刘西峰，李大亮，韩建林，战东平，邹 涛，张慧书

(1.山西建龙实业有限公司，山西 运城 043801; 2.东北大学 冶金学院，辽宁 沈阳 110819；3.辽宁科技学院，辽宁 本溪 117004)

洁净钢生产是钢铁行业发展的必然趋势[1-4]，随着用户对钢质量要求的越来越高，前人对各种提高钢的洁净度的措施开展了广泛研究[5-7]。其中，钢包底吹氩是均匀钢水成分、温度、促进渣钢反应以及加速钢中夹杂物去除的最有效的手段之一，前人采用水模、数值模拟等方法对钢包底吹氩过程流场、温度场、卷渣及合金化等进行了研究[8-12]。本文以某钢厂110 t LF 精炼炉用钢包为原型，在前期物理模拟的基础上[13]，利用 Fluent 软件进行数值模拟，研究双透气砖布置形式对钢包流场的影响，为企业的生产实践提供指导。

1 钢包底吹氩数值模拟的数学模型

1.1 数值模拟的基本假设

气泡上浮过程中，对钢水所做的功是钢包内流体循环流动的唯一动力，气液两相区的形状是锥形区域；气液两相区按变密度单相来处理，吹气过程中，两相区的含气率由实验关系式确定；忽略温度和表面渣层的影响。

1.2 控制方程

描述钢液在钢包底吹气的方程有连续性方程、动量方程，能量方程以及确定紊流黏性系数的k-ε双方程模型[14]。

1)连续性方程

(1)

2)动量方程

(2)

3)湍流模型方程(标准k-ε双方程模型)

k方程：

(3)

ε方程：

(4)

4)能量守恒方程

(5)

式中：Γeff为有效热扩散系数；ui,uj为湍流流动的时均速度，m/s；ρ为流体(钢液)的密度，kg/m3；k为湍流脉动动能，m2/s2；ε为湍流脉动动能耗散率，m2/s3；P为压力，N/m2；μeff为有效黏性系数，kg·s·m-2；μt为湍流黏性系数，kg·s·m-2；gi为i方向上的体积力，m/s2；σt为层流Prandtl数；σt,T为湍流Prandtl数；μl为层流黏度系数；μt为湍流黏度系数；μ为 流体(钢液)的动力黏度，kg/m·s。C1=1.44，C2=192，Cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3。

1.3 计算步骤

在Fluent的前处理软件Gambit中建立钢包模型，并划分网格，钢包及计算用网格如图1所示。将得到的网格导入Fluent中，进行流场、均混时间以及温度场的计算。计算步骤为：选择非耦合求解，求解方程选择标准的k-ε双方程，钢液表面设置为滑移边界，材料物性参数密度的变化通过UDF实现，采用SIMPLE算法，然后迭代计算流场，当流场计算收敛后，运用能量守恒方程计算温度场，最后加入传质方程计算均混时间。

图1 钢包及网格划分

1.4 模拟方案

数值模拟根据钢厂双透气砖的生产使用情况，分别计算了钢包原布置方案A(0.5r-0.5r)以及2种新布置方案B(0.4r-0.5r)和方案C(0.4r-0.4r)的条件，同时分别模拟这3种布置方案在100 L/min(标准，软吹)、200 L/min(标准，中吹)、450 L/min(标准，硬吹)条件下流场的变化情况。

2 钢包流场数值模拟计算结果

2.1 100 L/min(标准，软吹)条件下的钢包流场特征

图2～图4分别为三种方案在100 L/min(标准，软吹)气量下的流场分布图。从图2和图4中可以看出，当透气砖对称分布时底吹气形成的气柱也成对称分布，两股气体对各自存在的半个熔池都可以起到搅拌作用；如图3所示的即为底吹透气砖不对称布置时的流场分布。从图3中可以看出，由于透气砖的不对称分布，使得靠近钢包底部中心的一边气流受到远离中心气流的影响，向远离中心的一股气流处发生偏移，从自由液面的速度分布图也可以看出，两股气流的搅拌并不均匀，这种情况是底吹透气砖布置所不希望看到的情况，因此不建议采用诸如方案B的底吹透气砖不对称布置方式。

图2 100 L/min(标准)气量下方案A透气砖布置时的流场图

图3 100 L/min(标准)气量下方案B透气砖布置时的流场图

图4 100 L/min(标准)气量下方案C透气砖布置时的流场图

另外，分别观察图2和图4自由液面的速度分布图可以发现，对于方案A来说由于透气砖布置的位置相对于方案C来说更靠近钢包壁面，因此气柱向上运动时会对钢包内壁产生冲刷，导致气柱所携带的动能有所损失，从而直接导致从自由液面看上去明显发现原方案A气柱所影响的范围相对于方案C小很多，因此原方案A的搅拌效果也会较方案C下降很多；再从图2与图4的双透气砖所在纵截面上可以看出，由于方案C相对于原方案受到包壁影响较小，因此可以发现方案C的气流中心的速度要大于原方案的气流速度，这也加快了夹杂物的上浮，提高了搅拌效率。

