D0I:10.13374/1.issnl00103.2007.s2.075 第29卷增刊2 北京科技大学学报 Vol.29 Suppl.2 2007年12月 Journal of University of Science and Technology Beijing Dee.2007 透气砖在炉底位置与钢液吹氩行为的数值模拟 薛文东宋文孙加林洪彦若 北京科技大学材料科学与工程学院，北京100083 摘要以精炼钢包为研究对象，在不同的透气砖位置的条件下，采用多相流模型计算了吹氩后钢包内钢液的流场，通过对 流场数值的多元回归，计算了透气砖在钢包底部的最佳位置.结果表明：随着透气砖在钢包底部位置的变化，吹氩对钢液的搅 拌效果也有很大的影响，当透气砖位置在钢包底部距中心位置为0.44R0~0.48R0之间时，底吹氩对钢液搅拌得更均匀· 关键词精炼：吹氩；透气砖；数值模拟 分类号T175 向金属池中吹入气体使金属液产生强烈的循环 气液两相流，气相和液相分别有自己的质量守恒方 流动，改善反应动力学条件，可强化治炼过程，该技 程，能量守恒方程，两相的速度和温度通过相间力和 术在钢铁治金生产中得到了广泛应用.其中，钢包 热传递产生联系 底吹氩应用最广，并在其基础上发展了钢包喷粉及 1.3计算条件 CAS-OB等许多钢包精炼新技术.自70年代起，对 边界条件与初始条件：对流体单元，其自由度包 底吹氩钢包中的气液两相区行为、混合和搅拌作用、 括流量、压力、温度、紊动动能、紊动动能耗散，在求 流动及传质传热进行了很多研究]. 解区域边界上，应指定各自由度值，对钢包流场轴 通过钢包底部的透气砖吹入氩气，能强化钢水 对称有限元模型，应施加的边界条件列于表1，表中 搅拌，均匀钢水的成分和温度，促进夹杂物上浮，但 给出了一个实例的具体边界数值. 是透气砖在钢包底部的位置与吹入氩气对钢液的搅 表1钢包流场的边界条件与初始条件 拌效果有很大的影响，目前，大都采用水模型的方 边界 边界条件与初始条件 式来研究，但研究成本太高且与实际条件相差太远， 透气砖出0=5L/(1(s):P=p°（大气压）十p'(钢液压 所以结果不精确。本文以实际钢包为物理模型，并 气口 力)：VFRC(初始体积分数)=0 利用实验测定的边界条件数值求解底吹氩钢包内的 钢包包壁 V,=0:V,=0:T=1893K 流场，来研究钢包底吹氩流场与透气砖位置的关系， 自由液面 P=p:T=1893K: 从而找寻透气砖在钢包底部的最佳位置， 环境条件 g,=9.81m/g2:p°=1.013X10pa 1数学模型 初始条件主要描述了零时刻流动区域的状态， 1.1模型假设 对钢包流场，主要指VFRC值，一般设全部单元的 在建立多相流模型时，采用了以下假设：(1)钢 初始VFRC为空， 包内钢液为稳态粘性不可压缩流体；(2)钢液液面设 几何参数有钢包底部直径D(半径R)、钢包 置为自由液面；(3)在钢包流场里，钢液的温度为恒 顶部直径D1、钢包的高度H、钢包中钢水液面的高 定的，而吹入氩气降低钢液的温度不是太大，忽略对 度H1、透气砖的直径D2及透气砖在钢包底部的位 流换热带来的影响：(4)氩气泡尺寸均匀一致，氩气 置X0等，钢包的尺寸与钢包的容量有关，本实验主 温度与钢液的温度相同；(5)透气砖入口处氩气分布 要以100t钢包为模拟对象，所以几何参数为实际钢 均匀， 包尺寸，透气砖中心距钢包中心的距离分别为0， 1.2多相流模型 Ro/5,2Bo/5,3Ro/5,4Ro/5,Ro- 在多相流模型中，每一相有自己的一套求解方 钢水和氩气的物性参数列于表2. 程，各相的传输量通过相间传输项发生联系，对于 1.4数值求解 收稿日期：2007-10-15 采用Ansys计算软件，对上述模型进行了计算. 作者简介：薛文东(1968一)男，副教授，博士 提高求解稳定性的主要方法是调整松弛因子和设置
透气砖在炉底位置与钢液吹氩行为的数值模拟 薛文东 宋 文 孙加林 洪彦若 北京科技大学材料科学与工程学院北京100083 摘 要 以精炼钢包为研究对象在不同的透气砖位置的条件下采用多相流模型计算了吹氩后钢包内钢液的流场通过对 流场数值的多元回归计算了透气砖在钢包底部的最佳位置．结果表明：随着透气砖在钢包底部位置的变化吹氩对钢液的搅 拌效果也有很大的影响当透气砖位置在钢包底部距中心位置为0∙44R0～0∙48R0 之间时底吹氩对钢液搅拌得更均匀． 关键词 精炼；吹氩；透气砖；数值模拟 分类号 T175 收稿日期：2007-10-15 作者简介：薛文东（1968—）男副教授博士 向金属池中吹入气体使金属液产生强烈的循环 流动改善反应动力学条件可强化冶炼过程该技 术在钢铁冶金生产中得到了广泛应用．其中钢包 底吹氩应用最广并在其基础上发展了钢包喷粉及 CAS—OB 等许多钢包精炼新技术．自70年代起对 底吹氩钢包中的气液两相区行为、混合和搅拌作用、 流动及传质传热进行了很多研究［1—3］． 