100t钢包吹氩精炼过程的物理模拟

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 100t钢包吹氩精炼过程的物理模拟 赵立华12)区，马文俊12)，王敏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:zhaolihua@metall.usth.cdu.cn 摘要针对某电炉厂在治炼轴承钢过程中，钢包底吹精炼混匀效果和去夹杂效果不佳的问题进行了水模型研究。实验结果 表明：钢包原型底吹位置由于两气柱间距离较近，在大气量下气柱产生偏移和叠加，造成钢液流场不稳定.根据实验结果建 议：底吹位置应位于0.5R0.5R135°(R为钢包底部半径)：该方案临界卷渣气量为0.24m3h1 关键词底吹氩精炼：水模型：混匀时间：卷渣 分类号T℉769.2 Physical modeling of argon bottom blowing refining in a 100 t ladle ZHAO Li-hua,MA Wenjun',WANG Min') 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:zhaolihua@metall.ustb.edu.cn ABSTRACT To improve the mixing effect and inclusion removing during the ladle bottom blowing refining process at an electric furnace factory,the water modeling experiment was conducted.Results show that the distance of two gas columns is too close,so stac- king and shifting of the gas columns occur when the gas flow rate is large,which make the flow field of molten steel unstable.Accord- ing to the results,it is proposed that the bottom blowing position should be located at 0.5R-0.5R-135(R is the ladle bottom radius), and the critical gas flow rate for slag entrapment is 0.24m.h KEY WORDS argon bottom blowing refining:water modeling:mixing time:slag entrapment 钢包吹氩技术是国内外广泛采用的一种高效、 理模拟研究.本文以100t钢包为原型建立了水模 低成本的钢液脱气和去除非金属夹杂物的炉外精炼 型，分析了不同底吹位置对钢液混匀效果的影响，以 方法.现代治金工业常用的VAD炉、VD炉、VOD 及不同底吹气量下的钢液裸露情况和临界卷渣 炉、ASEA-SKF精炼炉，LF炉等炉外精炼工艺都同 气量 时采用向钢液吹氩技术，己成为上述工艺过程不可 分割的组成部分0 1实验原理 轴承钢广泛应用于机械制造、铁路运输、汽车产 1.1几何相似 业、国防工业等领域.高碳铬轴承钢(GC15)用途 模型按几何相似比（模型与原型的几何比例） 较为广泛，其成分见表1.在合金钢领域，轴承钢是 入=1/3制作.原型与模型的有关尺寸见表2. 检验项目最多、质量要求最严、生产难度最大的钢种 1.2动力学相似 之一回.杭州钢铁集团电炉厂采用如下工艺生产轴 对于钢包底吹精炼系统来说，系统的主要的动 承钢：40%铁水→100t电炉→LF→VD→CC(断面为 力来源于底吹气泡的浮力，钢液流动和物理模拟实 150mm×150mm或200mm×200mm),但在实际生 验过程中水的运动都处于第二自模化区，因此在 产很难将铸坯全氧控制在内控范围内(10×10-6以 CAS水模型研究过程中，保证模型与原型的修正弗 下).针对此问题，实验室结合现场实际情况展开物 鲁德准数相等，即能满足动力学相似-.通过修正 收稿日期：2013-11-21 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.s1.026:http://jourals.ustb.edu.cn

