D01:10.13374/i.issn1001t63x.2011.09.016 第33卷第9期 北京科技大学学报 Vol 33 No 9 2011年9月 Journal of Un iversity of Science and Techno logy Beijing Sp2011 钢包底吹氩搅拌特性 韩建军12* 李士琦)吴龙) 1)请华大学环境学院，北京100084,2)北京科技大学治金与生态工程学院，北京100083 *通信作者，Email hanjianjur@139.cam 摘要以广义相似原理为理论基础，采用水力学模拟实验方法，对钢包底吹氩搅拌特性进行了研究·研究中以谐时性准数 为评价指标，考虑的影响因素包括修正弗劳德准数、液气密度比、熔池深径比和吹气位置·结果表明，各因素对评价指标的影 响均显著，最为显著的是液气密度比：各因素按显著性大小排序为液气密度比、修正弗劳德准数、熔池深径比和吹气位置：钢 包吹气位置设在单孔0.5R处搅拌效果最佳. 关键词炼钢；精炼：钢包：搅拌；影响因素 分类号TF769.2 Stirring characteristics of argon blow ing from the lad le bottom HAN Jian-jun,LI Shiq?,WU Long) 1)School of Enviromment Tsnghua University Beijing 100084.Chna 2)School ofMetallurgical and Ecobgical Engineering University of Science and Technology Beijing Beijing 100083 China Coresponding author Email hanjianjun@139.com ABSTRACT Based on the generalized si ilarity principle stirring characteristics of argon blow ing from the ladle bottom were stdied by water model experments In the research the hamonic number was considered as an evaluating indicator and four infuencing fac- tors were modified Froude number liquid gas density ratio melting bath depth-todimeter ratio and purging phg position Experi mental results show that all the four nfluencng factors have remarkable effect on the evaluating indicator and the liuid-gas density ra- tio is the most obvious Accomding to the significance the four influencing factors is in the onder of liquid gas density ratio modified Froude number melting bath depth-to diameter ratio and purging plg position Furthemore the best stirring effect will be achieved while using a single purging plug the position of which is 0.55R away from the bottan center KEY W ORDS steemaking refining ladles stirring influencing factors 钢包底吹氩是目前常用的一种炉外精炼技术， 的搅拌效果影响显著；研究中考虑的影响因素有吹 该技术既经济适用又简单易行，合理的吹氩制度能 气流量和吹气位置.然而，影响钢包底吹氩搅拌效 有效地促使钢包内钢液成分及温度的均匀化，促进 果的因素有很多-)，除吹气流量和透气砖位置 钢液内夹杂物的上浮，改善钢渣反应的动力学条 外，还包括液面高度、气体密度和透气砖有效吹气面 件，提高钢液的质量).因此，对钢包内底吹氩过 积等 程进行研究是十分必要的， 北京科技大学的季淑娟等3-4通过因次分析， 国外学者Hele可用无因次法研究混合现象时 应用相似理论中π定理，确定出谐时性准数H,与修 得出，混合时间与钢包内部底面直径、液面深度和表正弗劳德准数F、液气密度比π、熔池深径比π 面张力等变量之间的半经验模型，但未考虑吹气位 以及吹气位置W等量纲为1的特征数之间的关系 置对混合效果的影响.国内诸多学者6以修正弗 式，本研究在此基础上，以鞍钢二炼钢北区的180t 芳德准数为特征数对钢包底吹氩气搅拌钢液行为进 LF钢包炉为原型，采用水力学模拟实验研究方法， 行了大量的研究，确定了吹气体位置对钢包底吹氩 对钢包底吹氩的搅拌特性进行研究， 收稿日期：2010-09-15
第 33卷 第 9期 2011年 9月 北 京 科 技 大 学 学 报 ＪｏｕｒｎａｌｏｆＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇ Ｖｏｌ．33Ｎｏ．9 Ｓｅｐ．2011 钢包底吹氩搅拌特性 韩建军 12）* 李士琦 2） 吴 龙 2） 1） 清华大学环境学院北京 100084 2） 北京科技大学冶金与生态工程学院北京 100083 * 通信作者Ｅ-ｍａｉｌ：ｈａｎｊｉａｎｊｕｎ＠139．ｃｏｍ 摘 要 以广义相似原理为理论基础采用水力学模拟实验方法对钢包底吹氩搅拌特性进行了研究．研究中以谐时性准数 为评价指标考虑的影响因素包括修正弗劳德准数、液气密度比、熔池深径比和吹气位置．结果表明各因素对评价指标的影 响均显著最为显著的是液气密度比；各因素按显著性大小排序为液气密度比、修正弗劳德准数、熔池深径比和吹气位置；钢 包吹气位置设在单孔 0∙5Ｒ处搅拌效果最佳． 