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优化条件的RH流场数值模拟研究

薛利强，何平，张海风，李相臣

(钢铁研究总院冶金工艺研究所，北京100081)

摘 要：采用欧拉模型数值模拟方法，通过采用更接近实际的边界计算条件和初始条件对170tRH熔池流场进行了模拟分析。研究结果表明：改进后模型计算出的流场状态和循环流量结果与试验结果很一致；上升管内钢液速度呈M型分布，且气泡在上升管内的流动具有波动性，下降管内钢液流速度分布均匀，上升管内壁比下降管内壁更容易侵蚀。

关 键 词：RH精炼；流场；数值模拟；质量入口

RH的冶金功能如真空脱碳脱氧、吹氧脱碳、喷粉脱硫、温度补偿、均匀温度和成分等都是在真空条件下通过钢液的循环流动来实现的，RH熔池的流动行为和状况影响其精炼效率。自1975年Nakanishi[1]提出的RH装置熔池内钢液流动的二维数学模型以来已有很多研究者[2-7]对RH循环精炼过程中钢液循环流动进行了数值模拟研究，为认识RH熔池内流体流动行为提供了依据。但其数学模型的边界条件设置具有一定的局限性：1)将上升管吹气孔设置为速度入口，这对于可压缩气体来说会导致计算结果误差较大；2)把氩气温度视为常温，没有考虑钢液温度对氩气密度的影响；3)氩气气泡直径为一定值，不随吹气量以及上浮等条件的变化而变化；4)真空室液面高度设为定值或真空室出口为硬性边界条件，导致钢液没有充分自由发展。这些将势必影响RH熔池内流场速度及形态、循环流量等的计算可靠性。

为了对RH熔池内的钢液流动行为进行研究，将钢包与RH装置视为一个整体，吹气孔采用质量入口，初始时真空室无钢液，随着抽真空与吹气的进行，RH熔池内钢液面上升，最后达到稳定，真空室内的钢液液面是充分自由发展的。在此更接近实际的边界计算条件下，采用大型CFD软件建立了欧拉模型对170tRH-KTB设备的流场进行了三维数值模拟研究。其结果采用水力学模拟试验、国外文献经验数据进行了验证，并对RH浸管内钢液流场分布与管壁冲刷关系进行了分析。

1  数模模型

1．1  物理模型

以某钢铁厂RH-KTB设备为原型，处理容量170t左右。钢包内径底部为Φ2834mm，包口Φ3192mm；上升管、下降管长度1600mm，内径Φ550mm；真空室内径为Φ1910mm；上升管吹氩孔为12孔双层分布，上下层各6孔均呈60°分布，上下层孔交错30°，层间距150mm。物理模型的几何尺寸与原型一致。

1．1．1  假设条件

在RH设备中，由于气泡的提升、搅拌和真空度抽吸作用以及温度场变化对流动的影响，钢液的流动状态为复杂的湍流。为了便于建立模型，特作以下假设：1)钢液温度不变，不考虑温度场变化对流动的影响；2)气体进入钢液后的温度与钢液温度一致；3)气泡的浮力是驱动钢液循环流动的主要驱动力。

1．1．2  边界条件

1)为便于计算和模拟，包口液面上方设置为压力入口。压力为101．325kPa；2)真空室出口为压力出口，此处仅考虑轻处理下的真空度，压强为1kPa；3)上升管的吹氩孔为质量入口，对吹入的氩气进行了压力和温度修正，产生的气泡随吹气量和压力而变化，吹氩流量与实际生产一样；4)壁面边界采用标准壁面函数。

1．1．3  控制方程

RH内钢液流动遵循的基本方程包括连续性方程、动量守恒方程及能量守恒方程．采用k-ε方程来描述整个熔池中的紊流状态。由于RH熔池内流体的流动涉及吹氩，其流体流动为标准的两相流，采用欧拉模型对气液两相区进行处理。

1．1．4  参数设定

氩气、钢液的各项参数如表1[8-9]所示，其中对吹入RH熔池中的氩气密度进行了温度与压力修正。

注：VL为单位时间内进入上升管内的氩气流量，m3／min；g为重力加速度，9．8m／s2

根据理想气体方程有：

P0V0／T0=P1V1／T1    (1)

ρ1=ρ0T0P1／(T1P0)    (2)

