椭圆形钢包底吹氩的流动特征

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 椭圆形钢包底吹氩的流动特征 阮文康12，包燕平12四，王敏1)，林路12，李翔2 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 3)北京科技大学国家板带生产先进装备工程技术研究中心，北京100083 ☒通信作者，E-mail:baoyp@usth.cdu.cn 摘要以一种150t椭圆形钢包为原型建立1：4的钢包水模型，在相似原理基础上，以氮气模拟现场用氩气进行底吹，以水 模拟钢液，进行水模型实验。分析了底吹气孔位置、吹气量对钢液混匀及流动的影响.结果表明：原型方案两吹气孔位置距离 近，相互干扰性强，动能耗散大，影响钢液搅拌效果.底吹气量存在临界值(327.6Lh),超过临界值后气量增加的动能主要 消耗在鼓动液面和吹开渣面上，对钢液混匀的效果较小.优化后两底吹气孔分别位于长轴0.6R处，呈180°分布，优化后钢液 混匀时间整体下降，相同吹气量下混匀效果更好.采用优化后方案，相同吹气量下钢液面裸露面积大大降低，减少了钢液二次 氧化，钙处理过程全氧从58×10~6降低到47×106，软吹过程平均增N量<3×10-6. 关键词精炼：钢包：吹氩：液体流动：水模拟 分类号T℉769.9 Flow characteristics of argon bottom blowing in an ellipse ladle NGUYEN Van-thang,BAO Yan-ping WANC Min,LIN,LI Xiang 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 3)National Engineering Research Center of Flat Rolling Equipment,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:baoyp@ustb.edu.cn ABSTRACT The blowing hole location and the gas flow in a 150t elliptic ladle were optimized by establishing a 1:4 water model. Based on the similarity criterion,high pressure nitrogen was used to simulate argon in the water modelling experiment.Experimental re- sults show that the mixing of liquid steel is weak in the original ladle because the two blowing holes are close to each other.A critical gas flow exists at different locations.Beyond the critical value,the increase in kinetic energy mainly is used to stir liquid steel and blow the slag surface.After optimization,the two blowing holes distribute in 180 and are arranged at the 0.6 radius of the major axis re- spectively.The mixing time of liquid steel shortens and the exposed area of liquid steel reduces greatly compared with the original ladle with the same gas flow.Moreover,the total oxygen decreases to 47 x 10from 58 x10during calcium treatment,and the average nitrogen pick-up amount is less than 3x10during the soft stirring process. KEY WORDS refining:ladles:argon blowing:flow of fluids:water modelling 钢包吹底吹Ar可以有效地均匀钢液温度、成 效果不好反而会造成卷渣，加重包壁冲刷或导致 分和去除夹杂物，因其简单易操作且成本较低， 因液面裸露而形成的二次氧化6-0.本文以某厂 被广泛采用.不同包型其合理的吹气孔布置 150t椭圆形钢包为原型，通过水模型的方法探索 和吹气流量存在较大差异性.