铁水脱硫偏心搅拌的模拟研究

郁青春 ，刘志平，阴树标，张送来

（1.昆明理工大学真空冶金国家工程研究中心,云南 昆明 650093；2.昆明理工大学冶金与能源工程学院,云南 昆明 650093；3.鄂尔多斯应用技术学院,内蒙古 鄂尔多斯 017000）

0 引言

钢中硫含量较高时会形成较多的硫化物夹杂，使钢的力学性能下降，而且硫元素还能降低钢材的耐腐蚀性能，因此钢铁冶炼过程中需要进行脱硫。在实际生产中，铁水预处理脱硫工艺主要以喷吹法和KR 搅拌法为主。研究表明[1-2]，当平均脱硫目标≥0.003%时，喷吹法技术优势明显，当平均脱硫目标≤0.002%时，KR 法应为首选。KR 法脱硫就是将耐火材料制成的搅拌器插入铁水罐一定深处旋转，使铁水液面形成“V”形旋涡，加入的脱硫剂微粒在浆叶端部区域内受湍动作用而分散，沿着半径方向“吐出”，绕轴心旋转，实现与铁水的接触、混合、搅动[3]，并上浮于铁水液面。KR 搅拌法的优点是改善脱硫的动力学条件，降低脱硫剂的消耗及缩短脱硫时间[4]。上海三钢有限责任公司炼钢厂KR 法脱硫水模型试验研究发现，搅拌速度越大，达到均匀混合所需的时间越短[5]。通过对脱硫剂颗粒在不同钢包区域的体积分数和颗粒轨迹研究[6]，发现脱硫剂颗粒在不同钢包区域的运动需要10 s 左右才能达到动态稳定状态。此外，变速搅拌也能够使铁水流场和脱硫剂的夹带与分散得到明显改善[7]。

KR 法脱硫过程中搅拌浆旋转，铁水在剪切力、轴向力、径向力的共同作用下呈循环往复运动。在铁水液面下凹、靠近搅拌桨轴处形成强制涡流区，靠近铁水罐处形成自由涡流区，搅拌头底部形成“死区”。在强制涡流区，铁水与脱硫剂受到向心力作用不产生相对运动，脱硫剂容易围绕搅拌轴团聚，脱硫剂分散效果差。在“死区”，脱硫剂混合效果差，反应不充分。在自由涡流区，铁水与脱硫剂受到不同力的作用产生相对运动，铁水微团与脱硫剂相互接触发生脱硫反应，脱硫效果好[8]。尽管增大搅拌转速能改善动力学条件，促进脱硫剂和铁水的反应，提高“死区”和强制涡流区的脱硫率，但并不意味着转速越大越好[9]。从实际生产来看，搅拌转速越大，搅拌设备的负担也会增加，从而增加了脱硫费用。

偏心搅拌能够扩大流体扰动范围，扩展自由涡流区，减少“死区”和强制涡流区，这使得偏心搅拌对提高搅拌槽内流体的混合效果具有明显的优势[10-11]。铁水脱硫物理模拟显示，在偏心搅拌模式下，镁粉气化产生的气泡随着机械搅拌产生的宏观流动向漩涡方向移动，在溶池内细化、分散[12-13]，但偏心工况比非偏心工况消耗功率大，且随着偏心率的增加而增加，均匀混合时间也相应增长[14-15]。搅拌形成的漩涡影响脱硫剂的卷入量和卷入深度，从而改变脱硫剂与铁水的接触时间和接触面积，这些因素对脱硫的影响都反映在铁水流场信息中。单纯的物理模拟仅能了解水相中发生的现象，无法定量地分析流场的信息。而大量的研究[16-17]表明，物理模拟和数值模拟相结合的方法有利于解决传质强化问题。因此，笔者基于偏心搅拌铁水脱硫，采用水模型试验方法对脱硫过程中产生的漩涡进行物理模拟，采用数值模拟方法对偏心搅拌的铁水流动状态进行研究，并将二者进行对比，以获得偏心搅拌对铁水脱硫的影响规律。

1 模拟与方法

1.1 水模型试验

根据某钢铁厂实际铁水罐的尺寸大小，利用Gambit 软件，按照几何相似准则，以一定比例缩小，建立铁水罐的三维物理模型如图1 所示，制作材料为有机玻璃，用水代替铁水，用J-1A 100W 型电动搅拌器进行搅拌。搅拌桨叶片长度、宽度和厚度分别为75、45、24 mm，搅拌轴直径是16 mm，液面深度为300 mm，轴心偏移距离50 mm。搅拌浆潜入深度为200 mm，搅拌转速可调，分别为120、160、200 r/min。用高速相机拍摄液面搅拌状态，检测漩涡形状及深度变化情况，探讨搅拌工艺参数对KR搅拌脱硫效果的影响规律。

