钒铁电弧炉底吹增氮的水模型实验研究

第36卷增刊1 北京科技大学学报 Vol.36 Suppl.1 2014年4月 Journal of University of Science and Technology Beijing Apr.2014 钒铁电弧炉底吹增氮的水模型实验研究 刘文娟)，董凯四，王饶” 1)北京科技大学治金与生态工程学院，北京1000832)北京科技大学机械工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:dongkaismanker(@163.com 摘要通过1：2的比例建立水力学模型并应用正交表L(5)设计正交实验，对国内某公司的3t钒铁炉进行底吹N2模拟， 研究三点底吹条件下不同底吹位置和底吹流量对钒铁液混匀时间的影响。结果表明，最佳的底吹方案为：模型底吹流量为 1306L/h,底吹点位置为e(0.7R)、d(0.6R)、e(0.7R);底吹流量和底吹位置对混匀时间均有显著性影响，对混匀时间进行拟 合可知混匀时间与底吹流量呈幂指数关系，指数值为-0.5211. 关键词电弧炉：水模拟：正交试验：混匀时间 分类号T℉646 Water modeling study on the bottom blowing of N,in a ferrovanadium electric arc furnace LIU Wen-juan,DONG Kai,WANG Rao 1)School ofMetallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:dongkaismanker@163.com ABSTRACT A water model of 1:2 scale was established to simulate the bottom blowing of N,in a 3t ferrovanadium electric arc fur- nace (EAF).The Ls(5)orthogonal matrix was adopted to investigate the influence of different blowing positions and nitrogen blo- wing rates on the mixing time of liquid.Results show that the optimal bottom blowing conditions are as the following:the flow rate of bottom blowing is 1306L/h and the positions of porous plugs are e(0.7R),d(0.6R),and e(0.7R)in the model.Both the position of porous plugs and the gas flow rate have significance on mixing time.The mixing time fitting result indicates that there is an exponen- tial relationship between mixing time and gas flow rate,and the index value is-0.5211. KEY WORDS EAF:water modeling;orthogonal experiment:mixing time 钒铁合金是一种广泛应用的钢铁添加剂，主要 作有机玻璃模型，对钒铁电弧炉底吹N治炼含氮钒 用于钒微合金钢的生产口.氮是含钒微合金钢中一 铁工艺进行初步水模型实验研究，以优化熔池流场. 种十分有效的合金元素，通过沉淀强化作用可提高 通过设计25组正交试验，研究底吹孔位置与底吹流 钢的强度、韧性，且减少钒的使用量，降低生产成 量对流场的影响并进行显著性分析，得出最佳底吹 本-.在治金过程中吹入气体搅拌，可以提高熔液 孔位置和底吹流量，并对混匀时间与底吹位置和底 搅拌能力，加快冶金反应速率，均匀熔池温度和钢水 吹流量的关系进行了公式拟合. 成分，去除夹杂等，目前已成为治炼的常用手 段5.在钒铁治炼的过程中，通过底吹八，进行液 1实验原理及研究方法 相渗氮生产含氮钒铁合金可以降低生产成本，提高 1.1相似原理 产品质量. 模拟实验研究的理论基础是相似原理，在本实 本文以国内某公司3t的钒铁电弧炉(EAF, 验中主要考虑的相似是几何相似和动力相似.由于 electric-arc furnace)为原型，通过l:2等比例缩小，制 常温下水的温度变化不大，其黏度的变化对水模实 收稿日期：2013-11-21 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.s1.022:http://jourals.ustb.edu.en

