LCAK钢CAS精炼过程的物理模拟

D0L:10.13374.issn1001-053x.2012.08.015 第34卷第8期 北京科技大学学报 Vol.34 No.8 2012年8月 Journal of University of Science and Technology Beijing Aug.2012 LCAK钢CAS精炼过程的物理模拟 马文俊1,2)四 包燕平12) 崔 衡1,2) 苑品12) 1)北京科技大学钢铁治金新技术国家重点实验室，北京1000832)北京科技大学治金与生态工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:mawenjun2929@163.com 摘要针对CAS精炼过程中罩外有大量气泡溢出的问题，在相似性原理的基础上建立了CAS钢包的水模型.研究了CAS 精炼过程中底吹气量、浸渍罩插入深度和不同底吹位置对钢包混匀时间的影响。实验发现：浸渍罩的中心与底吹气孔的中心 同轴时，能有效地防止罩外气泡溢出.对于300t钢包，底吹方案优化后，底吹位置选在距钢包中心0.3r~0.4r(r为钢包底部 半径)，精炼时底吹气量为600L·min',排渣时底吹气量选在500Lmin-左右，浸渍罩浸入深度选为180-225mm.工业试验 表明，优化后的底吹方案有效地解决了罩外气泡溢出的问题，并且提高了LCK钢液的洁净度和可浇注性. 关键词精炼：模拟：排渣：工业试验 分类号TF769.2 Physical modeling of CAS refining processes for LCAK steel MA Wenjun,BAO Yanping,CUl Heng),YUAN Pin 1)State Key Laboratory of Advanced Metallurgy,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China XCorresponding author,E-mail:mawenjun2929@163.com ABSTRACT Based on the similarity principle,a water model was established for the problem that a large number of bubbles overflow from the submerged tube in the CAS process.The effects of the flow rate of bottom gas,the submerging depth of the submerged tube and the nozzle position on the mixing behavior of liquid steel were studied.It is found that the problem of bubble escaping can be resolved when the hood center and the bottom nozzle center are coaxial.For a 300 t ladle,the optimal bottom blowing process was obtained.The optimal position of bubbling is 0.3r to 0.4r (r is the ladle bottom radius)away from the ladle bottom center,the flow rate of bottom blowing is approximately 600Lmin in the refining process and 500Lminin the deslagging process,and the immer- sion depth of the submerged tube is 180 to 225 mm.Industrial tests show that the improved bottom blowing process can effectively prevent bubbles from overflowing,and improve the cleanness and castability of the LCAK steel. KEY WORDS refining:modeling:deslagging:industrial test 影响CAS（composition adjustment by sealed 针对以上问题在实验室结合现场实际情况展开 argon bubbling)精炼工艺混匀效果的主要因素有底 了物理模拟实验.本文以现场300tCAS护为原型， 吹位置、底吹气量和浸渍罩浸入深度.在降罩前，底 对CAS精炼效果的主要影响因素进行了深入研究. 吹Ar气排开的裸露钢液的面积直接影响降罩后残 利用物理模拟实验结果进行了工业验证，根据工业 留在罩内的渣量，从而影响CAS精炼工艺效果) 试验效果对现场CAS工艺进行改进. 首钢京唐公司300t钢包CAS精炼过程中，底吹气 1实验原理 体溢出浸渍罩外导致卷渣，影响钢液洁净度和可浇 注性，尤其在LCAK钢的穿插治炼浇次中，CAS供钢 1.1何相似 水的可浇性较差，出现水口堵塞导致更换水口的频 模型按几何相似比（模型与原型的几何比例） 率高，而且拉速波动较大，严重影响生产顺行 入=1/4.5制作.原型与模型的有关尺寸见表1. 收稿日期：201105-21

