界面底部形成以氣泡羽流為中心的渦流區。渦流區不僅能促使隨氣泡上浮至液面的夾雜物被液渣捕獲去除,還能加強鋼渣界面傳質,加快精煉反應。

對比不同吹氬模式下鋼包內流場可知,單孔吹氬雖然能在鋼包內形成局部大環流,但由于湍流耗散使得環流的遠端速度較低,對此處鋼液的攪拌帶動作用較弱;相比于雙孔吹氬,由于單孔吹氬位置和數目限制,渣層易被吹開,卷渣概率較大。雙孔等流量吹氬模式下,鋼包內鋼液流動更活躍,鋼液上升流股速度小,對渣層的沖擊力弱,鋼渣界面相對穩定;然而,雙孔吹氬所形成的氣泡羽流在鋼包上部相互碰撞,耗散底吹氬的驅動能,使得兩上升流股之間存在流動不活躍區。雙孔差流量吹氬時,吹氬流量的差異使得鋼包內形成一強一弱兩個上升流股,強流股可用于攪拌鋼液,弱流股則有利于夾雜物的上浮去除,兩者功能相互補充;同時,兩流股的動量差異會造成強流股吸引弱流股的現象,有助于減小雙流股之間的流動不活躍區。

2.2 鋼包內速度和湍動能分布

不同吹氬模式下,吹氬流量對鋼液速度分布的影響如圖6和圖7所示,吹氬流量對鋼液湍動能分布的影響如圖8和圖9所示,其中截面位置為與X軸平行過透氣磚中心的XZ截面,曲線位置為截面內Z=2.0 m 高度位置處。

圖6 不同吹氬模式下鋼包內速度分布

(a)G1 (b)G2 (c)G3

圖8 不同吹氬模式下鋼包內湍動能分布

(a)G1 (b)G2 (c)G3

由圖6和圖7可知,受氣泡羽流空間分布的影響,透氣磚上方鋼液速度呈現中間高兩邊低的正態分布規律。隨著吹氬流量的增大,氣泡羽流中氣泡數目增多,在浮力驅動作用下鋼液速度逐漸增大。不同吹氬模式下鋼包內鋼液速度分布呈現出較大差異性。吹氬流量相同時,單孔吹氬模式下鋼液上浮速度最大,雙孔差流量吹氬中強流股上浮速度其次,雙孔等流量吹氬中上升流股鋼液速度最低。吹氬流量為240 L/min時,單孔吹氬、雙孔等流量吹氬和雙孔差流量吹氬中鋼液上升流股最大速度分別達到2.25、1.49、1.70 m/s,表明鋼液上浮的動能與氣泡浮力密切相關,大吹氬流量下形成更多氣泡上浮做功,充分攪拌鋼液。

由圖8和圖9可知,鋼液湍動能分布與鋼液速度分布存在較大的相關性,兩者變化規律基本一致。從分布對稱性上看,單孔吹氬模式下,低吹氬流量時流股兩側湍動能分布較為對稱;隨著吹氬流量的增大,流股中心右側湍動能明顯較大,這與氣泡羽流的附壁效應有關。當鋼液上升流股速度加快時,流股與壁面間的壓力減小,使得氣泡羽流向壁面靠近;大吹氬流量下氣泡羽流中氣泡數目增多,氣泡擴散過程中受到的壁面阻滯作用增大;受壁面摩擦作用的影響,上升流股在靠近壁面一側形成較大的湍動能。該氣泡附壁效應不僅消耗底吹氬的攪拌驅動能,還會導致底吹氣泡帶動鋼液沖刷壁面內襯,造成鋼包局部應力集中,降低鋼包的使用壽命和安全性。

2.3 鋼渣界面速度分布和渣眼面積

底吹氬鋼包中鋼渣界面行為的合理性十分重要,弱攪拌下需確保鋼渣界面穩定,抑制頂渣卷混、二次氧化,強攪拌下則要避免熔池液面渣層被大面積吹開。不同吹氬模式下,吹氬流量對鋼渣界面速度分布和渣眼面積的影響分別如圖10和圖11所示。

圖10 不同吹氬模式下鋼渣界面速度分布

圖11 不同吹氬模式下渣眼面積

由圖10可知,3種吹氬模式下鋼渣界面速度隨吹氬流量的變化趨勢基本一致,均隨吹氬流量增大而逐漸加快;當吹氬流量相同時,單孔吹氬模式下鋼渣界面速度和流動不活躍范圍最大,可能導致渣眼遠端低流速區渣層冷凝結殼,影響精煉效果;雙孔等流量吹氬下規律則相反,鋼渣界面最大速度位于渣眼邊緣鼓包的底部區,說明此處易受鋼液剪切,發生卷渣。

鋼包底吹氬對鋼渣界面傳質的促進作用主要體現在兩個方面:①底吹氬鋼包內熔池循環流動加快,鋼渣界面流動速度增大;②鋼渣界面的活躍流動范圍增大。對于單孔吹氬模式,低吹氬流量下鋼渣界面速度較小,活躍流動范圍較大,這對鋼渣界面傳質具有一定的促進作用;隨著吹氬流量增大,熔池內循環流動加快,鋼渣界面最大速度增加,而活躍流動范圍減小。雙孔等流量吹氬模式下,鋼渣界面最大速度和活躍流動范圍均隨吹氬流量的增大而增加,此時大吹氬流量更有利于鋼渣界面反應。而雙孔差流量吹氬模式下,強流股能快速攪拌鋼液,弱流股使得鋼渣界面即便在大吹氬流量時也能保持一定范圍的活躍流動。

