钢包半钢脱磷复吹数值的模拟研究

韩永辉，苍大强，高 海，刘福海，张兴利

（1.北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083；2.河北钢铁股份有限公司承德分公司，河北承德 067002）

在以钒钛磁铁矿为原料的承德钢厂（以下简称承钢），钢包作为转炉提钒和转炉精炼的中间容器，是炼钢过程中必不可少的设备［1-2］。在不改变工艺的前提下，在钢包中进行脱磷是一种经济实用、简便易行的新方法［3］。但由于转炉提钒后出半钢时间较短，动力条件成为影响脱磷效率的主要瓶颈［4-11］。为此，本文利用商业软件Fluent对钢包内的底吹模式及侧吹氧枪的喷吹射流性质进行数值模拟计算，研究不同侧吹条件下熔池的流动特性，以期为现场脱磷生产工艺提供理论依据。

1 模型建立

1.1 模拟方案

根据水模型实验结果，底吹最佳位置是0.7R-120°，最佳的底吹流量是100 L／min。最佳的顶吹方案为顶吹流量3 000 Nm3／h、顶枪角度13°、顶枪高度500 mm。对承钢钢包采用3种喷吹方式进行模拟，并且模型中将底部透气砖简化为4根管状喷嘴，且考虑渣层的影响，设计的模拟方案如下。

方案1：钢包氧枪侧吹气量为2 500 Nm3／h；

方案2：钢包氧枪侧吹气量为2 800 Nm3／h；

方案3：钢包氧枪侧吹气量为3 000 Nm3／h。

1.2 几何模型及网格划分

1.2.1 几何模型

采用1∶1比例进行建模计算，模型计算区域包括底吹喷管、钢包内熔池以及上部净空，钢包模型几何尺寸参照承钢100 t钢包设计图纸尺寸。钢包物理模型的主要参数详见表1。钢包主体为类圆锥结构，如图1所示。

表1 钢包物理模型的主要参数Tab.1 Main parameters of physical model of ladle

图1 钢包模型及底吹点示意图Fig.1 Schematic diagram of ladle model and bottom blowing point

1.2.2 网格模型

建模时，利用Fluent软件包中的Gambit模块对建立好的几何模型进行网格划分［12］。空间域网格的划分采用内密外疏、下密上疏划分法。最小网格尺寸位于气体入口处，计算域中最大网格尺寸为18 mm，网格数约为13万，网格质量为0.4以上。本模拟以整个实际钢包尺寸为计算域进行计算，包括顶部的汽液两相区，钢包网格形式见图2。

图2 钢包模型网格图Fig.2 Grid of ladle model

1.3 控制方程及边界条件

假设底吹喷管与钢包内部所有连接处都很光滑，忽略摩擦作用，氧枪壁面为绝热面。射流运动过程中的控制方程［13-16］如下。

连续性方程：

动量守恒方程：

能量守恒方程：

对于湍流流动，引入标准的κ-ε方程。

κ方程：

ε方程：

为研究钢包复吹搅拌效果是否能够达到设计标准，研究利用Fluent模拟软件采用1∶1比例模型对不同底吹情况下钢包流场的影响进行模拟，利用VOF模型模拟多相流的相互影响，采用标准k-ε湍流模型、无滑移壁面和标准壁面函数。计算过程中，压力和速度采用PISO算法耦合，进行非稳态计算。压力采用Body Force Weighted方法进行差分，体积分数采用Ger-Reconstruct进行差分，其余变量采用一阶迎风格式差分。

根据实验情况给定边界条件，入口边界为气体质量入口，出口边界为钢包顶端气体压力出口，其他壁面为绝热面。初始条件中设定合理的气液两相体积比例和初始速度。时间步长为非稳态步长（采用非稳态计算方式），迭代时间为10-5s，均方根残差收敛标准为10-4。

将Gambit模块生成的网格文件读入Fluent中，设置其材料特性、初始条件与边界条件。各部分的边界条件设置如下：

1）底吹入口为inlet，采用流量入口，流量值的设定需根据流量进行计算，入口气体温度取环境温度，298 K；

2）钢包壁面设为wall，采用无滑移边界条件，近壁面流场采用标准壁面函数计算；

3）钢包上层空间出口为outlet，采用压力出口，取值为环境压力101 325 Pa，温度为环境温度1 300 K。

残差收敛条件为除能量取10-6外，其他均为10-3。考虑到氧枪为四面体网格，为得到正确计算结果，采用低残差因子进行计算。模拟采用利用DELL M910，计算7 d可以计算约10 s左右的数据。

