250t钢包底吹氩精炼工艺优化的物理模拟

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 250t钢包底吹氩精炼工艺优化的物理模拟 郑 万区，屠浩”，李光强”，沈星”，徐云龙”，朱诚意”，卢凯2) 1)武汉科技大学钢铁治金及资源利用省部共建教有部重点实验室，武汉430081 2)武汉钢铁股份有限公司炼钢总厂，武汉430083 ☒通信作者，Emai:zhengwan@wust.cdu.cn 摘要以2501底吹氩钢包为原形，根据相似原理进行水模型实验，研究了不同透气砖布置参数、吹氩量、加料位置及透气砖 透气性能变化对精炼效果的影响.结果表明：0.75R(透气砖在距钢包底部中心为0.75倍钢包底部半径R的位置)的双透气 砖布置较0.64R、0.5R混匀时间短，但对包壁的冲刷严重；双透气砖大夹角(135°、180°)布置比小夹角(45°、90°)混匀时间短， 0.64R一180°的双透气砖对称布置方案最优.在透气砖上方或双透气砖连线中垂线区域内添加物料，混匀时间最短：吹气量控 制在67~70m/小之间，可充分利用气体的搅拌能量，满足混匀时间短且不会产生卷渣的洁净钢精炼要求：透气砖堵塞较双孔 正常吹气混匀时间延长，顶部钢液形成两个大小不一的裸露亮圈，并加重对包壁耐材的冲刷与侵蚀，降低钢液的混均效果及 钢的洁净度. 关键词钢包精炼：吹氩：优化：水模拟 分类号T℉769.2 Physical simulation of refining process optimization for bottom argon blowing in a 250 t ladle ZHENG Wan'"a,TU Hao”,I Guang-qiang”,SHEN Xing”',XU Yun--ong',ZHU Cheng-→i',LU Kai 1)Key Laboratory for Ferrous Metallurgy and Resources Utilization of Ministry of Education,Wuhan University of Science and Technology,Wuhan 430081,China 2)Steelmaking Plant of Wuhan Iron Steel Co.,Ltd.Wuhan 430083,China Corresponding author,E-mail:zhengwan@wust.edu.cn ABSTRACT The influence of different permeable brick layout parameters,gas flowrate,feeding location and change in permeability of permeable bricks,on the refining effect was investigated by using water model experiment according to the prototype of a 250 t ladle with bottom argon blowing.It is shown that the mixing time of liquid steel with an arrangement of two permeable bricks at 0.75R(the position from the center of the ladle bottom to permeable bricks is 0.75 times the radius R of the ladle bottom)is shorter than that of permeable brick arrangements at 0.64R and 0.5R,but this permeable brick arrangement results in a serious erosion of the ladle wall. Moreover,the mixing time of liquid steel with an arrangement of two permeable bricks at larger angles (135,180)is shorter than that at smaller angles (45,9).Thus the 0.64R-180 arrangement of two permeable bricks is the optimal solution.When material for liquid steel refining is added above permeable bricks or in the perpendicular bisector zone of the connection line of two permeable bricks,the mixing time of liquid steel is the shortest.The optimal bottom gas-blowing flowrate is 67 to 70mh,which can meet the clean steel production requirement,i.e.,the mixing time of liquid steel is short,slag entrapment can be avoided,and the gas mixing energy can fully be used.The mixing time of liquid steel under the condition of permeable brick clogging prolongs and two bare bright circles with different sizes form in top liquid steel,which increases the erosion of the ladle wall refractory and reduce the mixing effect and cleanliness of liquid steel. KEY WORDS ladle metallurgy:argon blowing:optimization:physical modelling 收稿日期：2013-1109 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.s1.011: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 250 t 钢包底吹氩精炼工艺优化的物理模拟 郑 万1) ，屠 浩1) ，李光强1) ，沈 星1) ，徐云龙1) ，朱诚意1) ，卢 凯2 ) 1) 武汉科技大学钢铁冶金及资源利用省部共建教育部重点实验室，武汉 430081 2) 武汉钢铁股份有限公司炼钢总厂，武汉 430083  通信作者，E-mail: zhengwan@ wust． edu． cn 摘 要 以 250 t 底吹氩钢包为原形，根据相似原理进行水模型实验，研究了不同透气砖布置参数、吹氩量、加料位置及透气砖 透气性能变化对精炼效果的影响． 结果表明: 0. 75Ｒ( 透气砖在距钢包底部中心为 0. 75 倍钢包底部半径 Ｒ 的位置) 的双透气 砖布置较 0. 64Ｒ、0. 5Ｒ 混匀时间短，但对包壁的冲刷严重; 双透气砖大夹角( 135°、180°) 布置比小夹角( 45°、90°) 混匀时间短， 0. 64Ｒ--180°的双透气砖对称布置方案最优． 在透气砖上方或双透气砖连线中垂线区域内添加物料，混匀时间最短; 吹气量控 制在 67 ～ 70 m3 /h 之间，可充分利用气体的搅拌能量，满足混匀时间短且不会产生卷渣的洁净钢精炼要求; 透气砖堵塞较双孔 正常吹气混匀时间延长，顶部钢液形成两个大小不一的裸露亮圈，并加重对包壁耐材的冲刷与侵蚀，降低钢液的混均效果及 钢的洁净度． 关键词 钢包精炼; 吹氩; 优化; 水模拟 分类号 TF769. 