第 34 卷 第 8 期 2012 年 8 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 34 No． 8 Aug． 2012 LCAK 钢 CAS 精炼过程的物理模拟 马文俊1，2) ! 包燕平1，2) 崔 衡1，2) 苑 品1，2) 1) 北京科技大学钢铁冶金新技术国家重点实验室，北京 100083 2) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 !通信作者，E-mail: mawenjun2929@ 163． com 摘 要 针对 CAS 精炼过程中罩外有大量气泡溢出的问题，在相似性原理的基础上建立了 CAS 钢包的水模型． 研究了 CAS 精炼过程中底吹气量、浸渍罩插入深度和不同底吹位置对钢包混匀时间的影响． 实验发现: 浸渍罩的中心与底吹气孔的中心 同轴时，能有效地防止罩外气泡溢出． 对于 300 t 钢包，底吹方案优化后，底吹位置选在距钢包中心 0. 3r ～ 0. 4r( r 为钢包底部 半径) ，精炼时底吹气量为 600 L·min － 1 ，排渣时底吹气量选在 500 L·min － 1 左右，浸渍罩浸入深度选为 180 ～ 225 mm． 工业试验 表明，优化后的底吹方案有效地解决了罩外气泡溢出的问题，并且提高了 LCAK 钢液的洁净度和可浇注性． 关键词 精炼; 模拟; 排渣; 工业试验 分类号 TF769. 2 Physical modeling of CAS refining processes for LCAK steel MA Wen-jun1，2) ! ，BAO Yan-ping1，2) ，CUI Heng1，2) ，YUAN Pin1，2) 1) State Key Laboratory of Advanced Metallurgy，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China !Corresponding author，E-mail: mawenjun2929@ 163． com ABSTRACT Based on the similarity principle，a water model was established for the problem that a large number of bubbles overflow from the submerged tube in the CAS process． The effects of the flow rate of bottom gas，the submerging depth of the submerged tube and the nozzle position on the mixing behavior of liquid steel were studied． It is found that the problem of bubble escaping can be resolved when the hood center and the bottom nozzle center are coaxial． For a 300 t ladle，the optimal bottom blowing process was obtained． The optimal position of bubbling is 0. 3r to 0. 4r ( r is the ladle bottom radius) away from the ladle bottom center，the flow rate of bottom blowing is approximately 600 L·min － 1 in the refining process and 500 L·min － 1 in the deslagging process，and the immer￾sion depth of the submerged tube is 180 to 225 mm． Industrial tests show that the improved bottom blowing process can effectively prevent bubbles from overflowing，and improve the cleanness and castability of the LCAK steel． KEY WORDS refining; modeling; deslagging; industrial test 收稿日期: 2011--05--21 影 响 CAS ( composition adjustment by sealed argon bubbling) 精炼工艺混匀效果的主要因素有底 吹位置、底吹气量和浸渍罩浸入深度． 在降罩前，底 吹 Ar 气排开的裸露钢液的面积直接影响降罩后残 留在罩内的渣量，从而影响 CAS 精炼工艺效果［1--3］． 首钢京唐公司 300 t 钢包 CAS 精炼过程中，底吹气 体溢出浸渍罩外导致卷渣，影响钢液洁净度和可浇 注性，尤其在 LCAK 钢的穿插冶炼浇次中，CAS 供钢 水的可浇性较差，出现水口堵塞导致更换水口的频 率高，而且拉速波动较大，严重影响生产顺行． 针对以上问题在实验室结合现场实际情况展开 了物理模拟实验． 本文以现场 300 t CAS 炉为原型， 对 CAS 精炼效果的主要影响因素进行了深入研究． 利用物理模拟实验结果进行了工业验证，根据工业 试验效果对现场 CAS 工艺进行改进． 1 实验原理 1. 1 何相似 模型按几何相似比( 模型与原型的几何比例) λ = 1 /4. 5 制作． 原型与模型的有关尺寸见表 1． DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2012.08.015