式(1)和式(2)中：T0=298K，T1=1873K；ρ0为标准大气压下的密度，1．6228kg／m3；P0和P1分别为标准大气压强和吹气孔处的压强，Pa。

1．2  模型的初始化

该模型初始化时钢液全部处于大包中，分离求解器采用Simple算法，松弛因子系数设置如下表2所示。

2  模型计算结果及讨论

2．1  RH气液两相分布与钢液循环流量变化

从吹气量100m3／h、浸渍管插入深度500mm，真空室内真空度1kPa下该模型计算收敛后的相图发现，气体进入上升管后沿着管壁向上运动进入真空室，这一结果与文献1[10-11]描述一致。图1为该数学模型检测其下降管1／2处横截面所得到的循环流量走势图，可以看出，随着抽真空的进行，在前期钢液从下降管内流向真空室内，随着时间的推移，下降管内流向真空室内的钢液速度逐渐减小直到为零(对应于图1中循环流量趋势线的最高点)，之后下降管内钢液速度变向，从真空室流向大包直至稳定。

2．2  模型计算流场与水模试验结果对比

在验证钢液流动的数值计算结果方面目前采用的主要方法为水力学模拟试验方法。水模试验对流体流场来说具有可观察性和易测性。

经过水模型试验的验证，数值计算所得的流场方向、分布、特点与水模试验所得的流场所得的流场十分吻合。

2．3  数值计算循环流量与经验公式获得结果对比

根据日本文献试验获得的RH钢液循环流量经验关系式与结果进行对比。该模型计算吹气量为72、100、120、130、150m3／h下的循环流量，其与日本小野清熊[12](式(3))和森幸冶[13](式(4))所得的经验公式比较如图2所示。

Q=1．8×10-4Du0.3·Dd1.1·G0.31·Hg0.3  (3)

Q=2．9×10-3G1/3D4/3{ln(P1／P2)}1/3  (4)

式(3)和式(4)中，Q为循环流量，t／min；Du、Dd分别为上升管、下降管的直径，mm：D为浸渍管内径．mm；G为吹气量，m3／h；Hg为吹气孔距离真空室液面的距离，mm；P1和P2分别为大气压强和真空室压强，Pa。

从图2中可以看出，在本模型计算范围内，其循环流量在小野清熊公式和森幸冶公式计算所得值之间，因此该模型计算的循环流量比较合理。

通过回归分析获得采用本模拟计算的RH循环流量计算式如下：

Q=3．8×10-4G0.5D0.8Hg0.7    (5)

2．4  建立的RH数值计算模型特点

1)将RH装置与钢包看作一个统一的整体，有利于分析钢液的整体循环流动情况。

2)吹气孔入口边界条件为质量入口，吹入的氩气体积经钢水温度和压力修正，产生气泡大小与气体流量有关，这对于可压缩气体氩气更接近实际生产情况。

3)初始条件上，初始化时钢液全在钢包里，通过抽真空与吹气使钢液提升到真空室里然后形成循环，与实际生产一致。

4)大包液面和真空室液面与气相接触，可以自由流动与波动，与类似的数值模型[10]计算结果相比，其下降管内的流速更加合理。

3  RH熔池流场特点分析

3．1  RH熔池速度场分析

图3为吹气量100m3／h、浸渍管插入深度500mm，真空室内真空度1kPa时RH装置通过两浸渍管轴心的剖面速度图，可以看出钢液以较大速度从下降管流向大包，主流股基本不发散，与周围液体形成明显的液液两相流(主流股流速为0．97～1．12m／s，周围液体速度为0．08m／s)，下降主流股流向包底与包底撞击后速度迅速减小(从0．97m／s降低到0．29m／s)。包底无弱搅拌区(与CAS精炼在包底形成的弱搅拌区不同[1-4])。由于上升管对大包钢液的抽吸作用，大部分钢液流向上升管，从而在大包与真空室之间形成一个大的流动循环区。同时在大包中下部两浸渍管下方形成了一个漩涡区，漩涡区中心的速度很小为0．02m／s，此外一部分钢液流向下降管右侧包壁，在大包右下部形成了一个小漩涡，在下降管与右侧包壁之间的区域速度很小为0．08m／s。大包内浸渍管侧面与大包壁之间的区域内钢水几乎处于静止状态，其速度为0．02m／s，处于这个区域的精炼渣波动很微弱，降低了渣钢之间的反应速度，对依靠渣钢反应去除硫等有害元素或依靠覆盖渣吸附钢水中夹杂物有很大的影响。

