D0I:10.13374/1.issnl00103.2009.07.037 第31卷第7期 北京科技大学学报 Vol.31 No.7 2009年7月 Journal of University of Science and Technology Beijing Ju.2009 RH精炼过程钢液流动数值模拟和应用 张琳孙彦辉朱进锋许中波蔡开科 北京科技大学治金与生态工程学院，北京100083 摘要结合某钢厂RH精炼装置，运用数值模拟的方法对脱气时的流场进行了计算，得出了该型号RH装置在该厂操作条 件下的流场，并成功解释了操作中遇到的一些现象。利用实践生产中的经验公式与数据对模拟结果进行了验证，结果表明模 拟结果可靠，最后利用该模型计算了RH内钢液的湍动能耗散情况以及钢液循环流量与吹Ar量的关系，并给出了最佳吹Ar 量的控制范围. 关键词精炼：流场；混合特性：数值模拟 分类号TF769.4 Numerical simulation of liquid steel flowing in RH refining process and its appli- cation ZHA NG Lin,SUN Yan-hui,ZHU Jin-feng,XU Zhong-bo:CAI Kai-ke School of Metallurgical and Ecological Engineering.University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083.China ABSTRACT A mathematical simulation of flow field in the vacuum chamber and ladle during RH degassing was carried out in com- bination with the RH refining equipment of a steel company.Based on the simulation results some phenomenon during degassing oper- ation can be explained.Proved by the formula and data obtained from the practice the simulation result is reliable.Finally,the model was used to calculate the turbulent dissipation rate field and the relation of circulation flow rate in the RH device with the quantity of Ar blowing.and the optimum quantity of gas blowing for the RH refining process was suggested. KEY WORDS refining:flow field:mixing characteristics:numerical simulation RH脱气装置自1959年问世和投产至今，己由 一步的理解并为确定合理的过程工艺和操作参数提 最初单纯的具备脱气功能扩展为一种还能去除碳、 供必要的信息和依据. 氧、硫和夹杂物，以及调整钢液温度和成分等的多功 1数学模型的建立 能精炼设备，RH精炼反应的关键性限制环节在于 钢液的循环流动和混合·成分和温度的均匀化、精 1.1假设条件 炼反应的速度和效果等都与钢液的流动和混合密切 在RH设备中，由于气泡的提升、搅拌和真空度 相关，国内外对RH钢液的循环流动和混合虽己做 抽吸作用以及温度场变化对流动的影响，钢液的流 过大量的研究)，但大多集中于研究某单一的RH 动状态为复杂的湍流，为了便于建立模型，特作以 过程，针对多功能RH装置的研究尚不多见，而且不 下假设： 同生产线上的RH装置所起的作用也不尽相同，因 (1)不考虑温度场对流动的影响； 此对RH循环与混合特征的研究必须结合实际的生 (2)气泡的浮力是驱动钢液循环流动的主要驱 产需要，本文利用数值模拟的方法研究了某钢厂 动力81： 3O0t多功能RH装置内钢液的流动和混合特性以 (③)气液两相区采用均相流模型，其含气率由 及对去除钢中夹杂物的影响，以期对该过程获得进 经验公式]确定， 收稿日期：2008-07-31 作者简介：张琳(980一)，女，硕士研究生；孙彦辉(1971一)，男，副教授，E-mail:sunyanhui@metall.ustb-edu-cm