第 36 卷 增刊 1 2014 年 4 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 36 Suppl． 1 Apr． 2014 钒铁电弧炉底吹增氮的水模型实验研究 刘文娟1) ，董 凯2) ，王 饶1) 1) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 2) 北京科技大学机械工程学院，北京 100083  通信作者，E-mail: dongkaismanker@ 163． com 摘 要 通过 1∶ 2的比例建立水力学模型并应用正交表 L25 ( 56 ) 设计正交实验，对国内某公司的 3 t 钒铁炉进行底吹 N2模拟， 研究三点底吹条件下不同底吹位置和底吹流量对钒铁液混匀时间的影响． 结果表明，最佳的底吹方案为: 模型底吹流量为 1306 L/h，底吹点位置为 e( 0. 7Ｒ) 、d( 0. 6Ｒ) 、e( 0. 7Ｒ) ; 底吹流量和底吹位置对混匀时间均有显著性影响，对混匀时间进行拟 合可知混匀时间与底吹流量呈幂指数关系，指数值为 － 0. 5211． 关键词 电弧炉; 水模拟; 正交试验; 混匀时间 分类号 TF646 Water modeling study on the bottom blowing of N2 in a ferrovanadium electric arc furnace LIU Wen-juan1) ，DONG Kai 2)  ，WANG Ｒao 1) 1) School ofMetallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) School of Mechanical Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China Corresponding author，E-mail: dongkaismanker@ 163． com ABSTＲACT A water model of 1∶ 2 scale was established to simulate the bottom blowing of N2 in a 3 t ferrovanadium electric arc fur￾nace ( EAF) ． The L25 ( 56 ) orthogonal matrix was adopted to investigate the influence of different blowing positions and nitrogen blo￾wing rates on the mixing time of liquid． Ｒesults show that the optimal bottom blowing conditions are as the following: the flow rate of bottom blowing is 1306 L/h and the positions of porous plugs are e( 0. 7Ｒ) ，d( 0. 6Ｒ) ，and e( 0. 7Ｒ) in the model． Both the position of porous plugs and the gas flow rate have significance on mixing time． The mixing time fitting result indicates that there is an exponen￾tial relationship between mixing time and gas flow rate，and the index value is － 0. 5211． KEY WOＲDS EAF; water modeling; orthogonal experiment; mixing time 收稿日期: 2013--11--21 DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． s1． 022; http: / /journals． ustb． edu． cn 钒铁合金是一种广泛应用的钢铁添加剂，主要 用于钒微合金钢的生产［1］． 氮是含钒微合金钢中一 种十分有效的合金元素，通过沉淀强化作用可提高 钢的强度、韧性，且减少钒的使用量，降低生产成 本［2--4］． 在冶金过程中吹入气体搅拌，可以提高熔液 搅拌能力，加快冶金反应速率，均匀熔池温度和钢水 成分，去 除 夹 杂 等，目前已成为冶炼的常 用 手 段［5--6］． 在钒铁冶炼的过程中，通过底吹 N2进行液 相渗氮生产含氮钒铁合金可以降低生产成本，提高 产品质量． 本文以国内某公司 3 t 的钒铁电弧炉( EAF， electric-arc furnace) 为原型，通过 1∶ 2等比例缩小，制 作有机玻璃模型，对钒铁电弧炉底吹 N2冶炼含氮钒 铁工艺进行初步水模型实验研究，以优化熔池流场． 通过设计 25 组正交试验，研究底吹孔位置与底吹流 量对流场的影响并进行显著性分析，得出最佳底吹 孔位置和底吹流量，并对混匀时间与底吹位置和底 吹流量的关系进行了公式拟合． 1 实验原理及研究方法 1. 1 相似原理 模拟实验研究的理论基础是相似原理，在本实 验中主要考虑的相似是几何相似和动力相似． 由于 常温下水的温度变化不大，其黏度的变化对水模实