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 100 t 钢包吹氩精炼过程的物理模拟 赵立华1，2) ，马文俊1，2) ，王 敏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: zhaolihua@ metall． ustb． edu． cn 摘 要 针对某电炉厂在冶炼轴承钢过程中，钢包底吹精炼混匀效果和去夹杂效果不佳的问题进行了水模型研究． 实验结果 表明: 钢包原型底吹位置由于两气柱间距离较近，在大气量下气柱产生偏移和叠加，造成钢液流场不稳定． 根据实验结果建 议: 底吹位置应位于 0. 5Ｒ-0. 5Ｒ-135°( Ｒ 为钢包底部半径) ; 该方案临界卷渣气量为 0. 24 m3 ·h － 1 ． 关键词 底吹氩精炼; 水模型; 混匀时间; 卷渣 分类号 TF769. 2 Physical modeling of argon bottom blowing refining in a 100 t ladle ZHAO Li-hua1，2)  ，MA Wen-jun1，2) ，WANG Min1，2) 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: zhaolihua@ metall． ustb． edu． cn ABSTＲACT To improve the mixing effect and inclusion removing during the ladle bottom blowing refining process at an electric furnace factory，the water modeling experiment was conducted． Ｒesults show that the distance of two gas columns is too close，so stac￾king and shifting of the gas columns occur when the gas flow rate is large，which make the flow field of molten steel unstable． Accord￾ing to the results，it is proposed that the bottom blowing position should be located at 0. 5Ｒ-0. 5Ｒ-135°( Ｒ is the ladle bottom radius) ， and the critical gas flow rate for slag entrapment is 0. 24 m3 ·h － 1 ． KEY WOＲDS argon bottom blowing refining; water modeling; mixing time; slag entrapment 收稿日期: 2013--11--21 DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． s1． 026; http: / /journals． ustb． edu． cn 钢包吹氩技术是国内外广泛采用的一种高效、 低成本的钢液脱气和去除非金属夹杂物的炉外精炼 方法． 现代冶金工业常用的 VAD 炉、VD 炉、VOD 炉、ASEA-SKF 精炼炉，LF 炉等炉外精炼工艺都同 时采用向钢液吹氩技术，已成为上述工艺过程不可 分割的组成部分［1］． 轴承钢广泛应用于机械制造、铁路运输、汽车产 业、国防工业等领域． 高碳铬轴承钢( GCr15) 用途 较为广泛，其成分见表 1． 在合金钢领域，轴承钢是 检验项目最多、质量要求最严、生产难度最大的钢种 之一［2］． 杭州钢铁集团电炉厂采用如下工艺生产轴 承钢: 40% 铁水→100 t 电炉→LF→VD→CC( 断面为 150 mm × 150 mm 或 200 mm × 200 mm) ，但在实际生 产很难将铸坯全氧控制在内控范围内( 10 × 10 － 6 以 下) ． 针对此问题，实验室结合现场实际情况展开物 理模拟研究． 本文以 100 t 钢包为原型建立了水模 型，分析了不同底吹位置对钢液混匀效果的影响，以 及不同底吹气量下的钢液裸露情况和临界卷渣 气量． 1 实验原理 1. 1 几何相似 模型按几何相似比( 模型与原型的几何比例) λ = 1 /3 制作． 原型与模型的有关尺寸见表 2． 1. 2 动力学相似 对于钢包底吹精炼系统来说，系统的主要的动 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 鲁德准数相等，即能满足动力学相似［3--4］． 通过修正

