150t底吹钢包渣钢卷混行为模拟.pdf

2023 年10 月第39 卷第5期炼钢SteelmakingOct.2023Vol.39No.5 41:150t底吹钢包渣钢卷混行为模拟朱燕玉1，任志峰，张红旭3，李怡宏2（1.包头钢铁职业技术学院冶金化工系，内蒙古包头0 140 10；2.太原科技大学材料科学与工程学院，山西太原0 30 0 2 4；3.山西建邦集团通才工贸有限公司，山西临汾0 410 0 0)摘要：以某钢厂150 t底吹钢包为原型，建立了相似比为1:4.7 的物理模型和三维非稳态数学模型，理论分析了不同底吹流量和底吹位置下的渣钢卷混过程，得到了描述卷渣的临界速度和临界液滴直径。物理模拟试验结果表明：氩气流量大小对双孔底吹钢包精炼中卷渣的形成具有决定性作用，双孔位置为0.45R时，底吹流量应控制在550 L/min以下；双孔位置为0.6 0 R时，底吹流量应控制在450 L/min以下。在试验基础上，推导了界面流速与临界气体流量之间的关系。在实际过程中，软吹氩时，界面张力为0.121.2 N/m时，建议双孔底吹流量为7 0 50 0 L/min。关键词：钢包精炼；渣钢卷混；临界气量流量；临界卷渣速度中图分类号：TF72文献标志码：A文章编号：10 42-10 43(2 0 2 3)0 5-0 0 41-0 7Modeling on slag entrapment behavior in the 150 t bottom-blown ladleZHU Yanyu,REN Zhifeng,ZHANG Hongxu,LI Yihong?1.Department of Metallurgical and Chemical Engineering,Baotou Iron and Steel Vocational TechnicalCollege,Baotou 014010,China2.School of Materials Science and Engineering,Taiyuan University of Science and Technology,Taiyuan 030024,China3.Tongcai Limited Company,Shanxi Jianbang Group,Linfen 041000,ChinaAbstract:The slag entrapment under different conditions of 150 t blowing argon ladle furnace wasinvestigated by physical simulation and numerical simulation.The physical model and mathematicalmodel with a similarity ratio of 1:4.7 were established.The processing of slag entrapment underdifferent blowing structures was analyzed and the critical velocity and critical droplets diameter ofdescribing slag entrapment were obtained.The physical simulation results showed that the argon flowrate played a decisive role in the slag entrapment.When the blowing position was 0.45R,the bottomblowing rate should be controlled below 550 L/min;and when it was 0.60R,the gas rate should becontrolled below 45o L/min.Based on the experiments,the relationship between the interface flowvelocity and the critical gas flowrate