2 Physical simulation of refining process optimization for bottom argon blowing in a 250 t ladle ZHENG Wan1)  ，TU Hao 1) ，LI Guang-qiang1) ，SHEN Xing1) ，XU Yun-long1) ，ZHU Cheng-yi 1) ，LU Kai 2) 1) Key Laboratory for Ferrous Metallurgy and Ｒesources Utilization of Ministry of Education，Wuhan University of Science and Technology，Wuhan 430081，China 2) Steelmaking Plant of Wuhan Iron ＆ Steel Co． ，Ltd． ，Wuhan 430083，China  Corresponding author，E-mail: zhengwan@ wust． edu． cn 收稿日期: 2013--11--09 DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． s1． 011; http: / /journals． ustb． edu． cn ABSTＲACT The influence of different permeable brick layout parameters，gas flowrate，feeding location and change in permeability of permeable bricks，on the refining effect was investigated by using water model experiment according to the prototype of a 250 t ladle with bottom argon blowing． It is shown that the mixing time of liquid steel with an arrangement of two permeable bricks at 0. 75Ｒ ( the position from the center of the ladle bottom to permeable bricks is 0. 75 times the radius Ｒ of the ladle bottom) is shorter than that of permeable brick arrangements at 0. 64Ｒ and 0. 5Ｒ，but this permeable brick arrangement results in a serious erosion of the ladle wall． Moreover，the mixing time of liquid steel with an arrangement of two permeable bricks at larger angles ( 135°，180°) is shorter than that at smaller angles ( 45°，90°) ． Thus the 0. 64Ｒ-180° arrangement of two permeable bricks is the optimal solution． When material for liquid steel refining is added above permeable bricks or in the perpendicular bisector zone of the connection line of two permeable bricks，the mixing time of liquid steel is the shortest． The optimal bottom gas-blowing flowrate is 67 to 70 m3 ·h － 1 ，which can meet the clean steel production requirement，i． e． ，the mixing time of liquid steel is short，slag entrapment can be avoided，and the gas mixing energy can fully be used． The mixing time of liquid steel under the condition of permeable brick clogging prolongs and two bare bright circles with different sizes form in top liquid steel，which increases the erosion of the ladle wall refractory and reduce the mixing effect and cleanliness of liquid steel． KEY WOＲDS ladle metallurgy; argon blowing; optimization; physical modelling

·54 北京科技大学学报 第36卷 钢包底吹氩搅拌技术是一种经济适用且简单易 体流量1-，具体如下： 行的精炼方法，得到了广泛应用.采用合理工艺参 Qir.m=0.01390Arp (1) 数的底吹氩精炼能有效改善钢渣反应及混匀动力学 式中：下标m和p分别表示模型和原型；Q为气体 条件，均匀钢水成分和温度，降低钢液中非金属夹杂 物含量，改善钢液质量。目前，钢厂生产高洁净 流量，m3h1 度的钢种一般都采用钢包吹氩精炼方式面，因此对 对于钢一渣界面流动状态，主要受到界面表面 张力的影响，除了考虑修正弗劳德准数相等外还应 钢包吹氩搅拌效果的要求也越来越高.国内外很多 考虑韦伯准数We相等，根据We相等确定模拟钢渣 学者采用物理和数值模拟方法研究了钢包底吹搅拌 混合行为.相关研究表明，透气砖数量、位置布 的混合油密度如下： 2 置及加料位置在工厂设计时己确定，但混均效果不 P。=P.- pCX2.(p,-pg） (2) 理想，常经过实践及模拟研究优化.底吹氩气量控 Pip 制十分重要，不同钢包容量、高度及不同的透气砖数 式中：p,P,P,和Pu分别是水、钢液、混合油和钢渣 量、位置布置都会影响其合理的吹气量范围，而且精 的密度，kgm-3;0.-和0分别是水/油和渣/钢 炼过程的主要治金目的不同，需采用不同吹气量控 间的界面张力，N·m:p和p分别是标态下氩气 制模式（如强吹+软吹模式），既可以改善钢渣反应 和空气的密度，kgm. 及混匀动力学条件、缩短混均时间以及促进夹杂物 取ow-。=0.044N·m-,0s=1.22N·m; 充分上浮，又避免顶渣的卷混与钢液的裸露，取得了 p.=7000kgm’,pas=3500kg°m-3,p.=1000kg 良好的效果.但是，钢包透气砖需承受高温钢液和 m3,ppm=40/29.以航空煤油和真空泵油按一 钢渣的多种作用，其透气性能难免发生变化，而对于 定比例配得的混合油密度p。=867kg·m3 透气砖在服役过程中透气性能的变化对精炼效果的 文献3]研究表明，透气砖狭缝尺寸与底吹功 影响未见报道，对于加料位置优化的相关研究没有 率紧密相关，减少透气砖狭缝宽度可以减少钢水渗 结合钢液流动特性进行分析，且大型钢包双透气砖 透，同时要求增加透气砖的狭缝条数和狭缝长度以 180°夹角布置情况下加料位置的优化未见报道. 确保足够的钢水搅拌强度.为了模拟准确，水力学 本研究以250t钢包及狭缝式透气砖结构为原 模型钢包底部的透气砖结构、狭缝数量及尺寸，根据 型，以1：4比例制作水力学模型，针对大中型钢包多 钢厂实际透气砖（图1）按1：4进行相似比缩小，缝 采用双透气砖布置的条件下，考察了不同双透气砖 隙用蜡封处理，配合36件套公制塞尺，使缝宽达到 布置（径向半径，双透气砖夹角）、吹气量和示踪剂 0.1mm. 加入位置对混匀时间的影响，重点研究了透气砖透 气性能变化对混匀时间、钢液裸露面积及包壁耐材 冲刷的影响，揭示其影响规律，确立合理的钢包底吹 氩工艺参数，进一步提高底吹氩精炼效率及钢液的 纯净度，为优化钢包吹氩混匀效果的操作与工艺参 数设计提供理论依据， 1实验 1.1实验原理 水力学模型实验的理论基础是相似原理o 根据相似理论，一般主要考虑几何相似和动力学相 似.对于几何相似，本实验模型和原型的相似比入= 图1狭缝式透气砖狭缝分布示意图 Fig.I Illustration of narrow slit permeable bricks 1:4;对于动力学相似，由于引起底吹氩钢包内钢液 流动的动力是气泡浮力，因此该流动为惯性力与 1.2实验装置和相关参数的测定方法 重力起主导作用，一般只考虑修正弗劳德准数相 水模型实验装置如图2所示.根据实际钢包尺 等就可以使用缩小的模型来对原型钢液的流动进行 寸，按相似比1：4制作有机玻璃模型，实际钢包原型 模拟. 以及模型的部分参数见表1. 由F。=F。,可以计算出对应于原型的底吹气 用示踪剂法测量钢包内钢液混匀时间（平均停

