四流大方坯連鑄中間包控流結(jié)構(gòu)優(yōu)化與應(yīng)用

胡志勇， 陳興華， 李家通， 陳鵬濤， 張開朱， 陳 敏

（1. 南京鋼鐵股份有限公司 第二煉鋼廠， 南京210035； 2. 東北大學(xué) 冶金學(xué)院， 沈陽(yáng)110819）

多流連鑄中間包不僅具有穩(wěn)壓和分流的基本功能，在均勻中間包內(nèi)鋼水溫度、促進(jìn)夾雜物上浮去除及提高鑄坯質(zhì)量等方面也發(fā)揮著重要作用［1］.眾所周知，連鑄多流中間包內(nèi)流場(chǎng)特性和溫度場(chǎng)分布，對(duì)發(fā)揮中間包的上述冶金功能具有直接影響.對(duì)合金鋼連鑄中間包而言，中間包的工作狀態(tài)除影響上述冶金效果外，因連澆爐次少，澆鑄末期的殘余鋼水量對(duì)金屬收得率影響顯著，也是合金鋼連鑄生產(chǎn)時(shí)需要考慮的重要方面之一.特別是隨著小批量定制化生產(chǎn)需求的發(fā)展，生產(chǎn)時(shí)需要兼顧中間包的冶金效果、鑄坯質(zhì)量和金屬收得率，這也對(duì)多流合金鋼連鑄中間包提出了更為嚴(yán)格的要求［2］.

某廠新投產(chǎn)四流大方坯連鑄機(jī)，采用T 型連鑄中間包，主要用于生產(chǎn)軸承鋼、齒輪鋼等優(yōu)質(zhì)合金鋼，鑄坯斷面以250 mm×300 mm 為主.根據(jù)某廠生產(chǎn)實(shí)際和降本增效的需求，文中擬結(jié)合近年來(lái)國(guó)內(nèi)外相似結(jié)構(gòu)中間包控流技術(shù)與研究現(xiàn)狀，研究控流方式對(duì)中間包內(nèi)流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的影響，優(yōu)化中間包控流技術(shù)方案，最大限度發(fā)揮中間包的冶金功能，促進(jìn)某廠大方坯連鑄技術(shù)水平的提高.

1 研究方法

1.1 物理模擬

根據(jù)相似原理，研究中制作了幾何相似比λ為1 ∶4 的中間包物理模型［3-4］.在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，用水模擬鋼液，利用刺激-響應(yīng)方法，通過(guò)測(cè)定不同實(shí)驗(yàn)條件下模型中水溶液電導(dǎo)率的變化獲得停留時(shí)間分布（RTD）曲線，并以此分析中間包內(nèi)流體的流動(dòng)特性［5-6］.其中，tr為響應(yīng)時(shí)間，tpeak為峰值時(shí)間，tav為實(shí)際平均停留時(shí)間，Vp為活塞流體積分?jǐn)?shù)，Vd為死區(qū)體積分?jǐn)?shù)，Vm為全混流體積分?jǐn)?shù)［3］，并以染色劑顯示模型中間包內(nèi)的流場(chǎng)特征.不同拉速條件下原型與模型流量的對(duì)應(yīng)關(guān)系如表1 所列.

表1 原型與模型參數(shù)對(duì)應(yīng)關(guān)系Table 1 Correspondence of parameters between prototype and model

1.2 數(shù)值模擬

1.2.1 模型建立與基本假設(shè)

按照現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際中間包尺寸建立數(shù)學(xué)模型［7］.考慮到中間包結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，取中間包1／2 寬度進(jìn)行等比例建模，并采用六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進(jìn)行劃分，網(wǎng)格總數(shù)約為5.0×105個(gè).為簡(jiǎn)化模擬條件，對(duì)中間包內(nèi)流體作以下假設(shè)：①將鋼液的流動(dòng)視為穩(wěn)態(tài)的不可壓縮黏性流動(dòng)；②鋼液的液面可以看作是自由液面，忽略覆蓋渣及鋼液表面波動(dòng)對(duì)流場(chǎng)產(chǎn)生的影響；③鋼液密度不隨溫度變化而改變，且將鋼液密度設(shè)為常數(shù)；④雖然在實(shí)際條件下中間包傳熱為非穩(wěn)態(tài)過(guò)程，但為了簡(jiǎn)化計(jì)算工作量，將中間包內(nèi)鋼液傳熱視為穩(wěn)態(tài)過(guò)程.