RH上升管下端部位速度变化很大(从0．15m／s升到1．12m／s)，说明钢液迂回流进上升管后，在气体、真空度的提升作用下速度很快提高。由于氩气在上升管内的贴壁效应，钢液在上升管内速度横向分布呈M型(管壁处靠近气体侧和管中心钢液速度分别为1．12、0．53m／s)。上升管内混有大量气泡导致了到达真空室后上升管上方液面明显较高。在强烈的抽吸及气泡搅拌作用下真空室内钢液液面波动很大。钢液从上升管上方沿着真空室壁流向下降管，在下降管上方速度值达到1．12m／s，下降管内上下部与径向的钢水流体速度分布均匀，且变化不大。

3．2  RH气液两相流特点

图4为模型计算的在吹气量为72、100、120、150m3／h时通过两浸渍管轴线剖面的气液两相图。可以看出当吹气量为72m3／h时真空室熔池液面平稳，几乎没有明显的波动，随着吹气量的增大，真空室熔池液面波动逐渐变得更加剧烈，容易形成飞溅液滴群，造成真空室粘钢。真空室熔池液面随着吹气量增大液面提高，这是因为：1)在相同时间内进入真空室钢液的氩气增多，平均密度降低，当真空度一定时其平均高度提高；2)上升管内在氩气浮力的作用下进入真空室的钢水随着吹气量的提高而增加，从而导致下降管流进大包的钢液流速增加，但真空室内从上升管流进的钢液比从下降管流出的钢液量大，因此钢液在真空室内堆积直至两者达到平衡，因此下降管对循环流量的影响比上升管大，当吹气量较大时，下降管已成为限制循环流量的主要因素，这与小野清熊得出的结论一致。

为了便于观察氩气在上升管内的流动情况，将循环流动稳定后的某时刻作为t=0，分别计算在t=2、4、6s时上升管吹气孔处(h=0)、吹气孔上方(h=350mm、h=850mm)和上升管顶端(h=1300mm)各个剖面的气液两相分布发现：氩气从吹气孔进入上升管后，并不是垂直上升的，而是在上升过程中在近管壁处会出现合并与分散的现象，一般为3股上升氩气合并成一股。且由于在上升过程中由于压强的降低，氩气膨胀，氩气在上升管上升过程中所占体积比例随上升高度而增加。

上升管内由于具有气液两相流，且速度变化较大，相对于下降管，其侧壁冲刷更严重，工业生产中上升管与下降管使用一段时间后，上升管内壁粗糙且侵蚀均匀(说明了上升管内的气体并不是垂直上升的)而下降管内壁较光滑，工业试验证实上升管内衬冲损程度相比下降管要严重的多，因此RH装置建设中应首先注意上升管材质与形状结构设计，提高上升管内壁抗气液两相流冲刷能力，并在生产及使用中应该加强上升管内壁的维护。

3．3  下一步工作

该研究的主要对象是熔池内的流场行为，不同操作参数对RH流场(速度场)均有很大影响，而不同流场状态对RH内的冶金行为特别是动力学方面的影响很大。RH流场计算结果在工业生产应用研究方面，今后还将要进一步做以下研究工作：1)改善RH流场速度分布对真空脱碳、脱气的影响；2)RH熔池流场变化对浸渍管外侧大包内渣钢反应的影响；3)RH熔池流场变化对熔池内传热的影响以及进行温度预报；4)RH熔池流场变化对不同类型夹杂物去除影响等研究。通过RH内在机理研究，最大程度改善RH真空精炼工艺，提高钢水处理效果。

4  结论

1)模型采用接近实际的边界条件：吹入气体采用质量入口、气体吹入后与钢水温度相同、上升管内吹入气体产生的气泡随吹气量和压力变化、浸渍管外钢液自由表面压力为大气压等，其计算结果与水模试验和实际经验所得一致。

2)通过本模型获得的RH熔池循环流量计算式更为合理。

3)大包内浸渍管底部以下几乎无弱搅拌区，下降主流股与周围的流体形成明显的液一液两相流，钢液迂回流向上升管，在上升管下端的钢液速度变化很大；而浸渍管外侧面与大包壁之间的区域流动很弱。

4)RH装置上升管内钢液提升的速度呈M型分布；气泡在上升管内沿管壁上升过程中会发生合并与分散的现象，一般为3股上升氩气合并成一股。RH装置内上升管比下降管内壁冲刷更严重，生产及使用中应该注意加强上升管内壁的维护。

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