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(xué)冶金與生態(tài)工程學(xué)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(qū)噴吹顆粒鎂鐵水脫硫影響因素的數(shù)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(nèi)流場以及混勻死區(qū)的影響。結(jié)果表明，在原有工藝參數(shù)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(nèi)速度場和湍動能的分布，減小混勻死區(qū)，增加停留時間。推薦的工藝參數(shù)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(guān) 鍵 詞：鐵水脫硫；顆粒鎂；噴吹；CFD 數(shù)值模擬

1   前言

現(xiàn)在的鋼鐵消費市場需要低雜質(zhì)、機械性能優(yōu)越的產(chǎn)品。硫作為一種有害雜質(zhì)會造成鋼的脆性，產(chǎn)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(xué)性能都有較大影響。鐵水預(yù)處理被認為是生產(chǎn)高質(zhì)量純凈鋼的最經(jīng)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(shè)備投資低等優(yōu)點而廣泛應(yīng)用。

前人已有針對噴吹顆粒鎂脫硫的數(shù)值模擬研究，Jian Yang^［1］通過熱態(tài)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(nèi)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(shù)值模擬研究了青鋼老廠區(qū)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(shù)學(xué)方法建立模型，確定離散化方法，ICEM 軟件進行網(wǎng)格劃分，F(xiàn)luent 軟件求解計算，Tecplot 軟件后處理等一系列過程，對青鋼新區(qū)110 t 鐵水罐倒“Y”字型噴槍噴吹顆粒鎂脫硫過程鐵水罐內(nèi)的氣液兩相流場混勻情況以及載氣停留時間進行了數(shù)值模擬探討。

2   數(shù)值模擬條件

2.1   數(shù)值模擬方案

青鋼膠南新區(qū)110 t 鐵水罐和倒“Y”字型噴槍尺寸如圖1 所示。

根據(jù)鐵水罐與噴槍尺寸以及現(xiàn)場原有生產(chǎn)工藝參數(shù)（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(jié)合老區(qū)100 t 鐵水罐“喇叭”型噴槍的數(shù)值模擬和生產(chǎn)經(jīng)驗^［4］，設(shè)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(shù)學(xué)以及物理模型

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

1）質(zhì)量守恒方程。流體流動須滿足質(zhì)量守恒定律，在二維直角坐標平面內(nèi)：

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(zhì)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(shù)，Pa·s；k 為湍流動能，m²/s²；ε 為湍流耗散率；C_1ε、C_2ε是經(jīng)驗常數(shù)，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(yīng)的Prandtl 數(shù)，σ_k=1.0，σ_ε =1.3［5，6］；G_k 為由于速度梯度引起的應(yīng)力源項，；μ_t為湍流渦粘系數(shù)，C_μ =0.09^［5］。

2.3   網(wǎng)格結(jié)構(gòu)與計算預(yù)處理

模擬采用結(jié)構(gòu)化四邊形網(wǎng)格，在近壁面及邊界處進行網(wǎng)格加密處理，如圖2 所示。

將建立好的網(wǎng)格模型導(dǎo)入fluent 軟件中進行相關(guān)設(shè)置。鐵水液面按照青鋼新廠實際情況設(shè)置為距離罐口0.7 m，主要分析鐵水罐內(nèi)的氣液兩相的流動過程，忽略顆粒鎂與鐵水的脫硫反應(yīng)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(zhì)性質(zhì)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(shè)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(tài)計算方法，計算時間步長設(shè)置為0.000 1 s，總的求解時長為20 s。

3   數(shù)值模擬結(jié)果及分析

3.1   載氣流量的影響

經(jīng)換算，在實際狀態(tài)下，不同載氣流量與噴槍出口實際速度的對應(yīng)關(guān)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(nèi)，載氣流量為110 Nm³/h 時，鐵水產(chǎn)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(nèi)速度＜0.5 m/s、湍動能＜0.3 m²/s²的區(qū)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(nèi)速度＜0.5 m/s，湍動能＜0.3 m²/s²的區(qū)域變大，改變顯著。速度和湍動能較大的區(qū)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(qū)域和噴槍壁附近的速度以及湍動能均有所減小。

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

將VOF 模型改為3 項，添加1 相與N₂的物理性質(zhì)完全一樣的第3 相，在噴吹N₂之前，先噴吹第3 相物質(zhì)0.1 s，然后停止噴吹第3 相物質(zhì)，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(dǎo)入到Excel 中。如果t_i時刻測得第3 相物質(zhì)的濃度為c_i，則停留時間計算公式為

根據(jù)軟件計算結(jié)果所得數(shù)據(jù)，得到H=200 mm、d=8 mm、α =60°時，鐵水罐內(nèi)死區(qū)比例和氣體停留時間與載氣流量的關(guān)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(qū)變化不大，表明在這個載氣流量的范圍內(nèi)，對整個鐵水罐內(nèi)流場的混勻死區(qū)的影響并不大。當載氣流量降低到70Nm³/h 時，死區(qū)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(qū)域速度和湍動能逐漸減小，氣體在鐵水罐內(nèi)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(nèi)流場的攪動，適宜的載氣流量以90 Nm³/h 為宜。實際生產(chǎn)中應(yīng)在保證不堵槍且噴吹平穩(wěn)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(qū)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(nèi)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(qū)比例和載氣在鐵水中的停留時間得到噴槍最優(yōu)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(qū)比例逐漸增大，鐵水罐內(nèi)混勻效果變差，載氣對鐵水的攪拌作用減弱。根據(jù)軟件計算結(jié)果所得數(shù)據(jù)，鐵水罐內(nèi)死區(qū)比例和氣體停留時間與噴槍插入深度的關(guān)系見圖9，隨著噴槍插入深度的增加，混勻死區(qū)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(nèi)速度與湍動能分布情況，并通過混勻死區(qū)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(tài)流量與標準狀態(tài)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(qū)比例有增大的趨勢。

根據(jù)軟件計算結(jié)果所得數(shù)據(jù)，鐵水罐內(nèi)死區(qū)比例及氣體停留時間與噴槍噴嘴直徑的關(guān)系見圖12，可以看出，隨著噴嘴直徑的增大，死區(qū)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(chǔ)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(qū)的倒“Y”型噴槍不同噴嘴夾角α（30°、60°、90°、180°）下鐵水罐內(nèi)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(qū)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(qū)域比例增大。進行數(shù)值量化分析，從圖15 可看出，隨著α 的增大，混勻死區(qū)的比例有增大的趨勢，特別是從90°增大到180°時，混勻死區(qū)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(jié)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(qū)域速度和湍動能逐漸減小，氣體在鐵水罐內(nèi)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(nèi)流場的攪動。實際生產(chǎn)中應(yīng)在保證不堵槍且噴吹平穩(wěn)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(nèi)混勻死區(qū)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(qū)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(chǔ)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(qū)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(shù)值模擬研究［J］. 冶金設(shè)備，2014（特刊1）：5-9.

［3］ 黃群新，倪紅衛(wèi)，張華，等. 鐵水噴鎂脫硫工藝優(yōu)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(shù)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.