增刊1 赵立华等：100t钢包吹氩精炼过程的物理模拟 ·141· 弗鲁德准数，得出： L·min-1;Q为现场生产过程中常温常压下气体流 Qm=0.01861Q (1) 量，L·min-l.表3为对应的气体流量关系 式中，Qm为实验过程中常温常压下气体流量， 表1GC15化学成分（质量分数） Table 1 Compositions of the GCr15 bearing steel % C Si Mn P Cr Mo Ni Cu 0.95-1.05 0.15-0.35 0.25-0.45 ≤0.025 ≤0.0251.40-1.65 ≤0.10 ≤0.30 ≤0.25 表2钢包原型和模型尺寸 Table2 Size of prototype ladle and physical model mm 对象 钢包上口直径 钢包下底直径 钢包高度 熔池深度 透气砖直径 钢包锥度 透气孔总表面积 原型 2724 2525 3505 2840 120 1.63 222.25 模型 908 842 1168 947 40 1.63 24.72 表3原型和模型底吹流量 Table3 Bottom blowing flow rate of prototype ladle and physical model 原型/ 模型/ 原型/ 模型/ 原型/ 模型/ 原型/ 模型/ (L'min-1) (m3h1) (L…minl) (m3.h-l) (L.min-1) (m3.h1) (L'min-1) (m3.h-1) 54 0.06 214 0.24 400 0.45 600 0.67 107 0.12 250 0.28 450 0.5 700 0.78 179 0.20 350 0.39 500 0.61 800 0.89 1.3模拟介质的选择 1.22Nm,298K下o.-。=0.044N·m-1.由式 首先确定模拟钢渣所需的油的密度.渣一钢界 (3)和式(4)计算得，p。=747.335kg°m-3. 面流动状态，主要受到液体表面张力的作用，除了应 用氮气模拟计算所求得的油的密度很小，在实 满足几何相似和动力学相似，还要保证动力学中的 验室条件下无法找到合适的介质.因此，在模拟 韦伯准数We相似 渣一钢界面流动的实验中，底吹气体采用密度较大 (F）a=(Fr) (1) 的氩气，即得： P,_P山 p。=875.4kgm3 (5) (2) P.gH PagH, 除了保证密度相似，还要保证动力粘度相似： 式中：uua分别代表水和钢液的流速，msP =L。 (6) PP.P.分别代表氮气、氩气、水和钢液的密度， ut八 kgm3;H。、H,分别代表模型和原型的熔池深度， 式中：μ1=0.4×10-3Pas为渣的粘度，ua=5.5× m;g为重力加速度，m·s2.其中pt=7000kg·m3, 10-3Pas为钢液粘度，4=1.005×10-3Pas为水 p2=1.145kg·m-3,p=1.63kg·m3由上式 的运动粘度.选择满足式(6)的油来模拟钢渣，以保 得出： 证钢一渣界面与水一油界面的相似性.计算的油的运 iexp-A 动粘度为： (3) =0.07 Pa*s. (7) 式中：入为相似比，为1/3. 2实验方法 由液一液界面的韦伯准数相似(We）m=(We), 本实验采用电解质跟踪法测定混匀时间，饱 即： 和的NaCl溶液作示踪剂，每次实验加200mL.示 uiP uapa gopp.)go(papa (4) 踪剂注入时刻为混匀时间的起点，在反应器的滞 留区内的3点，使用电导电极进行示踪剂的浓度 式中：.-。0。-分别代表水一油和钢一渣的界面张 采集.稳定值上下波动不超过5%的时刻为混匀 力，N·m3;p。Pa分别代表油和钢渣的密度， 时间的终点6).系统的混匀时间设定为3个监 kg°m-3,其中p4=3500kgm-3,1873K下，0a-a= 测点中最长混匀时间.为了消除外界因素的影响

增刊 1 赵立华等: 100 t 钢包吹氩精炼过程的物理模拟 弗鲁德准数，得出: Qm = 0. 01861Qr． ( 1) 式中，Qm 为实验过程中常温常压下气体流量， L·min － 1 ; Qr为现场生产过程中常温常压下气体流 量，L·min － 1 ． 表 3 为对应的气体流量关系． 表 1 GCr15 化学成分( 质量分数) Table 1 Compositions of the GCr15 bearing steel % C Si Mn P S Cr Mo Ni Cu 0. 95 ～ 1. 05 0. 15 ～ 0. 35 0. 25 ～ 0. 45 ≤0. 025 ≤0. 025 1. 40 ～ 1. 65 ≤0. 10 ≤0. 30 ≤0. 25 表 2 钢包原型和模型尺寸 Table 2 Size of prototype ladle and physical model mm 对象 钢包上口直径 钢包下底直径 钢包高度 熔池深度 透气砖直径 钢包锥度 透气孔总表面积 原型 2724 2525 3505 2840 120 1. 63 222. 