1.2.2 控制方程與邊界條件

采用連續(xù)性方程、動(dòng)量守恒方程、湍流k-ε 雙方程模型及能量守恒方程［8］描述中包內(nèi)鋼水流動(dòng)與傳熱行為.為求解以上方程，確定如下邊界條件：①采用速度入口的邊界條件，并根據(jù)鑄坯斷面尺寸和拉坯速度求得入口速度；②中間包各流出口的邊界條件設(shè)為自由出口；③忽略中間包液面覆蓋劑的剪切應(yīng)力影響，將鋼液液面設(shè)置成剪應(yīng)力為0 的自由表面；④中間包壁面為無(wú)滑移邊界條件，對(duì)稱平面上法向上的梯度也設(shè)為0，近壁區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)來(lái)計(jì)算；⑤鋼液入水口溫度為1 823 K.

1.2.3 求解與收斂標(biāo)準(zhǔn)

采用FLUENT 商業(yè)軟件的SIMPLE 方法對(duì)模型進(jìn)行求解，在計(jì)算過(guò)程中對(duì)殘差曲線以及中間包速度入口與中間包上表面的質(zhì)量流量差值進(jìn)行監(jiān)測(cè)，當(dāng)所有殘差曲線變化值小于10-4且質(zhì)量流量差值小于入口的1%時(shí)，即認(rèn)為計(jì)算結(jié)果達(dá)到收斂.

1.2.4 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，對(duì)中間包物理模型建模，對(duì)常溫下物理模型內(nèi)水的流場(chǎng)進(jìn)行模擬，并將其與物理模擬結(jié)果進(jìn)行比較，以驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性.

1.3 研究方案

本研究中擬考察四種中間包控流方案，具體如圖1 所示.所有方案中的沖擊區(qū)均安裝了相同的穩(wěn)流器控制器.方案1 是在安裝了穩(wěn)流器的基礎(chǔ)上，還安裝了“燕尾式”導(dǎo)流墻和導(dǎo)流壩.兩個(gè)導(dǎo)流墻間距1 000 mm左右，在導(dǎo)流墻底部，開有“門型”導(dǎo)流孔.導(dǎo)流墻間距及開孔尺寸、導(dǎo)流壩的高度與位置，在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中會(huì)根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果逐步優(yōu)化.設(shè)計(jì)這種導(dǎo)流墻的控流方式，主要是希望減少因鋼水對(duì)熔池?cái)_動(dòng)和包壁沖刷等帶來(lái)的外來(lái)夾雜物.方案2 是目前較為常用的一種導(dǎo)流墻形式，即在每個(gè)導(dǎo)流墻不同高度處分別開設(shè)兩個(gè)導(dǎo)流孔，導(dǎo)流孔大小也會(huì)根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行優(yōu)化.考慮到采用1 000 mm間距的導(dǎo)流墻時(shí)，每個(gè)澆次結(jié)束時(shí)殘鋼量較多，影響金屬收得率，同時(shí)，為增加導(dǎo)流墻與2 號(hào)、3 號(hào)流間距，延長(zhǎng)這兩流的響應(yīng)時(shí)間，方案3 在方案2 的基礎(chǔ)上將導(dǎo)流墻間距由1 000 mm縮短至500 mm.方案4 是另一種常見的多孔導(dǎo)流墻（本研究中設(shè)為四孔），采用這種導(dǎo)流墻時(shí)，墻間距增加至1 690 mm，希望通過(guò)盡可能縮小導(dǎo)流墻與2 號(hào)、3 號(hào)流間距，使流股跨過(guò)這兩流后再進(jìn)行鋼水分配；同時(shí)，這種方案取消了1 號(hào)、4號(hào)流上游的導(dǎo)流壩.

圖1 不同方案下中間包內(nèi)控流元件布置示意圖（mm）Fig.1 Schematic of tundish structure under various flow control devices（mm）

研究中采用物理模擬的方法優(yōu)化每種控流方案，并對(duì)比研究四種控流方案下流場(chǎng)特性，確定最佳控流方案；在此基礎(chǔ)上，進(jìn)一步采用數(shù)值模擬的方法研究不同方案下中間包內(nèi)的溫度場(chǎng)分布.

1.4 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際檢驗(yàn)

為檢驗(yàn)實(shí)驗(yàn)室模擬研究結(jié)果的準(zhǔn)確性，分別在應(yīng)用原中間包和優(yōu)化中間包時(shí)的第3 個(gè)澆次（確保中間包包體已完成蓄熱過(guò)程）開澆10 min后，在正常熔池液位條件下沿中間包長(zhǎng)度和寬度方向不同位置，測(cè)定鋼液面下約150 mm 處的鋼水溫度，以評(píng)價(jià)中間包內(nèi)不同溫度分布情況；并以塞棒位置處測(cè)得的鋼液溫度評(píng)價(jià)中間包各流間溫差大小.

