板坯連鑄結晶器內(nèi)流場與液面波動的模擬研究

姚旺龍，馬國軍，劉孟珂，陳子宏

(1.武漢科技大學鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點實驗室，湖北 武漢，430081；2.寶鋼股份中央研究院武漢分院(武鋼有限技術中心)，湖北 武漢，430080)

近年來，因結晶器流場不穩(wěn)定所導致的連鑄坯質(zhì)量問題日益突出，尤其是當結晶器液面波動過大時，會引起結晶器內(nèi)鋼水卷渣，導致鑄坯中夾雜物含量過高。據(jù)報道，在超低碳鋼生產(chǎn)中超過60%的鑄坯質(zhì)量缺陷是由液面波動引起的卷渣所致[1]。因此，合理的結晶器流場控制是高效、低成本地實現(xiàn)潔凈鋼生產(chǎn)的關鍵所在[2]。

優(yōu)化連鑄工藝參數(shù)和浸入式水口結構是改善結晶器內(nèi)鋼液流場的有效手段[3]，這對于減少鋼液面卷渣、皮下氣泡和裂紋等缺陷以及促進夾雜物上浮去除具有重要意義。近年來，冶金工作者利用數(shù)值模擬和水模擬實驗結合粒子圖像測速(PIV)技術，對結晶器內(nèi)流場優(yōu)化開展了大量研究，結果顯示，連鑄拉坯速度、水口浸入深度及水口結構與鋼液流動行為密切相關[4-6]，其中拉坯速度和吹氬流量是影響結晶器內(nèi)鋼液流場和液面波動的主要因素，適當?shù)拇禋辶髁颗c水口浸入深度可降低結晶器窄面的液面波動，抑制卷渣現(xiàn)象的產(chǎn)生[7-8]。

為此，本文以某鋼廠板坯連鑄結晶器為研究對象，針對結晶器內(nèi)流場穩(wěn)定性和卷渣等問題，通過數(shù)值模擬和水模型實驗結合PIV技術，探究了吹氬流量、拉坯速度、水口傾角和水口浸入深度等參數(shù)對結晶器內(nèi)鋼液流場和鋼-渣界面波動行為的影響，研究結果可為優(yōu)化結晶器工藝參數(shù)和提高鑄坯質(zhì)量提供依據(jù)。

1 數(shù)值模擬與水模型實驗

1.1 數(shù)值模擬

1.1.1 基本假設與控制方程

為簡化計算，特對結晶器原型的模型作以下假設[9]：①結晶器內(nèi)鋼液流動視為三維瞬態(tài)不可壓縮流體的流動；②忽略結晶器錐度、溫度、凝固坯殼及結晶器振動等因素對液面波動的影響；③氬氣泡尺寸固定，忽略氣泡之間的碰撞和長大；④只考慮液渣層，其上表面做自由液面處理。

結晶器內(nèi)鋼液流動采用湍流重整化群方法(RNG)修正的κ-ε湍流模型來描述，并與流體體積法(VOF模型)和離散相模型(DPM)耦合求解，具體方程如下[10-11]：

連續(xù)性方程：

(1)

動量方程(Navier-Stokes方程)：

(2)

式中：ui、uj分別為流體沿i、j方向的速度分量，m/s；xi、xj分別為流體沿i、j方向坐標；t為時間，s；p為壓力，Pa；ρ為流體密度，kg/m3；Sm為體系源項；μeff為流體有效黏度，Pa·s，可表示為：

(3)

式中：μl為層流黏度，Pa·s；μt為湍流黏度，Pa·s；Cμ為經(jīng)驗常數(shù)；κ為流體湍動能，m2/s2；ε為流體的湍動能耗散率，m2/s3。

RNGκ-ε雙方程湍流模型如式(4)～(5)所示：

(4)

(5)

其中

(6)

式中：Gκ為由鋼液平均速度變化產(chǎn)生的湍動能，m2/s2；Gb為由氬氣泡上浮產(chǎn)生的液體湍動能，m2/s2；Cμ、ακ、αε、C1ε、C2ε、η0、β為通用模型常數(shù)，取推薦值[12-13]，即C1ε=1.42、C2ε=1.68、Cμ=0.0845、ακ=αε=1.39、η0=4.377、β=0.012。

