150t钢包精炼过程的物理模拟

DOL:10.13374/.issn1001-053x.2007.s1.028 第29卷增刊1 北京科技大学学报 Vol.29 Suppl.1 2007年6月 Journal of University of Science and Technology Beijing Jun 2007 150t钢包精炼过程的物理模拟 温德松1,2) 李京社2) 谢翠红2)唐海燕2) 张露) 王振祥) 1)天津钢管集团有限公司，天津3004002)北京科技大学治金与生态工程学院，北京100083 摘要在相似原理的基础上，对天津钢管公司150t钢包精炼吹氩过程进行了水模拟实验（模型、原型几何比例为 1:4).实验发现，原型钢包吹氩位置不尽合理，透气砖顶面面积偏小，吹氩流量偏大.通过对以上三指标的优化， 确定合理的吹氩工艺参数为：将吹氩孔位置由原来的距钢包底中心分别为0.555R和0.634R移动到1/3R处，将透 气砖顶面直径由原来的16mm扩大到35mm,吹氩流量减少到0.44m3.h.水模拟实验为原型钢包的工艺改进提供 了依据. 关键词钢包精炼：物理模拟：混匀时间 分类号TF734.32 钢包吹氩是一种操作简单、精炼效果好的炉外 可以确定模型中的吹气量， 精炼技术，在炼钢生产中得到了广泛的应用，它既 在本实验中，模型与原型的比例为1：4，在实 可以单独使用也可以与其它精炼工艺结合，完成钢 验中以氧气模拟氩气，经过转子流量计校正后，得 液的混匀，净化，促进夹杂物的上浮等，提高钢液 到： 质量引.由于现场的高温条件，钢包吹氩很难获得 2m=0.0143550p (2) 直观的数据，所以对钢包吹氩的研究主要是进行冷 态水模拟以及数学模拟.本文以天津钢管公司炼钢 2 实验方法与装置 厂150t钢包为原型，进行钢包吹氩合理工艺的研 究，重点讨论不同的透气砖面积和流量对于钢包混 将饱和KCI溶液加至钢包中心液面处，将一支 匀情况的影响。 短电极插人近水面的“活跃区”，一支长电极插入底 部“滞流区”. 1实验原理 实验时，调节供气量至某一值，然后吹气3min, 待流场稳定后，注人200mL饱和KC1溶液，同时 对于钢包吹气精炼体系来说，引起体系内流动 使电导率仪和电脑采集数据系统开始工作，直至两 的动力主要是气泡浮力而不是湍流的粘性力，因此 侧点的电导率一致为止，从开始采集数据到电导率 保证模型与原型的修正弗劳德数相等，就能基本上 一致所需时间即为混匀时间.实验装置如图1所示. 保证它们的动力相似.根据这一原则，可以确定模型 中吹气量的范围1.由式F_1621psO和 pid'gH (Fr)m=(Fr),可得 (1) 式中，Pg,p1为气体和溶液的密度，kgm3:H为熔 1一大包；2一透气砖；3一通气管；4一转子流量计；5一氧气瓶； 池深度，m:d为喷嘴直径，m:Q为气体体积流量， 6一减压阀；7一电脑；8一监测系统；9一电导率仪；10一电导电极 m3h:下标m和p分别表示模型和原型.用式(1) 图1水模型实验装置示意图 收膏日期：2007-02-01 修回日期：2004-04-15 作者简介：温德松(1971一)，男，高级工程师，硕士

第 29 卷 增刊 1 北 京 科 技 大 学 学 报 Vol.29 Suppl.1 2007 年 6 月 Journal of University of Science and Technology Beijing Jun 2007 收稿日期：2007−02−01 修回日期：2004−04−15 作者简介：温德松（1971—），男，高级工程师，硕士 150 t 钢包精炼过程的物理模拟 温德松 1,2) 李京社 2) 谢翠红 2) 唐海燕 2) 张 露 1) 王振祥 1) 1) 天津钢管集团有限公司，天津 300400 2) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 摘 要 在相似原理的基础上，对天津钢管公司 150 t 钢包精炼吹氩过程进行了水模拟实验(模型、原型几何比例为 1：4).实验发现，原型钢包吹氩位置不尽合理，透气砖顶面面积偏小，吹氩流量偏大．通过对以上三指标的优化， 确定合理的吹氩工艺参数为：将吹氩孔位置由原来的距钢包底中心分别为 0.555 R 和 0.634 R 移动到 1/3 R 处，将透 气砖顶面直径由原来的 16 mm 扩大到 35 mm，吹氩流量减少到 0.44 m3 ⋅h−1 ．水模拟实验为原型钢包的工艺改进提供 了依据. 关键词 钢包精炼；物理模拟；混匀时间 分类号 TF 734.32 钢包吹氩是一种操作简单、精炼效果好的炉外 精炼技术，在炼钢生产中得到了广泛的应用，它既 可以单独使用也可以与其它精炼工艺结合，完成钢 液的混匀，净化，促进夹杂物的上浮等，提高钢液 质量[1-3]．由于现场的高温条件，钢包吹氩很难获得 直观的数据，所以对钢包吹氩的研究主要是进行冷 态水模拟以及数学模拟．本文以天津钢管公司炼钢 厂 150 t 钢包为原型，进行钢包吹氩合理工艺的研 究，重点讨论不同的透气砖面积和流量对于钢包混 匀情况的影响． 