劉 敏，溫 翰，張 琪，唐宏偉，李 源，陳 敏

(1.鞍鋼股份有限公司 煉鋼總廠，遼寧 鞍山 114000;2.東北大學(xué) 材料與冶金學(xué)院，沈陽 110819)

連鑄中間包不僅起到穩(wěn)壓、分配鋼水以及保證連續(xù)澆鑄等作用，還具有均勻中間包內(nèi)鋼水溫度、延長鋼水停留時(shí)間、促進(jìn)夾雜物上浮去除、提高鑄坯質(zhì)量等功能.隨著對(duì)鑄坯潔凈度要求的不斷提高，通過在中間包內(nèi)設(shè)置合理控流裝置以改善包內(nèi)鋼水流動(dòng)特性，以提高中間包冶金效果的措施日益受到重視［1］.對(duì)多流中間包而言，不僅需要考慮夾雜物的去除，還應(yīng)兼顧包內(nèi)各流流動(dòng)的一致性，促進(jìn)各流間鋼水溫度的均勻，以保證鑄坯質(zhì)量和生產(chǎn)順行［2］.

某鋼廠八流方坯連鑄中間包由對(duì)稱的兩個(gè)中間包組成，包型介于“V”型與“C”型之間，屬于狹長型多流中間包，其中間包結(jié)構(gòu)和連鑄工藝參數(shù)分別如圖1和表1所示.現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研發(fā)現(xiàn)，該中間包沖擊區(qū)附近包壁沖刷嚴(yán)重，各流間鋼水溫差較大，不利于生產(chǎn)順行.鑒于該類包型多流中間包內(nèi)鋼水流動(dòng)特性的相關(guān)研究鮮有報(bào)道，本研究擬通過物理和數(shù)值模擬方法，通過對(duì)控流裝置的結(jié)構(gòu)優(yōu)化，達(dá)到改善中間包冶金效果之目的.

圖1 原型中間包與沖擊區(qū)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic of prototype tundish and impact zone

表1 八流大方坯中間包主要結(jié)構(gòu)參數(shù)與連鑄工藝參數(shù)Table 1 Main structural and technological parameters of the 8－strand bloom tundish

1 物理模擬

根據(jù)相似原理，為保證模型與原型中間包內(nèi)流體流動(dòng)相似，需要滿足幾何相似和動(dòng)力相似，即保證模型與原型的弗魯?shù)聹?zhǔn)數(shù)相等.本實(shí)驗(yàn)選取模型與原型幾何相似比為1∶3，不同斷面尺寸、拉速下原型與模型的流量關(guān)系如表2所示.實(shí)驗(yàn)通過測(cè)定各流停留時(shí)間分布RTD曲線，以此分析中間包內(nèi)流體流動(dòng)特性.其中，Tmin為響應(yīng)時(shí)間，Tmax為峰值時(shí)間，Tav為平均停留時(shí)間，Vp為活塞流體積分率，Vd為死區(qū)體積分率，Vm為全混流體積分率［3］.

表2 原型與模型中間包參數(shù)對(duì)應(yīng)關(guān)系Table 2 Parameters of prototype and model tundish

為進(jìn)行包內(nèi)各流流動(dòng)特性做的綜合評(píng)價(jià)，引入了整體平均停留時(shí)間，進(jìn)而可求出中間包整體死區(qū)體積比率.為考察中間包各流流動(dòng)的一致程度，引入標(biāo)準(zhǔn)方差S用于考察各流響應(yīng)時(shí)間、停留時(shí)間的分散程度.標(biāo)準(zhǔn)方差S越小，表明包內(nèi)各流一致程度越高［4］.

2 數(shù)值模擬

2.1 基本假設(shè)

(1)鋼液為不可壓縮的黏性流體;

(2)中間包傳熱過程為穩(wěn)態(tài);

(3)忽略中間包鋼液面的波動(dòng)及鋼液面渣層的影響;

(4)忽略溫度對(duì)鋼液密度的影響，即密度為常數(shù).

