單側孔長水口優(yōu)化異型四流中間包流場

鮑家琳，趙 巖，雷 洪，張秀香，4，耿佃橋，赫冀成

（1.東北大學 材料電磁過程研究教育部重點實驗室，沈陽 110819;2.湖北新冶鋼有限公司，湖北 黃石 435000;3.東北大學 材料與冶金學院，沈陽 110819;4.本溪北臺鋼鐵集團有限責任公司，遼寧 本溪 117022.）

單側孔長水口優(yōu)化異型四流中間包流場

鮑家琳1，2，趙 巖3，雷 洪1，張秀香1，4，耿佃橋1，赫冀成1

（1.東北大學 材料電磁過程研究教育部重點實驗室，沈陽 110819;2.湖北新冶鋼有限公司，湖北 黃石 435000;3.東北大學 材料與冶金學院，沈陽 110819;4.本溪北臺鋼鐵集團有限責任公司，遼寧 本溪 117022.）

采用數值模擬方法研究了不同形式長水口下異型四流中間包的鋼液流場和停留時間分布特征.數值結果表明:原型中間包存在較大的死區(qū)，各流流動情況存在著巨大的差異，而把直通型長水口替換成單側孔型長水口之后，中間包死區(qū)比例減少，各流流動差異性基本上被消除.在擋墻的左側產生了旋轉流場，有利于夾雜物的碰撞聚合和去除.

中間包;停留時間分布;數值模擬;側孔長水口

隨著人們對鋼材質量要求的不斷提高，中間包在連鑄生產中不再僅僅是由間歇操作轉向連續(xù)操作的銜接點，而且還承擔著去除夾雜物、均勻鋼液溫度和成分、合金化等冶金功能.目前大多數冶金工作者對中間包的研究主要集中在中間包擋墻、擋壩、湍流控制器和吹氬等技術上，通過這些技術優(yōu)化中間包流場，達到提高夾雜物去除率、減少多流中間包各流的差異性［1～3］，而通過改進中間包長水口結構來優(yōu)化流場的工作卻很少報道［4］.本文以異型四流中間包為原型，把直通型長水口替換成單側孔長水口，利用數值模擬方法研究了水口改進前后中間包內鋼液的流動，并通過停留時間分布（RTD）曲線來考察各流的流動差異性以及中間包死區(qū)、活塞區(qū)、混合區(qū)的體積分率.

1 數學模型

由于連鑄中間包內鋼液的流動過程可假設為穩(wěn)態(tài)不可壓縮的等溫湍流流動，因此可采用如下

的偏微分方程進行描述.

連續(xù)性方程:

式中，ρ為鋼液密度，ui為鋼液速度，xi為坐標，p為壓力，μeff為黏度系數，采用可實現化k－ε模型（Realizable k － ε 模型）［5］來確定 μeff.

為了求出示蹤劑在中間包內的停留時間，需對在入口處加入的示蹤劑的非穩(wěn)態(tài)傳輸過程進行計算.示蹤劑的傳輸方程為［6～8］:

式中，C為示蹤劑濃度;Deff為示蹤劑在鋼液中的有效擴散系數;Sct為示蹤劑的湍流 Schmidt準數，取0.9.

2 邊界條件和數值求解

2.1 邊界條件

（2）忽略渣層的影響，鋼液表面為平面，除垂直于表面的速度分量設為零外，其余各變量的法向導數為零;

（3）在鋼液入口處，假定在整個截面上速度均勻分布，并根據拉坯速度與鑄坯尺寸，由質量守恒原理求出uin，入口處的湍動能和湍動能耗散率由下式確定:

式中，uin為入口注流的初始速度;rin為入口截面的當量半徑.

（4）在中間包出口處所有變量的法向導數為零.

2.2 網格劃分及求解方法

整個計算區(qū)域采用六面體網格進行劃分，在入口區(qū)域、出口區(qū)域、壩堰區(qū)域采用較密的網格，總的網格數約為35萬個單元.湍流模型選取可實現化k－ε雙方程模型.采用SIMPLE算法處理壓力和速度的耦合，對流項采用二階迎風格式.在得到鋼液流場以后，在入口處加入示蹤劑，然后計算示蹤劑在出口處的濃度變化.

