工程科学学报，第38卷，增刊1：14-19,2016年6月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,Suppl.1:14-19,June 2016 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2016.s1.003:http://journals.ustb.edu.cn 210tRH精炼过程的混匀特性 刘 洋12》，崔衡2)四，李东侠) 1)北京科技大学钢铁共性技术协同创新中心，北京1000832)北京科技大学治金工程研究院，北京100083 ☒通信作者，Email:cuiheng@ustb.cdu.cn 摘要以某钢厂210RH真空精炼装置为原型，根据相似原理建立1：4水模型，研究了吹气量、浸入深度、真空度以及气孔堵 塞对混匀时间的影响.结果表明，H混匀时间随着吹气量的增加而呈现减小的趋势：随着浸入深度的增加先减小后增大，并 存在最佳浸入深度480m;随真空室压力的减小而减小：随着吹气孔堵塞个数的增加先减小后增加.利用粒子成像测速技术 (particle image velocimetry,PIV)测量了RH精炼过程钢包内二维流场，与数值模拟结果对比，发现钢包内的流体运动主要是 从下降管到上升管的循环流动以及下降管周围的回流运动，不活跃区主要集中在渣一钢界面以下浸渍管浸入深度范围内. 关键词RH精炼：混匀时间：物理模拟：粒子成像测速：流场 分类号TF769.4 Mixing characteristics of 210tRH refining process LIU Yang2),CUl Heng,LI Dong-xia 1)Collaborative Innovation Center of Steel Technology,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Metallurgical Engineering Institute,University of Science and Technology,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:cuiheng@ustb.edu.cn ABSTRACT To understand the characteristic of mixing in 210t RH vacuum refining process,a 1:4 water model was established to investigate the effects of gas flow rate,snorkel immersion depth (SID),vacuum chamber pressure and number of blockage blowing air holeon the RH mixing time.The results show that the RH mixing time presents a decreasing trend with the increase of gas blowing andthe decrease of the vacuum chamber pressure.Furthermore,the mixing time first decreases then increases with the increaseof the snorkel immersion depth(SID)and the number of blockage blowing air hole,and the optimum SID is 480mm.Using particle imageve- locimetryto measure the two-dimensional flow field of RH ladle in refining process,andthen compared to the results of numerical simu- lation,the resultsshowthat the fluid movement in the ladle is mainly the circulation flow from down-leg to up-leg andthe back-flow a- round the down-eg.In addition,the inactive region is mainly located in the range of SID under the steel-slag interface. KEY WORDS RH process:mixing time;physical simulation:particle image velocimetry:flow field 目前，RH已经成为世界范围内应用最广泛的炉象，这个现象说明RH钢包内并非处于完全混匀的状 外精炼设备。混匀时间是衡量其精炼效率的一个重要态.测定H混匀时间可得到钢包内钢液混合的 指标-刀，混匀时间的长短反映了H精炼装置内钢液 宏观结果，但不能说明钢液流动的实际情况，例如钢包 的搅拌和混匀效果.了解和掌握H混匀时间与工艺内有无死区、死区在什么位置等.钢液的流动行为对 参数之间的关系，对整个工艺的设计和优化相当重要.H的精炼效果起着决定性的作用，因此还需要进一 在H钢包不同位置取样时化学成分有偏差，致 步研究H钢包流场速度分布.国内外学者运用示踪 使生产成分范围较窄钢种时容易出现成分出格的现 粒子流场显示、示踪剂摄像@、数值模拟51-四等方 收稿日期：201601-18 基金项目：北京高校“青年英才计划”资助项目(YETO411):中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(FRF-TP-14-102A2)