結晶器內(nèi)鋼-渣界面波動行為可通過VOF模型描述：

(7)

式中：μi為鋼液的黏度，Pa·s；Fl為結晶器內(nèi)鋼液的體積分數(shù)，F(xiàn)l=0時代表渣相，F(xiàn)l介于0～1之間代表鋼-渣界面，F(xiàn)l=l代表鋼液。

采用DPM模型模擬計算鋼液中氬氣泡的運動，具體平衡方程為：

(8)

1.1.2 模型參數(shù)與工藝條件

結晶器實際尺寸為210 mm×1300 mm×900 mm，為避免結晶器底部區(qū)域鋼液回流對計算精度所造成的影響，數(shù)值模擬過程中，將模擬區(qū)域擴大至1800 mm。結晶器計算區(qū)域采用四面體網(wǎng)格劃分，對浸入式水口內(nèi)壁面、入口、渣層等邊界進行了網(wǎng)格加密處理，數(shù)值模擬所需工藝參數(shù)和物性參數(shù)見表1。

邊界條件：①水口入口設置為鋼液的速度入口和吹氬入口，鋼液速度方向垂直于入口平面向下，其大小可由拉坯速度及質(zhì)量守恒定律換算得到；②結晶器底部出口處鋼液自由流出；③結晶器壁面設置為固體無滑移壁面；④液渣上表面設為自由表面。

表1 工藝參數(shù)和物性參數(shù)

1.2 水模型實驗

根據(jù)相似原理，選取Fr準數(shù)相似，建立相似比為1∶1.5且材質(zhì)為有機玻璃的水模型實驗裝置，如圖1所示。主要設備包括HX-7高速攝像機、PIV系統(tǒng)、DJ800型波高儀、供水供氣裝置和計算機數(shù)據(jù)處理系統(tǒng)等。采用1/10大波的平均波高來評價液面波動穩(wěn)定性，使用亞甲基藍示蹤劑來顯示流場，同時在結晶器模型兩側設置刻度標尺，記錄流股的沖擊深度。此外，利用混合油模擬液態(tài)保護渣，其黏度關系滿足式(9)：

(9)

式中：ν表示流體的運動黏度，m2/s。

根據(jù)相似原理，模型與原型的流量比(即水與鋼液的流量比)為[14]：

(10)

式中：Qm、Qp分別為模型與原型的流體流量，m3/s；um、up分別為模型與實際水口出口的鋼液流速，m/s；lm、lp為模型與原型的尺寸特征值，m；λ為相似比。

由于本實驗考慮了保護渣的影響，故在水模型實驗中需對水流量大小進行修正[15]：

(11)

(12)

式中：g為重力加速度，取9.8 m/s2。

此外，實際生產(chǎn)過程中，需考慮結晶器實際吹氬時受到的高溫膨脹作用的影響，故對氬氣流量進行修正[11]，實際工況與水模擬實驗下氬氣流量比關系為：

(13)

式中：Q(Ar)m、Q(Ar)p分別為模型與原型的氬氣流量，L/min；Tsteel、T0分別為鋼液與環(huán)境溫度，依次取1873、298 K；ρ(Ar)m、ρ(Ar)p分別為模型和原型中氬氣密度，分別取1.637、0.260 kg/m3。