关键词 炼钢；精炼；钢包；搅拌；影响因素 分类号 ＴＦ769∙2 Ｓｔｉｒｒｉｎｇｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆａｒｇｏｎｂｌｏｗｉｎｇｆｒｏｍ ｔｈｅｌａｄｌｅｂｏｔｔｏｍ ＨＡＮＪｉａｎ-ｊｕｎ 12）* ＬＩＳｈｉ-ｑｉ 2）ＷＵＬｏｎｇ 2） 1） ＳｃｈｏｏｌｏｆＥｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔＴｓｉｎｇｈｕａＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙＢｅｉｊｉｎｇ100084Ｃｈｉｎａ 2） ＳｃｈｏｏｌｏｆＭｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌａｎｄＥｃｏｌｏｇｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇＢｅｉｊｉｎｇ100083Ｃｈｉｎａ * ＣｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇａｕｔｈｏｒＥ-ｍａｉｌ：ｈａｎｊｉａｎｊｕｎ＠139．ｃｏｍ ＡＢＳＴＲＡＣＴ Ｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄｓｉｍｉｌａｒｉｔｙｐｒｉｎｃｉｐｌｅｓｔｉｒｒｉｎｇｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆａｒｇｏｎｂｌｏｗｉｎｇｆｒｏｍｔｈｅｌａｄｌｅｂｏｔｔｏｍｗｅｒｅｓｔｕｄｉｅｄ ｂｙｗａｔｅｒｍｏｄｅｌｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ．Ｉｎｔｈｅｒｅｓｅａｒｃｈｔｈｅｈａｒｍｏｎｉｃｎｕｍｂｅｒｗａｓｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄａｓａｎｅｖａｌｕａｔｉｎｇｉｎｄｉｃａｔｏｒａｎｄｆｏｕｒｉｎｆｌｕｅｎｃｉｎｇｆａｃ- ｔｏｒｓｗｅｒｅｍｏｄｉｆｉｅｄＦｒｏｕｄｅｎｕｍｂｅｒｌｉｑｕｉｄ-ｇａｓｄｅｎｓｉｔｙｒａｔｉｏｍｅｌｔｉｎｇｂａｔｈｄｅｐｔｈ-ｔｏ-ｄｉａｍｅｔｅｒｒａｔｉｏａｎｄｐｕｒｇｉｎｇｐｌｕｇｐｏｓｉｔｉｏｎ．Ｅｘｐｅｒｉ- ｍｅｎｔａｌｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔａｌｌｔｈｅｆｏｕｒｉｎｆｌｕｅｎｃｉｎｇｆａｃｔｏｒｓｈａｖｅｒｅｍａｒｋａｂｌｅｅｆｆｅｃｔｏｎｔｈｅｅｖａｌｕａｔｉｎｇｉｎｄｉｃａｔｏｒａｎｄｔｈｅｌｉｑｕｉｄ-ｇａｓｄｅｎｓｉｔｙｒａ- ｔｉｏｉｓｔｈｅｍｏｓｔｏｂｖｉｏｕｓ．Ａｃｃｏｒｄｉｎｇｔｏｔｈｅｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｃｅｔｈｅｆｏｕｒｉｎｆｌｕｅｎｃｉｎｇｆａｃｔｏｒｓｉｓｉｎｔｈｅｏｒｄｅｒｏｆｌｉｑｕｉｄ-ｇａｓｄｅｎｓｉｔｙｒａｔｉｏｍｏｄｉｆｉｅｄ Ｆｒｏｕｄｅｎｕｍｂｅｒｍｅｌｔｉｎｇｂａｔｈｄｅｐｔｈ-ｔｏ-ｄｉａｍｅｔｅｒｒａｔｉｏａｎｄｐｕｒｇｉｎｇｐｌｕｇｐｏｓｉｔｉｏｎ．Ｆｕｒｔｈｅｒｍｏｒｅｔｈｅｂｅｓｔｓｔｉｒｒｉｎｇｅｆｆｅｃｔｗｉｌｌｂｅａｃｈｉｅｖｅｄ ｗｈｉｌｅｕｓｉｎｇａｓｉｎｇｌｅｐｕｒｇｉｎｇｐｌｕｇｔｈｅｐｏｓｉｔｉｏｎｏｆｗｈｉｃｈｉｓ0∙55Ｒａｗａｙｆｒｏｍｔｈｅｂｏｔｔｏｍｃｅｎｔｅｒ． ＫＥＹＷＯＲＤＳ ｓｔｅｅｌｍａｋｉｎｇ；ｒｅｆｉｎｉｎｇ；ｌａｄｌｅｓ；ｓｔｉｒｒｉｎｇ；ｉｎｆｌｕｅｎｃｉｎｇｆａｃｔｏｒｓ 收稿日期：2010--09--15 钢包底吹氩是目前常用的一种炉外精炼技术 该技术既经济适用又简单易行．合理的吹氩制度能 有效地促使钢包内钢液成分及温度的均匀化促进 钢液内夹杂物的上浮改善钢--渣反应的动力学条 件提高钢液的质量 ［1--4］．因此对钢包内底吹氩过 程进行研究是十分必要的． 国外学者 Ｈｅｌｌｅ ［5］用无因次法研究混合现象时 得出混合时间与钢包内部底面直径、液面深度和表 面张力等变量之间的半经验模型但未考虑吹气位 置对混合效果的影响．国内诸多学者 ［6--9］以修正弗 劳德准数为特征数对钢包底吹氩气搅拌钢液行为进 行了大量的研究确定了吹气体位置对钢包底吹氩 的搅拌效果影响显著；研究中考虑的影响因素有吹 气流量和吹气位置．然而影响钢包底吹氩搅拌效 果的因素有很多 ［10--12］除吹气流量和透气砖位置 外还包括液面高度、气体密度和透气砖有效吹气面 积等． 北京科技大学的季淑娟等 ［13--14］通过因次分析 应用相似理论中 π定理确定出谐时性准数 Ｈ0与修 正弗劳德准数 Ｆｒ′、液气密度比 πρ、熔池深径比 πＨ 以及吹气位置 Ｗ等量纲为 1的特征数之间的关系 式．本研究在此基础上以鞍钢二炼钢北区的 180ｔ ＬＦ钢包炉为原型采用水力学模拟实验研究方法 对钢包底吹氩的搅拌特性进行研究． DOI :10．13374／j．issn1001－053x．2011．09．016
,1086, 北京科技大学学报 第33卷 1基本工况条件 型，即用有机玻璃制成一直桶容器来模拟钢包，模 型与原型比例为1：3.5，表1列出了钢包原型与水 鞍钢二炼钢北区LF炉钢包，公称容量为180t 模型的相应尺寸，其中，D,为钢包上沿内径，D为钢 钢包上口内径为3082mm,钢包下口内径为 包内部底面直径（即熔池底面直径），H为熔池深 2590mm,内部总高度为4340mm,液位深度为 度，d为透气砖顶面直径，A为透气砖有效透气 3640mm,透气砖有效透气面积为95mm’.钢包内 面积 部尺寸结构示意图如图1所示，透气砖的拟安装位 表1原型与模型的主要几何尺寸 置如图2所示.其中，位置3为现用工况，图中的其 Table 1 Man gemmetric dinensions of the prootype and model 他透气砖位置为本研究中拟评价的吹气位置，现场 精炼反应器D,mm D/mm Hhmm d Amm A./mm? 底吹搅拌钢液用的气体为氩气，吹气流量为18~ 原型 3082 25903000-390095 78.5 27m3.h1 模型 881 740 857~1114 27 6.4 3082 2.1.2动力相似 对于钢包吹气精炼体系来说，引起体系内流动 的动力主要是气泡浮力，根据相似原理，为保证模 型与原型相似，两系统中决定性准数（修正弗劳德 准数)必须相等215-. 4861006 FC=Fc (1) 然而，影响钢包底吹氩搅拌钢液的混合效果因 素很多.