was deduced.In the real process,it was suggested that thebottom blowing rate is from 70 L/min to 500 L/min when the interface tension was 0.12-1.2 N/mduring the soft argon blowing.Key words:ladle refining;slag entrapment;critical blowing rate;critical speed of slag entrapment钢包作为炼钢工序和浇注工序之间的中间容器，不仅是运输和浇注钢水的容器，同时也是实现炉外精炼的重要容器。钢包底吹氩是一种经济适用而且简单易行的精炼方法，能有效地均匀钢水温度和成分，去除有害气体和夹杂物，其作为一种提高钢质量的有效措施已经在炼钢工业中得到了非常广泛的应用。在钢包精炼中底吹流量大小的控制十分关键，在进行以净化钢水为目的的操作时，若流量超过临界卷渣流量，则可能使顶渣被卷人到钢水中而严重影响钢水质量。因此，合理的搅拌强度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基金项目：中央引导地方科技发展资金项目（YDZJSX2022C028)；山西省基础研究计划面上项目（2 0 2 10 30 2 12 32 18,2 0 2 2 0 30 2 12 1118 7）通信作者：李怡宏（19 8 6 一），女，博士，教授；E-mail:;收稿日期:2 0 2 2-12-2 742物含量，改善钢液质量 1-41目前，对钢包底吹氩卷渣行为和引起钢液裸露的影响因素研究较多，为避免卷渣和减小钢液裸露面积，临界卷渣流量是一个很重要的操作参数 5-9 1。临界卷渣流量受到底部吹气位置、底吹气体压力和底部透气砖的数量等多种因素的影响 10-15,不同研究者 13-15 对12 0 t钢包进行数学物理模拟研究时，均认为较优的底吹布置为双透气砖，但获得的透气砖位置布置、夹角和临界吹氩流量并不一致。因此，大量研究针对卷渣行为进行规律或机理研究从而获得更准确的临界流量参数，刘鹏、黄远涛等 16-17 研究了底吹氩气流量、液面波动指数、渣层厚度和黏度等因素对钢包内流动行为与卷渣现象的作用规律；郑万等 18 主要考察了2 50 t钢包吹氩流量、渣层厚度和钢包底部透气砖性能对形成渣眼尺寸和造成卷渣行为的影响。本文在借鉴前人研究的基础上，以150 t钢包为原型，通过数学物理模拟方法研究钢包底吹过程渣钢卷混行为，希望能进一步获得表面流速与临界气体流量之间的定量关系，为实际钢包底吹流量的控制提供参考。1试验方法试验模型以150 t钢包为原型，采用有机玻璃按照相似比入为1:4.7 制成。实际钢包原型及模型的主要参数见表1所示。试验过程采用空气模拟氩气、水模拟钢液、真空泵油模拟钢渣，具体物性参数见表2。表1原型钢包和模型钢包试验参数Table 1 Main parameters of prototype and model顶部直径/底部直径/熔池深度/气体密度/钢包mm原型3.080模型655对于钢包吹氩精炼体系来说，引起体系内流体流动的主要动力是气泡浮力，因而在保证钢包几何相似的前提下，保证模型与原型的修正弗劳德准数相等，就能基本保证原型和模型动力相似。由Frm=Frp,推导出模型与原型的底吹气体流量关系如式(1)。PA.HH（mVPArPH(Cm二炼钢式中：Qm和Qp分别为模型和原型的气体流量，m/h;Hm和H,分别为模型和原型的特征长度，m;dm和d,分别为模型和原型的吹气孔内径,m;w，Ps，A r，PA ir 分别为水、钢液、氩气和空气的密度,kg/m。实际钢包吹气量在2 0 0 7 0 0 L/min变化，为了实验室更细致地观察油层卷渣行为，试验时不同吹气位置下吹气量从150 L/min增加到1 150 L/min,增加间隔为10 0 L/min。由式(1)可获得试验模型吹氩量，但为了方便阐述本文内容，后文中的所有气体流量均指的是转换前的钢包原型流量。对于钢渣界面流动状态，主要受到界面表面张力的影响，还应考虑动力学中的韦伯准数（We）相等 19 。