合理的吹气搅拌可 适合该厂的底吹Ar控制方案，为改善底吹Ar效 以有效地净化钢液，去除夹杂物，但是如果吹气 果提供依据. 收稿日期：2013-11-20 基金项目：博士后特别资助基金资助项目(2013T60062):钢铁治金新技术国家重点实验室基金资助项目(41602014，KF1309):国家自然科学 基金资助项目(51274029)：高等学校博士学科点专项科研基金资助项目(20130006110023) DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.s1.001:http://joumals.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 椭圆形钢包底吹氩的流动特征 阮文康1，2) ，包燕平1，2) ，王 敏1，3) ，林 路1，2) ，李 翔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 3) 北京科技大学国家板带生产先进装备工程技术研究中心，北京 100083  通信作者，E-mail: baoyp@ ustb． edu． cn 摘 要 以一种 150 t 椭圆形钢包为原型建立 1∶ 4的钢包水模型，在相似原理基础上，以氮气模拟现场用氩气进行底吹，以水 模拟钢液，进行水模型实验． 分析了底吹气孔位置、吹气量对钢液混匀及流动的影响． 结果表明: 原型方案两吹气孔位置距离 近，相互干扰性强，动能耗散大，影响钢液搅拌效果． 底吹气量存在临界值( 327. 6 L·h － 1 ) ，超过临界值后气量增加的动能主要 消耗在鼓动液面和吹开渣面上，对钢液混匀的效果较小． 优化后两底吹气孔分别位于长轴 0. 6Ｒ 处，呈 180°分布，优化后钢液 混匀时间整体下降，相同吹气量下混匀效果更好． 采用优化后方案，相同吹气量下钢液面裸露面积大大降低，减少了钢液二次 氧化，钙处理过程全氧从 58 × 10 － 6 降低到 47 × 10 － 6 ，软吹过程平均增 N 量 ＜ 3 × 10 － 6 ． 关键词 精炼; 钢包; 吹氩; 液体流动; 水模拟 分类号 TF769. 9 Flow characteristics of argon bottom blowing in an ellipse ladle NGUYEN Van-khang1，2) ，BAO Yan-ping1，2)  ，WANG Min1，3) ，LIN Lu1，2) ，LI Xiang1，2) 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 3) National Engineering Ｒesearch Center of Flat Ｒolling Equipment，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China  Corresponding author，E-mail: baoyp@ ustb． edu． cn ABSTＲACT The blowing hole location and the gas flow in a 150 t elliptic ladle were optimized by establishing a 1∶ 4 water model． Based on the similarity criterion，high pressure nitrogen was used to simulate argon in the water modelling experiment． Experimental re￾sults show that the mixing of liquid steel is weak in the original ladle because the two blowing holes are close to each other． A critical gas flow exists at different locations． Beyond the critical value，the increase in kinetic energy mainly is used to stir liquid steel and blow the slag surface． After optimization，the two blowing holes distribute in 180° and are arranged at the 0. 