转炉局域传质和混匀效果.pdf_大学文库

DOL:10.13374.issn1001-053x.2012.09.018 第34卷第9期北京科技大学学报 Vol.34 No.9 2012年9月 Journal of University of Science and Technology Beijing Sep.2012 转炉局域传质和混匀效果徐栋区苍大强秦丽雪段剑锋北京科技大学治金与生态工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:xdong_usth@yeah.net 摘要采用冷态转炉对转炉熔池局域流动和传质效果进行了研究.选用不同氧枪喷头、枪位和熔池形状进行实验，通过测量熔池各区域的电导率值来研究熔池局域传质和混匀效果.根据实验结果，分析了各因素对熔池传质、死区分布、混匀时间及熔池速度均匀性等的影响.研究结果发现：标准熔池（径深比为3.1）中，熔池死区主要位于熔池底部侧壁和环流中心处：浅型熔池（径深比为5.2）中，熔池死区主要位于熔池侧壁。适当增加氧枪喷孔倾角和熔池径深比，有利于增大熔池环流半径，改善熔池内部流动，减小熔池内部死区关键词炼钢：转炉：传质：能量利用：模拟分类号TF724.1 Local mass transfer and mixing effect of converters XU Dong,CANG Da-giang,QIN Li-xue,DUAN Jian-feng School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:xdong ustb@yeah.net ABSTRACT Local fluid flow and mass transfer in a converter bath were studied by a cold model.According to the conductivity measured in different regions,the local mass transfer and mixing effect were determined in the bath by using different lance nozzles, lance heights and bath shapes.The effects of the three factors on the mass transfer,dead volume distribution,mixing time and velocity uniformity were analyzed.It is found that the dead volume mainly lies in the bottom near the sidewall and the vortex heart for a standard bath (diameter-to-depth ratio =3.1),but does in the sidewall region for a shallow bath (diameter-to-depth ratio =5.2).Increasing the inclination angle of the lance nozzle and the ratio of bath diameter to depth is beneficial to increasing the circulation radius of the bath,improving the bath flow and reducing the dead volume. KEY WORDS steelmaking:converters:mass transfer:energy utilization:modeling 转炉炼钢过程中，氧枪射流冲击熔池液面形成炉吹炼时间减少了1.3min,相应治金性能得到改凹坑，并带动熔池形成循环流动.氧枪射流与熔池善.Ajmani等研究了气体射流和熔池之间的相互之间的相互作用以及熔池的流动对熔池内部质量传作用：纯顶吹条件下熔池混匀时间最长；顶底复吹转输和化学反应有着重要的影响.同时，熔池的流场炉混匀时间随底吹元件数量的增加而减少；底吹元分布也影响着熔池成分和温度的均匀性口件布置方式对熔池的混匀效果有较大的影响 Szekely等回研究了气体压力、喷孔参数和氧枪 Martin等采用冷态实验模型对顶吹、底吹和顶底倾角等与射流冲击性能之间的影响关系.Lee等回复吹条件下，顶枪射流和底吹气体对熔池的整体和采用1/4对称模型研究了四孔氧枪喷孔倾角和工艺局域混匀效果进行了研究，通过熔池混匀效果和搅参数对熔池的影响：喷孔倾角较大的氧枪对溶池的拌能分析，得出底吹气体具有最高的能量利用效率，冲击区域也较大，使壁面区域流动增强.Choi等并采用四水箱模型对熔池传质和混匀效果进行了分在实际转炉中对改进型氧枪进行了实验研究：采用析.国内曾亚南等切对唐钢50t复吹转炉进行了水新型氧枪喷头增大了喷孔直径，使供氧强度增大，转模实验研究，研究结果发现枪位低于1.3m时，有利收稿日期：201108-25 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51034008)

第 34 卷第 9 期 2012 年 9 月北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 34 No． 9 Sep． 2012 转炉局域传质和混匀效果徐栋苍大强秦丽雪段剑锋北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 通信作者，E-mail: xdong_ustb@ yeah． net 摘要采用冷态转炉对转炉熔池局域流动和传质效果进行了研究．选用不同氧枪喷头、枪位和熔池形状进行实验，通过测量熔池各区域的电导率值来研究熔池局域传质和混匀效果．根据实验结果，分析了各因素对熔池传质、死区分布、混匀时间及熔池速度均匀性等的影响．研究结果发现: 标准熔池( 径深比为 3. 1) 中，熔池死区主要位于熔池底部侧壁和环流中心处; 浅型熔池( 径深比为 5. 2) 中，熔池死区主要位于熔池侧壁．适当增加氧枪喷孔倾角和熔池径深比，有利于增大熔池环流半径，改善熔池内部流动，减小熔池内部死区．