3 實驗方案

圖1給出了五套水口優(yōu)化方案.其中Ⅰ方案為原型中間包，采用直通型水口，鋼液沿著坐標軸–Z方向入射到中間包.Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ采用單側孔水口，其中Ⅱ方案鋼液的入射方向為X方向;Ⅲ方案鋼液的入射方向為－X方向;Ⅳ方案鋼液的入射方向為－Y方向;Ⅴ方案鋼液的入射方向為Y方向.

圖1 中間包結構Fig.1 Configuration of an industria l tundish

4 RTD曲線分析方法

中間包內流場可以認為由3個部分組成:全混區(qū)、活塞區(qū)和死區(qū).這3個區(qū)的大小可以由RTD曲線計算得到，根據Sahai［9］提出的修正混合流動模型有:

其中tav為實際平均停留時間，t為理論平均停留時間.

全混區(qū)Vm、活塞區(qū)Vp和死區(qū)Vd占中間包流體體積比例為:

式中，tmin為示蹤劑的響應時間，tmax為示蹤劑峰值濃度時間.

對于多流中間包，由于各出口離入口距離不相同，造成每個出口的流動情況都不相同，因此可以利用標準差來考察每個流的差異性［10］:

式中，S為標準差，yi為第i個樣本值，y為樣本的算術平均值，N為樣本個數.本文采用tmin、tmax和tav作為特征參數考察各流流動參數的一致性.

5 結果分析與討論

5.1 RTD曲線分析結果

表1表明，原型中間包4#出口響應時間tmin最大，是3#出口響應 tmin時間1.7倍，是2#出口的3.5倍，是1#出口的10.7倍;4#出口峰值濃度時間tmax最大，是3#出口峰值濃度時間tmax1.5倍，是2#出口的2.4倍，是1#出口的4.4倍;4#出口平均停留時間tav最大，是3#出口平均停留時間tav1.2倍，是2#出口的1.6倍，是1#出口的2倍.這些數據說明原中間包內流場分布不合理，導致4個出口的流動情況存在巨大差異.

表1表明，應用單側孔長水口后，死區(qū)比例均有不同程度的下降.其中，Ⅱ、Ⅲ方案中示蹤劑響應時間tmin、示蹤劑濃度峰值時間tmax和實際平均停留時間tav的標準差均大于原中間包相應參數，說明Ⅱ、Ⅲ方案中間包4個水口流動差異性比原中間包還大.Ⅳ、Ⅴ方案中示蹤劑響應時間tmin、示蹤劑濃度峰值時間tmax和實際平均停留時間tav的標準差均小于原中間包相應參數，說明合理的側孔水口的應用可以減少中間包各流的差異.

表1還表明第Ⅴ方案是最佳方案，第一流的tmin較原中間包增加了69.6%，tmax較原中間包增加了23.2%，tav較原中間包增加了67.7%;第4流的tmin和tmax降為原中間包的50%，tav降為原中間包的92.5%.這里應著重指出的是，方案Ⅴ中各流幾乎同時到達峰值濃度，且各流的濃度峰值相差不大，如圖2所示.這充分說明了方案Ⅴ能有效地減少中間包各流流動的差異.同時死區(qū)體積減少到原中間包的73.6%，這也有利于夾雜物的碰撞上浮和去除.

表1 試驗結果Table 1 Experimental results

圖2（a）表明，原中間包1#出口的峰值濃度是2#出口峰值濃度的1.2倍，是3#出口峰值濃度的1.7倍，是4#出口峰值濃度的2倍，說明原中間包內夾帶夾雜物的鋼液沒有充分時間進行碰撞聚合、上浮去除，直接從1#和2#水口流出.1#水口、2#水口在示蹤劑濃度達到峰值之后，很快又降下來，2 000 s之后濃度幾乎為零，說明1#水口和2#水口所對應鋼液的停留時間很短，死區(qū)體積大，夾雜物碰撞長大上浮的可能性減少，造成從1#水口和2#水口進入結晶器的鋼液夾雜物含量高，影響鑄坯的質量.圖2（b）表明，采用Ⅴ方案后，示蹤劑峰值濃度最大的是1#水口，最小的是3#水口，但1#水口峰值濃度也僅為3#水口的1.3倍，說明Ⅴ方案中間包內鋼液混合均勻.因此，1#水口、2#水口在濃度達到峰值之后，濃度下降的速度也變緩.