6 radius of the major axis re￾spectively． The mixing time of liquid steel shortens and the exposed area of liquid steel reduces greatly compared with the original ladle with the same gas flow． Moreover，the total oxygen decreases to 47 × 10 － 6 from 58 × 10 － 6 during calcium treatment，and the average nitrogen pick-up amount is less than 3 × 10 － 6 during the soft stirring process． KEY WOＲDS refining; ladles; argon blowing; flow of fluids; water modelling 收稿日期: 2013--11--20 基金项目: 博士后特别资助基金资助项目( 2013T60062) ; 钢铁冶金新技术国家重点实验室基金资助项目( 41602014，KF13--09) ; 国家自然科学 基金资助项目( 51274029) ; 高等学校博士学科点专项科研基金资助项目( 20130006110023) DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． s1． 001; http: / /journals． ustb． edu． cn 钢包吹底吹 Ar 可以有效地均匀钢液温度、成 分和去除夹杂物，因其简单易操作且成本较低， 被广泛采用［1--5］． 不同包型其合理的吹气孔布置 和吹气流量存在较大差异性． 合理的吹气搅拌可 以有效地净化钢液，去除夹杂物，但是如果吹气 效果不好反而会造成卷渣，加重包壁冲刷或导致 因液面裸露而形成的二次氧化［6--10］． 本文以某厂 150 t 椭圆形钢包为原型，通过水模型的方法探索 适合该厂的底吹 Ar 控制方案，为改善底吹 Ar 效 果提供依据．

·2 北京科技大学学报 第36卷 1 实验原理及方案 式中：v为特征速度，m·s1;H为熔池深度，m;g是 重力加速度，ms2p。是气体密度，kgm3p1为液 1.1实验原理 体密度，kg·m-3;Q为气体体积流量，m3h-1;d为喷 在相似原理基础上，以某厂150t椭圆形钢包为 嘴直径，m. 原型建立相似比为1：4的钢包水模型，原型与模型 由(Fr）m=(Fr）,(文中下标m表示模型，p表 尺寸如表1.通过水模型探索底吹气孔位置、吹气量 示原型)可得下式： 和开孔数量对钢包内钢液流动及混匀的影响，水模 H.2 型系统见图1.以高压氮气模拟Ar气进行底吹，以 (3) Ps:m P1.p 水模拟钢液，饱和KC1溶液作为示踪剂，采用DJ8O0 数据采集系统跟踪KC!浓度变化并测算其混匀 将pn=p元p=p户元日=d 时间. P。+p,pgHp,P.m=P。+p.mgHm代入上式得到实验 表1原型与模型的相关尺寸 氮气流量与实际氩气流量的对应关系如下： Table 1 Dimensions of the original and model ladles mm 位置 实际尺寸 模型尺寸 Q= d 冷w 钢包深度 3890 973 式中：PA和p飞，分别为Ar气和N,在标准状态下的密 钢包上口长轴 3303 826 度，kgm-3:P1.m和p1p分别为水和钢液的密度，kg· 钢包上口短轴 3003 751 m3:H。和H。分别为模型和原型的熔池高度，m; 钢包下口长轴 2955 739 Qm和Q。分别为模型和原型的气体流量，m3·h-l: 钢包下口短轴 2655 664 T和T。分别为模型和原型中流体的温度，K;P。为 透气塞顶面直径 135 34 标准状态下气体在实验环境温度下的压力，Pa;T.为 实验环境温度，K 熔池高度 3490 873 1.2实验方案 对钢包原型进行优化，主要考虑了底吹氩孔的 氮气源 电导 位置、角度和吹氩流量的变化对于钢液混匀及液面 裸露的影响.设计实验吹氩孔的位置为0.2R、 钢 0.4R、0.6R和0.8R,设计角度分别为45°、90°、135° 000 和180°，模型钢包底部吹氩孔布置如图2所示.原 型吹氩孔位于距离钢包中心0.2R处（图2中D4和 F4位置). DJ800 采集器 透气孔 长轴 图1钢包精炼水模型示意图 Fig.1 Schematic of the water model of ladle refining 45 12C 在几何相似(1：4)的基础上，为保证实验规律 的相似需要满足动力学相似条件.实验中采用向水 短轴 14 中吹入氮气的方法来模拟现场的氩气吹入.向水中 吹入氮气与实际生产中向钢液中吹入氩气，均属气一 液两相流动，保证修正的佛鲁德准数相等即可满足 动力学相似条件.式(1)为修正弗鲁德准数定义，特 征速度表达为式(2)： Fr”= (1) gHp 40 图2钢包底部吹气孔布置图 t= (2) Fig.2 Layout of blowing holes at the ladle bottom