关键词炼钢; 转炉; 传质; 能量利用; 模拟分类号 TF724. 1 Local mass transfer and mixing effect of converters XU Dong ，CANG Da-qiang，QIN Li-xue，DUAN Jian-feng School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China Corresponding author，E-mail: xdong_ustb@ yeah． net ABSTRACT Local fluid flow and mass transfer in a converter bath were studied by a cold model． According to the conductivity measured in different regions，the local mass transfer and mixing effect were determined in the bath by using different lance nozzles， lance heights and bath shapes． The effects of the three factors on the mass transfer，dead volume distribution，mixing time and velocity uniformity were analyzed． It is found that the dead volume mainly lies in the bottom near the sidewall and the vortex heart for a standard bath ( diameter-to-depth ratio = 3. 1) ，but does in the sidewall region for a shallow bath ( diameter-to-depth ratio = 5. 2) ． Increasing the inclination angle of the lance nozzle and the ratio of bath diameter to depth is beneficial to increasing the circulation radius of the bath，improving the bath flow and reducing the dead volume． KEY WORDS steelmaking; converters; mass transfer; energy utilization; modeling 收稿日期: 2011--08--25 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( 51034008) 转炉炼钢过程中，氧枪射流冲击熔池液面形成凹坑，并带动熔池形成循环流动．氧枪射流与熔池之间的相互作用以及熔池的流动对熔池内部质量传输和化学反应有着重要的影响．同时，熔池的流场分布也影响着熔池成分和温度的均匀性［1］． Szekely 等［2］研究了气体压力、喷孔参数和氧枪倾角等与射流冲击性能之间的影响关系． Lee 等［3］采用 1 /4 对称模型研究了四孔氧枪喷孔倾角和工艺参数对熔池的影响: 喷孔倾角较大的氧枪对熔池的冲击区域也较大，使壁面区域流动增强． Choi 等［4］在实际转炉中对改进型氧枪进行了实验研究: 采用新型氧枪喷头增大了喷孔直径，使供氧强度增大，转炉吹炼时间减少了 1. 3 min，相应冶金性能得到改善． Ajmani 等［5］研究了气体射流和熔池之间的相互作用: 纯顶吹条件下熔池混匀时间最长; 顶底复吹转炉混匀时间随底吹元件数量的增加而减少; 底吹元件布置方式对熔池的混匀效果有较大的影响． Martín 等［6］采用冷态实验模型对顶吹、底吹和顶底复吹条件下，顶枪射流和底吹气体对熔池的整体和局域混匀效果进行了研究，通过熔池混匀效果和搅拌能分析，得出底吹气体具有最高的能量利用效率，并采用四水箱模型对熔池传质和混匀效果进行了分析．国内曾亚南等［7］对唐钢 50 t 复吹转炉进行了水模实验研究，研究结果发现枪位低于 1. 3 m 时，有利 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2012.09.018

·1066* 北京科技大学学报第34卷于缩短混匀时间，提高治炼强度；采用改进的四孔变究.根据相似原理，保证实验室模型与原型运动规角氧枪有利于减少喷溅量，缩短混匀时间.朱英雄律相似，必须保证模型和原型几何相似和动力学相等网对本钢120t顶底复吹转炉进行了冷态实验研似，且原型和模型处于同一自模化区回.本实验中究.研究结果表明，当单、双支底枪布置在炉底半径模型和原型的几何相似比取为1：10.实验采用水模的0.4倍处时，熔池混匀时间最短. 拟钢液，空气模拟氧气.由于熔池流动主要受气体综上所述，国内外对转炉混匀和搅拌效果的研惯性力与钢液重力的影响0，因此选择修正弗劳德究并没有对熔池各搅拌较弱的区域进行综合的测准数作为定性参数1-口.根据修正弗劳德准数量，不能较好地反映整个熔池的混匀效果和均匀性. Fr相等，特别是熔池环流中心区域的传质速率的研究几乎未 Pau Peu (1) 见报道.此外，对喷孔倾角和熔池形状等因素对熔 (pu-Pa)gd (pe-pe)gdz 池各区域传质速率及混匀效果的研究很少.本实验模型与原型气体流量之间的关系式为采用多种氧枪喷头和熔池形状，通过多点测量的方「eep-pu)1 法对转炉熔池各混匀效果较差的区域进行了比较系 Pa (pe-pe) (2) 统的研究.结合熔池形状的影响，对不同氧枪喷孔式中，山山分别为模型和原型气流速度，P。P2分别倾角条件下熔池局域传质速率、混匀效果及均匀性为模型和原型气体密度，pup分别为模型和原型中进行了研究，特别是熔池环流中心处的混匀和传质的液体密度，d山1、d2分别为模型和原型特征尺寸，g 进行了分析，并结合理论进行讨论，提出了减少熔池为重力加速度，Q、Q2分别为模型与原型的气体死区以及改善熔池搅拌效果的方法流量根据氧枪原型，设计不同喷孔倾角的氧枪.为 1实验原理及方法了研究炉型对熔池流动的影响，设计浅型熔池进行 1.1实验原理对比研究，其炉容量与原型模型相当.