2.2 200 L/min(标准，中吹)条件下的钢包流场特征

图5～图7分别为三种方案在200 L/min(标准，中吹)气量下的流场图。从图5和图7可以看出，底吹透气砖处于对称布置的流场来说，自由液面处两股气流分别对各自存在的半个熔池的影响是相同的；而对于如图6所示的方案B这种不对称分布的流场来说，靠近钢包底部中心的气流会偏向远离中心一侧的气流，这样就会使得气流对于熔池的搅拌不均匀。

图5 200 L/min(标准)气量下原方案A透气砖布置时的流场图

选择底吹透气砖对称分布时，如图5和图7所示原方案A和方案C的流场分布图，首先观察两种方案的自由液面，可以发现，同样原方案A由于对钢包内壁的冲刷作用，使得气柱的动能有所损失，从而导致原方案的气柱所影响的熔池范围会小于方案C气柱所影响的熔池范围，尤其是过双透气砖圆心连线的角平分线所在纵截面，越靠近包壁处，原方案所产生的影响就越小，然而方案C所产的影响却要大于原方案A所产生的影响；同样在双透气砖所在纵截面也可以看出，方案C气柱中心的速度要大于原方案气柱中心的速度。

图6 200 L/min(标准)气量下方案B透气砖布置时的流场图

图7 200 L/min(标准)气量下方案C透气砖布置时的流场图

2.3 4 500 L/min(标准，强吹)条件下的钢包流场特征

图8～图10分别为三种方案在450 L/min(标准，强吹)气量下的流场图。当流量处于硬吹区时，由于气体的动能较大、流速较快，如图9所示的方案B底吹透气砖不对称分布时，两股气柱之间的相互影响也减弱得很多，但是依然由于气柱上升过程中需要克服两股气流之间的相互作用力，导致气流的动能有所损失；而对于图8和图10所示的原方案和方案C来说，由于底吹透气砖是对称分布的，因此两股气流之间的相互作用力相互平衡，因此气柱在上升过程中无需过多的克服气流之间的相互作用力，因此如图8和图10所示的原方案和方案C在双透气砖所在纵截面上的气流中心速度都要较方案B气流中心速度大且均匀。

图8 450 L/min(标准)气量下原方案A透气砖布置时的流场图

图9 450 L/min(标准)气量下方案B透气砖布置时的流场图

图10 450 L/min(标准)气量下方案C透气砖布置时的流场图

综上所述，在对所设定的原方案A(0.5r-0.5r)、方案B(0.4r-0.5r)和方案C(0.4r-0.4r)的流场比较中，方案C(0.4r-0.4r)的流场更为合理，更有利于夹杂物的快速上浮以及钢包内成分的均匀化。

2.4 最佳钢包底吹位置的确定

通过所得出的数模结果可以很好反映实际实验情况的结论，下面对于数模结果分析探究最佳钢包底吹位置。图11为数模条件下不同位置均混时间的比较结果。可以看出，当方案B透气砖布置在0.4r-0.5r这种不对称位置分布时，在不同的气体流量区，均混时间变化较大，随着气体流量的增大均混时间呈现先减小后增大的变化规律；而对于方案C(0.4r-0.4r)和方案A(0.5r-0.5r)对称分布时，均混时间是随着气体流量的增加而减少的。因此，同样在对底吹气透气砖布置时不建议采用非对称布置。

图11 数模不同位置均混时间比较

再对方案C(0.4r-0.4r)和方案A(0.5r-0.5r)的布置进行比较可以看出，尽管在软吹区方案C(0.4r-0.4r)布置所得到的均混时间要大于方案A(0.5r-0.5r)布置得均混时间，但是在软吹区的末端以及进入中吹区开始时，均混时间开始大幅度降低，从此开始随着气体流量的增加方案A(0.5r-0.5r)和方案C(0.4r-0.4r)布置所得到的均混时间均发生均匀下降，但是对于方案C(0.4r-0.4r)的布置所得到的均混时间始终小于方案A(0.5r-0.5r)布置所得到的均混时间。

3 结 论

(1)双透气砖非对称布置的方案B(0.4r-0.5r)，靠近钢包底部中心的一边气流受到远离中心气流的影响，向远离中心的一股气流处发生偏移，两股气流的搅拌不均匀，因此不建议采用方案B的非对称布置方式。

(2)双透气砖对称布置时，随着吹气量从软吹模式增加到强吹模式，均混时间缩短，且方案C(0.4r-0.4r)的布置所得到的均混时间始终小于方案A(0.5r-0.5r)的均混时间。

因此，在对200 L/min(标准，中吹)气量下的流场图的比较中，方案C(0.4r-0.4r)的流场效果更佳。

(3)方案C(0.4r-0.4r)的流场更为合理，更有利于夹杂物的快速上浮以及钢包内成分的均匀化。