劉斯文¹，楊世山¹，金文超¹，朱珉²，逯偉²，張海濤²

（1 北京科技大學冶金與生態工程學院，北京  100083；2 青島特鋼有限公司煉鋼廠，山東  青島260043）

摘 要：在CFD 軟件平臺上進行了青鋼新區噴吹顆粒鎂鐵水脫硫影響因素的數值模擬，研究了載氣流量、噴槍插入深度、噴嘴直徑、噴嘴夾角對脫硫過程鐵水罐內流場以及混勻死區的影響。結果表明，在原有工藝參數下，隨載氣流量適當減小、噴槍插入深度最大、噴嘴直徑稍微增大和噴嘴夾角適當增大，均可改善鐵水罐內速度場和湍動能的分布，減小混勻死區，增加停留時間。推薦的工藝參數為載氣流量90 Nm³/h、噴槍插入深度200 mm、噴嘴直徑8 mm、噴嘴夾角60°～90°。

關 鍵 詞：鐵水脫硫；顆粒鎂；噴吹；CFD 數值模擬

1   前言

現在的鋼鐵消費市場需要低雜質、機械性能優越的產品。硫作為一種有害雜質會造成鋼的脆性，產生鑄坯裂紋，從而影響鋼材的延展性和沖擊韌性等機械性能，對鋼的熱加工性能、抗腐蝕性能、焊接性能、力學性能都有較大影響。鐵水預處理被認為是生產高質量純凈鋼的最經濟工藝，其中顆粒鎂脫硫工藝因具有脫硫效果好、脫硫劑消耗量少、脫硫渣量少、鐵損少、設備投資低等優點而廣泛應用。

前人已有針對噴吹顆粒鎂脫硫的數值模擬研究，Jian Yang^［1］通過熱態實驗研究了噴槍浸入深度對顆粒鎂脫硫效率的影響；曹興平^［2］研究了不同的喇叭型噴槍插入深度對鐵水罐內壓力場、速度場和氣體體積分布的影響；黃群新^［3］利用水模擬的方法研究了噴槍槍位、載氣流量等因素對100 t 鐵水罐噴鎂脫硫時混勻時間及流場的影響；楊小光等^［4］通過數值模擬研究了青鋼老廠區喇叭型噴槍插入深度與載氣流量對鐵水顆粒鎂脫硫的影響。本研究利用CFD 系列軟件，通過數學方法建立模型，確定離散化方法，ICEM 軟件進行網格劃分，Fluent 軟件求解計算，Tecplot 軟件后處理等一系列過程，對青鋼新區110 t 鐵水罐倒“Y”字型噴槍噴吹顆粒鎂脫硫過程鐵水罐內的氣液兩相流場混勻情況以及載氣停留時間進行了數值模擬探討。

2   數值模擬條件

2.1   數值模擬方案

青鋼膠南新區110 t 鐵水罐和倒“Y”字型噴槍尺寸如圖1 所示。

根據鐵水罐與噴槍尺寸以及現場原有生產工藝參數（噴吹流量Q0=110 Nm³/h，插入深度H=200mm，噴嘴直徑d=8 mm，兩噴嘴之間夾角α =60°），結合老區100 t 鐵水罐“喇叭”型噴槍的數值模擬和生產經驗^［4］，設計模擬方案如下：噴吹流量Q₀，70、90、110 Nm³/h；噴槍插入深度（離罐底）H，200、300、400 mm；噴槍直徑d，6、8、10mm；噴嘴夾角（兩噴嘴之間）α ，30°、60°、90°、180°。

2.2   數學以及物理模型

模擬鐵水在靜止狀態下從t=0 時刻開始噴吹到鐵水流動相對穩定的過程，不考慮鎂脫硫化學反應，不考慮溫度變化對流動的影響，將流場視為非穩態氣液兩相流。

1）質量守恒方程。流體流動須滿足質量守恒定律，在二維直角坐標平面內：

2）動量守恒方程（N-S 方程）：

3）湍流模型。標準k-ε方程，對于不可壓縮流體，湍流動能方程（k 方程）：

耗散方程（ε 方程）：

式中：ρ 為流體的密度，kg/m³；v_x、v_y分別為流體在x、y方向上的速度，m/s。X、Y 為質量力在x、y 方向上的分量，m/s²；P 為受到的壓力，N；μ 為流體的動力黏度系數，Pa·s；k 為湍流動能，m²/s²；ε 為湍流耗散率；C_1ε、C_2ε是經驗常數，C_1ε=1.44，C_2ε=1.92^［5-6］；σ_k、σ_ε 為湍動能k 和耗散率ε 對應的Prandtl 數，σ_k=1.0，σ_ε =1.3［5，6］；G_k 為由于速度梯度引起的應力源項，；μ_t為湍流渦粘系數，C_μ =0.09^［5］。