原型和模型采用冷态模型对实际转炉内的流动状态进行研几何参数和物性参数见表1和表2. 表1原型与模型几何参数 Table 1 Geometric parameters of the prototype and model 参数熔池直径/m 熔池深度/m 喷孔倾角/() 出口直径/mm 枪位/m 原型 4.350 1.400 13 42.0 1.10-1.50 模型1 0.435 0.140 13,17,20,24 4.2 0.11~0.15 模型2 0.530 0.102 13,17,20,24 4.2 0.09-0.15 表2原型与模型物性参数 Table 2 Physical parameters of the prototype and model 参数熔池液体液体密度/(kgm3) 顶吹气体气体密度/(kgm3) 气体流量/(m3h1) 原型钢液 7150 氧气 1.43 18000 模型水 1000 空气 1.29 20 1.2实验设备 12%,每次加入量为30mL.示踪剂加入及测量点的实验设备如图1所示.主要分为三个部分，即布置见图1.为了能够较为全面地反映熔池的混匀供气系统、实验转炉和数据测量采集系统.供气系和搅拌效果，实验中采用多点测量方法，测量点布置统为高压气瓶、压力表和转子流量计.模型转炉采在熔池搅拌相对较弱的区域.测量点pl、p2和p3 用有机玻璃制造，实验用氧枪采用不锈钢制成.实点分别位于熔池的底部中心、上壁面和下壁面处；4 验测量设备为电导率仪和记录仪.通过记录仪记录位于熔池内部r=0.6R。、h=0.4L处，其中R,和L。熔池电导率值的变化分别为熔池半径和熔池深度，「为熔池几何中心与 1.3实验方法 p4点的水平距离，h为熔池液面与p4点的垂直距实验中采用示踪方法对熔池的混匀和传质效果离。熔池混匀时间确定以熔池中各测点电导率值达进行研究.实验选用的示踪剂为KCl,质量分数为到稳定值的±95%之内时所对应的时间).示踪

北京科技大学学报第 34 卷于缩短混匀时间，提高冶炼强度; 采用改进的四孔变角氧枪有利于减少喷溅量，缩短混匀时间．朱英雄等［8］对本钢 120 t 顶底复吹转炉进行了冷态实验研究．研究结果表明，当单、双支底枪布置在炉底半径的 0. 4 倍处时，熔池混匀时间最短．综上所述，国内外对转炉混匀和搅拌效果的研究并没有对熔池各搅拌较弱的区域进行综合的测量，不能较好地反映整个熔池的混匀效果和均匀性．特别是熔池环流中心区域的传质速率的研究几乎未见报道．此外，对喷孔倾角和熔池形状等因素对熔池各区域传质速率及混匀效果的研究很少．本实验采用多种氧枪喷头和熔池形状，通过多点测量的方法对转炉熔池各混匀效果较差的区域进行了比较系统的研究．结合熔池形状的影响，对不同氧枪喷孔倾角条件下熔池局域传质速率、混匀效果及均匀性进行了研究，特别是熔池环流中心处的混匀和传质进行了分析，并结合理论进行讨论，提出了减少熔池死区以及改善熔池搅拌效果的方法． 1 实验原理及方法 1. 1 实验原理采用冷态模型对实际转炉内的流动状态进行研究．根据相似原理，保证实验室模型与原型运动规律相似，必须保证模型和原型几何相似和动力学相似，且原型和模型处于同一自模化区［9］．本实验中模型和原型的几何相似比取为 1∶ 10．实验采用水模拟钢液，空气模拟氧气．由于熔池流动主要受气体惯性力与钢液重力的影响［10］，因此选择修正弗劳德准数 Fr'作为定性参数［11--12］．根据修正弗劳德准数 Fr'相等， ρg1 u2 1 ( ρl1 － ρg1 ) gd1 = ρg2 u2 2 ( ρl2 － ρg2 ) gd2 ， ( 1) 模型与原型气体流量之间的关系式为 Q1 = ( d1 d ) 2 [ 5 2 ρg2 ( ρl1 － ρg1 ) ρg1 ( ρl2 － ρg2 ] ) 1 2 Q2 ． ( 2) 式中，u1、u2分别为模型和原型气流速度，ρg1、ρg2分别为模型和原型气体密度，ρl1、ρl2分别为模型和原型中的液体密度，d1、d2 分别为模型和原型特征尺寸，g 为重力加速度，Q1、Q2 分别为模型与原型的气体流量．根据氧枪原型，设计不同喷孔倾角的氧枪．为了研究炉型对熔池流动的影响，设计浅型熔池进行对比研究，其炉容量与原型模型相当．原型和模型几何参数和物性参数见表 1 和表 2．表 1 原型与模型几何参数 Table 1 Geometric parameters of the prototype and model 参数熔池直径/m 熔池深度/m 喷孔倾角/( °) 出口直径/mm 枪位/m 原型 4. 350 1. 400 13 42. 0 1. 10 ～ 1. 50 模型 1 0. 435 0. 140 13，17，20，24 4. 2 0. 11 ～ 0. 15 模型 2 0. 530 0. 102 13，17，20，24 4. 2 0. 09 ～ 0. 15 表 2 原型与模型物性参数 Table 2 Physical parameters of the prototype and model 参数熔池液体液体密度/( kg·m － 3 ) 顶吹气体气体密度/( kg·m － 3 ) 气体流量/( m3 ·h － 1 ) 原型钢液 7 150 氧气 1. 43 18 000 模型水 1 000 空气 1. 29 20 1. 2 实验设备实验设备如图 1 所示．主要分为三个部分，即供气系统、实验转炉和数据测量采集系统．供气系统为高压气瓶、压力表和转子流量计．模型转炉采用有机玻璃制造，实验用氧枪采用不锈钢制成．实验测量设备为电导率仪和记录仪．通过记录仪记录熔池电导率值的变化． 1. 3 实验方法实验中采用示踪方法对熔池的混匀和传质效果进行研究．实验选用的示踪剂为 KCl，质量分数为 12% ，每次加入量为 30 mL．示踪剂加入及测量点的布置见图 1．为了能够较为全面地反映熔池的混匀和搅拌效果，实验中采用多点测量方法，测量点布置在熔池搅拌相对较弱的区域．测量点 p1、p2 和 p3 点分别位于熔池的底部中心、上壁面和下壁面处; p4 位于熔池内部 r = 0. 6R0、h = 0. 4L0处，其中 R0和 L0 分别为熔池半径和熔池深度，r 为熔池几何中心与 p4 点的水平距离，h 为熔池液面与 p4 点的垂直距离．熔池混匀时间确定以熔池中各测点电导率值达到稳定值的 ± 95% 之内时所对应的时间［13］．示踪 ·1066·

