D0I:10.13374/1.issnl00103.2009.s1.040 第31卷增刊1 北京科技大学学报 Vol.31 Suppl.1 2009年12月 Journal of University of Science and Technology Beijing Dee.2009 钢包底吹氩方式对F精炼的影响 冯聚和)李博斌)魏国增)安志) 李学民) 贾雅楠) 1)河北理工大学河北省现代治金技术重点实验室，唐山0630092)唐山钢铁公司二钢轧厂，唐山063000 摘要采用FLUENT大型商业软件和水模拟装置对某厂501LF炉底吹氩喷嘴的布置方式进行了数值模拟和水模拟研究· 分别讨论了单孔、双孔中心对称和双孔轴对称三种底吹氩喷嘴布置方式对钢液混匀时间的影响和钢液表面的卷渣情况·结果 表明，在相同的吹氩量下，采用双孔轴对称底吹氩钢液混匀时间最短，在整个钢包内部及表面，钢液流动速度均匀而稳定，基 本消除了搅拌“死区”，可以有效防止钢液卷渣，并为夹杂物的去除提供良好的动力学条件 关键词钢包吹氩：布置方式：流场：液面水平流动；混匀时间 Effect of different bottom blowing argon methods on LF refining FENG Ju-he,LlBo-bin）,WEI Guozeng,AN Zhi2),LI Xue-min2),JⅡA Yanan） 1)Hebei Key Laborarory of Modern Metallurgy Technology,Hebei Polytechnic University.Tangshan 063009.China 2)Second Steelmaking and Rolling Factory.Tangshan Steel,Tangshan 063000.China ABSTRACT Numerical simulation and physical simulation on the arrangement of 50t LF with a bottom argon blowing nozzle were made by the commercial software FLUENT and a water simulation instrument.The effects of three different bottom argon blowing nozzle arrangement ways (haplopore,binocular central symmetry.and binocular rotational symmetry)on molten steel blending time and entrapped slag were studied.The results show that,with the same amount of argon.bottom blowing argon with binocular rota- tional symmetry gets the shortest blending time;the homogeneous and steady flow velocity in the surface and internal of the molten steel ladle is attained in the same arrangement ways,which can eliminate the stirring dead zone.avoid slag entrapment in molten steel,and provide favorable dynamic conditions for the removal of inclusions. KEY WORDS ladle argon blowing:arrangement way:flow field:horizontal flow of liquid surface:blending time 从钢水精炼的发展过程来看，LF精炼是在钢包 素的影响，通过单孔增加气量来加强搅拌已很有限， 吹氩搅拌的基础上发展起来的.在其众多的冶炼工 基于这些原因，LF炉双孔底吹氩已引起人们的关 序中，无论是钢水脱硫，夹杂物去除，还是温度调整， 注，但对双孔底吹氩布置方式与搅拌效果关系的研 都要基于钢包内钢水之间的良好混合和均匀化：钢 究还不成熟.