劉崇林 崔 衡 李源源 鄧 深 安航航

(1：廣西柳州鋼鐵集團(tuán)有限公司 廣西柳州545002；2：北京科技大學(xué)鋼鐵共性技術(shù)協(xié)同創(chuàng)新中心 北京100083；3：北京科技大學(xué)工程技術(shù)研究院 北京100083)

1 前言

中間包作為生產(chǎn)潔凈鋼的反應(yīng)容器，在去除非金屬夾雜物和調(diào)節(jié)鋼液溫度與成分上發(fā)揮著重要的作用[1]。而優(yōu)化控流裝置可以改善中間包內(nèi)鋼液的流場和溫度場，從而達(dá)到去除夾雜物和調(diào)整溫度的效果。因此合理的控流裝置可以促進(jìn)鋼液中夾雜物的上浮去除，提高鑄坯質(zhì)量，提升中間包冶金的冶金效果[2][3]。國內(nèi)某鋼廠150t轉(zhuǎn)爐采用單爐對單鑄機(jī)相匹配，因?yàn)檗D(zhuǎn)爐生產(chǎn)能力小于雙流板坯鑄機(jī)的生產(chǎn)能力，所以雙流板坯正常生產(chǎn)模式為單流澆鑄，本文以此雙流中間包為研究對象，采用物理模擬的實(shí)驗(yàn)研究方法，分別找出中間包兩流澆注以及單流澆注時(shí)中間包鋼液流動特性的限制性因素，設(shè)計(jì)適合于兩種模式下中間包的控流裝置，研究不同控流裝置組合對中間包流場特性的影響，得到該中間包的最佳優(yōu)化方案。

2 實(shí)驗(yàn)原理及方法

2.1實(shí)驗(yàn)原理

中間包水模型實(shí)驗(yàn)的原理是相似原理，為了保證實(shí)驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性，必須使中間包原型和水模型幾何相似且動力學(xué)相似。動力學(xué)相似要求模型的雷諾數(shù)Re和弗魯?shù)聹?zhǔn)數(shù)Fr與原型的相等，如式1所示。在本實(shí)驗(yàn)條件下，流體的流動和流速對Re的影響較小，因此僅需保證模型和原型的Fr相等，就可以保證滿足動力學(xué)相似條件[4]。

(1)

式中：u表示流體速度；L表示特征長度；g表示重力加速度；下標(biāo)m表示模型；s表示實(shí)際。

本實(shí)驗(yàn)采用的模型與原型的幾何相似比λ=1:3，由Frm=Frs可得：長度比Lm=0.333Ls；速度比um=0.577us；流量比Qm=0.064Qs。

2.2RTD曲線的測定

本實(shí)驗(yàn)采用“刺激—響應(yīng)”實(shí)驗(yàn)技術(shù)[5]來測量中間包內(nèi)鋼液的停留時(shí)間分布，在中間包的長水口處加入150ml飽和氯化鉀溶液，同時(shí)在出水口處檢測該信號的輸出，再將檢測到的信號加以處理，就能得到該中間包的停留時(shí)間分布曲線，即RTD曲線。

從“刺激—響應(yīng)”實(shí)驗(yàn)中得到的RTD曲線上，可以直接得到各流體微元的最小停留時(shí)間tmin和最大峰值時(shí)間tmax，通過對RTD曲線的數(shù)學(xué)處理，就能得到各流體微元在中間包內(nèi)的實(shí)際平均停留時(shí)間tav，其計(jì)算公式如式2所示。

(2)

式中t表示時(shí)間 (單位s) ；c表示示蹤劑濃度。

在Sahai等[6]提出的修正混合模型中，把在中間包內(nèi)停留時(shí)間大于2倍理論停留時(shí)間的流體的體積稱為死區(qū)，除死區(qū)之外的體積稱為活躍區(qū)。通過實(shí)驗(yàn)測得的電導(dǎo)率隨時(shí)間變化的數(shù)據(jù)可以計(jì)算活塞區(qū)、全混區(qū)和死區(qū)的比例，其中死區(qū)比例的計(jì)算公式為：

(3)

活塞區(qū)的比例計(jì)算公式為：

(4)

全混區(qū)比例的計(jì)算公式為：

(5)

2.3 中間包流場顯示試驗(yàn)

流動顯示實(shí)驗(yàn)是流體力學(xué)研究中常用的方法，適用于觀察流體的宏觀流動，能夠最直觀、最有效地觀察到流體的運(yùn)動特性。本實(shí)驗(yàn)中采用黑色墨汁作為示蹤劑，將墨汁從鋼包的長水口以脈沖的方式加入，用高速攝像機(jī)對墨汁在中間包內(nèi)的運(yùn)動情況進(jìn)行錄像，通過觀察墨汁的運(yùn)動軌跡可以定性地分析中間包內(nèi)流體的運(yùn)動情況。

3 物理模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1原型中間包物理模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