工程科学学报，第 38 卷，增刊 1: 14--19，2016 年 6 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，Suppl． 1: 14--19，June 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． s1． 003; http: / /journals． ustb． edu． cn 210tＲH 精炼过程的混匀特性 刘 洋1，2) ，崔 衡1，2) ，李东侠2) 1) 北京科技大学钢铁共性技术协同创新中心，北京 100083 2) 北京科技大学冶金工程研究院，北京 100083 通信作者，E-mail: cuiheng@ ustb． edu． cn 摘 要 以某钢厂 210tＲH 真空精炼装置为原型，根据相似原理建立 1∶ 4水模型，研究了吹气量、浸入深度、真空度以及气孔堵 塞对混匀时间的影响． 结果表明，ＲH 混匀时间随着吹气量的增加而呈现减小的趋势; 随着浸入深度的增加先减小后增大，并 存在最佳浸入深度 480 mm; 随真空室压力的减小而减小; 随着吹气孔堵塞个数的增加先减小后增加． 利用粒子成像测速技术 ( particle image velocimetry，PIV) 测量了 ＲH 精炼过程钢包内二维流场，与数值模拟结果对比，发现钢包内的流体运动主要是 从下降管到上升管的循环流动以及下降管周围的回流运动，不活跃区主要集中在渣--钢界面以下浸渍管浸入深度范围内． 关键词 ＲH 精炼; 混匀时间; 物理模拟; 粒子成像测速; 流场 分类号 TF769. 4 Mixing characteristics of 210tＲH refining process LIU Yang1，2) ，CUI Heng1，2) ，LI Dong-xia2) 1) Collaborative Innovation Center of Steel Technology，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Metallurgical Engineering Institute，University of Science and Technology，Beijing 100083，China Corresponding author，E-mail: cuiheng@ ustb． edu． cn ABSTＲACT To understand the characteristic of mixing in 210t ＲH vacuum refining process，a 1∶ 4 water model was established to investigate the effects of gas flow rate，snorkel immersion depth ( SID) ，vacuum chamber pressure and number of blockage blowing air holeon the ＲH mixing time． The results show that the ＲH mixing time presents a decreasing trend with the increase of gas blowing andthe decrease of the vacuum chamber pressure． Furthermore，the mixing time first decreases then increases with the increaseof the snorkel immersion depth ( SID) and the number of blockage blowing air hole，and the optimum SID is 480mm． Using particle imagevelocimetryto measure the two-dimensional flow field of ＲH ladle in refining process，andthen compared to the results of numerical simulation，the resultsshowthat the fluid movement in the ladle is mainly the circulation flow from down-leg to up-leg andthe back-flow around the down-leg． In addition，the inactive region is mainly located in the range of SID under the steel-slag interface． KEY WOＲDS ＲH process; mixing time; physical simulation; particle image velocimetry; flow field 收稿日期: 2016--01--18 基金项目: 北京高校“青年英才计划”资助项目( YETP0411) ; 中央高校基本科研业务费专项资金资助项目( FＲF--TP--14--102A2) 目前，ＲH 已经成为世界范围内应用最广泛的炉 外精炼设备． 混匀时间是衡量其精炼效率的一个重要 指标［1--7］，混匀时间的长短反映了 ＲH 精炼装置内钢液 的搅拌和混匀效果． 了解和掌握 ＲH 混匀时间与工艺 参数之间的关系，对整个工艺的设计和优化相当重要． 在 ＲH 钢包不同位置取样时化学成分有偏差，致 使生产成分范围较窄钢种时容易出现成分出格的现 象，这个现象说明 ＲH 钢包内并非处于完全混匀的状 态［8--9］． 测定 ＲH 混匀时间可得到钢包内钢液混合的 宏观结果，但不能说明钢液流动的实际情况，例如钢包 内有无死区、死区在什么位置等． 钢液的流动行为对 ＲH 的精炼效果起着决定性的作用，因此还需要进一 步研究 ＲH 钢包流场速度分布． 国内外学者运用示踪 粒子流场显示［9］、示踪剂摄像［10］、数值模拟［5，11--12］等方
刘洋等：210RH精炼过程的混匀特性 15 法对钢包流场进行了研究. 用，故采用雷诺准数、修正弗洛德准数同时相等 粒子成像测速(particle image velocimetry,PIV)是 1.1混匀试验 种瞬态、多点、无接触式的流体力学测速方法，能在 (1)几何相似. 瞬间记录下大量空间点上的速度分布信息，并可提 本试验以某钢厂210RH真空精炼装置为原型， 供丰富的流场空间结构以及流动特性.本文通过PV 以相似比入=1：4制作有机玻璃水模型.原型与模型 对RH精炼过程钢液流场进行测速，得到整个钢包流 主要尺寸如表1所示 场的速度分布，探究流场结构与混匀的内在联系 (2)动力学相似. 1试验原理 由于模型和原型的雷诺数进入第二自模化区，流 体的紊乱及流速分布不再变化且彼此相似，与雷诺准 本试验根据相似原理进行模拟试验，除保证模型 数不再有关，因此只要保证模型与原型的修正弗洛德 与原型的几何相似外，还必须保证决定性准数相等 准数相等即可切.