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 钢包底吹氩搅拌技术是一种经济适用且简单易 行的精炼方法，得到了广泛应用． 采用合理工艺参 数的底吹氩精炼能有效改善钢渣反应及混匀动力学 条件，均匀钢水成分和温度，降低钢液中非金属夹杂 物含量，改善钢液质量［1--3］． 目前，钢厂生产高洁净 度的钢种一般都采用钢包吹氩精炼方式［4］，因此对 钢包吹氩搅拌效果的要求也越来越高． 国内外很多 学者采用物理和数值模拟方法研究了钢包底吹搅拌 混合行为． 相关研究表明［5--9］，透气砖数量、位置布 置及加料位置在工厂设计时已确定，但混均效果不 理想，常经过实践及模拟研究优化． 底吹氩气量控 制十分重要，不同钢包容量、高度及不同的透气砖数 量、位置布置都会影响其合理的吹气量范围，而且精 炼过程的主要冶金目的不同，需采用不同吹气量控 制模式( 如强吹 + 软吹模式) ，既可以改善钢渣反应 及混匀动力学条件、缩短混均时间以及促进夹杂物 充分上浮，又避免顶渣的卷混与钢液的裸露，取得了 良好的效果． 但是，钢包透气砖需承受高温钢液和 钢渣的多种作用，其透气性能难免发生变化，而对于 透气砖在服役过程中透气性能的变化对精炼效果的 影响未见报道，对于加料位置优化的相关研究没有 结合钢液流动特性进行分析，且大型钢包双透气砖 180°夹角布置情况下加料位置的优化未见报道． 本研究以 250 t 钢包及狭缝式透气砖结构为原 型，以 1∶ 4比例制作水力学模型，针对大中型钢包多 采用双透气砖布置的条件下，考察了不同双透气砖 布置( 径向半径，双透气砖夹角) 、吹气量和示踪剂 加入位置对混匀时间的影响，重点研究了透气砖透 气性能变化对混匀时间、钢液裸露面积及包壁耐材 冲刷的影响，揭示其影响规律，确立合理的钢包底吹 氩工艺参数，进一步提高底吹氩精炼效率及钢液的 纯净度，为优化钢包吹氩混匀效果的操作与工艺参 数设计提供理论依据． 1 实验 1. 1 实验原理 水力学模型实验的理论基础是相似原理［10］． 根据相似理论，一般主要考虑几何相似和动力学相 似． 对于几何相似，本实验模型和原型的相似比λ = 1∶ 4; 对于动力学相似，由于引起底吹氩钢包内钢液 流动的动力是气泡浮力［11］，因此该流动为惯性力与 重力起主导作用，一般只考虑修正弗劳德准数 Fr'相 等就可以使用缩小的模型来对原型钢液的流动进行 模拟． 由 Fr' m = Fr' p，可以计算出对应于原型的底吹气 体流量［11--12］，具体如下: Qair，m = 0. 013 9QAr，p ( 1) 式中: 下标 m 和 p 分别表示模型和原型; Q 为气体 流量，m3 ·h － 1 ． 对于钢--渣界面流动状态，主要受到界面表面 张力的影响，除了考虑修正弗劳德准数相等外还应 考虑韦伯准数 We 相等，根据 We 相等确定模拟钢渣 的混合油密度如下: ρo = ρw － ρ 2 Arρ 4 wσ2 s － slag ρ 2 airρ 4 sσ2 w － o ·λ2 ·( ρs － ρslag ) ( 2) 式中: ρw、ρs、ρo和 ρslag分别是水、钢液、混合油和钢渣 的密度，kg·m － 3 ; σw － o和 σs#slag分别是水/油和渣/钢 间的界面张力，N·m － 1 ; ρAr和 ρair分别是标态下氩气 和空气的密度，kg·m － 3 ． 取 σw － o = 0. 044 N·m － 1 ，σs#slag = 1. 22 N·m － 1 ; ρs = 7 000 kg·m － 3 ，ρslag = 3 500 kg·m － 3 ，ρw = 1 000 kg· m － 3 ，ρAr /ρair = 40 /29． 以航空煤油和真空泵油按一 定比例配得的混合油密度 ρo = 867 kg·m － 3 ． 文献［13］研究表明，透气砖狭缝尺寸与底吹功 率紧密相关，减少透气砖狭缝宽度可以减少钢水渗 透，同时要求增加透气砖的狭缝条数和狭缝长度以 确保足够的钢水搅拌强度． 为了模拟准确，水力学 模型钢包底部的透气砖结构、狭缝数量及尺寸，根据 钢厂实际透气砖( 图 1) 按 1∶ 4进行相似比缩小，缝 隙用蜡封处理，配合 36 件套公制塞尺，使缝宽达到 0. 1 mm． 图 1 狭缝式透气砖狭缝分布示意图 Fig． 1 Illustration of narrow slit permeable bricks 1. 2 实验装置和相关参数的测定方法 水模型实验装置如图 2 所示． 根据实际钢包尺 寸，按相似比 1∶ 4制作有机玻璃模型，实际钢包原型 以及模型的部分参数见表 1． 用示踪剂法测量钢包内钢液混匀时间( 平均停 ·54·

增刊1 郑万等：250t钢包底吹氩精炼工艺优化的物理模拟 ·55· 留时间)，采用DJ800电导率仪，通过刺激一响应技 200mm处，将100mL示踪剂（饱和NaCl溶液）通过 术测定停留时间分布(residence time distribution, 漏斗加至两喷吹流股汇流处（考察示踪剂加入位置 RTD)曲线，实验取定的混匀度为95%，计算出混匀 时除外)的液面下深度约150mm处，每组实验测量 时间.用水模拟钢液，压缩空气模拟氩气，将电极插 三次，取三次测量平均值，以此来确定不同吹炼模式 入透气砖远端的底部滞流区，距熔池底部和包壁约 下熔池内混匀时间 加示踪剂 流量计 DJ800 吹 电导率仪 透气砖 电极 电脑 图2水模型实验装置示意图 Fig.2 Schematic diagram of experimental apparatus for water modelling 表1钢包原型和模型的主要参数 包最佳的底吹氩强度为1~5Lmin1t回，结合 Table 1 Main parameters of the prototype and model 现场实际运行参数，设定250t钢包吹气量为30~ 上口 下口 熔池 有效喷嘴 参数 85m3h1,按式(1)选择八个水平相应实验吹气量. 直径/mm直径/mm深度/mm直径/mm 2501钢包 3880 3774 3800 140 同时，针对服役过程中双透气砖堵塞以双孔之一堵 模型 970 944 950 35 塞50%和100%（相当单透气砖吹气）进行了模拟. 针对最优的双透气砖布置进行临界卷渣吹气量Q。 为了确定临界卷渣的条件，采用目测观察并照 实验研究，对透气砖性能变化计算顶渣裸露面积，渣 相记录不同吹气量下钢渣界面情况，开始出现油滴 层厚度为30mm(相当于实际生产钢包顶渣厚度为 脱离油层进入水中不能返回时的吹气量为临界卷渣 120mm左右). 吹气量Q,采用照相记录顶部裸露面的情况，用 格点法计算顶部裸露面积. 2 结果与讨论 1.3实验方案 2.1双透气砖不同径向布置和吹气量对混匀时间 透气砖到钢包底部中心间距L分别为0.5R(R 的影响 为钢包底部半径)、0.64R和0.75R;双透气砖夹角 双透气砖180°夹角不同径向布置和吹气量对 分别为45°90°、135°和180°，透气砖布置方式和优 混匀时间的影响如图4所示.在0.42~0.93m3· 化加料位置的示踪剂加入位置编号如图3所示；钢 h底吹气量范围内，随底吹气量的增加，混匀时间 透气砖 快速降低；当底吹气量大于0.93m3·h-1时，混匀时 间随底吹气量增加下降的幅度变小，甚至反而延长 上述现象与气泡的能量利用率有关4-1：在底吹气 量较小时，透气砖出口为弥散性气泡，吹入的气体由 底部上升至顶部，温度快速升高而体积膨胀，推动液 体流动，形成环流，因此增加供气量使气泡搅拌功增 双透气砖夹角 加，增大环流速度，从而使混匀时间明显减小；但当 供气量超过某一临界值时，气柱会变粗大甚至形成 气袋，产生贯穿气流，相当一部分能量消耗于液面隆 图3底部透气砖布置示意图 起与翻滚，即随气一液界面交换能量而损失，部分气 Fig.3 Sketch map of permeable brick layout and additive feeding lo- 体直接溢出液面，随着气泡从液面溢出，也带走一部 cation 分能量.因此，尽管总能量增加，但用于液体环流的