(a)實驗裝置照片 (b)裝置示意圖

2 結果與討論

2.1 吹氬流量對結晶器內(nèi)鋼液流動與液面波動行為的影響

拉坯速度1.0 m/min、水口浸入深度150 mm和水口傾角25°的條件下，數(shù)值模擬和水模型實驗得到吹氬流量對結晶器內(nèi)鋼液流場、速度場和鋼液沖擊深度的影響分別如圖2和圖3所示，其中圖2左側為截取的結晶器沿中心1/2縱截面的鋼液速度云圖，右側為PIV測得的速度矢量圖(下同)。由圖2和圖3可知，數(shù)值模擬與水模型實驗獲得的鋼液流場與速度場吻合較好，結晶器內(nèi)流場形態(tài)隨著吹氬流量的增大而變化顯著，主要體現(xiàn)為增大吹氬流量能明顯改善結晶器上回流區(qū)內(nèi)鋼液速度場分布。當吹氬流量增至8 L/min時，鋼液流股沖擊到窄面壁面的位置高度相對較低，同時靠近水口附近的鋼液流股的流動速度明顯減小，渦心逐漸從窄面向靠近水口方向移動，有利于抑制上回流的湍流流動以及提高鋼液中夾雜物上浮去除率[9]。這是因為當吹氬流量增加時，水口附近的鋼液在氣泡的曳力作用下運動至鋼-渣界面，窄面處彎月面的上回流區(qū)逐漸向下移動，最終使得上回流區(qū)的渦心逐漸向水口靠近，流股上回旋區(qū)域減小。

(a)吹氬流量4 L/min (b)吹氬流量6 L/min

(c)吹氬流量8 L/min (d)吹氬流量10 L/min

圖3 吹氬流量對鋼液沖擊深度的影響

圖4和圖5分別為數(shù)值模擬與水模型實驗中結晶器1/2斷面渣層覆蓋和液面波動隨吹氬流量的變化情況。結合圖4與圖5可知，適當增大吹氬流量能明顯改善窄面處的渣層分布以及降低鋼-渣液面的波動；隨著吹氬流量的增大，液面平均波高先減小后增大，吹氬流量為8 L/min時，液面平均波高最小，并且數(shù)值模擬和水模型實驗的結果較為一致。其原因在于當吹氬流量增大時，上升的氬氣泡對結晶器內(nèi)鋼液流動的影響加劇，受氣泡浮力作用，鋼液表面流動被抑制，上回流區(qū)域減小，導致液面各位置的波高均降低，渣層分布逐漸趨于均勻[7]；而當吹氬流量過大(10 L/min)時，大量的氬氣泡上浮后積聚在水口附近與斷面1/4處，不斷推動渣層向水口與窄面兩側周期性運動，加劇水口附近和窄面處的湍流流動，最終導致水口附近液面出現(xiàn)大氣泡卷渣和窄面處的鋼液裸露(見圖4(d))。研究顯示，吹氬結晶器的液面波動控制在±5 mm范圍時，鑄坯缺陷可明顯改善[16]，適當提高吹氬流量可抑制液面波動，改善結晶器渣層分布和液面波動[11]。故本實驗中合適的吹氬流量范圍為6～8 L/min。

(a)吹氬流量4 L/min (b)吹氬流量6 L/min

(c)吹氬流量8 L/min (d)吹氬流量10 L/min

(a)水模型實驗中液面各測量點波高 (b)結晶器液面的平均波高

2.2 拉坯速度對結晶器內(nèi)鋼液流動與液面波動行為的影響

吹氬流量8 L/min、水口浸入深度150 mm、水口傾角25°條件下，不同拉坯速度下結晶器內(nèi)鋼液流場、速度場和鋼液沖擊深度的數(shù)值模擬和水模型實驗結果如圖6和圖7所示。由圖6和圖7可知，隨著拉坯速度由1.0 m/min逐漸增大至1.6 m/min，出口處射流速度與鋼液上下回流區(qū)的延伸深度逐漸增加，從水口流出的鋼液流速也隨之增大，結晶器窄面處的沖擊強度不斷增強，加劇了上下回流區(qū)的湍流流動，同時鋼液面的回流速度加快，對渣層液面的剪切作用增強，鋼液流動穩(wěn)定性下降，容易導致熔渣卷入和鋼液裸露后吸氣，在鑄坯內(nèi)形成夾雜和氣孔等缺陷，最終導致鑄坯質(zhì)量降低。