25 模型 908 842 1168 947 40 1. 63 24. 72 表 3 原型和模型底吹流量 Table 3 Bottom blowing flow rate of prototype ladle and physical model 原型/ ( L·min － 1 ) 模型/ ( m3 ·h － 1 ) 原型/ ( L·min － 1 ) 模型/ ( m3 ·h － 1 ) 原型/ ( L·min － 1 ) 模型/ ( m3 ·h － 1 ) 原型/ ( L·min － 1 ) 模型/ ( m3 ·h － 1 ) 54 0. 06 214 0. 24 400 0. 45 600 0. 67 107 0. 12 250 0. 28 450 0. 5 700 0. 78 179 0. 20 350 0. 39 500 0. 61 800 0. 89 1. 3 模拟介质的选择 首先确定模拟钢渣所需的油的密度． 渣—钢界 面流动状态，主要受到液体表面张力的作用，除了应 满足几何相似和动力学相似，还要保证动力学中的 韦伯准数 We 相似［5］． ( Fr) ' m = ( Fr) ' r， ( 1) pN2 u2 w pw gHm = pAru2 st pstgHr ． ( 2) 式中: uw、ust分别代表水和钢液的流速，m·s － 1 ; ρN2 、 ρAr、ρw、ρst 分别代表氮气、氩气、水和钢液的密度， kg·m － 3 ; Hm、Hr 分别代表模型和原型的熔池深度， m; g 为重力加速度，m·s － 2 ． 其中 ρst = 7000 kg·m － 3 ， ρN2 = 1. 145 kg·m － 3 ，ρAr = 1. 63 kg·m － 3 ． 由 上 式 得出: u2 w u2 st = ρArρw λ ρN2 ρst ． ( 3) 式中: λ 为相似比，为 1 /3． 由液--液界面的韦伯准数相似( We) m = ( We) r， 即: u2 w ρw gσw － o ( ρw － ρo ) 1 /2 = u2 stρst gσst － sl ( ρst － ρsl ) 1 /2 ． ( 4) 式中: σw － o、σst － sl分别代表水--油和钢--渣的界面张 力，N·m － 3 ; ρo、ρsl 分别代表油和钢渣的密度， kg·m － 3 ，其中 ρsl = 3500 kg·m － 3 ，1873 K 下，σst － sl = 1. 22 N·m － 1 ，298 K 下 σw － o = 0. 044 N·m － 1 ． 由 式 ( 3) 和式( 4) 计算得，ρo = 747. 335 kg·m － 3 ． 用氮气模拟计算所求得的油的密度很小，在实 验室条件下无法找到合适的介质． 因此，在模拟 渣—钢界面流动的实验中，底吹气体采用密度较大 的氩气，即得: ρo = 875. 4 kg·m － 3 ． ( 5) 除了保证密度相似，还要保证动力粘度相似: μw μst ≈μo μsl ( 6) 式中: μsl = 0. 4 × 10 － 3 Pa·s 为渣的粘度，μst = 5. 5 × 10 － 3 Pa·s 为钢液粘度，μw = 1. 005 × 10 － 3 Pa·s 为水 的运动粘度． 选择满足式( 6) 的油来模拟钢渣，以保 证钢--渣界面与水--油界面的相似性． 计算的油的运 动粘度为: μo = 0. 07 Pa·s． ( 7) 2 实验方法 本实验采用电解质跟踪法测定混匀时间，饱 和的 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 3 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［6--9］． 系统的混匀时间设定为 3 个监 测点中最长混匀时间． 为了消除外界因素的影响 ·141·

·142 北京科技大学学报 第36卷 和系统误差，重复3次求平均值作为最终的混匀 合的底吹孔的混匀时间进行了测定 时间. 由图3可知，在底吹位置位于原型位置时，在底 在进行排渣物理模拟实验时，以1000W的 吹气量小于0.68m3·h-时，随着底吹流量的增大混 新闻灯作光源，用高清摄像机记录“油一水”界面 匀时间明显下降；当底吹气量大于0.68m3h1时， 流动情况，并测量和记录渣眼半径.实验装置如 随着气量的增大，混匀时间变化趋势不明显. 图1所示. 130 铜包模型 示踪剂 120 加入处 110 电导 盖10 率仪 8 90 喷嘴 70 计算机 DJ800 系统 采集器 0.30.40.50.60.70.80.9 底吹气量/m,h 图1实验装置示意图 Fig.I Schematic of the experimental device 图3原型底吹气量对混匀时间的影响 Fig.3 Effect of the bottom blowing rate on mixing time in the proto- 本次实验主要分析两个透气砖底吹位置及夹 type position 角，底吹流量对混匀时间的影响。