增刊 1 郑 万等: 250 t 钢包底吹氩精炼工艺优化的物理模拟 留时间) ，采用 DJ800 电导率仪，通过刺激--响应技 术测定停留时间分布( residence time distribution， ＲTD) 曲线，实验取定的混匀度为 95% ，计算出混匀 时间． 用水模拟钢液，压缩空气模拟氩气，将电极插 入透气砖远端的底部滞流区，距熔池底部和包壁约 200 mm 处，将 100 mL 示踪剂( 饱和 NaCl 溶液) 通过 漏斗加至两喷吹流股汇流处( 考察示踪剂加入位置 时除外) 的液面下深度约 150 mm 处，每组实验测量 三次，取三次测量平均值，以此来确定不同吹炼模式 下熔池内混匀时间． 图 2 水模型实验装置示意图 Fig． 2 Schematic diagram of experimental apparatus for water modelling 表 1 钢包原型和模型的主要参数 Table 1 Main parameters of the prototype and model 参数 上口 直径/mm 下口 直径/mm 熔池 深度/mm 有效喷嘴 直径/mm 250 t 钢包 3880 3774 3800 140 模型 970 944 950 35 为了确定临界卷渣的条件，采用目测观察并照 相记录不同吹气量下钢渣界面情况，开始出现油滴 脱离油层进入水中不能返回时的吹气量为临界卷渣 吹气量 QC ［13］，采用照相记录顶部裸露面的情况，用 格点法计算顶部裸露面积． 图 3 底部透气砖布置示意图 Fig． 3 Sketch map of permeable brick layout and additive feeding lo￾cation 1. 3 实验方案 透气砖到钢包底部中心间距 L 分别为 0. 5Ｒ ( Ｒ 为钢包底部半径) 、0. 64Ｒ 和 0. 75Ｒ; 双透气砖夹角 分别为 45°、90°、135°和 180°，透气砖布置方式和优 化加料位置的示踪剂加入位置编号如图 3 所示; 钢 包最佳的底吹氩强度为 1 ～ 5 L·min － 1 ·t － 1［2］，结合 现场实际运行参数，设定 250 t 钢包吹气量为30 ～ 85 m3 ·h － 1 ，按式( 1) 选择八个水平相应实验吹气量． 同时，针对服役过程中双透气砖堵塞以双孔之一堵 塞 50% 和 100% ( 相当单透气砖吹气) 进行了模拟． 针对最优的双透气砖布置进行临界卷渣吹气量 QC 实验研究，对透气砖性能变化计算顶渣裸露面积，渣 层厚度为 30 mm( 相当于实际生产钢包顶渣厚度为 120 mm 左右) ． 2 结果与讨论 2. 1 双透气砖不同径向布置和吹气量对混匀时间 的影响 双透气砖 180°夹角不同径向布置和吹气量对 混匀时间的影响如图 4 所示． 在 0. 42 ～ 0. 93 m3 · h － 1 底吹气量范围内，随底吹气量的增加，混匀时间 快速降低; 当底吹气量大于 0. 93 m3 ·h － 1 时，混匀时 间随底吹气量增加下降的幅度变小，甚至反而延长． 上述现象与气泡的能量利用率有关［14--15］: 在底吹气 量较小时，透气砖出口为弥散性气泡，吹入的气体由 底部上升至顶部，温度快速升高而体积膨胀，推动液 体流动，形成环流，因此增加供气量使气泡搅拌功增 加，增大环流速度，从而使混匀时间明显减小; 但当 供气量超过某一临界值时，气柱会变粗大甚至形成 气袋，产生贯穿气流，相当一部分能量消耗于液面隆 起与翻滚，即随气--液界面交换能量而损失，部分气 体直接溢出液面，随着气泡从液面溢出，也带走一部 分能量． 因此，尽管总能量增加，但用于液体环流的 ·55·

·56· 北京科技大学学报 第36卷 能量增加不大，致使供气量增大，混匀时间减少不明 130 显.对于双透气砖0.75R布置，气量大于1.04m3· 120 量0.64R-45° -◆-0.64R-90° h时混匀时间反而随吹气量的增加而延长，此时可 110 ▲-0.64R-135 T-0.64R-180° 能由于供气量过大已发生卷渣，破坏了钢液稳定的 100 流场，混匀时间延长 90 120 80 -0.5R-180° 110 ●-0.64R-180P 70 ▲0.75R-180° 100 604 90 50 0 0.40.50.60.70.8091.01.11.2 吹气量(m.h 70 图5双透气砖夹角和吹气量对混匀时间的影响 60- Fig.5 Effect of an angular arrangement of two permeable bricks and flowrate on mixing time 400405060708.0910112 2.3示踪剂加入位置对混匀时间的影响 吹气量m,h) 在实际生产中，当钢包内需添加合金时，正确选 图4双透气砖径向布置和吹气量对混匀时间的影响 择加入位置也是保证精炼高效率的措施之一.通过 Fig.4 Effect of a radial arrangement of two permeable bricks and flowrate on mixing time 实验找出添加剂加入的合适位置，可以优化现场加 料合适位置的设计或技术改造.实验中示踪剂根据 由图4还可以看出，同一底吹气量气量条件下， 二分法选取不同位置加入.对于0.64R-180°双孔 随着透气砖布置远离包底中心，混匀时间逐渐缩短， 透气砖布置，吹气量为0.93m3·h1,示踪剂加入位 在0.75R透气砖布置时，混匀时间最短.主要原因 置与混匀时间的关系如图6所示.采用Simple算 是两透气砖元件相隔较远时，液体的循环回路变长， 法，利用商业Fluent6.0软件进行计算求解，得到双 液体运动的速度梯度减小，速度增大，在搅拌过程中 透气砖中心连线截面的流场分布图如图7所示. 两气柱受相邻流股的干扰和抵消小，能量损失少，因 而搅拌效果好，混匀时间短.0.75R透气砖布置较 15 0.64R布置混匀时间减小不是很明显，但0.75R透 气砖布置较0.64R布置靠近包壁，随吹气量的增 65 加，吹出的气体更易冲刷包壁，造成耐火材料侵蚀 60 加剧. 综上所述，为提高混匀效率和能量利用率，同时 50 减少对耐材的侵蚀，生产中以0.64R的双透气砖布 置，0.93m3h1(折合现场为67m3h)的吹气量 为佳. 5 2.2双透气砖不同夹角布置和吹气量对混匀时间 示踪剂加人位置 的影响 图6示踪剂加入位置对混匀时间的影响 Fig.6 Effect of tracer adding positon above the ladle on mixing time 0.64R双透气砖布置不同夹角和吹气量对混匀 时间的影响如图5所示.随着吹气量的增加，混匀 由图6可以看出，在透气砖正上方1"位置以及 时间的变化规律与图4基本一致，最优吹气量为 两透气砖连线中垂线3"、4"和5位置加入示踪剂， 0.93m3·h-.随着双透气砖夹角的增大，混匀时间 混匀时间在60s以内.由图7可知：对于对称的双 减少.原因在于夹角越小，随着底吹气量的增大，两 透气砖布置，1·位置处于喷吹流股的气液两相区内， 气柱越来越粗，在水中的距离越来越近，两气流股 钢液受到强大气流的喷吹将会产生较大的初速度， “相撞”更为剧烈，损失能量越多，混匀时间较长.因 并随整个循环流区域流动；3"、4和5位置处于两上 此，要满足生产要求，提高搅拌效率，采用180°大角 升流回落的区域，在下降的过程中，会受到透气砖附 度和0.93m3h1吹气量为佳. 近气液两相区上升湍流的带动而进一步下内运动