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 1 实验原理及方案 1. 1 实验原理 在相似原理基础上，以某厂 150 t 椭圆形钢包为 原型建立相似比为 1∶ 4的钢包水模型，原型与模型 尺寸如表 1． 通过水模型探索底吹气孔位置、吹气量 和开孔数量对钢包内钢液流动及混匀的影响，水模 型系统见图 1． 以高压氮气模拟 Ar 气进行底吹，以 水模拟钢液，饱和 KCl 溶液作为示踪剂，采用 DJ800 数据采 集 系 统 跟 踪 KCl 浓度变化并测算其混匀 时间． 表 1 原型与模型的相关尺寸 Table 1 Dimensions of the original and model ladles mm 位置 实际尺寸 模型尺寸 钢包深度 3890 973 钢包上口长轴 3303 826 钢包上口短轴 3003 751 钢包下口长轴 2955 739 钢包下口短轴 2655 664 透气塞顶面直径 135 34 熔池高度 3490 873 图 1 钢包精炼水模型示意图 Fig． 1 Schematic of the water model of ladle refining 在几何相似( 1∶ 4) 的基础上，为保证实验规律 的相似需要满足动力学相似条件． 实验中采用向水 中吹入氮气的方法来模拟现场的氩气吹入． 向水中 吹入氮气与实际生产中向钢液中吹入氩气，均属气-- 液两相流动，保证修正的佛鲁德准数相等即可满足 动力学相似条件． 式( 1) 为修正弗鲁德准数定义，特 征速度表达为式( 2) : Fr' = v 2 ρg gHρl ， ( 1) v = 4Q πd2 ． ( 2) 式中: v 为特征速度，m·s － 1 ; H 为熔池深度，m; g 是 重力加速度，m·s － 2 ; ρg 是气体密度，kg·m － 3 ; ρl 为液 体密度，kg·m － 3 ; Q 为气体体积流量，m3 ·h － 1 ; d 为喷 嘴直径，m． 由( Fr') m = ( Fr') p ( 文中下标 m 表示模型，p 表 示原型) 可得下式: Qm = [ ρg，p ρg，m ρl，m ρl， ( p dm d ) p 4 Hm H ] p 1 /2 Qp ． ( 3) 将 ρg，p = ρ o Ar Pl，p Po To Tp ，ρg，m = ρ o N2 Pl，m Po To Tm ， Hm Hp = dm dp ，Pl，p = Po + ρl，p gHp，Pl，m = Po + ρl，m gHm 代入上式得到实验 氮气流量与实际氩气流量的对应关系如下: Qm = ( dm d ) p 5 ρl，m ρ o Ar( Patm + ρl，p gHp ) Tm ρl，p ρ o N2 ( Patm + ρl，m gHm 槡 ) Tp Qp ( 4) 式中: ρ o Ar和 ρ o N2分别为 Ar 气和 N2在标准状态下的密 度，kg·m － 3 ; ρl，m和 ρl，p分别为水和钢液的密度，kg· m － 3 ; Hm 和 Hp 分别为模型和原型的熔池高度，m; Qm 和 Qp 分别为模型和原型的气体流量，m3 ·h － 1 ; Tm 和 Tp 分别为模型和原型中流体的温度，K; Po 为 标准状态下气体在实验环境温度下的压力，Pa; To为 实验环境温度，K． 1. 2 实验方案 对钢包原型进行优化，主要考虑了底吹氩孔的 位置、角度和吹氩流量的变化对于钢液混匀及液面 裸露的 影 响． 设计实验吹氩孔的位置为 0. 2Ｒ、 0. 4Ｒ、0. 6Ｒ 和 0. 8Ｒ，设计角度分别为 45°、90°、135° 和 180°，模型钢包底部吹氩孔布置如图 2 所示． 原 型吹氩孔位于距离钢包中心 0. 2Ｒ 处( 图 2 中 D4 和 F4 位置) ． 图 2 钢包底部吹气孔布置图 Fig． 2 Layout of blowing holes at the ladle bottom ·2·

增刊1 阮文康等：椭圆形钢包底吹氩的流动特征 ·3· 2 结果分析与讨论 验，分别模拟现场吹氩流量50、100、150、200、250、 300、350、400和450L·min1.为减小实验误差，每 2.1原型吹Ar方案的流动特征 组实验做四次，混匀时间取四次实验的平均值，模型 实际钢包透气砖位于距钢包底中心0.2R处 与原型流量如表2所示. (图2中D4和F4位置)，选取九个吹氮流量进行实 表2原型不同吹气方案下的混匀时间 Table 2 Mixing time of different gas flows in the original ladle 原型吹氩流量/(L·min) 四 100 150 200 250 300 350 400 450 模型吹氮流量/(Lh) 54.6 109.2 163.8 218.4 273 327.6 382.2 436.8 491.4 混匀时间/s 145.6 79.7 60.2 54.3 48.4 39.6 39.6 38.5 34.5 图3表明，原型方案下，当吹气流量300L·h1时，增加气量已经 20650100150200250300350400450500 不能有效降低混匀时间，此时增加的气体搅拌动能 吹氨流量L·h少 主要用于吹开渣面和鼓动液面.