擴(kuò)張型長(zhǎng)水口對(duì)中間包沖擊區(qū)鋼液流動(dòng)的影響

鄧詩(shī)云，張 華，王 寶，宋 瀟

(武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢，430081)

擴(kuò)張型長(zhǎng)水口對(duì)中間包沖擊區(qū)鋼液流動(dòng)的影響

鄧詩(shī)云，張 華，王 寶，宋 瀟

(武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢，430081)

建立中間包澆鑄過(guò)程鋼-渣-氣多相流數(shù)學(xué)模型，研究穩(wěn)態(tài)澆鑄和換鋼包過(guò)程非穩(wěn)態(tài)澆鑄時(shí)，擴(kuò)張型長(zhǎng)水口對(duì)中間包沖擊區(qū)鋼液流動(dòng)行為的影響。結(jié)果表明，穩(wěn)態(tài)澆鑄時(shí)，使用擴(kuò)張型長(zhǎng)水口可以有效減小沖擊區(qū)內(nèi)鋼液湍動(dòng)能和液面流速，降低鋼液面裸露和鋼渣卷混的傾向；換鋼包非穩(wěn)態(tài)澆鑄時(shí)，隨著擴(kuò)張型長(zhǎng)水口內(nèi)徑增大，鋼液面裸露面積整體逐漸減小，但長(zhǎng)水口內(nèi)徑擴(kuò)張2倍時(shí)，會(huì)由于排除氣體量大，造成鋼液面較長(zhǎng)時(shí)間的裸露；使用內(nèi)徑擴(kuò)張1.5倍的長(zhǎng)水口時(shí)，鋼液面裸露面積小，沒(méi)有明顯的鋼渣卷混，有利于提高鋼液純凈度。

中間包；沖擊區(qū)；長(zhǎng)水口；鋼液流動(dòng)；裸露面積；卷渣

連鑄過(guò)程中，鋼包的鋼液由長(zhǎng)水口進(jìn)入中間包，對(duì)中間包沖擊區(qū)鋼液沖擊強(qiáng)烈，導(dǎo)致其液面波動(dòng)大，極易引起鋼液卷渣和鋼液面裸露，尤其是在換鋼包的過(guò)程中。如何抑制澆鑄過(guò)程中間包沖擊區(qū)鋼液湍流成為國(guó)內(nèi)外研究的熱點(diǎn)。但目前,相關(guān)研究多著眼于開(kāi)發(fā)優(yōu)化湍流控制器結(jié)構(gòu)，僅見(jiàn)文光華[1]、樊安源[2]、Sahai[3]、Solorio-Diaz[4-5]等人開(kāi)展了長(zhǎng)水口結(jié)構(gòu)對(duì)中間包流場(chǎng)的影響研究，且關(guān)于長(zhǎng)水口結(jié)構(gòu)的研究中，部分長(zhǎng)水口結(jié)構(gòu)非常復(fù)雜，不利于在當(dāng)前低成本多爐連澆中保持穩(wěn)定的冶金效果。同時(shí)，研究也多側(cè)重于長(zhǎng)水口結(jié)構(gòu)對(duì)延長(zhǎng)中間包鋼液停留時(shí)間、去除夾雜物效率等的影響，而對(duì)中間包沖擊區(qū)內(nèi)湍流影響的討論則相對(duì)較少，且所采用的數(shù)值模擬方法均針對(duì)單相鋼液流動(dòng)行為，并未考慮鋼-渣-氣多相流動(dòng)行為。另外，換鋼包非穩(wěn)態(tài)澆鑄過(guò)程對(duì)連鑄鋼液質(zhì)量影響也非常大，目前卻未見(jiàn)關(guān)于長(zhǎng)水口結(jié)構(gòu)對(duì)該非穩(wěn)態(tài)澆鑄過(guò)程影響的研究報(bào)道。

為解決以上問(wèn)題，本文采用一種結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)易的擴(kuò)張型長(zhǎng)水口，建立中間包澆鑄過(guò)程鋼-渣-氣多相流數(shù)學(xué)模型，研究長(zhǎng)水口結(jié)構(gòu)對(duì)中間包沖擊區(qū)鋼液流動(dòng)行為的影響，以期為控制中間包鋼液湍流、提高連鑄生產(chǎn)中鋼液的純凈度以及改善鑄坯內(nèi)部質(zhì)量提供參考。

1 數(shù)值模擬

1.1 基本假設(shè)

