竇為學(xué)，雷洪，朱苗勇

(1.東北大學(xué) 冶金學(xué)院，遼寧 沈陽，110819；2.敬業(yè)鋼鐵有限公司，河北 石家莊，040500；3.東北大學(xué) 材料電磁過程研究教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 沈陽，110819)

鋼液真空循環(huán)脫氣法是西德魯爾鋼鐵公司(Ruhrstahl)和赫拉歐斯公司(Hereaeus)共同設(shè)計(jì)開發(fā)的一種鋼液爐外精煉方法，簡稱RH法。為提高精煉效果，縮短精煉時(shí)間，提高生產(chǎn)效率，國內(nèi)外許多冶金學(xué)者為RH精煉設(shè)備結(jié)構(gòu)和操作進(jìn)行了多項(xiàng)改進(jìn)，如增加真空室高度、擴(kuò)大浸漬管直徑、將活動真空室改為固定真空室、增設(shè)多功能噴嘴[1]，并開發(fā)了多種改進(jìn)型號，如RH-OB，RH-PB，RH-KTB和RH-IJ。目前，RH 已經(jīng)成為具有脫碳、脫磷、脫硫、脫氧、脫氫、去夾雜物、調(diào)整鋼液成分和升溫等多種功能的精煉反應(yīng)器，在超低碳鋼和純凈鋼生產(chǎn)方面發(fā)揮著重要作用。我國是研究單管RH（單嘴精煉爐）最早的國家[2-5]。1976年，大連鋼廠在13 t單管RH上進(jìn)行坦克軸鋼脫氫實(shí)驗(yàn)。1992年，長城特殊鋼廠四分廠在35 t單管RH上進(jìn)行軸承鋼脫氧實(shí)驗(yàn)。2004年，武鋼第三煉鋼廠在250 t單管RH上進(jìn)行2爐深脫碳實(shí)驗(yàn)。2008年，太鋼第二煉鋼廠在80 t 單管RH 上進(jìn)行普碳鋼、無取向硅鋼等共143 爐實(shí)驗(yàn)[2]。2011年，石鋼在60 t單管RH上進(jìn)行脫氫實(shí)驗(yàn)。在此期間，馬鋼開發(fā)扁平單管RH，首鋼首秦公司也在110 t RH的基礎(chǔ)上開發(fā)單管RH 精煉技術(shù)[5]。2018年，敬業(yè)鋼鐵公司在70 t單管RH進(jìn)行工業(yè)試生產(chǎn)。為改善DH 脫氣性能，日本新日鐵公司也開展單管RH的研究工作[6]。1991年，八幡廠175 t DH(真空提升脫氣精煉裝置)被改造為單管RH，并取名為REDA(revolutionary degassing activator)[6]。到目前為止，日本有10 多臺單管RH 處于運(yùn)行狀態(tài)，主要產(chǎn)品是低碳和超低碳不銹鋼。與傳統(tǒng)雙管RH相比，單管RH具有結(jié)構(gòu)簡單、維護(hù)容易、精煉效率高等優(yōu)點(diǎn)。鑒于單管RH 將傳統(tǒng)RH的上升管和下降管合并為一個(gè)大圓柱狀浸漬管，吹氬方式由上升管的側(cè)吹改為鋼包底吹，因此，單管RH內(nèi)鋼液流動和冶金行為與傳統(tǒng)RH存在較多差異。但是，現(xiàn)有的RH 研究極少關(guān)注單管RH。為此，本文作者以敬業(yè)鋼鐵公司單管RH作為研究對象，通過數(shù)值模擬與現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法，剖析單管RH內(nèi)冶金傳輸過程，以便為有效地提高單管RH的冶金效率提供理論依據(jù)。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 RH流場數(shù)學(xué)模型

1.1.1 基本假設(shè)

1)RH內(nèi)氣相(氬氣)和液相(鋼液)的流動行為均是不可壓縮牛頓流體的等溫穩(wěn)態(tài)流動；

2)不考慮頂渣對鋼液流場的影響，鋼包和真空室的鋼液面視為平面；

3)氬氣泡在運(yùn)動過程中始終保持球形并且直徑也保持恒定。

1.1.2 流場控制方程

RH 內(nèi)氣液兩相流動行為采用連續(xù)性方程、動量守恒方程和湍流k-ε模型來描述。為準(zhǔn)確描述流動過程中氬氣泡和鋼液之間的相互作用，多相流模型選用歐拉-歐拉模型[7-8]。