根据We 相等原则，推导出模拟精炼渣的物质密度的关系式如式（2）。Pms=Pw-式中：Pms，Ps la g 分别为模拟渣的物质和钢渣的密度，kg/m；o w-ms，s-s 分别为水/模拟渣、钢/渣间的表面张力，N/m；PA r，PA i r 分别为标态下氩气和空气的密度,kg/m。计算可得模拟精炼渣的物质密度ms=885kg/m，与真空泵油的密度（8 8 0 kg/m）非常接近，且水和真空泵油的运动黏度比值与钢液和渣的运动黏度比值近似。因此，试验选取真空泵油来模拟精炼渣。利用几何相似原理确定模拟渣层厚度，物理模型选取真空泵油厚度2 2 mm，对应钢包精炼渣层厚度为10 0 mm，各介质物性参数如表2 所示。液体密度/表面张力/mmmm2.8503.260606694=9.3X10-3 Qp第39 卷(2)(kgm3)(kgm3)(Nm1)1.797 0001.291 000XQ表2 钢、渣和模拟介质的主要参数1.22Table 2IMain parameters of steel,slag and0.073simulation medium密度/运动黏度/介质(kgm3)水1 000真空泵油880钢液7 000渣3500(5.757)10-6物理模拟试验中将真空泵油缓缓注人钢包模型中，使其浮于水面，达到试验要求厚度。为确定卷渣的条件，采用目测观察并摄像记录不同吹气(1)量下钢渣界面情况。空气通过位于模型钢包底部动力黏度/温度/(ms-1)(Pas)110-60.001165 10-60.1450.36 1060.020.21 8730.002 51 873K293293第5期的喷嘴进入熔池中，上升的气泡带动熔池中液体向上运动，并形成高于真空泵油-水界面的隆起区，隆起的液体在重力的作用下转而向下流动并冲击油层造成真空泵油-水界面的波动。随着底吹流量的增加，真空泵油-水界面的波动增大，当底吹流量达到一定值时，在界面将会产生液滴，这时的底吹流量就是临界卷油流量Qr。2试验结果与讨论2.1渔渣钢卷混行为的定性描述图1是当钢包底为双孔喷吹时，随着气量的增大，真空泵油与水发生卷混的现象变化。当吹气量较小时，真空泵油/水界面在吹气部位有所波动。气泡通过真空泵油面进人大气（如图1a所示）；随着底吹气量的增加，如图1b所示，吹气部位的真空泵油层向周围排开，油层变厚，部分油层在气体的扰动下，开始出现脱离油层进人模拟钢液的趋势，但并没出现破碎的油滴；当吹气量增大至图1c的情况时，真空泵油/水界面出现明显湍动，气流将油层吹出部分裸露区，开始出现了油层破碎，即气量继续增加至7 50 L/min时，小渣滴增多，小渣滴卷入深度为熔池深度的18%，可在一定时间内脱离后又上浮与渣层聚合在一起；随着吹气量继续增大，真空泵油/水界面瑞动剧烈，出现较多油滴卷入水中的现象，如图1d所示，液滴在水中不断破裂，且呈现出随机运动现象，且渣滴的卷入深度不断增加，即当气量继续增加至1150L/min时，渣滴继续增多，渣滴卷人深度为朱燕玉，等：150 t底吹钢包渣钢卷混行为模拟43熔池深度的46%，不易重新上浮至真空泵油/水界面。上述现象与成国光等 2 0 对渣钢卷混现象的描述一致。双孔底吹气量为6 50 L/min时，油水界面动加剧，采用物理模拟和数值模拟方法均发现油水界面不稳定，且两种模拟方法下，油水界面波动形态相似，如图2 a和2 b所示。由于气液两相流在界面处的非稳态发展，界面处气柱附近流体速度较大，易发生油层的脱离现象，如图2 c所示，右侧气柱与包壁面间流体在渣-钢界面处流速较高，对应的图2 a中发现右侧气柱与包壁面间产生游离渣滴，出现了渣钢卷混现象。图3为钢包底部单孔喷吹和双孔喷吹时，不同吹气压力下油水界面波动情况。随着气量的不断增加，液体表面流速不断增大，导致界面不稳定，双孔喷吹与单孔喷吹时现象相似，随着吹气压力的增大，破碎液滴将增多。由图可知，当吹气压力大于7 50 L/min后，液面波动显著增加；当吹气压力大于8 50 L/min后，钢液面波动剧烈，裸露面积增大，发生卷渣现象；在相同底吹气体压力下，双孔的真空泵油/水界面波动弱于单孔。因此，位置合理的双孔喷吹，可降低发生渣钢卷混及裸露液面的风险。2.2底吹氩渣滴卷混研究图4展示了底吹气量和底吹位置对油滴卷入熔池中深度的影响。