本课题组通过无因次化，应用π定理确定 出，混匀时间与包底直径、液面深度和气体密度等因 素有关，各参数之间的函数关系为- 2590 (W)°(2) 图1钢包内部尺寸（单位：mm) Fig 1 Intemal dmensions of the ladle (unit mm 式中：为特征速度，本研究取气体进入熔池前速 度；P为实验用气体密度；g为重力加速度：D为特征 长度，本研究取熔池底面直径；为液体密度；H为 熔池深度；d为透气砖有效透气面积的当量直径；W 为吹气位置w的量纲为1的量（吹气位置为非数值 量，各方案吹气位置的量化值见下文3.1节)：Ka hcd和e均为常数项，由实验数据确定 上式中各项均为量纲为1的项，取相应的特征 数可将上式简化为 H=K(Fr)'πrrW (3) 式中，一为谐时性准数，F为修正弗芳德准数 1.5-0.5R27-0.6R:3.6-0.7R48-0.75R 图2大包透气砖的拟安装位置 忌为液体和气体的密度比值，，一昌为熔池深 Fig 2 Drafted installation positions of purgng plgs n the ladle 度与熔池底面直径的比值，一骨为熔池底面直径 2实验设计 与透气砖有效透气面积的当量直径之比 2.1实验原理 2.2影响因素及评价指标 2.1.1几何相似 式（③）为一个乘积关系式，各因素之间的交互 几何相似考虑的是模型与原型主要尺寸的相 作用对评价指标的影响大小不好估量，将式(3)线 似，研究钢水精炼反应器内过程的物理模型是水模 性化可得
北 京 科 技 大 学 学 报 第 33卷 1 基本工况条件 鞍钢二炼钢北区 ＬＦ炉钢包公称容量为 180ｔ 钢包 上 口 内 径 为 3082ｍｍ钢 包 下 口 内 径 为 2590ｍｍ内部总高度为 4340ｍｍ液位深度为 3640ｍｍ透气砖有效透气面积为 95ｍｍ 2．钢包内 部尺寸结构示意图如图 1所示透气砖的拟安装位 置如图 2所示．其中位置 3为现用工况图中的其 他透气砖位置为本研究中拟评价的吹气位置．现场 底吹搅拌钢液用的气体为氩气吹气流量为18～ 27ｍ 3·ｈ －1． 图 1 钢包内部尺寸 （单位：ｍｍ） Ｆｉｇ．1 Ｉｎｔｅｒｎａｌｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓｏｆｔｈｅｌａｄｌｅ（ｕｎｉｔ：ｍｍ） 15－0∙5Ｒ；27－0∙6Ｒ；36－0∙7Ｒ；48－0∙75Ｒ 图 2 大包透气砖的拟安装位置 Ｆｉｇ．2 Ｄｒａｆｔｅｄｉｎｓｔａｌｌａｔｉｏｎｐｏｓｉｔｉｏｎｓｏｆｐｕｒｇｉｎｇｐｌｕｇｓｉｎｔｈｅｌａｄｌｅ 2 实验设计 2∙1 实验原理 2∙1∙1 几何相似 几何相似考虑的是模型与原型主要尺寸的相 似．研究钢水精炼反应器内过程的物理模型是水模 型即用有机玻璃制成一直桶容器来模拟钢包．模 型与原型比例为 1∶3∙5表 1列出了钢包原型与水 模型的相应尺寸．其中Ｄｔ为钢包上沿内径Ｄ为钢 包内部底面直径 （即熔池底面直径 ）Ｈ为熔池深 度ｄｎ为透气砖顶面直径Ａｎ为透气砖有效透气 面积． 表 1 原型与模型的主要几何尺寸 Ｔａｂｌｅ1 Ｍａｉｎｇｅｏｍｅｔｒｉｃｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓｏｆｔｈｅｐｒｏｔｏｔｙｐｅａｎｄｍｏｄｅｌ 精炼反应器 Ｄｔ／ｍｍ Ｄ／ｍｍ Ｈ／ｍｍ ｄｎ／ｍｍ Ａｎ／ｍｍ2 原型 3082 2590 3000～3900 95 78∙5 模型 881 740 857～1114 27 6∙4 2∙1∙2 动力相似 对于钢包吹气精炼体系来说引起体系内流动 的动力主要是气泡浮力．根据相似原理为保证模 型与原型相似两系统中决定性准数 （修正弗劳德 准数 ）必须相等 ［215--16］． Ｆｒ′ｍ ＝Ｆｒ′ｒ （1） 然而影响钢包底吹氩搅拌钢液的混合效果因 素很多．本课题组通过无因次化应用 π定理确定 出混匀时间与包底直径、液面深度和气体密度等因 素有关各参数之间的函数关系为 ［13--14］： ｕτ Ｄ ＝Ｋ ｕ 2ρｇ ｇＤρｌ ａ ρｌ ρｇ ｂ Ｈ Ｄ ｃ Ｄ ｄｎ ｄ （Ｗ） ｅ （2） 式中：ｕ为特征速度本研究取气体进入熔池前速 度；ρｇ为实验用气体密度；ｇ为重力加速度；Ｄ为特征 长度本研究取熔池底面直径；ρｌ为液体密度；Ｈ为 熔池深度；ｄｎ为透气砖有效透气面积的当量直径；Ｗ 为吹气位置 ｗ的量纲为 1的量 （吹气位置为非数值 量各方案吹气位置的量化值见下文 3∙1节 ）；Ｋ、ａ、 ｂ、ｃ、ｄ和 ｅ均为常数项由实验数据确定． 上式中各项均为量纲为 1的项取相应的特征 数可将上式简化为 Ｈ0＝Ｋ（Ｆｒ′） ａπ ｂ ρπ ｃ Ｈπ ｄ ｄｎＷ ｅ （3） 式中Ｈ0＝ ｕτ Ｄ 为谐时性准数Ｆｒ′为修正弗劳德准数 πρ＝ ρｌ ρｇ 为液体和气体的密度比值πＨ ＝ Ｈ Ｄ 为熔池深 度与熔池底面直径的比值πｄｎ ＝ Ｄ ｄｎ 为熔池底面直径 与透气砖有效透气面积的当量直径之比． 2∙2 影响因素及评价指标 式 （3）为一个乘积关系式各因素之间的交互 作用对评价指标的影响大小不好估量．将式 （3）线 性化可得 ·1086·
第9期 韩建军等：钢包底吹氩搅拌特性 .1087. lgH=K十a lgFr十ble十clTa十dlg十elgW 对于某个钢包而言，π通常无变化，可不作考 (4) 虑.本研究考虑的影响因素有修正弗劳德准数F、 式(4)表明，影响谐时性准数H的因素有五 液气密度比π。、熔池深径比π和吹气位置量纲为1 个，分别为修正弗劳德准数Fr、液气密度比πp、深 的量W.其相对应的物理量分别为吹气流量Q,气 径比π4、透气砖的有效面积π：和吹气位置量纲为 体密度P、熔池深度H和吹气位置心各影响因素、 1的量W. 水平及其对应的物理量列于表2 表2因素水平表 Table 2 Factors and levels 影响因素及对应物理量 水平 Fr'0- Q/(Lh) 下P P/(kgm3) TH H/m 1 ① 173 170 11200 0.09 1.158 0.85 2 ② 308 230 800 1.25 1.274 0.95 3 国 693 350 700 1.43 1.404 1.05 4 ④ 1559 520 560 1.79 1.505 1.15 5 ①+⑤ 6 ③+⑤ 7 ②+⑦ 8 ④+⑧ 注：w为底吹位置详见表3 对于吹气流量、熔池深度和吹气位置，容易实现 0.1553,π。=3993，元.=1.158~1.505，吹气位置为 模型与原型的特征参数完全一致：但要实现模型与 ③.将实验参数代入正交表内得到实验方案，每组 原型的液气密度比相等就较为困难.本研究实验过 方案各进行3次实验，共进行96次实验， 程中选用了四种气体，做到模型的液气密度比取值 电导*仪 范围对原型的覆盖，提高了实验结果的可信度， 电导华仪 示踪剂加入处 常选用混匀时间τ为评价指标，简单判断钢液 气压阀 的搅拌能力：混匀时间τ越短，对钢液搅拌能力越 数据记录仪 强.表述混匀时间的特征数为谐时性准数H。