2.3   網格結構與計算預處理

模擬采用結構化四邊形網格，在近壁面及邊界處進行網格加密處理，如圖2 所示。

將建立好的網格模型導入fluent 軟件中進行相關設置。鐵水液面按照青鋼新廠實際情況設置為距離罐口0.7 m，主要分析鐵水罐內的氣液兩相的流動過程，忽略顆粒鎂與鐵水的脫硫反應以及顆粒鎂對流動的影響，將重力影響因素考慮進去。由于氮氣幾乎不溶于鐵水，選擇VOF 多相流模型模擬氣液兩相流動過程，選擇k-ε湍流模型計算流體的湍動過程，選擇氮氣為第1 相，鐵水為第2 相，其物質性質按照真實情況輸入。噴槍入口處選用速度入口，鐵水罐頂端設置為壓力出口，鐵水罐壁面和噴槍壁面均采用無滑移邊界，用PISO 求解器求解，采用瞬態計算方法，計算時間步長設置為0.000 1 s，總的求解時長為20 s。

3   數值模擬結果及分析

3.1   載氣流量的影響

經換算，在實際狀態下，不同載氣流量與噴槍出口實際速度的對應關系如表1 所示。

在插入深度H=200 mm、噴嘴直徑d=8 mm、噴嘴夾角α =60º 時，將計算所得的速度作為速度入口，輸入到fluent 軟件中進行計算。不同載氣流量的氣液兩相圖見圖3。

由圖3 可看出，在實際噴吹氣量范圍內，載氣流量為110 Nm³/h 時，鐵水產生了明顯的噴濺，致使鐵水損失。隨著載氣流量的降低，氣體對鐵水的擾動作用逐漸減弱，噴濺減小。

H=200 mm、d=8 mm、α =60°時，不同載氣流量的速度云圖及湍動能云圖見圖4、圖5。由圖4、圖5可看出，噴吹流量由110 Nm³/h 時降低到90 Nm³/h，鐵水罐內速度＜0.5 m/s、湍動能＜0.3 m²/s²的區域改變不明顯；噴吹流量從90 Nm³/h 降低到70 Nm³/h 時，鐵水罐內速度＜0.5 m/s，湍動能＜0.3 m²/s²的區域變大，改變顯著。速度和湍動能較大的區域都在噴槍出口處和噴槍壁附近，隨著噴吹流量的降低，噴槍出口處區域和噴槍壁附近的速度以及湍動能均有所減小。

進行數值量化分析，將鐵水罐內速度＜0.5 m/s、湍動能＜0.3 m²/s²定義為混勻死區。在fulent 軟件中計算混勻死區的比例。

將VOF 模型改為3 項，添加1 相與N₂的物理性質完全一樣的第3 相，在噴吹N₂之前，先噴吹第3 相物質0.1 s，然后停止噴吹第3 相物質，改噴N₂，在鐵水罐出口處測量每10 個時間步長間隔，即0.001 s 的第3 相的濃度。然后導入到Excel 中。如果t_i時刻測得第3 相物質的濃度為c_i，則停留時間計算公式為

根據軟件計算結果所得數據，得到H=200 mm、d=8 mm、α =60°時，鐵水罐內死區比例和氣體停留時間與載氣流量的關系見圖6。

由圖6 可看出，在標準載氣流量從90 Nm³/h 變化到110 Nm³/h 的過程中，混勻死區變化不大，表明在這個載氣流量的范圍內，對整個鐵水罐內流場的混勻死區的影響并不大。當載氣流量降低到70Nm³/h 時，死區比例明顯增大；隨著載氣流量的增大，氣體的停留時間變短。

因此，在插入深度為200 mm、噴嘴直徑為8mm、噴嘴夾角為60°時，隨著載氣量的降低，靠近噴槍壁的區域速度和湍動能逐漸減小，氣體在鐵水罐內停留時間也增長，噴濺減小，但太小的載氣流量則不利于載氣對鐵水罐內流場的攪動，適宜的載氣流量以90 Nm³/h 為宜。實際生產中應在保證不堵槍且噴吹平穩的情況下，從目前110 Nm³/h 的載氣流量逐漸減少至最佳效果。

3.2   噴槍插入深度的影響

在選取載氣流量為90 Nm³/h、噴嘴直徑8 mm、噴嘴夾角為60°的前提下，通過模擬青鋼新區的噴槍插入深度分別為距離鐵水罐底200 mm、300 mm、400 mm 時鐵水罐內氣液兩相混勻狀況以及速度與湍動能分布情況，并通過比較不同插入深度條件下，混勻死區比例和載氣在鐵水中的停留時間得到噴槍最優插入深度。不同插入深度的速度云圖和湍動能云圖見圖7、圖8。

由圖7、圖8 可看出，隨著插入深度變淺，噴槍底部與鐵水罐底部之間的混勻死區比例逐漸增大，鐵水罐內混勻效果變差，載氣對鐵水的攪拌作用減弱。根據軟件計算結果所得數據，鐵水罐內死區比例和氣體停留時間與噴槍插入深度的關系見圖9，隨著噴槍插入深度的增加，混勻死區比例減小，氣體停留時間變長。因此，推薦最佳的噴槍插入深度為噴槍底部距離鐵水罐底200 mm。

