浇注钢包环出钢口多孔透气塞吹氩去夹杂行为数值模拟.pdf

D0I:10.132ssn1006-9356.20230243September20232023年9 月China Metallurgy中国冶金第3 3 卷第9 期Vol.33,No.9.p43-51浇注钢包环出钢口多孔透气塞吹氩去夹杂行为数值模拟刘宏强，郑淑国，朱苗勇（东北大学冶金学院，辽宁沈阳1 1 0 8 1 9）摘要：针对浇注钢包环出钢口多孔透气塞吹氩去夹杂工艺，以国内某钢厂1 3 0 t钢包为研究对象，建立VOF-DPM耦合数学模型，考察了浇注吹氩条件下钢液流场的发展过程以及余钢高度、吹氩流量、透气塞堵塞个数对钢包浇注过程夹杂物去除的影响规律。结果表明，浇注初期，随吹氩时间增加，气液两相区逐渐增大，钢包水口上方的2 个循环流逐渐变大，当吹氩时间为1 2 s时，钢包内形成稳定的气液两相流；随余钢高度的降低，夹杂物的去除率逐渐增加，但当余钢高度从50 0 mm降至2 50 mm范围内时，夹杂物去除率增幅变缓；随吹氩流量的增加，夹杂物去除率存在2 个局部最优点（3 0 L/min和6 0 L/min），在这2 个局部最优吹氩流量前后，夹杂物的去除率均呈先增大后减小的趋势；与未堵塞相比，堵塞1 个透气塞时，夹杂物的去除率相差不大，而堵塞2、3 个透气塞时，夹杂物去除率下降明显。研究结果可为该工艺实际应用提供理论指导。关键词：浇注钢包；夹杂物；吹氩流量；余钢高度；透气塞堵塞个数文献标志码：A文章编号：1 0 0 6-93 56（2 0 2 3）0 9-0 0 43-0 9Numerical simulation of inclusion removal behavior by argon blowingwith multiple plugs around tapping hole in teeming ladleLIU Hongqiang,2ZHENG Shuguo,2ZHU Miaoyong(School of Metallurgy,Northeastern University,Shenyang 110819,Liaoning,China)Abstract:According to the inclusion removal process by argon blowing with multiple plugs around tapping hole inteeming ladle,VOF-DPM coupling mathematical model was established of a 130 t ladle to study the process of mol-ten steel flow field under argon blowing conditions and the influence of argon blowing flow rate,residual steel heightand the number of blocked plugs on inclusion removal rate during ladle teeming process.The results show that,inthe early stage of teeming,with the increase of argon blowing time,the gas-liquid two-phase region gradually in-creases,and the two circulating flows above the ladle nozzle gradually become larger.When the argon blowing timeis 12 s,stable gas-liquid two-phase flow is formed in the ladle.With the decrease of the residual steel height,the in-clusion removal rate increases gradually,but when the residual steel height decreases from 500 mm to 