RH 精炼过程钢液流动数值模拟和应用 张 琳 孙彦辉 朱进锋 许中波 蔡开科 北京科技大学冶金与生态工程学院北京100083 摘 要 结合某钢厂 RH 精炼装置运用数值模拟的方法对脱气时的流场进行了计算得出了该型号 RH 装置在该厂操作条 件下的流场并成功解释了操作中遇到的一些现象．利用实践生产中的经验公式与数据对模拟结果进行了验证结果表明模 拟结果可靠．最后利用该模型计算了 RH 内钢液的湍动能耗散情况以及钢液循环流量与吹 Ar 量的关系并给出了最佳吹 Ar 量的控制范围． 关键词 精炼；流场；混合特性；数值模拟 分类号 TF769．4 Numerical simulation of liquid steel flowing in RH refining process and its application ZHA NG LinSUN Y an-huiZHU Jin-fengXU Zhong-boCAI Ka-i ke School of Metallurgical and Ecological EngineeringUniversity of Science and Technology BeijingBeijing100083China ABSTRACT A mathematical simulation of flow field in the vacuum chamber and ladle during RH degassing was carried out in combination with the RH refining equipment of a steel company．Based on the simulation results some phenomenon during degassing operation can be explained．Proved by the formula and data obtained from the practice the simulation result is reliable．Finallythe model was used to calculate the turbulent dissipation rate field and the relation of circulation flow rate in the RH device with the quantity of Ar blowingand the optimum quantity of gas blowing for the RH refining process was suggested． KEY WORDS refining；flow field；mixing characteristics；numerical simulation 收稿日期：2008-07-31 作者简介：张 琳（1980—）女硕士研究生；孙彦辉（1971—）男副教授E-mail：sunyanhui＠metall．ustb．edu．cn RH 脱气装置自1959年问世和投产至今已由 最初单纯的具备脱气功能扩展为一种还能去除碳、 氧、硫和夹杂物以及调整钢液温度和成分等的多功 能精炼设备．RH 精炼反应的关键性限制环节在于 钢液的循环流动和混合．成分和温度的均匀化、精 炼反应的速度和效果等都与钢液的流动和混合密切 相关．国内外对 RH 钢液的循环流动和混合虽已做 过大量的研究［1—7］但大多集中于研究某单一的 RH 过程针对多功能 RH 装置的研究尚不多见而且不 同生产线上的 RH 装置所起的作用也不尽相同因 此对 RH 循环与混合特征的研究必须结合实际的生 产需要．本文利用数值模拟的方法研究了某钢厂 300t 多功能 RH 装置内钢液的流动和混合特性以 及对去除钢中夹杂物的影响以期对该过程获得进 一步的理解并为确定合理的过程工艺和操作参数提 供必要的信息和依据． 1 数学模型的建立 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） 不考虑温度场对流动的影响； （2） 气泡的浮力是驱动钢液循环流动的主要驱 动力［8］； （3） 气液两相区采用均相流模型其含气率由 经验公式［9］确定． 第31卷 第7期 2009年 7月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．31No．7 Jul．2009 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2009．07．037