·118 北京科技大学学报 第36卷 验结果影响不大，因此用水作为介质来模拟钢水. 表2水模型实验单个底吹点N2流量设计 实验室选用的有机玻璃模型与生产现场钒铁电弧炉 Table 2 Bottom blowing rate of N2 for single porous plug in the water 炉的几何尺寸比例为1：2，几何参数如表1所示. modeling experiment N2流量 水平1水平2水平3水平4水平5 表1钒铁电弧炉原型与模型的参数 原型底吹点N2流量/(Lmim1)180210240270300 Table 1 Main parameters of a ferrovanadium EAF for prototype and 模型底吹点N2流量/(Lh)784914104511751306 model mm 参数 原型 模型 0.4R,0.5R,0.6R和0.7R,其中R为模型中熔池半 炉体直径 1740 870 径.喷吹方案要确定最佳的底吹位置组合和最佳底 熔池深度 200 100 吹流量. 底吹孔直径 10 R435. 模型选用的底吹气体为N2,吹气过程是气液两 位置1 相流作用，考虑惯性力和重力的作用，因此选取修正 位置2 的Froude准数为决定性准数m.由修正的Froude 准数相等可以推导出模型与原型流量的关系 Fr=Fro, (1) R304.5 即： (2) gHPum -Pom g'Hp Pip-Psp 26 经过转换可以得到： R217.5 袅院层 (3) R174 Plp Pgm 式中：Fa,F。分别为模型和原型的修正Froude准 R130.5 位置3 数：。，"。分别为模型和原型中气体的特征速度，v= 4Q/(πd),d为喷嘴直径；Hm,H。分别为模型和原 图1模型中底吹透气孔的位置（单位：mm) Fig.I Position of porous plugs in the model (unit:mm) 型中熔池的深度；Q。,Q。分别为模型与原型的气体 流量PP,分别为钒铁液的密度和自来水的密度； 1.4正交实验设计 PmPm为标况下喷吹气体氮气的密度；入是模型与 本实验中研究的因素（表3）是影响混匀时间的 原型的几何尺寸比例.钒铁液的密度取6040kg/ 一 些主要因素，包括底吹流量和三个底吹位置，采用 m3,将己知参数代入式(3)可得Qm=0.0719Q. 正交表为L%(5) 1.2模型供气参数的确定 表3正交实验中的影响因素及水平 以含氮钒铁产品中的氮质量分数为2%计算，单炉 Table 3 Factors and levels in the orthogonal experiment 次治炼含氮钒铁3t,因此每炉所需氮的质量为60kg,标 B C D 准状况下氮气的密度为1.25gL,此标况下所需氮气的 水平 底吹流量/(Lh1)底吹位置1底吹位置2底吹位置3 体积为48000L,钒铁治炼过程吹氮时间为180min,所 784 a(0.3R) a(0.3R) a(0.3R) 以氮流量为267L/min,按照底吹三个点计算，单点氮气 914 b(0.4R) b(0.4R) b(0.4R) 流量为89L/min.考虑到氮气不会被完全吸收，按照 3 1045 c(0.5R) c(0.5R) c(0.5R) 30%~50%的吸收率折合单个底吹点氮气流量为180~ 4 1175 d(0.6R) d(0.6R) d(0.6R) 300L/mim.根据式(3)计算出水模拟实验的底吹流量 5 1306 e(0.7R)e(0.7R)e(0.7R) 大小，如表2所示.实验过程中流量计指示流量应根据 注：1,2,3,4和5分别代表各因素的5个水平：A,B,C和D分别 转子流量计的修正系数进行修正. 代表底吹流量、底吹位置1,2和3. 1.3喷枪布置方案 1.5实验方法及实验装置 本实验钢包开设3个底吹透气点，如图1所示， 钢液搅拌能与钢液混匀时间存在一定关 底吹透气点相间120°，且避开电极的位置，每个底 系6，)，在水模型实验中直接测定钢液的搅拌能较 吹位置开五个点（五个水平）进行最优方案选择，透 为困难，一般通过“刺激一响应”实验方法测定混匀 气点的位置与中心点的距离(L)分别为0.3R, 时间.通常在钢包中钢液活跃部位加入饱和KC或

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 验结果影响不大，因此用水作为介质来模拟钢水． 实验室选用的有机玻璃模型与生产现场钒铁电弧炉 炉的几何尺寸比例为 1∶ 2，几何参数如表 1 所示． 表 1 钒铁电弧炉原型与模型的参数 Table 1 Main parameters of a ferrovanadium EAF for prototype and model mm 参数 原型 模型 炉体直径 1740 870 熔池深度 200 100 底吹孔直径 10 5 模型选用的底吹气体为 N2，吹气过程是气液两 相流作用，考虑惯性力和重力的作用，因此选取修正 的 Froude 准数为决定性准数［7］． 由修正的 Froude 准数相等可以推导出模型与原型流量的关系． Fr' m = Fr' p， ( 1) 即: v 2 m g·Hm × ρgm ρlm － ρgm = v 2 p g·Hp × ρgp ρlp － ρgp ， ( 2) 经过转换可以得到: Qm Qp = λ5 × ρlm ρlp × ρgp 槡 ρgm ． ( 3) 式中: Fr' m，Fr' p分别为模型和原型的修正 Froude 准 数; vm，vp 分别为模型和原型中气体的特征速度，v = 4Q/( πd2 ) ，d 为喷嘴直径; Hm，Hp 分别为模型和原 型中熔池的深度; Qm，Qp 分别为模型与原型的气体 流量; ρlm，ρlp分别为钒铁液的密度和自来水的密度; ρgm，ρgp为标况下喷吹气体氮气的密度; λ 是模型与 原型的几何尺寸比例． 钒铁液的密度取 6040 kg / m3 ，将已知参数代入式( 3) 可得 Qm = 0. 0719Qp ． 1. 2 模型供气参数的确定 以含氮钒铁产品中的氮质量分数为2%计算，单炉 次冶炼含氮钒铁3t，因此每炉所需氮的质量为60kg，标 准状况下氮气的密度为1. 