目前现场采用双 透气砖，位于距钢包中心0.6R(R为钢包底部内径) 通过以上对混匀时间分析发现，底吹气量存 处，两孔间的夹角为100°.本次实验模型除原型的 在临界气量，当底吹气量小于临界气量，随着底 两透气孔外，还设计了距钢包中心0.3R、0.5R、 吹气量的增大混匀时间明显降低：当底吹气量大 0.6R,两孔夹角为90°、135°、180°.模型钢包底吹气 于临界气量，随着底吹气量的增大，混匀时间没 孔的位置如图2所示. 有明显的变化趋势.这一现象说明：底吹气量小 100 于临界气量，随着底吹气量的增大，熔池获得的 5 搅拌能也增大；当底吹气量达到临界气量时，熔 池搅拌能己达到最大；底吹气量大于临界气量 后，底吹气体的驱动能一部分为熔池提供搅拌 能，而剩余部分则作用于钢渣和钢包壁，从而引 起卷渣和对钢包壁的冲刷.因此，有必要对钢包 D=421 底吹位置进行优化. 3.1.2两底吹孔位于同一圆周上 03R 05R 吹孔位于不同圆周上混匀时间随底吹气量的变 化如图4所示.双孔位于0.3R0.3R时，混匀时间 0.6R 随底吹气量的增大而减小，但下降幅度与原型相比， 0.7R 比较平缓，如图4(a)所示.这主要是因为两孔间距 太小，气柱发展到上层钢液时容易叠加，相互干扰， 图2钢包模型底部透气孔分布图 两气柱的驱动能部分相互抵消，没有充分作用于钢 Fig.2 Distribution of bottom-blowing air bricks in the ladle 液，不利于钢液的混匀.这也导致这三组数据的混 匀时间明显偏大 3 实验结果及讨论 双孔位于0.5R0.5R时，混匀时间随底吹气量 3.1底吹位置对混匀时间的影响 的增大而减小，如图4(b)所示.底吹气孔位于 3.1.1原型位置 0.5R0.5R135°，底吹气量在0.61m3·h-1时混匀时 实验首先对不同底吹气量下的原型钢包的吹氩 间达到最小，为61.2s.这就说明在采用0.5R- 位置进行了测定，即对0.6R0.6R100°混匀时间进 0.5R135°底吹方案时，现场底吹气量为400~ 行了测定.其次对0.3R、0.5R和0.6R上的不同组 500L·min-'时钢液混匀效果最好，混匀时间最短

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 和系统误差，重复 3 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 1000 W 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 本次实验主要分析两个透气砖底吹位置及夹 角，底吹流量对混匀时间的影响． 目前现场采用双 透气砖，位于距钢包中心 0. 6Ｒ( Ｒ 为钢包底部内径) 处，两孔间的夹角为 100°． 本次实验模型除原型的 两透 气 孔 外，还设计了距钢包中心 0. 3Ｒ、0. 5Ｒ、 0. 6Ｒ，两孔夹角为 90°、135°、180°． 模型钢包底吹气 孔的位置如图 2 所示． 图 2 钢包模型底部透气孔分布图 Fig． 2 Distribution of bottom-blowing air bricks in the ladle 3 实验结果及讨论 3. 1 底吹位置对混匀时间的影响 3. 1. 1 原型位置 实验首先对不同底吹气量下的原型钢包的吹氩 位置进行了测定，即对 0. 6Ｒ-0. 6Ｒ-100°混匀时间进 行了测定． 其次对 0. 3Ｒ、0. 5Ｒ 和 0. 6Ｒ 上的不同组 合的底吹孔的混匀时间进行了测定． 由图 3 可知，在底吹位置位于原型位置时，在底 吹气量小于 0. 68 m3 ·h － 1 时，随着底吹流量的增大混 匀时间明显下降; 当底吹气量大于 0. 68 m3 ·h － 1 时， 随着气量的增大，混匀时间变化趋势不明显． 图 3 原型底吹气量对混匀时间的影响 Fig． 3 Effect of the bottom blowing rate on mixing time in the proto￾type position 通过以上对混匀时间分析发现，底吹气量存 在临界气量，当底吹气量小于临界气量，随着底 吹气量的增大混匀时间明显降低; 当底吹气量大 于临界气量，随着底吹气量的增大，混匀时间没 有明显的变化趋势． 这一现象说明: 底吹气量小 于临界气量，随着底吹气量的增大，熔池获得的 搅拌能也增大; 当底吹气量达到临界气量时，熔 池搅拌能已达到最大; 底吹气量大于临界气量 后，底吹气体的驱动能一部分为熔池提供搅拌 能，而剩余部分则作用于钢渣和钢包壁，从而引 起卷渣和对钢包壁的冲刷． 