通过钢包底部的透气砖吹入氩气能强化钢水 搅拌均匀钢水的成分和温度促进夹杂物上浮但 是透气砖在钢包底部的位置与吹入氩气对钢液的搅 拌效果有很大的影响．目前大都采用水模型的方 式来研究但研究成本太高且与实际条件相差太远 所以结果不精确．本文以实际钢包为物理模型并 利用实验测定的边界条件数值求解底吹氩钢包内的 流场来研究钢包底吹氩流场与透气砖位置的关系 从而找寻透气砖在钢包底部的最佳位置． 1 数学模型 1∙1 模型假设 在建立多相流模型时采用了以下假设：（1）钢 包内钢液为稳态粘性不可压缩流体；（2）钢液液面设 置为自由液面；（3）在钢包流场里钢液的温度为恒 定的而吹入氩气降低钢液的温度不是太大忽略对 流换热带来的影响；（4）氩气泡尺寸均匀一致氩气 温度与钢液的温度相同；（5）透气砖入口处氩气分布 均匀． 1∙2 多相流模型 在多相流模型中每一相有自己的一套求解方 程各相的传输量通过相间传输项发生联系．对于 气液两相流气相和液相分别有自己的质量守恒方 程能量守恒方程两相的速度和温度通过相间力和 热传递产生联系． 1∙3 计算条件 边界条件与初始条件：对流体单元其自由度包 括流量、压力、温度、紊动动能、紊动动能耗散在求 解区域边界上应指定各自由度值．对钢包流场轴 对称有限元模型应施加的边界条件列于表1表中 给出了一个实例的具体边界数值． 表1 钢包流场的边界条件与初始条件 边界 边界条件与初始条件 透 气 砖 出 气口 Q＝5L／（t （s）；P＝ P 0（大气压）＋ P 1（钢液压 力）；VFRC（初始体积分数）＝0 钢包包壁 V x＝0；V y＝0；T＝1893K 自由液面 P＝ P 0；T＝1893K； 环境条件 gy＝9．81m／s 2；P 0＝1．013×105Pa 初始条件主要描述了零时刻流动区域的状态． 对钢包流场主要指 VFRC 值一般设全部单元的 初始 VFRC 为空． 几何参数有钢包底部直径 D0（半径 R0）、钢包 顶部直径 D1、钢包的高度 H、钢包中钢水液面的高 度 H1、透气砖的直径 D2 及透气砖在钢包底部的位 置 X0 等钢包的尺寸与钢包的容量有关．本实验主 要以100t 钢包为模拟对象所以几何参数为实际钢 包尺寸．透气砖中心距钢包中心的距离分别为0 R0／52R0／53R0／54R0／5R0． 钢水和氩气的物性参数列于表2． 1∙4 数值求解 采用 Ansys 计算软件对上述模型进行了计算． 提高求解稳定性的主要方法是调整松弛因子和设置 第29卷 增刊2 2007年 12月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．29Suppl．2 Dec．2007 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2007．s2．075
Vol.29 Suppl.2 薛文东等：透气砖在炉底位置与钢液吹氩行为的数值模拟 131 表2流体介质的材料属性 分子粘性系数/ 密度/ 2数值模拟结果及其分析 动力粘度/ 流体介质 (kg'm1s-1) (g'cm3) (Pas) 2.1吹氩后钢包中钢液流场的基本特征 氩气 7.42X10-5 0.00012 0.00013 对于射流，其速度场由X方向（径向）和Y方 钢液 5.5×103 7.70 0.025 向（轴向）速度分量组成.在射流出口至钢液接触面 段，Y方向速度分量远大于X方向速度；而在钢液 人工粘性·各因子取值没有统一的标准，往往经过 液面上，X方向速度分量占主要部分，采用合成速 多次求解并进行结果分析，取得经验，对于钢包流 度V表示速度场比较合适 场，各松驰因子取为：rVx=rV,=0.5,P=0.5,rT 图1为透气砖在钢包底部（透气砖在钢包底部 =0.8,Bf=1X1015,a=0. 中心)不同位置吹氩状况下钢液的流场图 @ (b) (e) (d) (e) 89 图1钢液流场分布图，透气砖中心距钢包中心的距离分别为(a)0:(b)R/5;(c)2R/5:(d)3R/5:4R/5 从以上几个流场图可以看出，透气砖在钢包底 离钢包底部的中心，同一高度位置上的钢液的速度 部位置的变化对钢液流场的流型没有什么影响，流 增大，即各点上钢液的运动更加均匀，其中当透气砖 场的流型都为紊流型流场，而且靠近透气砖位置，射 距离钢包中心位置为2o/5~3Ro/5时，钢液的搅 流紊流加剧；流场内各点的速度随着距离透气砖中 拌最均匀 心位置的距离的增加而减小，当透气砖位置靠近钢 通过对上述曲线进行回归计算得出：x=0.468 包壁时，透气砖与此包壁所夹区间的流场紊流现象 966;此x值即为使得Y等于最大值的透气砖位置， 更为严重，即钢液对包壁的冲刷非常严重 此位置也就是使得钢液混合均匀最好的位置，即当 2.2钢包内钢液不同位置钢液的流速与透气砖位 透气砖在钢包底部距中心位置为0.44R0~0.48R0 置的关系 之间时，底吹氩对钢液搅拌得更均匀， 在钢包内取不同高度的水平线，高度分别为H1 =0.05m,H2=0.1m,H3=0.2m,H4=0.3m, 3结论 通过对流场有限元计算得出不同高度位置钢液的流 通过对钢包底吹氩中钢液流场的数值模拟，可 速与透气砖位置的关系，如图2所示.从图中可以 以得出，当透气砖位置在钢包底部距中心位置为 看出，随着透气砖在钢包底部位置的变化，同一高度 0.44Ro~0.48R0之间时，底吹氩对钢液搅拌得更 位置上钢液的速度也在变化，而且随着钢包位置远 均匀