對(duì)中間包內(nèi)各相流體及流動(dòng)過(guò)程作如下假設(shè)：①不考慮熔池及氣體間的化學(xué)反應(yīng)；②假設(shè)覆蓋劑全為液渣；③空氣、液渣和鋼液均為不可壓縮牛頓流體，其物性參數(shù)為常數(shù)；④各流體間相互不滲透；⑤不考慮相間滑移速度。

1.2 控制方程

描述鋼液在中問(wèn)包內(nèi)流動(dòng)的方程由連續(xù)性方程、動(dòng)量方程(Navier-Stokes方程)以及描述湍流的k-ε方程組成，方程形式及參數(shù)的選擇參見(jiàn)文獻(xiàn)[5]。

由于更換鋼包時(shí)中間包內(nèi)鋼液的流動(dòng)是非穩(wěn)態(tài)多相流動(dòng)，并且中間包內(nèi)鋼液、液渣、空氣各相之間有明顯的界面存在，故采用VOF(volume of fluid)多相流模型[6]來(lái)描述流體流動(dòng)以及各相間界面。

1.3 邊界條件

(2)鋼液出口給定出口速度，由拉速和出水口斷面計(jì)算確定。

(3)自由表面給定入口壓強(qiáng)，設(shè)定入口壓強(qiáng)為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。

(4)對(duì)稱(chēng)面上法向方向速度分量為零，其他各變量的梯度為零。

(5)壁面采用無(wú)滑移邊界，近壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法處理。

1.4 計(jì)算參數(shù)及求解方法

模擬計(jì)算分穩(wěn)態(tài)澆鑄和非穩(wěn)態(tài)澆鑄兩部分進(jìn)行。穩(wěn)態(tài)澆鑄指正常澆鑄時(shí)期，即中間包入口和出口的鋼液流量相同，中間包液位保持800 mm的平穩(wěn)澆鑄狀態(tài)；非穩(wěn)態(tài)澆鑄指換鋼包后開(kāi)澆，中間包入口鋼液流量為出口鋼液流量的2倍，鋼液面由500 mm上升至工作液位800 mm的過(guò)程。

模擬計(jì)算用的連鑄工藝參數(shù)和流體物性參數(shù)分別如表1和表2所示。

表1 連鑄工藝參數(shù)

表2 流體的物性參數(shù)

原長(zhǎng)水口(稱(chēng)為長(zhǎng)水口1)為直筒型，其內(nèi)徑為d1。本文在其基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)兩種擴(kuò)張型長(zhǎng)水口，即出口內(nèi)徑d2=1.5d1的長(zhǎng)水口2和出口內(nèi)徑d3=2d1的長(zhǎng)水口3，如圖1所示。

圖1 長(zhǎng)水口結(jié)構(gòu)示意圖

數(shù)值模擬采用CFD軟件中的PISO算法，界面跟蹤選擇幾何重構(gòu)法，對(duì)中間包非穩(wěn)態(tài)澆鑄過(guò)程的VOF多相流、k-ε湍流方程進(jìn)行顯式求解。原型中間包模型的網(wǎng)格劃分采用結(jié)構(gòu)性六面體網(wǎng)格，并在鋼-渣界面處進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，得到的網(wǎng)格圖如圖2所示。

圖2 中間包模型網(wǎng)格圖

2 結(jié)果與分析

2.1 穩(wěn)態(tài)澆鑄階段

穩(wěn)態(tài)澆鑄過(guò)程中，使用3種長(zhǎng)水口時(shí)中間包鋼液均未發(fā)生鋼液面裸露和明顯的鋼渣卷混，故只分析沖擊區(qū)鋼液的湍動(dòng)能和流場(chǎng)情況，結(jié)果如圖3和圖4所示。從圖3中可以看出，隨著所用長(zhǎng)水口內(nèi)徑的增大，中間包沖擊區(qū)鋼液的湍動(dòng)能逐漸減小，尤其在沖擊區(qū)液面處湍動(dòng)能顯著減小，最大值從原來(lái)的6.1×10-3m2/s2依次降低至3.5×10-3m2/s2和1.3×10-3m2/s2。從圖4中可以看出，長(zhǎng)水口流出的鋼液以較大速度沖擊底部的沖擊磚，并沿沖擊磚底散開(kāi)，然后反向回流且以一定速度沖擊鋼液面；鋼-渣界面的鋼液速度隨長(zhǎng)水口內(nèi)徑的增大而減小，使用長(zhǎng)水口1、2、3時(shí)，鋼-渣界面鋼液最大速度分別為0.2、0.07、0.05 m/s。由此可見(jiàn)，采用擴(kuò)張型長(zhǎng)水口對(duì)鋼包流出的高速注流產(chǎn)生較大的緩沖作用，大大降低了其對(duì)中間包鋼液的擾動(dòng)及中間包沖擊區(qū)的湍流程度和液面流速，降低了沖擊區(qū)液面卷渣和二次氧化的可能性，有利于避免鋼液的二次污染。

