車曉梅，陳偉慶，趙江，馬富平

（1.北京科技大學冶金與生態(tài)工程學院，北京100083；2.邢臺鋼鐵有限責任公司，河北邢臺054027; 3.河北省線材工程技術研究中心，河北邢臺054027）

水口類型對大方坯連鑄結(jié)晶器內(nèi)流場和溫度場的影響

車曉梅1，陳偉慶1，趙江2,3，馬富平2,3

（1.北京科技大學冶金與生態(tài)工程學院，北京100083；2.邢臺鋼鐵有限責任公司，河北邢臺054027; 3.河北省線材工程技術研究中心，河北邢臺054027）

利用Fluent流體力學軟件對直通式、側(cè)二孔式、側(cè)四孔式浸入水口對大方坯連鑄結(jié)晶器內(nèi)鋼水流場和溫度場進行了數(shù)值模擬.結(jié)果表明，從流場來看，直通式?jīng)_擊深度最大，側(cè)二孔式次之，側(cè)四孔式最小，側(cè)四孔式水口在結(jié)晶器內(nèi)鋼水能形成上、下兩個回流，其下回流渦心較直通式水口從590 mm上移至270 mm，有利于夾雜物的上浮.從溫度場來看，側(cè)二孔式和側(cè)四孔式較直通式水口使結(jié)晶器內(nèi)熱中心明顯上移，且其彎月面鋼水溫度比直通式分別提高了6 K和4 K，有利于保護渣的熔化.

水口；結(jié)晶器；流場；溫度場；數(shù)值模擬

0 前言

浸入式水口的結(jié)構(gòu)對結(jié)晶器內(nèi)鋼液的流場和溫度場分布具有重要影響[1-5].通過優(yōu)化浸入式水口結(jié)構(gòu)，可改善結(jié)晶器內(nèi)鋼液的流動狀態(tài)，進而增強夾雜物去除效果、避免卷渣和提高鑄坯質(zhì)量[6-9].文中以邢鋼大方坯連鑄結(jié)晶器為研究對象，設計了直通、側(cè)二孔和側(cè)四孔3種不同類型浸入式水口，利用低雷諾系數(shù)κ-ε模型，對結(jié)晶器內(nèi)流場和溫度場進行了數(shù)值模擬研究.

1 結(jié)晶器內(nèi)流場和溫度場耦合數(shù)學模型建立

1.1 幾何模型

以大方坯連鑄機280 mm×320 mm斷面尺寸結(jié)晶器為研究對象，分別設計了直通式、側(cè)二孔式及側(cè)四孔式3種水口，其結(jié)構(gòu)如圖1所示.表1給出了3種水口的結(jié)構(gòu)參數(shù)，其中定義水口側(cè)孔向下時傾角為正.結(jié)晶器長度為800 mm，水口浸入深度和側(cè)孔出口上沿至鋼液面距離列于表1.為保證結(jié)晶器內(nèi)鋼水流動充分發(fā)展以及計算快速收斂，設置計算域為實際結(jié)晶器長度的2倍.

圖1 水口結(jié)構(gòu)以及截面圖

表1 不同水口結(jié)構(gòu)參數(shù)

1.2 數(shù)學模型建立

計算流體力學軟件是專門用來進行流場分析、流場計算、流場預測的軟件.Fluent流體力學軟件適用于各種可壓和不可壓流體的計算.

用Fluent軟件包一般都要用到3大部分軟件：前處理軟件、求解器、后處理軟件.前處理軟件主要是創(chuàng)建幾何模型并對幾何結(jié)構(gòu)進行網(wǎng)格劃分，求解器主要是導入網(wǎng)格模型、提供計算的物理模型、確定材料的性質(zhì)、施加邊界條件、完成計算和后處理.文中使用后處理軟件為Tecplot觀察流體計算的結(jié)果.

根據(jù)結(jié)晶連鑄器內(nèi)的鋼液流動特征和研究目的，使用Fluent流體力學軟件建立數(shù)學模型，為了獲得結(jié)晶器內(nèi)穩(wěn)態(tài)澆注時鋼水流體的流場和溫度場，采用以下假設：

（1）結(jié)晶器內(nèi)的鋼液為不可壓縮的黏性流體，按均相介質(zhì)處理；

（2）結(jié)晶器鋼液上方為自由液面，忽略保護渣的影響；

（3）不考慮結(jié)晶器震動與弧度等因素的影響；

（4）忽略凝固過程對結(jié)晶器內(nèi)鋼液流動的影響.