,本研 电导电极 究以谐时性准数为评价指标，吹气强度一定时，谐 钢包炉水模哑 流量计 储气罐 时性准数H越小，混匀时间τ越短. 电导电极透气塞 2.3实验方法及实验安排 本研究采用刺激响应方法进行水力学模拟 图3实验装置示意图 实验.实验采用的示踪剂为饱和KC溶液，电导测 Fig 3 Schenatic diagrm of experinental apparatus 量仪器为中国水利科学研究院的D8O0水工测量 仪，实验设备如图3所示， 3实验结果分析及讨论 按照正交表安排实验，根据选定的因素数及其 3.1吹气位置量化 对应的水平数，选用由标准正交表12(2)通过变 由于影响因素吹气位置为非数值量，回归分析 列处理得到的L2(8×4×25)表，详见表2表中 时应将其转化为数值量，本研究采用作图法将吹气 Q为实验中气体流量计显示的流量，与实验过程实 位置进行量化（具体变换方法可见文献[14]）各 际的气体流量Q,之间的关系为Q.=Q,。(气体 吹气位置对应的权值见表3 3.2准数方程 流量计说明书给定的关系式)其中，Q为实验过 由各组实验的混匀时间平均值可得对应方案的 程中的实际气体流量，L·h:0为空气密度，kg 谐时性准数， m3;p为气体密度，kgm3.原型的Fr=0.0173~ 采用0rgin软件进行逐步回归分析，得出评价
第 9期 韩建军等： 钢包底吹氩搅拌特性 ｌｇＨ0＝Ｋ＋ａｌｇＦｒ′＋ｂｌｇπρ＋ｃｌｇπＨ ＋ｄｌｇπｄｎ ＋ｅｌｇＷ （4） 式 （4）表明影响谐时性准数 Ｈ0的因素有五 个分别为修正弗劳德准数 Ｆｒ′、液气密度比 πρ、深 径比 πＨ、透气砖的有效面积 πｄｎ和吹气位置量纲为 1的量 Ｗ． 对于某个钢包而言πｄｎ通常无变化可不作考 虑．本研究考虑的影响因素有修正弗劳德准数 Ｆｒ′、 液气密度比 πρ、熔池深径比 πＨ和吹气位置量纲为 1 的量 Ｗ．其相对应的物理量分别为吹气流量 Ｑ、气 体密度 ρｇ、熔池深度 Ｈ和吹气位置 ｗ．各影响因素、 水平及其对应的物理量列于表 2． 表 2 因素水平表 Ｔａｂｌｅ2 Ｆａｃｔｏｒｓａｎｄｌｅｖｅｌｓ 水平 影响因素及对应物理量 ｗ Ｆｒ′／10－4 ＱＡ／（Ｌ·ｈ－1） πρ ρｇ／（ｋｇ·ｍ－3） πＨ Ｈ／ｍ 1 ① 173 170 11200 0∙09 1∙158 0∙85 2 ② 308 230 800 1∙25 1∙274 0∙95 3 ③ 693 350 700 1∙43 1∙404 1∙05 4 ④ 1559 520 560 1∙79 1∙505 1∙15 5 ① ＋⑤ － － － － － － 6 ③ ＋⑥ － － － － － － 7 ② ＋⑦ － － － － － － 8 ④ ＋⑧ － － － － － － 注：ｗ为底吹位置详见表 3． 对于吹气流量、熔池深度和吹气位置容易实现 模型与原型的特征参数完全一致；但要实现模型与 原型的液气密度比相等就较为困难．本研究实验过 程中选用了四种气体做到模型的液气密度比取值 范围对原型的覆盖提高了实验结果的可信度． 常选用混匀时间 τ为评价指标简单判断钢液 的搅拌能力：混匀时间 τ越短对钢液搅拌能力越 强．表述混匀时间的特征数为谐时性准数 Ｈ0．本研 究以谐时性准数为评价指标．吹气强度一定时谐 时性准数 Ｈ0越小混匀时间 τ越短． 2∙3 实验方法及实验安排 本研究采用 “刺激--响应 ”方法进行水力学模拟 实验．实验采用的示踪剂为饱和 ＫＣｌ溶液电导测 量仪器为中国水利科学研究院的 ＤＪ800水工测量 仪．实验设备如图 3所示． 按照正交表安排实验根据选定的因素数及其 对应的水平数选用由标准正交表 Ｌ32 （2 31 ）通过变 列处理得到的 Ｌ32 （8×4 3 ×2 15 ）表详见表 2．表中 ＱＡ为实验中气体流量计显示的流量与实验过程实 际的气体流量 Ｑｍ之间的关系为 Ｑｍ ＝ＱＡ ρａｉｒ ρｇ （气体 流量计说明书给定的关系式 ）．其中Ｑｍ为实验过 程中的实际气体流量Ｌ·ｈ －1；ρａｉｒ为空气密度ｋｇ· ｍ －3；ρｇ为气体密度ｋｇ·ｍ －3．原型的 Ｆｒ′＝0∙0173～ 0∙1553πρ＝3993πＨ ＝1∙158～1∙505吹气位置为 ③．将实验参数代入正交表内得到实验方案．每组 方案各进行 3次实验共进行 96次实验． 图 3 实验装置示意图 Ｆｉｇ．3 Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｄｉａｇｒａｍｏｆｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｐｐａｒａｔｕｓ 3 实验结果分析及讨论 3∙1 吹气位置量化 由于影响因素吹气位置为非数值量回归分析 时应将其转化为数值量．本研究采用作图法将吹气 位置进行量化 （具体变换方法可见文献 ［14］ ）．各 吹气位置对应的权值见表 3． 3∙2 准数方程 由各组实验的混匀时间平均值可得对应方案的 谐时性准数． 采用 Ｏｒｉｇｉｎ软件进行逐步回归分析得出评价 ·1087·
,1088, 北京科技大学学报 第33卷 表3各吹气位置方案下所对应的吹气位置的权值 2000 Tab 3 Corresponding weights of installation positions of pur 1600 gngp山gs 吹气位置 lHo W 1200 W ① 3.085 0.100 1.260 800 ② 3.112 0.253 1.790 400 ③ 3.146 0.443 2.774 ④ 3.161 0.530 3.387 0612345678 ①+⑤ 3.147 0.451 2.823 图4HW的关系图 ③+0 3.167 0.566 3.684 Fig 4 Relationship between Ho and W ②+⑦ 3.150 0.467 2.931 ④+⑧ 3.209 0.800 6.315 立 指标与影响因素之间的特征数方程为 60 gH=0.496+0.524lgπp+0.295lg(Fr×10)+ 0.1771gW+1.073grH (5) 020 即 H=3.133元g24(Fr'X10)0.2w.1743(6) 逐步回归分析给出的各影响因素对评价指标的显著 吹气位置方案 性(P值如表4所列，由表4可知，各影响因素对 图5各吹气位置时的混匀时间 评价指标的影响均显著（即P值均小于0.05）：在本 Fi5 M ixing time at different plug positions 研究中各因素的变化幅度下，各因素对评价指标影 性准数呈指数增加.图7为吹气流量Qm与混匀时 响的显著性大小排序为液气密度比、修正弗劳德准 间的关系图（其他变量取平均值）可以看出：气体 数、熔池深径比和吹气位置.