·1068· 北京科技大学学报第34卷 2.1.2熔池平均混匀时间小，但是熔池整体搅拌效果较好.24°氧枪在枪位较各枪位及各测点的平均混匀时间如图3所示. 低时具有较好的效果，但是随枪位升高，射流速度衰由图3(a)可见，枪位对熔池混匀时间影响较大.从减量大，冲击深度变浅，熔池底部死区增加，搅拌效枪位的影响来看，枪位为0.11m时，13°和17°射流果反而变差.综合来看，20°氧枪在各枪位下对熔池冲击能量最大，熔池搅拌能大，虽然其环流半径较的搅拌效果较好 40 40r (a) ☐130 ▣130 17 017 0 ☑20 30 ☑20° Z☑24° Z☑24° 20 20 10 10 0.11 0.12 0.13 0.14 .I5 pl ② p3 枪位/m 测量点图3枪位(a)和测点(b)对平均混匀时间的影响 Fig.3 Effect of lance height (a)and measure points (b)on average mixing time 由图3(b)可见，熔池混匀时间最长的点为3 以熔池底部死区有所改善：但是由于熔池径向半径和p4点，即在熔池底部区域和环流中心附近区域为增加，因此熔池在径向上的传质效果变差.研究氧熔池传质最弱区.综合来看，20°氧枪的混匀效果较枪及工艺参数对大径深比（浅型）熔池混匀效果和好，且各测点的混匀时间差异较小，由此可知熔池速传质速率的影响，有利于分析浅型熔池内的传质机度分布相对更加均匀理，优化工艺参数 2.2浅型熔池混匀效果 2.2.1熔池局域混匀效果熔池形状和氧枪喷头类型对转炉熔池流动有着图4为不同氧枪喷孔倾角下熔池各测点混匀时较大的影响.径深比增大时，由于熔池深度变浅，所间与枪位的关系.由图可见，熔池最弱的搅拌区域 50 50r (a) --pl 40 ●D2 -p3 40 3 -4 30 30 回 20 20 10 10- 0.090.100.110.120.130.140.15 00090.100.i10.i20.130.140.15 枪位m 枪位m -pl (d) pl -p2 p2 40 3 -p3 .D4 3 20 20 0.09.0.100.110.120.130.140.15 0.090.100.110.120.130.140.15 枪位m 枪位m 图4不同氧枪喷孔倾角下熔池混匀时间与枪位的关系.(a)13°：(b)17:(c)20°：(d)24 Fig.4 Relationship between mixing time and lance height at different lance orifice inclination angles:(a)13:(b)17:(c)20:(d)24

第9期徐栋等：转炉局域传质和混匀效果 ·1069· 在p3点附近，p4点的混匀时间相对较短.对于13° 2.2.2熔池平均混匀时间氧枪，其混匀时间随枪位的升高而减小.浅型熔池各枪位和测点对应熔池平均混匀时间如图5所中，13°氧枪虽然由于枪位升高其射流冲击动能减示.由图5(a)可见，熔池混匀时间受枪位的影响较小，但是由于冲击半径增大，减小了熔池壁面死区，大，当h=0.15m时各氧枪的搅拌效果均较好.由所以整个熔池的混匀时间缩短.17°、20°和24°氧枪图5(b)可见，对于浅型熔池，熔池侧壁区域(p2和随枪位升高呈波动变化.对于20°氧枪而言，其最佳 P3点)混匀时间相对较长.由此可见，浅型熔池搅混匀时间对应枪位为0.11和0.15m. 拌最弱区主要位于侧壁区域. 45 a ☐13 (b) 40 17 30 ☐13 220° 17 ZZ☑24 25 30 29厂 ☑24 25 回20 20 15 10 0.09 0.10 0.120.13 0.14 0.15 pl 2 p3 枪位m 测量点图5。枪位(a)和测点(b)对平均混匀时间的影响 Fig.5 Effects of lance height (a)and measure points (b)on average mixing time 2.2.3熔池浓度变化规律似，且p3点混匀时间最长，KCl质量分数达到稳定根据电导率值和KCI质量分数的关系，可得各值较慢.图6为3点的传质速率随时间的变化关条件下熔池中KCI质量分数与时间之间的关系.采系.由图可见，13°氧枪在低枪位时传质速率较慢：用Levenberg-Marquardt优化算法进行多元非线性但其传质速率受枪位影响较大，当枪位升高时，p3 回归，可得到KCl质量分数w与时间r(s)、枪位h 点的传质速率逐渐增大，h=0.15m时达到最大值. (m)和喷孔倾角0(13°≤0≤24)之间的函数关系因此，13°氧枪在高枪位下具有最佳的传质效果. 式.p3点和p4点的多元回归式分别见下式 17°氧枪对应熔池传质速率较小，其传质速率随枪位 03=0.00437r03h017g224, (3) 升高变化不大.20°和24°氧枪在全枪位范围对应熔 04=0.00479x0233h-a.12g2169 池的传质速率均较大，熔池侧壁和环流中心附近的 (4) 传质效果较好由式(3)可知，p3点KCl质量分数随枪位的升 2.3讨论与分析高和喷孔倾角的增加而增大.提高枪位，有利于增 2.3.1熔池能量利用率大熔池环流半径，改善熔池侧壁底部区域(3点)的根据Nakanishi经验公式n可以推导出本实验搅拌效果；增大喷孔角度同样能够改善p3点区域的条件下氧枪射流搅拌能的计算式为搅拌效果. 由式(4)可知，p4点（即熔池环流中心区域） r=1.3556×10-c0s29 (5) n'Dh KCI质量分数随枪位的降低和喷孔倾角的增加而增式中：Qr为顶枪射流气体流量，m3·min;D.为氧枪大.低枪位时，熔池环流半径小，虽然熔池侧壁搅拌喷孔出口直径，m;n为喷孔数；h为枪位，m.由式效果较差，但是环流中心KC1质量分数增加相对较 ()可知，射流搅拌能与喷孔倾角、气体流量和枪位快；当枪位提高，熔池环流半径增大，而溶质向环流等有关.射流搅拌能随气体流量的增加、喷孔倾角中心传质的动力减弱，所以p4点的混匀时间随枪位的减小和枪位的降低而增大. 升高而增大.喷孔倾角增加，有利于提高熔池环流速在纯底吹转炉条件下，熔池混匀时间与搅拌能度，因此p4点的混匀时间随喷孔倾角增加而减小的关系式为 2.2.4熔池局域传质速率分析 T=ag-6 (6) 通过对熔池各测点电导率值随时间的变化进行式中，a、b为根据实验结果得到的拟合参数.由式分析发现，p2、p3和p4点KCl质量分数变化趋势相 (6)可推导出与顶吹混匀时间相当的底吹气体搅拌