250 mm,theincrease of the inclusion removal rate slows down.With the increase of argon blowing flow rate,there are two localoptimal points(30 L/min and 60 L/min)for inclusion removal rate.Before and after the two local optimal points,the inclusion removal rate tends to increase and then decrease.Compared with unblocked,the difference in the inclu-sion removal rate is not significant when one plug is blocked,while the inclusion removal rate decreases significantlywhen two plugs or three plugs are blocked.The research results can provide theoretical guidance for practical appli-cation of the process.Key words:teeming ladle;inclusion;argon blowing flow rate;residual steel height;number of blocked plugs连铸钢包浇注末期的下渣控制一直是困扰生产的难题之一1-5，钢包浇注过程也是去夹杂物的关键环节6-1 0 。如何采取有效的措施控制下渣1 1 3 及促进夹杂物在该过程的进一步去除是洁净钢生产呕待解决的问题。为此，笔者1 4-1 8 提出了浇注钢包环出钢口吹氩新工艺，该新工艺通过在钢包浇注过程吹氩，达到浇注前期去除夹杂物及浇注末期控制下渣的效果；首先通过物理模拟或数值模拟研究了环形吹氩元件控制下渣的吹氩工艺参数1 4-1 5，之后研究了浇注钢包环出钢口吹氩新工艺采用环形吹氩元件的去夹杂行为1 6-1 7 。然而，在工业应用中发现，该新工艺环形吹氩元件加工难度较大，且成本较高。基金项目：国家自然科学基金资助项目（51 97 40 7 9，52 1 7 43 1 0）作者简介：刘宏强（1 998 一），男，硕士生；E-mail:;收稿日期：2 0 2 3-0 4-1 8通信作者：郑淑国（1 97 9一），男，博士，教授；E-mail:中国冶金第3 3 卷44为此，笔者将环形吹氩元件改为了多孔吹氩透气塞，并对浇注钢包多孔透气塞吹氩工艺的控制下渣效果开展了大生产工业试验，结果表明浇注末期钢包的残余钢量减少了40%1 8 1，可见该新工艺有很好的控制下渣效果。目前一些研究者研究了钢包浇注过程通过钢包底吹透气砖吹氩去夹杂行为。QUTP等1 9 通过数理模拟研究方法考察了浇注钢包吹氩过程中的去夹杂行为，结果表明随着吹氩时间的增加，夹杂物的去除率增加，但当钢液浇注量达到50%时应停止吹氩。程普红等2 0 通过物理模拟研究，发现钢包底吹氩前后夹杂物进人中间包的比例减小，钢水的洁净度提高。赵晨光2 1 研究了吹氩位置对浇注过程去夹杂的影响规律，认为不同的底吹透气砖位置因改变了钢液的流动状态，导致其对夹杂物的去除有影响。目前，关于浇注钢包环出钢口多孔透气塞吹氩工艺的去夹杂行为鲜有研究报道，该工艺过程的去夹杂行为规律尚不明确角【2 2 本文针对浇注钢包环出钢口多孔透气塞吹氩工艺，以某钢厂1 3 0 t钢包为研究对象，通过建立VOF-DPM耦合数学模型，研究了浇注吹氩条件下钢液流场的发展过程以及吹氩流量、余钢高度和透气塞堵塞个数对该新工艺过程夹杂物去除的影响规律，可为该工艺的实际应用提供理论指导。1数学模型建立1.1模型假设采用VOF模型计算浇注过程空气、渣及钢液的体积分数，采用DPM模型模拟氩气泡和夹杂物颗粒的分布，采用欧拉-拉格朗日法对浇注钢包环出钢口多孔透气塞吹氩去夹杂行为进行数值模拟计算。