(a)長(zhǎng)水口1 (b) 長(zhǎng)水口2 (c) 長(zhǎng)水口3

圖3使用3種長(zhǎng)水口時(shí)中間包沖擊區(qū)湍動(dòng)能云圖

Fig.3Turbulentkineticenergycontoursofimpactzoneintundishwiththreeladleshrouds

(a)長(zhǎng)水口1 (b) 長(zhǎng)水口2 (c) 長(zhǎng)水口3

圖4使用3種長(zhǎng)水口時(shí)中間包沖擊區(qū)流場(chǎng)

Fig.4Flowfieldintundishwiththreeladleshrouds

2.2 非穩(wěn)態(tài)澆鑄階段

換鋼包非穩(wěn)態(tài)澆鑄時(shí)，使用3種長(zhǎng)水口的中間包沖擊區(qū)均會(huì)發(fā)生不同程度的鋼液面裸露，其主要分為兩個(gè)階段：第一階段為0～2 s，鋼液面裸露是由長(zhǎng)水口內(nèi)排出的空氣沖開(kāi)渣面造成的；第二階段為2 s以后，鋼液面裸露則是由鋼液的注流回流至液面處，形成水平流，鋼液剪切力作用導(dǎo)致的。

使用3種長(zhǎng)水口澆鑄時(shí)鋼液面裸露面積隨澆鑄時(shí)間的變化如圖5所示。由圖5(a)可以看出，鋼液面裸露的第一階段里，隨著長(zhǎng)水口內(nèi)徑的增大，鋼液面裸露面積減小。這是因?yàn)樾掳_(kāi)澆時(shí)，長(zhǎng)水口內(nèi)徑越大，隨新鋼液沖入熔池的氣體分布越分散，單位面積渣層受氣體的沖擊較小，彌散氣體通過(guò)渣層緩慢逸出。由圖5(b)可以看出，鋼液面裸露第二階段里，與使用原長(zhǎng)水口相比，使用兩種擴(kuò)張型長(zhǎng)水口澆鑄時(shí)，鋼液面裸露面積整體較小，裸露時(shí)間也相對(duì)較短。這是由于長(zhǎng)水口內(nèi)徑擴(kuò)張使注流向下沖擊減弱，形成回流的水平流速度也降低，剪切力相應(yīng)減小，鋼液面裸露面積自然較小，待隨空氣進(jìn)入的初期高速注流完成上回流后，隨后進(jìn)入的注流由于緩沖作用，上回流的速度更小，不會(huì)沖開(kāi)渣面，鋼液面也就不會(huì)裸露；另外，由于長(zhǎng)水口3內(nèi)空氣太多，進(jìn)入第二階段后，長(zhǎng)水口內(nèi)仍有大量空氣需排出，這就造成在第二階段初期其鋼液面裸露面積較大，超過(guò)了使用長(zhǎng)水口1澆鑄時(shí)的情況。

(a) 0～2.0 s

(b) 2.0～30 s

Fig.5Changecurvesofexposedareaofmoltensteelsurfacewithcastingtime

換鋼包非穩(wěn)態(tài)澆鑄過(guò)程中，使用3種長(zhǎng)水口澆鑄時(shí)，長(zhǎng)水口和沖擊區(qū)內(nèi)鋼液、液渣、空氣的相分布如圖6所示。由圖6可以看出，使用長(zhǎng)水口1和長(zhǎng)水口2時(shí)，在開(kāi)澆5 s后，鋼液中的空氣已基本排盡，有少量空氣存在于液渣層并通過(guò)渣-氣界面緩慢排出，渣面裸露面積均比較小；而長(zhǎng)水口3由于水口內(nèi)徑大，原有的空氣量大，5 s后水口內(nèi)仍存在大量空氣，同時(shí)由于水口擴(kuò)張過(guò)大，鋼包注流偏向水口內(nèi)壁，對(duì)空氣的排空作用減弱，以致空氣排出緩慢，該過(guò)程持續(xù)造成渣面被大面積沖開(kāi)，直至40 s時(shí)，長(zhǎng)水口中的空氣才基本完全排出。由此可見(jiàn)，基于對(duì)鋼液面裸露面積及時(shí)間的考慮，內(nèi)徑擴(kuò)張1.5倍的長(zhǎng)水口2優(yōu)于內(nèi)徑擴(kuò)張2倍的長(zhǎng)水口3，故以下只通過(guò)對(duì)比長(zhǎng)水口2與長(zhǎng)水口1來(lái)分析水口內(nèi)徑的擴(kuò)張對(duì)中間包沖擊區(qū)鋼渣卷混情況的影響。