由圖11可知,吹氬流量在120～240 L/min范圍,相同吹氬流量下,單孔吹氬所形成的渣眼面積最大。這是因為低吹氬流量下渣眼面積主要受上升流股沖擊力的影響,吹氬流量越大,氣泡羽流到達鋼渣界面后推動渣層的作用力越強。當吹氬流量超過240 L/min,雙孔等流量吹氬模式形成的渣眼面積最大,雙孔差流量吹氬所形成的渣眼面積最小。這與透氣磚位置、數目和吹氬流量大小有關。大吹氬流量下,單孔吹氬所形成的氣泡羽流由于受壁面限制,對渣層的驅動力在壁面處大量耗散,使得渣眼面積增長速率減緩;而雙孔吹氬模式下上升流股分布寬度較窄,受壁面影響相對較小。

2.4 鋼包壁面剪應力分布

不同吹氬模式下鋼包壁面剪應力分布如圖12所示?？梢钥闯?同一吹氬模式下,鋼包壁面剪應力隨吹氬流量的增大而增大,壁面最大剪應力分布在與透氣磚同側壁面上部和渣層下方。雙孔等流量吹氬模式下,壁面剪應力分布范圍明顯增大,壁面存在3處應力集中區;雙孔差流量吹氬下壁面剪應力集中區減少,表明壁面剪應力分布與鋼包內氣泡羽流行為密切相關。一方面,由于透氣磚布置在鋼包底部偏心位置,底吹氬所形成的氣泡羽流在上升過程中會逐漸向臨近的同側壁面方向擴散,帶動周圍鋼液沖刷壁面;另一方面,底吹氬在鋼包內形成的環流也會不斷沖刷壁面,與渣眼距離越近,意味著環流對壁面的沖擊作用力越強。

圖12 不同吹氬模式下壁面剪應力分布

壁面最大剪應力決定了鋼包內襯耐材的流動侵蝕速率,而剪應力位置和面積分布規律對鋼包內襯耐材的安裝和替換有重要參考意義。圖13為不同吹氬模式下鋼包壁面最大剪應力、壁面最大剪應力距鋼渣界面距離以及壁面剪應力大于1 Pa的區域面積。

(a)鋼包壁面最大剪應力 (b)壁面最大剪應力距鋼渣界面距離 (c)壁面剪應力大于1 Pa的區域面積

由圖13可知,整體上來看,不同吹氬模式下鋼包壁面最大剪應力均隨者吹氬流量的增加而增大;單孔吹氬模式下壁面剪應力最大,雙孔等流量吹氬模式下剪應力最小,并且兩種雙孔吹氬模式下壁面最大剪應力大小相近,僅相差1 Pa左右。吹氬流量為120 L/min時,單孔吹氬形成的壁面最大剪應力位于距鋼渣界面0.32 m深度處,隨著吹氬流量增大,最大剪應力距鋼渣界面距離增加,其中單孔吹氬下最大剪應力距鋼渣界面距離增幅最大,雙孔差流量吹氬下該距離變化幅度最小。當吹氬流量為400 L/min時,由于單孔吹氬形成的渣眼靠近壁面并形成大量卷渣,導致此處的鋼液環流發現顯著變化,使得最大剪應力距鋼渣界面距離大幅降低。從壁面剪應力面積來看,不同吹氬流量下,單孔吹氬下壁面剪應力面積較小,雙孔等流量吹氬下壁面剪應力區域面積較大;當吹氬流量大于240 L/min時,雙孔差流量吹氬下壁面剪應力面積隨吹氬流量的增加而減小。由此可見,在縮短混勻時間、提高精煉效果的前提下[14],雙孔差流量吹氬模式對鋼包內襯耐火材料的流動侵蝕作用更小。

3 結論

1)單孔吹氬模式下,鋼包內局部大環流遠端流速低,距透氣磚遠端的鋼渣界面流動不活躍,易導致此處渣層冷凝結殼。雙孔等流量吹氬模式下,當吹氬流量較低時,鋼渣界面流動活躍,隨著吹氬流量增加,雖然鋼渣界面流速增大,但其流動活躍性降低。雙孔差流量吹氬模式下,由于弱流股的攪拌作用,使得鋼渣界面即便在大吹氬流量時也能維持一定范圍的活躍流動。

2)吹氬流量在120～240 L/min范圍,當吹氬流量相同時,單孔吹氬所形成的渣眼面積要大于兩種雙孔吹氬模式。而當吹氬流量超過240 L/min,雙孔等流量吹氬形成的渣眼面積最大,雙孔差流量吹氬所形成的渣眼面積最小。

3)對于3種吹氬模式而言,最大壁面剪應力位于與透氣磚同側壁面上部和渣層下部。單孔吹氬模式下,壁面剪應力最大,而壁面剪應力面積較小,雙孔等流量吹氬模式下的規律與之相反;兩種雙孔氬模式下壁面最大剪應力大小相近,相差僅在1 Pa左右。綜合考慮各方面因素,雙孔差流量吹氬模式可以在提高鋼液精煉效率的同時,降低鋼包內襯耐火材料的流動侵蝕。