1.2.1 基本方程

基于上述模型中結(jié)晶器鋼水流動呈穩(wěn)態(tài)，湍流流動過程的數(shù)學描述需要的微分方程[10]、連續(xù)性方程，如式（1）所示.

動量方程（N-S方程）如式（2）所示：

其中：μeff=μ0+μt=μ0+ρCμK2/ε

能量方程如式（3）所示：

標準K-ε雙方程湍流模型，如式（4）、式（5）所示.

式（4）、式（5）中：μeff為有效粘度；ρ為流體密度；t為時間，μi為速度分量，m/s；xi為方向分量；gi為重力加速度,m/s2；κ和ε分別為湍動能和湍動能耗散率；GK表示由層流梯度產(chǎn)生的湍流動能；p為壓力；σk，σε分別為k方程和ε方程的湍流Prandtl數(shù)；C1，C2為常數(shù)；μ0為層流黏度；μt為湍流黏度.

1.2.2 邊界條件

（1）水口入口邊界條件：入口物質(zhì)為鋼水，溫度為1803 K，給定入口速度，其速度由拉速根據(jù)流量平衡計算得出，入口湍動能κin和耗散能ξ根據(jù)半經(jīng)驗公式計算得出，κin=0.01υin2，ξ=2κ3/2/d.其中d為水口內(nèi)徑，mm.

（2）水口出口邊界條件：出口物質(zhì)為鋼水，給定出口速度，其大小為拉速0.85 m/min，方向為拉速方向.

（3）壁面邊界條件：結(jié)晶器采用無滑移壁面，壁面附近的黏性流體采用標準壁面函數(shù)進行處理.由于不考慮凝固對鋼水流動的影響，結(jié)晶器壁面溫度設定為液相線溫度1773 K.

（4）自由液面：鋼水上方為保護渣，其散熱率設為-10000 W/m3.

1.2.3 數(shù)值求解方法

基于商業(yè)軟件平臺，采用有限體積法對控制方程進行離散化處理，速度校正采用基于交錯網(wǎng)格的Simple算法.

采用Gambit軟件構(gòu)建模型的四-六面體混合網(wǎng)格，在水口附近流體流動敏感區(qū)域采用四面體細網(wǎng)格，而其它流體變量變化緩慢的區(qū)域采用六面體網(wǎng)格.圖2為側(cè)四孔式水口的網(wǎng)格劃分及物理模型邊界條件，其中Z方向為拉坯方向.

圖2 側(cè)四孔式水口結(jié)晶器物理模型及網(wǎng)格劃分

2 結(jié)果與討論

2.1 不同類型水口對結(jié)晶器內(nèi)鋼水流動狀態(tài)的影響

2.1.1 結(jié)晶器內(nèi)鋼液流動狀態(tài)對比

圖3和圖4分別為采用3種不同類型水口時，結(jié)晶器中心截面上的速度云圖和矢量圖.速度云圖表示流動強弱，矢量圖表示流動方向，流股沖擊區(qū)域內(nèi)鋼水平均速度大小表示鋼水對坯殼的沖擊強度.由圖3（a）看出，當采用直通式水口時，鋼液自水口流出并迅速向下運動，中心流流股向下逐漸擴散至一定深度時形成一股回旋流并向上達到自由液面，但自由液面速度較?。▋H0.02 m/s左右），故液面波動小，有利于減少保護渣卷入.還可以看出，直通式水口條件下，結(jié)晶器豎直面上形成了大漩渦，其渦心距離液面590 mm，沖擊深度很深，不利于夾雜物的上浮和去除.

圖3 不同類型水口條件下結(jié)晶器內(nèi)鋼水速度分布

由圖3（b）看出，當采用側(cè)二孔式水口條件下，鋼液從側(cè)孔流出后形成強大的射流沖擊窄面坯殼，射流到達窄面坯殼的速度約為0.24 m/s，沖擊點距彎月面約為180 mm；射流到達窄面后，一部分沿著坯殼向下運動，另一部分向上運動，形成明顯的上回流和下回流.側(cè)二孔式水口澆注時，流股沖擊深度較直通式水口淺，給夾雜物的上浮去除創(chuàng)造了有利條件，還可以增加液面活躍程度，防止結(jié)殼[11].