由此说明，若采用单种 流量和混匀时间有显著的负相关性，随着流量的增 气体进行模拟实验，实验结果必然与原型之间有一 加，混匀时间减小效果显著；特别在流量比较小的时 定的误差 候，增加流量能大大的减少混匀时间，当显示流量 表4各影响因素对评价指标的显著性 小于350L·h(对应的生产中使用的流量约为 Tab 4 Significance of infuencing factors to the evahating n- 18m3.h1)的情况下，气体流量的增加能使混匀时 dicator 间急剧缩短，由图6和图7可知，吹气流量增大，谐 影响因素 litp (Fr'X10) TH W 时性准数H增大，混匀时间τ减小，其原因是吹气 信度水平， 6.90×10-182.30×10-82.20×10-31.80×10-2 流量的变化幅度远大于混匀时间的变化 P值 2400 3.3影响因素对评价指标的影响 2000 3.3.1吹气位置 1600 图4为谐时性准数与吹气位置之间的关系图 1200 (其他各因素取平均值)，从图4可以看出，谐时性 800H 准数和吹气位置之间有显著的正相关.W越小，谐 400 时性准数越小，即流量一定，吹气位置的权值越小， 混匀时间越短.图5为各吹气位置方案下的混匀时 400 800120016002000 Fr/104 间柱状图，由图可知，本研究的吹气位置方案中，最 图6Ho-Fr的关系图 佳吹气位置为单孔0.5R 3.3.2修正弗劳德准数 Fig 6 Relationship between Ho and Fr 图6为H与Fr的关系图（其他各因素取平均 3.3.3液气密度比 值)从图中可以看出，修正弗劳德准数增加，谐时 图8为H,与π的指数关系图（其他各因素取
北 京 科 技 大 学 学 报 第 33卷 表 3 各吹气位置方案下所对应的吹气位置的权值 Ｔａｂ．3 Ｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇｗｅｉｇｈｔｓｏｆｉｎｓｔａｌｌａｔｉｏｎｐｏｓｉｔｉｏｎｓｏｆｐｕｒ- ｇｉｎｇｐｌｕｇｓ 吹气位置 ｌｇＨ0 ｌｇＷ Ｗ ① 3∙085 0∙100 1∙260 ② 3∙112 0∙253 1∙790 ③ 3∙146 0∙443 2∙774 ④ 3∙161 0∙530 3∙387 ① ＋⑤ 3∙147 0∙451 2∙823 ③ ＋⑥ 3∙167 0∙566 3∙684 ② ＋⑦ 3∙150 0∙467 2∙931 ④ ＋⑧ 3∙209 0∙800 6∙315 指标与影响因素之间的特征数方程为 ｌｇＨ0＝0∙496＋0∙524ｌｇπρ＋0∙295ｌｇ（Ｆｒ′×10 4 ）＋ 0∙177ｌｇＷ＋1∙073ｌｇπＨ （5） 即 Ｈ0＝3∙133π 0∙524 ρ （Ｆｒ′×10 4 ） 0∙295Ｗ 0∙177π 1∙073 Ｈ （6） 逐步回归分析给出的各影响因素对评价指标的显著 性 （Ｐ值 ）如表 4所列．由表 4可知各影响因素对 评价指标的影响均显著 （即 Ｐ值均小于 0∙05）；在本 研究中各因素的变化幅度下各因素对评价指标影 响的显著性大小排序为液气密度比、修正弗劳德准 数、熔池深径比和吹气位置．由此说明若采用单种 气体进行模拟实验实验结果必然与原型之间有一 定的误差． 表 4 各影响因素对评价指标的显著性 Ｔａｂ．4 Ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｃｅｏｆｉｎｆｌｕｅｎｃｉｎｇｆａｃｔｏｒｓｔｏｔｈｅｅｖａｌｕａｔｉｎｇｉｎ- ｄｉｃａｔｏｒ 影响因素 ｌｇπρ ｌｇ（Ｆｒ′×104） ｌｇπＨ ｌｇＷ 信度水平 Ｐ值 6∙90×10－18 2∙30×10－8 2∙20×10－3 1∙80×10－2 3∙3 影响因素对评价指标的影响 3∙3∙1 吹气位置 图 4为谐时性准数与吹气位置之间的关系图 （其他各因素取平均值 ）．从图 4可以看出谐时性 准数和吹气位置之间有显著的正相关．Ｗ越小谐 时性准数越小即流量一定吹气位置的权值越小 混匀时间越短．图 5为各吹气位置方案下的混匀时 间柱状图．由图可知本研究的吹气位置方案中最 佳吹气位置为单孔 0∙5Ｒ． 3∙3∙2 修正弗劳德准数 图 6为 Ｈ0与 Ｆｒ′的关系图 （其他各因素取平均 值 ）．从图中可以看出修正弗劳德准数增加谐时 图 4 Ｈ0--Ｗ的关系图 Ｆｉｇ．4 ＲｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎＨ0ａｎｄＷ 图 5 各吹气位置时的混匀时间 Ｆｉｇ．5 Ｍｉｘｉｎｇｔｉｍｅａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｐｌｕｇｐｏｓｉｔｉｏｎｓ 性准数呈指数增加．图 7为吹气流量 Ｑｍ与混匀时 间的关系图 （其他变量取平均值 ）．可以看出：气体 流量和混匀时间有显著的负相关性．随着流量的增 加混匀时间减小效果显著；特别在流量比较小的时 候增加流量能大大的减少混匀时间．当显示流量 小于 350Ｌ·ｈ －1 （对应的生产中使用的流量约为 18ｍ 3·ｈ －1 ）的情况下气体流量的增加能使混匀时 间急剧缩短．由图 6和图 7可知吹气流量增大谐 时性准数 Ｈ0增大混匀时间 τ减小．其原因是吹气 流量的变化幅度远大于混匀时间的变化． 图 6 Ｈ0--Ｆｒ′的关系图 Ｆｉｇ．6 ＲｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎＨ0ａｎｄＦｒ′ 3∙3∙3 液气密度比 图 8为 Ｈ0与 πρ的指数关系图 （其他各因素取 ·1088·
第9期 韩建军等：钢包底吹氩搅拌特性 .1089. 120 平均到单位质量的钢水的搅拌功减小，使得混匀时 100 间变长 4结论 560 40 (1)影响钢包底吹氩过程的熔池搅拌特性的因 30 素很多，本研究考虑了修正弗劳德准数、液气密度 比、熔池深径比和吹气位置.研究结果表明，各因素 300 60090012001500 0/Lh) 对评价指标的影响均显著， 图7Q。一的关系图 (2)在本研究中各因素的变化幅度下，各因素 Fig 7 Relationship beween Qm and t 按显著性大小排序为：液气密度比、修正弗劳德准 数、熔池深径比和吹气位置，实验若采用单种气体 平均值)从图中可以看出随着密度比的增加，谐时 进行模拟，实验结果与原型之间必然存在误差. 