.822 北京科技大学学报 第31卷 1.2控制方程 度分量和其他标量的梯度均设为零，垂直于自由表 RH精炼过程钢包钢水流动可以看作是等温、 面的速度分量设为零，即有： 不可压缩湍流流动，采用k一飞双方程模型来描述湍 a1-3n=w=0 dydy (5) 流，其数学模型可以用以下的偏微分方程表示， (1)连续性方程： 2p=k=2e=0 dy dydy (6) (4)=0 (1) 式中，心为垂直于y方向的速度 (2)动量方程： (2)壁面边界条件，在钢包壁面上采用无滑移 通过求解整个区域内单一的动量方程得到速度 边界条件（即ux=u,=山=0）·对于湍流流动，由 场，各相共享速度场结果 于近壁处动量脉动迅速减弱，故需考虑到湍流作用 (u4=_ap+a[ (3十 的减弱和层流作用的相对增强，该区域不用很细的 ∂t +gi+Si 网格，而是由壁面函数指定其行为 (2) (3)入口边界条件，上升管的吹Ar管为入口 式中，，西为i和j方向的速度，ms;x,考为i 边界，吹Ar流量（本文流量均为标准大气压下的计 和j方向的坐标值，m:P为流体密度，kgm3;P为 量值)为800~1900Lmin.由于吹气孔截面积已 压力，Pa;“为有效黏度系数（可用湍流模型确定）， 知，入口速度垂直于所在面，将流量转化为速度，因 Pas;g:为i方向的重力加速度，这里采用标准k一 此将吹Ar孔设为速度入口，为计算方便，将钢包上 e双方程湍流模型来确定有效黏度系数“：使方程 表面的自由表面设为压力入口条件，具体为 封闭，S:代表源项，此处S:为零. 101.325kPa (3)湍流动能(k)方程： (4)出口边界条件，真空室出口处设为压力出 a业fak 口边界条件，压强为133Pa 十叫=30 ∂k at +G-Pe(3) 1.4初始条件 式中，k为湍流动能，m2s2；e为湍流动能耗散率； 整个流体域除边界外初始速度为零；初始钢水 G为湍流脉动动能的产生，表达式为 深度为3.8m,其余部分全部为气体. aua出+0u吲 G=xxx 2物理模型及求解 二+格，=C是 2.1物理模型 本模型以某钢厂RH为计算条件，物理模型为 -为湍流黏性系数，Pas;凸为层流黏性系数，Pa· 1:1模型，如图1所示，采用大型CFD软件应用上 s;i,j分别取1,2,3，均为哑指标；为经验常数 述计算方法对该厂RH真空处理装置内的流场进行 (4)湍动能耗散(e)方程： 了计算，涉及参数为：钢包内径为4m,钢包内钢液 深度为3.8m,RH真空室内径为2.56m,浸渍管内 一排气口 axi Gedxp 真空室 (Cr G-Cu@) (4) 上升管 下降管 吹Ar口 式中，C,C与，C,,为经验常数，采用朗道斯 玻尔丁推荐的值0C=1.43,C,=1.93,C= 钢包、 0.09,0=1.0,0=1.3. 1.3边界条件 RH内流动的边界条件涉及真空室中的自由表 面和钢包上表面的自由表面、包壁的壁面边界条件， 以及入口、出口边界条件. (1)自由表面，真空室和钢包熔池的自由表 面，钢液直接与气相接触，不与固体表面接触，表面 图1物理模型 切应力很小，可以忽略不计，将平行于自由表面的速 Fig.1 Physical model
1∙2 控制方程 RH 精炼过程钢包钢水流动可以看作是等温、 不可压缩湍流流动采用 k—ε双方程模型来描述湍 流其数学模型可以用以下的偏微分方程表示． （1） 连续性方程： ∂ ∂xi （ρui）＝0 （1） （2） 动量方程： 通过求解整个区域内单一的动量方程得到速度 场各相共享速度场结果． ∂（ρuiuj） ∂t ＝— ∂P ∂xi ＋ ∂ ∂xj μeff ∂ui ∂xj ＋ ∂uj ∂xi ＋ρgi＋Si （2） 式中uiuj 为 i 和 j 方向的速度m·s —1 ；xixj 为 i 和 j 方向的坐标值m；ρ为流体密度kg·m —3 ；P 为 压力Pa；μeff为有效黏度系数（可用湍流模型确定） Pa·s；gi 为 i 方向的重力加速度．这里采用标准 k— ε双方程湍流模型来确定有效黏度系数μeff使方程 封闭Si 代表源项此处 Si 为零． （3） 湍流动能（ k）方程： ρ ∂k ∂t ＋ uj ∂k ∂xj ＝ ∂ ∂xj μeff σk ∂k ∂xj ＋ Gk—ρε （3） 式中k 为湍流动能m 2·s —2 ；ε为湍流动能耗散率； Gk 为湍流脉动动能的产生表达式为 Gk＝μτ ∂ui ∂xj ∂ui ∂xj ＋ ∂uj ∂xi μeff＝μl＋μtμτ＝ρCμ k 2 ε ． μτ为湍流黏性系数Pa·s；μl 为层流黏性系数Pa· s；ij 分别取123均为哑指标；σk 为经验常数． （4） 湍动能耗散（ε）方程： ρ ∂ε ∂t ＋ uj ∂ε ∂xj ＝ ∂ ∂xj μeff σε ∂ε ∂xj ＋ ε k （Cε1 G—Cε2ρε） （4） 式中Cε1Cε2Cμσkσε 为经验常数采用朗道—斯 玻尔丁推荐的值［10］ Cε1 ＝1∙43Cε2 ＝1∙93Cμ＝ 0∙09σk＝1∙0σε＝1∙3． 1∙3 边界条件 RH 内流动的边界条件涉及真空室中的自由表 面和钢包上表面的自由表面、包壁的壁面边界条件 以及入口、出口边界条件． （1） 自由表面．真空室和钢包熔池的自由表 面钢液直接与气相接触不与固体表面接触表面 切应力很小可以忽略不计将平行于自由表面的速 度分量和其他标量的梯度均设为零垂直于自由表 面的速度分量设为零即有： ∂u ∂y ＝ ∂w ∂y ＝v＝0 （5） ∂P ∂y ＝ ∂k ∂y ＝ ∂ε ∂y ＝0 （6） 式中w 为垂直于 y 方向的速度． （2） 壁面边界条件．