25 g /L，此标况下所需氮气的 体积为48000 L，钒铁冶炼过程吹氮时间为 180 min，所 以氮流量为267L/min，按照底吹三个点计算，单点氮气 流量为 89 L/min． 考虑到氮气不会被完全吸收，按照 30% ～50%的吸收率折合单个底吹点氮气流量为180 ～ 300 L/min． 根据式( 3) 计算出水模拟实验的底吹流量 大小，如表2 所示． 实验过程中流量计指示流量应根据 转子流量计的修正系数进行修正． 1. 3 喷枪布置方案 本实验钢包开设 3 个底吹透气点，如图 1 所示， 底吹透气点相间 120°，且避开电极的位置，每个底 吹位置开五个点( 五个水平) 进行最优方案选择，透 气点的位置与中心点的距离 ( L ) 分 别 为 0. 3Ｒ， 表 2 水模型实验单个底吹点 N2流量设计 Table 2 Bottom blowing rate of N2 for single porous plug in the water modeling experiment N2流量 水平1 水平2 水平3 水平4 水平5 原型底吹点 N2流量/( L·min －1 ) 180 210 240 270 300 模型底吹点 N2流量/( L·h －1 ) 784 914 1045 1175 1306 0. 4Ｒ，0. 5Ｒ，0. 6Ｒ 和 0. 7Ｒ，其中 Ｒ 为模型中熔池半 径． 喷吹方案要确定最佳的底吹位置组合和最佳底 吹流量． 图 1 模型中底吹透气孔的位置( 单位: mm) Fig． 1 Position of porous plugs in the model ( unit: mm) 1. 4 正交实验设计 本实验中研究的因素( 表 3) 是影响混匀时间的 一些主要因素，包括底吹流量和三个底吹位置，采用 正交表为 L25 ( 56 ) ． 表 3 正交实验中的影响因素及水平 Table 3 Factors and levels in the orthogonal experiment 水平 A B C D 底吹流量/( L·h － 1 ) 底吹位置 1 底吹位置 2 底吹位置 3 1 784 a( 0. 3Ｒ) a( 0. 3Ｒ) a( 0. 3Ｒ) 2 914 b( 0. 4Ｒ) b( 0. 4Ｒ) b( 0. 4Ｒ) 3 1045 c( 0. 5Ｒ) c( 0. 5Ｒ) c( 0. 5Ｒ) 4 1175 d( 0. 6Ｒ) d( 0. 6Ｒ) d( 0. 6Ｒ) 5 1306 e( 0. 7Ｒ) e( 0. 7Ｒ) e( 0. 7Ｒ) 注: 1，2，3，4 和 5 分别代表各因素的 5 个水平; A，B，C 和 D 分别 代表底吹流量、底吹位置 1，2 和 3． 1. 5 实验方法及实验装置 钢液 搅 拌 能 与 钢 液 混 匀 时 间 存在一定关 系［5，8］，在水模型实验中直接测定钢液的搅拌能较 为困难，一般通过“刺激--响应”实验方法测定混匀 时间． 通常在钢包中钢液活跃部位加入饱和 KCl 或 ·118·

增刊1 刘文娟等：钒铁电弧炉底吹增氨的水模型实验研究 ·119· NaCl溶液作为刺激信号，在钢包滞留处测量该信号 进行极差分析的结果，从中得出各因素对混匀时间 的输入，加入信号的同时开始记录输出，从响应曲线 影响的大小顺序为底吹位置1，底吹流量，底吹位置 中得到混匀时间回.混匀时间测定装置如图2所 3,底吹位置2. 示，图3为本次实验的实物装置.实验过程中底吹 表4正交实验表 气体采用氯气，钒铁液用水模拟.在钢包底吹位置 Table 4 Orthogonal experiment table 一侧的壁面作为饱和KCI溶液加入点，实验中使用 编号组合方式混匀时间s 编号组合方式混匀时间/s 两个电极，分别安置在示踪剂加入位置一侧及正对 1 A B:C2D4 72±11 14 AB:CsD2 73±6 面，由于熔池较浅，其中一个电极探头插入在钢包底 2 A2B CsDs 71±8 15 As B:CaDa 53±9 部，一个电极放在钢包中部，如图3所示 3 A:B CaD 91±16 16 A BaC4D2 105±25 实验中先打开氮气阀，通入氮气，然后加水至规 4 ABCD: 80±6 17 A2 BaC Da 103±3 定的液面高度，再调整气体流量计控制流量至预定 5 AsB C3D2 83±8 18 A:BaC Ds 51±13 的流量，喷吹几分钟后待模型中液体流动稳定后，将 6 A1 B2C3D3 101±4 19 ABaC2 D 87±13 20mL饱和KCl溶液（示踪剂）通过漏斗靠溶液自重 7 A2B2C2D2 66±6 20 AsBaCsD: 50±6 注入水中，漏斗放置在钢包壁面，液面上方.示踪剂 8 A:B2CsD4 73±21 21 A BsCs D 76±12 经漏斗开始加入包内的同时，D800数据采集仪开 9 A B2CaDs 41±12 22 A2 Bs Ca D: 57±16 始记录，测量点的电导率值随时间的变化而变化，混 o AsB2CID 76±4 23 A:BsCI D2 47±9 匀时间根据电导率的变化不超过稳定值的±5%来 11 A B:CD5 67±8 24 A BsC Da 51±7 确定可.