圖6 不同長(zhǎng)水口澆鑄時(shí)長(zhǎng)水口和沖擊區(qū)內(nèi)各相分布

換鋼包非穩(wěn)態(tài)澆鑄過(guò)程中，使用長(zhǎng)水口1與長(zhǎng)水口2時(shí)中間包沖擊區(qū)鋼渣卷混情況如圖7所示。由圖7可以看出，兩種長(zhǎng)水口中原有的液渣隨鋼液沖入沖擊區(qū)，1.3 s時(shí)基本都能上?。挥捎陂L(zhǎng)水口1的注流對(duì)熔池沖擊更強(qiáng)烈，在氣體上浮和回流水平流的沖擊下，中間包沖擊區(qū)鋼渣卷混較嚴(yán)重，一直到6.5 s尚有明顯的液面波動(dòng)；而使用長(zhǎng)水口2澆鑄時(shí)，由于內(nèi)徑擴(kuò)張作用，注流沖擊較弱，回流對(duì)液面沖擊較小，渣相一直波動(dòng)平穩(wěn)，未見(jiàn)明顯的鋼渣卷混。綜合以上分析，使用長(zhǎng)水口2澆鑄時(shí)中間包沖擊區(qū)內(nèi)鋼液湍流最弱，鋼液面裸露和卷渣情況控制的最好。

(a) 長(zhǎng)水口1

(b) 長(zhǎng)水口2

3 數(shù)值模擬的驗(yàn)證

采用水力學(xué)物理模型模擬來(lái)驗(yàn)證該數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性。水模型實(shí)驗(yàn)的理論基礎(chǔ)是原型和模型的幾何相似與動(dòng)力相似，實(shí)驗(yàn)中設(shè)定相似比為1∶3。物理模型采用有機(jī)玻璃制作，用水模擬鋼液，油模擬液渣。根據(jù)幾何比和相似準(zhǔn)數(shù)計(jì)算，模型與原型的流速比為0.577，流量比為0.061 45，停留時(shí)間比為0.577。使用數(shù)碼攝像機(jī)對(duì)沖擊區(qū)鋼液面裸露面積和鋼渣卷混情況進(jìn)行攝像，以驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性。

換鋼包非穩(wěn)態(tài)澆鑄時(shí)，使用長(zhǎng)水口1澆鑄1.3 s時(shí)，中間包沖擊區(qū)鋼液卷混情況的數(shù)值模擬和物理模擬結(jié)果如圖8所示。由圖8可以看出，數(shù)值模擬與物理模擬結(jié)果基本相同，即真實(shí)反映了沖擊區(qū)鋼渣卷混情況。

換鋼包非穩(wěn)態(tài)澆鑄時(shí)，使用長(zhǎng)水口1澆鑄12 s時(shí)，沖擊區(qū)鋼液面裸露情況的數(shù)值模擬和物理模擬結(jié)果如圖9所示。開(kāi)澆后不同時(shí)刻，3種長(zhǎng)水口澆鑄的沖擊區(qū)鋼液面裸露面積數(shù)值模擬和物理模擬結(jié)果統(tǒng)計(jì)如表3所示。由圖9和表3可見(jiàn)，鋼液面裸露面積數(shù)值模擬與物理模擬結(jié)果基本相符，計(jì)算誤差最大為7.5%，真實(shí)反映了沖擊區(qū)鋼液面裸露情況。

綜上所述可知，本文所采用的數(shù)值模擬方法是有效且準(zhǔn)確的。

(a)數(shù)值模擬結(jié)果 (b)物理模擬結(jié)果

圖8數(shù)值模擬和物理模擬沖擊區(qū)鋼渣卷混情況

Fig.8Slagentrapmentinimpactzonebynumericalsimulationandphysicalsimulation

(a)數(shù)值模擬結(jié)果 (b)物理模擬結(jié)果

圖9數(shù)值模擬和物理模擬沖擊區(qū)鋼液面裸露情況

Fig.9Exposedareaofmoltensteelsurfaceinimpactzonebynumericalsimulationandphysicalsimulation

表3 數(shù)值模擬和物理模擬沖擊區(qū)鋼液面裸露面積統(tǒng)計(jì)