由图可见，当双孔吹气位置均在0.45R处时，随着气量的增加，油滴被卷入熔池内部的深度不断增加，说明随着气量的增加，(a)150 L/min(b)450 L/min60(c)750 L/min图1双孔底吹不同气体流量下油水界面卷混现象Fig.1 Entrainment phenomenon on oil-water interface with different gas flow rates under double-hole blowing(d)1 150 L/min44炼钢第39 卷contour 12.840e-042.556e-042.272e-041.988e-041.704e-041.420e-041.136e-048.519e-055.679e-052.840e-050.000e+00(a)物理模拟油水界面混卷现象(b）数值模拟气液两相分布v/(ms)1.000e+007.500e-015.000e-012.500e-010.000e+00(c)流体速度分布云图图2 双孔底吹气体6 50 L/min时，物理模拟和数值模拟气液两相分布及流体速度分布云图Fig.2 Physical simulation and numerical simulation of gas-liquid two-phase distribution andfluid velocity distribution at bottom blowing gas rate 650 L/min under double-hole blowing650L/min650 L/min750L/min750L/min850L/min850L/min(a)单孔底吹图3不同吹气压力和吹气方式下30 0 s时界面波动情况Fig.3 Interface fluctuation at 300 s with different blowing pressures and blowing modes流体流动速度也随之增加，油滴所受惯性力逐渐大于浮力,油滴不断被卷人，且郑万等 18 指出当液滴被卷人深度小于15cm时，液滴可依靠自身的浮力较容易地上浮返回至油/水界面。当吹气量大于550L/min时，油滴卷人深度增加至18 cm;随着气(b)双孔底吹量增加至1150 L/min，液滴被卷人熔池内的深度已增加至2 3.5mm，说明随着底吹气量的增加，气柱两边的液体环流速度增加，液滴向下运动的速度也随之增加，液滴所受的惯性力远大于浮力，液滴靠自身浮力返回油/水界面的难度增大。第5期-50-75-100-125-150-175-200-225-25015025035045055065075085095010501150图4不同吹气孔布置和不同吹气量下油滴卷人深度Fig.4 Depth of oil droplet entrapment under differentgas hole position and gas blowing rate双孔吹气位置均在0.6 R处时喷吹气量变化对油滴卷人深度的影响规律不同于吹气位置均在0.45R处喷吹的规律。吹气量小于450 L/min时，与0.45R位置处喷吹相比，相同底吹气量下，油滴的卷人深度更深；吹气量大于450 L/min后，油滴的卷人深度变化不大。这是因为在0.6 R位置处，气柱与包壁间的距离减小，卷渣现象更多出现在气柱与包壁间，且由于气量增大后，脱离的油滴尺寸较大，受到的浮力增大，且界面附近流体在包壁的影响下，流体循环流动的速度减小，所以油滴所受的惯性力较单孔0.45R处喷吹时更小，从而导致油滴的卷人深度变大不明显。以一油滴为研究对象，油滴脱落油层的过程中，受到三个力的作用 2 1：流体运动产生的惯性力Fi、界面张力F.和因两相密度差引起的浮力Fb。假设油滴卷入方向与竖直方向的夹角为，则当FiFb/cos+F时，油滴破碎进人钢液；当F;=Fb/cos+F。时,液滴处于卷渣的临界状态。因此，当=0时,液滴被卷入所需的临界惯性力最小，等于界面张力和浮力之和，此时最容易发生卷混现象；当夹角增大至9 0 时，油滴所受的惯性力呈水平方向，与界面张力方向相反，油滴依靠自身浮力上浮至渣层，这种情况下基本上不易发生卷渣现象。