每个方案做3次实验，取所测得的平均值 12 A2B3CaD 85±22 25 AsBsC2Ds 63±16 为该方案下的混匀时间 13 A:B3C2D3 95±9 及 注：按L(5)正交表安排的25个处理组合进行试验，下脚标 表示各因素的不同水平：每组实验方案重复测定3次 表5Ls(5)正交实验极差分析 Table 5 Range analysis of Ls(5)orthogonal test A C 处理组合 底吹流量底吹位置1底吹位置2底吹位置3 1258 1190 118 1242 1一氮气瓶2一气阀3一流量计4一底吹喷嘴5一电极 K 1145 1069 1149 1123 6一漏斗7一钢包模型8一电脑 1072 1116 1113 1150 图2混匀时间测定实验装置 Ka 996 1189 1038 1054 Fig.2 Sketch of the experimental apparatus for mixing time measure- 5 974 881 1028 981 ment k 84 9 75 83 76 75 71 74 74 77 66 69 70 65 59 69 65 R值 19 21 8 17 最佳水平 5 5 4 5 注：K,代表各因素i水平下混匀时间的和：k代表K的平均值. 图3实物装置图 应用极差分析的结果可以得出各因素的最优水 Fig.3 Experimental devices 平，直观分析结果见图4.A因素的最优水平是5， 2实验结果及分析 即底吹流量为1306Lh;B、C和D因素的最优水平 分别是5、4和5，即底吹位置为e(0.7R)、d(0.6R) 2.1正交实验结果的极差分析 和e(0.7R). 混匀时间的结果见表4.表5是对表4的数据 由图4可以看出，在仅考虑因素A(模型单孔底

增刊 1 刘文娟等: 钒铁电弧炉底吹增氮的水模型实验研究 NaCl 溶液作为刺激信号，在钢包滞留处测量该信号 的输入，加入信号的同时开始记录输出，从响应曲线 中得到混匀时间［9］． 混匀时间测定装置如图 2 所 示，图 3 为本次实验的实物装置． 实验过程中底吹 气体采用氮气，钒铁液用水模拟． 在钢包底吹位置 一侧的壁面作为饱和 KCl 溶液加入点，实验中使用 两个电极，分别安置在示踪剂加入位置一侧及正对 面，由于熔池较浅，其中一个电极探头插入在钢包底 部，一个电极放在钢包中部，如图 3 所示． 实验中先打开氮气阀，通入氮气，然后加水至规 定的液面高度，再调整气体流量计控制流量至预定 的流量，喷吹几分钟后待模型中液体流动稳定后，将 20 mL 饱和 KCl 溶液( 示踪剂) 通过漏斗靠溶液自重 注入水中，漏斗放置在钢包壁面，液面上方． 示踪剂 经漏斗开始加入包内的同时，DJ800 数据采集仪开 始记录，测量点的电导率值随时间的变化而变化，混 匀时间根据电导率的变化不超过稳定值的 ± 5% 来 确定［9］． 每个方案做 3 次实验，取所测得的平均值 为该方案下的混匀时间． 1—氮气瓶 2—气阀 3—流量计 4—底吹喷嘴 5—电极 6—漏斗 7—钢包模型 8—电脑 图 2 混匀时间测定实验装置 Fig． 2 Sketch of the experimental apparatus for mixing time measure￾ment 图 3 实物装置图 Fig． 3 Experimental devices 2 实验结果及分析 2. 1 正交实验结果的极差分析 混匀时间的结果见表 4． 表 5 是对表 4 的数据 进行极差分析的结果，从中得出各因素对混匀时间 影响的大小顺序为底吹位置 1，底吹流量，底吹位置 3，底吹位置 2． 表 4 正交实验表 Table 4 Orthogonal experiment table 编号 组合方式 混匀时间/s 编号 组合方式 混匀时间/s 1 A1B1C2D4 72 ± 11 14 A4B3C5D2 73 ± 6 2 A2B1C5D5 71 ± 8 15 A5B3C4D4 53 ± 9 3 A3B1C4D1 91 ± 16 16 A1B4C4D2 105 ± 25 4 A4B1C1D3 80 ± 6 17 A2B4C1D4 103 ± 3 5 A5B1C3D2 83 ± 8 18 A3B4C3D5 51 ± 13 6 A1B2C3D3 101 ± 4 19 A4B4C2D1 87 ± 13 7 A2B2C2D2 66 ± 6 20 A5B4C5D3 50 ± 6 8 A3B2C5D4 73 ± 21 21 A1B5C5D1 76 ± 12 9 A4B2C4D5 41 ± 12 22 A2B5C4D3 57 ± 16 10 A5B2C1D1 76 ± 4 23 A3B5C1D2 47 ± 9 11 A1B3C1D5 67 ± 8 24 A4B5C3D4 51 ± 7 12 A2B3C3D1 85 ± 22 25 A5B5C2D5 63 ± 16 13 A3B3C2D3 95 ± 9 注: 按 L25 ( 56 ) 正交表安排的 25 个处理组合进行试验，下脚标 表示各因素的不同水平; 每组实验方案重复测定 3 次． 表 5 L25 ( 56 ) 正交实验极差分析 Table 5 Ｒange analysis of L25 ( 56 ) orthogonal test s 处理组合 A 底吹流量 B 底吹位置 1 C 底吹位置 2 D 底吹位置 3 K1 1258 1190 1118 1242 K2 1145 1069 1149 1123 K3 1072 1116 1113 1150 K4 996 1189 1038 1054 K5 974 881 1028 981 k1 84 79 75 83 k2 76 71 77 75 k3 71 74 74 77 k4 66 79 69 70 k5 65 59 69 65 Ｒ 值 19 21 8 17 最佳水平 5 5 4 5 注: Ki代表各因素 i 水平下混匀时间的和; ki代表 Ki的平均值． 应用极差分析的结果可以得出各因素的最优水 平，直观分析结果见图 4． A 因素的最优水平是 5， 即底吹流量为 1306 L /h; B、C 和 D 因素的最优水平 分别是 5、4 和 5，即底吹位置为 e( 0. 7Ｒ) 、d( 0. 6Ｒ) 和 e( 0. 7Ｒ) ． 由图 4 可以看出，在仅考虑因素 A( 模型单孔底 ·119·