·888 北京科技大学学报 第34卷 表1钢包原型和模型尺寸 Table 1 Size of the prototype ladle and physical model mm 钢包 钢包上口直径钢包下口直径 钢包高度 熔池深度 渣层厚度 浸渍罩内径 浸渍罩外径 透气砖直径 原型 4007 3642 4400 4016 100.0 1676.0 2200.0 132.0 模型 890 809 978 892 22.2 372.4 488.9 29.3 1.2动力学相似 因素的影响和系统误差，重复三次求平均值作为最 对于CAS精炼钢包系统来说，系统的主要动力 终的混匀时间 来源于底吹气泡的浮力，钢液流动和物理模拟实验 在进行排渣物理模拟实验时，以1kW的新闻灯 过程中水的运动都处于第二自模化区，因此在CAS 作光源，用高清摄像机记录“油一水”界面流动情况， 水模型研究过程中，保证模型与原型的修正弗劳德 并测量和记录渣眼半径.实验装置如图1所示. 准数相等，即能满足动力学相似.通过修正弗劳 电导电极 浸渍罩 示踪剂注人门 德准数，得出 诚压阀 Q=0.01180 (1) 式中，Q为实验过程中常温常压下气体流量，Qa为 现场生产过程中常温常压下气体流量.表2为对应 的气体流量关系。 表2原型和模型底吹流量 Table 2 Flow rate of bottom blowing of the prototype ladle and physical 底吹气孔 model 原型底吹流量/ 300 400 500 600 700800 图1实验装置示意图 (L.min-1) Fig.1 Schematic of the experimental device 模型底吹流量/ 0.210.280.350.420.490.56 (m3.h1) 3实验结果及分析 1.3模拟介质的选择 3.1底吹透气砖位置的优化 实验中采用水模拟钢液，用底吹N,模拟原型底 3.1.1模拟现场底吹透气砖位置 吹Ar.排渣时，用混合机油模拟熔渣，混合机油应满 按现场底吹透气砖的位置在水模型上做物理模 足如下条件B-司： 拟实验.现场钢包的底吹气孔与浸渍罩中心不同 "=U油 (2) 轴，距包底圆心0.43r(r为包底半径)，钢包底部如 U水 图2所示.现场底吹气量为700L·min-1(对应模型 式中，""油和v水分别表示渣、钢液、油和水的 0.49m3·h-1),现场浸渍罩浸入深度为225mm(对 运动黏度，m2s1.选择满足式(2)的油来模拟，以 应模型50mm). 保证钢一渣界面与水一油界面相似性 实验过程中观察发现，在现有的方案下，有大量 气泡溢出浸渍罩外，罩外液面波动很严重，从而导致 2实验方法 卷渣，使钢的质量下降。甚至底吹气量降到 本实验在研究CAS精炼过程中的主要影响因 0.35m3h-1时，仍有大量气泡溢出，这与生产中所 素时，采用“刺激一响应”实验.本实验采用电解质 遇到的问题相似，因此有必要对现有的方案进行 跟踪法测定混匀时间，饱和NaCl溶液作示踪剂，每 优化. 次实验加200mL.示踪剂注入时刻为混匀时间的起 3.1.2优化底吹位置 点，在反应器的滞留区内的三点，使用电导电极进行 在与原型相同的浸入深度(50mm),底吹位置 示踪剂的浓度采集.稳定值上下波动不超过5%的 分别选择在0.0r、0.1r、0.2r、0.3r和0.4r处，在 时刻为混匀时间的终点-0.三个监测点中以混匀 0.35、0.42和0.49m3h-1的底吹气量下，保证与浸 时间最长的点定为系统的混匀时间.为了消除外界 渍罩中心同轴，实验结果如图3所示

北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 表 1 钢包原型和模型尺寸 Table 1 Size of the prototype ladle and physical model mm 钢包 钢包上口直径 钢包下口直径 钢包高度 熔池深度 渣层厚度 浸渍罩内径 浸渍罩外径 透气砖直径 原型 4 007 3 642 4 400 4 016 100. 0 1676. 0 2 200. 0 132. 0 模型 890 809 978 892 22. 2 372. 4 488. 9 29. 3 1. 2 动力学相似 对于 CAS 精炼钢包系统来说，系统的主要动力 来源于底吹气泡的浮力，钢液流动和物理模拟实验 过程中水的运动都处于第二自模化区，因此在 CAS 水模型研究过程中，保证模型与原型的修正弗劳德 准数相等，即能满足动力学相似［4］． 通过修正弗劳 德准数，得出 Qm = 0. 011 8Qreal ( 1) 式中，Qm为实验过程中常温常压下气体流量，Qreal为 现场生产过程中常温常压下气体流量． 表 2 为对应 的气体流量关系． 表 2 原型和模型底吹流量 Table 2 Flow rate of bottom blowing of the prototype ladle and physical model 原型底吹流量/ ( L·min － 1 ) 300 400 500 600 700 800 模型底吹流量/ ( m3 ·h － 1 ) 0. 21 0. 28 0. 35 0. 42 0. 49 0. 56 1. 3 模拟介质的选择 实验中采用水模拟钢液，用底吹 N2模拟原型底 吹 Ar． 排渣时，用混合机油模拟熔渣，混合机油应满 足如下条件［5--6］: vsl vst = v油 v水 ． ( 2) 式中，vsl、vst、v油 和 v水 分别表示渣、钢液、油和水的 运动黏度，m2 ·s － 1 ． 