由修正弗洛德准数得出模型提升气 RH中的钢液流动主要受黏滞力、重力和惯性力的作 体（空气）流量和原型实际吹氩流量之间的关系式： 表1原型与模型尺寸对照 Table 1 Parameters of the water model and prototype mm 参数 钢包上沿内径钢包下沿内径 钢包深度 钢液装入深度真空室直径 浸渍管外径 浸渍管内径 浸渍管长度 原型 3884 3222.0 4060 3300 2138.0 1294.0 650.0 1075.00 模型 971 805.5 1015 825 534.5 323.5 162.5 268.75 s-0/只】-w 表2不同浸入深度下的气体换算系数 P翻P空PT室 Table 2 Value of gas conversion coefficient K in different SID 式中：Q空Q分别为标准状态下模型与原型吹入气体 原型浸入 模型出气口 原型出气口 气量转换 的流量P水P解分别为水和钢液的密度P空P分别为 深度/mm 压力Pa 压力/Pa 系数，K 标准状态下空气和氩气的密度；P空、T空分别为模型中 400 101006.5 92407 0.03667 气体出口处空气的压力、温度；P、T分别为原型中气 480 101202.5 97895 0.03566 体出口处氩气的压力、温度；由于出气口处压力随浸入 560 101398.5 103383 0.03473 深度变化而变化，故不同的浸入深度下对应着不同的 640 101594.5 108871 0.03388 气体转换系数K将相关参数代入上式中得到气体换 120 101790.5 114359 0.03309 算系数表2. (3)试验方法与装置 的时间即为混匀时间.采集时间120s,采集间隔0.04s 混匀试验装置如图1(a)所示.采用电导法测定 为减小试验误差，每个工况重复测量3次，取3次结果 混匀时间，待试验装置运行稳定后，由加料口向模型内 的平均值作为该工况的混匀时间. 瞬时加入200mL饱和NaCl溶液作为示踪剂，同时连 试验选取的四个电导率测量位置与测得的平均停 续测定水的电导率，至电导率变化不超过稳定值±5% 留时间分布(RTD)曲线如图2所示.1测量位置为上 b 直室 双腔激光器 配气盘 计 H水模 电探 钢包 供气系统 计算机 P图像数据处理系统同步控制单儿 (CID相机 图1混匀试验装置()与、测速装置(b)示意图 Fig.I Schematie of RH water model(a)and PlV velocity measurement system(h)
刘 洋等: 210tＲH 精炼过程的混匀特性 法对钢包流场进行了研究． 粒子成像测速( particle image velocimetry，PIV) 是 一种瞬态、多点、无接触式的流体力学测速方法，能在 一瞬间记录下大量空间点上的速度分布信息，并可提 供丰富的流场空间结构以及流动特性． 本文通过 PIV 对 ＲH 精炼过程钢液流场进行测速，得到整个钢包流 场的速度分布，探究流场结构与混匀的内在联系． 1 试验原理 本试验根据相似原理进行模拟试验，除保证模型 与原型的几何相似外，还必须保证决定性准数相等． ＲH 中的钢液流动主要受黏滞力、重力和惯性力的作 用，故采用雷诺准数、修正弗洛德准数同时相等． 1. 1 混匀试验 ( 1) 几何相似． 本试验以某钢厂 210tＲH 真空精炼装置为原型， 以相似比 λ = 1∶ 4制作有机玻璃水模型． 原型与模型 主要尺寸如表 1 所示． ( 2) 动力学相似． 由于模型和原型的雷诺数进入第二自模化区，流 体的紊乱及流速分布不再变化且彼此相似，与雷诺准 数不再有关，因此只要保证模型与原型的修正弗洛德 准数相等即可［7］． 由修正弗洛德准数得出模型提升气 体( 空气) 流量和原型实际吹氩流量之间的关系式: 表 1 原型与模型尺寸对照 Table 1 Parameters of the water model and prototype mm 参数 钢包上沿内径 钢包下沿内径 钢包深度 钢液装入深度 真空室直径 浸渍管外径 浸渍管内径 浸渍管长度 原型 3884 3222. 0 4060 3300 2138. 0 1294. 0 650. 0 1075. 00 模型 971 805. 5 1015 825 534. 5 323. 5 162. 5 268. 75 Qo 空 = Qo Ar ( 1 ) λ 5 ρ水 ρ钢 ρ o Ar ρ o 空 P空 PAr TAr 槡 T空 = KQo Ar ． 式中: Qo 空 、Qo Ar分别为标准状态下模型与原型吹入气体 的流量; ρ水 、ρ钢 分别为水和钢液的密度; ρ o 空 、ρ o Ar分别为 标准状态下空气和氩气的密度; P空 、T空 分别为模型中 气体出口处空气的压力、温度; PAr、TAr分别为原型中气 体出口处氩气的压力、温度; 由于出气口处压力随浸入 深度变化而变化，故不同的浸入深度下对应着不同的 气体转换系数 K． 将相关参数代入上式中得到气体换 算系数表 2． 图 1 混匀试验装置( a) 与 PIV 测速装置( b) 示意图 Fig． 1 Schematic of ＲH water model( a) and PIV velocity measurement system( b) ( 3) 试验方法与装置． 混匀试验装置如图 1( a) 所示． 采用电导法测定 混匀时间，待试验装置运行稳定后，由加料口向模型内 瞬时加入 200 mL 饱和 NaCl 溶液作为示踪剂，同时连 续测定水的电导率，至电导率变化不超过稳定值 ± 5% 表 2 不同浸入深度下的气体换算系数 Table 2 Value of gas conversion coefficient K in different SID 原型浸入 深度/mm 模型出气口 压力/Pa 原型出气口 压力/Pa 气量转换 系数，K 400 101006. 5 92407 0. 03667 480 101202. 5 97895 0. 03566 560 101398. 5 103383 0. 03473 640 101594. 5 108871 0. 03388 720 101790. 5 114359 0. 03309 的时间即为混匀时间． 采集时间 120 s，采集间隔 0. 04 s． 为减小试验误差，每个工况重复测量 3 次，取 3 次结果 的平均值作为该工况的混匀时间． 试验选取的四个电导率测量位置与测得的平均停 留时间分布( ＲTD) 曲线如图 2 所示． 1# 测量位置为上 · 51 ·