本文针对某厂501LF精炼炉，通过数 水中组分和能量迁移的驱动力主要来自钢水的宏观 学模拟和水模拟实验对不同底吹氩喷孔分布下钢包 运动和湍流扩散，作为钢水循环流动的源动力，钢 内的流场、钢液表面流动速度及混匀时间进行研究， 包吹气搅拌方式和工艺参数在很大程度上决定了钢 提出合理的底吹氩喷孔布置方式，以促进现场生产 包内钢水循环流动的状况，进而对钢水流动中的传 顺利进行· 热、传质以及夹杂物运动等过程产生显著影响山， 随着科技的进步和工业的发展，人们对钢质量 1数学模型 的要求越来越高，尤其对钢中夹杂物的含量要求更 作为研究传递过程和传输现象的重要方法之 加严格。为促进夹杂物上浮，提高钢液纯净度，需要 一，数学模型主要通过求解湍流Navier Stokes方 对LF炉精炼的底吹氩工艺进行优化，目前国内大 程，以及在对流/湍流扩散形式下，求解温度和化学 多数LF炉都采用单孔偏心吹氩，由于受卷渣等因 组分等的守恒方程来描述吹气钢包体系内流动和混 收稿日期：2009-07-26 作者简介：冯聚和(1951一)男，教授，E-mail:he@heut.edu~cm;李博斌(1985一)，男，硕士研究生，E-mail:libobin2000@yahoo.com.cn
钢包底吹氩方式对 LF 精炼的影响 冯聚和1） 李博斌1） 魏国增2） 安 志2） 李学民2） 贾雅楠1） 1） 河北理工大学河北省现代冶金技术重点实验室唐山063009 2） 唐山钢铁公司二钢轧厂唐山063000 摘 要 采用 FLUENT 大型商业软件和水模拟装置对某厂50t LF 炉底吹氩喷嘴的布置方式进行了数值模拟和水模拟研究． 分别讨论了单孔、双孔中心对称和双孔轴对称三种底吹氩喷嘴布置方式对钢液混匀时间的影响和钢液表面的卷渣情况．结果 表明在相同的吹氩量下采用双孔轴对称底吹氩钢液混匀时间最短在整个钢包内部及表面钢液流动速度均匀而稳定基 本消除了搅拌“死区”可以有效防止钢液卷渣并为夹杂物的去除提供良好的动力学条件． 关键词 钢包吹氩；布置方式；流场；液面水平流动；混匀时间 Effect of different bottom blowing argon methods on LF refining FENG Ju-he 1）LI Bo-bin 1）W EI Guo-zeng 2）A N Zhi 2）LI Xue-min 2）JIA Y a-nan 1） 1） Hebei Key Laborarory of Modern Metallurgy TechnologyHebei Polytechnic UniversityTangshan063009China 2） Second Steelmaking and Rolling FactoryTangshan SteelTangshan063000China ABSTRACT Numerical simulation and physical simulation on the arrangement of 50t LF with a bottom argon blowing nozzle were made by the commercial software FLUENT and a water simulation instrument．T he effects of three different bottom argon blowing nozzle arrangement ways （haploporebinocular central symmetryand binocular rotational symmetry） on molten steel blending time and entrapped slag were studied．T he results show thatwith the same amount of argonbottom blowing argon with binocular rotational symmetry gets the shortest blending time；the homogeneous and steady flow velocity in the surface and internal of the molten steel ladle is attained in the same arrangement wayswhich can eliminate the stirring dead zoneavoid slag entrapment in molten steeland provide favorable dynamic conditions for the removal of inclusions． KEY WORDS ladle argon blowing；arrangement way；flow field；horizontal flow of liquid surface；blending time 收稿日期：2009-07-26 作者简介：冯聚和（1951—）男教授E-mail：fjhe＠heut．