第 9 期徐栋等: 转炉局域传质和混匀效果在 p3 点附近，p4 点的混匀时间相对较短．对于 13° 氧枪，其混匀时间随枪位的升高而减小．浅型熔池中，13°氧枪虽然由于枪位升高其射流冲击动能减小，但是由于冲击半径增大，减小了熔池壁面死区，所以整个熔池的混匀时间缩短． 17°、20°和 24°氧枪随枪位升高呈波动变化．对于 20°氧枪而言，其最佳混匀时间对应枪位为 0. 11 和 0. 15 m． 2. 2. 2 熔池平均混匀时间各枪位和测点对应熔池平均混匀时间如图 5 所示．由图 5( a) 可见，熔池混匀时间受枪位的影响较大，当 h = 0. 15 m 时各氧枪的搅拌效果均较好．由图 5( b) 可见，对于浅型熔池，熔池侧壁区域( p2 和 p3 点) 混匀时间相对较长．由此可见，浅型熔池搅拌最弱区主要位于侧壁区域．图 5 枪位( a) 和测点( b) 对平均混匀时间的影响 Fig． 5 Effects of lance height ( a) and measure points ( b) on average mixing time 2. 2. 3 熔池浓度变化规律根据电导率值和 KCl 质量分数的关系，可得各条件下熔池中 KCl 质量分数与时间之间的关系．采用 Levenberg--Marquardt 优化算法进行多元非线性回归，可得到 KCl 质量分数 w 与时间 τ ( s) 、枪位 h ( m) 和喷孔倾角 θ ( 13°≤θ≤24°) 之间的函数关系式． p3 点和 p4 点的多元回归式分别见下式． w3 = 0. 004 37τ 0. 379 h0. 107 θ 0. 224 ， ( 3) w4 = 0. 004 79τ 0. 233 h － 0. 172 θ 0. 169 ． ( 4) 由式( 3) 可知，p3 点 KCl 质量分数随枪位的升高和喷孔倾角的增加而增大．提高枪位，有利于增大熔池环流半径，改善熔池侧壁底部区域( p3 点) 的搅拌效果; 增大喷孔角度同样能够改善 p3 点区域的搅拌效果．由式( 4) 可知，p4 点( 即熔池环流中心区域) KCl 质量分数随枪位的降低和喷孔倾角的增加而增大．低枪位时，熔池环流半径小，虽然熔池侧壁搅拌效果较差，但是环流中心 KCl 质量分数增加相对较快; 当枪位提高，熔池环流半径增大，而溶质向环流中心传质的动力减弱，所以 p4 点的混匀时间随枪位升高而增大．喷孔倾角增加，有利于提高熔池环流速度，因此 p4 点的混匀时间随喷孔倾角增加而减小． 2. 2. 4 熔池局域传质速率分析通过对熔池各测点电导率值随时间的变化进行分析发现，p2、p3 和 p4 点 KCl 质量分数变化趋势相似，且 p3 点混匀时间最长，KCl 质量分数达到稳定值较慢．图 6 为 p3 点的传质速率随时间的变化关系．由图可见，13°氧枪在低枪位时传质速率较慢; 但其传质速率受枪位影响较大，当枪位升高时，p3 点的传质速率逐渐增大，h = 0. 15 m 时达到最大值．因此，13° 氧枪在高枪位下具有最佳的传质效果． 17°氧枪对应熔池传质速率较小，其传质速率随枪位升高变化不大． 20°和 24°氧枪在全枪位范围对应熔池的传质速率均较大，熔池侧壁和环流中心附近的传质效果较好． 2. 3 讨论与分析 2. 3. 1 熔池能量利用率根据 Nakanishi 经验公式［14］可以推导出本实验条件下氧枪射流搅拌能的计算式为 εT = 1. 355 6 × 10 － 3Q3 T cos 2 θ n2 D3 eh ． ( 5) 式中: QT为顶枪射流气体流量，m3 ·min － 1 ; De为氧枪喷孔出口直径，m; n 为喷孔数; h 为枪位，m．由式 ( 5) 可知，射流搅拌能与喷孔倾角、气体流量和枪位等有关．射流搅拌能随气体流量的增加、喷孔倾角的减小和枪位的降低而增大．在纯底吹转炉条件下，熔池混匀时间与搅拌能的关系式为［15］ τ = aε － b ． ( 6) 式中，a、b 为根据实验结果得到的拟合参数．由式 ( 6) 可推导出与顶吹混匀时间相当的底吹气体搅拌 ·1069·

·1070· 北京科技大学学报第34卷 0.004 139 o.006 (b —13 ---17° ---170 --…20° 0.005 --.209 7,0.003k .249 ▣▣。g249 0.004 0.002、是0.003 0.002F-… 0.001F 0.001 0 10 15 20 30 10 15 20 25 30 时间/ 时向s 0.0014r 0.006r d 0.0012 -130 -13° ---179 0.004> ---17 0.0010 --20 --·20° …24 …249 0.0008F 0.002 0.0006 0 0.004F-- -0.002 0.0002 15 20253035 0 -0. 10 15 20 25 30 时间时间/s 图6不同枪位时p3点KCl质量分数变化率与时间的关系.(a)0.09m:(b)0.11m:(c)0.13m:(d)0.15m Fig.6 Relationships between the change rate of KCl mass fraction with time for point p3 under different lance levels:(a)0.09 m:(b)0.11 m:(c) 0.13m;(d)0.15m 能为池壁面和底部等区域的液体难以被环流带动，因此 EB=0i=a,7. 传质动力较弱.随枪位升高，射流冲击半径增加，其 (7) 在径向上的传质速率增大.所以喷孔倾角较小时，定义熔池相对能量利用率y为相同混匀时间条件容易出现熔池侧壁和底部搅拌较弱的现象下底吹气体搅拌能E与顶吹气体搅拌能&T之比. 喷孔倾角增大，射流冲击半径增加，相应熔池环 Y表示射流能量转化为熔池搅拌能的效率囵.结合流在径向上的动力增强，熔池环流半径增大，所以熔 Nakanishi公式可得相对能量利用率yr的计算式：池侧壁和底部的搅拌效果增强.但是，当枪位较高 y=-2.075101iM (8) 时，其对应的熔池中心死区增加，且由于环流中心区 QrD.u2 cos20 域较大，导致环流中心处混匀效果变差.从传质速式中，W为熔池液体质量，kg;u为氧枪喷孔处气体率看，喷孔倾角增大能够增加熔池环流速率。从能流速，ms1.