3.3   噴槍噴嘴直徑的影響

通過在CFD 軟件平臺上模擬不同噴槍噴嘴直徑（6 mm、8 mm、10 mm）下，鐵水罐內速度與湍動能分布情況，并通過混勻死區比例和氣體在鐵水中的停留時間研究噴嘴直徑的影響。

選取噴吹流量為90 Nm³/h，插入深度為200mm，噴嘴夾角為60°。通過實際狀態流量與標準狀態下流量的換算，得出在此條件下不同噴槍噴嘴直徑的實際出口速度如表2 所示。不同噴嘴直徑的速度云圖及湍動能云圖見圖10、圖11。

由圖10、圖11 可看出，當噴嘴直徑為6 mm 時，噴槍壁附近的速度和湍動能明顯高于噴嘴直徑為8mm 和10 mm 時。d 為8 mm 和10 mm 時，噴槍壁速度等值線和湍動能等值線差別不大，但d 為10 mm 時，噴槍底部的死區比例有增大的趨勢。

根據軟件計算結果所得數據，鐵水罐內死區比例及氣體停留時間與噴槍噴嘴直徑的關系見圖12，可以看出，隨著噴嘴直徑的增大，死區比例有增大的趨勢，但增大的趨勢不明顯，而氣體停留時間逐漸延長。因而在原有的噴槍直徑的基礎上，若載氣量維持不變，則可適當增大噴嘴直徑。推薦最佳噴嘴直徑為8 mm。

3.4   噴槍噴嘴夾角的影響

在載氣流量為90 Nm³/h、噴嘴插入深度為200mm、噴嘴直徑為8 mm 的前提條件下，通過模擬青鋼新區的倒“Y”型噴槍不同噴嘴夾角α（30°、60°、90°、180°）下鐵水罐內速度與湍動能分布情況，見圖13、圖14。并通過比較不同噴槍噴嘴夾角條件下，流場混勻死區比例和載氣在鐵水中停留時間（見圖15）來探究噴槍最佳噴嘴夾角。

由圖13、圖14 可看出，隨著噴嘴夾角的逐漸增大，鐵水噴濺情況有減小的趨勢，噴槍壁附近的氣流強度也逐漸減小。從湍動能云圖可看出，在噴嘴夾角為90°和180°時，噴槍底部速度＜0.5 m/s、湍動能＜0.3 m²/s²的區域比例增大。進行數值量化分析，從圖15 可看出，隨著α 的增大，混勻死區的比例有增大的趨勢，特別是從90°增大到180°時，混勻死區比例增大趨勢明顯；氣體的停留時間逐漸變長。綜合考慮，α 以60°～90°為宜。

4   結論

4.1 噴吹流量110 Nm³/h 偏大，噴濺嚴重。隨著載氣流量的降低，靠近噴槍壁的區域速度和湍動能逐漸減小，氣體在鐵水罐內停留時間也增長，噴濺減小。但過小的載氣流量不利于載氣對鐵水罐內流場的攪動。實際生產中應在保證不堵槍且噴吹平穩的情況下，從目前的110 Nm³/h 逐漸減少載氣流量直至90 Nm³/h。

4.2 隨噴槍插入深度增大，鐵水罐內混勻死區減小，氣體停留時間變長。建議脫硫噴槍的插入深度為距罐底200 mm。

4.3 隨著噴嘴直徑的增大，死區比例有增大的趨勢；氣體停留的時間逐漸變長。因而在原有的噴槍直徑的基礎上，若載氣量維持不變，則可適當增大噴嘴直徑。

4.4 隨著噴槍噴嘴夾角的增大，鐵水罐整體噴濺減小；混勻死區的比例有增大趨勢；氣體的停留時間逐漸變長。噴槍噴嘴夾角以60°～90°為宜。

參 考 文 獻：

［1］ Jian Yang, Keiji Okumura, Mamoru Kuwabara, etal. Improvementof Desulfurization Efficiency of Molten Iron with MagnesiumVapor Produced In Situ by Aluminothermic Reduction ofMagnesium Oxide［J］.Metallurgical and Materials TransactionsB，2003，34B（5）：619-629.

［2］ 曹興平，王長勇，杜海濤. 噴吹鐵水脫硫過程中氣液兩相數值模擬研究［J］. 冶金設備，2014（特刊1）：5-9.

［3］ 黃群新，倪紅衛，張華，等. 鐵水噴鎂脫硫工藝優化［J］. 煉鋼，2007，23（1）：21-23，52.

［4］ 楊小光，楊世山，李志杰，等. 插入深度與載氣流量對鐵水顆粒鎂脫硫影響的數值模擬［J］. 山東冶金，2016，38（2）：29-32.

［5］ Spalding. D. B. Lectures in Mathematical Models of Turbulence［M］.Oxford, London: Academic Press, 1972：60-63.

［6］ Shao P, Zhang T A, Zhang Z, et al. Numerical simulation on gasliquidflow in mechanical- gas injection coupled stirred system［J］. ISIJ International, 2014, 54（7）：1 507-1 516.