edu．cn；李博斌（1985—）男硕士研究生E-mail：libobin2000＠yahoo．com．cn 从钢水精炼的发展过程来看LF 精炼是在钢包 吹氩搅拌的基础上发展起来的．在其众多的冶炼工 序中无论是钢水脱硫夹杂物去除还是温度调整 都要基于钢包内钢水之间的良好混合和均匀化．钢 水中组分和能量迁移的驱动力主要来自钢水的宏观 运动和湍流扩散．作为钢水循环流动的源动力钢 包吹气搅拌方式和工艺参数在很大程度上决定了钢 包内钢水循环流动的状况进而对钢水流动中的传 热、传质以及夹杂物运动等过程产生显著影响［1］． 随着科技的进步和工业的发展人们对钢质量 的要求越来越高尤其对钢中夹杂物的含量要求更 加严格．为促进夹杂物上浮提高钢液纯净度需要 对 LF 炉精炼的底吹氩工艺进行优化．目前国内大 多数 LF 炉都采用单孔偏心吹氩由于受卷渣等因 素的影响通过单孔增加气量来加强搅拌已很有限． 基于这些原因LF 炉双孔底吹氩已引起人们的关 注但对双孔底吹氩布置方式与搅拌效果关系的研 究还不成熟．本文针对某厂50t LF 精炼炉通过数 学模拟和水模拟实验对不同底吹氩喷孔分布下钢包 内的流场、钢液表面流动速度及混匀时间进行研究 提出合理的底吹氩喷孔布置方式以促进现场生产 顺利进行． 1 数学模型 作为研究传递过程和传输现象的重要方法之 一数学模型主要通过求解湍流 Navier-Stokes 方 程以及在对流／湍流扩散形式下求解温度和化学 组分等的守恒方程来描述吹气钢包体系内流动和混 第31卷 增刊1 2009年 12月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．31Suppl．1 Dec．2009 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2009．s1．040
,8 北京科技大学学报 2009年增刊1 合现象，其中吹氩搅拌过程钢水运动的驱动力主要 (4)湍动能耗散率方程： 来自吹入气体的浮力，这使得运动的钢水具有两相 Pur-La -CLEGk C2 Pe2 流的特征，故本文采用两项流模型， x Gedxi (4) 1.1基本假设 西+04 首先对钢包吹氩过程作以下假设： G=4a3x0x对 (5) (1)流体为不可压缩的粘性流体，密度为常数 式中，为湍动耗散率e对应的Prandtl数；C为经 (②)流体的自由面为光滑的水平面， 验常数；μ是分子粘性系数 (3)钢包吹氩过程中，气泡浮力是驱使钢液循 (5)辅助方程： 环流动的主动力， f=以十从 4,=C%2/e (6) (4)气泡为大小均匀，具有同一直径(d)的 球体。 式中，为表观湍流粘性系数；C为经验常数 1.2基本方程 1.3边界条件 LF精炼过程中，当吹入气体流量保持不变时， 在钢包侧壁和底部的固体壁面，对速度、压力使 钢包内钢水的流动状态会很快稳定并长时间地保持 用无滑移边界条件，将k和e设为零：在自由液面， 下去，这种仅与空间有关而与时间无关的流动状态 气体以它到达顶表面的速度离开钢包，液体则不允 通常被称为稳态，描述三维稳态湍流流动分别使用 许离开体系，对两相均给出一个零剪应力条件，k和 了下列方程 E也引入零梯度边界条件；将底吹氩气孔定为入口， (1)连续方程： 入口采用质量进口边界 a(u=0 (1) 1.4数值求解 axi 钢包吹氩搅拌流场和钢液流动速度的计算是在 式中，P是密度；u为时均速度， PC机上利用商业软件FLUENT完成的.利用 (2)动量方程： FLUENT软件的Mixture多项流模型对钢包流场进行 (Ouuj)2p 了模拟显示，并对钢液表面的流动速度进行计算)]， axj (2) 2数值模拟结果 式中，p为流体微元上的压力；“m为湍流有效粘性 某厂由于在原基础上进行过扩容处理，所以包 系数；g为重力加速度， 底近似椭圆，有研究表明，单孔底吹喷孔距包底中 (③)湍动能方程： 心0.4R~0.7R处可取得良好的精炼效果.但对双 3 Dud-t 孔底吹喷孔布置方式研究存在不同的结论】.原 Gkdx) =Gk一E (3) 钢包吹氩孔位于距钢包0.55R处，位置合理，现计 式中，k为湍动能；o,为湍动能k对应的Prandtl数； 划在原来钢包基础上再新加一个吹氩孔，使钢包在 G是由于平均梯度引起的湍动能k的产生项：e为 双孔喷吹下取得良好的精炼效果，根据现场生产要 湍动耗散率. 求，底吹氩暗孔的布署分三种方式如图1所示 (a) 250 250 (c) r91 (b) 250 R100 4R0 图1底吹氩喷孔布置方式示意图.(a)单孔底吹；(b)双孔中心对称底吹；()双孔轴对称底吹（单位：mm) 2.1流场模拟结果 场进行模拟，为更有效的找到不同喷孔布置方式对 利用FLUENT软件对吹氩量QA=2O0NL· 流场的影响，对钢包内不同截面的流场图进行分析· min时三种底吹氩喷孔布置方式下钢包内钢液流 图2为单孔偏心底吹不同截面的流场图，采用