2.2 控制方程

中間包內(nèi)鋼液的流動(dòng)考慮為穩(wěn)態(tài)不可壓縮湍流流動(dòng)，采用κ－ε雙方程模型模擬湍流，中間包內(nèi)鋼液流動(dòng)和傳熱的數(shù)學(xué)模型表示如下.連續(xù)性方程

動(dòng)量方程(Navie－Stokies方程)

能量方程

湍動(dòng)能(κ)方程

湍動(dòng)能耗散率(ε)方程

其中，

以上各式中:ρ為鋼液密度，kg/m3;ui，uj分別為i，j方向的時(shí)均速度，m/s;xi，xj分別為 i，j方向上坐標(biāo);P為壓力，Pa;μeff為有效黏度系數(shù)，kg/(m·s);gi為重力加速度在i方向上的分量，m/s2;t為時(shí)間，s;H為焓，J/kg;keff為有效傳熱系數(shù)，W/(m·K);κ為流體湍動(dòng)能，m2/s2;G為湍動(dòng)能產(chǎn)生率;ε為湍動(dòng)能耗散率，m2/s3;μ為分子黏度系數(shù)，kg/(m·s);μt為湍流黏度系數(shù)，kg/(m·s);C1，C2，C3，σκ，σt為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，取值為 C1=1.43，C2=1.93，C3=0.09，σκ=1.00，σt=1.30［5］.

2.3 邊界條件

3 實(shí)驗(yàn)方案

在原型中間包的基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了2種實(shí)驗(yàn)方案，如表3所示，實(shí)驗(yàn)中通過調(diào)整開孔尺寸和位置找出最合理的方案.兩方案中間包具體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)如圖2所示.

表3 實(shí)驗(yàn)方案Table 3 Experimental schemes

在方案2中，采用直角雙開孔穩(wěn)流器，正面開孔直徑φ1，正面流股與包壁平行，側(cè)面開孔直徑φ2，φ1＞ φ2，具體結(jié)構(gòu)與開孔位置如圖 2(a).在方案3中，采用斜角雙開孔穩(wěn)流器，正面開孔直徑φ3，正面流股流向2、3流水口之間，側(cè)面開孔直徑φ4，φ3＞φ4，φ3＞ φ1，φ2＞ φ4具體結(jié)構(gòu)與開孔位置如圖2(b).

圖2 穩(wěn)流器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic of stabilizer structure

4 結(jié)果與討論

4.1 物理模擬結(jié)果

圖3 原型中間包內(nèi)鋼水停留時(shí)間分布曲線Fig.3 RTD curve of the prototype tundish

圖3是中等水平通鋼量條件下原型中間包鋼水停留時(shí)間分布曲線，其流動(dòng)特征參數(shù)如表4所示.可以看出，在原型控流條件下，鋼水自湍流控制器流出后，直接到達(dá)3、4流水口，其響應(yīng)時(shí)間僅為26 s、25 s，表明鋼水停留時(shí)間短.而1流、2流的響應(yīng)時(shí)間分別為149 s和70 s，與3流、4流的響應(yīng)時(shí)間差別大.各流響應(yīng)時(shí)間的標(biāo)準(zhǔn)差為58，各流停留時(shí)間的標(biāo)準(zhǔn)差為185.1流的響應(yīng)時(shí)間過長，表明鋼水自穩(wěn)流器流出后，經(jīng)與3流、4流間包壁碰撞回折到達(dá)2流時(shí)流速已經(jīng)非常緩慢，需要較長時(shí)間才可到達(dá)最遠(yuǎn)端的1流.正是由于這個(gè)原因，導(dǎo)致包內(nèi)鋼水溫度的均勻性很差，1流常因鋼水溫度過低而提前結(jié)凍，影響生產(chǎn)順行.此外，由于包內(nèi)死區(qū)體積高達(dá)37.5%，導(dǎo)致鋼水實(shí)際停留時(shí)間變短，不利于夾雜物上浮去除.

圖4 最優(yōu)方案(方案3)內(nèi)鋼水停留時(shí)間分布曲線Fig.4 RTD curve of the optimization scheme

為解決上述問題，方案2中穩(wěn)流器正面開孔平行包壁，以實(shí)現(xiàn)流股盡快到達(dá)1流，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表5所示.與原穩(wěn)流器相比，鋼水流動(dòng)范圍擴(kuò)大，中間包整體死區(qū)體積分率顯著降低.中等流量條件下，整體死區(qū)體積比率降低至26.3%，第1流響應(yīng)時(shí)間由原型的149 s縮短為105 s，各流響應(yīng)時(shí)間的標(biāo)準(zhǔn)差由原型的58降至28，各流停留時(shí)間的標(biāo)準(zhǔn)差由原型的185降至45，中間包各流一致性得以明顯改善.