表2 流体介质的材料属性 流体介质 分子粘性系数／ （kg·m —1·s —1） 密度／ （g·cm —3） 动力粘度／ （Pa·s） 氩气 7∙42×10—5 0∙00012 0∙00013 钢液 5．5×103 7．70 0．025 人工粘性．各因子取值没有统一的标准往往经过 多次求解并进行结果分析取得经验．对于钢包流 场各松弛因子取为：rV x＝ rV y＝0∙5rP＝0∙5rT ＝0∙8Brf＝1×1015μa＝0． 2 数值模拟结果及其分析 2∙1 吹氩后钢包中钢液流场的基本特征 对于射流其速度场由 X 方向（径向）和 Y 方 向（轴向）速度分量组成．在射流出口至钢液接触面 段Y 方向速度分量远大于 X 方向速度；而在钢液 液面上X 方向速度分量占主要部分．采用合成速 度 V 表示速度场比较合适． 图1为透气砖在钢包底部（透气砖在钢包底部 中心）不同位置吹氩状况下钢液的流场图． 图1 钢液流场分布图透气砖中心距钢包中心的距离分别为（ a）0；（ b） R0／5；（ c）2R0／5；（ d）3R0／5；4R0／5 从以上几个流场图可以看出透气砖在钢包底 部位置的变化对钢液流场的流型没有什么影响流 场的流型都为紊流型流场而且靠近透气砖位置射 流紊流加剧；流场内各点的速度随着距离透气砖中 心位置的距离的增加而减小当透气砖位置靠近钢 包壁时透气砖与此包壁所夹区间的流场紊流现象 更为严重即钢液对包壁的冲刷非常严重． 2∙2 钢包内钢液不同位置钢液的流速与透气砖位 置的关系 在钢包内取不同高度的水平线高度分别为 H1 ＝0∙05mH2＝0∙1mH3＝0∙2mH4＝0∙3m 通过对流场有限元计算得出不同高度位置钢液的流 速与透气砖位置的关系如图2所示．从图中可以 看出随着透气砖在钢包底部位置的变化同一高度 位置上钢液的速度也在变化而且随着钢包位置远 离钢包底部的中心同一高度位置上的钢液的速度 增大即各点上钢液的运动更加均匀其中当透气砖 距离钢包中心位置为2R0／5～3R0／5时钢液的搅 拌最均匀． 通过对上述曲线进行回归计算得出：x＝0∙468 966；此 x 值即为使得 Y 等于最大值的透气砖位置 此位置也就是使得钢液混合均匀最好的位置即当 透气砖在钢包底部距中心位置为0∙44R0～0∙48R0 之间时底吹氩对钢液搅拌得更均匀． 3 结论 通过对钢包底吹氩中钢液流场的数值模拟可 以得出当透气砖位置在钢包底部距中心位置为 0∙44R0～0∙48R0 之间时底吹氩对钢液搅拌得更 均匀． Vol．29Suppl．2 薛文东等： 透气砖在炉底位置与钢液吹氩行为的数值模拟 ·131·
.132 北京科技大学学报 2007年增刊2 08 (a) 0.8 (b) 0.6 韩 0.6 04 0.2 0.2 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 0.5 1.01.5 2.0 2.5 水平方向的距离m 水平方向的距离m 1.0 (c) 1.0F (d) 0.8 0.8 DE 0.6 g 0.2 0.2 0.5 1.01.5 2.0 2.5 0.5 1.01.52.0 2.5 水平方向的距离m 水平方向的距离m 图2不同高度位置钢液的流速与透气砖位置的关系.(a)山线；(b)线；(c)山线：()H线 参 考文献 2000 [1]Lopez de Bertodano M.Lahey Jr R T,Jones O C.Phase distri- [3]Sato Y,Sadatomi M.Sekoguchi K.Momentum and heat transfer bution in bubbly two phase flow in vertical ducts.Int J Multi in two phase bubble flow theory.Int J Multiphase Flow.1981.7 phase1ow,1994,20(5).805 (6):167 [2]李炜著.粘性流体的混合有限分析解法。