·120 北京科技大学学报 第36卷 90r 吹气体的搅拌能力增强，促进钒铁液的更快混合 ·一底吹流量 -★底吹位置2 85 -◆一底吹位置1 -★底吹位置3 而三个底吹气孔在不同选择时对混匀时间的影响比 较复杂.由于3个吹气孔同时底吹N2会造成相互干 75 扰，使每个吹气孔在单独观察时，并不与其位置的选 择呈现一定规律.这也从一定程度上说明了3股底 吹气体相互之间存在影响，进而对流场产生一定影响. 65 2.2方差分析及显著性检验 对表4中所得实验数据进行方差分析，选出对 混匀时间影响最显著的因素，其结果如表6所示. 50 A,A.A,A.A,B,B,B,B,B.C C:C,C.C,D,D,D,D,Ds 四个因素中底吹流量、底吹位置1和底吹位置3对 图4底吹氮气参数与混匀时间的关系 混匀时间有显著性影响，底吹位置2无显著性影响. Fig.4 Relationship between bottom blowing parameters and mixing 方差分析能准确地估计误差，并在合并误差后提高 time 了检验的准确性，因而方差分析得出的结论较为准 吹流量)时，混匀时间随着底吹氮气流量的增大而 确，并且与极差分析得出的四个因素中底吹位置2 减少.不难得出以下观点：随着吹气流量的增大，底 对混匀时间的影响最小的结果一致 表6方差分析表 Table 6 Variance analysis table 来源 平方和，S 自由度，f 方差，V F比 显著性 底吹流量(A) 3597.2168 ￥ 899.3042 6.09 ★★ 底吹位置1(B) 4317.3581 4 1079.3395 7.31 女★ 底吹位置2(C) 759.2728 189.8182 1.28 底吹位置3(D) 17942.4348 4 4485.6087 30.39 必★ e 8706.6262 59 147.5699 一 总和 35322.91 74 注：Fas(4,59)=2.53,Fa0m(4,59)=3.65. 2.3底吹流量、底吹位置与混匀时间的相互关系 式中：T为混匀时间，Q为模型底吹气体流量，L,为 由正交分析可知，底吹流量和底吹位置对混匀 模型中底吹点和中心点之间的距离，R为模型半径. 时间均有显著性影响，而且从图4可以看出三个底 从图5可以看出，根据式(4)拟合出来的混匀 吹位置点对混匀时间的作用比较复杂，因此，在进行 时间与实验测得的混匀时间具有一定的偏差，范围 混匀时间的相关性分析中，需要考虑底吹位置点的 在+28.7%和-19.1%之间.混匀时间与底吹气体 相互作用.两点底吹实验研究中得出混匀时间与底 流量呈负指数幂关系，指数的绝对值为0.5211，高 吹点的距离(L/R)和底吹点之间的夹角()有关 于两点底吹水模型实验推导出来的值⑨ 系0.本实验采用三点底吹，底吹点之间的夹角固 120 28.7% 定为120°，只有底吹点的距离为变化参数.实验中 100 可以观察到采用三孔底吹时，钢包内存在两种环流， *不+ + 种位于三个底吹点所形成的汽液两相区内部，另 ++t·19.1% 种位于底吹点所形成的气液两相区与侧壁之间， 在这两种环流的作用下，熔池逐渐混合均匀.因此， 40 可以认为三个底吹点所形成的气液两相区内部的面 20 积大小以及底吹流量与混匀时间存在密切关系.基 406080100120 于以上思路，通过拟合得出的混匀时间T的经验 实测混匀时间/s 公式如下： 图5预测混匀时间与实测混匀时间的关系 Tm=1683.72Q-a521凸凸L1-a2 Fig.5 Comparison of the predicted mixing time with experimental (4) R RR values

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 图 4 底吹氮气参数与混匀时间的关系 Fig． 4 Ｒelationship between bottom blowing parameters and mixing time 吹流量) 时，混匀时间随着底吹氮气流量的增大而 减少． 不难得出以下观点: 随着吹气流量的增大，底 吹气体的搅拌能力增强，促进钒铁液的更快混合． 而三个底吹气孔在不同选择时对混匀时间的影响比 较复杂． 由于 3 个吹气孔同时底吹 N2会造成相互干 扰，使每个吹气孔在单独观察时，并不与其位置的选 择呈现一定规律． 这也从一定程度上说明了 3 股底 吹气体相互之间存在影响，进而对流场产生一定影响． 2. 2 方差分析及显著性检验 对表 4 中所得实验数据进行方差分析，选出对 混匀时间影响最显著的因素，其结果如表 6 所示． 四个因素中底吹流量、底吹位置 1 和底吹位置 3 对 混匀时间有显著性影响，底吹位置 2 无显著性影响． 方差分析能准确地估计误差，并在合并误差后提高 了检验的准确性，因而方差分析得出的结论较为准 确，并且与极差分析得出的四个因素中底吹位置 2 对混匀时间的影响最小的结果一致． 