2 結(jié)果與討論

圖2 是采用方案1 時(shí)平均拉速條件下原型中間包內(nèi)鋼水RTD 曲線的數(shù)值模擬結(jié)果.根據(jù)物理模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)果轉(zhuǎn)換成原型數(shù)據(jù)后包內(nèi)流體的流動(dòng)特征參數(shù)如表2 所列.由圖2 和表2 中可以看出，在這種控流方式下，鋼水自導(dǎo)流墻底部的“門型”導(dǎo)流孔流出后，流股沿包底依次到達(dá)中間流（2 號(hào)、3號(hào)流）和端流（1 號(hào)、4 號(hào)流）；1 號(hào)、2 號(hào)流的響應(yīng)時(shí)間和峰值時(shí)間分別為180，773 s 和75，166 s.差別如此之大的響應(yīng)時(shí)間和峰值時(shí)間，不僅直接影響鋼中夾雜物在各流去除效果，還會(huì)影響各流溫差和鑄坯凝固.特別是2 號(hào)流中形成明顯的短路流，給夾雜物上浮去除帶來(lái)極為不利的影響.此外，由表2 中還可看出，2 號(hào)流的活塞流體積分?jǐn)?shù)很低，導(dǎo)致2號(hào)流的死區(qū)體積分?jǐn)?shù)高達(dá)37.7%，整個(gè)中間包內(nèi)死區(qū)平均體積分?jǐn)?shù)為25.7%，這不利于中間包有效容積的充分利用和夾雜物上浮去除，還容易導(dǎo)致死區(qū)部分鋼水溫度過(guò)低.總之，采用這種“門型”導(dǎo)流孔，雖然有利于減少鋼水對(duì)熔池液面擾動(dòng)和包壁沖刷，但鋼水在中間包內(nèi)的流動(dòng)特性很差，導(dǎo)致流場(chǎng)特征參數(shù)很不理想.

表2 方案1 下流動(dòng)特征參數(shù)Table 2 Flow characteristic parameters under Scheme 1

圖2 方案1 下中間包的RTD 曲線Fig.2 RTD curves of tundish under Scheme 1

圖3 是采用方案2 時(shí)平均拉速條件下中間包鋼水RTD 曲線的數(shù)值模擬結(jié)果，包內(nèi)流體的流動(dòng)特征參數(shù)如表3 所列.由圖3 和表3 中可以看出，與方案1 相比，這種控流方式下鋼水在各流間分配的一致性得以顯著改善，響應(yīng)時(shí)間、峰值時(shí)間及平均停留時(shí)間均較為一致，中間包內(nèi)死區(qū)平均體積分?jǐn)?shù)由方案1 時(shí)的25.7%降至19.2%.物理模擬結(jié)果顯示，采用這種控流方案時(shí)，由斜向上的導(dǎo)流孔流出的流股，可以跨過(guò)中間的2 號(hào)、3 號(hào)流，到達(dá)1 號(hào)、4號(hào)流上游的導(dǎo)流壩附近，并在導(dǎo)流壩的作用下，實(shí)現(xiàn)鋼水在各流間的再分配.圖4 是在這種控流方式下中間包內(nèi)鋼水溫度分布情況.由圖中可以看出，包內(nèi)鋼水不同位置溫差小，兩流出口溫差僅為3 K.總之，雖然在這種控流方式下中間包內(nèi)死區(qū)平均體積分?jǐn)?shù)依然略高，但中間包內(nèi)流體流場(chǎng)和溫度場(chǎng)均得到明顯改善，各流間一致性良好.

圖3 方案2 下中間包的RTD 曲線Fig.3 RTD curves of tundish under Scheme 2

表3 方案2 下流動(dòng)特征參數(shù)Table 3 Flow characteristic parameters under Scheme 2

圖4 方案2 下中間包內(nèi)鋼水溫度分布情況Fig.4 Temperature distribution in the tundish under Scheme 2

圖5 是采用方案3 時(shí)平均拉速條件下中間包鋼水RTD 曲線的數(shù)值模擬結(jié)果，包內(nèi)流體的流動(dòng)特征參數(shù)如表4 所列.由圖5 和表4 中可以看出，與方案2 相比，當(dāng)導(dǎo)流墻間距縮小至500 mm 時(shí)，隨導(dǎo)流墻與2 號(hào)、3 號(hào)流的距離增加，平均響應(yīng)時(shí)間由方案2 時(shí)的165 s 增加至190 s.因此可以認(rèn)為，減小導(dǎo)流墻間距有利于延長(zhǎng)最短停留時(shí)間和減少殘鋼量.但與此同時(shí)，由導(dǎo)流孔流出的流股在向前流動(dòng)時(shí)，在未達(dá)到2 號(hào)、3 號(hào)流之前速率已經(jīng)下降至很小，在2 號(hào)、3 號(hào)流中形成了較為明顯的短路流，各流的峰值時(shí)間較方案2 也明顯縮短，平均僅為276 s.可以認(rèn)為，盡管這種方案有利于減少殘鋼量、延長(zhǎng)鋼水最短停留時(shí)間，且中間包內(nèi)死區(qū)平均體積分?jǐn)?shù)較方案2 也略有降低，但由于存在短路流且峰值時(shí)間過(guò)短，反而不利于夾雜物的上浮去除，故不推薦這種控流方案.