由圖3（c）可以看出，鋼液從水口的四側(cè)孔出來后，形成四股射流沖擊窄面和寬面坯殼.部分射流交叉，進入結(jié)晶器下部.坯殼附近鋼液的速度0.09 m/s左右，并形成向下和向上兩個回流.側(cè)四孔式水口下回流中心位置進一步提升，對坯殼的沖擊強度明顯減弱，利于坯殼的均勻生長.由結(jié)晶器彎月面和水口出口處及彎月面下400 mm處的橫截面速度矢量圖可以看出，鋼水可以在結(jié)晶器內(nèi)形成水平旋流，該水平旋流將有利于等軸晶生長[12].

與直通式水口相比，側(cè)四孔水口出口鋼液流股沖擊深度明顯變小，自下部回流中心距液面距離由590 mm減少到270 mm，水口出口流股向下的沖擊深度變小，因而有利于夾雜物上浮.直通式水口的自由液面處的流速很小，約為0.02 m/s，故液面波動較?。欢鴤?cè)四孔式水口的自由液面處的流速為0.06 m/s.

2.1.2 結(jié)晶器內(nèi)鋼液流線及停留時間對比

圖4 結(jié)晶器鋼水流線以及停留時間分布圖

圖4為3種水口條件下結(jié)晶器內(nèi)鋼水流線以及停留時間分布圖.可以直觀反映新鮮鋼水從進入結(jié)晶器后的流動軌跡.由圖4可知，直通式水口澆注條件下，鋼水在結(jié)晶器內(nèi)的行程最短，最長停留時間僅為137 s，鋼液中夾雜物在結(jié)晶器中停留時間較短.側(cè)二孔式和側(cè)四孔式水口的最長停留時間分別為182 s和212 s，較直通式水口延長45 s和75 s，可為夾雜物的去除創(chuàng)造良好的物理條件.

2.1.3 結(jié)晶器鋼液湍動能分布對比

圖5為結(jié)晶器Z-X中心截面上的湍動能分布圖.湍動能即流體湍流脈動動能，反應了湍流流動的強烈程度.由圖5（a）可以看出，直通式水口條件下，射流對坯殼的沖擊很小，只是在結(jié)晶器出口（Z=800 mm）附近出現(xiàn)的上升流股對坯殼略有沖擊.側(cè)二孔式條件下，鋼液從水口出來后，在沖擊點上下貼近窄面坯殼的地方湍動能很大，計算所得值約為0.02 m2/s2.側(cè)四孔式水口條件下，鋼液對沖擊點附近湍動能遠小于側(cè)二孔式水口，計算所得值約為0.005 m2/s2.

2.2 不同水口結(jié)晶器內(nèi)鋼水溫度狀況比較

圖6給出了3種水口條件下結(jié)晶器寬面中心截面上彎月面以下的鋼水溫度分布狀況.

由圖6可以看出，1803 K的鋼水從水口流出后形成射流，與周圍鋼液進行強烈混合和對流換熱，射流附近鋼液溫度迅速下降.側(cè)四孔式水口在結(jié)晶器內(nèi)熱中心有所上移，且高溫區(qū)域范圍較其它2種條件下要大.對比彎月面處（Z=3 mm面）的溫度場可知，直通式、側(cè)二孔式和側(cè)四孔式水口條件下彎月面溫度分別為：1776 K，1782 K和1780 K，即相比于直通式水口，側(cè)二孔式和側(cè)四孔式水口的彎月面溫度分別提高了6 K和4 K，有利于保護渣熔化.

圖6 結(jié)晶器寬面中心截面以及彎月面鋼水溫度分布

3 結(jié)論

（1）從流場來看，直通式?jīng)_擊深度最大，側(cè)二孔式次之，側(cè)四孔式最??；側(cè)四孔式水口在結(jié)晶器內(nèi)的鋼水能形成上、下兩個回流，其下回流渦心較直通式水口明顯上移（從590 mm移至270 mm），有利于結(jié)晶器內(nèi)初生坯殼的形成和夾雜物的上??；此外，側(cè)四孔式水口還能夠產(chǎn)生較強的水平旋流，從而抑制液面波動，減小鋼水死區(qū)面積.