雙流澆注時(shí)，原型中間包中鋼液的滯止時(shí)間為25.8s，死區(qū)比例高達(dá)30.9%，這表明原型包內(nèi)的鋼液流場分布不合理，容易造成鋼液混合不充分，夾雜物來不及上浮去除等問題。單流澆注時(shí)，原型中間包的滯止時(shí)間只有19.7s，這說明中間包單流原型中存在嚴(yán)重的短路流，這導(dǎo)致了原型中間包的平均停留時(shí)間較短，只有354.6s，此外原型包的死區(qū)比例很大，達(dá)到了38.6%，而活塞區(qū)比例只有4.5%，降低了中間包的有效體積，這表明單流原型中包內(nèi)的流場分布不合理，流動特性不佳，不利于鋼中夾雜物的去除和成分、溫度的均勻。

為改善中包流場，設(shè)計(jì)了以下控流裝置，如下圖1～圖3所示。

圖1 擋壩結(jié)構(gòu)和擋壩位置 (單位:mm)

圖2 雙耳沖擊板、單耳沖擊板和斜沖擊板 (單位:mm)

圖3 三種湍流抑制器結(jié)構(gòu)圖 (單位:mm)

3.2雙流澆注物理模擬實(shí)驗(yàn)及結(jié)果分析

雙流澆注時(shí)，由于中間包的結(jié)構(gòu)是左右對稱的，所以只需測定其中一流出口的RTD曲線即可，再根據(jù)RTD曲線計(jì)算出中間包流場的流動特性，實(shí)驗(yàn)方案及結(jié)果如表1所示。

表1 雙流澆注時(shí)RTD曲線處理結(jié)果

由表1所示結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)：

圖4 雙流+擋壩條件下中間包墨汁試驗(yàn)

1) 從流動特征參數(shù)上看，增加擋壩后中間包滯止時(shí)間由原型的25.8s延長到66.9s，平均停留時(shí)間由358.3s增加到410.6s，死區(qū)比例減少了10.5%，活塞區(qū)比例由原來的7.7%增加到27.1%，中間包內(nèi)的流體流動更加合理，更有利于鋼液溫度和成分均勻。增加擋壩后中間包的墨汁實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖4所示，中間包底部的短路流遇到擋壩后向鋼液面運(yùn)動，擋壩對鋼液起到了很好的抬升作用，延長了鋼液的運(yùn)動路徑，使?jié)沧^(qū)附近的鋼液流動更加活躍，與雙流原型相比，澆注區(qū)附近的不活躍區(qū)域明顯減少，不活躍區(qū)域主要集中在圖4中的右上角，說明雙流原型中間包增加擋壩后能有效地抑制短路流，減小死區(qū)比例。 2) 單純地將原型中間包的沖擊板更換為雙耳沖擊板并不能改善雙流中間包的流場，死區(qū)比例較原型不減反增，其原因可能是雙耳沖擊板兩側(cè)的斜坡起到了緩沖作用，鋼液從長水口進(jìn)入中間包后流向出水口的速度較原型沖擊板還要小，使得澆注區(qū)的流動更加不活躍，從而死區(qū)比例增加。

3) 使用雙耳沖擊板+擋壩的組合時(shí)，和原型中間包相比，死區(qū)比例從30.9%減少至28.8%，滯止時(shí)間從25.8s增加至58.2s，平均停留時(shí)間也稍有延長，整體流場比原型更加合理。但和僅增加擋壩方案的結(jié)果相比，后者的優(yōu)化結(jié)果更好，因此，在雙流澆注時(shí)，建議在中包底部兩側(cè)適當(dāng)位置增加擋壩結(jié)構(gòu)，以獲得更合理的流場。

4) 將原型的沖擊板更換為這三種湍流抑制器后，中間包的滯止時(shí)間有所延長，從原型的25.8s延長至50s左右，活塞區(qū)比例較原型增加了一倍左右，但平均停留時(shí)間和原型相比只有方案7有所延長，方案5、6都縮短了，死區(qū)比例較原型不降反增，這說明只將原型沖擊板更換成這三種湍流抑制器并不能改善雙流澆注時(shí)的流場情況。除此之外，選擇這三種湍流抑制器中效果較好的圓形湍流抑制器，再配合使用擋壩，滯止時(shí)間為83.7s，是原型的3倍多，平均停留時(shí)間也有所延長，死區(qū)比例從原型的30.9%減少至28.9%，活塞區(qū)比例大大提高。圓形湍流抑制器+擋壩方案的墨汁試驗(yàn)如圖5所示，從圖中可以看出，鋼液從長水口進(jìn)入湍流抑制器后，湍流耗散率較高，向中包兩端流動時(shí)速度較慢，且主要流股在沖擊區(qū)域上部，消除了雙流原型存在的短路流，由于澆注區(qū)附近鋼液流速很慢，此時(shí)擋壩并不能起到有效地抬升鋼液的作用，澆注區(qū)上部存在很大部分的死區(qū)。