氬氣連續(xù)性方程：

鋼液連續(xù)性方程：

式中：下標(biāo)g和l分別表示氬氣和鋼液；α為流體體積分?jǐn)?shù)，αl+αg=1；u為流體的速度，m/s；ρ為流體密度，kg/m3。

氬氣動量方程：

鋼液動量方程：

式中：p表示壓力，Pa；g表示重力加速度，m/s2；μeff表示流體有效黏度，Pa?s；Ml,g表示氬氣相對鋼液相的動量交換，N/m3；Mg,l表示鋼液相對氬氣相的動量交換，N/m3。

基于多相流理論，各相之間的動量傳輸項(xiàng)M主要取決于曳力、Saffman 升力、虛擬質(zhì)量力、壁面潤滑力和湍流耗散力等[8]。

根據(jù)JAKOBSEN等[9]的研究，氬氣的有效湍流黏度為

鋼液的有效湍流黏度為[10-11]

式中：μl為鋼液的分子黏度，Pa?s；μl,t為鋼液的湍流黏度，Pa?s；μg,t為氣泡誘導(dǎo)湍流黏度，Pa?s，根據(jù)SATO模型[10-11]表示如下：

式中：Cg,μ為模型常數(shù)，取值0.6。

1.1.3 邊界條件

1)氬氣入口：將氬氣入口設(shè)置為入口邊界。具體而言，在氬氣入口處，鋼液體積分?jǐn)?shù)設(shè)置為0，氬氣體積分?jǐn)?shù)設(shè)置為1，氬氣流量則根據(jù)RH的實(shí)際吹氬量來確定。

2)液面：當(dāng)氬氣泡到達(dá)液面時(shí)，氬氣泡以上浮速度逸出液面；鋼液不能流出液面邊界，只能沿著液面向四周流動。

3)壁面：壁面采用無滑移邊界條件。在壁面處，速度的3 個(gè)分量均設(shè)置為0，壓力及含氣率的法向梯度設(shè)置為0；在近壁區(qū)的節(jié)點(diǎn)則應(yīng)用壁面函數(shù)法。

1.2 RH均混時(shí)間數(shù)學(xué)模型

RH 混合效率可以用均混時(shí)間來描述[12]。冶金學(xué)者通常在RH 反應(yīng)器內(nèi)脈沖加入一定量的示蹤劑后，測量RH監(jiān)測點(diǎn)處示蹤劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨時(shí)間的變化。

1.2.1 基本假設(shè)

1)示蹤劑在鋼液中的擴(kuò)散是在等溫條件下各向同性擴(kuò)散。

2)不考慮鋼包液面波動和真空室液面波動對示蹤劑輸運(yùn)的影響。

1.2.2 控制方程

在RH內(nèi)，示蹤劑在鋼液中的傳輸行為通常采用示蹤劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)輸運(yùn)方程來描述。

式中：Ctracer為示蹤劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)；ρm=αlρl+αgρg；um=αlul+αgug。

1.2.3 初始條件和邊界條件

在初始時(shí)刻，除了在鋼包內(nèi)壁和浸漬管外壁中間位置液面處脈沖加入示蹤劑外，RH 其他位置的示蹤劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)均設(shè)置為0。在示蹤劑的混合過程中，示蹤劑在壁面和自由液面處不發(fā)生擴(kuò)散，即在壁面和自由液面處示蹤劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)梯度為0。為定量地描述示蹤劑的混合過程，分析在監(jiān)測點(diǎn)(示蹤劑加入位置的液面下300 mm)處示蹤劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨時(shí)間的變化，并選取監(jiān)測點(diǎn)處示蹤劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化不超過示蹤劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)穩(wěn)定值的±5%所需時(shí)間作為本工況下RH的均混時(shí)間[13-14]。

1.3 RH脫碳數(shù)學(xué)模型

脫碳是RH精煉的一個(gè)主要的冶金功能，也是冶金學(xué)者關(guān)注的重點(diǎn)內(nèi)容[15-17]。近幾十年來，冶金學(xué)者關(guān)注的RH脫碳數(shù)學(xué)模型有兩大類：一類是基于質(zhì)量衡算的均相模型，計(jì)算關(guān)于鋼液本體脫碳、氬氣泡表面脫碳等脫碳機(jī)制的常微分方程；另一類是基于鋼液流場的碳氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)輸運(yùn)偏微分方程組。

1.3.1 基本假設(shè)