因此，实际吹A过 图4各优化方案的混匀时间对比 程中存在一个临界的吹气流量，当气体流量超过临 Fig.4 Comparison of mixing time in different optimization cases 界吹气流量后，增加的气体动能对钢液的搅拌混匀 超过临界值后，相当一部分能量消耗在液面隆起 没有贡献，反而会增加渣面吹开的面积和造成钢液 和翻滚上，即气/液界面交换的能量损失，此时气 二次氧化 量的增加对推动液体循环的贡献不大，混匀时间 160 减少不明显.最终得到的两个优化方案为：(1)两 140 吹气孔位置在长轴0.6R(图2中A2和E2孔的组 120 合)处：(2)两吹气孔位置在短轴0.6R(图2中C2 100 和G2孔的组合)处，单孔气体流量控制在327.6~ 80 382.2Lh-,折合实际为300~350L·min1混匀效 60 果最好. 40 ◇◇ 图5为吹气流量与渣面裸露区域的对应关系. 20%50100150200250300350400450500 结果表明，随着流量的增大，裸露面积先逐渐增大， 吹氨流量L·h) 当流量到327.6Lh-1后，裸露面积变化很小.这主 图3原型不同吹气流量下的混匀时间 要是由于大部分能量用于液面翻滚，用于搅拌和吹 Fig.3 Mixing time of different gas flows in the original ladle 开液面的能量增加不大 2.2原型与优化方案的特征对比 优化后的双孔吹气方案，两吹气孔上方形成的 对图2各方案分别进行组合实验，得到两个优 油层裸露区近似为两个圆形.软吹气量下渣面的裸 化方案，其吹气孔位置分布在长轴0.6R(A2,E2)和短 露面积比原型时减小，优化后方案两吹气孔布置较 轴0.6R(C2,G2)处，优化方案混匀时间见图4. 远，气流间扰动较小，相同气量下钢液混匀效果好. 从图4可以看出，相比原型方案，优化后的方 为减少流动对钢包耐材的冲刷，吹气孔不宜靠近包 案混匀时间整体下降，相同流量下混匀时间明显 壁，因此选用优化方案1（图2中A2和E2孔的组 缩短，相同吹气量下混匀效果更好.当吹气量< 合)为现场工业化应用方案. 327.6Lh-1时，气泡做功主要用于推动液体形成 2.3吹Ar的应用效果对比 环流，增加气量可以有效缩短混匀时间.当供气量 图6表明，工艺优化后全氧的变化趋势降低明

增刊 1 阮文康等: 椭圆形钢包底吹氩的流动特征 2 结果分析与讨论 2. 1 原型吹 Ar 方案的流动特征 实际钢包透气砖位于距钢包底中心 0. 2Ｒ 处 ( 图 2 中 D4 和 F4 位置) ，选取九个吹氮流量进行实 验，分别模拟现场吹氩流量 50、100、150、200、250、 300、350、400 和 450 L·min － 1 ． 为减小实验误差，每 组实验做四次，混匀时间取四次实验的平均值，模型 与原型流量如表 2 所示． 表 2 原型不同吹气方案下的混匀时间 Table 2 Mixing time of different gas flows in the original ladle 原型吹氩流量/( L·min － 1 ) 50 100 150 200 250 300 350 400 450 模型吹氮流量/( L·h － 1 ) 54. 6 109. 2 163. 8 218. 4 273 327. 6 382. 2 436. 8 491. 4 混匀时间/s 145. 6 79. 7 60. 2 54. 3 48. 4 39. 6 39. 6 38. 5 34. 5 图 3 表明，原型方案下，当吹气流量 ＜ 200 L· h － 1 时，混匀时间随吹气流量的增加显著降低，这主 要是由于在此气量范围内，吹气过程中增加的气体 动能主要用于流体的搅拌和混匀; 当吹气流量在 200 ～ 300 L·h － 1 时，混匀时间随气量增加降低幅度 有限，此时增加的气体动能一部分用于搅拌和混匀 流体，一大部分则消耗在气体之间的相互干扰和吹 开渣面; 当吹气流量 ＞ 300 L·h － 1 时，增加气量已经 不能有效降低混匀时间，此时增加的气体搅拌动能 主要用于吹开渣面和鼓动液面． 因此，实际吹 Ar 过 程中存在一个临界的吹气流量，当气体流量超过临 界吹气流量后，增加的气体动能对钢液的搅拌混匀 没有贡献，反而会增加渣面吹开的面积和造成钢液 二次氧化． 图 3 原型不同吹气流量下的混匀时间 Fig． 3 Mixing time of different gas flows in the original ladle 2. 2 原型与优化方案的特征对比 对图 2 各方案分别进行组合实验，得到两个优 化方案，其吹气孔位置分布在长轴 0. 