·16 工程科学学报，第38卷，增刊1 升管入口，2测量位置为上升管与下降管中间距离包 慢.浸入深度480mm与560mm工况下，吹气量小于 壁250mm、液面下100mm,3测量位置为上升管下方 1200L·min时，混匀时间显著减小：吹气量大于1200 距离包底100mm,4测量位置为上升管与下降管中间 L·min时，混匀时间减小较慢：吹气量大于2400L· 距离包底50mm.2位置为某厂现场取样位置，也是相 min时，浸入深度480mm工况下的混匀时间变大. 对不活跃区域，可反映整个钢包内钢液的混匀情况，所 浸入深度640mm与720mm工况下，随着吹气量的增 以选择2*位置作为测量点，同时以1*位置作为测量参 加，混匀时间缓慢减小.浸入深度720mm工况下的各 考点 吹气量的混匀时间皆为最大.由图3还可以看出，在 700 不同吹气量下，混匀时间随着浸入深度的增加先减小 600 后增大.在吹气量为2800L·min工况下，浸入深度 560mm时混匀时间最小；其他吹气量工况下，浸入深 500 度为480mm时，混匀时间达到最小. 40) 951 1 。一浸人深度400mm 300 浸人深度480mm +一浸入深度560mnm 200 浸人深度640mm 浸入深度720mm 100 0102030405060708090100110120 时间⅓ 75 图2测量位置分布及RTD曲线 Fig.2 Measurement position and RTD curve 70 1.2RH钢包流场PV测速试验 65 00 1200 1600200024002800 PV测速装置如图1(b)所示.试验中在钢包内加 吹气量l,·min) 入直径50μm的空心玻璃球作为示踪粒子，这些微小 图3吹气量与浸渍管浸入深度对混匀时间的影响 粒子可以紧随流体运动.RH物理模型循环达到稳定 Fig.3 Effect of gas flow rate and SID on the mixing time 后，由计算机内置的可编程时间控制器调控激光器与 电荷耦合元件(CCD)相机，连续拍摄100帧照片.利 统计不同浸入深度下混匀时间的极值、极差与方 用PIV图像数据处理系统，计算出100帧照片瞬时速 差得到表3.由表3可以发现，随着浸入深度增大，不 度的平均值，即为钢包内流体的流场速度分布 同吹气量下混匀时间的极差、方差也呈现逐渐减小的 L.3RH钢包流场数值模拟 趋势，说明随着浸入深度增大，依靠增大吹气量来缩短 本试验采用ANSYS ICEM和ANSYS FLUENT、AN- 混匀时间变得越来越难 SYS CFX作为前处理和计算软件，基于软件k-ε湍流 表3不同浸入深度下混匀时间的极差与方差 模型，对整个水模型进行等温稳态数值模拟计算.假 Table 3 Range and variance of mixing time inthe different SID 设RH钢包内钢液流动为湍流流动：钢液流动视为等 浸入深度/ 混匀时间 温稳态流动：钢包内液面为自由液面：模拟过程忽略表 mm 最大值/s最小值/5 极差/s 方差1s2 面渣层的影响.求解控制方程包括连续性方程、动量 400 90.601 73.361 17.24 44.91 方程、湍动能与湍动能耗散方程.求解过程采用二阶 480 81.321 67.641 13.68 19.80 迎风格式计算，收敛最大残差值控制<1×10~4.在模 560 82.341 70.041 12.30 15.60 拟求解结束后，输出数据，导入ANSYS CFX-POST进 640 83.361 71.841 11.52 18.63 行可视化处理与分析. 720 90.841 80.761 10.08 13.80 2试验结果与讨论 2.2真空室压力对混匀时间的影响 2.1吹气量与浸入深度对混匀时间的影响 图4是在浸入深度560mm、吹气量1600L·min 图3显示了吹气量与浸渍管浸入深度对混匀时间 工况下，真空室压力分别为20、15、10、6、5、4和0.1kPa 的影响。由图3可以看出，在不同的浸渍管浸入深度 时测得的混匀时间.由图4发现，混匀时间随真空室 下，混匀时间随着吹气量的增加而呈现减小的趋势，并 压力的减小而减小，在真空室压力由6kPa减小到4 且减小地越来越慢.浸入深度400mm工况下，随着吹 kPa时，混匀时间减小最快.真空室压力取0.IkPa时， 气量的增加，混匀时间显著减小，但减小速度逐渐变 混匀时间最小，为79.3s.真空室压力超过12kPa后
工程科学学报，第 38 卷，增刊 1 升管入口，2# 测量位置为上升管与下降管中间距离包 壁 250 mm、液面下 100 mm，3# 测量位置为上升管下方 距离包底 100 mm，4# 测量位置为上升管与下降管中间 距离包底 50 mm． 2# 位置为某厂现场取样位置，也是相 对不活跃区域，可反映整个钢包内钢液的混匀情况，所 以选择 2# 位置作为测量点，同时以 1# 位置作为测量参 考点． 图 2 测量位置分布及 ＲTD 曲线 Fig． 2 Measurement position and ＲTD curve 1. 2 ＲH 钢包流场 PIV 测速试验 PIV 测速装置如图 1( b) 所示． 试验中在钢包内加 入直径 50 μm 的空心玻璃球作为示踪粒子，这些微小 粒子可以紧随流体运动． ＲH 物理模型循环达到稳定 后，由计算机内置的可编程时间控制器调控激光器与 电荷耦合元件( CCD) 相机，连续拍摄 100 帧照片． 利 用 PIV 图像数据处理系统，计算出 100 帧照片瞬时速 度的平均值，即为钢包内流体的流场速度分布． 1. 3 ＲH 钢包流场数值模拟 本试验采用 ANSYS ICEM 和 ANSYS FLUENT、ANSYS CFX 作为前处理和计算软件，基于软件 k--ε 湍流 模型，对整个水模型进行等温稳态数值模拟计算． 假 设 ＲH 钢包内钢液流动为湍流流动; 钢液流动视为等 温稳态流动; 钢包内液面为自由液面; 模拟过程忽略表 面渣层的影响． 求解控制方程包括连续性方程、动量 方程、湍动能与湍动能耗散方程． 求解过程采用二阶 迎风格式计算，收敛最大残差值控制 ＜ 1 × 10 － 4 ． 在模 拟求解结束后，输出数据，导入 ANSYS CFX--POST 进 行可视化处理与分析． 2 试验结果与讨论 2. 1 吹气量与浸入深度对混匀时间的影响 图 3 显示了吹气量与浸渍管浸入深度对混匀时间 的影响． 由图 3 可以看出，在不同的浸渍管浸入深度 下，混匀时间随着吹气量的增加而呈现减小的趋势，并 且减小地越来越慢． 浸入深度 400 mm 工况下，随着吹 气量的增加，混匀时间显著减小，但减小速度逐渐变 慢． 浸入深度 480 mm 与 560 mm 工况下，吹气量小于 1200 L·min － 1时，混匀时间显著减小; 吹气量大于 1200 L·min － 1 时，混匀时间减小较慢; 吹气量大于 2400 L· min － 1时，浸入深度 480 mm 工况下的混匀时间变大． 浸入深度 640 mm 与 720 mm 工况下，随着吹气量的增 加，混匀时间缓慢减小． 浸入深度 720 mm 工况下的各 吹气量的混匀时间皆为最大． 由图 3 还可以看出，在 不同吹气量下，混匀时间随着浸入深度的增加先减小 后增大． 在吹气量为 2800 L·min － 1 工况下，浸入深度 560 mm 时混匀时间最小; 其他吹气量工况下，浸入深 度为 480 mm 时，混匀时间达到最小． 