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 能量增加不大，致使供气量增大，混匀时间减少不明 显． 对于双透气砖 0. 75Ｒ 布置，气量大于 1. 04 m3 · h － 1 时混匀时间反而随吹气量的增加而延长，此时可 能由于供气量过大已发生卷渣，破坏了钢液稳定的 流场，混匀时间延长． 图 4 双透气砖径向布置和吹气量对混匀时间的影响 Fig． 4 Effect of a radial arrangement of two permeable bricks and flowrate on mixing time 由图 4 还可以看出，同一底吹气量气量条件下， 随着透气砖布置远离包底中心，混匀时间逐渐缩短， 在 0. 75Ｒ 透气砖布置时，混匀时间最短． 主要原因 是两透气砖元件相隔较远时，液体的循环回路变长， 液体运动的速度梯度减小，速度增大，在搅拌过程中 两气柱受相邻流股的干扰和抵消小，能量损失少，因 而搅拌效果好，混匀时间短． 0. 75Ｒ 透气砖布置较 0. 64Ｒ 布置混匀时间减小不是很明显，但 0. 75Ｒ 透 气砖布置较 0. 64Ｒ 布置靠近包壁，随吹气量的增 加，吹出的气体更易冲刷包壁，造成耐火材料侵蚀 加剧． 综上所述，为提高混匀效率和能量利用率，同时 减少对耐材的侵蚀，生产中以 0. 64Ｒ 的双透气砖布 置，0. 93 m3 ·h － 1 ( 折合现场为 67 m3 ·h － 1 ) 的吹气量 为佳． 2. 2 双透气砖不同夹角布置和吹气量对混匀时间 的影响 0. 64Ｒ 双透气砖布置不同夹角和吹气量对混匀 时间的影响如图 5 所示． 随着吹气量的增加，混匀 时间的变化规律与图 4 基本一致，最优吹气量为 0. 93 m3 ·h － 1 ． 随着双透气砖夹角的增大，混匀时间 减少． 原因在于夹角越小，随着底吹气量的增大，两 气柱越来越粗，在水中的距离越来越近，两气流股 “相撞”更为剧烈，损失能量越多，混匀时间较长． 因 此，要满足生产要求，提高搅拌效率，采用 180°大角 度和 0. 93 m3 ·h － 1 吹气量为佳． 图 5 双透气砖夹角和吹气量对混匀时间的影响 Fig． 5 Effect of an angular arrangement of two permeable bricks and flowrate on mixing time 2. 3 示踪剂加入位置对混匀时间的影响 在实际生产中，当钢包内需添加合金时，正确选 择加入位置也是保证精炼高效率的措施之一． 通过 实验找出添加剂加入的合适位置，可以优化现场加 料合适位置的设计或技术改造． 实验中示踪剂根据 二分法选取不同位置加入． 对于 0. 64Ｒ--180°双孔 透气砖布置，吹气量为 0. 93 m3 ·h － 1 ，示踪剂加入位 置与混匀时间的关系如图 6 所示． 采用 Simple 算 法，利用商业 Fluent 6. 0 软件进行计算求解，得到双 透气砖中心连线截面的流场分布图如图 7 所示． 图 6 示踪剂加入位置对混匀时间的影响 Fig． 6 Effect of tracer adding positon above the ladle on mixing time 由图 6 可以看出，在透气砖正上方 1# 位置以及 两透气砖连线中垂线 3# 、4# 和 5# 位置加入示踪剂， 混匀时间在 60 s 以内． 由图 7 可知: 对于对称的双 透气砖布置，1# 位置处于喷吹流股的气液两相区内， 钢液受到强大气流的喷吹将会产生较大的初速度， 并随整个循环流区域流动; 3# 、4# 和 5# 位置处于两上 升流回落的区域，在下降的过程中，会受到透气砖附 近气液两相区上升湍流的带动而进一步下内运动， ·56·

增刊1 郑万等：250t钢包底吹氩精炼工艺优化的物理模拟 ·57· Flow velocity of 时，双孔之一堵塞100%较正常吹气和堵塞50%的 liquid steel ■1.69x109 混匀时间都短，这是因为底吹气量较小时，吹出气体 L.57×10 的能量不足以搅动整个液体循环流动，双透气砖又 1.45×10 -1.33x10° 将气量一分为二，弱化了搅拌的效果：而双透气砖之 1.21×109 一堵塞100%时，相当于单孔供气，此时气量集中， 1.09x10 9.68×10 上升气流带动钢液循环流动的速度较大，混匀时间 8.47×101 相对较短.底吹气量大于0.78m3·h时，随着堵塞 7.26×101 6.06x10 面积的增加，混匀时间变长，因为双透气砖吹气时， 4.85×10 只要两个透气砖不被完全堵死，在钢包内就能形成 3.64×101 2.43x10 两股上升气流，对钢液扰动活跃，不易形成死区：出 1.22x101 现堵塞时，总吹气量不变，但未堵塞孔较正常吹气时 41.50×103 m-s-1 气量增多，易产生贯穿流，伴随气体的溢出损失一部 分能量，而用于推动钢液循环流动的能量减少，堵塞 面积越大，损失能量越多.当双孔之一堵100%，只 图7双透气砖中心连线藏面流场 形成一个循环流，对钢液搅动效果不好，易形成死 Fig.7 Flow field on the center connection section of two permeable bricks 区，因而混匀时间最长 因此处于此区域内的钢液运动较活跃，混匀效果较 120叶 ■一0.64公-180双孔正常吹气 好，有利于添加物的混匀及夹杂物上浮：7位于小循 -。一0.64R-180°双孔之 一堵50% 110 ·0.64R-180°双孔之一堵100% 环流区域，2和6"处于大循环流区域的环流中心，环 100 流速度较慢，易形成死区，因而混匀时间较长.因 90 此，对于现场6”位置的加料布置，建议对加料位置 80- 管道进行技术改造，也可供设计院在设计类似大型 70 钢包加料位置参考.钟良才等的针对120t小型钢 60 包小夹角双透气砖布置进行研究，得出双透气砖对 50 侧中心区域为优化加料位置，本研究针对大型钢包 0.40.50.60.70.80.91.01.11.2 双透气砖180°夹角布置于透气砖上方或双透气砖 吹气量m.h 连线中垂线区域加料，有利于添加物的快速混匀 图8透气砖透气性能变化对混匀时间的影响 2.4透气砖透气性能变化对混匀时间和顶部裸露 Fig.8 Effect of the change in permeability of permeable bricks on 面积的影响 mixing time 对于透气砖在服役过程中透气性能的变化对混 匀时间的影响如图8所示.在整个吹气流量范围 图9为0.64R-180°和吹气量0.93m3h条件 内，同一吹气量条件下，正常吹气较双孔之一堵塞 下，双透气砖透气性能变化时顶部裸露面的变化 50%的混匀时间都短.底吹气量小于0.60m3·h1 正常吹气时，图9(a)中裸露面的形状处于不断变化 20 cm 20 cm b (e) 图9透气砖透气性能变化对顶部裸露面的影响.(a)正常吹气：(b)双孔之一堵50%：(c)双孔之一堵100% Fig.9 Effect of the change in permeability of permeable bricks on the exposed surface size of top liquid steel:(a)normal blowing:(b)one of two pores is blocked by 50%:(c)one of two pores is blocked by 100%

增刊 1 郑 万等: 250 t 钢包底吹氩精炼工艺优化的物理模拟 图 7 双透气砖中心连线截面流场 Fig． 7 Flow field on the center connection section of two permeable bricks 因此处于此区域内的钢液运动较活跃，混匀效果较 好，有利于添加物的混匀及夹杂物上浮; 7# 位于小循 环流区域，2# 和 6# 处于大循环流区域的环流中心，环 流速度较慢，易形成死区，因而混匀时间较长． 因 此，对于现场 6# 位置的加料布置，建议对加料位置 管道进行技术改造，也可供设计院在设计类似大型 钢包加料位置参考． 钟良才等［15］针对 120 t 小型钢 包小夹角双透气砖布置进行研究，得出双透气砖对 侧中心区域为优化加料位置，本研究针对大型钢包 双透气砖 180°夹角布置于透气砖上方或双透气砖 连线中垂线区域加料，有利于添加物的快速混匀． 图 9 透气砖透气性能变化对顶部裸露面的影响． ( a) 正常吹气; ( b) 双孔之一堵 50% ; ( c) 双孔之一堵 100% Fig． 