合现象其中吹氩搅拌过程钢水运动的驱动力主要 来自吹入气体的浮力这使得运动的钢水具有两相 流的特征故本文采用两项流模型． 1∙1 基本假设 首先对钢包吹氩过程作以下假设： （1） 流体为不可压缩的粘性流体密度为常数． （2） 流体的自由面为光滑的水平面． （3） 钢包吹氩过程中气泡浮力是驱使钢液循 环流动的主动力． （4） 气泡为大小均匀具有同一直径（ db ）的 球体． 1∙2 基本方程 LF 精炼过程中当吹入气体流量保持不变时 钢包内钢水的流动状态会很快稳定并长时间地保持 下去这种仅与空间有关而与时间无关的流动状态 通常被称为稳态．描述三维稳态湍流流动分别使用 了下列方程［2］： （1） 连续方程： ∂（ρui） ∂xi ＝0 （1） 式中ρ是密度；u 为时均速度． （2） 动量方程： ∂（ρuiuj） ∂xj ＝— ∂p ∂xi ＋ ∂ ∂xi μeff ∂ui ∂xj ＋ ∂uj ∂xi ＋ρgi （2） 式中p 为流体微元上的压力；μeff为湍流有效粘性 系数；g 为重力加速度． （3） 湍动能方程： ∂ ∂xi ρuik— μeff σk ∂k ∂xi ＝ Gk—ρε （3） 式中k 为湍动能；σk 为湍动能 k 对应的 Prandtl 数； Gk 是由于平均梯度引起的湍动能 k 的产生项；ε为 湍动耗散率． （4） 湍动能耗散率方程： ∂ ∂xi ρuεi — μeff σε ∂ε ∂xi ＝ C1εGk k — C2ρε2 k （4） Gk＝μi ∂uj ∂xi ∂ui ∂xj ＋ ∂uj ∂xi （5） 式中σε为湍动耗散率ε对应的 Prandtl 数；C 为经 验常数；μ是分子粘性系数． （5） 辅助方程： μeff＝μ＋μt μt＝Cμρk 2／ε （6） 式中μt 为表观湍流粘性系数；Cμ 为经验常数． 1∙3 边界条件 在钢包侧壁和底部的固体壁面对速度、压力使 用无滑移边界条件将 k 和ε设为零；在自由液面 气体以它到达顶表面的速度离开钢包液体则不允 许离开体系对两相均给出一个零剪应力条件k 和 ε也引入零梯度边界条件；将底吹氩气孔定为入口 入口采用质量进口边界． 1∙4 数值求解 钢包吹氩搅拌流场和钢液流动速度的计算是在 PC 机上利用商业软件 FLUENT 完成的．利用 FLUENT 软件的 Mixture 多项流模型对钢包流场进行 了模拟显示并对钢液表面的流动速度进行计算［3］． 2 数值模拟结果 某厂由于在原基础上进行过扩容处理所以包 底近似椭圆．有研究表明单孔底吹喷孔距包底中 心0∙4R～0∙7R 处可取得良好的精炼效果．但对双 孔底吹喷孔布置方式研究存在不同的结论［4—7］．原 钢包吹氩孔位于距钢包0∙55R 处位置合理现计 划在原来钢包基础上再新加一个吹氩孔使钢包在 双孔喷吹下取得良好的精炼效果．根据现场生产要 求底吹氩喷孔的布置分三种方式如图1所示． 图1 底吹氩喷孔布置方式示意图．（a） 单孔底吹；（b） 双孔中心对称底吹；（c） 双孔轴对称底吹（单位：mm） 2∙1 流场模拟结果 利用 FLUENT 软件对吹氩量 QAr＝200NL· min —1时三种底吹氩喷孔布置方式下钢包内钢液流 场进行模拟为更有效的找到不同喷孔布置方式对 流场的影响对钢包内不同截面的流场图进行分析． 图2为单孔偏心底吹不同截面的流场图．采用 ·8· 北 京 科 技 大 学 学 报 2009年 增刊1
Vol.31 Suppl.I 冯聚和等：钢包底吹氩方式对LF精炼的影响 .9 单孔偏心底吹氩时，在远离喷孔的一侧形成一个大 于钢包心部，钢包下部流动速度较弱 循环区，在靠近喷孔的一侧形成一个小循环区，在 如图3采用双孔中心对称底吹氩时，在喷孔附 大循环区上部，即靠近液面的喷孔正上方区域，钢液 近钢液的流场和单孔底吹氩喷孔附近的流场基本相 的流动速度较快，搅拌较好，但在远离喷嘴一侧的上 似，形成一个大循环和一个小循环，但大循环中心 部包壁附近搅拌很弱，在大循环的中心，钢液流动 的弱势区较单孔底吹氩小，钢包中心区域的钢液搅 速度较小，搅拌较弱，从图中可以看出循环中心处 拌较弱，可能是由钢包上部两股流动发生碰撞产生 a (b) Tkm兰二 图2单孔偏心底吹不同截面的流场图.(a)X=480mm截面：(b)X=0mm截面；(c)Z=50,1350,2125mm截面 (b) 图3双孔中心对称底吹不同截面流场图.(a)X=480mm截面；(b)X=0mm截面：(c)Z=50,1350,2125mm截面