1 实验原理 对于钢包吹气精炼体系来说，引起体系内流动 的动力主要是气泡浮力而不是湍流的粘性力，因此 保证模型与原型的修正弗劳德数相等，就能基本上 保证它们的动力相似．根据这一原则,可以确定模型 中吹气量的范围 [4-6] ．由式 2 g 4 l 1.621 Q Fr d gH ρ ρ ′ = 和 () () m p Fr Fr ′ ′ = 可得 1 4 2 g,p l,p m m m p g,m l,m p p d H Q Q d H ρ ρ ρ ρ ⎡ ⎤ ⎛ ⎞⎛ ⎞ =⋅ ⋅ ⎢ ⎥ ⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎝ ⎠⎝ ⎠ ⎣ ⎦ (1) 式中， g l ρ , ρ 为气体和溶液的密度，kg⋅m-3；H 为熔 池深度，m；d 为喷嘴直径，m；Q 为气体体积流量， m3 ⋅h−1 ；下标 m 和 p 分别表示模型和原型．用式(1) 可以确定模型中的吹气量． 在本实验中，模型与原型的比例为 1：4，在实 验中以氧气模拟氩气，经过转子流量计校正后，得 到： Q Q m p = 0.014355 (2) 2 实验方法与装置 将饱和 KCl 溶液加至钢包中心液面处，将一支 短电极插人近水面的“活跃区”，一支长电极插入底 部“滞流区”． 实验时，调节供气量至某一值，然后吹气 3 min， 待流场稳定后，注人 200 mL 饱和 KCl 溶液，同时 使电导率仪和电脑采集数据系统开始工作，直至两 侧点的电导率一致为止，从开始采集数据到电导率 一致所需时间即为混匀时间．实验装置如图 1 所示． 1—大包；2—透气砖；3—通气管；4—转子流量计；5—氧气瓶； 6—减压阀；7—电脑；8—监测系统；9—电导率仪；10—电导电极 图 1 水模型实验装置示意图 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2007.s1.028

·102· 北京科技大学学报 2007年增刊1 表1和表2分别给出了原型与模型的主要物理 大，这对于夹杂物的去除十分不利，因此根据实际 参数以及气体流量的对应关系 情况进行了优化. 表1原型与模型钢包的主要物理参数 120 参数 原型 模型 底面直径/mm 2938 735 熔池直径/mm 3173 792 wa-sm)/ 80 熔池高度/mm 3148 787 透气砖顶面直径/mm 64 16 40 30~36 0.440.52 流量(m3h (软吹912) (软吹0.13~0.17) 50 100150 200 表2原型与模型气体流量 混匀时间/s 原型/(m3h) 11.15 30.6533.536.2 图3原型单孔混匀曲线图 模型/(m3h) 0.160.440.480.52 (1)单孔位置优化 在原型实验发现，当吹氩位置靠近中心时，混 3实验方案及结果分析 匀情况较靠近包壁的状况好，因此将优化位置向中 31原孔实验分析 心移动，设计在距钢包中心1/3R处.当软吹时，其 首先对原孔进行了模拟实验，实际钢包有两个 混匀情况见图4，与图3相比，可以看出其优势所 透气砖，原孔分别位于距钢包底中心0.555R和 在，整体混匀情况较好，并且混匀所需时间短 0.634R,且两孔成120°.在实验中，分别测量了单、 0 双孔在不同流量下的混匀时间. 图2给出了原型单双孔混匀时间随流量的变化 60 情况，从图中可以看出，对于双孔吹氩而言，在正 常情况下，其混匀时间与其中一单孔相差不大，而 40 靠近中心的单孔较靠近包壁的单孔混匀情况好，而 在软吹时，出现了混不匀的情况，这一点从图3可 清楚地看出.另外从图2我们也可看出，当流量大 于0.44m3h1时，混匀时间基本不变，这说明原型 50 100150 200 的流量偏大， 混匀时间/s 图41/3R处单孔混匀曲线 140 (2)透气砖顶面面积优化 120 为了使气泡数量增加，尺寸变小，对于单孔设 计了2种顶面面积较大的透气砖，直径分别为35 100 和54mm进行了实验. 80 90 一◆一16mm 量一35mm ◆—0.634R单孔 60 ■一0555R单孔 一54mm 言0.634R+0.555R 70 40 60 .1 02 0.30.40.5 0.6 流量/(mh) 50 图2原型单双孔混匀时间随流量的变化 3.2优化实验 0.30.40.5 0.6 实验中，发现原型的不足之处是其透气砖顶面 流量/(mh) 面积过小，从而导致在相对较大的流量下，气泡较 图5不同透气砖混匀时间随流量变化