因此，有必要对钢包 底吹位置进行优化． 3. 1. 2 两底吹孔位于同一圆周上 吹孔位于不同圆周上混匀时间随底吹气量的变 化如图 4 所示． 双孔位于 0. 3Ｒ-0. 3Ｒ 时，混匀时间 随底吹气量的增大而减小，但下降幅度与原型相比， 比较平缓，如图 4( a) 所示． 这主要是因为两孔间距 太小，气柱发展到上层钢液时容易叠加，相互干扰， 两气柱的驱动能部分相互抵消，没有充分作用于钢 液，不利于钢液的混匀． 这也导致这三组数据的混 匀时间明显偏大． 双孔位于 0. 5Ｒ-0. 5Ｒ 时，混匀时间随底吹气量 的增大 而 减 小，如 图 4 ( b) 所 示． 底 吹 气 孔 位 于 0. 5Ｒ-0. 5Ｒ-135°，底吹气量在 0. 61 m3 ·h － 1 时混匀时 间达到 最 小，为 61. 2 s． 这就说明在采用 0. 5Ｒ- 0. 5Ｒ-135° 底 吹 方 案 时，现 场 底 吹 气 量 为 400 ～ 500 L·min － 1 时钢液混匀效果最好，混匀时间最短． ·142·

增刊1 赵立华等：100t钢包吹氩精炼过程的物理模拟 ·143· 160 (a)A 140-b 150 130 90 140 ◆135 +一180 130 120 10 10 100 100 90 80 80 70 70 60 60 0.2030.40.50.60.70.80.9 0.20.3040.50.60.70.8 0.9 底吹气量m.h 底吹气量m3.h) 130-(c) 120 110 90 70 60 020.3040.50.60.70.80.9 底吹气量m.h) 图4不同底吹位置对混匀时间的影响.(a)0.3R0.3R:(b)0.5R0.5R:(c)0.6R0.6R Fig.4 Effect of bottom blowing position on mixing time:(a)0.3R-.3R:(b)0.5R-.5R:(c)0.6R0.6R 由于在0.6R0.6R90°方案的底吹位置与原型 130 接近，所以用原型来代替.由图4(c)可知，双孔位 120 0.6R-0.6R-135 4-0.5R-0.5K-135 于0.6R0.6R时，混匀时间随底吹气量的增大而减 110 一原型 小，底吹气量在0.61~0.67m3h-1范围时，混匀时 100 间处于较小的范围.在这组方案中夹角为135°混匀 90 效果优于其他两组. 3.1.3最优方案比较 立 本组选取了两个较优方案(0.5R0.5R135°和 60 0.6R0.6R135)与原型比较，分析结果如图5所 020.30.40.50.60.70.80.9 示.由图可以看出，原型方案下气量从0.28到 底吹气量m·h 0.45m3h-1,混匀时间对气量的增大都很敏感，气 图5最优方案比较 Fig.5 Comparison of optimal schemes 量大于0.45m3h-1后，混匀时间减小趋势变缓，最 小混匀时间都出现在气量为0.67m3h1时.方案 动，渣钢界面分明.当吹气流量上升时，渣面出现小 0.6R0.6R135°中，最小混匀时间出现在气量为 波纹，在渣钢界面处钢液一侧出现了少数分散的渣 0.89m3h-1,此时气量过大，液面波动剧烈，不宜采 滴，油滴卷入深度较小时，能立刻又返回渣层中.表 用.方案0.5R0.5RH35°中，气量从0.28到 4是原型底吹方案和优化底吹方案卷渣情况的视频 0.61m3h,混匀时间明显减少，最小混匀时间出 截图对比分析. 现在气量为0.61m3·h1.因此从钢包混匀效果分 由表4可知，在底吹气量小于0.2m3h1时，原 析，及底吹位置布置的合理性考虑，这四个分案中 型方案和优化方案卷渣都没超过6cm,卷入的油滴 0.5R0.5R135°为最优方案 能很快到上浮油层：在原型方案下，底吹气量为 3.2原型底吹方案和优化底吹方案卷渣情况分析 0.24m3h-1时开始出现卷渣现象，并且卷入深度超 本实验利用高清摄像仪记录了不同底吹气量下 过6cm,油滴在钢液中停留时间较长：在优化方案下 钢包卷渣情况的模拟.在本实验中，当钢包底部吹 底吹气量在0.28m3h-1时，也出现卷渣深度超过6 气流量较小时，整体渣面平静，仅在吹气区有轻微波 cm的现象；随着底吹气量的增大，卷入深度和卷入