為進(jìn)一步優(yōu)化流場(chǎng)，方案3中的穩(wěn)流器采用正面斜孔和側(cè)面開孔的設(shè)計(jì)方式，其中正面斜孔出來的流股與2、3流間包壁碰撞后回折流向遠(yuǎn)端的1流，以改善熔池?cái)嚢瑁瑴p小死區(qū)體積.如表6所示，3、4流響應(yīng)時(shí)間由原型的26 s、25 s分別延長至69 s、50 s，而1流的響應(yīng)時(shí)間進(jìn)一步縮短至83 s.各流響應(yīng)時(shí)間標(biāo)準(zhǔn)差由原型的58降至15，各流停留時(shí)間的標(biāo)準(zhǔn)差由原型的185降至68.同時(shí)，死區(qū)體積也降至19%.此外，鑒于原型穩(wěn)流器因內(nèi)腔體積小而引起內(nèi)壁沖刷嚴(yán)重的問題，方案2與方案3中均向包內(nèi)延長了穩(wěn)流器，增大了注流區(qū)體積，減小包壁沖刷，有利于延長中間包壽命.綜合以上分析，可認(rèn)為方案3的控流效果最好.

表4 原型中間包內(nèi)流場(chǎng)特征參數(shù)Table 4 Characteristic parameters of prototype tundish

表5 方案2的流場(chǎng)特征參數(shù)Table 5 Characteristic parameters of flow field in scheme 2

表6 方案3的流場(chǎng)特征參數(shù)Table 6 Characteristic parameters of flow field in scheme 3

4.2 溫度場(chǎng)數(shù)值模擬結(jié)果

圖5為原型及方案3中間包內(nèi)溫度分布對(duì)比.由圖5可知，原型中間包內(nèi)最高溫度為1 822 K，處于穩(wěn)流器內(nèi)注流區(qū)，中間包最遠(yuǎn)端邊角附近的鋼液溫度最低，約為1 800 K，包內(nèi)最大溫差為22 K.優(yōu)化后的中間包內(nèi)最高溫度為1 822 K，最低溫度為1 804 K，包內(nèi)最大溫差縮小4 K.方案3的中間包內(nèi)低溫區(qū)面積與原型中間包相比顯著減小，有利于避免1流水口因溫度過低而導(dǎo)致的凍結(jié)問題.此外，原型中間包內(nèi)高溫區(qū)偏向一側(cè)，主要集中在3、4流水口附近，遠(yuǎn)端1、2流附近溫度降低，整體溫度分布不均勻.而采用方案3時(shí)，高溫區(qū)移至包中間部位，部分熱量轉(zhuǎn)移至遠(yuǎn)端1、2流水口附近，使其溫度提高，而近端3、4流水口附近溫度降低，中間包整體溫度場(chǎng)更趨均勻.

圖6為原型與方案3中間包內(nèi)塞棒縱截面的溫度分布圖.在原型中間包內(nèi)，1至4流水口溫度分別為1 818、1 819、1 820、1 820 K;而方案 3 中，各水口溫度相應(yīng)變化為 1 817、1 818、1 818、1 817K，最大溫差由2 K降至1 K.原包型的縱截面溫度場(chǎng)中，等溫線以平推形式向前推進(jìn)，其與中間包“少回流，多短路流”的流場(chǎng)相一致，這時(shí)中間包內(nèi)鋼水溫度不均勻［7］.方案3的溫度場(chǎng)中，因穩(wěn)流器側(cè)壁開孔，在3、4流之間又出現(xiàn)一高溫區(qū)，其作用在于當(dāng)包內(nèi)高溫區(qū)后移的情況下，對(duì)近端3、4流附近鋼水進(jìn)行熱量補(bǔ)償，以降低其溫降.

5 結(jié)論

以某鋼廠八流方坯連鑄中間包為研究對(duì)象，通過水模實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬，研究了穩(wěn)流器結(jié)構(gòu)對(duì)包內(nèi)流體流動(dòng)特性的影響規(guī)律，并采用雙開孔結(jié)構(gòu)的穩(wěn)流器優(yōu)化了其內(nèi)部流場(chǎng)，所得結(jié)論如下.

(1)原型中間包控流方式不合理，整體死區(qū)體積比率偏高，達(dá)到37.5%，大幅減小中間包有效容積;各流流動(dòng)一致性很差，1、2流響應(yīng)時(shí)間過長，而3、4流響應(yīng)時(shí)間、停留時(shí)間短，致使各流間鋼水溫差增大.

(2)采用方案3提出的雙開孔穩(wěn)流器控流方式，包內(nèi)綜合流動(dòng)狀況得以顯著改善，中間包整體死區(qū)體積比率降至19.0%，各流響應(yīng)時(shí)間的標(biāo)準(zhǔn)差由原型的58降至15，各流停留時(shí)間的標(biāo)準(zhǔn)差由原型的185降至68.

(3)原中間包內(nèi)溫度分布不均勻，最大溫差達(dá)22 K.方案3將包內(nèi)最大溫差降低4 K，各水口間最大溫差由2 K降至1 K.

(4)增大穩(wěn)流器內(nèi)腔容積后，有利于減輕鋼流對(duì)中間包壁耐火材料沖刷，提高中間包使用壽命.

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