参考钢包内渣层、钢液及底吹气体的实际情况，得出物性参数（如表2所示）。

表2 钢包内物性参数表Tab.2 Physical parameters in ladle

2 结果分析

钢包内，不同的侧吹流量对熔池搅拌效果不同，熔池在得到底吹气的动能后进行传输运动（包括物质，速度和温度的传输运动），且熔池获得的动能越大，传输运动越明显。但在运动过程中产生形态不同的流股漩涡和相互干扰的熔池流股，传输运动受漩涡及流股的影响，使得不同区域内熔池流股的速度和传质能力产生不同的改变，所以不同区域内的速度和湍动能不一定呈线性分布。因此根据承钢100 t钢包进行1∶1模拟得到不同区域内的速度和湍动能分布情况。

用底吹的钢包，气体从底部喷孔喷出，在钢包中产生气泡，气泡在钢液浮力作用下上升，同时带动周围钢液向上运动，处于喷嘴正上方的液体形成强烈的向上股流。当气液两相区形成的上升流达到熔池液面后，气体溢出熔池，而达到液面的钢水被线面驱动流向四周，然后向下流动，从而形成循环流动。

同时，侧吹氧枪产生的超音速氧气射流穿过炉气抵达渣层表面，因超音速氧气冲力大于渣层表面张力，氧气穿透渣层，并在熔池上方形成冲击深坑。被熔池弹回的氧气，部分直接进入炉气，另一部分沿熔池表面运动，遇到转炉炉壁阻碍向上流动形成循环流动。

2.1 侧吹流量对熔池速度的影响

钢液中速度死区集中在钢包底吹流股之间的区域及熔池上部远离脱磷氧枪一带，如图3所示。

图3 钢包不同截面处速度场分布Fig.3 Field distribution at different section rate of ladle

钢液流速随不同的侧吹流量的增大而增大，熔池中速度死区逐渐降低。不同顶吹流量条件下，钢包内速度分别为0.016，0.017和0.018 m／s；速度死区分别占熔池体积的6.3%，7.6%和8.0%。不同流量下钢包横截面平均速度见表3。

表3 不同流量下钢包横截面平均速度Tab.3 Different flow cross-section average velocity of ladle

2.2 侧吹流量对熔池湍动能的影响

湍动能越大，搅拌效果越好。图4为钢包不同的侧吹流量时，不同截面处湍流动能云图。从图中可以看出，钢包中下部离喷嘴越远，湍动能越小。这是因为在底部吹气量不大的情况下，上升气流带动的上升液体量相对较小。

图4 钢包不同截面处湍流动能云图Fig.4 Contours of turbulent kinetic energy of ladle at different section

表4 不同流量下钢包横截面平均湍动能Tab.4 Average turbulent kinetic energy under different flow rate of ladle cross section

如表4所示，钢液湍动能随不同的侧吹流量的增大而增大，同时气体对熔池的搅拌能力也随之提高。钢包中湍动能分布由上到下，由底吹气柱到四周降低。不同侧吹条件下，钢包内湍动能分别为0.026，0.027和0.028 m2／s2。

2.3 侧吹流量对熔池冲击凹坑的影响

图5显示了不同侧吹流量下的钢包顶部钢液冲击面积，表5给出了不同顶吹流量下的熔池冲击面积。

图5 不同侧吹流量下钢包顶部钢液冲击面积Fig.5 Impact area at different side flow of molten steel ladle

表5 不同顶吹流量下熔池冲击面积Tab.5 Impact area at different side flow of molten steel ladle

由图5所示，不同侧吹流量下钢包顶处钢液冲击面积分别为4.68，4.72和5.03 m2。钢液冲击面积随侧吹气量的增大而增大，因此加大侧吹气量对钢包渣层有搅拌效果，促进钢液的脱磷能力。

3 结 论

钢包底吹在0.7R-120°位置上，底吹气量为100 L／min时，经模拟计算得出以下结论。

1）钢液中速度死区集中在钢包底吹流股之间的区域及熔池上部远离脱磷氧枪一带。钢液流速随不同的侧吹流量的增大而增大，熔池中速度死区逐渐降低。不同顶吹流量条件下，钢包内速度分别为0.016，0.017和0.018 m／s；速度死区分别占熔池体积的6.3%，7.6%和8.0%。

2）钢液湍动能随不同的侧吹流量的增大而增大，同时气体对熔池的搅拌能力也随之提高。钢包中湍动能分布由上到下，由底吹气柱到四周降低。不同侧吹条件下，钢包内湍动能分别为0.026，0.027和0.028 m2／s2。

3）不同侧吹流量下钢包顶处钢液冲击面积分别为4.68，4.72和5.03 m2。钢液冲击面积随侧吹气量的增大而增大，因此加大侧吹气量对钢包渣层有搅拌效果，促进钢液的脱磷能力。

4）本次模拟结果与水模实验结果吻合，钢液湍动能随不同的侧吹流量的增大而增大，最佳侧吹流量为3 000 Nm3／h，速度死区集中在钢包底吹流股之间的区域及远离熔池上部氧枪一带。

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