侯鵬，艾立群，許少霞，石鑫越

(河北聯(lián)合大學(xué)冶金與能源學(xué)院，河北唐山 063009)

隨著我國(guó)經(jīng)濟(jì)社會(huì)的發(fā)展，對(duì)鋼鐵材料性能的要求日益提高，這迫使鋼鐵企業(yè)不斷改進(jìn)現(xiàn)有工藝設(shè)備以生產(chǎn)出滿足市場(chǎng)需求的產(chǎn)品。1991年，日本新日鐵公司開發(fā)了一種名為REDA(Revolutionary Degassing Activator，即革命性脫氣激勵(lì)器，我國(guó)稱為單嘴精煉爐或單嘴RH)的新型真空精煉裝置，它將RH的雙浸漬管真空室結(jié)構(gòu)改為單浸漬管真空室，將RH上升管處的環(huán)吹氬改為鋼包底部偏心吹氬［1-2］。在保證精煉效果的同時(shí)提高了鋼液的循環(huán)流量，強(qiáng)化了真空脫碳能力，并且可節(jié)約大量氬氣降低冶煉成本［3］。為了掌握REDA這種新型真空精煉裝置的冶煉規(guī)律，本研究借助計(jì)算流體力學(xué)軟件(CFD)對(duì)REDA精煉過程的鋼液流動(dòng)行為進(jìn)行仿真模擬，并重點(diǎn)分析了氬氣流量對(duì)精煉過程流場(chǎng)及循環(huán)流量的影響，以期為REDA真空精煉工藝的優(yōu)化提供參考。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 模型基本假設(shè)

REDA真空精煉過程鋼液的流動(dòng)為多相湍流，提出必要的假設(shè)條件可以簡(jiǎn)化模型減少運(yùn)算量，假設(shè)內(nèi)容如下:

(1)將鋼包和真空室內(nèi)的鋼液看作整體，體系內(nèi)氣液兩相均為粘性不可壓縮流體，并且將兩相流動(dòng)過程視為穩(wěn)態(tài)。

(2)將氬氣泡在鋼液中的上浮視為理想化的剛性球體，氣泡平均直徑為10mm，氣泡的浮力是鋼液循環(huán)流動(dòng)的主要驅(qū)動(dòng)力。

(3)忽略溫度場(chǎng)對(duì)精煉過程鋼液流動(dòng)的影響。

1.2 控制方程

(1)連續(xù)性方程:

(2)動(dòng)量方程:

(3)湍動(dòng)能(k)方程:

(4)湍動(dòng)能耗散(ε)方程:

式(1)～(4)中:ρ為流體密度，kg/m3;ui、uj為不同方向上的流體速度，m/s;P為壓力，Pa;μeff為有效黏度系數(shù)，F(xiàn)i為體積力N/m3，k為湍動(dòng)能，m2/s2，ε為湍動(dòng)能耗散率，m2/s3，Gk為源項(xiàng);σk、σε分別為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)。

1.3 邊界條件

(1)自由表面:在真空室和鋼包熔池表面，表面切應(yīng)力很小可忽略不計(jì)，且允許氣體以到達(dá)表面的速度離開。

(2)入口邊界條件:將鋼包底部透氣磚噴嘴平面作為速度入口，方向垂直所在截面向上。(3)出口邊界條件:將真空室熔池表面和鋼包鋼液表面設(shè)為壓力出口。

1.4 模型參數(shù)及求解

模擬以300t REDA真空精煉裝置為研究對(duì)象，在直角坐標(biāo)系下建立模型，所建模型與原型的比例為1∶1，見圖1。模擬所使用的相關(guān)工藝參數(shù)見表1。將真空室和鋼包中鋼液所在空間作為計(jì)算域整體進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格劃分方式為45×45×37。采用相間滑移法(ISPA)求解。

表1 模型主要工藝參數(shù)