选择满足式( 2) 的油来模拟，以 保证钢--渣界面与水--油界面相似性． 2 实验方法 本实验在研究 CAS 精炼过程中的主要影响因 素时，采用“刺激--响应”实验． 本实验采用电解质 跟踪法测定混匀时间，饱和 NaCl 溶液作示踪剂，每 次实验加 200 mL． 示踪剂注入时刻为混匀时间的起 点，在反应器的滞留区内的三点，使用电导电极进行 示踪剂的浓度采集． 稳定值上下波动不超过 5% 的 时刻为混匀时间的终点［7--10］． 三个监测点中以混匀 时间最长的点定为系统的混匀时间． 为了消除外界 因素的影响和系统误差，重复三次求平均值作为最 终的混匀时间． 在进行排渣物理模拟实验时，以 1 kW 的新闻灯 作光源，用高清摄像机记录“油--水”界面流动情况， 并测量和记录渣眼半径． 实验装置如图 1 所示． 图 1 实验装置示意图 Fig． 1 Schematic of the experimental device 3 实验结果及分析 3. 1 底吹透气砖位置的优化 3. 1. 1 模拟现场底吹透气砖位置 按现场底吹透气砖的位置在水模型上做物理模 拟实验． 现场钢包的底吹气孔与浸渍罩中心不同 轴，距包底圆心 0. 43r( r 为包底半径) ，钢包底部如 图 2 所示． 现场底吹气量为 700 L·min － 1 ( 对应模型 0. 49 m3 ·h － 1 ) ，现场浸渍罩浸入深度为 225 mm( 对 应模型 50 mm) ． 实验过程中观察发现，在现有的方案下，有大量 气泡溢出浸渍罩外，罩外液面波动很严重，从而导致 卷渣，使 钢 的 质 量 下 降． 甚至底吹气量降到 0. 35 m3 ·h － 1 时，仍有大量气泡溢出，这与生产中所 遇到的问题相似，因此有必要对现有的方案进行 优化． 3. 1. 2 优化底吹位置 在与原型相同的浸入深度( 50 mm) ，底吹位置 分别选 择 在 0. 0r、0. 1r、0. 2r、0. 3r 和 0. 4r 处，在 0. 35、0. 42 和 0. 49 m3 ·h － 1 的底吹气量下，保证与浸 渍罩中心同轴，实验结果如图 3 所示． ·888·

第8期 马文俊等：LCAK钢CAS精炼过程的物理模拟 ·889· CAS底 110 吹气孔 100 主8= 80 70 50 8250.300350.400.450.50055060 底吹气量/(mh 图4不同浸入深度下底吹气量对混匀时间的影响 Fig.4 Effect of gas rate on mixing time at different depths 图2钢包原型底部尺寸示意图（单位：mm) 大推动环流所做的功越多，混匀时间减小：底吹气量 Fig.2 Schematic of the prototype ladle bottom (unit:mm) 大于临界气量时，气柱偏移，气泡溢出罩外，气泡所 90x 做的功一部分损失于罩外液面波动，所以对液体环 -0.35m3.h- 流所做的功不一定增加，混匀时间不一定减小.可 ◆0.42m3.h小 80 +0.49m3.h-1 见底吹气量应取在0.42~0.49m3h1之间. 由图4可以看出，底吹气量在0.42~ 0 0.49m3.h-1之间，浸渍罩浸入深度为40mm和 50mm时，混匀时间明显减小，混匀效果明显优于其 60- 他浸入深度时的混匀效果.所以综合底吹气量优化 的结果，浸渍罩浸入深度应选在40~50mm,现场选 0.1r0.2r0.3r 0.4w05r 0.6m 底吹位置 180~225mm. 图3不同底吹气量下底吹位置对混匀时间的影响 3.3排渣时底吹气量的优化 Fig.3 Effect of bottom-blowing location on mixing time at different 为研究不同顶渣层厚度下，不同底吹气量的排 gas rates 渣能力，选0.21、0.28、0.35、0.42、0.49和 随着底吹位置与包底中心距离增大，混匀时间 0.56m3h'六个不同的底吹气量，渣层的厚度定为 明显减小.当大于0.4r后，底吹位置太靠近包壁， 10、15、18和22mm(相应地，现场定为45、68、80和 无法满足与浸渍罩同轴，底吹气体容易溢出罩外，上 100mm)四个值.根据底吹位置优化的实验结果，底 升气流的能量损失于液面波动，未作用于钢液环流， 吹位置定在0.3r处.用宽尺测量底吹时混合油面 如同现场位置.从图3看出，最佳的底吹位置为 裸露出水面的直径即排渣直径D.实验结果如图5 0.4r左右：但在现场底吹孔选在这个位置时，若钢 所示. 包壁结瘤，降罩时会有碰壁的危险，所以底吹位置选 在相对次优位置0.3r处. 70 -10mm 15 mm -+18mm 3.2底吹气量和浸渍罩浸入深度的优化 60 -22 mm 为研究底吹气量对混匀时间的影响，底吹位置 定在0.3r处，在浸渍罩不同浸入深度下分别测定不 同底吹气量下的混匀时间，结果如图4所示 40 从以上实验结果可以看出，底吹气量与混匀时 30 间的关系曲线存在一个临界点(0.49m3·h).底 0.200.250.300350.400.450.500550.60 吹气量小于临界气量时，随气量的增大，混匀时间在 底吹气量m.h- 减小：底吹气量大于临界气量时，混匀时间随气量的 图5渣层厚度和底吹气量对排渣半径的影响 增大而增大.这跟底吹气体的能量利用率有关.当 Fig.5 Effect of slag thickness and gas rate on deslagging radius 底吹气量小于临界气量时，气泡在液体内为弥散气 泡，气泡浮力所做的功主要作用于液体环流，气量越 由图5可知，同一渣层厚度时，排渣直径随底吹