性准数也增大，即吹入气体量一定时，气体密度越 (3)评价指标与各影响因素之间的函数关系为 小，混匀时间越长 H=3.133π852(Fr'X10)025w0.17元73 原型的液气密度比（钢液密度与氩气密度之 (4)本研究的钢包吹气位置设在单孔0.5R处 比)为3993则对应的H约为2674结合图7可 搅拌效果最好；随着气体流量的增加，特别是气体流 知，实验过程中若采用单种气体进行模拟，实验结果 量较小时，混匀时间显著减小 与原型之间势必会存在误差 (5)本研究选用的评价指标和影响因素均为量 6000 纲为1的特征数，所得结论同样适用于与本研究中 5000 钢包内部几何结构相似的其他LF炉钢包， 4000 3000 参考文献 2000外 [1]Feng JH.LiB B WeiG Z etal Effect of different bottom blo- 1000外P wing argon methods on LF mefinng J Univ Sci Technol Beijng 2009,31(Suppl1):7 4000 8000 12000 元。 (冯聚和，李博斌，魏国增，等.钢包底吹氩方式对LF精炼的 影响.北京科技大学学报，2009.31（增刊1）：7) 图8Ho的关系图 [2]Zhu M Y.Xiao Z Q Ma thenatical and Physical Siultion of Fig8 Relationship beween Ho and e Molten Steel for Refning Process Beijing Metallurgical Industry Press 1998 3.3.4深径比 (朱苗勇，萧泽强。钢的精炼过程数学物理模拟，北京：冶金 图9为深径比与谐时性准数之间的关系图，气 工业出版社，1998) 体流量一定时，熔池越深，气体具有的浮力势能越 [3]NakanishiK.Fujii T.Szekely J Quality and yiel mprovenent 大，且气体上浮到钢渣界面因压力减小恒温膨胀做 using method of blw ing argon stirring Irommaking Stemaking 199522(2):193 功增大，有利于提高气体的搅拌能力：而熔池深度增 [4]K rishnakumarK.BallalN B Effect of vacuum on m ixing behavior 加，钢液总质量增加，降低了气体的比搅拌功率，即 n a ladk a watemodel shidy SI Int 1999.39(11):1120 2000 [5]Helle L W.The Calculation of the tie required to m ix liqud met al in a ldle by gas rinsing J S Afr Inst M in Metall 1981.81 1600 (12):329 1200 [6]LiB X.Gao W E.Yan ZG.et al Experinental study on argon 800 bbw ing from botion of ladle by water model Stcemaking 2001. 17(4):44 400 (李碧霞，高文芳，颜正国，等，大包底吹氩水模试验研究.炼 钢，2001,17(4)：44) 0.51.01.52.02.53.0 元 [7]Xing W,NiH W.Shen QZ etal Experinent on optinum bca- 图9π，与H的关系图 tion of botio nozzle n a 130 targon stired adle by watermodel Spee Steel 2007.28(4):13 Fg9 Relationship beteen Ho and T (倖伟，倪红卫，沈巧珍，等.10钢包底吹氩喷嘴布置模式优
第 9期 韩建军等： 钢包底吹氩搅拌特性 图 7 Ｑｍ--ｔ的关系图 Ｆｉｇ．7 ＲｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎＱｍ ａｎｄｔ 平均值 ）．从图中可以看出随着密度比的增加谐时 性准数也增大．即吹入气体量一定时气体密度越 小混匀时间越长． 原型的液气密度比 （钢液密度与氩气密度之 比 ）为 3993则对应的 Ｈ0约为 2674．结合图 7可 知实验过程中若采用单种气体进行模拟实验结果 与原型之间势必会存在误差． 图 8 Ｈ0--πρ的关系图 Ｆｉｇ．8 ＲｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎＨ0ａｎｄπρ 3∙3∙4 深径比 图 9 πＨ与 Ｈ0的关系图 Ｆｉｇ．9 ＲｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎＨ0ａｎｄπＨ 图 9为深径比与谐时性准数之间的关系图．气 体流量一定时熔池越深气体具有的浮力势能越 大且气体上浮到钢渣界面因压力减小恒温膨胀做 功增大有利于提高气体的搅拌能力；而熔池深度增 加钢液总质量增加降低了气体的比搅拌功率即 平均到单位质量的钢水的搅拌功减小使得混匀时 间变长． 4 结论 （1）影响钢包底吹氩过程的熔池搅拌特性的因 素很多本研究考虑了修正弗劳德准数、液气密度 比、熔池深径比和吹气位置．研究结果表明各因素 对评价指标的影响均显著． （2）在本研究中各因素的变化幅度下各因素 按显著性大小排序为：液气密度比、修正弗劳德准 数、熔池深径比和吹气位置．实验若采用单种气体 进行模拟实验结果与原型之间必然存在误差． （3）评价指标与各影响因素之间的函数关系为 Ｈ0＝3∙133π 0∙524 ρ （Ｆｒ′×10 4 ） 0∙295Ｗ 0∙177π 1∙073 Ｈ （4）本研究的钢包吹气位置设在单孔 0∙5Ｒ处 搅拌效果最好；随着气体流量的增加特别是气体流 量较小时混匀时间显著减小． （5）本研究选用的评价指标和影响因素均为量 纲为 1的特征数所得结论同样适用于与本研究中 钢包内部几何结构相似的其他 ＬＦ炉钢包． 参 考 文 献 ［1］ ＦｅｎｇＪＨＬｉＢＢＷｅｉＧＺｅｔａｌ．Ｅｆｆｅｃｔｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｂｏｔｔｏｍｂｌｏ- ｗｉｎｇａｒｇｏｎｍｅｔｈｏｄｓｏｎＬＦｒｅｆｉｎｉｎｇ．ＪＵｎｉｖＳｃｉＴｅｃｈｎｏｌＢｅｉｊｉｎｇ 200931（Ｓｕｐｐｌ1）：7 （冯聚和李博斌魏国增等．钢包底吹氩方式对 ＬＦ精炼的 影响．北京科技大学学报200931（增刊 1）：7） ［2］ ＺｈｕＭ ＹＸｉａｏＺＱ．ＭａｔｈｅｍａｔｉｃａｌａｎｄＰｈｙｓｉｃａｌＳｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆ ＭｏｌｔｅｎＳｔｅｅｌｆｏｒＲｅｆｉｎｉｎｇＰｒｏｃｅｓｓ．