1)鋼液脫碳存在3 種反應(yīng)機(jī)制：氬氣泡表面脫碳、鋼液內(nèi)部一氧化碳本體脫碳和真空室自由液面脫碳[17-18]；

2)鋼液中碳氧反應(yīng)的限制環(huán)節(jié)取決于鋼液內(nèi)部碳元素和氧元素的傳質(zhì)[19-21]；

3)在真空室內(nèi)，噴濺造成的鋼液液滴群所產(chǎn)生的脫碳效果可以合并到真空室自由液面脫碳效果中；

4)鋼液內(nèi)部一氧化碳本體脫碳速率正比于鋼液中碳元素和氧元素的過飽和度[15-17,22]；

5)不考慮體系內(nèi)鋼渣界面反應(yīng)等其他化學(xué)反應(yīng)對RH內(nèi)碳氧反應(yīng)的影響；

6)在初始時(shí)刻，鋼液中碳和氧呈均勻分布狀態(tài)；

7)真空室和鋼包的自由液面按平面處理；

8)鋼液脫碳反應(yīng)在等溫條件下進(jìn)行。

1.3.2 碳氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)守恒方程

鋼液中碳元素質(zhì)量守恒方程：

鋼液中氧元素質(zhì)量守恒方程：

式中：w(C)和w(O)分別為鋼液中碳元素和氧元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；DC,eff和DO,eff分別為鋼液中碳元素和氧元素的有效擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；SC和SO分別為鋼液中碳元素和氧元素的運(yùn)輸方程的源項(xiàng)，kg/(m3?s)。

在RH內(nèi)，鋼液脫碳的整個(gè)過程可以分為碳元素和氧元素向碳氧反應(yīng)界面的傳質(zhì)、在反應(yīng)界面處迅速發(fā)生碳氧反應(yīng)、CO 氣體的生成和逸出這3 個(gè)步驟[22-23]。由于鋼液中碳氧反應(yīng)速度很快，可以認(rèn)為鋼液中的碳元素和氧元素到達(dá)反應(yīng)界面后，碳元素和氧元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)將迅速趨近于化學(xué)反應(yīng)平衡時(shí)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。碳元素和氧元素的源項(xiàng)可采用下式表達(dá)。

式中：KC和KO分別為鋼液中碳元素和氧元素的表觀速率常數(shù)，s-1；w(C)e和w(O)e分別為反應(yīng)界面處碳元素和氧元素的平衡質(zhì)量分?jǐn)?shù)；KCO為鋼液中碳氧反應(yīng)的平衡常數(shù)；SCO為熔池內(nèi)一氧化碳本體脫碳源項(xiàng)；SAr為氬氣泡表面脫碳源項(xiàng)；SVS為真空室自由液面脫碳源項(xiàng)。

1.3.3 初始條件和邊界條件

在t=0時(shí)刻，鋼液中碳元素和氧元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別設(shè)置為0.03%和0.045%；在RH的所有邊界處，鋼液中碳元素和氧元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)在邊界的法向梯度為0。

2 計(jì)算條件和求解方法

根據(jù)表1所示的RH 尺寸建立三維實(shí)體模型，并考慮浸漬管耐火材料厚度的影響。然后，采用ICEM進(jìn)行網(wǎng)格剖分，所形成的網(wǎng)格均為六面體網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)量約20 萬個(gè)。計(jì)算中所涉及的鋼液和氬氣的物性參數(shù)如表2所示，收斂標(biāo)準(zhǔn)為離散方程的殘差，小于0.000 1。

表1 單管RH的主要幾何參數(shù)Table 1 Key geometric parameters of single snorkel RH mm

表2 鋼液和氬氣的物性參數(shù)Table 2 Physical parameters of molten steel and argon gas

RH 內(nèi)傳輸過程是一個(gè)涉及化學(xué)反應(yīng)、多相流動的復(fù)雜過程。整個(gè)計(jì)算全部采用流體力學(xué)軟件CFX來完成，具體計(jì)算步驟如下：

1)求解包含鋼液和氬氣兩相的質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程和k-ε湍流模型，獲得RH 流場，得到RH循環(huán)流量。