9 Effect of the change in permeability of permeable bricks on the exposed surface size of top liquid steel: ( a) normal blowing; ( b) one of two pores is blocked by 50% ; ( c) one of two pores is blocked by 100% 2. 4 透气砖透气性能变化对混匀时间和顶部裸露 面积的影响 对于透气砖在服役过程中透气性能的变化对混 匀时间的影响如图 8 所示． 在整个吹气流量范围 内，同一吹气量条件下，正常吹气较双孔之一堵塞 50% 的混匀时间都短． 底吹气量小于 0. 60 m3 ·h － 1 时，双孔之一堵塞 100% 较正常吹气和堵塞 50% 的 混匀时间都短，这是因为底吹气量较小时，吹出气体 的能量不足以搅动整个液体循环流动，双透气砖又 将气量一分为二，弱化了搅拌的效果; 而双透气砖之 一堵塞 100% 时，相当于单孔供气，此时气量集中， 上升气流带动钢液循环流动的速度较大，混匀时间 相对较短． 底吹气量大于 0. 78 m3 ·h － 1 时，随着堵塞 面积的增加，混匀时间变长，因为双透气砖吹气时， 只要两个透气砖不被完全堵死，在钢包内就能形成 两股上升气流，对钢液扰动活跃，不易形成死区; 出 现堵塞时，总吹气量不变，但未堵塞孔较正常吹气时 气量增多，易产生贯穿流，伴随气体的溢出损失一部 分能量，而用于推动钢液循环流动的能量减少，堵塞 面积越大，损失能量越多． 当双孔之一堵 100% ，只 形成一个循环流，对钢液搅动效果不好，易形成死 区，因而混匀时间最长． 图 8 透气砖透气性能变化对混匀时间的影响 Fig． 8 Effect of the change in permeability of permeable bricks on mixing time 图 9 为 0. 64Ｒ--180°和吹气量 0. 93 m3 ·h － 1 条件 下，双透气砖透气性能变化时顶部裸露面的变化． 正常吹气时，图 9( a) 中裸露面的形状处于不断变化 ·57·

·58· 北京科技大学学报 第36卷 之中，近似呈圆形，两裸露面大小相似，位置基本处 相关性非常显著，底吹气量将在很大程度上影响钢 于透气砖正上方，漂移幅度很小；但透气砖出现堵塞 液混匀时间，可用该方程式来近似描述双透气砖按 时，图9(b)中出现堵塞的透气砖项部裸露面减小， 180°对称布置时吹气流量与混匀时间的关系. 未堵塞的透气砖项部裸露面增大，两透气砖顶部裸 120 露面大小相差较大：图9(c)中未堵塞透气砖上方裸 110 露面最大：受透气砖堵塞的影响，未堵塞透气砖分得 的气量较多，导致正常吹气透气砖顶部的裸露面形 100 =54.83x475 ·R-0.9921 状己发生微小的变化，近似成椭圆形，且靠近包壁侧 的油层己被吹开，气流直接冲刷包壁，损失了一部分 80 能量，减小了裸露面积的增加幅度.用格点法计算 70 图9(a)、(b)和(c)三种情况下的钢液裸露面积比 60 分别为15.1%、17.8%和11.0%.双孔之一堵50% 50 最优吹气量· 情况下，图9(b)中裸露面积较正常吹气增加，增加 40 0.40.50.60.70.80.91.01.112 了二次氧化的机会，降低了钢液的纯净度：双孔之一 吹气量m3h 堵100%情况下，图9（©）中裸露面积较正常吹气减 图10吹气量对混匀时间影响的回归拟合图 少，但其混匀时间较正常吹气大大延长，无法满足搅 Fig.10 Regression fitting chart about the effect of flow rate on the 拌效果的要求，同时导致钢包局部冲刷、侵蚀严重， mixing time of liquid steel 减少了钢包的使用寿命，增加了外来非金属夹杂物， 造成钢液的严重污染，不能满足洁净钢的要求.生 对于0.64R-180°双透气砖布置，当吹气量较小 产中应密切关注顶部裸露面形状和大小的变化，以 时，油一水界面在吹气部位出现向上突起，气体穿过 此判断透气砖运行状况，出现堵塞，及时清理或更 油层溢出：吹气量增大，气体会将油层吹成近似圆形 换.为了保证钢的洁净度，应适当延长吹氩时间及 的裸露区，液面出现波动：吹气量进一步增大，就会 软吹时间. 出现油层破碎，油滴卷入水中的现象（如图11所 2.5优化方案的确定 示).此时卷渣的临界吹气量Q.为0.96m3h（实 满足高洁净度要求的底吹氩工艺应能符合钢液 际为70m3·h-),大于该透气砖布置下的最优吹气 混匀时间短、不卷渣和较小的钢液裸露面积的要求. 量0.93m3h1(实际为67m3h1).所以，对于该 从快速混匀的角度出发，0.64R-180°双透气砖布置 250t大型钢包，现场采用0.64R-180°双透气砖布 较好.如图10所示：最优吹气量为0.93m3h1(实 置，吹氩量控制在67~70m3·h1为最理想的吹氩 际为67m3h1):相关系数R2=0.9921,说明曲线 工艺 卷混油 10cm 10cm (b) (c) 图11卷渣形成过程。(a)起浪：(b)油滴脱落和破碎：(c)卷混大量出现 Fig.11 Formation process of slag entrapment:(a)waviness:(b)oil dropping and breaking:(c)a large amount of entrapped oil (实际为67m3·h)时，随底吹气量增加，混匀时间 3结论 下降幅度减小；底吹气量为0.93m3·h1(实际为 (1)双透气砖正常吹气时，随着底吹气量的增 67m3h-)时，气体搅拌能利用率最高. 加，混匀时间减小；当底吹气量大于0.93m3·h1 (2)同一透气砖布置类型下，混匀时间随透气

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 之中，近似呈圆形，两裸露面大小相似，位置基本处 于透气砖正上方，漂移幅度很小; 但透气砖出现堵塞 时，图 9( b) 中出现堵塞的透气砖顶部裸露面减小， 未堵塞的透气砖顶部裸露面增大，两透气砖顶部裸 露面大小相差较大; 图 9( c) 中未堵塞透气砖上方裸 露面最大; 受透气砖堵塞的影响，未堵塞透气砖分得 的气量较多，导致正常吹气透气砖顶部的裸露面形 状已发生微小的变化，近似成椭圆形，且靠近包壁侧 的油层已被吹开，气流直接冲刷包壁，损失了一部分 能量，减小了裸露面积的增加幅度． 用格点法计算 图 9( a) 、( b) 和( c) 三种情况下的钢液裸露面积比 分别为 15. 1% 、17. 8% 和 11. 0% ． 双孔之一堵 50% 情况下，图 9( b) 中裸露面积较正常吹气增加，增加 了二次氧化的机会，降低了钢液的纯净度; 双孔之一 堵 100% 情况下，图 9( c) 中裸露面积较正常吹气减 少，但其混匀时间较正常吹气大大延长，无法满足搅 拌效果的要求，同时导致钢包局部冲刷、侵蚀严重， 减少了钢包的使用寿命，增加了外来非金属夹杂物， 造成钢液的严重污染，不能满足洁净钢的要求． 生 产中应密切关注顶部裸露面形状和大小的变化，以 此判断透气砖运行状况，出现堵塞，及时清理或更 换． 为了保证钢的洁净度，应适当延长吹氩时间及 软吹时间． 2. 5 优化方案的确定 满足高洁净度要求的底吹氩工艺应能符合钢液 混匀时间短、不卷渣和较小的钢液裸露面积的要求． 从快速混匀的角度出发，0. 64Ｒ--180°双透气砖布置 较好． 如图 10 所示: 最优吹气量为 0. 93 m3 ·h － 1 ( 实 际为 67 m3 ·h － 1 ) ; 相关系数 Ｒ2 = 0. 992 1，说明曲线 相关性非常显著，底吹气量将在很大程度上影响钢 液混匀时间，可用该方程式来近似描述双透气砖按 180°对称布置时吹气流量与混匀时间的关系． 图 10 吹气量对混匀时间影响的回归拟合图 Fig． 10 Ｒegression fitting chart about the effect of flow rate on the mixing time of liquid steel 对于 0. 64Ｒ--180°双透气砖布置，当吹气量较小 时，油--水界面在吹气部位出现向上突起，气体穿过 油层溢出; 吹气量增大，气体会将油层吹成近似圆形 的裸露区，液面出现波动; 吹气量进一步增大，就会 出现油层破碎，油滴卷入水中的现象( 如图 11 所 示) ． 此时卷渣的临界吹气量 Qc为 0. 96 m3 ·h － 1 ( 实 际为 70 m3 ·h － 1 ) ，大于该透气砖布置下的最优吹气 量 0. 93 m3 ·h － 1 ( 实际为 67 m3 ·h － 1 ) ． 所以，对于该 250 t 大型钢包，现场采用 0. 64Ｒ--180°双透气砖布 置，吹氩量控制在 67 ～ 70 m3 ·h － 1 为最理想的吹氩 工艺． 图 11 卷渣形成过程． ( a) 起浪; ( b) 油滴脱落和破碎; ( c) 卷混大量出现 Fig． 11 Formation process of slag entrapment: ( a) waviness; ( b) oil dropping and breaking; ( c) a large amount of entrapped oil 3 结论 ( 1) 双透气砖正常吹气时，随着底吹气量的增 加，混匀时间减小; 当底吹气量大于 0. 93 m3 ·h － 1 ( 实际为 67 m3 ·h － 1 ) 时，随底吹气量增加，混匀时间 下降幅度减小; 底吹气量为 0. 93 m3 ·h － 1 ( 实际为 67 m3 ·h － 1 ) 时，气体搅拌能利用率最高． ( 2) 同一透气砖布置类型下，混匀时间随透气 ·58·