圖1 REDA法示意圖與幾何模型

2 REDA真空精煉過程鋼液流場(chǎng)形態(tài)

在真空度133Pa、氬氣流量為1200NL/min的條件下，REDA精煉過程中鋼液的流場(chǎng)形態(tài)如圖2、圖3所示。從圖2中可以看出，REDA區(qū)別于其它真空精煉裝置比較顯著的特點(diǎn)是利用其鋼包底部的噴嘴偏心吹氬實(shí)現(xiàn)鋼液的循環(huán)流動(dòng)。氣體由底吹透氣磚進(jìn)入鋼液內(nèi)上浮形成柱狀的羽流區(qū)，羽流區(qū)為鋼液和氬氣的混合流，在上升過程中速度由羽流區(qū)柱芯向外逐漸擴(kuò)張。羽流區(qū)中氣體到達(dá)真空室熔池表面后逸出，上升流股運(yùn)動(dòng)方向發(fā)生改變形成下降流股，并在浸漬管頂部形成一個(gè)渦流。下降流股與上升流股之間存在著干擾但對(duì)鋼液的循環(huán)流動(dòng)影響不大。下降流股在鋼包內(nèi)大部分空間以較分散的方式流向包底，對(duì)鋼包底部沖擊較輕，撞擊之后的鋼液沿包底向四周擴(kuò)散，其中部分鋼液匯入羽流區(qū)再次上浮，從而在鋼包及真空室內(nèi)部形成主循環(huán)區(qū)。同時(shí)在鋼包的四個(gè)角部區(qū)域，鋼液的流動(dòng)速度較低，這些區(qū)域的流動(dòng)還需改善。

圖4為沿Z軸方向不同高度下鋼液流場(chǎng)截面圖。圖4(a)為距鋼包底部0.2 m處流場(chǎng)橫截面圖，下降流股對(duì)鋼包底部熔池沖擊后鋼液沿包底向四周擴(kuò)散，說明下降流股對(duì)鋼包底部的沖擊面積較大;圖4(b)為浸漬管下端出口3.6 m流場(chǎng)橫截面圖，圖中貼近浸漬管壁且矢量方向比較密集的區(qū)域?yàn)樯仙鞴?，上升流股被下降流股環(huán)繞，并且截面內(nèi)下降流股的面積遠(yuǎn)大于上升流股的面積，但下降流的速度卻明顯低于上升流;圖4(c)為真空室熔池表面流場(chǎng)橫截面圖，截面內(nèi)上升流股的速度矢量方向發(fā)生偏轉(zhuǎn)，形成速度矢量向下的下降流股。

圖4 沿Z方向截面流場(chǎng)矢量圖

3 氬氣流量對(duì)精煉過程流場(chǎng)及循環(huán)流量的影響

3.1 氬氣流量對(duì)精煉過程鋼液流場(chǎng)的影響

模擬氬氣流量在600～1600 NL/min范圍內(nèi)，氬氣流量變化對(duì)鋼液流動(dòng)行為的影響，并選取氬氣流量在800 NL/min、1000 NL/min、1200 NL/min、1400 NL/min時(shí)鋼液的流場(chǎng)形態(tài)進(jìn)行分析，模擬結(jié)果示于圖5。由圖5可知，隨著氬氣流量的提高使上升與下降流股速度矢量均增大，上升流股的流速增加尤為明顯，但氬氣流量的提高對(duì)流場(chǎng)形態(tài)的影響不顯著。

圖5 氬氣流量對(duì)鋼液流場(chǎng)的影響

圖6為不同氬氣流量下浸漬管出口截面等速線分布情況，圖中左側(cè)曲線為下降流股等速線右側(cè)為上升流股等速線。四幅圖中圖6(a)下降流股等速線圍成的截面積最小，圖6(d)等速線圍成的截面積最大，說明隨著氬氣流量的升高下降流股的截面積擴(kuò)大。REDA鋼液的循環(huán)流量按照通過出口截面下降流股的鋼液量計(jì)算，因此下降流股橫截面積的擴(kuò)大有助于鋼液循環(huán)流量的提高。

圖6 浸漬管出口截面等速線分布

圖7為浸漬管出口截面下降流股一側(cè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)速度曲線，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)選取位置如圖8所示。隨著徑向距離的增加，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的流速逐漸提高，當(dāng)距浸漬管壁0.5 m附近時(shí)速度達(dá)到峰值，超過該點(diǎn)速度值開始逐漸減小。這是因?yàn)榭拷n管壁一側(cè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)由于鋼液與管壁間的摩擦力流速較低，隨著徑向距離的增加摩擦力減弱速度開始增大，距離在0.5 m處時(shí)速度達(dá)到極大值，當(dāng)距離超過0.5 m以后下降流受到上升流的干擾速度開始減小。從圖中還可以看出，氬氣流量的升高使下降流股內(nèi)各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的速度均增大，但對(duì)監(jiān)測(cè)點(diǎn)速度曲線的變化趨勢(shì)影響不大。