• 102 • 北 京 科 技 大 学 学 报 2007 年 增刊 1 表 1 和表 2 分别给出了原型与模型的主要物理 参数以及气体流量的对应关系． 表 1 原型与模型钢包的主要物理参数 参数 原型 模型 底面直径/mm 2938 735 熔池直径/mm 3173 792 熔池高度/mm 3148 787 透气砖顶面直径/mm 64 16 流量/(m3 ·h−1 ) 30～36 (软吹 9～12) 0.44～0.52 (软吹 0.13～0.17) 表 2 原型与模型气体流量 原型/(m3 ·h−1 ) 11.15 30.65 33.5 36.2 模型/(m3 ·h−1 ) 0.16 0.44 0.48 0.52 3 实验方案及结果分析 3.1 原孔实验分析 首先对原孔进行了模拟实验，实际钢包有两个 透气砖，原孔分别位于距钢包底中心 0.555 R 和 0.634 R，且两孔成 120°．在实验中，分别测量了单、 双孔在不同流量下的混匀时间． 图 2 给出了原型单双孔混匀时间随流量的变化 情况，从图中可以看出，对于双孔吹氩而言，在正 常情况下，其混匀时间与其中一单孔相差不大，而 靠近中心的单孔较靠近包壁的单孔混匀情况好，而 在软吹时，出现了混不匀的情况，这一点从图 3 可 清楚地看出．另外从图 2 我们也可看出，当流量大 于 0.44 m3 ⋅h−1 时，混匀时间基本不变，这说明原型 的流量偏大． 图 2 原型单双孔混匀时间随流量的变化 3.2 优化实验 实验中，发现原型的不足之处是其透气砖顶面 面积过小，从而导致在相对较大的流量下，气泡较 大，这对于夹杂物的去除十分不利，因此根据实际 情况进行了优化． 图 3 原型单孔混匀曲线图 (1) 单孔位置优化 在原型实验发现，当吹氩位置靠近中心时，混 匀情况较靠近包壁的状况好，因此将优化位置向中 心移动，设计在距钢包中心 1/3R 处．当软吹时，其 混匀情况见图 4，与图 3 相比，可以看出其优势所 在，整体混匀情况较好，并且混匀所需时间短． 图 4 1/3R 处单孔混匀曲线 (2) 透气砖顶面面积优化 为了使气泡数量增加，尺寸变小，对于单孔设 计了 2 种顶面面积较大的透气砖，直径分别为 35 和 54 mm 进行了实验． 图 5 不同透气砖混匀时间随流量变化

Vol.29 Suppl1 温德松等：150t钢包精炼过程的物理模拟 ·103· 由图5可以看出，随着透气砖顶面面积的增大， 不匀的现象，所以在图上未标出. 混匀时间稍有延长，但是变化不大，所以增加透气 170 +-1/3R+1BR 砖顶面面积有利于夹杂物的上浮，在钢包承载能力 =-1/2R+1/2R -0.634R+0.634R 允许的情况下，增加透气砖顶面面积不失为一种较 150 ■-3/4R+3/4R -1/2R+1/BR 好的办法 130 (3)流量的优化 110 对位于距中心1/3R的单孔，透气砖顶面直径为 90 35和54mm的两种情况进行了流量的优化.结果 如图6所示. 70 50 50 100150 80 200 吹氩孔角度/) 60 图7不同喷嘴组合混匀时间随角度的变化 -◆一35mm 40 4结论 -54mm 针对天津钢管公司炼钢厂150t钢包吹氩工艺 0.2 0.30.40.50.6 进行了较为全面的水模拟实验，得到如下结论： 流量/(mh) (1)原型钢包底吹氩位置不尽合理，应该向中 图6不同透气砖流量与混匀时间的关系 心移动，距钢包底中心1/3R,双孔成135°的组合最 对于单孔吹氩，在供气量与混匀时间关系曲线 佳，有利于流场的稳定 上均有一拐点(0.44m3h).在拐点前，一般随供气 (2)适当增加透气砖面积不会给精炼效果带来 量增加混匀时间明显减小.在拐点后，供气量再增 负面影响，并且使搅拌变得缓和，有利于夹杂物的 加混匀时间减小不明显，甚至反而延长。因此，对 上浮，建议将透气砖直径增加到35mm 于透气砖在吹氩位置一定时，存在一个临界值，即 (3)将原始流量降低到不超过0.44m3h-1,可减 对熔池混匀来说，在低于临界值时，熔池混匀效果 少因液面的剧烈翻滚而引起的二次氧化，同时节约 受底吹气体流量的影响大，而高于此值影响减少. 能源. (4)双孔位置优化 在双孔实验中，考虑到双孔间夹角和距钢包中 参考文献 心距离的影响，模型设计了透气砖项面直径为35 [1]Nakanishi K,Fujii T,Szekely J.Quality and yield improvement mm,气体流量为0.2m3h~1下，不同径向位置 using method of blowing argon stirring.Ironmaking and Steel- (1/3R+1/3R,1/2R+1/2R,0.634R+0.634R,3/4R+3/4R, making,.1995(2):193 2]王立涛，薛正良，张乔英，等.钢包炉吹氩与夹杂物去除.解 1/3R+1/2R,2/3R+1/3R)和不同夹角(45°，90°，135°， 铁研究学报，2005,17(3)：34 180)的喷嘴组合，实验结果见图7 [3]Castillejos A H,Brimacombe J K.Fluid flow and bath tempera- 由图看出，夹角45时，喷嘴离钢包越远，混 ture distribution in gas-stirred ladles.Metall Trans,1989,20: 匀时间越短，3/4R+3/4R组合的混匀时间最短，但考 603 虑到此处离包壁距离近，钢水易冲刷包壁，所以不 [4)朱苗勇，肖泽强.