增刊1 郑万等：250t钢包底吹氩精炼工艺优化的物理模拟 ·59· 砖距离包底中心距离的增大而减小，大夹角的透气 [6]Wang L T,Xue Z L,Zhang Q Y,et al.Argon blowing and inclu- 砖布置混匀时间优于小夹角的布置，为减少对包壁 sion removal in ladle furace.J lron Steel Res,2005,17 (3): 1023 的冲刷，选择0.64R-180°的双透气砖布置. (王立涛，薛正良，张乔英，等.钢包炉吹氢与夹杂物去除 (3)0.64R-180°的双透气砖布置的临界卷渣 钢铁研究学报，2005,17(3)：1023) 吹气量为0.96m3h1,因此吹气量控制在0.93~ Kuang S B.Mathematical Situation on Fluid Flowing and Mixing 0.96m3h-1(实际为67~70m3h-1),既可满足高 in Ladle Furnace [Dissertation].Shenyang:Northeastern Univer- 效率混匀钢液成分与温度的要求，又不会卷渣满足 sity,2003 (匡世波.钢包炉内流动和混合过程的数值模拟[学位论 生产高洁净度的钢 文].沈阳：东北大学，2003) (4)0.64R-180°的双透气砖对称分布，在透气 [8]Hu D F.Chen M.Study on bottom argon blowing technology of la- 砖上方或双透气砖连线中垂线区域加入添加物，有 dle fumnace in Nanjing Steel LF by water model experiment.JMa- 利于添加物的混匀，可作为加料位置设计与技改的 ter Metall,2011,10(3):168 参考. (胡道峰，陈敏.南钢精炼钢包吹氩工艺水模实验研究.材料 与冶金学报，2011,10(3)：168) (5)透气砖堵塞对钢液混匀时间和顶部裸露面 Feng J H,Li BB,Wei GZ,et,al.Effect of different bottom blo- 积都有较大的影响，不管透气砖之一堵50%还是堵 wing argon methods on LF refining.Unie Sci Technol Beijing, 100%,混匀时间延长10s左右；双透气砖之一堵 2009,31(Suppl.1):7 50%较正常吹气的裸露面积增加了2.6%，堵100% (冯聚和，李博斌，魏国增，等.钢包底吹氩方式对LF精炼的 较正常吹气减少4.1%，但出现堵塞时，加剧了对包 影响.北京科技大学学报，2009,31（增刊1）：7) [10]Zhu M Y,Xiao Z Q.Maths-Physical Modeling of Steel Refining 壁耐材的侵蚀，污染钢液；生产时当双透气砖两裸露 Process.Beijing:Metallurgical Industry Press,1998 面大小不一致或贴近包壁时，应关注透气砖是否堵 (朱苗勇，萧泽强.钢的精炼过程数学物理模拟.北京：治金 塞，及时清理或更换. 工业出版社，1998) [11]Nakanishi K,Fujii T,Szakely J.Possible relationship between 参考文献 energy dissipation and agitation in steel processing operations [Gupta D,Lahiri A K.A water model study of the flow asymmetry Ironmaking Steelmaking,1975,2(3):193 inside a continuous casting mold.Metall Mater Trans B,1996,27 [12]Xing W,Shen Q Z,Wang X H,et al.Water model and numeri- (5):757 cal simulation on argon blowing from bottom of ladle.Steelmak- Zhang J.The Theory and Practice of Secondary Refining.Beijing: ing,2005,21(6):33 Beijing Industry Press,1993 (幸伟，沈巧珍，王晓红，等.钢包底吹氩过程数学物理模拟 (张鉴.炉外精炼的理论与实践·北京：治金工业出版社， 研究.炼钢，2005,21(6)：33) 1993) [13]Ai X G,Bao Y P,Wu H J,et al.Study on water modeling of la- B]Zheng SG,Zhu M Q.Water model study on removing inclusions dle with bottom argon blowing in critical slag entrapment condi- in a ladle with argon injected through nozzle and porous plug.Acta tion.Spec Steel,2009.30(2):7 Metall Sin,2006,42(11):1143 (艾新港，包燕平，吴华杰，等.钢包底吹氩卷渣临界条件的 (郑淑国，朱苗勇.钢包内喷嘴与透气砖吹氩去夹杂水模型研 水模型研究.特殊钢，2009,30(2)：7) 究.金属学报，2006,42(11)：1143) [14]Ren S B,Chen Y S,Huang ZZ,et al.The discussion of opti- 4]Tang H Y,Li]S,Gan J B,et al.Study on removal of inclusions mized location of two holes in large ladle furnace during argon from molten steel by blowing during LF refining.Iron Steel,2007, blowing.J Buotou Unir Iron Steel Technol,2003,22(3):193 42(4):21 (任三兵，陈义省，黄宗泽，等.大型钢包双孔吹氩最佳位置 (唐海燕，李京社，干剑斌，等.钢包炉精炼不同吹氩工艺对 的探讨.包头钢铁学院学报，2003,22(3)：193) 夹杂物去除效果的研究.钢铁，2007,42(4)：21) [15]Zhong LC,Li Z.Liang F,et al.Reaction engineering research 5]Lin X C.Li JS,Jiang J,et al.Water simulation study on mixing of argon blowing to 150t vertical ladle furnace.Chin J Process time of 100 t ladle.Metall Collect,2010 (2):10 Eng,2010,10(Suppl..1):103 (林晓川，李京社，蒋静，等。100t钢包内混匀时间的水模拟 (钟良才，李壮，梁锋，等.120t精炼钢包底吹氩物理模拟 研究.冶金丛刊，2010(2)：10) 过程工程学报，2010,10（增刊1）：103)