第 8 期 马文俊等: LCAK 钢 CAS 精炼过程的物理模拟 图 2 钢包原型底部尺寸示意图( 单位: mm) Fig． 2 Schematic of the prototype ladle bottom ( unit: mm) 图 3 不同底吹气量下底吹位置对混匀时间的影响 Fig． 3 Effect of bottom-blowing location on mixing time at different gas rates 随着底吹位置与包底中心距离增大，混匀时间 明显减小． 当大于 0. 4r 后，底吹位置太靠近包壁， 无法满足与浸渍罩同轴，底吹气体容易溢出罩外，上 升气流的能量损失于液面波动，未作用于钢液环流， 如同现场位置． 从图 3 看出，最佳的底吹位置为 0. 4r 左右; 但在现场底吹孔选在这个位置时，若钢 包壁结瘤，降罩时会有碰壁的危险，所以底吹位置选 在相对次优位置 0. 3r 处． 3. 2 底吹气量和浸渍罩浸入深度的优化 为研究底吹气量对混匀时间的影响，底吹位置 定在 0. 3r 处，在浸渍罩不同浸入深度下分别测定不 同底吹气量下的混匀时间，结果如图 4 所示． 从以上实验结果可以看出，底吹气量与混匀时 间的关系曲线存在一个临界点( 0. 49 m3 ·h － 1 ) ． 底 吹气量小于临界气量时，随气量的增大，混匀时间在 减小; 底吹气量大于临界气量时，混匀时间随气量的 增大而增大． 这跟底吹气体的能量利用率有关． 当 底吹气量小于临界气量时，气泡在液体内为弥散气 泡，气泡浮力所做的功主要作用于液体环流，气量越 图 4 不同浸入深度下底吹气量对混匀时间的影响 Fig． 4 Effect of gas rate on mixing time at different depths 大推动环流所做的功越多，混匀时间减小; 底吹气量 大于临界气量时，气柱偏移，气泡溢出罩外，气泡所 做的功一部分损失于罩外液面波动，所以对液体环 流所做的功不一定增加，混匀时间不一定减小． 可 见底吹气量应取在 0. 42 ～ 0. 49 m3 ·h － 1 之间． 由 图 4 可 以 看 出，底 吹 气 量 在 0. 42 ～ 0. 49 m3 ·h － 1 之 间，浸渍罩浸入深度为 40 mm 和 50 mm时，混匀时间明显减小，混匀效果明显优于其 他浸入深度时的混匀效果． 所以综合底吹气量优化 的结果，浸渍罩浸入深度应选在 40 ～ 50 mm，现场选 180 ～ 225 mm． 3. 3 排渣时底吹气量的优化 为研究不同顶渣层厚度下，不同底吹气量的排 渣 能 力，选 0. 21、0. 28、0. 35、0. 42、0. 49 和 0. 56 m3 ·h － 1 六个不同的底吹气量，渣层的厚度定为 10、15、18 和 22 mm( 相应地，现场定为 45、68、80 和 100 mm) 四个值． 根据底吹位置优化的实验结果，底 吹位置定在 0. 3r 处． 用宽尺测量底吹时混合油面 裸露出水面的直径即排渣直径 D． 实验结果如图 5 所示． 图 5 渣层厚度和底吹气量对排渣半径的影响 Fig． 5 Effect of slag thickness and gas rate on deslagging radius 由图 5 可知，同一渣层厚度时，排渣直径随底吹 ·889·

·890· 北京科技大学学报 第34卷 气量增大而增大.底吹气量增大到一定程度时，排 CAS精炼工艺作了如下改进：排渣时底吹气量应控 渣直径增大的趋势有所减缓.在同一底吹气量下， 制在500L·min-'左右；精炼时底吹气量应控制在 排渣直径随渣层厚度的增加而减小. 600Lmin-1左右：底吹位置选在0.3r处；浸渍罩浸 实验中还可观察到底吹气量为0.35m3·h-1,渣 入深度为180~225mm.现场渣量是一定的，渣层厚 层厚度为10和15mm时无卷渣现象，当渣层厚度为 度为100mm.表3为优化前后CAS精炼参数的 18和22mm时有卷渣现象.底吹气量大于 对比. 0.42m3h-时各个渣层厚度都有卷渣现象，并且在 表3优化前后CAS精炼主要参数 同一底吹气量下，随着渣层厚度的增加卷渣现象也 Table 3 Main parameters of CAS process before and after optimization 越严重.渣层厚度为10和15mm时，底吹气量超过 底吹气量/(L.min-) 底吹 浸渍罩浸入 0.49m3·h-后，其自由表面的水平流将严重地冲刷 工况 排渣 精炼 位置 深度/mm 钢包的渣线部位，加速钢包壁渣线部位耐材的侵蚀 优化前 500 500 0.43r 200 其次排渣直径较大时，暴露在空气中的钢液将在底 优化后 500 600 0.3r 180-225 吹气流的影响下严重氧化，同时易造成卷渣.所以 在现场顶渣厚度为100mm(模型22mm)和浸渍罩 该厂按以上方案对钢包进行了改进，结果表明：该 直径一定的条件下，应选合适的排渣底吹气量.综 厂之前存在的LCAK钢CAS精炼过程罩外有大量气泡 合现场的渣厚和罩径，现场排渣时底吹气量应选在 溢出的问题已得到解决，并且底吹效果是影响CAS治 500Lmin-1左右. 炼LCAK钢洁净度的一个因素.为分析钢包底吹砖改 造对LCAK钢可浇性的改善效果，对改造前后LCAK 工业试验 钢所采用的不同的精炼方式所占的比例以及浸入式水 通过水模型实验优化结果，对该厂300t钢包 口消耗情况进行了统计，结果见表4和表5. 