圖5 圓形湍流抑制器+擋壩方案中間包的墨汁試驗(yàn)

3.3單流澆注物理模擬實(shí)驗(yàn)及結(jié)果分析

3.3.1 原型長水口物理模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

原型長水口單流澆注時(shí)實(shí)驗(yàn)方案及結(jié)果如表2所示。

由表2所示結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)：

1) 增加擋壩并不能有效地減小死區(qū)比例，在雙耳和單耳沖擊板的基礎(chǔ)上，在開澆一側(cè)增加一個(gè)擋壩后，滯止時(shí)間明顯延長，從原型的19.7s延長到50s以上。斜沖擊板加一擋壩的組合的效果最好，滯止時(shí)間為61.2s，死區(qū)比例從原型的38.6%降至33.6%，雖然滯止時(shí)間延長了2倍多，但死區(qū)比例仍然較大。

2) 將原型沖擊板分別更換為這三種湍流抑制器，中間包的滯止時(shí)間有較大延長，活塞區(qū)比例有所上升，但平均停留時(shí)間卻短于單流原型中間包，且死區(qū)比例都超過了40%。圓形湍流抑制器在增加擋壩的情況下，中間包流場仍沒有得到有效地改善，死區(qū)比例為40.7%，這說明使用湍流抑制器可以消除短路流，延長滯止時(shí)間，但不能改變整體中間包的流場情況，不活躍區(qū)域仍較大。

表2 原型長水口單流澆注時(shí)RTD曲線處理結(jié)果

3.3.2 改進(jìn)型長水口物理模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

為了減小未開澆一側(cè)的死區(qū)比例，設(shè)計(jì)了如圖6和圖7所示的彎曲長水口來代替原先的直水口，再配合擋壩，模擬結(jié)果如表3所示。

由表3的結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)：采用這兩種彎曲水口方案后，死區(qū)比例均得到減少，滯止時(shí)間也得到了延長；在彎曲水口基礎(chǔ)上增加一個(gè)擋壩，效果較好，死區(qū)比例從原型的38.6%分別減少到20.1%和23.1%，滯止時(shí)間也由354.6s延長至442.5s和425.6s，這表明鋼液在中間包內(nèi)的流動路徑得到了延長，從而增加了停留時(shí)間。

3.3.3 增設(shè)擋墻物理模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

為了改善中間包流場，水模型實(shí)驗(yàn)中還設(shè)計(jì)了不同位置的擋墻方案，將未開澆一側(cè)的部分體積隔開，如圖8所示。

實(shí)驗(yàn)方案及結(jié)果如表4所示。

圖6 1#彎曲水口 (單位:mm)

圖7 2#彎曲水口 (單位:mm)

表3 單流澆注時(shí)改進(jìn)型水口RTD曲線處理結(jié)果

圖8 擋墻位置示意圖 (單位:mm)

方案組合死區(qū)/%活塞區(qū)/%全混區(qū)/%滯止時(shí)間/s平均停留時(shí)間/s1A位置擋墻35.25.459.418313.92A位置擋墻+擋壩27.718.753.653358.43B位置擋墻34.16.859.121.1301.34B位置擋墻+擋壩25.915.458.738.8338.35C位置擋墻32.48.559.122.83096C位置擋墻+擋壩25.122.852.140338.17D位置擋墻378.254.818.33098D位置擋墻+擋壩29.421.848.855.4322.2

從4個(gè)位置設(shè)置擋墻的實(shí)驗(yàn)結(jié)果看，設(shè)置擋墻能減少單流澆注時(shí)的死區(qū)比例，再通過增加擋壩控流，可以使死區(qū)比例進(jìn)一步減少，其中C位置擋墻加一擋壩的結(jié)果是這組實(shí)驗(yàn)中最優(yōu)的，死區(qū)比例從原型的38.6%減小到25.1%。。

4 結(jié)論

1)中包雙流澆注情況下，增加擋壩結(jié)構(gòu)可以明顯地減少死區(qū)比例，延長滯止時(shí)間，死區(qū)比例由原型的31.4%減少至20.8%，減少了33.7%，平均停留時(shí)間由358.3s增加至410.6s。使用雙耳沖擊板或湍流抑制器并配合使用擋壩，中間包流場較原型有所改善，但效果不及原型+擋壩的組合。

2)中包單流澆注時(shí)，采用彎曲水口+擋壩的組合，可以減小死區(qū)比例，延長滯止時(shí)間，優(yōu)化中間包內(nèi)流場。內(nèi)彎型和外彎型彎曲水口加擋壩的組合將死區(qū)比例由原來的38.6%分別減少至20.1%和23.1%，分別減少了47.9%和40.1%，平均停留時(shí)間由原先的354.6s分別延長至442.5s和425.6s；采用擋墻將未開澆一側(cè)隔開，組合擋壩結(jié)構(gòu)，也能明顯減少死區(qū)比例，其中效果最好時(shí)，死區(qū)比例為25.1%，比原型減少了35.0%。