根据临界卷渣条件，经文献 2 0 推导并证实了获得发生卷渣的临界速率cr和油滴被卷人流体时的临界直径dcr分别为：V6ow(Pw-Pms)tan Ucr=2Pms30Wdcrg(pw-Pms)tan 朱燕玉，等：150 t底吹钢包渣钢卷混行为模拟油/水界面0.6 RO0.45R其代人式(3)和式(4)可分别获得临界速率和油滴KO破碎时临界直径，见表3。表3不同底吹方式下临界卷混速率和临界卷混直径Table 3 Critical entrapment velocity and critical dropletsdiameter under different bottom blowing modes吹气量/(L-minl)吹气孔底吹气量/()布置方式(L min=1)1503505500.45 R6507509501503505500.60 R650750950由表3可知，本试验中，油滴卷入方向与竖直方向的夹角越接近9 0，越不容易发生卷渣；随着夹角的减小，发生卷混的机率增加，卷混的临界速度减小，油滴被卷入时的临界直径增大。在0.45R位置时，在底吹气量小于6 50 L/min时，随着气量的增加，夹角减小，卷混机率增加，底吹气量大于7 50 L/min后，气柱宽度增加，双气柱相互影响，动能减小，降低了渣滴卷入量。在0.6 R位置时，随着气量的增加，夹角不断减小，卷混机率不断增加。因此，要避免吹氩搅拌时发生卷混现象，必须使界面速率小于表中所计算出的结果。然而，在实际生产过程中，只能通过调节吹氩流量来控制界面速率。因此，若能找到吹氩流量与界面速率的关系，则可更准确的调节底吹氩流量，从而使气体搅拌净化钢液的功能充分发挥而不产生卷混现象。2.3临界卷渣速率与临界卷渣流量的关系油滴离开界面所获得的动能是由吹入气体的(3)动能通过水(钢液)传递给真空泵油(渣层）。若假设水的速度为uw，油层的速度为us，油滴在界面(4)生成，由于直径很小，可以认为油滴生成处，油层:45式中：ucr为临界卷混速率，m/s；d c r 为临界卷混直径，mm；o w 为水的表面张力,N/m。假设油滴出现在气柱与真空泵油/水界面的交汇处，并沿气/油滴界面切线方向卷人水中，则夹角可根据不同吹气量下的气柱宽度获得，将临界卷混速度临界卷混直径/(m s-1)mm71.70.42069.80.40969.60.40869.60.40870.00.41070.30.41271.00.42169.90.41569.10.41068.70.40868.20.40667.50.4026.937.327.367.367.277.227.918.158.348.428.538.68:46的速度就等于界面速度ui。根据油侧产生剪切力应与流体侧的剪切力相等,奥斯特 2 2 推导获得无因次数U=Ui/uw的表达式：U=0.136 7(g=)2/3(wl)1/3(wl)-2/15Pms(1-U)(0.110 8-0.069 3 U)J2/15 式中：uwui分别为水、界面的速度，m/s;Vms，Vw对应为真空泵油、水的运动黏度，分别为16 510-m/s和1.0 10-m/s；l 为剪切力作用的真空泵油/水界面长度，l=Hms/cos，m;H ms 为模拟渣层厚度，即真空泵油的厚度，本试验模拟渣层厚度为0.0 2 2 m。流体的速度Uw在界面下等于气泡柱中流体的速度 2 3，界面上由于受到重力的作用被加速 2 4。因此，uw可以表示为：uw=Vui+gHmQ.Hw0.346ub=1.17(Ab式中：u为气泡柱中水的速度，m/s；Q g 为底吹气量，m/h；H w 为熔池深度，m；A,为气液两相区横截面积，m。根据式5)(7)可计算出试验条件下产生油滴时的界面速率，并在计算过程中考虑界面的波动状态，即界面的波动引起油层（渣层)厚度的变化，油层越厚，越容易产生油滴，可认为油滴是在油层厚度最大时发生的，根据观察，试验条件下模拟渣厚为0.0 2 2 m时，最大厚度可达到0.0 6 5m。将表3由卷混角度获得的卷混临界界面速率与根据底吹气体流量推算得到的临界速率列于表4进行对比可发现，在考虑波动引起的油层厚度变化后，根据底吹气量计算得到的界面临界速度与理论值的标准差值，其中7 0%的数量级在10-3，说明可以用临界底吹流量代替临界速率判断发生卷混现象的条件，而且它们之间存在一定的关系。