图 3 吹气量与浸渍管浸入深度对混匀时间的影响 Fig． 3 Effect of gas flow rate and SID on the mixing time 统计不同浸入深度下混匀时间的极值、极差与方 差得到表 3． 由表 3 可以发现，随着浸入深度增大，不 同吹气量下混匀时间的极差、方差也呈现逐渐减小的 趋势，说明随着浸入深度增大，依靠增大吹气量来缩短 混匀时间变得越来越难． 表 3 不同浸入深度下混匀时间的极差与方差 Table 3 Ｒange and variance of mixing time inthe different SID 浸入深度/ mm 混匀时间 最大值/ s 最小值/ s 极差/ s 方差/ s2 400 90. 601 73. 361 17. 24 44. 91 480 81. 321 67. 641 13. 68 19. 80 560 82. 341 70. 041 12. 30 15. 60 640 83. 361 71. 841 11. 52 18. 63 720 90. 841 80. 761 10. 08 13. 80 2. 2 真空室压力对混匀时间的影响 图 4 是在浸入深度 560 mm、吹气量 1600 L·min － 1 工况下，真空室压力分别为20、15、10、6、5、4 和0. 1 kPa 时测得的混匀时间． 由图 4 发现，混匀时间随真空室 压力的减小而减小，在真空室压力由 6 kPa 减小到 4 kPa 时，混匀时间减小最快． 真空室压力取 0. 1 kPa 时， 混匀时间最小，为 79. 3 s． 真空室压力超过 12 kPa 后， · 61 ·
刘洋等：210RH精炼过程的混匀特性 17* 混匀时间大于90s. 2.4RH钢包流场PIV测速 某钢厂RH在进行轻处理工艺时，真空室压力一 本试验对不同浸入深度与吹气量的RH钢包流场 般维持在4kPa至5kPa之间，由图4看出，该压力范围 进行了PV测速，以浸入深度560mm、吹气量1600L· 下混匀时间较本处理增加不是很大，能很好地对钢液 min1工况为例进行分析，图6为RH钢包流场不同截 进行搅拌混匀 面的PIV测速结果. 100 上升管-下降管截面流场如图6(a),该截面内钢 95 液流动形式主要是由下降管到上升管的循环流动以及 下降流股与包壁间形成的回流，它们的流速大于0.05 90 ms,其中下降流股速度大于0.1ms,最大流速位 于下降管出口为0.26ms.另外还存在两处回流区 85 分别位于下降流股与上升流股间以及下降管与包壁 间，它们的速度小于0.05m·s.回流区的存在，加强 RH轻处理 了钢包内钢液的搅拌，促进了能量的交换，有利于钢液 75 的混匀.两浸渍管之间及浸渍管与包壁之间的区域流 10 20 速小于0.01ms,是不活跃的区域.图6(b)为下降 真室压力从P 管截面流场，钢液在下降流股与包壁间形成了回流区， 图4不同真空室压力下的混匀时间 下降流股速度大于0.09ms,回流区速度在0.01~ Fig.4 Mixing time in the different vacuum chamber pressures 0.09ms之间.下降管与包壁间的区域为不活跃区 2.3吹气孔堵塞对混匀时间的影响 域，速度小于0.01ms.图6(c)为上升管截面流场， 吹气孔堵塞情况及其对混匀时间的影响如图5 钢液沿包壁攀升，一部分汇入上升管，速度大于0.03 所示。本试验模型的真空室上升管壁四周有两层交 ms1;另一部分向下形成回流，速度在0.01~0.03m· 错排布的吹气孔，吹气孔直径0.75mm,每层6个共 s之间，右侧流速略大于左侧.由于存在速度差，在 12个.试验时，上下两层吹气孔按标号1~6顺序依 中心处两回流发生交汇，速度较小的左侧回流汇入右 次堵塞 侧回流并向上流入上升管，使右侧流量增大，流场出现 由试验结果可以知，混匀时间随着吹气孔堵塞个 不对称.上升管与包壁间的区域为不活跃区域，速度 数的增加先减小后增加.在1个吹气孔堵塞时，混匀 小于0.01ms. 时间较不堵塞的情况下更小；当2个吹气孔堵塞时，混 综合三个流场可以发现，H钢包内钢液流动主 要是从下降管到上升管的循环流动以及下降流股周围 匀时间显著增加：当吹气孔堵塞超过2个时，混匀时间 超过90$.在吹气孔堵塞较少时，气泡均匀分布在上升 的回流运动，不活跃区域主要集中在浸渍管浸入深度 以上的区域内.依照RH钢包流场的特点，可以将钢 管内，对管内流场的影响很小，反而因为气孔堵塞增大 包流场划分为三个不同的层，如图6中虚线所划分：钢 了其他气孔的吹气量，使混匀时间有所减小；吹气孔堵 包底部到下降流股周围的回流区上边界为混匀层，这 塞个数继续增加，改变了上升管内气泡的分布，使管内 一层是钢包混匀的主要区域，上升管与下降管间的循 流场扰动增加，影响钢液的循环流动，混匀时间也随之 环流动以及下降流股周围的回流运动极大促进了钢液 变大 的混匀：混匀层往上到浸渍管底部为过渡层，在本层内 105 真空室与钢包进行钢液交换，浸渍管流出（入）的钢液 100 速度快、流向一致，与周围钢液几乎没有物质与能量交 换；过渡层往上到液面为不活跃层，受浸渍管的影响， 95 本层被分割成许多分散的小区域，层内的物质与能量 90 交换受阻，与流速较小的过渡层也没有太多的物质与 能量交换，故为不活跃层. 2.5RH钢包流场数值摸拟 ×上层气孔 图7是浸入深度400mm、下降管内钢液流速0.3 o下层气孔 75 3 ms条件下，RH钢包流场数值模拟结果.可以看出 吹气孔堵塞数量 RH钢包流场数值模拟与PV测速得到的流场结构基 图5吹气孔堵塞对混匀时间的影响 本一致，但也有所区别：如图7(a)所示，钢液在上升管 Fig.5 Effect of blockage of blowing air hole on the mixing time 与下降管之间向下流动较强烈，速度为0.04m·s1,导