Ｂｅｉｊｉｎｇ：ＭｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌＩｎｄｕｓｔｒｙ Ｐｒｅｓｓ1998 （朱苗勇萧泽强．钢的精炼过程数学物理模拟．北京：冶金 工业出版社1998） ［3］ ＮａｋａｎｉｓｈｉＫＦｕｊｉｉＴＳｚｅｋｅｌｙＪ．Ｑｕａｌｉｔｙａｎｄｙｉｅｌｄｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔ ｕｓｉｎｇｍｅｔｈｏｄｏｆｂｌｏｗｉｎｇａｒｇｏｎｓｔｉｒｒｉｎｇ．ＩｒｏｎｍａｋｉｎｇＳｔｅｅｌｍａｋｉｎｇ 199522（2）：193 ［4］ ＫｒｉｓｈｎａｋｕｍａｒＫＢａｌｌａｌＮＢ．Ｅｆｆｅｃｔｏｆｖａｃｕｕｍｏｎｍｉｘｉｎｇｂｅｈａｖｉｏｒ ｉｎａｌａｄｌｅ：ａｗａｔｅｒｍｏｄｅｌｓｔｕｄｙ．ＩＳＩＪＩｎｔ199939（11）：1120 ［5］ ＨｅｌｌｅＬＷ．ＴｈｅＣａｌｃｕｌａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｔｉｍｅｒｅｑｕｉｒｅｄｔｏｍｉｘｌｉｑｕｉｄｍｅｔ- ａｌｉｎａｌａｄｌｅｂｙｇａｓｒｉｎｓｉｎｇ．ＪＳＡｆｒＩｎｓｔＭｉｎＭｅｔａｌｌ198181 （12）：329 ［6］ ＬｉＢＸＧａｏＷ ＦＹａｎＺＧｅｔａｌ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｎａｒｇｏｎ ｂｌｏｗｉｎｇｆｒｏｍｂｏｔｔｏｍｏｆｌａｄｌｅｂｙｗａｔｅｒｍｏｄｅｌ．Ｓｔｅｅｌｍａｋｉｎｇ2001 17（4）：44 （李碧霞高文芳颜正国等．大包底吹氩水模试验研究．炼 钢200117（4）：44） ［7］ ＸｉｎｇＷＮｉＨＷＳｈｅｎＱＺｅｔａｌ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｏｎｏｐｔｉｍｕｍｌｏｃａ- ｔｉｏｎｏｆｂｏｔｔｏｍｎｏｚｚｌｅｉｎａ130ｔａｒｇｏｎｓｔｉｒｒｅｄｌａｄｌｅｂｙｗａｔｅｒｍｏｄｅｌ． ＳｐｅｃＳｔｅｅｌ200728（4）：13 （幸伟倪红卫沈巧珍等．130ｔ钢包底吹氩喷嘴布置模式优 ·1089·
,1090. 北京科技大学学报 第33卷 化的水模型试验.特殊钢，2007,28(4)：13) 383 [8]Zheng SG.Zhu M Y.W atermodel study on mmovng nchsions [13]JiS J LiS Q Generalized si ilarity experiental nvestigation in a ladle w ith argon injected through nozzle and porous plg Acta on bottomn bbw ing stirring n bath smelting China Non fermous Metall Sin200642(11):1143 Mea12005(2).26 (郑淑国，朱苗勇，钢包内喷嘴与透气砖吹氩去夹杂水模型研 (季淑娟，李士琦.熔池底吹搅拌的广义相似试验研究.中 究.金属学报，2006,42(11)：1143) 国有色冶金，2005(2)：26) [9]Zhang L F.W atermodelexperient study of steel lade argon bub- [14]JiS J Observation and Study on Genera liad Sin ilarity of Phe- bling of liqqui steel Henan Metall 2006 14(2):11 nomena [Dissertation]Beijing University of Science and Tech- (张鲁芳.钢包底吹氩水模实验研究.河南治金，2006,14 nology Beijing 2005,98 (2):11) (季淑娟.现象广义相似的观察与研究[学位论文]北京： [10]ZhiS W ang P.Hou ST Secondary Refning for Special Stcel 北京科技大学，2005：98) Beijing Atom ic Energy Press 1996 [15]LiSQ Lin G.Pang Y G.et al Reaction engineering researh (知水，王平，侯树庭，特殊钢炉外精炼·北京：原子能出版 of argon bkw ing to 150 t vertical ladle fumace Chin J Pmcess 社，1996) Eng 2008 8(Suppl1):27 [11]Jonsson L,Jonsson P Modeling of flid fow conditions amund (李士琦，林纲，庞永刚，等.150吨桶型钢包吹氩制度的反 the slg metal interface in a gas stirred ladle SI Int 1996.36 应工程学.过程工程学报，20088（增刊1）：27) (9)1127 [16]Chattopadhyay K.SerGupta A.AjaniS K.et al Optin isation [12]Tang H Y,Li JS Xie C.H.et al Rational argon stirring for a of dual purging beation for betterm ixng in ladle a watermodel 150-t ladle fiimace Int J M iner Metall Mater 2009,16(4): stuidy Immmakng Steemaking 2009.36(7):537 (上接第1070页) [13]Li J Li H R.Sun C B Treament of nickeFcontaining 2009.37(7):3190 wastewater by sulfate reducing bacteria with rice chaff as inmobi (陈云嫩，丁元春.谷壳对水中镉离子的吸附动力学及热力 lized carrier Chin J Process Eng 2010 10(1):103 学研究.安徽农业科学，2009,37(7)：3190) (李娟，李浩然，孙春宝·农业稻壳固定疏酸盐还原菌处理 [16]Ma B G.Hu ZQ.Zhang M L et al Isolation and ilentification 含镍废水.过程工程学报，201010(1)：103) of h igh efficient sulfate-reducing bacteria and its characteristics J [14]Kin T Y,Par SK.Cho S Y.etal Adsomption of heavy metals Agmo Envimn Sci 2008 27(2):608 by bnwery bimass Kowan J Chan Eng 2005 22(1):91 (马保国，胡振琪，张明亮·高效硫酸盐还原菌的分离鉴定 [15]Chen Y N.Ding Y C.K inetics and themodynamn ics study on the 及其特性研究.农业环境科学学报，200827(2)：608) adsorption of husk to cadm im ions in water J Anhui Agric Sci