2)在RH流場已知的前提下，求解示蹤劑輸運(yùn)方程，獲得監(jiān)測點(diǎn)處示蹤劑隨時(shí)間的變化曲線，得到均混時(shí)間。

3)在流場已知的前提下，求解鋼液中碳元素和氧元素的輸運(yùn)方程，獲得監(jiān)測點(diǎn)處的碳元素和氧元素隨時(shí)間的變化曲線。

3 結(jié)果與討論

3.1 模型驗(yàn)證

在監(jiān)測點(diǎn)處鋼液的碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)如圖1所示。由圖1可見：2組單管RH真空脫碳過程預(yù)測值和工業(yè)實(shí)驗(yàn)結(jié)果之間符合良好。根據(jù)2組鋼液中碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)的預(yù)測結(jié)果，在RH 真空處理前300 s，鋼液脫碳速度最快，然后脫碳速度逐漸減緩。對第1組，真空脫碳的前300 s，鋼液中碳元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)由300×10-6快速地降低到141×10-6；又經(jīng)過600 s，鋼液中碳元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸降低到72×10-6；再經(jīng)過300 s，鋼液中碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)繼續(xù)降到29×10-6。

圖1 在監(jiān)測點(diǎn)處鋼液的碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.1 Carbon mass fraction in the molten steel at the monitoring point

3.2 RH流場

圖2所示的RH內(nèi)鋼液流場分布具有如下特點(diǎn)：

1)從鋼包底部吹入的氬氣泡，在浮力的作用下，在鋼液中逐漸上升，并驅(qū)動鋼液隨之運(yùn)動。

2)單管RH采用偏心底吹方式。鋼液上升流股并不是嚴(yán)格的垂直上升，而是在鋼包內(nèi)發(fā)生彎曲并偏向右側(cè)的鋼包內(nèi)壁和浸漬管內(nèi)壁。

圖2 單管RH鋼液流場Fig.2 Flow field of molten steel in single snorkel RH

3)在氬氣泡的驅(qū)動下，流動的鋼液經(jīng)浸漬管進(jìn)入真空室后，鋼液流速逐漸達(dá)到最大值；在真空室自由液面的約束下，鋼液沿真空室液面向左流動，再沿真空室和浸漬管的另一側(cè)向下流動，形成下降流股流回鋼包；下降流股以較大的速度沖擊鋼包包底后，沿包底流向四周。最后，鋼液在真空室、浸漬管和鋼包內(nèi)部形成一個(gè)范圍較大的逆時(shí)針回流區(qū)。

4)受氬氣氣泡提升的鋼液并不是全部進(jìn)入到浸漬管內(nèi)部，部分流動的鋼液向右流向鋼包液面，形成一個(gè)范圍較小的順時(shí)針回流區(qū)。

5)真空室鋼液表面形成2個(gè)對稱的回流區(qū)。

圖3所示為不同時(shí)刻單管RH 內(nèi)鋼液中碳元素的空間分布。經(jīng)過600 s 處理后，鋼液中碳元素的分布具有如下特點(diǎn)：

1)在真空室液面附近，碳元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)較低。這是因?yàn)檎婵帐覂?nèi)絕對壓力較小，氣泡在經(jīng)過液面時(shí)會產(chǎn)生大量飛濺的小液滴，真空室液面波動變得比較劇烈，此處的碳氧反應(yīng)劇烈。

2)在吹氬口上方(即上升流股)區(qū)域，氬氣體積分?jǐn)?shù)較高，碳元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)較低。這是因?yàn)樵阡撘簝?nèi)的每個(gè)氬氣氣泡都相當(dāng)于1個(gè)小型真空室，是脫碳反應(yīng)發(fā)生的重要場所。

3)在下降流股區(qū)域，氬氣體積分?jǐn)?shù)變低，而碳元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)略有下降。這是因?yàn)闅鍤鈿馀菰诘竭_(dá)真空室液面后立即逸出，造成在下降流股區(qū)域內(nèi)氬氣氣泡較少，碳氧反應(yīng)場所較少，不利于鋼液中碳氧反應(yīng)的發(fā)生。下降流股區(qū)域碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)下降是運(yùn)動鋼液將在上升流股區(qū)域發(fā)生碳氧反應(yīng)的鋼液輸運(yùn)到下降流股區(qū)域的結(jié)果。

4)在浸漬管和鋼包內(nèi)壁之間的區(qū)域，碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高，這是因?yàn)檫@些區(qū)域的氬氣體積分?jǐn)?shù)低，鋼液流動緩慢，更新不及時(shí)。

3.3 RH工藝參數(shù)分析

在進(jìn)行RH 參數(shù)分析時(shí)，計(jì)算的基準(zhǔn)參數(shù)如下：真空度為100 Pa，浸漬管直徑為800 mm，浸漬管插入深度為500 mm，吹氬量400 L/min，RH 處理時(shí)間為1 200 s?；靹驎r(shí)間、脫碳時(shí)的碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)和氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)均是在監(jiān)測點(diǎn)處獲得。