在钢包壁面上采用无滑移 边界条件（即 ux＝ uy＝ uz ＝0）．对于湍流流动由 于近壁处动量脉动迅速减弱故需考虑到湍流作用 的减弱和层流作用的相对增强该区域不用很细的 网格而是由壁面函数指定其行为． （3） 入口边界条件．上升管的吹 Ar 管为入口 边界吹 Ar 流量（本文流量均为标准大气压下的计 量值）为800～1900L·min —1．由于吹气孔截面积已 知入口速度垂直于所在面将流量转化为速度因 此将吹 Ar 孔设为速度入口．为计算方便将钢包上 表面 的 自 由 表 面 设 为 压 力 入 口 条 件具 体 为 101∙325kPa． （4） 出口边界条件．真空室出口处设为压力出 口边界条件压强为133Pa． 1∙4 初始条件 整个流体域除边界外初始速度为零；初始钢水 深度为3∙8m其余部分全部为气体． 2 物理模型及求解 图1 物理模型 Fig．1 Physical model 2∙1 物理模型 本模型以某钢厂 RH 为计算条件物理模型为 1∶1模型如图1所示．采用大型 CFD 软件应用上 述计算方法对该厂 RH 真空处理装置内的流场进行 了计算涉及参数为：钢包内径为4m钢包内钢液 深度为3∙8mRH 真空室内径为2∙56m浸渍管内 ·822· 北 京 科 技 大 学 学 报 第31卷
第7期 张琳等：RH精炼过程钢液流动数值模拟和应用 823 径为0.5m,浸渍管下端至吹Ar口距离为0.75m, 降管出来的液流速度很大（吹氩流量为920L· 吹Ar口至真空室的距离为1m,浸渍管浸入钢液深 min时速度为0.5msl),在下降管内速度还得 度为0.5m. 以发展，垂直向下速度到达包底前其主流外侧也才 2.2求解 只减少到0.21ms(流量为920Lmin1时的结 通过对物理模型进行网格划分将计算对象转化 果)，且下降主流股基本不发散，下降主流在冲击到 为有限单元体，把原来在时间和空间域上的连续物 包底后，向圆周方向辐射状分散时速度的减小幅度 理量的场（如速度和压力场）用一系列有限个离散点 加大，同时注流冲击包底后以辐射状沿钢包的桶壁 上的变量值的集合来替代，通过一定的原则和方法 方向向上流动 建立这些离散点上场变量之间的关系代数方程组， 1.0 迭代得到各个场变量的近似值，如速度、压力等在空 0.9 08 间和时间上的分布 0.7 3计算结果与讨论 05 4 3.1真空室流场分布 应用上述计算流场的方法对某钢厂300tRH 02 .1 设备内钢液流场进行了模拟计算.从图2可以看到 0 吹氩时钢液在真空室以及钢包中的分布，钢包中钢 液液面波动很小，但真空室中钢液波动厉害，特别是 图3真空室内速度场 上升管上方钢液明显较高，应为混有大量气泡的上 Fig.3 Velocity field in the vacuum chamber 升钢液进入真空室后喷射造成的，从真空室流场图 1.0 3可以看出，在真空室内，上升管的钢液喷入真空 0.9 室，沿着真空室边缘流向下降管上方，经由下降管流 钢液 回钢包，上升管的喷射作用和下降管上端在真空室 下降管 06 内会产生强烈的抽吸作用，对混匀钢液有很好的效 果 04 3.2钢包流场分布 02 图4~图6为吹氩流量分别为920和1900L· 01 0 min时的模拟结果.从图4可以看出，由于气泡浮 吹Ar流量920L~min3吹Ar流量1900L~mm1 力的作用，钢液从吹气侧的浸渍管进入真空室熔池 图4速度场 中，驱动上升管中的钢液向上流入真空室，在另一侧 Fig.4 Velocity field 由于重力作用，钢液由下降管流入钢包，从而使真空 室熔池与钢包之间形成一个大的流动循环区，从下 单位：ms1 1.0 ■1.0 0.9 0.8 8 欧Ar孔 0.6 0.5 0.4 66962 03 0 吹Ar流量920L·min吹A流量1900L·min 0.2 图5速度云图 钢液 ■气体 Fig.5 Velocity contours 图2RH精炼过程钢液的分布图 由于上升管处活塞流的抽吸力，钢包中的钢液 Fig.2 Contours of liquid steel during RH refining process 被抽入上升管，但钢液上升流时遇到上层流体的阻