圖2 中間包RTD曲線Fig.2 RTD curve of tundish

5.2 流場分析

圖3為是原中間包速度分布圖，擋墻將整個中間包劃分成兩個區(qū)域，擋墻左側的區(qū)域稱為澆注區(qū)，擋墻右側的區(qū)域稱為注流區(qū).在澆注區(qū)內，鋼液從水口以一定的速度沖向中間包底部，在鋼液沖到底部遇到阻礙之后，迅速沿中間包底部鋪開;在遇到中間包側壁和擋墻的阻礙之后，鋼液就沿著側壁和擋墻流向鋼液的自由表面.由于入射流股的抽引作用，向下運動的鋼液和沿著側壁向上運動的鋼液相遇使得流動的鋼液以水口為中心形成環(huán)流.

圖3 原型中間包流場Fig.3 Flow field of original tundish

鋼液在進入澆注區(qū)之后，受重力作用，一部分鋼液向下流動，并沿著中間包底部鋪開，形成短路流，造成了1#水口響應時間過短.圖3（c）表明鋼液主要從U型擋墻的缺口處的中間部位進入注流區(qū)，這種流動方式導致注流區(qū)靠墻區(qū)域的鋼液流動緩慢;還會使注流區(qū)形成很強的y軸方向的活塞流并且沿著y軸的流速快速衰減，這就導致1#出口和4#出口的響應時間和平均停留時間存在很大的差異;而流速的快速遞減，也造成中間包3#出口和4#出口附近的鋼液流動不活躍，不利于鋼液成分和溫度的均勻化.

圖4為優(yōu)化后中間包流場圖.在澆注區(qū)，鋼液從側孔水口快速沖向U型擋墻下部，在遇到阻礙之后，鋼液沿著擋墻迅速鋪開，其中沿著擋墻向上鋪開的那部分鋼液流向自由表面，但是由于入射流股的抽引作用，向上運動的那部分鋼液大部分又向下回流到入射流股附近，因此在水口右側形成了一個很大的循環(huán)流區(qū)域，這對于延長鋼液停留時間是非常有利的.從圖3（b）可以看到，鋼液在沿著擋墻不斷鋪開的過程中，由于受到入射流股的抽引作用，在中間包澆注區(qū)形成了4個旋轉流場，在實際生產中，由于鋼液密度比夾雜物密度大，使夾雜物集聚在旋轉流場中間，不斷地碰撞長大，加速夾雜物的上?。?1］.

圖4（c）表明，鋼液通過擋墻孔進入注流區(qū)后不再集中在擋墻孔的中間部位，而是均勻地從整個擋墻孔面進入到注流區(qū).鋼液進入澆注區(qū)后，沿著自由液面鋪開，由于重力作用，大部分沿著表面運動的鋼液會向下運動，并沿著底墻鋪開.其中靠近擋墻底部的鋼液由于受沿擋墻向上運動鋼液的抽引作用會回流到擋墻，因此在擋墻與第二個出口之間形成了如圖4（a）所示的一個大的回流區(qū)域，回流區(qū)的形成也是1#水口響應時間和平均停留時間延長的原因.

（a）—主截面;（b）—A－A截面;（c）—自由表面

6 結論

（1）直通型長水口下異型四流中間包鋼液混合不均勻、各流流動存在巨大的差異.

（2）將直通型長水口替換成單側孔長水口，并沿擋墻垂直布置后，中間包死區(qū)比例減少，鋼液混合的均勻，在很大程度上消除了各流流動的差異.

（3）單側孔長水口中間包在澆注區(qū)形成了旋轉流場，使夾雜物向中間聚集，有利于夾雜物的碰撞長大.

（4）原型中間包內死區(qū)體積分率達到了47.83%，采用單側孔型長水口中間包死區(qū)體積分

率都有不同程度的下降，最大降幅達到了26.4%.

［1］ Palafox J，Barreto J.Melt flow optimization using turbulence inhibitor in large volume tumdishs［J］. Ironmaking Steelmaking，2001，28（2）:101 －109.

［2］黃奧，陶曉林，顧華志，等.氣幕擋墻中間包數理模擬及實踐［J］.煉鋼，2009，25（3）:42－44.

（Huang Ao，Tao Xiaolin，Gu Huazhi，et al.Mathematical and physical simulation and application of tundish with gas curtain［J］.Steelmaking，2009，25（3）:42 －44.）

［3］楊樹峰，李京社，張立峰，等.大管坯連鑄中間包鋼液內夾雜物去除的研究［J］.煉鋼，2009，25（3）:49－52.