表 6 方差分析表 Table 6 Variance analysis table 来源 平方和，S 自由度，f 方差，V F 比 显著性 底吹流量( A) 3597. 2168 4 899. 3042 6. 09 ＊＊ 底吹位置 1( B) 4317. 3581 4 1079. 3395 7. 31 ＊＊ 底吹位置 2( C) 759. 2728 4 189. 8182 1. 28 底吹位置 3( D) 17942. 4348 4 4485. 6087 30. 39 ＊＊ e 8706. 6262 59 147. 5699 — — 总和 35322. 91 74 — — — 注: F0. 05 ( 4，59) = 2. 53，F0. 01 ( 4，59) = 3. 65． 2. 3 底吹流量、底吹位置与混匀时间的相互关系 由正交分析可知，底吹流量和底吹位置对混匀 时间均有显著性影响，而且从图 4 可以看出三个底 吹位置点对混匀时间的作用比较复杂，因此，在进行 混匀时间的相关性分析中，需要考虑底吹位置点的 相互作用． 两点底吹实验研究中得出混匀时间与底 吹点的距离( L /Ｒ) 和底吹点之间的夹角( θ) 有关 系［10］． 本实验采用三点底吹，底吹点之间的夹角固 定为 120°，只有底吹点的距离为变化参数． 实验中 可以观察到采用三孔底吹时，钢包内存在两种环流， 一种位于三个底吹点所形成的汽液两相区内部，另 一种位于底吹点所形成的气液两相区与侧壁之间， 在这两种环流的作用下，熔池逐渐混合均匀． 因此， 可以认为三个底吹点所形成的气液两相区内部的面 积大小以及底吹流量与混匀时间存在密切关系． 基 于以上思路，通过拟合得出的混匀时间 τmix的经验 公式如下: τmix = 1683. 72Q ( － 0. 5211 L1 Ｒ L2 Ｒ L3 ) Ｒ － 0. 2093 ． ( 4) 式中: τmix为混匀时间，Q 为模型底吹气体流量，Li为 模型中底吹点和中心点之间的距离，Ｒ 为模型半径． 图 5 预测混匀时间与实测混匀时间的关系 Fig． 5 Comparison of the predicted mixing time with experimental values 从图 5 可以看出，根据式( 4) 拟合出来的混匀 时间与实验测得的混匀时间具有一定的偏差，范围 在 + 28. 7% 和 － 19. 1% 之间． 混匀时间与底吹气体 流量呈负指数幂关系，指数的绝对值为 0. 5211，高 于两点底吹水模型实验推导出来的值［9］． ·120·

增刊1 刘文娟等：钒铁电弧炉底吹增氨的水模型实验研究 ·121· steels.Metall Mater Trans A,1982,13(8):1347 3结论 4]Andrade H L.Akben M G,Jonas J J.Effect of molybdenum,nio- (1)通过正交实验和分析可知，现有实验条件 bium,and vanadium on static recovery and recrystallization and on 下最佳的底吹方案为：模型底吹流量为1306Lh,底 solute strengthening in microalloyed steels.Metall Mater Trans A, 1983,14(10):1967 吹点位置分别为e(0.7R)、d(0.6R)和e(0.7R). [5] Mazumdar D,Guthrie R I L.The physical and mathematical mod- (2)底吹流量和底吹位置对混匀时间均存在显 elling of gas stirred ladle systems.IS//Int,1995.35(1):1 著性影响，随着底吹氮气流量的增大，混匀时间不断 [6]Mondal M K,Maruoka N,Kitamura S,et al.Study of fluid flow 减小，而底吹位置对混匀时间的影响较为复杂，三个 and mixing behaviour of a vacuum degasser.Trans Indian Inst 底吹位置存在相互作用 4Met,2012,65(3):321 ] Zhu M Y,Xiao Z Q.Physical and Mathematical Simulation of (3)本实验条件下推导出的混匀时间经验公式 Steel Refining Process.Beijing:Metallurgical Industry Press,1998 为：7=1683.720a21凸24）a93 (朱苗勇，肖泽强.钢的精炼过程数学物理模拟.北京：治金工 ARRR 业出版社，1998) [8]Xing W,Ni H W,Shen Q Z,et al.Experiment on optimum loca- 参考文献 tion of bottom nozzle in an 130t argon stirred ladle by water model. Lagneborg R,SiweckiT,Zajac S,et al.The role of vanadium in Spec Steel,2007,28(4):13 microalloyed steels.Scand J Metall,1999,28(5):186 (幸伟，倪红卫，沈巧珍，等.130t钢包底吹氢喷嘴布置模式优 Yong Q L,Ma MT,Wu B R.Microalloy Steel-Physical and Me- 化的水模型试验.