径为0∙5m浸渍管下端至吹 Ar 口距离为0∙75m 吹 Ar 口至真空室的距离为1m浸渍管浸入钢液深 度为0∙5m． 2∙2 求解 通过对物理模型进行网格划分将计算对象转化 为有限单元体把原来在时间和空间域上的连续物 理量的场（如速度和压力场）用一系列有限个离散点 上的变量值的集合来替代通过一定的原则和方法 建立这些离散点上场变量之间的关系代数方程组 迭代得到各个场变量的近似值如速度、压力等在空 间和时间上的分布． 3 计算结果与讨论 图2 RH 精炼过程钢液的分布图 Fig．2 Contours of liquid steel during RH refining process 3∙1 真空室流场分布 应用上述计算流场的方法对某钢厂300t RH 设备内钢液流场进行了模拟计算．从图2可以看到 吹氩时钢液在真空室以及钢包中的分布．钢包中钢 液液面波动很小但真空室中钢液波动厉害特别是 上升管上方钢液明显较高应为混有大量气泡的上 升钢液进入真空室后喷射造成的．从真空室流场图 3可以看出在真空室内上升管的钢液喷入真空 室沿着真空室边缘流向下降管上方经由下降管流 回钢包．上升管的喷射作用和下降管上端在真空室 内会产生强烈的抽吸作用对混匀钢液有很好的效 果． 3∙2 钢包流场分布 图4～图6为吹氩流量分别为920和1900L· min —1时的模拟结果．从图4可以看出由于气泡浮 力的作用钢液从吹气侧的浸渍管进入真空室熔池 中驱动上升管中的钢液向上流入真空室在另一侧 由于重力作用钢液由下降管流入钢包从而使真空 室熔池与钢包之间形成一个大的流动循环区．从下 降管出来的液流速度很大 （吹氩流量为 920L· min —1时速度为0∙5m·s —1）在下降管内速度还得 以发展垂直向下速度到达包底前其主流外侧也才 只减少到0∙21m·s —1（流量为920L·min —1时的结 果）且下降主流股基本不发散．下降主流在冲击到 包底后向圆周方向辐射状分散时速度的减小幅度 加大同时注流冲击包底后以辐射状沿钢包的桶壁 方向向上流动． 图3 真空室内速度场 Fig．3 Velocity field in the vacuum chamber 图4 速度场 Fig．4 Velocity field 图5 速度云图 Fig．5 Velocity contours 由于上升管处活塞流的抽吸力钢包中的钢液 被抽入上升管但钢液上升流时遇到上层流体的阻 第7期 张 琳等： RH 精炼过程钢液流动数值模拟和应用 ·823·
.824 北京科技大学学报 第31卷 碍和自身重力的影响，上升管的抽吸作用对钢包钢 到1400Lmin-1时，钢液的循环流量从70.7t· 液的搅拌远没有下降管大（图5）.在浸渍管以上，钢 mim-1快速增大到92.3tmin1;吹氩流量由1400L· 包内钢液的流动速度要小于钢包中、下部，两浸渍管 min1增加到1900Lmin-时，循环流量由92.3t, 之间下方的钢液形成一个环流区，钢包壁几乎为滞 min1增加到96.1tmin1,也就是吹氩流量增加近 留区，因而在实际RH处理钢液过程中，只看到微 36%,而循环流量仅增加4%，钢液循环量基本达到 微的液面波动，而看不到钢包内钢液的强烈流动，这 饱和值.氩气喷吹量较小时，气泡在上升管内均匀 也保证了RH处理过程钢液不易卷渣，避免造成钢 分布，钢液循环流量随着氩气流量的增大而显著增 液污染 加；当氩气喷吹量加大到一定值时，气泡所占比例很 单位：m2,s3 大，气泡尺寸增加，抽引效率降低，钢液循环流量增 量0.50 045 加有限.因此将吹氩量控制在1400~1500L· 040 min是比较合理的 035 030 100 90 80 70, 0.05 0 60 端动能耗散率云图陶动能耗散率等值线图 50 图6湍动能耗散率图 Fig-6 Contours of turbulent dissipation rate 70090011001300150017001900 吹Ar流量L·min当 从图4也可以看出，随着吹氩流量由920增加 图7钢液循环流量与吹氩量的关系 至1900Lmim-1,下降管处流速增加明显，从图5 Fig.7 Relationship between Ar blowing and liquid steel flow rate 的云图也可以发现，不只下降管流速增加明显，上升 管处的抽吸能力也有增加，这必然增加钢液的循环 4计算结果的验证 速度和循环流量，因此可以通过最大吹Ar量缩短 4.1用经验公式验证 钢液在RH中的处理时间. 根据日本学者渡边秀夫对300tRH研究的结 湍动能耗散率标志着湍流流动能力的损失速 果，总结出其RH装置的钢液环流量经验公式山： 度.从图6可以看出，强湍流集中在上升管的出口 Q=0.02D1.5G0.33 (7) 处，其次为下降管的入口处，最弱湍流中在包壁.图 式中，Q为环流量，tmin1;G为吹氩流量，L· 中钢包红线以上部分虽然湍流也很强，但该区域的 min-1;D为浸渍管直径，cm. 流体为空气，红线基本代表了钢包钢液自由液面，从 由于其RH装置与本厂RH装置设计参数基本 图上可以看出红线附近钢液的湍流很弱，钢包表面 一致，通过经验公式(7)计算得到现行生产条件下 钢液流动平稳· 3O0tRH的钢水环流量与吹Ar量的关系为 3.3钢液循环量 Q=8.158G0.33 (8) 在真空室压力为133Pa,浸渍管内径均为500 图8为通过经验公式计算的环流量与实际数值 mm的条件下，计算了吹Ar流量分别为658,740， 模拟结果的对比，可以看出数值模拟结果与经验公 920,1120,1330,1400,1770和1900Lmin-1时钢 式计算结果在吹Ar量大于1100Lmin1后误差比 液循环流量，循环流量是单位时间通过真空室的钢 较小，而且趋势一致. 