北 京 科 技 大 学 学 报 第 33卷 化的水模型试验．特殊钢200728（4）：13） ［8］ ＺｈｅｎｇＳＧＺｈｕＭＹ．Ｗａｔｅｒｍｏｄｅｌｓｔｕｄｙｏｎｒｅｍｏｖｉｎｇｉｎｃｌｕｓｉｏｎｓ ｉｎａｌａｄｌｅｗｉｔｈａｒｇｏｎｉｎｊｅｃｔｅｄｔｈｒｏｕｇｈｎｏｚｚｌｅａｎｄｐｏｒｏｕｓｐｌｕｇ．Ａｃｔａ ＭｅｔａｌｌＳｉｎ200642（11）：1143 （郑淑国朱苗勇．钢包内喷嘴与透气砖吹氩去夹杂水模型研 究．金属学报200642（11）：1143） ［9］ ＺｈａｎｇＬＦ．Ｗａｔｅｒｍｏｄｅｌｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓｔｕｄｙｏｆｓｔｅｅｌｌａｄｌｅａｒｇｏｎｂｕｂ- ｂｌｉｎｇｏｆｌｉｑｕｉｄｓｔｅｅｌ．ＨｅｎａｎＭｅｔａｌｌ200614（2）：11 （张鲁芳．钢包底吹氩水模实验研究．河南冶金200614 （2）：11） ［10］ ＺｈｉＳＷａｎｇＰＨｏｕＳＴ．ＳｅｃｏｎｄａｒｙＲｅｆｉｎｉｎｇｆｏｒＳｐｅｃｉａｌＳｔｅｅｌ． Ｂｅｉｊｉｎｇ：ＡｔｏｍｉｃＥｎｅｒｇｙＰｒｅｓｓ1996 （知水王平侯树庭．特殊钢炉外精炼．北京：原子能出版 社1996） ［11］ ＪｏｎｓｓｏｎＬＪｏｎｓｓｏｎＰ．Ｍｏｄｅｌｉｎｇｏｆｆｌｕｉｄｆｌｏｗｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓａｒｏｕｎｄ ｔｈｅｓｌａｇ／ｍｅｔａｌｉｎｔｅｒｆａｃｅｉｎａｇａｓ-ｓｔｉｒｒｅｄｌａｄｌｅ．ＩＳＩＪＩｎｔ199636 （9）：1127 ［12］ ＴａｎｇＨＹＬｉＪＳＸｉｅＣＨｅｔａｌ．Ｒａｔｉｏｎａｌａｒｇｏｎｓｔｉｒｒｉｎｇｆｏｒａ 150-ｔｌａｄｌｅｆｕｒｎａｃｅ．ＩｎｔＪＭｉｎｅｒＭｅｔａｌｌＭａｔｅｒ200916（4）： 383 ［13］ ＪｉＳＪＬｉＳＱ．Ｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄｓｉｍｉｌａｒｉｔｙｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ ｏｎｂｏｔｔｏｍ-ｂｌｏｗｉｎｇｓｔｉｒｒｉｎｇｉｎｂａｔｈｓｍｅｌｔｉｎｇ．ＣｈｉｎａＮｏｎｆｅｒｒｏｕｓ Ｍｅｔａｌｌ2005（2）：26 （季淑娟李士琦．熔池底吹搅拌的广义相似试验研究．中 国有色冶金2005（2）：26） ［14］ ＪｉＳＪ．ＯｂｓｅｒｖａｔｉｏｎａｎｄＳｔｕｄｙｏｎＧｅｎｅｒａｌｉｚｅｄＳｉｍｉｌａｒｉｔｙｏｆＰｈｅ- ｎｏｍｅｎａ ［Ｄｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎ］．Ｂｅｉｊｉｎｇ：ＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈ- ｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇ2005：98 （季淑娟．现象广义相似的观察与研究 ［学位论文 ］．北京： 北京科技大学2005：98） ［15］ ＬｉＳＱＬｉｎＧＰａｎｇＹＧｅｔａｌ．Ｒｅａｃｔｉｏｎｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｆａｒｇｏｎｂｌｏｗｉｎｇｔｏ150ｔｖｅｒｔｉｃａｌｌａｄｌｅｆｕｒｎａｃｅ．ＣｈｉｎＪＰｒｏｃｅｓｓ Ｅｎｇ20088（Ｓｕｐｐｌ1）：27 （李士琦林纲庞永刚等．150吨桶型钢包吹氩制度的反 应工程学．过程工程学报20088（增刊 1）：27） ［16］ ＣｈａｔｔｏｐａｄｈｙａｙＫＳｅｎＧｕｐｔａＡＡｊｍａｎｉＳＫｅｔａｌ．Ｏｐｔｉｍｉｓａｔｉｏｎ ｏｆｄｕａｌｐｕｒｇｉｎｇｌｏｃａｔｉｏｎｆｏｒｂｅｔｔｅｒｍｉｘｉｎｇｉｎｌａｄｌｅ：ａｗａｔｅｒｍｏｄｅｌ ｓｔｕｄｙ．ＩｒｏｎｍａｋｉｎｇＳｔｅｅｌｍａｋｉｎｇ200936（7）：537 （上接第 1070页 ） ［13］ ＬｉＪ ＬｉＨ Ｒ Ｓｕｎ Ｃ Ｂ． Ｔｒｅａｔｍｅｎｔｏｆｎｉｃｋｅｌ-ｃｏｎｔａｉｎｉｎｇ ｗａｓｔｅｗａｔｅｒｂｙｓｕｌｆａｔｅｒｅｄｕｃｉｎｇｂａｃｔｅｒｉａｗｉｔｈｒｉｃｅｃｈａｆｆａｓｉｍｍｏｂｉ- ｌｉｚｅｄｃａｒｒｉｅｒ．ＣｈｉｎＪＰｒｏｃｅｓｓＥｎｇ201010（1）：103 （李娟李浩然孙春宝．农业稻壳固定硫酸盐还原菌处理 含镍废水．过程工程学报201010（1）：103） ［14］ ＫｉｍＴＹＰａｒｋＳＫＣｈｏＳＹｅｔａｌ．Ａｄｓｏｒｐｔｉｏｎｏｆｈｅａｖｙｍｅｔａｌｓ ｂｙｂｒｅｗｅｒｙｂｉｏｍａｓｓ．ＫｏｒｅａｎＪＣｈｅｍＥｎｇ200522（1）：91 ［15］ ＣｈｅｎＹＮＤｉｎｇＹＣ．Ｋｉｎｅｔｉｃｓａｎｄｔｈｅｒｍｏｄｙｎａｍｉｃｓｓｔｕｄｙｏｎｔｈｅ ａｄｓｏｒｐｔｉｏｎｏｆｈｕｓｋｔｏｃａｄｍｉｕｍｉｏｎｓｉｎｗａｔｅｒ．ＪＡｎｈｕｉＡｇｒｉｃＳｃｉ 200937（7）：3190 （陈云嫩丁元春．谷壳对水中镉离子的吸附动力学及热力 学研究．安徽农业科学200937（7）：3190） ［16］ ＭａＢＧＨｕＺＱＺｈａｎｇＭＬｅｔａｌ．Ｉｓｏｌａｔｉｏｎａｎｄｉｄｅｎｔｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆｈｉｇｈｅｆｆｉｃｉｅｎｔｓｕｌｆａｔｅ-ｒｅｄｕｃｉｎｇｂａｃｔｅｒｉａａｎｄｉｔｓｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ．Ｊ ＡｇｒｏＥｎｖｉｒｏｎＳｃｉ200827（2）：608 （马保国胡振琪张明亮．高效硫酸盐还原菌的分离鉴定 及其特性研究．农业环境科学学报200827（2）：608） ·1090·