单孔偏心底吹氩时在远离喷孔的一侧形成一个大 循环区在靠近喷孔的一侧形成一个小循环区．在 大循环区上部即靠近液面的喷孔正上方区域钢液 的流动速度较快搅拌较好但在远离喷嘴一侧的上 部包壁附近搅拌很弱．在大循环的中心钢液流动 速度较小搅拌较弱．从图中可以看出循环中心处 于钢包心部钢包下部流动速度较弱． 如图3采用双孔中心对称底吹氩时在喷孔附 近钢液的流场和单孔底吹氩喷孔附近的流场基本相 似形成一个大循环和一个小循环．但大循环中心 的弱势区较单孔底吹氩小钢包中心区域的钢液搅 拌较弱可能是由钢包上部两股流动发生碰撞产生 图2 单孔偏心底吹不同截面的流场图．（a） X＝480mm 截面；（b） X＝0mm 截面；（c） Z＝5013502125mm 截面 图3 双孔中心对称底吹不同截面流场图．（a） X＝480mm 截面；（b） X＝0mm 截面；（c） Z＝5013502125mm 截面 Vol．31Suppl．1 冯聚和等： 钢包底吹氩方式对 LF 精炼的影响 ·9·
.10 北京科技大学学报 2009年增刊1 能量损失造成的 离喷嘴的钢包一侧形成一个大的循环，钢包心部的 如图4所示，采用双孔轴对称底吹氩时，在喷嘴 流动速度较大，消除了以上两种底吹方式中钢包心 正上方形成两个倒锥形的气液两相区，随着高度上 部搅拌弱的缺点，整个钢包内钢液流动速度均匀而 升两个气液两相区直径逐渐变大，到达液面时相互 稳定，基本消除了搅拌“死区”， 融合成一个大的气液两相区，两相区带动钢液在远 eT兰 T4兰C a43m供 图4双孔轴对称底吹氩不同截面的流场图.(a)X=480mm截面：(b)Y=350mm;(c)X=0mm截面：(d)Z=50,1350,2125mm截 面 2.2钢液面流动速度分析 中可以看出，采用单孔吹氩钢液表面的流动速度最 很多研究都证实，渣/钢界面韦伯数(We)是这 高达0.3ms1,超过卷渣临界速度；采用双孔中心 一过程中起决定性作用的控制参数，We=12.3是 对称和双孔轴对称底吹氩钢液表面的最大流动速度 液/液分层流界面出现卷混的临界条件)].渣/钢界 分别为0.17ms1和0.12ms-1,均低于卷渣临界 面韦伯数可如式(7)所示，当界面湍动时，假设渣/钢 气量，由此表明，在底吹氩气量一定和不产生卷渣 界面表面张力(g)降至原值的1%~10%. 条件下，采用双孔吹氩可以降低钢液表面的流动速 vlPmL Webe= auamtthg(piml-p)2 (7) 度，为增加吹氩量和加强钢包内整体搅拌效果提供 可靠的依据，双孔中心对称底吹时，在钢液表面两 当cedg=0.012Nm-时， 喷孔的中心线附近，由于流动速度相反的水平流发 U steel 生“碰撞”速度很小，很有可能生成漩涡导致卷渣：双 12.3X[0.012×9.81(7000-3500)]☑ 孔轴对称底吹时，整个钢液表面钢液的流动速度稳 7000 定而且均匀，这为夹杂物的去除提供了良好的条件， 0.18ms1 式中，Wec是渣/钢界面韦伯数；vte是渣/钢界面钢 2.3底吹方式对混匀时间的影响 液流动速度；Pa是钢密度；Pag是渣密度.数值模 选取模型与原钢包比例系数入=1：4.7，利用 拟中，主要考虑的是钢液表面水平流的速度，因此速 “刺激响应”技术来测定混匀时间，即向水模钢包内 度vm=0.l8ms一1可以看作是渣/钢卷混的临界 加入一定量的NaCl溶液，利用电导率仪测定熔池 速度 内电导率的变化，混匀时间最终根据电导率波动不 图5为Qa=200 NL'min条件下，不同方式 超过稳定值的5%来确定.在保证弗鲁德准数相等 底吹钢液表面速度分布云图和X-Y散点图.从图5 的条件下，对Qa=200 NL'min-1不同吹氩方式下
能量损失造成的． 如图4所示采用双孔轴对称底吹氩时在喷嘴 正上方形成两个倒锥形的气液两相区随着高度上 升两个气液两相区直径逐渐变大到达液面时相互 融合成一个大的气液两相区．两相区带动钢液在远 离喷嘴的钢包一侧形成一个大的循环钢包心部的 流动速度较大消除了以上两种底吹方式中钢包心 部搅拌弱的缺点．整个钢包内钢液流动速度均匀而 稳定基本消除了搅拌“死区”． 图4 双孔轴对称底吹氩不同截面的流场图．（a） X＝480mm 截面；（b） Y ＝350mm；（c） X＝0mm 截面；（d） Z＝5013502125mm 截 面 2∙2 钢液面流动速度分析 很多研究都证实渣／钢界面韦伯数（We）是这 一过程中起决定性作用的控制参数We＝12∙3是 液／液分层流界面出现卷混的临界条件［2］．