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<200L· 160 h时，混匀时间随吹气流量的增加显著降低，这主 ◇-原型方案(D4,F4) 140 ★长轴0.6R(A2.,E2) 要是由于在此气量范围内，吹气过程中增加的气体 4-短轴0.6R(C2.G2) 120 动能主要用于流体的搅拌和混匀：当吹气流量在 100 200~300L·h-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>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·