特殊钢，2007,28(4)：13) chanics Metallurgy.Beijing:China Machine Press,1989 9]Mandal J,Patil S,Madan M,et al.Mixing time and correlation (雍岐龙，马鸣图，吴宝榕。微合金钢一物理和力学治金，北 for ladles stirred with dual porous plugs.Metall Mater Trans B. 京：机械工业出版社，1989) 2005,36(4):479 B]Crooks M J,Garratt-Reed A J,Vander Sande J B,et al.The iso- [Geng DQ,Lei H,He JC.Optimization of mixing time in a ladle thermal austenite-ferrite transformation in some deformed vanadium with dual plugs.Int J Miner Metall Mater,2010,17(6):709

增刊 1 刘文娟等: 钒铁电弧炉底吹增氮的水模型实验研究 3 结论 ( 1) 通过正交实验和分析可知，现有实验条件 下最佳的底吹方案为: 模型底吹流量为 1306 L /h，底 吹点位置分别为 e( 0. 7Ｒ) 、d( 0. 6Ｒ) 和 e( 0. 7Ｒ) ． ( 2) 底吹流量和底吹位置对混匀时间均存在显 著性影响，随着底吹氮气流量的增大，混匀时间不断 减小，而底吹位置对混匀时间的影响较为复杂，三个 底吹位置存在相互作用． ( 3) 本实验条件下推导出的混匀时间经验公式 为: τmix = 1683. 72Q ( － 0. 5211 L1 Ｒ L2 Ｒ L3 ) Ｒ － 0. 2093 ． 参 考 文 献 ［1］ Lagneborg Ｒ，Siwecki T，Zajac S，et al． The role of vanadium in microalloyed steels． Scand J Metall，1999，28( 5) : 186 ［2］ Yong Q L，Ma M T，Wu B Ｒ． Microalloy Steel—Physical and Me￾chanics Metallurgy． Beijing: China Machine Press，1989 ( 雍岐龙，马鸣图，吴宝榕． 微合金钢—物理和力学冶金． 北 京: 机械工业出版社，1989) ［3］ Crooks M J，Garratt-Ｒeed A J，Vander Sande J B，et al． The iso￾thermal austenite-ferrite transformation in some deformed vanadium steels． Metall Mater Trans A，1982，13( 8) : 1347 ［4］ Andrade H L，Akben M G，Jonas J J． Effect of molybdenum，nio￾bium，and vanadium on static recovery and recrystallization and on solute strengthening in microalloyed steels． Metall Mater Trans A， 1983，14( 10) : 1967 ［5］ Mazumdar D，Guthrie Ｒ I L． The physical and mathematical mod￾elling of gas stirred ladle systems． ISIJ Int，1995，35( 1) : 1 ［6］ Mondal M K，Maruoka N，Kitamura S，et al． Study of fluid flow and mixing behaviour of a vacuum degasser． Trans Indian Inst Met，2012，65( 3) : 321 ［7］ Zhu M Y，Xiao Z Q． Physical and Mathematical Simulation of Steel Ｒefining Process． 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) ［8］ Xing W，Ni H W，Shen Q Z，et al． Experiment on optimum loca￾tion of bottom nozzle in an 130 t argon stirred ladle by water model． Spec Steel，2007，28( 4) : 13 ( 幸伟，倪红卫，沈巧珍，等． 130 t 钢包底吹氩喷嘴布置模式优 化的水模型试验． 特殊钢，2007，28( 4) : 13) ［9］ Mandal J，Patil S，Madan M，et al． Mixing time and correlation for ladles stirred with dual porous plugs． Metall Mater Trans B， 2005，36( 4) : 479 ［10］ Geng D Q，Lei H，He J C． Optimization of mixing time in a ladle with dual plugs． Int J Miner Metall Mater，2010，17( 6) : 709 ·121·