表4优化前后LCAK钢所采用的不同精炼方式所占的比例 Table 4 Proportion of different refining modes of LCAK steel before and after optimization 工况 CAS LF RH 其他 生产时间 改造前 23.8%(127炉) 62.6%(333炉) 12.4%(66炉) 1.2%(8炉) 20100701-2010-07-31 改造后 41.5%(278炉) 42.5%(285炉) 14.7%(99炉) 1.3%(9炉) 2010-09-01-2010-09-30 表5优化前后治炼LCAK钢水口消耗对比 a=CAS钢水每炉消耗水口数。 Table 5 Consumption of nozzle clogging in LCAK smelting before and CAS精炼比 after optimization CAS供钢水水口消耗数 CAS精炼 CAS供钢水炉 CAS每炉 水口消 CAS精炼炉数 工况 (3) 炉数 次水口消耗数消耗水口数 耗指数 CAS精炼炉数 总炉数 改造前 127 73 0.58 2.44 改造后 278 158 0.57 1.37 由表5知，改造后水口消耗指数从2.44下降到 1.37.改造前采用LF精炼的比例较高，改造后采用 由表4中的统计数据可知，对钢包底吹进行改 CAS精炼的比例上升，而LF工艺供钢水的可浇性 造后，采用CAS精炼方式的比例上升了17.7%，LF 较好，水口消耗指数的下降表明通过对钢包底吹的 的比例下降了20.1%，RH的比例上升了2.3%.改 改进，CAS供钢水的水口消耗有所改善，同时也说明 造前常出现的整浇次LF治炼LCAK钢的情况在改 改造后CAS供钢水的可浇性有一定提高. 造后也非常少见，多为CAS、RH和LF穿插治炼，并 表6优化前后CAS精炼方式开机比例 且LF精炼的比例明显下降.由表6可以看出对钢 Table 6 Rate of CAS free-opening before and after optimization 包底吹改造后，治炼LCAK钢通过CAS精炼的钢水 工况 浇次样本量 CAS开机比例/% 开机比例从16.3%上升到了31.9%. 改造前 16.3 为了剥离LF精炼比例对CAS治炼LCAK钢的 改造后 64 35.9 影响，引入水口消耗指数α

北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 气量增大而增大． 底吹气量增大到一定程度时，排 渣直径增大的趋势有所减缓． 在同一底吹气量下， 排渣直径随渣层厚度的增加而减小． 实验中还可观察到底吹气量为 0. 35 m3 ·h － 1 ，渣 层厚度为 10 和 15 mm 时无卷渣现象，当渣层厚度为 18 和 22 mm 时 有 卷 渣 现 象． 底 吹 气 量 大 于 0. 42 m3 ·h － 1 时各个渣层厚度都有卷渣现象，并且在 同一底吹气量下，随着渣层厚度的增加卷渣现象也 越严重． 渣层厚度为 10 和 15 mm 时，底吹气量超过 0. 49 m3 ·h － 1 后，其自由表面的水平流将严重地冲刷 钢包的渣线部位，加速钢包壁渣线部位耐材的侵蚀． 其次排渣直径较大时，暴露在空气中的钢液将在底 吹气流的影响下严重氧化，同时易造成卷渣． 所以 在现场顶渣厚度为 100 mm( 模型 22 mm) 和浸渍罩 直径一定的条件下，应选合适的排渣底吹气量． 综 合现场的渣厚和罩径，现场排渣时底吹气量应选在 500 L·min － 1 左右． 4 工业试验 通过水模型实验优化结果，对该厂 300 t 钢包 CAS 精炼工艺作了如下改进: 排渣时底吹气量应控 制在 500 L·min － 1 左右; 精炼时底吹气量应控制在 600 L·min － 1 左右; 底吹位置选在 0. 3r 处; 浸渍罩浸 入深度为 180 ～ 225 mm． 现场渣量是一定的，渣层厚 度为 100 mm． 表 3 为优化前后 CAS 精炼参数的 对比． 表 3 优化前后 CAS 精炼主要参数 Table 3 Main parameters of CAS process before and after optimization 工况 底吹气量/( L·min － 1 ) 排渣 精炼 底吹 位置 浸渍罩浸入 深度/mm 优化前 500 500 0. 43r 200 优化后 500 600 0. 3r 180 ～ 225 该厂按以上方案对钢包进行了改进，结果表明: 该 厂之前存在的 LCAK 钢 CAS 精炼过程罩外有大量气泡 溢出的问题已得到解决，并且底吹效果是影响 CAS 冶 炼 LCAK 钢洁净度的一个因素． 为分析钢包底吹砖改 造对 LCAK 钢可浇性的改善效果，对改造前后 LCAK 钢所采用的不同的精炼方式所占的比例以及浸入式水 口消耗情况进行了统计，结果见表4和表5． 表 4 优化前后 LCAK 钢所采用的不同精炼方式所占的比例 Table 4 Proportion of different refining modes of LCAK steel before and after optimization 工况 CAS LF RH 其他 生产时间 改造前 23. 8% ( 127 炉) 62. 6% ( 333 炉) 12. 4% ( 66 炉) 1. 2% ( 8 炉) 2010--07--01—2010--07--31 改造后 41. 5% ( 278 炉) 42. 5% ( 285 炉) 14. 7% ( 99 炉) 1. 3% ( 9 炉) 2010--09--01—2010--09--30 表 5 优化前后冶炼 LCAK 钢水口消耗对比 Table 5 Consumption of nozzle clogging in LCAK smelting before and after optimization 工况 CAS 精炼 炉数 CAS 供钢水炉 次水口消耗数 CAS 每炉 消耗水口数 水口消 耗指数 改造前 127 73 0. 