(a)拉坯速度1.0 m/min (b)拉坯速度1.2 m/min

(c)拉坯速度1.4 m/min (d)拉坯速度1.6 m/min

圖7 拉坯速度對鋼液沖擊深度的影響

其他條件不變，不同拉坯速度下結晶器1/2斷面渣層覆蓋及液面波動情況的數(shù)值模擬和水模型實驗結果如圖8和圖9所示。由圖8和圖9可知，拉坯速度是影響結晶器窄面處鋼-渣液面卷渣劇烈程度的主要因素，這與文獻[7]的研究結果一致。當拉坯速度較小(1.0 m/min)時，渣層覆蓋情況和穩(wěn)定性較好，隨著拉坯速度逐漸增大，結晶器內(nèi)渣層的不穩(wěn)定程度加劇，特別是窄面處液面波動劇烈；當拉坯速度超過1.4 m/s，上回流對窄面的剪切作用增強，窄面處卷渣嚴重，鋼液裸露。這是因為隨著拉坯速度的增大，鋼液流動主要受流股慣性力與重力影響，流股沖擊速度增大，液面湍流流動增強，液面波高增加，上回流對窄面處鋼-渣液面的剪切作用增強，保護渣逐漸向靠近水口方向聚集，大大降低了渣層分布的均勻性與穩(wěn)定性[7]，極易出現(xiàn)液面剪切卷渣、鋼液裸露、渣眼等現(xiàn)象(見圖8(c)和圖8(d))。因此，將拉坯速度控制為1.0～1.2 m/min，能獲得較為穩(wěn)定的流場和較均勻的渣層分布，減小了鋼液對窄面的沖刷作用，降低了液面卷渣幾率。

(a)拉坯速度1.0 m/min (b)拉坯速度1.2 m/min

(c)拉坯速度1.4 m/min (d)拉坯速度1.6 m/min

2.3 水口傾角對結晶器內(nèi)鋼液流動與液面波動行為的影響

在吹氬流量8 L/min、水口浸入深度150 mm、拉坯速度1.0 m/min條件下改變水口傾角時，數(shù)值模擬與水模型實驗得到結晶器內(nèi)鋼液流場、速度場和沖擊深度的變化情況如圖10和圖11所示。由圖10和圖11可知，水口傾角對結晶器內(nèi)流場形態(tài)、速度場分布的影響較為顯著。當水口傾角較小(10°)時，鋼液射流的沖擊深度較淺，流股出口比較靠近鋼-渣界面，使得結晶器上回流的湍流流動增強，加劇了彎月面處鋼液的擾動，增加了液面卷渣的可能性；隨著水口傾角增大至25°，由于鋼液自身重力作用，鋼液流股沖擊到窄面的位置明顯下降，同時上回流的湍動能減小，減弱了結晶器彎月面處的湍流流動，彎月面處鋼液波動程度降低。

(a)水模擬實驗中液面各測量點波高 (b)結晶器液面的平均波高

(a)水口傾角10° (b)水口傾角15°

(c)水口傾角20° (d)水口傾角25°

圖11 水口傾角對鋼液沖擊深度的影響

不同水口傾角下，結晶器1/2斷面渣層覆蓋和液面波動情況的數(shù)值模擬和水模型實驗結果如圖12和圖13所示，可以看出，水口傾角對結晶器渣層分布和液面波動的影響較為顯著，當水口傾角較小(10°)時，相應的液面波高較大，鋼-渣界面波動劇烈，渣層逐漸向結晶器水口位置堆積，渣層兩端的厚度差增大，液面穩(wěn)定性降低，此時窄面處已出現(xiàn)卷渣、鋼液裸露等現(xiàn)象(如圖12(a)和圖12(b))；隨著水口傾角增大至25°時，由于鋼液流股回流至渣層液面時的速度減小，使得上回流對渣層的剪切作用減弱，鋼-渣液面波動趨于平穩(wěn)；同時，增大水口傾角后，結晶器兩端渣層厚度差減小，渣層分布趨于均勻，窄面波動幅度降低。由此可見，適當增大水口傾角有利于抑制結晶器內(nèi)鋼-渣液面波動和提高渣層分布均勻性，本研究中，當水口傾角設置在20°～25°時，結晶器內(nèi)渣層分布均勻，液面相對穩(wěn)定。