表3所示為真空度對單管RH 冶金行為的影響?？傮w而言，在目前真空室真空度變化范圍內(nèi)對真空室液面高度影響較小，因此，在其他條件不變時(shí)，RH的循環(huán)流量和監(jiān)測點(diǎn)處的混勻時(shí)間基本保持不變，分別為37.3 t/min和115 s。

圖4所示為真空室壓力對鋼液脫碳和脫氧的影響。由圖4可見：真空度的改變會對脫碳產(chǎn)生較大的影響。當(dāng)RH的處理時(shí)間為1 200 s 時(shí)，若真空度由50 Pa 上升到250 Pa，則監(jiān)測點(diǎn)處的碳元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)由34.3×10-6上升到81.8×10-6；而監(jiān)測點(diǎn)處的最終氧元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)由95.7×10-6上升到151.9×10-6。這是因?yàn)檎婵斩认陆?，造成化學(xué)反應(yīng)平衡時(shí)鋼液中碳氧元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)積的減小，因此，造成鋼液中碳元素和氧元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)迅速下降。在不同真空度下，鋼液終點(diǎn)碳元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)和氧元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)存在明顯差異，這是因?yàn)檎婵斩戎苯佑绊懱佳醴磻?yīng)的平衡碳元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)和平衡氧元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

表4所示為不同吹氬量下RH 冶金特性。隨著吹氬量增加，RH循環(huán)流量逐漸增加，混勻時(shí)間依次減小。當(dāng)RH的吹氬量由100 L/min 提高到500 L/min時(shí)，循環(huán)流量增加0.8 倍，均混時(shí)間約下降44%。這是因?yàn)樵黾哟禋辶繒岣邭馀萏嵘撘旱哪芰Γ瑥亩涌熹撘旱牧鲃?，提高了RH對流輸運(yùn)的能力，減小混勻時(shí)間。

圖3 單管RH內(nèi)鋼液中碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)空間分布Fig.3 Spatial distribution of carbon mass concentration of molten steel in single snorkel RH

表4 表明，當(dāng)RH的吹氬量由100 L/min 提高到500 L/min 時(shí)，進(jìn)行真空處理1 200 s 后，監(jiān)測點(diǎn)處碳元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)由72.6×10-6下降到47.5×10-6。這是因?yàn)榇禋辶康脑黾幽軌虼龠M(jìn)氬氣泡表面的脫碳，其脫碳過程如圖5所示。從圖5可見：隨著吹氬量的增加，不同吹氬量下鋼液終點(diǎn)碳元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)和氧元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)之間的差異逐漸縮小。這是因?yàn)樵黾哟禋辶坑兄诟纳铺佳醴磻?yīng)的動力學(xué)條件，能夠盡快地達(dá)到化學(xué)平衡。

表3 不同真空度下RH冶金特性Table 3 Effect of vacuum pressure on RH metallurgical behaviors

圖4 真空室壓力對鋼液脫碳脫氧的影響Fig.4 Effect of vacuum pressure on decarburization and deoxidation in molten steel

表4 不同吹氬量下RH冶金特性Table 4 Effect of argon flow rate on RH metallurgical behaviors

圖5 吹氬量對鋼液脫碳脫氧的影響Fig.5 Effect of argon flow rate on decarburization and deoxidation in molten steel

4 結(jié)論

1)數(shù)學(xué)模型的脫碳曲線與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)符合良好，說明數(shù)學(xué)模型能夠準(zhǔn)確地預(yù)測RH脫碳過程。

2)隨著真空度由250 Pa 降低到50 Pa，循環(huán)流量和混勻時(shí)間保持不變，但鋼液中碳元素、氧元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)降低。經(jīng)1 200 s 真空處理后，鋼液中碳元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)由81.8×10-6降低到34.3×10-6，氧元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)由159.1×10-6降低到95.7×10-6。

3)提高底吹氬氣量，有利于增大循環(huán)流量，降低鋼液中碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)。隨著底吹氬量由100 L/min增大到500 L/min，循環(huán)流量由23.1 t/min 增加到42.2 t/min；均混時(shí)間由179 s下降到100 s；經(jīng)1 200 s真空處理后，鋼液中碳元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)由72.6×10-6下降到47.5×10-6，鋼液中氧元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)由146.7×10-6下降到113.3×10-6。