钢的精炼过程数学物理模拟.北京：治金工 作为最优组合方案， 业出版社，1998：123 对1/2R+1/2R的双孔，135时混匀时间最长 [5]Gupta D,Lahiri A K.A water model study of the flow asymme- try inside a continuous casting mold.Metallurgical and Materi- 距钢包底中心1/3R,成135°的喷嘴组合在此流 als Transactions B,1996,27B:757 量下的混匀时间61s,综合RTD曲线和拍摄的流场 [6]Wei P,Koyama S.Cold model experiment on entrapment of in- 照片，认为它是所有组合中最好的 clusions in steel by inert gas bubble.Tetsuto-Hagane.1992, 2/3R+1/3R的组合，在四个角度下都出现了混 78(8):1361

Vol.29 Suppl.1 温德松等：150 t 钢包精炼过程的物理模拟 • 103 • 由图 5 可以看出，随着透气砖顶面面积的增大， 混匀时间稍有延长，但是变化不大，所以增加透气 砖顶面面积有利于夹杂物的上浮，在钢包承载能力 允许的情况下，增加透气砖顶面面积不失为一种较 好的办法． (3) 流量的优化 对位于距中心 1/3R 的单孔，透气砖顶面直径为 35 和 54 mm 的两种情况进行了流量的优化．结果 如图 6 所示． 图 6 不同透气砖流量与混匀时间的关系 对于单孔吹氩，在供气量与混匀时间关系曲线 上均有一拐点(0.44 m3 ⋅h−1 )．在拐点前，一般随供气 量增加混匀时间明显减小．在拐点后，供气量再增 加混匀时间减小不明显，甚至反而延长．因此，对 于透气砖在吹氩位置一定时，存在一个临界值，即 对熔池混匀来说，在低于临界值时，熔池混匀效果 受底吹气体流量的影响大，而高于此值影响减少． (4)双孔位置优化 在双孔实验中，考虑到双孔间夹角和距钢包中 心距离的影响，模型设计了透气砖顶面直径为 35 mm，气体流量为 0.2 m3 ⋅h−1 下，不同径向位置 (1/3R+1/3R，1/2R+1/2R，0.634R+0.634R，3/4R+3/4R， 1/3R+1/2R，2/3R+1/3R)和不同夹角(45°，90°，135°， 180°)的喷嘴组合，实验结果见图 7． 由图看出，夹角 45°时，喷嘴离钢包越远，混 匀时间越短, 3/4R+3/4R 组合的混匀时间最短，但考 虑到此处离包壁距离近，钢水易冲刷包壁，所以不 作为最优组合方案． 对 1/2R+1/2R 的双孔，135°时混匀时间最长． 距钢包底中心 1/3R，成 135°的喷嘴组合在此流 量下的混匀时间 61 s, 综合 RTD 曲线和拍摄的流场 照片，认为它是所有组合中最好的． 2/3R+1/3R 的组合，在四个角度下都出现了混 不匀的现象，所以在图上未标出． 图 7 不同喷嘴组合混匀时间随角度的变化 4 结论 针对天津钢管公司炼钢厂 150 t 钢包吹氩工艺 进行了较为全面的水模拟实验，得到如下结论： (1) 原型钢包底吹氩位置不尽合理，应该向中 心移动，距钢包底中心 1/3R，双孔成 135°的组合最 佳，有利于流场的稳定． (2) 适当增加透气砖面积不会给精炼效果带来 负面影响，并且使搅拌变得缓和，有利于夹杂物的 上浮，建议将透气砖直径增加到 35 mm． (3) 将原始流量降低到不超过 0.44 m3 ⋅h−1 ，可减 少因液面的剧烈翻滚而引起的二次氧化，同时节约 能源． 参 考 文 献 [1] Nakanishi K, Fujii T, Szekely J. Quality and yield improvement using method of blowing argon stirring. Ironmaking and Steel￾making, 1995(2)：193 [2] 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)：34 [3] Castillejos A H, Brimacombe J K. Fluid flow and bath tempera￾ture distribution in gas-stirred ladles. Metall Trans, 1989, 20： 603 [4] 朱苗勇, 肖泽强. 钢的精炼过程数学物理模拟. 北京：冶金工 业出版社, 1998：123 [5] Gupta D, Lahiri A K. A water model study of the flow asymme￾try inside a continuous casting mold. Metallurgical and Materi￾als Transactions B, 1996，27B：757 [6] Wei P，Koyama S. Cold model experiment on entrapment of in￾clusions in steel by inert gas bubble.Tetsuto—Hagane，1992， 78(8)：1361