增刊 1 赵立华等: 100 t 钢包吹氩精炼过程的物理模拟 图 4 不同底吹位置对混匀时间的影响． ( a) 0. 3Ｒ-0. 3Ｒ; ( b) 0. 5Ｒ-0. 5Ｒ; ( c) 0. 6Ｒ-0. 6Ｒ Fig． 4 Effect of bottom blowing position on mixing time: ( a) 0. 3Ｒ-0. 3Ｒ; ( b) 0. 5Ｒ-0. 5Ｒ; ( c) 0. 6Ｒ-0. 6Ｒ 由于在 0. 6Ｒ-0. 6Ｒ-90°方案的底吹位置与原型 接近，所以用原型来代替． 由图 4( c) 可知，双孔位 于 0. 6Ｒ-0. 6Ｒ 时，混匀时间随底吹气量的增大而减 小，底吹气量在 0. 61 ～ 0. 67 m3 ·h － 1 范围时，混匀时 间处于较小的范围． 在这组方案中夹角为 135°混匀 效果优于其他两组． 3. 1. 3 最优方案比较 本组选取了两个较优方案( 0. 5Ｒ-0. 5Ｒ-135°和 0. 6Ｒ-0. 6Ｒ-135°) 与原型比较，分析结果如图 5 所 示． 由 图 可 以 看 出，原型方案下气量从 0. 28 到 0. 45 m3 ·h － 1 ，混匀时间对气量的增大都很敏感，气 量大于 0. 45 m3 ·h － 1 后，混匀时间减小趋势变缓，最 小混匀时间都出现在气量为 0. 67 m3 ·h － 1 时． 方案 0. 6Ｒ-0. 6Ｒ-135°中，最小混匀时间出现在气量为 0. 89 m3 ·h － 1 ，此时气量过大，液面波动剧烈，不宜采 用． 方 案 0. 5Ｒ-0. 5Ｒ-135° 中，气 量 从 0. 28 到 0. 61 m3 ·h － 1 ，混匀时间明显减少，最小混匀时间出 现在气量为 0. 61 m3 ·h － 1 ． 因此从钢包混匀效果分 析，及底吹位置布置的合理性考虑，这四个分案中 0. 5Ｒ-0. 5Ｒ-135°为最优方案． 3. 2 原型底吹方案和优化底吹方案卷渣情况分析 本实验利用高清摄像仪记录了不同底吹气量下 钢包卷渣情况的模拟． 在本实验中，当钢包底部吹 气流量较小时，整体渣面平静，仅在吹气区有轻微波 图 5 最优方案比较 Fig． 5 Comparison of optimal schemes 动，渣钢界面分明． 当吹气流量上升时，渣面出现小 波纹，在渣钢界面处钢液一侧出现了少数分散的渣 滴，油滴卷入深度较小时，能立刻又返回渣层中． 表 4 是原型底吹方案和优化底吹方案卷渣情况的视频 截图对比分析． 由表 4 可知，在底吹气量小于 0. 2 m3 ·h － 1 时，原 型方案和优化方案卷渣都没超过 6 cm，卷入的油滴 能很快到上浮油层; 在 原 型 方 案 下，底 吹 气 量 为 0. 24 m3 ·h － 1 时开始出现卷渣现象，并且卷入深度超 过 6 cm，油滴在钢液中停留时间较长; 在优化方案下 底吹气量在 0. 28 m3 ·h － 1 时，也出现卷渣深度超过 6 cm 的现象; 随着底吹气量的增大，卷入深度和卷入 ·143·

·144 北京科技大学学报 第36卷 量也在增大 0.2m3h-,优化方案下软吹临界卷渣气量为0.24 综上所述，在原型方案下软吹临界卷渣气量为 m3.h-1. 表4原型和优化方案卷渣分析 Table 4 Analysis of slag entrapment in the prototype and optimization schemes 气量/ (m.h-) 原型方案 优化方案 0.20 0.24 0.28 POSCO.Arch Metall Mater,2008,53(2):637 4结论 4]Wang JJ,Bao Y P,Ou Y.Tundish Metallurgy.Beijing:Metal- (1)原型底吹气量增大时气柱在上层钢液发生 lurgical Industry Press,2001 (王建军，包燕平，曲英.中间包治金学，北京：治金工业出版 偏移和发散，导致气柱与钢包壁接触，冲刷包壁，影 社，2001) 响钢液的混匀和钢液洁净度. 5] Nakanishi K,Fujii T,Szekely J.Possible relationship between (2)方案0.5R0.5R135°混匀效果最好，底吹 energy dissipation and agitation in steel processing operations. 气量为0.61m3.h-1(现场为500Lmin-1)时混匀时 Ironmaking Steelmaking,1975,2(3):193 间较短. 6]Jin Y L,Bao Y P,Yue F,et al.Water model study on mixing time in a 210t ladle in the CAS process.Steelmaking,2007,23 (3)根据水模型实验结果可以确定，现场软吹 (6):36 过程中，在原型方案下软吹临界气量为0.2m3h1 (金友林，包燕平，岳峰，等.210t钢包CAS精炼混匀时间的水 (179L·min),优化方案下软吹临界气量为0.24 模型实验研究.