58 2. 44 改造后 278 158 0. 57 1. 37 由表 4 中的统计数据可知，对钢包底吹进行改 造后，采用 CAS 精炼方式的比例上升了 17. 7% ，LF 的比例下降了 20. 1% ，RH 的比例上升了 2. 3% ． 改 造前常出现的整浇次 LF 冶炼 LCAK 钢的情况在改 造后也非常少见，多为 CAS、RH 和 LF 穿插冶炼，并 且 LF 精炼的比例明显下降． 由表 6 可以看出对钢 包底吹改造后，冶炼 LCAK 钢通过 CAS 精炼的钢水 开机比例从 16. 3% 上升到了 31. 9% ． 为了剥离 LF 精炼比例对 CAS 冶炼 LCAK 钢的 影响，引入水口消耗指数 α， α = CAS 钢水每炉消耗水口数 CAS 精炼比 = CAS 供钢水水口消耗数 CAS 精炼炉数 CAS 精炼炉数 总炉数 ． ( 3) 由表 5 知，改造后水口消耗指数从 2. 44 下降到 1. 37． 改造前采用 LF 精炼的比例较高，改造后采用 CAS 精炼的比例上升，而 LF 工艺供钢水的可浇性 较好，水口消耗指数的下降表明通过对钢包底吹的 改进，CAS 供钢水的水口消耗有所改善，同时也说明 改造后 CAS 供钢水的可浇性有一定提高． 表 6 优化前后 CAS 精炼方式开机比例 Table 6 Rate of CAS free-opening before and after optimization 工况 浇次样本量 CAS 开机比例/% 改造前 55 16. 3 改造后 64 35. 9 ·890·

第8期 马文俊等：LCAK钢CAS精炼过程的物理模拟 ·891· (常国平，李京社，唐海燕，等.451钢包底吹氩钢液流动的水 5结论 模拟研究.炼钢，2006,26(3)：42) 3]Ha CS,Park J M.Start-up and some experience of CAS-OB at (1)在CAS精炼时，保证浸渍罩中心与底吹孔 POSCO.Arch Metall Mater,2008,53(2):637 同轴，能有效防止罩外气泡逸出.在0.4r左右时混 4]Wang JJ,Bao Y P,Qu Y.Tundish Metallurgy.Beijing:Metal- 匀效果最佳：同一渣层厚度时，排渣直径随底吹气量 lurgical Industry Press,2001 增大而增大：底吹气量和渣层厚度越大，越容易导致 (王建军，包燕平，曲英.中间包治金学.北京：治金工业出版 社，2001) 卷渣. [5]Nakanishi K,Fujii T,Szekely J.Possible relationship between (2)根据实验结果并结合现场实际情况，最优 energy dissipation and agitation in steel processing operations. 底吹位置选在0.3r~0.4r,精炼时底吹气量应控制 Ironmaking Steelmaking,1975,2(3):193 在600L·min-1左右，浸入深度应控制在180~ Jonsson L.Jonsson P.Modeling of fluid flow conditions around the 225mm范围内，排渣时底吹气量应控制在 slag/metal interface in a gas-stirred ladle.ISI/Int,1996,36 (9):1127 500Lmin-1左右 Jin Y L,Bao Y P,Yue F,et al.Water model study on mixing (3)优化后CAS精炼工艺方案，在LCAK钢的 time in a 210t ladle in the CAS process.Steelmaking,2007,23 CAS精炼过程有效防止罩外气泡逸出，防止卷渣，提 (6):36 高了底吹气流能量的利用率，促进了夹杂物去除，提 (金友林，包燕平，岳峰，等.2I0t钢包CAS精炼混匀时间的水 高了洁净度，从而减少了中间包水口堵塞发生率，增 模型实验研究.炼钢，2007,23(6)：36) 8] Shen QZ,Yang F,Peng Q,et al.Study of stirring effect and in- 加了连铸连浇炉次.优化后CAS精炼方式开机的比 clusion removal in 230t ladle by water model.I Wuhan Unir Sci 例从16.3%上升到35.9%. Technol,2010,33(1):1 (沈巧珍，阳方，彭琦，等.230t钢包搅拌效果和去夹杂水模型 参考文献 研究.武汉科技大学学报，2010,33(1)：1) Yin H B.CAS ladle refining process andits developing trend.ron 9]Pan Y H,Bjorkman B.Numerical analysis on the similarity be- Steel,1994,29(11):73 tween steel ladles and hot-water models regarding natural convec- (尹弘斌.CAS钢包精炼法及其发展趋势.钢铁，1994,29(11)： tion phenomena.IS/J Int,2002,42 (1):53 73) [10]Han J W,Heo S H,Kam D H,et al.Transient fluid flow phe- Chang G P,Li J S,Tang H Y,et al.Water modeling on fluid nomena in a gas-stirred liquid bath with top oil layer-approach flow in a 45t ladle with bottom argon blowing process.Steelmak- numerical simulation and water model experiments.IS//Int, img,2010,26(3):42 2001,41(10):1165