由式(8)可知，熔池相对能量利用率量利用率看，适当增加喷孔倾角有利于提高射流能与枪位、气体流量和喷孔倾角等有关.在相同喷头量利用率类型条件下，熔池能量利用率y随着枪位的升高、 2.3.3熔池形状的影响气体流量的减小及喷孔倾角的增加而增大.由此可熔池径深比为3.1时（标准熔池），熔池的搅拌见，虽然增加喷孔倾角会导致射流搅拌能略有降低，最弱区域主要位于熔池底部和熔池环流中心附近. 但是适当增大喷孔倾角有利于提高射流与熔池碰撞熔池环流半径较小，其循环流难以带动熔池底部区过程中的能量利用效率域流动，所以在熔池底部存在较大死区.只有当射 2.3.2喷孔倾角的影响流冲击深度较大或者枪位较高时才具有较好的混匀喷孔倾角对熔池的搅拌效果有较大的影响.喷效果.总体来看，熔池较深导致底部和环流中心区孔倾角小时，射流冲击半径较小，冲击深度较大，相搅拌较弱是影响熔池混匀效果和成分均匀的主要原应熔池底部中心的死区较小。定枪位时，喷孔倾角因.熔池径深比为5.2时（浅型熔池），熔池的混匀小，射流动能衰减相对较小，射流提供的搅拌能较效果有较大变化.熔池径深比增大，一方面导致熔大.但是，喷孔倾角较小使熔池环流半径较小，在熔池在径向方向上的传质阻力增大；另一方面熔池深

北京科技大学学报第 34 卷图 6 不同枪位时 p3 点 KCl 质量分数变化率与时间的关系 . ( a) 0. 09 m; ( b) 0. 11 m; ( c) 0. 13 m; ( d) 0. 15 m Fig． 6 Relationships between the change rate of KCl mass fraction with time for point p3 under different lance levels: ( a) 0. 09 m; ( b) 0. 11 m; ( c) 0. 13 m; ( d) 0. 15 m 能为 εB = a 1 b τ 1 b B = a1 τ － b1 B ． ( 7) 定义熔池相对能量利用率 γT为相同混匀时间条件下底吹气体搅拌能 εB 与顶吹气体搅拌能 εT之比． γT表示射流能量转化为熔池搅拌能的效率［6］．结合 Nakanishi 公式可得相对能量利用率 γT的计算式: γT = εB εT = 22. 075 1 a1 τ － b1 B Wh QTDeu2 cos 2 θ ． ( 8) 式中，W 为熔池液体质量，kg; u 为氧枪喷孔处气体流速，m·s － 1 ．由式( 8) 可知，熔池相对能量利用率与枪位、气体流量和喷孔倾角等有关．在相同喷头类型条件下，熔池能量利用率 γT随着枪位的升高、气体流量的减小及喷孔倾角的增加而增大．由此可见，虽然增加喷孔倾角会导致射流搅拌能略有降低，但是适当增大喷孔倾角有利于提高射流与熔池碰撞过程中的能量利用效率． 2. 3. 2 喷孔倾角的影响喷孔倾角对熔池的搅拌效果有较大的影响．喷孔倾角小时，射流冲击半径较小，冲击深度较大，相应熔池底部中心的死区较小．定枪位时，喷孔倾角小，射流动能衰减相对较小，射流提供的搅拌能较大．但是，喷孔倾角较小使熔池环流半径较小，在熔池壁面和底部等区域的液体难以被环流带动，因此传质动力较弱．随枪位升高，射流冲击半径增加，其在径向上的传质速率增大．所以喷孔倾角较小时，容易出现熔池侧壁和底部搅拌较弱的现象．喷孔倾角增大，射流冲击半径增加，相应熔池环流在径向上的动力增强，熔池环流半径增大，所以熔池侧壁和底部的搅拌效果增强．但是，当枪位较高时，其对应的熔池中心死区增加，且由于环流中心区域较大，导致环流中心处混匀效果变差．从传质速率看，喷孔倾角增大能够增加熔池环流速率．从能量利用率看，适当增加喷孔倾角有利于提高射流能量利用率． 2. 3. 3 熔池形状的影响熔池径深比为 3. 1 时( 标准熔池) ，熔池的搅拌最弱区域主要位于熔池底部和熔池环流中心附近．熔池环流半径较小，其循环流难以带动熔池底部区域流动，所以在熔池底部存在较大死区．只有当射流冲击深度较大或者枪位较高时才具有较好的混匀效果．总体来看，熔池较深导致底部和环流中心区搅拌较弱是影响熔池混匀效果和成分均匀的主要原因．熔池径深比为 5. 2 时( 浅型熔池) ，熔池的混匀效果有较大变化．熔池径深比增大，一方面导致熔池在径向方向上的传质阻力增大; 另一方面熔池深 ·1070·

第9期徐栋等：转炉局域传质和混匀效果 ·1071· 度变浅减少了熔池底部和环流涡心死区.由实验结 B]Lee M S,ORourke S,Molloy NA.Preferential refractory wear in 果可知，增大熔池径深比，熔池搅拌最弱区域位于熔 top blown basic oxygen fumace.Ironmaking Steelmaking,2001, 28(3):244 池侧壁.浅型熔池中，采用大喷孔倾角氧枪具有较 4]Choi H S,Ryu J Y,Kin M P,et al.Modification of lance nozzle 快的传质速率，归因于其较大的冲击半径和切向分 to increase productivity and BOF lining life at No.2 Steelmaking 速度. Plant in Pohang Works /The 77th Steelmaking Conference Pro- 熔池的速度大小和分布直接影响熔池传质速率 ceedings.Chicago,1994:93 的快慢和成分的均匀性.在标准熔池中，由于熔池 [5]Aimani S K,Chatteriee A.Cold model studies of mixing and mass 深度较大，造成熔池上下速度和成分差异较大，且在 transfer in steelmaking vessels.Ironmaking Steelmaking,2005,32 (6):515 较长时间内存在浓度差较大的问题.对浅型熔池， [6]Martin M,Rendueles M,Diaz M.Global and local mixing deter- 其在深度上的差异性减小，但在径向上的速度和浓 minations for steel converter analysis.Chem Eng Sci,2005,60 度差增大.