水量，在稳态时由于从上升管进入真空室的钢液量 4.2用实验数据验证 与从下降管流出的钢液量相同，因此这里通过在下 图9为该厂实际RH处理过程中取样分析得到 降管处设置监测窗口，监测通过下降管截面的流量， 的吹氩流量与钢中总T[0]关系，吹Ar量由1396L· 即为钢液的循环流量.图7中的点代表不同吹氩流 min1增加到1642Lmin1,钢水中总氧T[0]先下 量下的循环流量，并通过这些点的拟合得到曲线， 降然后趋于平缓；当吹Ar量大于1500Lmin1后， 从图中可以看出，氩气喷吹量从658Lmin增大 总T[0]水平变化不大，可知钢液循环流量近饱和
碍和自身重力的影响上升管的抽吸作用对钢包钢 液的搅拌远没有下降管大（图5）．在浸渍管以上钢 包内钢液的流动速度要小于钢包中、下部两浸渍管 之间下方的钢液形成一个环流区钢包壁几乎为滞 留区．因而在实际 RH 处理钢液过程中只看到微 微的液面波动而看不到钢包内钢液的强烈流动这 也保证了 RH 处理过程钢液不易卷渣避免造成钢 液污染． 图6 湍动能耗散率图 Fig．6 Contours of turbulent dissipation rate 从图4也可以看出随着吹氩流量由920增加 至1900L·min —1下降管处流速增加明显．从图5 的云图也可以发现不只下降管流速增加明显上升 管处的抽吸能力也有增加这必然增加钢液的循环 速度和循环流量．因此可以通过最大吹 Ar 量缩短 钢液在 RH 中的处理时间． 湍动能耗散率标志着湍流流动能力的损失速 度．从图6可以看出强湍流集中在上升管的出口 处其次为下降管的入口处最弱湍流中在包壁．图 中钢包红线以上部分虽然湍流也很强但该区域的 流体为空气红线基本代表了钢包钢液自由液面从 图上可以看出红线附近钢液的湍流很弱钢包表面 钢液流动平稳． 3∙3 钢液循环量 在真空室压力为133Pa浸渍管内径均为500 mm 的条件下计算了吹 Ar 流量分别为658740 9201120133014001770和1900L·min —1时钢 液循环流量．循环流量是单位时间通过真空室的钢 水量在稳态时由于从上升管进入真空室的钢液量 与从下降管流出的钢液量相同因此这里通过在下 降管处设置监测窗口监测通过下降管截面的流量 即为钢液的循环流量．图7中的点代表不同吹氩流 量下的循环流量并通过这些点的拟合得到曲线． 从图中可以看出氩气喷吹量从658L·min —1增大 到1400L·min —1时钢液的循环流量从70∙7t· min —1快速增大到92∙3t·min —1 ；吹氩流量由1400L· min —1增加到1900L·min —1时循环流量由92∙3t· min —1增加到96∙1t·min —1也就是吹氩流量增加近 36％而循环流量仅增加4％钢液循环量基本达到 饱和值．氩气喷吹量较小时气泡在上升管内均匀 分布钢液循环流量随着氩气流量的增大而显著增 加；当氩气喷吹量加大到一定值时气泡所占比例很 大气泡尺寸增加抽引效率降低钢液循环流量增 加有限．因此将吹氩量控制在1400～1500L· min —1是比较合理的． 图7 钢液循环流量与吹氩量的关系 Fig．7 Relationship between Ar blowing and liquid steel flow rate 4 计算结果的验证 4∙1 用经验公式验证 根据日本学者渡边秀夫对300t RH 研究的结 果总结出其 RH 装置的钢液环流量经验公式［11］： Q＝0∙02D 1∙5G 0∙33 （7） 式中Q 为环流量t·min —1 ；G 为吹氩流量L· min —1 ；D 为浸渍管直径cm． 由于其 RH 装置与本厂 RH 装置设计参数基本 一致通过经验公式（7）计算得到现行生产条件下 300t RH 的钢水环流量与吹 Ar 量的关系为 Q＝8∙158G 0∙33 （8） 图8为通过经验公式计算的环流量与实际数值 模拟结果的对比．可以看出数值模拟结果与经验公 式计算结果在吹 Ar 量大于1100L·min —1后误差比 较小而且趋势一致． 4∙2 用实验数据验证 图9为该厂实际 RH 处理过程中取样分析得到 的吹氩流量与钢中总 T ［O］关系．吹 Ar 量由1396L· min —1增加到1642L·min —1钢水中总氧 T ［O］先下 降然后趋于平缓；当吹 Ar 量大于1500L·min —1后 总 T ［O］水平变化不大．可知钢液循环流量近饱和 ·824· 北 京 科 技 大 学 学 报 第31卷