刘 洋等: 210tＲH 精炼过程的混匀特性 混匀时间大于 90 s． 某钢厂 ＲH 在进行轻处理工艺时，真空室压力一 般维持在 4 kPa 至 5 kPa 之间，由图 4 看出，该压力范围 下混匀时间较本处理增加不是很大，能很好地对钢液 进行搅拌混匀． 图 4 不同真空室压力下的混匀时间 Fig． 4 Mixing time in the different vacuum chamber pressures 2. 3 吹气孔堵塞对混匀时间的影响 吹气孔堵塞情况及其对混匀时间的影响如图 5 所示． 本试验模型的真空室上升管壁四周有两层交 错排布的吹气孔，吹气孔直径 0. 75 mm，每层 6 个共 12 个． 试验时，上下两层吹气孔按标号 1 ～ 6 顺序依 次堵塞． 由试验结果可以知，混匀时间随着吹气孔堵塞个 数的增加先减小后增加． 在 1 个吹气孔堵塞时，混匀 时间较不堵塞的情况下更小; 当 2 个吹气孔堵塞时，混 匀时间显著增加; 当吹气孔堵塞超过 2 个时，混匀时间 超过 90 s． 在吹气孔堵塞较少时，气泡均匀分布在上升 管内，对管内流场的影响很小，反而因为气孔堵塞增大 了其他气孔的吹气量，使混匀时间有所减小; 吹气孔堵 塞个数继续增加，改变了上升管内气泡的分布，使管内 流场扰动增加，影响钢液的循环流动，混匀时间也随之 变大． 图 5 吹气孔堵塞对混匀时间的影响 Fig． 5 Effect of blockage of blowing air hole on the mixing time 2. 4 ＲH 钢包流场 PIV 测速 本试验对不同浸入深度与吹气量的 ＲH 钢包流场 进行了 PIV 测速，以浸入深度 560 mm、吹气量 1600 L· min － 1工况为例进行分析，图 6 为 ＲH 钢包流场不同截 面的 PIV 测速结果． 上升管--下降管截面流场如图 6( a) ，该截面内钢 液流动形式主要是由下降管到上升管的循环流动以及 下降流股与包壁间形成的回流，它们的流速大于 0. 05 m·s － 1，其中下降流股速度大于 0. 1 m·s － 1，最大流速位 于下降管出口为 0. 26 m·s － 1 ． 另外还存在两处回流区 分别位于下降流股与上升流股间以及下降管与包壁 间，它们的速度小于 0. 05 m·s － 1 ． 回流区的存在，加强 了钢包内钢液的搅拌，促进了能量的交换，有利于钢液 的混匀． 两浸渍管之间及浸渍管与包壁之间的区域流 速小于 0. 01 m·s － 1，是不活跃的区域． 图 6( b) 为下降 管截面流场，钢液在下降流股与包壁间形成了回流区， 下降流股速度大于 0. 09 m·s － 1，回流区速度在 0. 01 ～ 0. 09 m·s － 1之间． 下降管与包壁间的区域为不活跃区 域，速度小于 0. 01 m·s － 1 ． 图 6( c) 为上升管截面流场， 钢液沿包壁攀升，一部分汇入上升管，速度大于 0. 03 m·s － 1 ; 另一部分向下形成回流，速度在 0. 01 ～ 0. 03 m· s － 1之间，右侧流速略大于左侧． 由于存在速度差，在 中心处两回流发生交汇，速度较小的左侧回流汇入右 侧回流并向上流入上升管，使右侧流量增大，流场出现 不对称． 上升管与包壁间的区域为不活跃区域，速度 小于 0. 01 m·s － 1 ． 综合三个流场可以发现，ＲH 钢包内钢液流动主 要是从下降管到上升管的循环流动以及下降流股周围 的回流运动，不活跃区域主要集中在浸渍管浸入深度 以上的区域内． 依照 ＲH 钢包流场的特点，可以将钢 包流场划分为三个不同的层，如图 6 中虚线所划分: 钢 包底部到下降流股周围的回流区上边界为混匀层，这 一层是钢包混匀的主要区域，上升管与下降管间的循 环流动以及下降流股周围的回流运动极大促进了钢液 的混匀; 混匀层往上到浸渍管底部为过渡层，在本层内 真空室与钢包进行钢液交换，浸渍管流出( 入) 的钢液 速度快、流向一致，与周围钢液几乎没有物质与能量交 换; 过渡层往上到液面为不活跃层，受浸渍管的影响， 本层被分割成许多分散的小区域，层内的物质与能量 交换受阻，与流速较小的过渡层也没有太多的物质与 能量交换，故为不活跃层． 2. 5 ＲH 钢包流场数值模拟 图 7 是浸入深度 400 mm、下降管内钢液流速 0. 3 m·s － 1条件下，ＲH 钢包流场数值模拟结果． 可以看出 ＲH 钢包流场数值模拟与 PIV 测速得到的流场结构基 本一致，但也有所区别: 如图 7( a) 所示，钢液在上升管 与下降管之间向下流动较强烈，速度为 0. 04 m·s － 1，导 · 71 ·
18 工程科学学报，第38卷，增刊1 () 0 cokm's -100 028 026 ■0.24 0.22 -200 200 0.20 300 300 0.18 0.16 400 400 04 不 0.12 0.10 0.08 600 006 700 0.04 0.02 0.02 800 90050000-300-20-00010020300400500 400-00-20-1000102)3004000 宽度/m 宽度/mm (e) 04 -100 日0.24 -200 -300 88 0.14 0.12 500 010 88 0.04 700 0.02 800 40-300-20-10001002003004H0050 宽度/m 图6RH钢包流场的PIV测速结果.(a)上升管-下降管截面：(b)下降管截面：(c)上升管截面 Fig.6 Results of PlV velocity measurement of RH flow field:(a)section of upeg and down-eg:(b)section of down-eg:(c)section of up-eg 速度八ms 速度ms 口0.4 4 0.3 02 0 e 速度/儿ms 0.4 03 02 0.1 图7RH钢包流场数值模拟结果.(a)上升管-下降管截面：(b)下降管截面：(c)上升管截面 Fig.7 Results of numerical simulation of RH flow field:(a)section of up-eg and down-eg:(b)section of down-eg:(c)section of up-eg
工程科学学报，第 38 卷，增刊 1 图 6 ＲH 钢包流场的 PIV 测速结果 . ( a) 上升管--下降管截面; ( b) 下降管截面; ( c) 上升管截面 Fig． 6 Ｒesults of PIV velocity measurement of ＲH flow field: ( a) section of up-leg and down-leg; ( b) section of down-leg; ( c) section of up-leg 图 7 ＲH 钢包流场数值模拟结果． ( a) 上升管--下降管截面; ( b) 下降管截面; ( c) 上升管截面 Fig． 7 Ｒesults of numerical simulation of ＲH flow field: ( a) section of up-leg and down-leg; ( b) section of down-leg; ( c) section of up-leg · 81 ·