由实验结果可知，适当减小熔池深度有 (21):5781 利于增加熔池内部速度和成分均匀性. ] Zeng Y N,Li J G,Han Z J,et al.Experimental study on water model for a 50t top and bottom combined blown converter at Tang- 3结论 steel.Spec Steel,2010,31 (2):21 (曾亚南，李俊国，韩志杰，等.唐钢50：复吹转炉水模型的实 (1)熔池搅拌受射流冲击深度和冲击半径的影验研究.特殊钢，2010,31(2)：21) 响较大.当喷孔倾角较小时，射流冲击深度大，但冲 [8]Zhu Y X,Yu H C,Song M T,et al.Water-model study of a 120t 击半径小，因此熔池环流半径相对较小，容易在熔池 top-bottom combined blowing converter.J Northeast Univ Nat Sci, 底部和侧壁形成死区：当喷孔倾角增加时，射流冲击 1996,17(1):51) (朱英雄，于华财，宋满堂，等.120顶底复吹转炉水模研究半径增加，熔池环流半径增大，熔池侧壁和底部的搅东北大学学报：自然科学版，1996,17(1)：51) 拌效果有所改善 [9]Yang W Y,Ding Y L,Wang M L,et al.Water modeling of inter- (2)对熔池环流而言，其环流区外部的速度较 action between jets from multi-nozzle lance and bath in large con- 大，具有较好的传质速率，但是在环流中心处，由于 verter.Iron Steel,2004,39(3):16 速度很小，且速度方向与传质方向不同，所以环流中 (杨文远，丁永良，王明林，等.大型转炉多孔喷头与熔池作用的水模研究.钢铁，2004,39(3)：16) 心质量传输动力较弱. [0]Liu Z L,Gao Z P,He Z H.Test and study of water model simu- (3)在标准熔池（径深比为3.1）中，搅拌最弱 lation for 300t converter.Spee Steel,2007,28(2):16 区位于熔池底部和熔池环流中心附近；而在浅型熔 (刘竹林，高泽平，贺志宏.300t转炉水力模型实验研究.特池（径深比为5.2）中，搅拌最弱区位于熔池的侧壁殊钢，2007,28(2)：16) 附近. [11]Tang P,Yu YY,Wen G H,et al.Study on the optimization of the combined blown converter process in Chongging Iron and (4)在浅型熔池中，适当增大喷孔倾角，有利于 Steel Company.J Unin Sci Technol Beijing,2008,15(1):5 加快熔池表层在径向上的流动速度和传质速率，提 [12]Li J C,Wen L Y,Chen D F,et al.Water-model study of a 210 高氧枪射流能量利用率。 t duplex combined blown converter.Chin J Process Eng,2010, (5)在顶吹条件下，适当增大熔池径深比和氧 10(Suppl1):43 枪喷孔倾角有利于减小熔池底部和环流中心死区， (李军成，温良英，陈登福，等.210t双联复吹转炉水模实验改善熔池内部速度和成分均匀性研究.过程工程学报，2010,10（增刊1）：43) [13]Ternstedt P,Tilliander A,Jonsson P,et al.Mixing time in a side-blown converter.IS/J Int,2010,50(5):663 参考文献 141 Nakanishi K,Saito K,Nozaki T,et al.Physical and metallurgi- [Chatterjee A,Marique C,Nilles P.Overview of present status of cal characteristics of combined blowing process//The 65th Steel- oxygen steelmaking and its expected future trends.fronmaking making Conference Proceedings.Pittsburgh,1982:101 Steelmaking,1984,11 (3):117 [15]Schneider S,Dromer C,Mietz J,et al.Flow velocities and mix- Szekely J,Themelis N J.Rate Phenomena in Process Metallurgy ing at blowing of gas into liquids /The 6th Japan-Germany Sem- New York:WileyAnterscience,1971:710 inar Proceedings.Tokyo,1984:1

第 9 期徐栋等: 转炉局域传质和混匀效果度变浅减少了熔池底部和环流涡心死区．由实验结果可知，增大熔池径深比，熔池搅拌最弱区域位于熔池侧壁．浅型熔池中，采用大喷孔倾角氧枪具有较快的传质速率，归因于其较大的冲击半径和切向分速度．熔池的速度大小和分布直接影响熔池传质速率的快慢和成分的均匀性．在标准熔池中，由于熔池深度较大，造成熔池上下速度和成分差异较大，且在较长时间内存在浓度差较大的问题．对浅型熔池，其在深度上的差异性减小，但在径向上的速度和浓度差增大．由实验结果可知，适当减小熔池深度有利于增加熔池内部速度和成分均匀性． 3 结论 ( 1) 熔池搅拌受射流冲击深度和冲击半径的影响较大．当喷孔倾角较小时，射流冲击深度大，但冲击半径小，因此熔池环流半径相对较小，容易在熔池底部和侧壁形成死区; 当喷孔倾角增加时，射流冲击半径增加，熔池环流半径增大，熔池侧壁和底部的搅拌效果有所改善． ( 2) 对熔池环流而言，其环流区外部的速度较大，具有较好的传质速率，但是在环流中心处，由于速度很小，且速度方向与传质方向不同，所以环流中心质量传输动力较弱． ( 3) 在标准熔池( 径深比为 3. 1) 中，搅拌最弱区位于熔池底部和熔池环流中心附近; 而在浅型熔池( 径深比为 5. 