由于浇注过程钢液的流动较为复杂，为简化计算过程，做出如下假设：1)钢液、渣、空气均为不可压缩流体；2)忽略氩气泡在上升过程的体积变形率；3）钢包出水口流动充分发展，无回流；4)不考虑夹杂物与气泡的黏附行为；5）忽略夹杂物与夹杂物的碰撞聚合过程；6）壁面为无滑移壁面；7）夹杂物无初始速度；8)夹杂物全部为A12O3；9)氩气接触到渣金界面从体系中去除；10）忽略钢液温度对钢液流动（自然对流）及气泡的影响，假设整个过程钢液流场温度均匀分布1.2控制方程1）钢渣相的连续性方程。%(aupa)+V(apu)(1)式中：ps为钢渣密度，kg/m；t 为时间，s；sl为钢渣体积分数；usl为钢渣速度，m/s。2)标准k-方程。(pik)+V.(pikui)+ipie=1atVk+iG+Gp+Sk（2)k%(pe)+.(plu)-2iCle+S.(3)其中，(4)1E式中：l为钢液体积分数；pi为钢液密度，kg/m；k为湍动能，m/s；u 为钢液速度，m/s；e 为流耗散率，m/s；为分子黏度，Pas；t为流黏度，Pas；G 为由平均速度梯度引起的动能，m/s；G,为由于浮力引起的端动能，m/s；S 为动能源项；S。为湍流耗散率源项；Cle、C2、C、O、e均为经验常数，系数按Launder和Spaldingl231推荐的数据取值，Ci=1.44、C2。=1.92、C,=0.0 9、=1.0、k=1.3。3）动量方程(ipiui)+V.(piujui)=atVp+Viefr(Vu+VuT)(5)式中：Vp为流体微元上的压降，Pa；efr为流有效黏度,PaS。4）气泡轨迹方程。dub=FG+FD+FB+FvM+Fp(6)dt其中，Fp=18ACoRe(也（uub(7)Obd24dFvM=CvM(u一ub(8)obdiFp=Lu Vul(9)Ob式中：ub为气泡速度，m/s；Fc 为重力，N；Fp 为电力，N；FB为浮力，N；Fv M 为虚拟质量力，N；Fp 为刘宏强，等注钢包环出钢口多孔透气夹杂行为数值模拟第9 期45压力梯度力，N；为钢液动力黏度，Pas;p为气泡密度，kg/m；d，为气泡直径，m；Cp 为电力系数；Reb为气泡雷诺数；CvM为质量系数，其值取0.5。5钢液的瞬时速度。=u+u=u+2kuo(10)3式中：ulo为钢液的瞬时速度，m/s；u 为钢液运动的时均速度，m/s；u i 为钢液的脉动速度，m/s；为随机分布常数。6）当气泡从透气塞中运动到钢液中时，气泡的直径和速度按照SANOM等2 4 提出的表达式计算。6od。db=+0.0248(Qid)0.867(11)igQ=ubo A(12)式中：为表面张力，N/m；d。为透气塞直径，m；g为重力加速度，m/s；Q b 为氩气体积流量，m/s；ubo为气泡出透气塞的初始速度，m/s；A 为透气塞的有效透气面积，m。7)夹杂物的粒径分布服从Rosin-Rammler函数。Yd=e-(d/dmn(13)m式中：Ya为夹杂物颗粒的质量分数；d为夹杂物的粒径，m；d m 为夹杂物的平均粒径，m；n 为传播系数，其值取3。1.3模型参数及求解设置本文以某钢厂1 3 0 t钢包为研究对象，数值模拟具体参数见表1。图1 所示为浇注钢包环出钢口多孔透气塞位置示意图。钢包底部透气塞共计4个，分别处于钢包长水口四周，透气塞中心连线为正方形。氩气通过透气塞进人到钢液内部，从钢渣界面处逸出。表1 1 3 0 t钢包数值模拟具体参数Table 1Specific parameters of 130 t ladle numerical simulation顶部直径/mm底部直径/mm钢包高度/mm液面高度/mm水口直径/mm吹氩流量/(Lmin-1）通钢量/tmin-1)302026003630303270101502.84注：单流板坏连铸机，铸坏断面为1 2 3 0 mmX150mm，拉速为2.2 m/min。453.92mmu809t9746.08mm图1浇注钢包环出钢口吹氩透气塞位置示意图Fig.1Position diagram of argon blowingplugs around tapping hole in teeming ladle钢包顶部采用压力人口，钢包长水口出口采用压力出口，两者的表压均为0 Pa，操作压力为101.325Pa，其余均为无滑移壁面。采用ICEM16.1软件对钢包模型进行六面体网格划分，网格数目约为35万，具体如图2 所示。