渣／钢界 面韦伯数可如式（7）所示当界面湍动时假设渣／钢 界面表面张力（σstee-l slag）降至原值的1％～10％． Webc＝ v 2 steelρsteel σstee-l slag（ρsteel—ρslag） 1／2 （7） 当 σstee-l slag＝0∙012N·m —1时 vsteel＝ 12∙3×［0∙012×9∙81（7000—3500）］ 1／2 7000 1／2 ＝ 0∙18m·s —1 式中Webc是渣／钢界面韦伯数；vsteel是渣／钢界面钢 液流动速度；ρsteel是钢密度；ρslag是渣密度．数值模 拟中主要考虑的是钢液表面水平流的速度因此速 度 vsteel＝0∙18m·s —1可以看作是渣／钢卷混的临界 速度． 图5为 QAr＝200NL·min —1条件下不同方式 底吹钢液表面速度分布云图和 X-Y 散点图．从图5 中可以看出采用单孔吹氩钢液表面的流动速度最 高达0∙3m·s —1超过卷渣临界速度；采用双孔中心 对称和双孔轴对称底吹氩钢液表面的最大流动速度 分别为0∙17m·s —1和0∙12m·s —1均低于卷渣临界 气量．由此表明在底吹氩气量一定和不产生卷渣 条件下采用双孔吹氩可以降低钢液表面的流动速 度为增加吹氩量和加强钢包内整体搅拌效果提供 可靠的依据．双孔中心对称底吹时在钢液表面两 喷孔的中心线附近由于流动速度相反的水平流发 生“碰撞”速度很小很有可能生成漩涡导致卷渣；双 孔轴对称底吹时整个钢液表面钢液的流动速度稳 定而且均匀这为夹杂物的去除提供了良好的条件． 2∙3 底吹方式对混匀时间的影响 选取模型与原钢包比例系数 λ＝1∶4∙7利用 “刺激响应”技术来测定混匀时间即向水模钢包内 加入一定量的 NaCl 溶液利用电导率仪测定熔池 内电导率的变化混匀时间最终根据电导率波动不 超过稳定值的5％来确定．在保证弗鲁德准数相等 的条件下对 QAr＝200NL·min —1不同吹氩方式下 ·10· 北 京 科 技 大 学 学 报 2009年 增刊1
Vol.31 Suppl.I 冯聚和等：钢包底吹氩方式对LF精炼的影响 ,11 030 0.05 2000 -1000 0 10002000 沿X轴位置mm 0.18 0.16 0.14 0.12 0.10 0.08 0.06 0.04 0.02 -2000 -1000 0 1000 2000 沿X轴位置/mm 0.14 (c) 0.12 0.10 0.08 0.02 -2000 -1000 0 1000 2000 4n智 沿X轴位置mm 图5Q=00NLmm条件下，不同方式底吹钢液表面速度分布云图（左）和X-Y散点图（右）-(a)单孔底吹：(b)双孔中心对称底吹： (c)双孔轴对称底吹 的混匀时间进行测定， 3结论 Fr'=bu igH (8) 在相同的吹氩量下，采用双孔轴对称底吹氩时 式中，Fr为修正弗鲁德准数；P,A分别为气体和 整个钢包内钢液流动速度均匀而稳定，基本消除了 液体的密度，kgm一3；H为熔池高度，m;u为特征 搅拌“死区”；钢液表面的流动速度均匀而且稳定，为 速度，ms-1 夹杂物的去除提供良好条件；采用该种吹氩方式混 由(Fr)m=(Fr)p,可得： 匀时间最短，可加速钢液混匀，为了加强钢液搅拌， 可采用双孔底吹加大吹氩量而不致引起卷渣， (9) 参考文献 式中，m代表模型，p代表原型：Q为气体体积流量， [1]Feng J H.Ai L Q.Liu J H.Hot Metal Pretreatment and Sec- m3s-1;d为供气孔有效直径.dm=l8mm,计算得 ondary Refining.Beijing:Metallurgical Industry Press,2005 到Qm=1.31 NL.min1.混匀时间测定结果如下 (冯聚和，艾立群，刘建华.铁水预处理与钢水炉外精炼.北 京：冶金工业出版社，2005) 表1所示. [2]Zhu M Y.Xiao Z Q.Steel Refining Process Simulation of 表1不同方式吹氩混匀时间比较 Mathematical Physics.Beijing:Metallurgical Industry Press, 1998 底吹方式 单孔 双孔中心对称双孔轴对称 (朱苗勇，肖泽强.钢的精炼过程数学物理模拟北京：冶金工 混匀时间/s 156.58 114.51 101.96 业出版杜，1998) (下转第15页)