增刊 1 郑 万等: 250 t 钢包底吹氩精炼工艺优化的物理模拟 砖距离包底中心距离的增大而减小，大夹角的透气 砖布置混匀时间优于小夹角的布置，为减少对包壁 的冲刷，选择 0. 64Ｒ--180°的双透气砖布置． ( 3) 0. 64Ｒ--180°的双透气砖布置的临界卷渣 吹气量为 0. 96 m3 ·h － 1 ，因此吹气量控制在 0. 93 ～ 0. 96 m3 ·h － 1 ( 实际为 67 ～ 70 m3 ·h － 1 ) ，既可满足高 效率混匀钢液成分与温度的要求，又不会卷渣满足 生产高洁净度的钢． ( 4) 0. 64Ｒ--180°的双透气砖对称分布，在透气 砖上方或双透气砖连线中垂线区域加入添加物，有 利于添加物的混匀，可作为加料位置设计与技改的 参考． ( 5) 透气砖堵塞对钢液混匀时间和顶部裸露面 积都有较大的影响，不管透气砖之一堵 50% 还是堵 100% ，混匀时间延长 10 s 左右; 双透气砖之一堵 50% 较正常吹气的裸露面积增加了 2. 6% ，堵 100% 较正常吹气减少 4. 1% ，但出现堵塞时，加剧了对包 壁耐材的侵蚀，污染钢液; 生产时当双透气砖两裸露 面大小不一致或贴近包壁时，应关注透气砖是否堵 塞，及时清理或更换． 参 考 文 献 ［1］ Gupta D，Lahiri A K． A water model study of the flow asymmetry inside a continuous casting mold． Metall Mater Trans B，1996，27 ( 5) : 757 ［2］ Zhang J． The Theory and Practice of Secondary Ｒefining． Beijing: Beijing Industry Press，1993 ( 张鉴． 炉外精炼的理论与实践． 北 京: 冶 金 工 业 出 版 社， 1993) ［3］ Zheng S G，Zhu M Q． Water model study on removing inclusions in a ladle with argon injected through nozzle and porous plug． Acta Metall Sin，2006，42( 11) : 1143 ( 郑淑国，朱苗勇． 钢包内喷嘴与透气砖吹氩去夹杂水模型研 究． 金属学报，2006，42( 11) : 1143) ［4］ Tang H Y，Li J S，Gan J B，et al． Study on removal of inclusions from molten steel by blowing during LF refining． Iron Steel，2007， 42( 4) : 21 ( 唐海燕，李京社，干剑斌，等． 钢包炉精炼不同吹氩工艺对 夹杂物去除效果的研究． 钢铁，2007，42( 4) : 21) ［5］ Lin X C，Li J S，Jiang J，et al． Water simulation study on mixing time of 100 t ladle． Metall Collect，2010( 2) : 10 ( 林晓川，李京社，蒋静，等． 100 t 钢包内混匀时间的水模拟 研究． 冶金丛刊，2010( 2) : 10) ［6］ Wang L T，Xue Z L，Zhang Q Y，et al． Argon blowing and inclu￾sion removal in ladle furnace． J Iron Steel Ｒes，2005，17 ( 3) : 1023 ( 王立涛，薛正良，张乔英，等． 钢包炉吹氩与夹杂物去除． 钢铁研究学报，2005，17( 3) : 1023) ［7］ Kuang S B． Mathematical Situation on Fluid Flowing and Mixing in Ladle Furnace［Dissertation］． Shenyang: Northeastern Univer￾sity，2003 ( 匡世波． 钢包炉内流动和混合过程的数值模拟 ［学 位 论 文］． 沈阳: 东北大学，2003) ［8］ Hu D F，Chen M． Study on bottom argon blowing technology of la￾dle furnace in Nanjing Steel LF by water model experiment． J Ma￾ter Metall，2011，10( 3) : 168 ( 胡道峰，陈敏． 南钢精炼钢包吹氩工艺水模实验研究． 材料 与冶金学报，2011，10( 3) : 168) ［9］ Feng J H，Li B B，Wei G Z，et，al． Effect of different bottom blo￾wing argon methods on LF refining． J Univ Sci Technol Beijing， 2009，31( Suppl． 1) : 7 ( 冯聚和，李博斌，魏国增，等． 钢包底吹氩方式对 LF 精炼的 影响． 北京科技大学学报，2009，31( 增刊 1) : 7) ［10］ Zhu M Y，Xiao Z Q． Maths-Physical Modeling of Steel Ｒefining Process． Beijing: Metallurgical Industry Press，1998 ( 朱苗勇，萧泽强． 钢的精炼过程数学物理模拟． 北京: 冶金 工业出版社，1998) ［11］ Nakanishi K，Fujii T，Szakely J． Possible relationship between energy dissipation and agitation in steel processing operations． Ironmaking Steelmaking，1975，2( 3) : 193 ［12］ Xing W，Shen Q Z，Wang X H，et al． Water model and numeri￾cal simulation on argon blowing from bottom of ladle． Steelmak￾ing，2005，21( 6) : 33 ( 幸伟，沈巧珍，王晓红，等． 钢包底吹氩过程数学物理模拟 研究． 炼钢，2005，21( 6) : 33) ［13］ Ai X G，Bao Y P，Wu H J，et al． Study on water modeling of la￾dle with bottom argon blowing in critical slag entrapment condi￾tion． Spec Steel，2009，30( 2) : 7 ( 艾新港，包燕平，吴华杰，等． 钢包底吹氩卷渣临界条件的 水模型研究． 特殊钢，2009，30( 2) : 7) ［14］ Ｒen S B，Chen Y S，Huang Z Z，et al． The discussion of opti￾mized location of two holes in large ladle furnace during argon blowing． J Buotou Univ Iron Steel Technol，2003，22( 3) : 193 ( 任三兵，陈义省，黄宗泽，等． 大型钢包双孔吹氩最佳位置 的探讨． 包头钢铁学院学报，2003，22( 3) : 193) ［15］ Zhong L C，Li Z，Liang F，et al． Ｒeaction engineering research of argon blowing to 150 t vertical ladle furnace． Chin J Process Eng，2010，10( Suppl． 1) : 103 ( 钟良才，李壮，梁锋，等． 120 t 精炼钢包底吹氩物理模拟． 过程工程学报，2010，10( 增刊 1) : 103) ·59·