抽風(fēng)式預(yù)熱過程浸入式水口升溫特性研究

王長軍，于 洋，李寶寬

(東北大學(xué) 冶金學(xué)院，沈陽 110819)

浸入式水口是安裝在中間包底部并插入到結(jié)晶器鋼液面以下的耐火材料套管.其主要作用是將中間包內(nèi)的鋼液輸送到結(jié)晶器、保護(hù)鋼液不發(fā)生二次氧化、促進(jìn)夾雜物上浮以及改善鋼液在結(jié)晶器內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)[1-3].浸入式水口的使用條件極為苛刻，不僅承受澆鋼過程中鋼液和保護(hù)渣的侵蝕，還要經(jīng)受澆鋼初期由于鋼液與水口間的溫差造成的強(qiáng)烈熱震[4].實(shí)際工程中通過對水口預(yù)熱來減弱這一影響，以提高水口使用壽命，并且發(fā)現(xiàn)水口預(yù)熱溫度越高，澆鋼時(shí)水口熱應(yīng)力越低[5].

目前鋼廠普遍采用抽風(fēng)式烘烤方式對水口進(jìn)行預(yù)熱，通過抽風(fēng)系統(tǒng)將烘烤中的中間包內(nèi)的熱空氣余熱經(jīng)浸入式水口內(nèi)腔抽到烘烤箱內(nèi)，再經(jīng)抽風(fēng)管排出來達(dá)到預(yù)熱浸入式水口的目的[6].通常選取烘烤后水口頸部溫度判斷水口預(yù)熱質(zhì)量[7].增加水口預(yù)熱時(shí)間和預(yù)熱氣體流量，縮小烘烤箱尺寸及提高抽風(fēng)口位置均可以提高水口預(yù)熱溫度[8-10].其中抽風(fēng)流量對水口預(yù)熱溫度影響顯著；研究發(fā)現(xiàn)，利用氣體噴射引流技術(shù)能明顯提高水口抽風(fēng)流量，進(jìn)而大幅度提高了水口頸部預(yù)熱溫度[11].浸入式水口常見材質(zhì)為鋁碳質(zhì)，水口強(qiáng)度隨著烘烤溫度的升高而下降，在500～600 ℃之間水口強(qiáng)度最低，隨著烘烤溫度繼續(xù)上升強(qiáng)度增加，為提高水口使用壽命，要求水口在預(yù)熱的開始階段快速升溫，以便迅速越過低強(qiáng)度區(qū).

本文對抽風(fēng)式烘烤箱預(yù)熱浸入式水口過程進(jìn)行三維流固耦合計(jì)算[12]，分析浸入式水口的溫度場變化情況，得出浸入式水口預(yù)熱質(zhì)量與預(yù)熱時(shí)間及進(jìn)出口壓差的關(guān)系.

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 物理模型

根據(jù)實(shí)際尺寸建立抽風(fēng)式烘烤箱物理模型，烘烤箱內(nèi)腔直徑380 mm，內(nèi)腔深度644 mm，筒體高強(qiáng)澆注料厚度60 mm，筒體外側(cè)保溫層無石棉硅鈣板厚度20 mm，烘烤箱底座硅酸鋁耐火纖維厚度60 mm，烘烤箱進(jìn)口直徑150 mm，出口直徑107 mm.模擬的浸入式水口內(nèi)腔直徑130 mm，水口壁面厚度10 mm，水口長度600 mm，水口為單口直通式不含SiO2鋁碳質(zhì)浸入式水口，物理模型如圖1所示.工作時(shí)會(huì)在烘烤箱抽風(fēng)口側(cè)造成負(fù)壓，在進(jìn)出口壓差的作用下抽取烘烤中間包內(nèi)熱空氣，與浸入式水口發(fā)生對流換熱，從而達(dá)到預(yù)熱水口的目的.

圖1 抽風(fēng)式預(yù)熱箱物理模型Fig.1 Physical model of preheating apparatus with deflating

圖2 抽風(fēng)式預(yù)熱箱網(wǎng)格劃分Fig.2 Grid of preheating apparatus with deflating

分別對固體域和氣體域進(jìn)行離散化，網(wǎng)格劃分情況如圖2所示，除抽風(fēng)管道與筒體交接處采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格外，其余區(qū)域均為結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格.網(wǎng)格數(shù)目共計(jì)72萬，并進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證.

1.2 物性參數(shù)

設(shè)定中間包內(nèi)熱空氣溫度為1 050 ℃，浸入式水口及預(yù)熱箱材料的物性參數(shù)按1 000 ℃條件下進(jìn)行選取，該條件下各材料物性參數(shù)見表1.

表1 1 000 ℃條件下的材料物性參數(shù)Table 1 Material physical parameters at 1 000 ℃

1.3 模型設(shè)置

采用標(biāo)準(zhǔn)k-epsilon湍流模型和增強(qiáng)壁面函數(shù)[13]，湍流強(qiáng)度為3%.