·104· 北京科技大学学报 2007年增刊1 Physical model of 150 t ladle refining process WEN Desong2)LI Jingshe2)XIE Cuihong),TANG Haiyan),ZHANG Lu,WANG Zhenxiang 1)Tianjin Pipe Co.Ltd.,Tianjin 300301,China 2)Metallurgical and Ecological Engineering School,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China ABSTRACT Based on the similar principle,water modeling experiment was carried out for the 150 t ladle furnace at Tianjin Pipe Corporation Ltd.(the geometry ratio is 1:4 between the model and prototype).It was found that the holes'positions weren't rational completely,porous brick was small,and gas flow rate was a little large.The rational argon blowing process is determined by optimizing experiments:the holes are moved to the position of 1/3R,the top diameter of porous brick is increased to 35 mm from 16 mm,and the gas flux is con- trolled to 0.44mh.The results provide references for the improvement of actual ladle. KEY WORDS ladle refining;physical model;mixing time

• 104 • 北 京 科 技 大 学 学 报 2007 年 增刊 1 Physical model of 150 t ladle refining process WEN Desong1,2), LI Jingshe2), XIE Cuihong2), TANG Haiyan2), ZHANG Lu1), WANG Zhenxiang1) 1) Tianjin Pipe Co. Ltd., Tianjin 300301, China 2) Metallurgical and Ecological Engineering School, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China ABSTRACT Based on the similar principle, water modeling experiment was carried out for the 150 t ladle furnace at Tianjin Pipe Corporation Ltd. (the geometry ratio is 1:4 between the model and prototype). It was found that the holes’ positions weren’t rational completely, porous brick was small, and gas flow rate was a little large. The rational argon blowing process is determined by optimizing experiments: the holes are moved to the position of 1/3R, the top diameter of porous brick is increased to 35 mm from 16 mm, and the gas flux is con￾trolled to 0.44m3 ⋅h-1. The results provide references for the improvement of actual ladle. KEY WORDS ladle refining; physical model; mixing time