3.2 氬氣流量對(duì)循環(huán)流量的影響

圖9 氬氣流量對(duì)循環(huán)流量的影響

氬氣流量是影響REDA鋼液循環(huán)流量的重要工藝參數(shù)之一。圖9為本模擬循環(huán)流量的計(jì)算結(jié)果與Kitamura［4］對(duì)新日鐵公司330 t REDA循環(huán)流量研究結(jié)果的對(duì)比。

由圖9可知，300 t REDA的循環(huán)流量與330 t REDA循環(huán)流量的計(jì)算結(jié)果較為接近，以此驗(yàn)證模擬結(jié)果的可靠性。隨著氬氣流量的提高，鋼液的循環(huán)流量隨之增加，當(dāng)氬氣流量提高到1200 NL/min后曲線的增加趨勢(shì)減緩。這是因?yàn)閺浬⒃阡撘褐械臍鍤饬看嬖凇帮柡椭怠保^該值氬氣泡的聚合作用加劇，氬氣與鋼液的接觸面積減少，導(dǎo)致氬氣流量對(duì)促進(jìn)鋼液上浮作用減弱，進(jìn)而影響循環(huán)流量的提高。氬氣流量由600 NL/min提高到1600 NL/min后，鋼液的循環(huán)流量可提高70 t/min，表明氬氣流量對(duì)鋼液循環(huán)流量的影響效果顯著。對(duì)于300 t REDA精煉裝置氬氣流量在1200 NL/min時(shí)循環(huán)流量可達(dá)到210 t/min，該值接近RH在氬氣流量4000 NL/min時(shí)的循環(huán)流量［5］。在保證鋼液良好的循環(huán)流動(dòng)狀態(tài)的前提下，同時(shí)考慮底吹透氣磚的實(shí)際條件，將氬氣流量控制在1600 NL/min以內(nèi)即可滿足精煉需要。

4 結(jié)論

(1)在真空室和鋼包所組成的整體空間內(nèi)，REDA精煉過程的流場(chǎng)由上升流和下降流形成的主循環(huán)區(qū)構(gòu)成。精煉過程中鋼液的流場(chǎng)形態(tài)合理，能夠?qū)崿F(xiàn)循環(huán)流動(dòng)，但是在流場(chǎng)的角部區(qū)域，鋼液的流動(dòng)速度較低，此區(qū)域的流動(dòng)狀態(tài)還需改善。

(2)氬氣流量由600 NL/min提高到1600 NL/min后，鋼液的循環(huán)流量可提高70 t/min。氬氣流量對(duì)鋼液循環(huán)流量的影響效果顯著，但對(duì)精煉過程鋼液流場(chǎng)形態(tài)的影響不大。

(3)隨著氬氣流量的提升，鋼液的循環(huán)流量隨之增加，但增加趨勢(shì)逐步減緩。當(dāng)氬氣流量為1200 NL/min時(shí)，REDA的循環(huán)流量接近210 t/min。

［1］Okimori M.Development of Vacuum Decarburization Technologies at Yawata Works，Nippon Steel［J］.Nippon Technical Report，2001，84:53-57.

［2］秦哲，朱梅婷，成國(guó)光，等.單嘴精煉爐合金料加入方式及混勻特性水模型研究［J］.特殊鋼，2010，31(2):5.

［3］秦哲，潘宏偉，朱梅婷，等.單嘴精煉爐真空處理過程鋼液流動(dòng)行為模擬研究［J］.鋼鐵，2011，46(3):22.

［4］Kitamura S，Aoki H，Miyamoto K，et al.Development of a Novel Degassing Process Consisting with Single Large Immersion Snorkel and a Bottom Bubbling Ladle［J］.ISIJ International，2000，40(5):455-459.

［5］孫亮，艾立群，趙俊花，等.RH精煉過程鋼液流動(dòng)行為與循環(huán)流量數(shù)值模擬［J］.鋼鐵釩鈦，2009，30(2):31.