6Ｒ( A2，E2) 和短 轴0. 6Ｒ( C2，G2) 处，优化方案混匀时间见图4． 从图 4 可以看出，相比原型方案，优化后的方 案混匀时间整体下降，相同流量下混匀时间明显 缩短，相同吹气量下混匀效果更好． 当吹气量 ＜ 327. 6 L·h － 1 时，气泡做功主要用于推动液体形成 环流，增加气量可以有效缩短混匀时间． 当供气量 图 4 各优化方案的混匀时间对比 Fig． 4 Comparison of mixing time in different optimization cases 超过临界值后，相当一部分能量消耗在液面隆起 和翻滚上，即气 /液界面交换的能量损失，此时气 量的增加对推动液体循环的贡献不大，混匀时间 减少不明显． 最终得到的两个优化方案为: ( 1) 两 吹气孔位置在长轴 0. 6Ｒ( 图 2 中 A2 和 E2 孔的组 合) 处; ( 2) 两吹气孔位置在短轴 0. 6Ｒ( 图 2 中 C2 和 G2 孔的组合) 处，单孔气体流量控制在 327. 6 ～ 382. 2 L·h － 1 ，折合实际为 300 ～ 350 L·min － 1 混匀效 果最好． 图 5 为吹气流量与渣面裸露区域的对应关系． 结果表明，随着流量的增大，裸露面积先逐渐增大， 当流量到 327. 6 L·h － 1 后，裸露面积变化很小． 这主 要是由于大部分能量用于液面翻滚，用于搅拌和吹 开液面的能量增加不大． 优化后的双孔吹气方案，两吹气孔上方形成的 油层裸露区近似为两个圆形． 软吹气量下渣面的裸 露面积比原型时减小，优化后方案两吹气孔布置较 远，气流间扰动较小，相同气量下钢液混匀效果好． 为减少流动对钢包耐材的冲刷，吹气孔不宜靠近包 壁，因此选用优化方案 1 ( 图 2 中 A2 和 E2 孔的组 合) 为现场工业化应用方案． 2. 3 吹 Ar 的应用效果对比 图 6 表明，工艺优化后全氧的变化趋势降低明 ·3·

4 北京科技大学学报 第36卷 50 30 6 25 ·一原型方案(D4.F4) 5 20 ◆长轴0.6R(A2.E2) 15 ▲一短轴0.6R(C2.E2) 10 100 200300400500 吹氮流量L·h) 图5吹气流量与渣面裸露关系曲线 Fig.5 Relationship curves of gas flow and the exposed slag surface 显，优化前钢液面经常出现液面裸露，且现场在钙处 优化前 优化后 方案 理过程中同时开启底吹气，钙线氧化严重造成钢液 图7工艺优化前后软吹增N量对比 的二次氧化.从T.0变化也能看出：工艺优化前钙 Fig.7 Comparison of nitrogen pick-up before and after process opti- 处理过程钢液增氧8×10-6，软吹增氧10×10-6，软 mization 吹并没有达到去除夹杂物和降低二次氧化的目的， (1)在双孔布置条件下，钢液混匀时间随吹气 软吹过程优化前增N量在(3~8)×10-6：工艺优化 量增加而降低，底吹气量存在临界值，超过临界值 后将钙处理过程中底吹Ar关闭，且采用优化后的双 (327.6L/h)后气量增加的动能主要消耗在鼓动液 底吹气孔吹气，在保证总气量不变的情况下钢液面 面和吹开渣面上，对钢液混匀的效果较小 裸露基本消除，大大降低了钢液二次氧化，如图7所 (2)优化后两底吹气孔分别位于长轴0.6R处， 示，钙处理过程全氧从58×10-6降低到47×10-6， 呈180°分布.采用优化后的双底吹气孔吹气，混匀 经软吹后降低到39×10-6，起到了很好的净化钢液 时间整体下降，相同流量下混匀时间明显缩短，相同 的作用，二次氧化有了极大改善，平均增N量控制 吹气量下混匀效果更好 在3×10-6以下. (3)工艺优化后，采用优化后的双底吹气孔吹 120 气，在保证总气量不变的情况下钢液面裸露大大降 文干笼桃兽 低，减少了钢液的二次氧化，钙处理过程全氧从58× 100 10-6降低到47×10-6，经软吹后降低到39×10-6， 80 平均增N量控制在3×10-6以下. 参考文献 40 [Zhang H,Ni H W,Cheng R J,et al.Optimization of bottom ar- gon blowing in 150t ladle.Steelmaking,2009.25(5):8 20 钙处理前钙处理后软吹结束 (张华，倪红卫，成日金，等.150t钢包底吹氩工艺优化.