计算过程各材料的物性参数见表2 5。夹杂物在0.0 0 5s内无初速度加人钢液，其粒径最小值为3 1.5m，最大值为6 7.6 m，平均粒径为45.0 m，粒径分布满足式（1 3）。气泡和夹杂物的去除通过自定义函数（UDF）加载到FLUNET16.1中。氩气喷吹时间设为1 50 0 S。采用二阶隐式空间离散格式和压力速度耦合算法（PISO）。当各项残差小于1 0-4时认为送代收敛，时间步长设为0.0 0 5s。压力入口无滑移壁面压力出口图2钢包模型网格划分Fig.2Meshing division of ladle model第3 3 卷中国冶金46表2 材料物性参数Table 2Property parameters of materials物性参数数值钢液密度/(kgm-3)7000渣密度/(kgm-3)2.700钢液黏度/(Pas)0.006空气密度/(kgm-3)1.225空气黏度/(Pas)0.00001钢渣表面张力/（Nm-1）1.4渣空气表面张力/（Nm-1)0.6氩气密度/(kgm-3)1.6228渣黏度/(Pa s)0.131.4网格无关性检验为了考察网格数量对数值模拟计算的影响，选取了2 0 万、3 5万、50 万和6 5万4种方案验证数值模拟结果的稳定性。以吹氩流量6 0 L/min为例，探索网格独立性。不同网格数量下3 0 0 0 mm余钢高度处液面速度数值的分布情况如图3 所示。由图可知，采用2 0 万网格数量的计算结果与其他三者的计算结果相差较大。当网格数量超过3 5万以后，各网格数量所计算的结果相差不大，故可认为网格数量超过3 5万以后对计算结果的影响可以忽略。为了兼顾计算结果的精度与效率，在当前数值模拟过程中采用3 5万网格进行计算。0.003520万35万0.003050万V65万0.00250.00200.00150.00100.00050.0000-0.0005-1.5-1.0-0.50.00.51.01.5水平方向/m图3不同网格数量下钢液面速度数值分布Fig.3Velocity magnitude distribution of moltensteel under different grid numbers1.5模型验证为了验证计算模型的准确性，按照文献2 2 中的试验条件，采用1.0：4.5的物理模型，用水模拟钢液，用乳状液滴模拟夹杂物，考察浇注钢包不同余钢高度对夹杂物去除率的影响，计算得到不同余钢高度下夹杂物的去除率，其与相应物理模拟值的对比如图4所示。可以看出，数值模拟得到的结果与物理模拟结果吻合较好，这表明可以用当前的数学模型对浇注过程钢液的流动及去夹杂行为进行数值模拟。75数值模拟值70物理模拟值2 6560555045402500200015001.000500250余钢高度/mm图4数学模型夹杂物去除率验证Fig.4Verification of inclusion removalrateof mathematical model2结果与讨论2.1浇注吹氩条件下钢液流场的发展过程图5所示为6 0 L/min吹氩流量下浇注初期不同时刻钢液的流线图。由图可知，刚开始吹氩时（图5（a)），钢液未受到氩气泡影响，整体上自顶部向钢包水口流动。当吹氩时间为1 s时（图5（b），钢液在氩气泡驱动下产生向上的运动，由于此时氩气泡数量较少，驱动钢液的能力较弱，钢液上升流的速度较小，钢液向上运动的高度较低，钢液上升至最高点处后向两侧回流，并在水口上方形成2 个小循环流，且这2 个循环流涡心位置较低。随吹氩时间增加（图5（c)（f)），钢液中氩气泡的数量逐渐增加，气液两相区逐渐增大，氩气泡驱动钢液的能力增强；钢液上升流速度逐渐增大，2 个循环流逐渐增大，且远离水口一侧循环流明显大于靠近水口一侧的，循环流涡心位置不断升高。当吹氩时间为1 2 s时（图5（g），氩气泡抵达钢液液面后逸出，钢包内形成稳定的气液两相流，2 个循环流达到最大。进一步增加吹氩时间至1 5s（图5（h），钢液的流动状态几乎不变。2.2余钢高度对夹杂物去除率的影响图6 所示为6 0 L/min吹氩流量下不同余钢高度处钢包内的速度云图。由图可知，在钢包吹氩浇注过程中，钢包内气液两相区两侧存在2 个非对称的循环流。