第7期 张琳等：RH精炼过程钢液流动数值模拟和应用 .825. 120 (3)当吹氩流量增加到一定限度时，钢液循环 2100 流量增加有限，存在最优吹气量，经理论计算与生 80 产验证，此RH装置最优吹氩流量为1400~1500 冬 60 Lmin1,钢水循环流量大于90tmim1,钢水中总 40 T[0]可达(10~12)×10-5水平，没有必要增加吹 ·经验公式 。-数值计算 20 Ar量. 0 58.1739.5924.31127.71331.01405.01774.71885.6 参考文献 吹Ar流量L·min) [1]Wtanabe H.Asano K,Sseki T.Some chemical engineering as" 图8数值计算与经验公式结果的对比 pects of RH degassing process.Tetsuto-Hagane.1968.54(13): 1327 Fig.8 Comparison of calculated data with empirical results [2]Fuji T.Mnchi I.Theoretical analysis on the degassing process in 值，钢水中夹杂物不会再有明显的降低，这与数值模 upper leg of RH degassing plant.Tetsuto-Hangane.1970.56 拟计算的结果是一致的， (9):1165 16 [3]Ono K,Yanagida M,Katoh T,et al.The circulation rate of RH 14 degassing process by water model experiment.Electr Steelmak- 12 ig,1981,52(7):149 [4]Seshadri V,de Souza Costa S L.Cold model studies of RH de- ,8 gassing process.Trans ISI.1986.26(1):133 [5]Kuwabara T,Umezawa K.Mori K,et al.Investigation of decar- burization behavior in RH reactor and its operation improvement. Trans ISI.,1988,28(4):305 P3501400145015001530160016501700 [6]Hanna R K,Jones T,Blake R I.et al.Water modeling to aid im- 吹Ar流量/Lmin provement f degasser performance for production of ultralow car- bon interstitial free steels.Ironmaking Steelmaking.1994.21 图9实际操作中吹氩流量与T[0]的关系 (1):37 Fig.9 Relationship between Ar flow rate and T[O]in operation [7]Frank A,Wolfgang P.Circulation rate of liquid steel in RH de- gassers.Steel Res,1998.69(2):54 根据夹杂物上浮观点，要保持合适的吹氩流量 [8]Hsiao T C.Lehner T,Kjeuberg B.Fluid flow in laddles experi- 和钢水循环流量促进夹杂物的上浮，吹氩流量保持 mental results.Scand J Metall.1980,(9):105 于1400~1500L·min1,钢水循环量大于90t· [9]Cai Z P.Wei WS.Gas hold-up distribution and mathematic mod- min,钢水中总氧T[0]保持于(10~12)×10-6， eling of gas-liquid rising velocity in the jet zone of the bottom- hlown process.Iron Steel.1988,23(7):19 没有必要再增加吹氩流量， (蔡志鹏，魏伟胜，底吹过程喷射区含气率分布及气液上升速 5结论 度模型.钢铁，1988,23(7)：19) [10]FLUENT User's Guide.Fluent Ine.2003 (1)本模型能够模拟RH真空室和钢包内的钢 [11]Zhang L F.Xu Z B.Zhu L X,et al.A model for predicting 液整体流动状况 oxygen content of steel in the process of RH treatment.Eng Chem Metall,1997,18(4):367 (2)RH装置的下降管对钢包钢液的搅拌能力 (张立峰，许中波，朱立新，等.RH真空处理过程中钢中氧含 比上升管的抽引搅拌效果要大得多. 量预测模型.化工冶金，1997.18(4)：367)