炼 工序节点 钢，2009,25(5)：8) 图6工艺优化前后T.0的对比 Guo D,Irons G A.A water model and numerical study of the Fig.6 Comparison of total oxygen before and after process optimiza- spout height in a gas-stirred vessel.Metall Mater Trans B,2002, tion 33(3):377 B] Wang LT,Zhang Q Y,Peng S H,et al.Mathematical model for growth and removal of inclusion in a multi-tuyere ladle during gas- 3结论 stirring.IS//Int,2005,45 (3)331 以某厂150t椭圆形钢包为原型建立相似比为 Han JJ,LiSQ.Wu L Characteristic number equation about de- scribing mixing effect of steel stirred by argon in the ladle.Chon- 1:4的钢包水模型，分析了原型方案下的流场指标， qing Univ,2012,35(1):76 并在此基础上探索底吹气孔位置、吹气量对钢包内 (韩建军，李士琦，吴龙.描述底吹氩钢包内钢液混合效果的 钢液混匀的影响，得到以下结论： 特征数方程.重庆大学学报，2012,35(1)：76)

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 图 5 吹气流量与渣面裸露关系曲线 Fig． 5 Ｒelationship curves of gas flow and the exposed slag surface 显，优化前钢液面经常出现液面裸露，且现场在钙处 理过程中同时开启底吹气，钙线氧化严重造成钢液 的二次氧化． 从 T. O 变化也能看出: 工艺优化前钙 处理过程钢液增氧 8 × 10 － 6 ，软吹增氧 10 × 10 － 6 ，软 吹并没有达到去除夹杂物和降低二次氧化的目的， 软吹过程优化前增 N 量在( 3 ～ 8) × 10 － 6 ; 工艺优化 后将钙处理过程中底吹 Ar 关闭，且采用优化后的双 底吹气孔吹气，在保证总气量不变的情况下钢液面 裸露基本消除，大大降低了钢液二次氧化，如图 7 所 示，钙处理过程全氧从 58 × 10 － 6 降低到 47 × 10 － 6 ， 经软吹后降低到 39 × 10 － 6 ，起到了很好的净化钢液 的作用，二次氧化有了极大改善，平均增 N 量控制 在 3 × 10 － 6 以下． 图 6 工艺优化前后 T． O 的对比 Fig． 6 Comparison of total oxygen before and after process optimiza￾tion 3 结论 以某厂 150 t 椭圆形钢包为原型建立相似比为 1∶ 4的钢包水模型，分析了原型方案下的流场指标， 并在此基础上探索底吹气孔位置、吹气量对钢包内 钢液混匀的影响，得到以下结论: 图 7 工艺优化前后软吹增 N 量对比 Fig． 7 Comparison of nitrogen pick-up before and after process opti￾mization ( 1) 在双孔布置条件下，钢液混匀时间随吹气 量增加而降低，底吹气量存在临界值，超过临界值 ( 327. 6 L /h) 后气量增加的动能主要消耗在鼓动液 面和吹开渣面上，对钢液混匀的效果较小． ( 2) 优化后两底吹气孔分别位于长轴 0. 6Ｒ 处， 呈 180°分布． 采用优化后的双底吹气孔吹气，混匀 时间整体下降，相同流量下混匀时间明显缩短，相同 吹气量下混匀效果更好． ( 3) 工艺优化后，采用优化后的双底吹气孔吹 气，在保证总气量不变的情况下钢液面裸露大大降 低，减少了钢液的二次氧化，钙处理过程全氧从58 × 10 － 6 降低到 47 × 10 － 6 ，经软吹后降低到 39 × 10 － 6 ， 平均增 N 量控制在 3 × 10 － 6 以下． 参 考 文 献 ［1］ Zhang H，Ni H W，Cheng Ｒ J，et al． Optimization of bottom ar￾gon blowing in 150 t ladle． Steelmaking，2009，25( 5) : 8 ( 张华，倪红卫，成日金，等． 150 t 钢包底吹氩工艺优化． 炼 钢，2009，25( 5) : 8) ［2］ Guo D，Irons G A． A water model and numerical study of the spout height in a gas-stirred vessel． Metall Mater Trans B，2002， 33( 3) : 377 ［3］ Wang L T，Zhang Q Y，Peng S H，et al． Mathematical model for growth and removal of inclusion in a multi-tuyere ladle during gas￾stirring． ISIJ Int，2005，45( 3) : 331 ［4］ Han J J，Li S Q，Wu L． Characteristic number equation about de￾scribing mixing effect of steel stirred by argon in the ladle． J Chon￾qing Univ，2012，35( 1) : 76 ( 韩建军，李士琦，吴龙． 描述底吹氩钢包内钢液混合效果的 特征数方程． 重庆大学学报，2012，35( 1) : 76) ·4·