圖5 方案3 下中間包的RTD 曲線Fig.5 RTD curves of tundish under Scheme 3

表4 方案3 下流動(dòng)特征參數(shù)Table 4 Flow characteristic parameters under Scheme 3

圖6 是采用方案4 時(shí)平均拉速條件下中間包鋼水RTD 曲線的數(shù)值模擬結(jié)果，包內(nèi)流體的流動(dòng)特征參數(shù)如表5 所列.由圖6 和表5 中可以看出，與方案2 相比，將導(dǎo)流墻間距增加至1 690 mm即接近2 號(hào)、3 號(hào)流水口附近后，從導(dǎo)流墻不同高度、不同寬度上的4 個(gè)導(dǎo)流孔流出的流股在行進(jìn)過(guò)程中，可帶動(dòng)整個(gè)熔池移動(dòng)，使全混流平均體積分?jǐn)?shù)由方案2 時(shí)的48.8%增加至59.6%，死區(qū)體積分?jǐn)?shù)降至10%以下.同時(shí)，由于射流直接跨過(guò)2號(hào)、3 號(hào)流水口，并在1 號(hào)、2 號(hào)流（或3 號(hào)、4 號(hào)流）水口之間的位置進(jìn)行分配，使得各流響應(yīng)時(shí)間和峰值時(shí)間非常接近，在不采用導(dǎo)流壩的情況下也不存在形成短路流的問題.此時(shí)中間包內(nèi)鋼水溫度分布情況如圖7 所示.由圖中可以看出，包內(nèi)不同位置的溫差很小.因此，雖然采用這種方案時(shí)殘鋼量有所增加，但鑒于鋼水在各流間分配及流動(dòng)特征參數(shù)的一致性較好，中間包內(nèi)死區(qū)體積分?jǐn)?shù)低，各流出口間溫差較小，有利于發(fā)揮中間包的冶金功能，故認(rèn)為本方案是最佳方案.

圖6 方案4 下中間包的RTD 曲線Fig.6 RTD curves of tundish under Scheme 4

表5 方案4 下流動(dòng)特征參數(shù)Table 5 Flow characteristic parameters under Scheme 4

圖7 方案4 下中間包內(nèi)溫度分布Fig.7 Temperature distribution in the tundish under Scheme 4

3 實(shí)際應(yīng)用效果

將采用方案4 制作的中間包用于GGr15 軸承鋼生產(chǎn)，以檢驗(yàn)這種控流方案的應(yīng)用效果.現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果表明，中間包內(nèi)不同位置鋼水溫差在5 K以內(nèi)，各流間溫差小于3 K，開澆溫度較原來(lái)降低了5 K.熱軋材中夾雜物分級(jí)結(jié)果表明：A 類粗系夾雜物≤1.5 級(jí)，B 類和D 類粗系夾雜物≤0.5級(jí)，C 類粗系夾雜物≤0 級(jí).因此，可以認(rèn)為優(yōu)化后中間包控流方案有效促進(jìn)了鋼中夾雜物的上浮去除和鑄坯質(zhì)量的提高.

4 結(jié) 論

（1）在幾種控流方案中，多孔導(dǎo)流墻（即方案4）的控流效果最佳，各流特征參數(shù)的一致性良好，響應(yīng)時(shí)間和平均停留時(shí)間較長(zhǎng)，且由于全混流體積分?jǐn)?shù)較高，各流的死區(qū)平均體積分?jǐn)?shù)可降至9.7%.綜合考慮控流效果和鋼水收得率，確定這種多孔導(dǎo)流墻方案為最優(yōu)方案.

（2）在最優(yōu)方案條件下，中間包內(nèi)鋼水最大溫差為8 K，1 號(hào)、2 號(hào)、3 號(hào)和4 號(hào)流出口溫差小于1 K.

（3）GCr15 軸承鋼實(shí)際生產(chǎn)數(shù)據(jù)表明，優(yōu)化方案在降低開澆過(guò)熱度和提高鋼的潔凈度等方面，均取得了良好的效果.