（2）從溫度場來看，側(cè)二孔式和側(cè)四孔式較直通式水口使結(jié)晶器內(nèi)熱中心明顯上移，且其彎月面鋼水溫度比直通式分別提高了6 K和4 K，從而有利于保護渣的熔化.

[1]B.G.Thomas，L.J.Mika，F(xiàn).M.Najjar.Simulation of fluid flow inside acontinuous slab casting machine[J].Metall Trans B,1990,21(2):387.

[2]S.Hintikka,J.Konttinen,K.Leiviska.Optimization of molen steel flowincontinuouscastingmold[C]//SteelmakingConferenceProceedings， 1992:887.

[3]顧武安，唐萍，文光華，等.大方坯連鑄四孔浸入式水口的應用研究[J].鋼鐵，2008，43(4):101-104.

[4]王維維，張家泉，陳素瓊，等.水口側(cè)孔傾角對大方坯結(jié)晶器流場和液面波動的影響[J].北京科技大學學報，2007,29(8)：816-821.

[5]張胤，賀友多，白學軍，等.水口插入深度對連鑄機結(jié)晶器內(nèi)鋼液流動的影響[J].煉鋼，2001,17（2）：52-54.

[6]高澤平，蘇振江.大方坯連鑄結(jié)晶器浸入式水口結(jié)構(gòu)優(yōu)化[J].煉鋼，2008,24（2）：42.

[7]吳狄峰.大方坯結(jié)晶器內(nèi)鋼液流動、傳熱、夾雜物運動及電磁制動研究[D].北京：北京科技大學，2008.

[8]李增玉，張彩軍，關開，等.異型坯結(jié)晶器內(nèi)鋼水流動和凝固過程的耦合數(shù)值模擬[J].江西冶金，2009，17(1)：11-13.

[9]鄧南陽，金友林.304不銹鋼板坯連鑄結(jié)晶器水口結(jié)構(gòu)優(yōu)化的數(shù)值模擬[J].特殊鋼，2010，31(3)：10-13.

[10]干勇，仇圣桃.連續(xù)鑄鋼過程數(shù)學物理模擬[M].北京：冶金工業(yè)出版社，2001.

[11]孫海波，韓占光，錢宏智，等.注流方式對大方坯連鑄結(jié)晶器內(nèi)鋼水流動與溫度狀態(tài)的影響[J].北京科技大學學報，2010,32（9）：1131-1137.

[12]K.Frauenhuber.奧鋼聯(lián)不銹鋼連鑄技術的最新發(fā)展[J].鋼鐵，2001，36(4)：27-30.

Effects of SENs types on flow patterns and temperature distribution in bloom mold

CHE Xiao-mei1,CHEN Wei-qing1,ZHAO Jiang2,3,MA Fu-ping2,3
(1.School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China；2.Xingtai Iron and Steel Company,Xingtai 054027,China;3.Hebei Wire Engineering Research Centre,Xingtai 054027,China)

The flow field and temperature distribution of molten steel in the bloom casting mold have been simulated under the conditions of single straight SEN,side two-furcated SEN,and side quad-furcated SEN by using hydrodynamic software fluent.Results showed that，seeing from flow field,the impingement depth of single straight SEN was the largest,that of side two-furcated SEN was larger,and the depth of side quad-furcated SEN was smallest.The upper and lower double rolls were formed in the side quad-furcated SEN mold.The vorticity of center of the lower roll changed from 590 mm to 270 mm compared with that of single straight SEN，in favor of the remove of inclusions.As seen from temperature distribution,the thermal center moved upward obviously and center temperature of the shell increased 6 K and 4 K respectively with the side two-furcated SEN and the side quad-furcated SEN,which contributed to the melt of mold power.

nozzle;mould;fluid flow;temperature distribution;numerical simulation

TF777.2

A

1674-9669（2012）01-0032-05

2011-11-28

車曉梅（1985-），女，碩士研究生，主要從事冶金過程數(shù)值模擬方向研究，E-mail：chexiaomei1121@163.com.

陳偉慶（1952-），男，教授，博導，主要從事新鋼種開發(fā)研究，E-mail：chenweiqing@metall.ustb.edu.cn.