结合试验的条件,经式(5)式(7)的计算过程可得到无因次数U=0.21,于是i=0.21uw。经整理获得界面速率与临界底吹气量的关系式为：(8)2.4实实际钢包的临界卷渣流量对于喷吹钢包的渣钢体系，韦伯数可作为描述体系状态的决定性准数 2 5。根据相似原理以及模型和实际过程韦伯数相等，可推导获得钢水的界面速率：炼钢表4不同底吹方式下不同临界卷混速率计算方法对比Table 4 Comparison of different calculation methods ofcritical entrapment velocity under different根据卷混角度计算根据底吹气量计算VmsVW第39 卷bottom blowing modes吹气孔底吹气量/的临界速率值/的临界速率值/标准差布置方式(Lmin-1)(5)1503505500.45 R7509501503505500.60 R750950(6)We ol/water=We shg/stel=(7)式中：us为钢液界面的速度,m/s;C为常数。据文献报导，平衡状态下渣/钢界面张力为1.2N/m26。在界面化学反应或处于不稳定状态时,其值明显变小 2 7 。当界面张力在0.12 1.2N/m变动时，通过式（10)，计算得到当钢包双孔底吹位置为0.45R和0.6 0 R时，界面附近钢水流动速度均处在0.410.7 3m/s,再将界面附近钢水流动速度代入式（8)可推算得到当界面处于不稳定状态时，实际生产过程中，150 t钢包底吹氩流量控制范围是7 0 50 0 L/min。3结 论1)氩气流量大小对双孔底吹钢包精炼中卷渣的形成具有决定性作用，吹气量大于7 50 L/min时，模拟的真空泵油滴进入熔池的量和进人熔池的深度大幅度增加。具体的，双孔位置为0.45R时，底吹流量应控制在550 L/min以下；双孔位置为0.6 0 R时，底吹流量应控制在450 L/min以下。2)在考虑波动引起的真空泵油厚度变化的情况下，可以用临界底吹流量代替临界速率判断发生卷混现象的条件，且在试验条件下它们之间的关系可表示为：Qg0.692=（16.6 7 u i-0.74gHms）(Ab/Hw).692 3)实际钢包中的临界卷渣流量受到界面流速、界面化学反应等不稳定因素的影响，建议(m s-1)0.4200.4090.4080.4100.4120.4210.4150.4100.4060.402C.Los-s g(p,-Pshg)JV2(ms-1)0.3870.4040.4100.4220.4290.3930.4080.4120.4240.4270.016 50.002 50.0010.0060.008 50.0140.003 50.0010.0090.012.5(9)(10)第5期朱燕玉，等：150 t底吹钢包渣钢卷混行为模拟47150t钢包进行钢水弱搅拌净化操作时控制底吹氩流量范围为7 0 50 0 L/min。参考文献1钱云强，郑淑国，朱苗勇偏心底吹氩钢锭流场及混合特性数值模拟 中国冶金，2 0 2 2,32（11）：41-49.2熊永涛，姚毓超，刘中秋，等吹氩连铸结晶器内渣金界面乳化行为的试验研究 J，炼钢，2 0 2 2,38（6)：2 2-2 8.3陈兴华，胡志勇，李家通，等.12 0 t吹氩钢包流场与温度场的优化 J.材料与冶金学报，2 0 2 2,2 13)：157-16 1.4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 J金属学报，2 0 0 6,42(11)：1143-1148.5张旭孝，林路钢包底吹氩系统优化与工业试验J炼钢，2019,35(2):25-29,62.6刘风刚，任英，段豪剑，等。钢包软吹过程优化数学模拟和工业试验研究 J.炼钢，2 0 19,35（6)：2 4-30.7KRISHNAPISHARODY K,IRONS G A.Modeling of slag eyeformation over a metal 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