图5 QAr＝200NL·min —1条件下不同方式底吹钢液表面速度分布云图（左）和 X-Y 散点图（右）．（a） 单孔底吹；（b） 双孔中心对称底吹； （c） 双孔轴对称底吹 的混匀时间进行测定． Fr′＝ ρg u 2 ρ1gH （8） 式中Fr′为修正弗鲁德准数；ρgρl 分别为气体和 液体的密度kg·m —3 ；H 为熔池高度m；u 为特征 速度m·s —1． 由（Fr′）m＝（Fr′）p可得： Qm＝ ρgp ρgm · ρlm ρlp dm dp 4 Hm Hp 1 2 Qp （9） 式中m 代表模型p 代表原型；Q 为气体体积流量 m 3·s —1 ；d 为供气孔有效直径．dm＝18mm计算得 到 Qm＝1∙31NL·min —1．混匀时间测定结果如下 表1所示． 表1 不同方式吹氩混匀时间比较 底吹方式 单孔 双孔中心对称 双孔轴对称 混匀时间／s 156∙58 114∙51 101∙96 3 结论 在相同的吹氩量下采用双孔轴对称底吹氩时 整个钢包内钢液流动速度均匀而稳定基本消除了 搅拌“死区”；钢液表面的流动速度均匀而且稳定为 夹杂物的去除提供良好条件；采用该种吹氩方式混 匀时间最短可加速钢液混匀．为了加强钢液搅拌 可采用双孔底吹加大吹氩量而不致引起卷渣． 参 考 文 献 ［1］ Feng J HAi L QLiu J H．Hot Metal Pretreatment and Secondary Refining．Beijing：Metallurgical Industry Press2005 （冯聚和艾立群刘建华．铁水预处理与钢水炉外精炼．北 京：冶金工业出版社2005） ［2］ Zhu M YXiao Z Q． Steel Refining Process Simulation of Mathematical Physics．Beijing： Metallurgical Industry Press 1998 （朱苗勇肖泽强．钢的精炼过程数学物理模拟．北京：冶金工 业出版社1998） （下转第15页） Vol．31Suppl．1 冯聚和等： 钢包底吹氩方式对 LF 精炼的影响 ·11·
Vol.31 Suppl.1 吴巍等：A36和45A钢LF精炼过程效果分析 ,15. 6结论 (3)精炼对钢中夹杂物去除率平均为70.27%， 最高为85.62% (1)LF精炼生产A36和45A钢，当(Fe0+ Mn0)含量（质量分数）小于1%时，钢水活度氧小于 参考文献 5×10-6.精炼后钢水[S]含量（质量分数）分别达到 [1]Wu W,Liu L.Study on smelt high phosphorus content hot emet- 0.012%和0.010%，脱硫率分别为61.3%和 al by combined blowing converter.Steelmaking.2008.24(3): 30 64.3%. (吴巍，刘浏.高磷铁水冶炼试验研究.炼钢，2008,24(3)： (2)比较进站时和精炼后A36及45A钢中各 30) 成分的含量可知，[P]含量（质量分数）都增加了 [2]Zhai J,Wu W,Wu W,et al.Study on inclusions of 45A caster. 0.002%,[H]含量分别增加了0.36×10-6和1.26× IR0 N STEEL,2009,44(10):98 10-6,[N]含量分别下降2×10-和增加7×10-6. (翟俊，吴巍，吴伟，等.45A钢方坯夹杂物行为研究.钢铁， 2009,44(10):98) (上接第11页) ing,2005,21(6):33 [3]Han ZZ.Wang J.Lan X P.Fluid Engineering Simulation Ex- (幸伟，沈巧珍，王晓红，等。钢包底吹氩过程数学物理模拟研 amples and the Application of Computer.Beijing:Beijing Insti- 究.炼钢，2005,21(6)：33) tute of Technology Press,2004 [6]Ren S B,Chen Y S.Huang ZZ.et al.The discussion of opti- (韩占忠，王敏，兰小平，FLUENT:流体工程仿真计算机实例 mized location of two holes in large ladle furnace during argon 与应用.北京：北京理工大学出版社，2004) hlowing JBuotou Unie Iron Steel Technol,2003.22(3):193 [4]Li B X.Gao W F,Yan Z G.et al.Experimental study on argon (任三兵，陈义省，黄宗泽，等.