随余钢高度的降低，气液两相区的面积逐渐变小，其平均速度逐渐降低。当余钢高度降至500mm时（图6（e)），气液两相区两侧的循环流变刘宏强，等钢包环出钢口夹杂行为数值模拟第9 期47（a）(b)(c)(d)速度/(m sl)0.400.350.300.250.200.150.100.050.00(e)g(h)(a)0.01 s;(b)1 s;(c)2S;(d)4 s;(e)6s;(f)9 s;(g)12s;(h)15 s图5浇注初期不同时刻钢液的流线图Fig.5Streamline diagram of molten steel with different time in early teeming stage(a)(b)C速度/(m:s-l)0.400.350.300.250.200.15(d)0.10(e)0.050.00(a)2500mm;(b)2000mm；（c)1 50 0 m m；（d)1 0 0 0 m m;(e)500mm;(f)250mm图6吹氩流量为6 0 L/min时不同余钢高度处钢包内的速度云图Fig.6Velocity contours in ladle with different residual steel heights at 6o L/min argon blowing flow rate得不充分。随余钢高度进一步降低至2 50 mm时（图6（f)），仅有部分钢液受到氩气流股的影响，水口轴线两侧存在局部区域的小循环流，且发展很不充分。第3 3 卷中国冶金48图7 所示为不同余钢高度下夹杂物去除率的数值模拟结果。由图可知，整体上，随余钢高度降低，夹杂物去除率逐渐增加，但当余钢高度从50 0 mm降至2 50 mm时，夹杂物去除率的增加幅度变缓。这是因为，浇注前期气液两相区的平均速度较大，其两侧循环流发展较充分，钢液输送夹杂物能力较强，有利于去夹杂；当余钢高度低于50 0 mm时，气液两相区明显变小且其两侧循环流变得不充分，不利于去夹杂，故随余钢高度进一步降低，夹杂物的去除率增加变缓。2.3吹氩流量对夹杂物去除率的影响图8 所示为典型吹氩流量下钢包浇注过程中余钢高度为2 50 0 mm钢包内的速度云图。由图可知，随吹氩流量的增加，气液两相区的平均速度逐渐增大。当吹氩流量较小时（图8（a）和（b)），气液两相区两侧的非对称循环流较明显；但当吹氩流量超807060504030201002500200015001000500250余钢高度/mm图7余钢高度对夹杂物去除率的影响Fig.7Effect of residual steel height oninclusionremoval rate过6 0 L/min后（图8（c）（f)），靠近水口一侧循环流变得不明显。(a)(b)(c)line2速度/(ms-l)0.40Tinel0.350.300.250.200.150.10(d)(e)(f)0.050.00(a)10L/min;(b)30L/min；（c)6 0 L/m in；（d)9 0 L/m in；（e)1 2 0 L/m in;(f)150L/min图8 不同吹氩流量下2 50 0 mm余钢高度钢包内速度云图Fig.8Velocity contours in ladle at 2 500 mm residual steel height under different argon blowing flow rates图9所示为不同吹氩流量条件下上升流的平均速度及钢液面附近钢液速度的水平分量。图9（a）所示为水口轴线（图8 中linel）处钢液上升流速度的平均值。由图9（a）可知，整体上，随吹氩流量增加，钢液上升流的速度逐渐增大。具体来说，在吹氩流量为1 0 50 L/min时，钢液上升流速度增加幅度差别不大；当吹氩流量为6 0 L/min时，其上升流速度明显增大；进一步增加吹氩流量至90 L/min，钢液上升流速度缓慢增加；吹氩流量超过90 L/min以后，钢液上升流速度增加幅度再次变大。图9（b)所刘宏强，等：浇注钢包环出钢口多孔透行为数值模拟第9 期49示为2 50 0 mm余钢高度下1 0 mm（图8 中line2)处钢液速度的水平分量（A、B分别为3 0、40 L/min吹氩流量下远离水口一侧钢液速度水平分量的最大值）。