（Yang Shufeng，Li Jingshe，Zhang Lifeng，et al.Study on inclusion removal in liquid steel in a big round billet continuous casting tundish［J］.Steelmaking，2009，25（3）:49 －52.）

［4］雷洪，赫冀成.一種用于連鑄中間包的鋼包側孔旋流長水口:中國，200820219776.2［P］.2009 －09－30.

（Lei H，He JC.A kind of ladle swirl－type shroud with side hole for continuous casting tundish:China，200820219776.2［P］.2009－09－30.）

［5］王福軍.計算流體動力學分析［M］.北京:清華大學出版社，2004.

（Wang F J.Computational fluid dynamics analysis［M］.Beijing:Tsinghua Uiniversity Press，2004.）

［6］ Tripathi A，Ajmani S K.Numerical investigation of fluid flow phenomenon in a curved shape tundish of billet caster［J］.ISIJ Int，2005，45（11）:1616 －1625.

［7］ Damle C，Sahai Y.The effect continuous of tracer density on melt flow characterization in continuou casting tundishes—a modeling study［J］.ISIJ Int，1995，35（2）:163 －169.

［8］ Yeh J L，Hwang W S，Chou C L.The development of a mathematical model to predict composition distribution in casting slab and intermix slab length during ladle change over period and its verification by physical model［J］.ISIJ Int，1993，33（5）:588 －594.

［9］ Sahai Y，Emi T.Melt flow characterization in continuous casting tundishes［J］.ISIJ Int，1996，36（6）:667 － 672.

［10］樊俊飛，張清朗，朱苗勇，等.六流T形連鑄中間包內控流裝置優(yōu)化的水模研究［J］.鋼鐵，1998，33（5）:24－28.

（Fan Junfei，Zhang Qinglang，Zhu Miaoyong，et al.Water modeling study on optimization of flow control devices in“T”type［J］.Iron＆Steel，1998，33（5）:24 －28.）

［11］王贅，鐘云波，任忠鳴，等.離心中間包內鋼液流動的數值模擬［J］.金屬學報，2008，44（10）:1203－1208.

（Wang Yun，Zhong Yunbo，Ren Zhongming，et al.Numerical simulation ofmolten steel flow in centrifugal flow tundish［J］.Acta Metallurgica Sinica，2008，44（10）:1203 －1208.）

Flow field optim ization of a four－strand and special－shaped tundish w ith a single side－h(huán)ole shroud

BAO Jia-lin1，2，ZHAO Yan3，LEIHong1，ZHANG Xiu-xiang1，4，GENG Dian-qiao1，HE Ji-cheng1
（1.Key Laboratory of Electromagnetic Processing of Materials，Ministry of Education，Northeastern University，Shenyang 110819，China;
2.Hubei Xinye Steel Co.Ltd，Huangshi435000;3.School of Materials＆ Metallurgy，Northeastern University，Shenyang 110819，China;4.Benxi Beitai Iron and Steel Co.Ltd，Benxi117022，China.）

Numerical simulationmethod was applied to investigate fluid flow and residence time distribution in a four strand and special－shaped tundish with different type of shroud.Numerical results showed the ratio of dead zone of actual system is great and the fluid flow for different strand has different characteristics.But if the directline type shroud is replaced by the single side－h(huán)ole shroud，there is the smaller dead zone，and the characteristics of fluid flow at different strand is similar.The appearance of the rotational flow fluid can promote the collision and coalescence among inclusions and increase the inclusion removal rate.

tundish;RTD;numerical simulation;side－h(huán)ole shroud

TF 777

A

1671-6620（2011）01-0010-05

2010-11-16.

國家高技術研究發(fā)展計劃 （2009AA03Z530）;國家自然科學基金和上海寶鋼集團公司聯合資助項目 （50834010）;高等學校學科創(chuàng)新引智計劃B07015;遼寧省科學技術計劃項目 （2009221007）;中央高?；究蒲袠I(yè)務費 （N100409007）.

鮑家琳 （1985—），男，江西九江人，東北大學碩士研究生;E–mail:baojialin－648@163.com;赫冀成 （1943—），男，遼寧瓦房店人，東北大學教授，博士生導師.