炼钢，2007,23(6)：36) m3.h-1(214Lmin-). ] Shen QZ,Yang F,Peng Q,et al.Study of stirring effect and in- clusion removal in 230t ladle by water model.I Wuhan Unir Sci 参考文献 Technol,2010,33(1):1 Feng J H,Ai LQ,Liu J H.Pretreatment of hot metal and refi- (沈巧珍，阳方，彭琦，等.2301钢包搅拌效果和去夹杂水模 ning.Beijing:Metallurgical Industry Press,2008:89 型研究.武汉科技大学学报，2010,33(1)：1) (冯聚和，艾立群，刘建华.铁水预处理与钢水炉外精炼.北 [8]Pan Y H,Bjrkman B.Numerical analysis on the similarity be- 京：治金工业出版社，2008：89) tween steel ladles and hot-water models regarding natural convec- 2]Zhong SS,Wang C S.Bearing steel.Beijing:Metallurgical In- tion phenomena.ISI/Int,2002,42(1)53 dustry Press,2000:176 9]Han J W,Heo S H,Kam D H,et al.Transient fluid flow phe- (钟顺思，王昌生.轴承钢.北京：治金工业出版社，2000： nomena in a gas-stirred liquid bath with top oil layer-approach nu- 176) merical simulation and water model experiments.IS/J Int,2001, B]Ha C S,Park J M.Start-up and some experience of CAS-OB at 41(10):1165

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 量也在增大． 综上所述，在原型方案下软吹临界卷渣气量为 0. 2 m3 ·h － 1 ，优化方案下软吹临界卷渣气量为 0. 24 m3 ·h － 1 ． 表 4 原型和优化方案卷渣分析 Table 4 Analysis of slag entrapment in the prototype and optimization schemes 4 结论 ( 1) 原型底吹气量增大时气柱在上层钢液发生 偏移和发散，导致气柱与钢包壁接触，冲刷包壁，影 响钢液的混匀和钢液洁净度． ( 2) 方案 0. 5Ｒ-0. 5Ｒ-135°混匀效果最好，底吹 气量为 0. 61 m3 ·h － 1 ( 现场为 500 L·min － 1 ) 时混匀时 间较短． ( 3) 根据水模型实验结果可以确定，现场软吹 过程中，在原型方案下软吹临界气量为 0. 2 m3 ·h － 1 ( 179 L·min － 1 ) ，优化方案下软吹临界气量为 0. 24 m3 ·h － 1 ( 214 L·min － 1 ) ． 参 考 文 献 ［1］ Feng J H，Ai L Q，Liu J H． Pretreatment of hot metal and refi￾ning． Beijing: Metallurgical Industry Press，2008: 89 ( 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，2008: 89) ［2］ Zhong S S，Wang C S． Bearing steel． Beijing: Metallurgical In￾dustry Press，2000: 176 ( 钟 顺 思，王 昌 生． 轴 承 钢． 北 京: 冶金工业出版社，2000: 176) ［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］ 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) ［7］ 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) ［8］ Pan Y H，Bjrkman 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 ［9］ 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 nu￾merical simulation and water model experiments． ISIJ Int，2001， 41( 10) : 1165 ·144·