第 8 期 马文俊等: LCAK 钢 CAS 精炼过程的物理模拟 5 结论 ( 1) 在 CAS 精炼时，保证浸渍罩中心与底吹孔 同轴，能有效防止罩外气泡逸出． 在 0. 4r 左右时混 匀效果最佳; 同一渣层厚度时，排渣直径随底吹气量 增大而增大; 底吹气量和渣层厚度越大，越容易导致 卷渣． ( 2) 根据实验结果并结合现场实际情况，最优 底吹位置选在 0. 3r ～ 0. 4r，精炼时底吹气量应控制 在 600 L·min － 1 左 右，浸入深度应控制在 180 ～ 225 mm 范 围 内，排渣时底吹气量应控制在 500 L·min － 1 左右． ( 3) 优化后 CAS 精炼工艺方案，在 LCAK 钢的 CAS 精炼过程有效防止罩外气泡逸出，防止卷渣，提 高了底吹气流能量的利用率，促进了夹杂物去除，提 高了洁净度，从而减少了中间包水口堵塞发生率，增 加了连铸连浇炉次． 优化后 CAS 精炼方式开机的比 例从 16. 3% 上升到 35. 9% ． 参 考 文 献 ［1］ Yin H B． CAS ladle refining process andits developing trend． Iron Steel，1994，29( 11) : 73 ( 尹弘斌． CAS 钢包精炼法及其发展趋势． 钢铁，1994，29( 11) : 73) ［2］ Chang G P，Li J S，Tang H Y，et al． Water modeling on fluid flow in a 45 t ladle with bottom argon blowing process． Steelmak￾ing，2010，26( 3) : 42 ( 常国平，李京社，唐海燕，等． 45 t 钢包底吹氩钢液流动的水 模拟研究． 炼钢，2006，26( 3) : 42) ［3］ Ha C S，Park J M． Start-up and some experience of CAS-OB at POSCO． Arch Metall Mater，2008，53( 2) : 637 ［4］ Wang J J，Bao Y P，Qu Y． Tundish Metallurgy． Beijing: Metal￾lurgical Industry Press，2001 ( 王建军，包燕平，曲英． 中间包冶金学． 北京: 冶金工业出版 社，2001) ［5］ Nakanishi K，Fujii T，Szekely J． Possible relationship between energy dissipation and agitation in steel processing operations． Ironmaking Steelmaking，1975，2( 3) : 193 ［6］ Jonsson L，Jonsson P． Modeling of fluid flow conditions around the slag /metal interface in a gas-stirred ladle． ISIJ Int，1996，36 ( 9) : 1127 ［7］ Jin Y L，Bao Y P，Yue F，et al． Water model study on mixing time in a 210 t ladle in the CAS process． Steelmaking，2007，23 ( 6) : 36 ( 金友林，包燕平，岳峰，等． 210 t 钢包 CAS 精炼混匀时间的水 模型实验研究． 炼钢，2007，23( 6) : 36) ［8］ Shen Q Z，Yang F，Peng Q，et al． Study of stirring effect and in￾clusion removal in 230 t ladle by water model． J Wuhan Univ Sci Technol，2010，33( 1) : 1 ( 沈巧珍，阳方，彭琦，等． 230 t 钢包搅拌效果和去夹杂水模型 研究． 武汉科技大学学报，2010，33( 1) : 1) ［9］ Pan Y H，Bjrkman B． Numerical analysis on the similarity be￾tween steel ladles and hot-water models regarding natural convec￾tion phenomena． ISIJ Int，2002，42 ( 1) : 53 ［10］ Han J W，Heo S H，Kam D H，et al． Transient fluid flow phe￾nomena in a gas-stirred liquid bath with top oil layer-approach numerical simulation and water model experiments． ISIJ Int， 2001，41( 10) : 1165 ·891·