大型钢包双孔吹氩最佳位置的 blowing from bottom of ladle by water model.Steelmaking. 探讨.包头钢铁学院学报，2003,22(3)：193) 2001,17(4):44 [7]Pan Y F.Yang X.Wang W H.ct al.Feature of 3-D flow field in (李碧霞，高文芳，颜正国，等。大包底吹氩水模试验研究，炼 ladle with eccentric bottom blown argon.Steelmaking.2006.22 钢，2001,17(4)：44) (2):46 [5]Xing W,Shen QZ.Wang X H,et al.Water model and numeri- (潘贻芳，杨肖，王文辉，等.偏心底吹氩钢包三维流场的特性 cal simulation on argon blowing from bottom of ladle.Steelmak- 炼钢，2006,22(2)：46)
6 结论 （1） LF 精炼生产 A36和45A 钢当（FeO ＋ MnO）含量（质量分数）小于1％时钢水活度氧小于 5×10—6．精炼后钢水［S ］含量（质量分数）分别达到 0∙012％ 和 0∙010％脱 硫 率 分 别 为 61∙3％ 和 64∙3％． （2） 比较进站时和精炼后 A36及45A 钢中各 成分的含量可知［P ］ 含量（质量分数）都增加了 0∙002％［H］含量分别增加了0∙36×10—6和1∙26× 10—6［N］含量分别下降2×10—6和增加7×10—6． （3） 精炼对钢中夹杂物去除率平均为70∙27％ 最高为85∙62％． 参 考 文 献 ［1］ Wu WLiu L．Study on smelt high phosphorus content hot emetal by combined blowing converter．Steelmaking200824（3）： 30 （吴巍刘浏．高磷铁水冶炼试验研究．炼钢200824（3）： 30） ［2］ Zhai JWu WWu Wet al．Study on inclusions of 45A caster． IRON STEEL200944（10）：98 （翟俊吴巍吴伟等．45A 钢方坯夹杂物行为研究．钢铁 200944（10）：98） （上接第11页） ［3］ Han Z ZWang JLan X P．Fluid Engineering Simulation Examples and the Application of Computer．Beijing：Beijing Institute of Technology Press2004 （韩占忠王敬兰小平．FLUENT：流体工程仿真计算机实例 与应用．北京：北京理工大学出版社2004） ［4］ Li B XGao W FYan Z Get al．Experimental study on argon blowing from bottom of ladle by water model． Steelmaking 200117（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） ［5］ Xing WShen Q ZWang X Het al．Water model and numerical simulation on argon blowing from bottom of ladle．Steelmaking200521（6）：33 （幸伟沈巧珍王晓红等．钢包底吹氩过程数学物理模拟研 究．炼钢200521（6）：33） ［6］ Ren S BChen Y SHuang Z Zet al．The discussion of optimized location of two holes in large ladle furnace during argon blowing．J Buotou Univ Iron Steel Technol200322（3）：193 （任三兵陈义省黄宗泽等．大型钢包双孔吹氩最佳位置的 探讨．包头钢铁学院学报200322（3）：193） ［7］ Pan Y FYang XWang W Het al．Feature of3-D flow field in ladle with eccentric bottom blown argon．Steelmaking200622 （2）：46 （潘贻芳杨肖王文辉等．偏心底吹氩钢包三维流场的特性． 炼钢200622（2）：46） Vol．31Suppl．1 吴 巍等： A36和45A 钢 LF 精炼过程效果分析 ·15·