設(shè)定浸入式水口入口為壓力入口邊界條件，取101.3 kPa，抽風(fēng)口為壓力出口邊界條件，外界空氣溫度和初始溫度均為27 ℃.水口外壁與外界空氣對流換熱系數(shù)為12 W/(m2·K)[14]，高強(qiáng)澆注料與外界空氣對流換熱系數(shù)為12 W/(m2·K)[15]，無石棉硅鈣板與外界空氣對流換熱系數(shù)為8 W/(m2·K)，硅酸鋁耐火纖維與外界空氣對流換熱系數(shù)為6 W/(m2·K)[9]，不同材質(zhì)間的熱邊界條件為耦合.

2 模型驗(yàn)證

對模型進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，如圖3所示.對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，獲得網(wǎng)格數(shù)分別為28萬、55萬和72萬的計(jì)算模型，并在相同的邊界條件下對三組對象進(jìn)行數(shù)值模擬.對模型中浸入式水口內(nèi)腔中心軸線位置處的預(yù)熱氣體速度分布進(jìn)行檢測分析，由圖3可以看出，55萬網(wǎng)格數(shù)與72萬網(wǎng)格數(shù)的模擬結(jié)果差別不大，計(jì)算結(jié)果趨于穩(wěn)定，模型的網(wǎng)格無關(guān)性測試表現(xiàn)良好，可以認(rèn)為72萬網(wǎng)格滿足網(wǎng)格無關(guān)性要求，用于研究抽風(fēng)式預(yù)熱水口升溫特性的可靠性得以驗(yàn)證.

3 結(jié)果與討論

3.1 預(yù)熱時(shí)間對水口預(yù)熱溫度影響

圖4為整個(gè)預(yù)熱裝置在進(jìn)出口壓差3.0 kPa，烘烤10 min后的溫度場.由圖可以看出烘烤箱內(nèi)抽風(fēng)口側(cè)的熱空氣溫度較低，導(dǎo)致該側(cè)熱空氣與浸入式水口對流換熱強(qiáng)度較低，引起水口的周向溫度分布不均，對水口預(yù)熱質(zhì)量產(chǎn)生微弱的影響.另一方面，在浸入式水口軸向方向，高溫區(qū)域表現(xiàn)為由水口出口側(cè)向水口頸部傳遞，水口軸向溫度分布不均，并且水口頸部位置的預(yù)熱溫度明顯低于水口其他位置的溫度，故選取水口頸部的預(yù)熱溫度和水口軸向溫度梯度來判斷水口預(yù)熱質(zhì)量.

圖5 水口溫度場變化Fig.5 Temperature field changes of submerged entry nozzle t1=10 min； t2=20 min； t3=30 min； t4=40 min； t5=50 min； t6=60 min

圖5為壓差3.0 kPa條件下水口溫度場隨預(yù)熱時(shí)間t的變化規(guī)律.各浸入式水口溫度云圖為水口位于圖4位置時(shí)的外表面主視圖溫度分布，圖中各水口左側(cè)區(qū)域均為靠近預(yù)熱箱抽風(fēng)口出口側(cè)區(qū)域.從左至右依次為水口預(yù)熱10 min到60 min 后的溫度場情況，可以看出，隨著預(yù)熱過程的進(jìn)行,水口的周向與軸向溫度分布不均逐漸減弱，預(yù)熱40 min后幾乎只存在軸向溫度梯度；水口頸部一直處于預(yù)熱過程的薄弱環(huán)節(jié)，并且水口預(yù)熱溫度場在預(yù)熱的前40 min變化明顯，隨著預(yù)熱過程的繼續(xù)進(jìn)行，水口溫度場趨于穩(wěn)定.

圖6 水口溫度與預(yù)熱時(shí)間關(guān)系Fig.6 Relation between temperature of nozzle and preheating time

水口預(yù)熱的薄弱環(huán)節(jié)為水口頸部位置，以水口頸部外壁烘烤溫度作為判斷水口預(yù)熱質(zhì)量好壞的條件.圖6為預(yù)熱箱進(jìn)出口壓差分別為1.5 kPa、2.0 kPa、2.5 kPa、3.0 kPa、3.5 kPa、4.0 kPa六種工況下水口頸部外壁溫度隨時(shí)間的變化規(guī)律曲線.可以看出，預(yù)熱的前30 min，水口頸部外壁溫度曲線以接近線性規(guī)律上升，并且壓差越大，斜率越大，隨著水口溫度的升高，溫升率逐漸降低；并且該預(yù)熱箱模型能夠在較短的時(shí)間內(nèi)將水口頸部外壁預(yù)熱到800 ℃甚至更高，滿足工藝要求.預(yù)熱60 min后，水口頸部外壁溫度幾乎不變，水口的預(yù)熱情況趨于穩(wěn)定狀態(tài)，此時(shí)可以進(jìn)行壓差對水口預(yù)熱質(zhì)量的影響分析.