4 結(jié)論

(1)穩(wěn)態(tài)澆鑄過(guò)程中，使用原長(zhǎng)水口及內(nèi)徑分別擴(kuò)大1.5倍和2倍的擴(kuò)張型長(zhǎng)水口時(shí)，中間包沖擊區(qū)均發(fā)生明顯的鋼液面裸露和鋼渣卷混，但采用擴(kuò)張型長(zhǎng)水口能對(duì)鋼包高速注流產(chǎn)生較大的緩沖作用，抑制其對(duì)中間包鋼液流動(dòng)的沖擊，顯著降低中間包沖擊區(qū)的湍流程度和液面流速，降低鋼液面裸露和鋼渣卷混的傾向。

(2)換鋼包非穩(wěn)態(tài)澆鑄過(guò)程中，使用擴(kuò)張型長(zhǎng)水口澆鑄時(shí)，鋼液面裸露面積整體小于原長(zhǎng)水口，裸露時(shí)間也較原長(zhǎng)水口短，但長(zhǎng)水口內(nèi)徑擴(kuò)張2倍時(shí)，會(huì)由于需排除長(zhǎng)水口內(nèi)大量氣體，造成鋼液面裸露時(shí)間較長(zhǎng)。

(3)使用內(nèi)徑擴(kuò)張1.5倍的長(zhǎng)水口澆鑄時(shí)，中間包內(nèi)鋼液面裸露面積小，未發(fā)生明顯的鋼渣卷混，有利于提高鋼液的純凈度。

[1] 文光華，黃永鋒，唐萍，等．鋼包長(zhǎng)水口形狀對(duì)中間包內(nèi)鋼液流動(dòng)特性的影響[J]．重慶大學(xué)學(xué)報(bào)，2011，34(3)：69-74．

[2] 樊安源．鋼包長(zhǎng)水口對(duì)小氣泡形成及中間包內(nèi)鋼液流動(dòng)特性的影響[D]．重慶：重慶大學(xué)，2015．

[3] Sahai Y. Tundish technology for casting clean steel: a review[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 2016, 47(4): 2095-2106.

[4] Solorio-Diaz G, Davila-Morales R, Barreto-Sandoval J D J, et al. Numerical modelling of dissipation phenomena in a new ladle shroud for fluidynamic control and its effect on inclusions removal in a slab tundish[J]. Steel Research International, 2014, 85(5): 863-874.

[5] Solorio-Diaz G, Morales R D, Palafox-Ramos J, et al. Modeling the effects of a swirling flow on temperature stratification of liquid steel and flotation of inclusions in a tundish[J]. ISIJ International, 2005, 45(8): 1129-1137.

[6] 李科．連鑄中間包空包、充包傳輸過(guò)程流場(chǎng)的數(shù)值模擬[D]．包頭：內(nèi)蒙古科技大學(xué)，2005．

[7] Kumar A, Mazumdar D, Koria S C. Modeling of fluid flow and residence time distribution in a four-strand tundish for enhancing inclusion removal[J]. ISIJ International, 2008, 48(1): 38-47.

Effectoftrumpetladleshroudonliquidsteelflowintundishimpactzone

DengShiyun,ZhangHua,WangBao,SongXiao

(Key Laboratory for Ferrous Metallurgy and Resources Utilization of Ministry of Education,Wuhan University of Science and Technology, Wuhan 430081, China)

By establishing the steel-slag-gas multiphase mathematical model during the tundish pouring process,the effect of trumpet ladle shroud structure on the flow behavior of molten steel in the impact zone of the tundish was investigated. The result shows that, in stabilized casting stage, the trumpet ladle shroud can effectively reduce the turbulent kinetic energy and liquid flow rate of molten steel in the impact zone, and decrease the tendency of steel surface exposing and steel slag mixing. In unstabilized casting stage, when changing the ladle, the exposed area of molten steel surface generally decreases with the increase of the internal diameter of the trumpet ladle shroud. However, when the internal diameter of the trumpet ladle shroud is expanded to 2 times, due to the large amount of excluded gas, the molten steel will continue to be exposed for a longer time. With using ladle shroud of which the internal diameter expands to 1.5 times, higher molten steel purity is acquired with less exposed area of molten steel surface and little slag entrapment.

tundish; impact zone; ladle shroud; liquid steel flow; exposed area; slag entrapment

2017-03-01

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51604200).

鄧詩(shī)云(1992-)，男，武漢科技大學(xué)碩士生. E-mail: 276801183@qq.com

張 華(1978-)，男，武漢科技大學(xué)副教授，博士. E-mail: huazhang@wust.edu.cn

10.3969/j.issn.1674-3644.2017.05.003

TF777.7

A

1674-3644(2017)05-0333-06

[責(zé)任編輯董貞]