图1 水模型试验装置Fig.1 Schematic diagram of water model experiment

1.2 数值模拟

1.2.1 计算模型

标准k-ɛ湍流模型通过求解两个独立的输运方程来确定湍流长度和时间尺度，模型的适应性和计算精度高；多相流(VOF)模型通过求解动量方程并跟踪整个计算域中每种流体的体积分数来对两种或多种不混溶流体进行建模，该模型能准确描述不同相之间的界面，使得标准k-ɛ湍流模型和VOF 模型得到广泛的应用[18]，因此笔者选用标准k-ɛ湍流模型和多相流VOF 模型。气相为空气，液相为常温水。外部区域设置为静止参考系，利用多重参考系(MRF)模型[19]模拟旋转流体，使搅拌浆附近流体与搅拌浆以相同的角速度旋转。

1.2.2 网格划分

利用四面体和六面体相结合的混合网格技术对模型进行网格划分[20]，将搅拌槽分为外部静止区域和内部旋转区域，并建立相应的坐标体系，整个搅拌槽的网格划分如图2 所示。

图2 搅拌槽网格Fig.2 Grid map of stirring tank

1.2.3 参数设置

将划分好的网格导入Fluent后，设置参数，时间步长为0.01 s，压力速度耦合用PIOS 算法，压力梯度项为PRESTO，搅拌槽顶部、壁面设定为静止固定壁面边界，壁面边界采用标准壁面函数，流体流动设定为定常流动。将搅拌槽内的区域设置为动区域，给定相应的转速。将动静区域的接触面定义为交界面，交界面通过Interface 进行数据传递，忽略体系与外界的传热以及脱硫渣对体系的影响。

2 结果与讨论

2.1 数值模拟与水模型试验

图3 为搅拌浆潜入深度217.5 mm 时不同搅拌速度下偏心搅拌数值模拟与水模型试验结果（左侧为数值模拟，右侧为水模型试验）。数值模拟产生的漩涡与水模型试验产生的漩涡形状呈倒锥形状，二者形状具有相似性，漩涡深度基本一致，漩涡深度极大值位于搅拌槽中心位置，该位置与旋转轴的轴心不重合。当搅拌桨转速较低时，漩涡水平面积较小，如图3 (a)和(b)所示。当搅拌桨转速较大时，漩涡水平面积明显变大，见图3(c)，较大的漩涡水平面积有利于脱硫剂的卷吸。转速为120、160、200 r/min时，测得漩涡深度分别为2.4、3.6、5.3 mm，可以看出，漩涡深度随转速的增加逐渐变大。

图3 不同转速下数值模拟与水模型试验对比Fig.3 Comparison of numerical simulation and water model test with different stirring speeds

2.2 流场

2.2.1 速度场

图4 为浸入深度217.5 mm、搅拌转速160 r/min时偏心搅拌的水平截面速度矢量图。从图4 看出，搅拌过程中流体沿着径向向外流动，搅拌桨附近流动方向与径向垂直，流体在搅拌槽侧壁处受到阻碍。搅拌桨离侧壁较远处速度矢量稀疏（图4 中蓝色区域），较近处速度矢量稠密（图4 中红色区域），表明蓝色区域流体运动缓慢，红色区域流体运动强烈。

图4 水平截面流场分布Fig.4 Flow field distribution diagram of horizontal section

搅拌浆浸入深度为217.5 mm，搅拌转速分别为120、160、200 r/min 时搅拌槽竖直截面速度分布如图5 所示，其中左侧为速度云图，右侧为速度矢量图。由速度矢量图可知，流体在搅拌时沿径向向外运动，运动至搅拌槽侧壁后受到阻碍分层，铁水分别向上和向下两个方向运动。向下运动的铁水到达搅拌槽底部后，向底部中心区域流动，推动搅拌槽底部的铁水运动，形成一定程度的环流，减少“死区”；向上运动的流体向液面流动，再沿搅拌桨叶片向旋转轴方向流动。搅拌浆与侧壁距离较远处区域流体运动特性较弱。随着搅拌转速的增加，流场逐渐变强。根据左侧速度云图的颜色变化可以发现，搅拌浆离侧器壁较远处区域和较近处区域流体也呈现类似现象。

图5 浸入深度217.5 mm 时不同搅拌转速下流场分布Fig.5 Flow field distribution at different mixing speeds with immersion depth of 217.5 mm

图6 为不同搅拌转速下偏心搅拌（右）与中心搅拌（左）流场的速度矢量模拟结果对比。由图6 可以看出，中心搅拌时能形成较为明显的漩涡，强化环流作用，速度值增加。偏心搅拌时环流作用要弱于中心搅拌，但底部流体会产生明显的流动，有利于减少“死区”的存在，能够提高脱硫剂在铁水罐底部区域的扩散速率。随着搅拌转速的增加，中心搅拌产生的环流增强，偏心搅拌的环流变化不明显。同时，观察图6(a)发现，“死区”面积约占整个横截面积的五分之一左右，偏心搅拌能够大大地提高体系的脱硫率，且易于在工业生产上实现。

图6 中心搅拌与偏心搅拌流场Fig.6 Flow fields of central stirring and eccentral stirring

2.2.2 流场速度分布

搅拌槽流场稳定后在Z=-0.1 m 处截取一条平行于X轴的直线，与X轴距离0.1 m；距离侧壁较远处Y=-0.1 m 处截取一条平行于Z轴的直线，与Z轴距离0.1 m；距离侧壁较近处Y=0.075 m 截取一条平行于Z轴的直线，与Z轴距离0.075 m，通过研究三条直线上流场的速度分布，分析其对镁脱硫剂运动轨迹的影响。