图8 数值计算与经验公式结果的对比 Fig．8 Comparison of calculated data with empirical results 值钢水中夹杂物不会再有明显的降低这与数值模 拟计算的结果是一致的． 图9 实际操作中吹氩流量与 T ［O］的关系 Fig．9 Relationship between Ar flow rate and T ［O］ in operation 根据夹杂物上浮观点要保持合适的吹氩流量 和钢水循环流量促进夹杂物的上浮吹氩流量保持 于1400～1500L·min —1钢水循环量大于90t· min —1钢水中总氧 T ［O］保持于（10～12）×10—6 没有必要再增加吹氩流量． 5 结论 （1） 本模型能够模拟 RH 真空室和钢包内的钢 液整体流动状况． （2） RH 装置的下降管对钢包钢液的搅拌能力 比上升管的抽引搅拌效果要大得多． （3） 当吹氩流量增加到一定限度时钢液循环 流量增加有限存在最优吹气量．经理论计算与生 产验证此 RH 装置最优吹氩流量为1400～1500 L·min —1钢水循环流量大于90t·min —1钢水中总 T ［O］可达（10～12）×10—6水平没有必要增加吹 Ar 量． 参 考 文 献 ［1］ Wtanabe HAsano KSseki T．Some chemical engineering aspects of RH degassing process．Tetsu-to-Hagané196854（13）： 1327 ［2］ Fuji TMnchi I．Theoretical analysis on the degassing process in upper leg of RH degassing plant．Tetsu-to-Hangané197056 （9）：1165 ［3］ Ono KYanagida MKatoh Tet al．The circulation rate of RH degassing process by water model experiment．Electr Steelmaking198152（7）：149 ［4］ Seshadri Vde Souza Costa S L．Cold model studies of RH degassing process．T rans ISIJ198626（1）：133 ［5］ Kuwabara TUmezawa KMori Ket al．Investigation of decarburization behavior in RH reactor and its operation improvement． T rans ISIJ198828（4）：305 ［6］ Hanna R KJones TBlake R Iet al．Water modeling to aid improvement f degasser performance for production of ultralow carbon interstitial free steels．Ironmaking Steelmaking199421 （1）：37 ［7］ Frank AWolfgang P．Circulation rate of liquid steel in RH degassers．Steel Res199869（2）：54 ［8］ Hsiao T CLehner TKjeuberg B．Fluid flow in laddles experimental results．Scand J Metall1980（9）：105 ［9］ Cai Z PWei W S．Gas hold-up distribution and mathematic modeling of gas-liquid rising velocity in the jet zone of the bottomblown process．Iron Steel198823（7）：19 （蔡志鹏魏伟胜．底吹过程喷射区含气率分布及气液上升速 度模型．钢铁198823（7）：19） ［10］ FLUENT User’s Guide．Fluent Inc2003 ［11］ Zhang L FXu Z BZhu L Xet al．A model for predicting oxygen content of steel in the process of RH treatment． Eng Chem Metall199718（4）：367 （张立峰许中波朱立新等．RH 真空处理过程中钢中氧含 量预测模型．化工冶金1997．18（4）：367） 第7期 张 琳等： RH 精炼过程钢液流动数值模拟和应用 ·825·