刘洋等：210RH精炼过程的混匀特性 19* 致下降流股右侧的回流区较小，涡心靠近包壁，而PV (艾新港，李胜利，包燕平，等.H工艺及吹气孔堵塞对钢液 测速结果的回流区较大，涡心靠近下降流股：图7() 混匀的影响.炼钢，2011,27(4)：58) 中，两侧回流区对称，从涡心往上速度越来越大，下降 [4]Han J,Wang X D,Ba DC.Physical simulation on circulating flow rate and mixingcharacteristics in RH vacuum refining process. 管两侧靠近液面区域速度达0.03m·s1:图7(c)中， J Northeastern Unig Nat Sci,2013,34(7):975 两回流区相互影响较小，没有发生交汇，上升管两侧靠 (韩杰，王晓冬，巴德纯.RH真空精炼过程循环流量与混合特 近液面区域速度达0.03ms1 性的物理模拟.东北大学学报：自然科学版，2013,34(7)： 975) 3结论 [5]Ajmani S K,Dash S K,Chandra S,et al.Mixing evaluation in (1)不同的浸渍管浸入深度下，H真空精炼混匀 the RH process using mathematical modelling.IS/J Int,2004,44 (1):82 时间随着吹气量的增加而呈现减小的趋势，并且减小 [6]Lin L,Bao Y P.Feng Y,et al.Physical model of fluid flow char- 地越来越慢.不同吹气量下，混匀时间随着浸入深度 acteristics in RH-TOP vacuum refining process.Int Miner,Met- 的增加先减小后增大.随着浸入深度增大，依靠增大 all Mater,2012,19(6):483 吹气量来缩短混匀时间变得越来越难. Piao F Y,Zheng S G,Zhu M Y.A water modeling study on cir- (2)RH混匀时间随真空室压力的增加而增加： culation flow characteristics of liquid in 145 t RH vacuum refining H在进行轻处理工艺时，混匀时间较本处理增加不 unit.Spec Steel,2014,35 (1)1 是很大，能很好地对钢液进行搅拌混匀.RH混匀时间 (朴峰云，郑淑国，朱苗勇.145tRH真空精炼装置内钢液循环 流动特性的水模型研究.特殊钢，2014,35(1)：1) 随着吹气孔堵塞个数的增加先减小后增加：为了不影 8] Tsujino R,Nakashima J,Hirai M,et al.Numerical analysis of 响钢液混匀，吹气孔堵塞个数不应超过两个 molten steel flow in ladle of RH process.IS/J Int,1989,29 (7): (3)RH精炼过程中，钢包内的流体运动主要是从 589 下降管到上升管的循环流动以及下降流股周围的回流 [9]Yu N W,Wei J H,Fan YY,et al.Water modelling study on 运动，不活跃区域主要集中在液面下浸渍管浸入深度 flow characteristics of molten steel in RH process.J Shanghai 范围内.根据RH钢包流场的特点，钢包流场可以划 Unig Nat Sci,1997,3(Suppl 1)189 (郁能文，魏季和，樊养颐，等.RH过程中钢液流动特性的水 分为混匀层、过渡层与不活跃层 模拟研究.上海大学学报：自然科学版，1997,3（增刊1）： 189) 参考文献 [10]Guo HJ,Li N,Shen TT.Study on molten steel flow mechanism in 210 t RH snorkels by water model experimental.Unin Sci [1]Jiang X Y,Wei J H,Wen LJ,et al.Flow and mixing character- Technol Beijing,2011,33 (Suppl 1):6 istics of molten steel in a 150 t RH degasser and influence of gas (郭汉杰，李宁，申甜甜.210tRH浸渍管内钢液流动机理的 injection port diameter.Shanghai Met,2007,29(2):34 水模型实验研究.北京科技大学学报，2011,33（增刊1）：6) (蒋兴元，魏季和，温丽娟，等.150RH装置内钢液的流动和 0] Zhu M Y,Sha J,Huang ZZ.Numerical simulation of molten 混合特性及吹气管直径的影响.上海金属，2007,29(2)：34) steel flowin a RH degasser.Acta Metall Sin,2000,36(11): 2]Geng D Q.Lei H,Zhang X W,et al.Water modeling study on 1175 circulating flow rate and mixing characteristics in RH-PTB (朱苗勇，沙骏，黄宗泽.RH真空精炼装置内钢液流动行为 process.J Northeastern Unig Nat Sci,2010,31(8):1126 的数值模拟.金属学报，2000,36(11)：1175) (耿佃桥，雷洪，张兴武，等.H一TB循环流量和混合特性的 [12]Zhang L,Sun Y H,Zhu J F,et al.Numerical simulation of liq- 水模型研究.东北大学学报：自然科学版，2010,31(8)： uid steel flowing in RH refining process and its application.J 1126) Univ Sci Technol Beijing,2009,31(7):821 3]Ai X G,Li S L,Bao Y P,et al.Influence of RH process and (张琳，孙彦辉，朱进锋，等.RH精炼过程钢液流动数值模拟 noazle blocking on mixing time.Steelmaking,2011,27 (4):58 和应用.北京科技大学学报，2009,31(7)：821)