北京：科学出版社 Numerical simulation of argon blowing behaviors of molten steel with purging plug in ladle bottom XUE Wendong,SONG Wen,SUN Jialin,HONG Yanruo School of Materials Science and Engineering,University Science and Technology Beijing.Beijing 100083,China ABSTRACT The blowing behaviors of a refining ladle were studied with purging plug at different positions The flow field of molten steel in the ladle after argon blowing was calculated by a multiphase flow model and multiple regression,and the best position of the purging plug was obtained.The results indicated that the mix- ing effect of argon blowing on molten steel changed greatly with the position of the purging plug at the bottom of the ladle.The molten steel was mixed uniformly by argon bubbling when the distance between the position of the purging plug and the center of the ladle bottom was 0.44 Ro-0.48 Ro. KEY WORDS refining:argon blowing:purging plug:numerical simulation
图2 不同高度位置钢液的流速与透气砖位置的关系．（a） H1 线；（b） H2 线；（c） H3 线；（d） H4 线 参 考 文 献 ［1］ Lopez de Bertodano MLahey Jr R TJones O C．Phase distribution in bubbly two-phase flow in vertical ducts．Int J Multiphase Flow199420（5）：805 ［2］ 李炜著．粘性流体的混合有限分析解法．北京：科学出版社 2000 ［3］ Sato YSadatomi MSekoguchi K．Momentum and heat transfer in two-phase bubble flow theory．Int J Multiphase Flow19817 （6）：167 Numerical simulation of argon blowing behaviors of molten steel with purging plug in ladle bottom XUE WendongSONG WenSUN JialinHONG Y anruo School of Materials Science and EngineeringUniversity Science and Technology BeijingBeijing100083China ABSTRACT The blowing behaviors of a refining ladle were studied with purging plug at different positions． The flow field of molten steel in the ladle after argon blowing was calculated by a multiphase flow model and multiple regressionand the best position of the purging plug was obtained．The results indicated that the mixing effect of argon blowing on molten steel changed greatly with the position of the purging plug at the bottom of the ladle．The molten steel was mixed uniformly by argon bubbling when the distance between the position of the purging plug and the center of the ladle bottom was0∙44R0—0∙48R0． KEY WORDS refining；argon blowing；purging plug；numerical simulation ·132· 北 京 科 技 大 学 学 报 2007年 增刊2