2.4 水口浸入深度對結晶器內(nèi)鋼液流動與液面波動行為的影響

拉坯速度1.0 m/min、吹氬流量8 L/min、水口傾角25°條件下，不同水口浸入深度時，結晶器內(nèi)鋼液流場、速度場和鋼液沖擊深度的數(shù)值模擬與水模型實驗結果如圖14和15所示。由圖14和圖15可見，當水口浸入深度為130 mm時，流股的沖擊位置較高，上回流的流速較大，受到流股的回流作用，窄面處的剪切卷渣幾率增加；當水口浸入深度逐漸增至160 mm，上回流的湍流強度隨之減弱，渦心向下偏移，使得液面流動速度逐漸減小。但如果結晶器液面回流流速過小，液面過于平靜，渣層流動性變差，不利于保護渣的熔化；而液面回流流速過大則會導致保護渣堆積在水口附近，出現(xiàn)卷渣、鋼液裸露等現(xiàn)象[17]，影響鑄坯的質(zhì)量。

(a)水口傾角10° (b)水口傾角15°

(c)水口傾角20° (d)水口傾角25°

不同水口浸入深度下，水模型實驗和數(shù)值模擬得到結晶器1/2斷面的渣層分布與液面波動情況如圖16和圖17所示，可以看出，隨著水口浸入深度從130 mm增至160 mm時，結晶器窄面處鋼-渣液面波動逐漸降低，液面波高由6.03 mm降至4.04 mm，窄面處渣層覆蓋情況得到改善。這是由于當水口浸入深度增加后，上回流對液面的抬升作用減弱，鋼-渣界面受到的沖擊減弱，液面波動幅度隨之減小，彎月面處液面波動幅度降低，有利于提高鋼-渣界面的穩(wěn)定性，減少窄面處的卷渣幾率[9]。但需要注意的是，水口浸入深度過大時，鋼液下回流沖擊深度加大，夾雜物上浮困難，容易被壁面的凝固坯殼捕獲最終形成表面缺陷，同時也影響了結晶器下部凝固坯殼的生長，嚴重時還可能造成鋼液拉漏[2]。因此，在保證鑄坯質(zhì)量的前提下合理控制水口的浸入深度，可降低保護渣被卷入鋼水的幾率，促進氧化物夾雜的上浮去除，進而提高鑄坯內(nèi)部質(zhì)量[18]。本研究中，當水口浸入深度設置在150～160 mm范圍時，能有效降低液面波動，減少液面剪切卷渣現(xiàn)象的發(fā)生。

(a)水模擬實驗液面各測量點波高 (b)結晶器液面的平均波高

(a)水口浸入深度130 mm (b)水口浸入深度140 mm

(c)水口浸入深度150 mm (d)水口浸入深度160 mm

圖15 水口浸入深度對鋼液沖擊深度的影響

(a)水口浸入深度130 mm (b)水口浸入深度140 mm

(c)水口浸入深度150 mm (d)水口浸入深度160 mm

(a)水模擬實驗中液面各測量點波高 (b)結晶器液面的平均波高

3 結論

(1)本研究通過數(shù)值模擬和水模型實驗(相似比1∶1.5)獲得的結果吻合較好，表明利用PIV技術能較好地獲得結晶器內(nèi)鋼液的流場和速度場分布。

(2)適當增加吹氬流量，可抑制結晶器窄面處的液面波動和提高渣層流動穩(wěn)定性，當吹氬流量為8 L/min時，渣層覆蓋較好，液面平均波動幅度最低。

(3)隨著拉坯速度的提高，結晶器內(nèi)液面流動速度提升，增大了窄面處鋼-渣界面波動幅度，易出現(xiàn)液面剪切卷渣、渣眼的現(xiàn)象，鑄坯質(zhì)量降低。將拉坯速度控制在1.0～1.2 m/min時，結晶器內(nèi)可獲得較理想的鋼液流場，鋼-渣界面相對平穩(wěn)。

(4)適當增大水口傾角和水口浸入深度可降低結晶器內(nèi)液面波動幅度，當水口傾角為25°和水口浸入深度為150 mm時，可有效減弱結晶器內(nèi)液面波動幅度和改善渣層分布均勻性，減少卷渣現(xiàn)象的發(fā)生。