由图9(b)可知，整体上，随着吹氩流量的增加，钢液面附近钢液速度的水平分量逐渐增大。具体来说，当吹氩流量在1 0 3 0 L/min时，钢液速度水平分量的增加幅度先增大后减小；当吹氩流量为40L/min时，钢液速度水平分量的增加幅度再次明显变大；进一步增加吹氩流量至6 0 L/min，钢液速度的水平分量差别不大；吹氩流量超过60L/min后，钢液速度的水平分量增加幅度再次变大。0.50.3(a)(b)1:10 L/min2:20 L/min3:30 L/min4:40L/min0.25:50 L/min6:60 L/min0.4(rs.)/率4T7:70 L/min8:80 L/min9:90 L/min10:120 L/min0.1H11:150 L/min0.30.00.2-0.1-0.127A-0.146B0.1-0.211100.0-0.3102030405060708090120150-1.0-0.50.00.51.0吹氩流量/L-min*l)水平方向/m（a）水口轴线（linel）处钢液上升流速度平均值；（b）2 50 0 m m 余钢高度液面下1 0 mm（l i n e 2）处钢液速度水平分量图9上升流的平均速度及钢液面附近速度的水平分量Fig.9Average velocity of upwelling and horizontal component of velocity near molten steel surface图1 0 所示为数模得到的不同吹氩流量下夹杂物去除率。需要说明的是，如前所述，因余钢高度从500mm降至2 50 mm范围内时夹杂物去除率的增加幅度变缓，故考察吹氩流量对夹杂物去除的影响时采用2 50 mm的余钢高度。由图可知，整体上，夹杂物的去除率存在2 个局部最优吹氩流量，分别为30、6 0 L/m i n，在2 个局部最优吹氩流量前后，夹杂物的去除率均呈先增大后减小的趋势。这是因为，当吹氩流量低于3 0 L/min时，随吹氩流量的增加，水口轴线处钢液上升流速度逐渐增大（图9（a），钢液上升流向钢液面输送夹杂物能力增强，故夹杂物去除率逐渐增大。继续增加吹氩流量至40 L/min，钢液面附近水平流速度明显增加（如图9（b)中A、B两点所示，40 L/min吹氩流量下远离水口一侧钢液速度水平分量的最大值相比于3 0 L/min时增加了15.0%），夹杂物随钢液流在钢液面附近停留时间较短，没来得及上浮去除就又被卷人到钢液循环流中，故随气量进一步增加（40 50 L/min），夹杂物去除率呈下降趋势。进一步增加吹氩流量至6 0 L/min，钢液上升流速度出现明显增加，如图9（a）所示，60L/min吹氩流量下钢液上升流的平均速度相比于50 L/min增加了6.6%，钢液循环流输送夹杂物的能力进一步增强，而钢液面附近水平流速度变化较小（图9（b)），故夹杂物的去除率再次增大。当吹氩流量超过6 0 L/min以后（图9（b），钢液面附近水平流速度明显增大，不利于夹杂物去除，故夹杂物去除率随吹氩流量增加再次呈下降趋势。807570656055500306090120150吹氩流量(Lminl)图1 0不同吹氩流量下夹杂物去除率Fig.10Inclusionremoval rate withdifferentargon blowing flow rates2.4透气塞堵塞个数对夹杂物去除率的影响在工业大生产中，随钢包周转炉数的增加，透气塞难免会堵塞，且随钢包使用次数的增加，透气塞堵塞个数也可能会增加，因此本研究考察了环出钢口多孔透气塞吹氩工艺下透气塞堵塞个数对夹杂物去除的影响规律。图1 1 所示为透气塞堵塞个数为0 3时采用的数值模拟方案，吹氩流量为6 0 L/min。第3 3 卷中国冶金50(a)(b)(c)(d)11O11！10未堵塞1111堵塞111（a）未堵塞；（b）堵塞1 个透气塞；（c）堵塞2 个透气塞；（d）堵塞3 个透气塞图1 1透气塞堵塞个数示意图Fig.11Schematic diagram of blocked plugs with different numbers图1 2 所示为6 0 L/min吹氩流量下透气塞堵塞不同个数时气泡在钢包内的分布。