2) 中，搅拌最弱区位于熔池的侧壁附近． ( 4) 在浅型熔池中，适当增大喷孔倾角，有利于加快熔池表层在径向上的流动速度和传质速率，提高氧枪射流能量利用率． ( 5) 在顶吹条件下，适当增大熔池径深比和氧枪喷孔倾角有利于减小熔池底部和环流中心死区，改善熔池内部速度和成分均匀性．参考文献［1］ Chatterjee A，Marique C，Nilles P． Overview of present status of oxygen steelmaking and its expected future trends． Ironmaking Steelmaking，1984，11( 3) : 117 ［2］ Szekely J，Themelis N J． Rate Phenomena in Process Metallurgy． New York: Wiley-Interscience，1971: 710 ［3］ Lee M S，O'Rourke S，Molloy N A． Preferential refractory wear in top blown basic oxygen furnace． Ironmaking Steelmaking，2001， 28( 3) : 244 ［4］ Choi H S，Ryu J Y，Kin M P，et al． Modification of lance nozzle to increase productivity and BOF lining life at No． 2 Steelmaking Plant in Pohang Works / / The 77th Steelmaking Conference Proceedings． Chicago，1994: 93 ［5］ Ajmani S K，Chatterjee A． Cold model studies of mixing and mass transfer in steelmaking vessels． Ironmaking Steelmaking，2005，32 ( 6) : 515 ［6］ Martín M，Rendueles M，Díaz M． Global and local mixing determinations for steel converter analysis． Chem Eng Sci，2005，60 ( 21) : 5781 ［7］ Zeng Y N，Li J G，Han Z J，et al． Experimental study on water model for a 50 t top and bottom combined blown converter at Tangsteel． Spec Steel，2010，31( 2) : 21 ( 曾亚南，李俊国，韩志杰，等．唐钢 50 t 复吹转炉水模型的实验研究．特殊钢，2010，31( 2) : 21) ［8］ Zhu Y X，Yu H C，Song M T，et al． Water-model study of a 120 t top-bottom combined blowing converter． J Northeast Univ Nat Sci， 1996，17( 1) : 51) ( 朱英雄，于华财，宋满堂，等． 120 t 顶底复吹转炉水模研究．东北大学学报: 自然科学版，1996，17( 1) : 51) ［9］ Yang W Y，Ding Y L，Wang M L，et al． Water modeling of interaction between jets from multi-nozzle lance and bath in large converter． Iron Steel，2004，39( 3) : 16 ( 杨文远，丁永良，王明林，等．大型转炉多孔喷头与熔池作用的水模研究．钢铁，2004，39( 3) : 16) ［10］ Liu Z L，Gao Z P，He Z H． Test and study of water model simulation for 300 t converter． Spec Steel，2007，28( 2) : 16 ( 刘竹林，高泽平，贺志宏． 300 t 转炉水力模型实验研究．特殊钢，2007，28( 2) : 16) ［11］ Tang P，Yu Y Y，Wen G H，et al． Study on the optimization of the combined blown converter process in Chongqing Iron and Steel Company． J Univ Sci Technol Beijing，2008，15( 1) : 5 ［12］ Li J C，Wen L Y，Chen D F，et al． Water-model study of a 210 t duplex combined blown converter． Chin J Process Eng，2010， 10( Suppl 1) : 43 ( 李军成，温良英，陈登福，等． 210 t 双联复吹转炉水模实验研究．过程工程学报，2010，10( 增刊 1) : 43) ［13］ Ternstedt P，Tilliander A，Jnsson P，et al． Mixing time in a side-blown converter． ISIJ Int，2010，50( 5) : 663 ［14］ Nakanishi K，Saito K，Nozaki T，et al． Physical and metallurgical characteristics of combined blowing process/ / The 65th Steelmaking Conference Proceedings． Pittsburgh，1982: 101 ［15］ Schneider S，Dromr C，Mietz J，et al． Flow velocities and mixing at blowing of gas into liquids / / The 6th Japan-Germany Seminar Proceedings． Tokyo，1984: 1 ·1071·