Z=-0.1 m 处速度分布如图7 所示，搅拌轴距侧壁较近处为A 区域，搅拌轴距侧壁较远处为B 区域。可以看到，在搅拌槽底部位置，径向速度分布近似呈V形，速度最小区域在搅拌槽底部形状中心位置。搅拌转速为120 r/min时，A、B 区域最大流速分别为0.49 m/s 和0.38 m/s；搅拌转速为200 r/min时，A、B 区域流体最大流速分别为0.82 m/s 和0.64 m/s，随着搅拌转速的增加，流速约增加68%。同时，A区域流速比B 区域流速大，意味着A 区域流体动量传递效果比B 区域充分，有利于脱硫剂的扩散。

图7 Z=-0.1 m 处速度分布Fig.7 Velocity distribution when Z=-0.1 m

Y=-0.1 m 处速度分布如图8 所示，A 区域为搅拌浆离侧壁较远处靠近搅拌桨叶片末端位置。由于环流的存在，从图8 可以看出，Z轴方向速度呈波浪型分布，环流又会促进脱硫剂的径向扩散。随着搅拌转速的提高，不同位置的流速均会增加。图8 中流速最大值在A 区域的左侧位置，说明在搅拌浆离侧壁较远区域时，速度最大值所在位置向Z轴负方向移动少量距离，即向搅拌槽底部靠近。从Z轴正方向来看，流速变化趋势是越来越小，搅拌槽的底部搅拌比上部要充分。

图8 Y=-0.1 m 处速度分布Fig.8 Velocity distribution when Y=-0.1 m

Y=0.075 m 速度分布如图9 所示，A 区域为搅拌浆离侧壁较近处搅拌桨叶片末端位置，该位置处流速最大，从叶片末端看，流体向上和向下的两个方向流速迅速变小。随着搅拌转速的提高，不同位置的流速均会增加。从图9 可以看出，搅拌浆末端位置流速与较远处的流速相比约增加1 倍。

图9 Y=0.075 m 处速度分布Fig.9 Velocity distribution when Y=0.075 m

2.2.3 速度累积曲线

不同搅拌转速下流场速度累积曲线如图10 所示。搅拌转速为120 r/min时，约有60.4%体积的流体流速在0.26～0.52 m/s 范围内；搅拌转速为160 r/min时，约有59.7%体积的流体流速在0.34～0.68 m/s 范围内；搅拌转速为200 r/min时，约57.9%体积的流体流速在0.41～0.83 m/s 范围内。转速增加流体流速也会相应地增加，这有利于促进脱硫剂的扩散，但搅拌转速增加时高速流体的体积占比略有减少。正常搅拌时，搅拌功率与转速立方成正比[21]，偏心搅拌功率大于正常搅拌功率。尽管提高偏心搅拌转速能够减少“死区”，有利于脱硫剂的分散和悬浮[22]，但前期模拟计算表明，随着搅拌转速的增加，容易产生喷溅，且存在一个临界转速。搅拌转速超过临界转速时，固体颗粒在液相内的分布状态变化不大，此时已无必要继续增加转速，而且还可避免搅拌功率继续增加。临界转速与偏心率有关，随着偏心率的增加，临界转速也随之变大。如果搅拌桨的离心力超过搅拌桨自身强度，就会出现重大安全隐患。因此，理想转速应在偏心率和搅拌桨自身强度之间选择一个平衡点，以实现脱硫的最大化。

图10 速度累积曲线Fig.10 Velocity accumulation curves

3 结论

1)对铁水脱硫进行模拟，数值模拟与水模型实验结果产生的漩涡形状呈倒锥形状，二者形状相似，漩涡深度基本一致。偏心搅拌时，漩涡深度极大值位于搅拌槽中心位置处，该位置与旋转轴心不重合。

2)中心搅拌能形成明显的漩涡，强化环流作用。偏心搅拌时环流作用弱于中心搅拌，但底部流体会产生明显的流动，有利于减少“死区”的存在，提高脱硫剂在铁水罐底部区域的扩散能力。

3)在搅拌槽底部位置，径向速度分布近似呈V形，速度最小区域在搅拌槽底部形状中心位置。轴向速度呈波浪型，环流会促进脱硫剂的径向扩散。从Z轴正方向来看，铁水流速越来越小。搅拌桨叶片末端位置流速约为较远处的2 倍。

4)增大搅拌转速时，高速流体体积占比略有减少，转速增加有利于脱硫剂的扩散，但搅拌转速过高时，容易产生喷溅。

5)偏心搅拌能够改变脱硫过程中的动力学条件，减少底部“死区”，且偏心搅拌易于在KR 搅拌设备上实现，对生产具有指导意义。下一步将对搅拌桨数目和形状对脱硫率的影响进行研究，以提升铁水与脱硫剂的相对运动。

致谢

感谢国家自然科学基金（51864025）支持。