由图可知，当透气塞未堵塞时（图1 2（a），4个独立的氩气流股在上升过程中相互汇聚；随着透气塞堵塞个数的增加（图1 2（b）和（c)），透气塞上方独立的氩气流股数减少，气液两相区的体积减小；当堵塞3 个透气塞时（图1 2（d），仅有1 个独立氩气流股，其气液两相区呈细长的倒锥状，且其体积明显偏小。(a)(b)(c)(d)(a)未堵塞；（b）堵塞1 个透气塞；（c）堵塞2 个透气塞；（d）堵塞3 个透气塞图1 2 透气塞堵塞不同个数时气泡分布Fig.12Distribution of argon bubbles with different blocked plugs numbers图1 3 所示为6 0 L/min吹氩流量下不同数量透气塞堵塞时夹杂物去除率的数模结果。由图可知，整体上，随透气塞堵塞个数的增加，夹杂物的去除率呈减小趋势。具体来说，当堵塞1 3 个透气塞时，夹杂物的去除率分别是未堵塞时的0.98、0.8 1、0.69倍。可见，与透气塞未堵塞相比，堵塞1 个透气塞时夹杂物去除率的差别不大，而堵塞2、3 个透气塞时，夹杂物去除率下降明显。这是因为，与未堵塞相比，堵塞1 个透气塞时，透气塞上方独立的气泡流股数虽减少1 个，但气液两相区的体积差别不大，故对夹杂物去除率影响不大；但当堵塞2 个和3 个透气塞时，气液两相区的体积减小，尤其是堵塞3 个透气塞8073.471.67059.860%/率物味50.5504030201000123透气塞堵塞个数图1 3透气塞堵塞个数对夹杂物去除率的影响Fig.13Effect of blocked plugs number on inclusion removal rate第9 期刘宏强，等：浇注钢包环出钢口多孔透气塞吹氩去夹杂行为数值模拟51时其体积明显减小，不利于夹杂物去除，故夹杂物去除率明显降低，相比未堵塞时，堵塞2 个和3 个透气塞时夹杂物的去除率分别降低了1 8.5%和3 1.2%。3结论1)浇注钢包环出钢口多孔透气塞吹氩下，浇注初期刚开始吹氩时，在钢包水口上方形成2 个小循环流，且2 个循环流涡心位置较低；随吹氩时间的增加，气液两相区逐渐增大，2 个循环流变大，循环流涡心位置不断升高；当吹氩时间为1 2 s时，钢包内形成稳定的气液两相流。2)随余钢高度的降低，气液两相区逐渐变小，当余钢高度降至50 0 mm时，气液两相区两侧的循环流变得不充分；夹杂物去除率随余钢高度降低而逐渐增大，但当余钢高度从50 0 mm降至2 50 mm范围内时，夹杂物去除率增加幅度变缓。3)随吹氩流量的增加，夹杂物去除率存在2 个局部最优点，分别为3 0 L/min和6 0 L/min；在2 个局部最优吹氩流量前后，夹杂物的去除率均呈先增大后减小的趋势。4)随吹氩透气塞堵塞个数的增加，夹杂物的去除率呈减小趋势；与未堵塞相比，堵塞1 个透气塞时夹杂物去除率相差不大；而堵塞2、3 个透气塞时，夹杂物去除率下降明显。参考文献：1KUWANA K,HASSAN MI,SINGH P K,et al.Scale-modelexperiment and numerical simulation of a steel teemingprocessJJ.Materials and Manufacturing Processes,2008,23(4):407.2 MAZZAFERROGM,PIVAM,FERROSP,et al.Experi-mental and numerical analysis of ladle teeming processJ.Ironmaking and Steelmaking,2004,31(6):503.3 KORIA S C,KANTH U.Model studies of slag carry-overduring drainage of metallurgical vesselsJ.Steel ResearchInternational,1994,65(1):8.4胡群，唐海燕，李小松，等钢包浇注过程中旋涡临界高度控制J.钢铁，2 0 2 1,56（6）：3 5.5王强，王连钰，李宏侠，等.钢包出钢末期漩涡抑制机理探究及防漩设计J.金属学报，2 0 1 8，54（7）：959.6 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