增刊1 阮文康等：椭圆形钢包底吹氩的流动特征 5· [5]Sahai Y,Emi T.Melt flow characterization in continuous casting bottom-blowing in ladle.Steelmaking,1992,8 (4):35 tundishes.ISIJ Int,1996,36(6):667 (何平，胡现槐，梁泽基.钢包底吹氩一些问题的分析.炼钢， 6Chattopadhyay K,Sengupta A,AjmaniSK,et a Optimisation of 1992,8(4):35) dual purging location for better mixing in ladle:a water model 9]Kim S H,Fruehan R J.Physical modeling of gas/liquid mass study.Ironmaking Steelmaking,2009,36(7):537 transfer in a gas stirred ladle.Metall Trans B,1987,18:673 Fan YJ,Yang M S.Application of argon stirring in ladle for con- [10]Zhou Y,Dong Y C,Wang H C,et al.Mathematical simulation verter steelmaking.Iron Steel,2001,36(4):20 on blowing argon at bottom of ladle on extemal refining.JAnhui (范英俊，杨明生.钢包底吹氩在转炉生产中的应用.钢铁， Unig Technol,2002,19(2):91 2001,36(4):20) (周云，董元篪，王海川，等。炉外精炼中钢包底吹氩流场的 [8]He P,Hu X H,Liang X J.Analysis on some problems about argon 数学模拟.安徽工业大学学报，2002,19(2)：91)

增刊 1 阮文康等: 椭圆形钢包底吹氩的流动特征 ［5］ Sahai Y，Emi T． Melt flow characterization in continuous casting tundishes． ISIJ Int，1996，36( 6) : 667 ［6］ Chattopadhyay K，Sengupta A，Ajmani S K，et al． Optimisation of dual purging location for better mixing in ladle: a water model study． Ironmaking Steelmaking，2009，36( 7) : 537 ［7］ Fan Y J，Yang M S． Application of argon stirring in ladle for con￾verter steelmaking． Iron Steel，2001，36( 4) : 20 ( 范英俊，杨明生． 钢包底吹氩在转炉生产中的应用． 钢铁， 2001，36( 4) : 20) ［8］ He P，Hu X H，Liang X J． Analysis on some problems about argon bottom-blowing in ladle． Steelmaking，1992，8( 4) : 35 ( 何平，胡现槐，梁泽基． 钢包底吹氩一些问题的分析． 炼钢， 1992，8( 4) : 35) ［9］ Kim S H，Fruehan Ｒ J． Physical modeling of gas/liquid mass transfer in a gas stirred ladle． Metall Trans B，1987，18: 673 ［10］ Zhou Y，Dong Y C，Wang H C，et al． Mathematical simulation on blowing argon at bottom of ladle on external refining． J Anhui Univ Technol，2002，19( 2) : 91 ( 周云，董元篪，王海川，等． 炉外精炼中钢包底吹氩流场的 数学模拟． 安徽工业大学学报，2002，19( 2) : 91) ·5·