刘 洋等: 210tＲH 精炼过程的混匀特性 致下降流股右侧的回流区较小，涡心靠近包壁，而 PIV 测速结果的回流区较大，涡心靠近下降流股; 图 7( b) 中，两侧回流区对称，从涡心往上速度越来越大，下降 管两侧靠近液面区域速度达 0. 03 m·s － 1 ; 图 7( c) 中， 两回流区相互影响较小，没有发生交汇，上升管两侧靠 近液面区域速度达 0. 03 m·s － 1 ． 3 结论 ( 1) 不同的浸渍管浸入深度下，ＲH 真空精炼混匀 时间随着吹气量的增加而呈现减小的趋势，并且减小 地越来越慢． 不同吹气量下，混匀时间随着浸入深度 的增加先减小后增大． 随着浸入深度增大，依靠增大 吹气量来缩短混匀时间变得越来越难． ( 2) ＲH 混匀时间随真空室压力的增加而增加; ＲH 在进行轻处理工艺时，混匀时间较本处理增加不 是很大，能很好地对钢液进行搅拌混匀． ＲH 混匀时间 随着吹气孔堵塞个数的增加先减小后增加; 为了不影 响钢液混匀，吹气孔堵塞个数不应超过两个． ( 3) ＲH 精炼过程中，钢包内的流体运动主要是从 下降管到上升管的循环流动以及下降流股周围的回流 运动，不活跃区域主要集中在液面下浸渍管浸入深度 范围内． 根据 ＲH 钢包流场的特点，钢包流场可以划 分为混匀层、过渡层与不活跃层． 参 考 文 献 ［1］ Jiang X Y，Wei J H，Wen L J，et al． Flow and mixing characteristics of molten steel in a 150 t ＲH degasser and influence of gas injection port diameter． Shanghai Met，2007，29( 2) : 34 ( 蒋兴元，魏季和，温丽娟，等． 150tＲH 装置内钢液的流动和 混合特性及吹气管直径的影响． 上海金属，2007，29( 2) : 34) ［2］ Geng D Q，Lei H，Zhang X W，et al． Water modeling study on circulating flow rate and mixing characteristics in ＲH-- PTB process． J Northeastern Univ Nat Sci，2010，31( 8) : 1126 ( 耿佃桥，雷洪，张兴武，等． ＲH--PTB 循环流量和混合特性的 水模型研 究． 东 北 大 学 学 报: 自 然 科 学 版，2010，31 ( 8 ) : 1126) ［3］ Ai X G，Li S L，Bao Y P，et al． Influence of ＲH process and nozzle blocking on mixing time． Steelmaking，2011，27( 4) : 58 ( 艾新港，李胜利，包燕平，等． ＲH 工艺及吹气孔堵塞对钢液 混匀的影响． 炼钢，2011，27( 4) : 58) ［4］ Han J，Wang X D，Ba D C． Physical simulation on circulating flow rate and mixingcharacteristics in ＲH vacuum refining process． J Northeastern Univ Nat Sci，2013，34( 7) : 975 ( 韩杰，王晓冬，巴德纯． ＲH 真空精炼过程循环流量与混合特 性的物理模 拟． 东 北 大 学 学 报: 自 然 科 学 版，2013，34 ( 7 ) : 975) ［5］ Ajmani S K，Dash S K，Chandra S，et al． Mixing evaluation in the ＲH process using mathematical modelling． ISIJ Int，2004，44 ( 1) : 82 ［6］ Lin L，Bao Y P，Feng Y，et al． Physical model of fluid flow characteristics in ＲH--TOP vacuum refining process． Int J Miner，Metall Mater，2012，19( 6) : 483 ［7］ Piao F Y，Zheng S G，Zhu M Y． A water modeling study on circulation flow characteristics of liquid in 145 t ＲH vacuum refining unit． Spec Steel，2014，35( 1) : 1 ( 朴峰云，郑淑国，朱苗勇． 145t ＲH 真空精炼装置内钢液循环 流动特性的水模型研究． 特殊钢，2014，35( 1) : 1) ［8］ Tsujino Ｒ，Nakashima J，Hirai M，et al． Numerical analysis of molten steel flow in ladle of ＲH process． ISIJ Int，1989，29( 7) : 589 ［9］ Yu N W，Wei J H，Fan Y Y，et al． Water modelling study on flow characteristics of molten steel in ＲH process． J Shanghai Univ Nat Sci，1997，3( Suppl 1) : 189 ( 郁能文，魏季和，樊养颐，等． ＲH 过程中钢液流动特性的水 模拟研究． 上海大学学报: 自 然 科 学 版，1997，3 ( 增 刊 1 ) : 189) ［10］ Guo H J，Li N，Shen T T． Study on molten steel flow mechanism in 210 t ＲH snorkels by water model experimental． J Univ Sci Technol Beijing，2011，33 ( Suppl 1) : 6 ( 郭汉杰，李宁，申甜甜． 210t ＲH 浸渍管内钢液流动机理的 水模型实验研究． 北京科技大学学报，2011，33( 增刊 1) : 6) ［11］ Zhu M Y，Sha J，Huang Z Z． Numerical simulation of molten steel flowin a ＲH degasser． Acta Metall Sin，2000，36 ( 11) : 1175 ( 朱苗勇，沙骏，黄宗泽． ＲH 真空精炼装置内钢液流动行为 的数值模拟． 金属学报，2000，36( 11) : 1175) ［12］ Zhang L，Sun Y H，Zhu J F，et al． Numerical simulation of liquid steel flowing in ＲH refining process and its application． J Univ Sci Technol Beijing，2009，31( 7) : 821 ( 张琳，孙彦辉，朱进锋，等． ＲH 精炼过程钢液流动数值模拟 和应用． 北京科技大学学报，2009，31( 7) : 821) · 91 ·