3.2 壓差對水口頸部預(yù)熱溫度的影響

通過模擬六種工況下浸入式水口頸部位置的升溫狀況，分析壓差對水口預(yù)熱質(zhì)量的影響.由表2可以看出，抽風(fēng)式烘烤箱進(jìn)出口壓差對水口預(yù)熱溫度的影響主要是因?yàn)閴翰钣绊懼趦?nèi)腔的熱空氣質(zhì)量流量，增大壓差會(huì)增強(qiáng)烘烤箱內(nèi)的熱空氣湍流強(qiáng)度，進(jìn)而增強(qiáng)了熱空氣與水口之間的對流換熱.

表2 不同壓差下的質(zhì)量流量Table 2 Mass flux at different pressure differences

評判水口預(yù)熱質(zhì)量高低的一個(gè)方法是分析水口頸部內(nèi)外壁溫度，圖7為六種工況下浸入式水口充分預(yù)熱60 min后水口頸部內(nèi)外壁溫度.由圖可以看出，該抽風(fēng)式預(yù)熱裝置模型滿足在1～2 h內(nèi)將水口預(yù)熱到800 ℃甚至更高的要求.水口頸部外壁溫度總是低于水口頸部內(nèi)壁溫度，符合物理現(xiàn)象，同時(shí)六種工況下水口頸部內(nèi)外壁溫度差平均為7 ℃，表明水口預(yù)熱已達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài).隨著進(jìn)出口壓差的增大，水口頸部內(nèi)外壁預(yù)熱溫度增高，說明增大壓差會(huì)提高熱空氣質(zhì)量流量，進(jìn)而提高浸入式水口頸部預(yù)熱溫度，提高水口預(yù)熱質(zhì)量.

圖7 壓差對水口頸部溫度影響Fig.7 Effect of pressure difference on temperature of nozzle neck

3.3 壓差對水口軸向預(yù)熱溫度梯度的影響

水口軸向溫度分布也是判斷水口預(yù)熱質(zhì)量高低的一個(gè)因素.圖8為六種進(jìn)出口壓差條件下，水口充分預(yù)熱60 min后的水口軸向溫度分布.圖中橫坐標(biāo)表示的是水口軸向溫度取值點(diǎn)的位置，坐標(biāo)從小到大代表溫度取值點(diǎn)從水口出口處到水口頸部位置.由圖可以看出，壓差對水口軸向預(yù)熱溫度梯度的影響主要體現(xiàn)在對水口頸部溫度的影響.在壓差為1.5 kPa時(shí)水口軸向平均溫度梯度為432 ℃/m，而壓差為4.0 kPa時(shí)水口軸向平均溫度梯度為360 ℃/m.可見壓差越大，水口頸部預(yù)熱溫度越高，水口軸向溫度梯度越小，水口預(yù)熱溫度分布更合理，有利于增加水口的使用壽命.

圖8 壓差對水口軸向溫度分布影響Fig.8 Effect of pressure difference on axial temperature distribution of the nozzle

4 結(jié) 論

本文通過模擬抽風(fēng)式預(yù)熱裝置預(yù)熱浸入式水口過程，對模擬結(jié)果進(jìn)行分析，得到如下結(jié)論：

(1)該抽風(fēng)式烘烤裝置抽風(fēng)口會(huì)對水口前期的周向溫度分布產(chǎn)生一定影響，但在對水口進(jìn)行充分預(yù)熱后，該影響會(huì)逐漸減弱直至消失.

(2)水口頸部位置是預(yù)熱過程的薄弱環(huán)節(jié)，前30 min該位置溫度接近線性變化，隨著預(yù)熱的繼續(xù)溫升率逐漸減小，烘烤 60 min后水口預(yù)熱溫度趨于穩(wěn)定狀態(tài)，預(yù)熱溫度可達(dá)到800 ℃甚至更高.

(3)水口頸部溫度受壓差影響明顯，預(yù)熱60 min 后，進(jìn)出口壓差越大，水口頸部預(yù)熱溫度越高，在進(jìn)出口壓差為4.0 kPa時(shí)，水口頸部內(nèi)壁溫度858 ℃，水口頸部外壁溫度851 ℃.

(4)進(jìn)出口壓差影響水口軸向溫度分布.壓差為1.5 kPa時(shí)水口軸向平均溫度梯度為432 ℃/m，而壓差為4.0 kPa時(shí)僅為360 ℃/m.說明進(jìn)出口壓差越大，水口軸向溫度梯度越小，水口溫度分布更合理，水口預(yù)熱質(zhì)量越高，故在條件允許的前提下應(yīng)盡量增加預(yù)熱箱進(jìn)出口壓差.

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