摘 要：本文為研究板坯結(jié)晶內(nèi)鋼液的流動行為，建立數(shù)學(xué)模型，研究了吹氬量、拉速、浸入深度對鋼液流動行為的影響。在一定拉速、浸入深度下，隨吹氬量增加，鋼液對窄面沖擊點位置上升，逐漸靠近鋼渣界面；在一定吹氬量、浸入深度下，隨拉速增加，沖擊點位置下移，逐漸遠(yuǎn)離鋼渣界面；在一定吹氬量、拉速，隨浸入深度增加，鋼液對窄面沖擊點位置下移，逐漸遠(yuǎn)離鋼渣界面。

關(guān)鍵詞：連鑄；結(jié)晶器；吹氬；鋼液流動行為；沖擊點

DOI：10.16640/j.cnki.37-1222/t.2016.17.157

0 前言

目前，國內(nèi)外學(xué)者對有關(guān)結(jié)晶器內(nèi)鋼液的溫度分布、流場特征、自由液面波動行為，凝固過程中坯殼的形成與變形、結(jié)晶器的應(yīng)力狀態(tài)等進(jìn)行了大量研究，這些研究工作對優(yōu)化結(jié)晶器結(jié)構(gòu)參數(shù)，提高連鑄坯質(zhì)量具有重大意義。在連鑄過程中，冶金工作者采用侵入式水口吹氬來均勻鋼水成分與溫度，但是，氬氣泡上浮進(jìn)入液態(tài)保護(hù)渣時會造成結(jié)晶器內(nèi)鋼渣界面波動，這必然會影響保護(hù)渣的熔化和初始坯殼的形成，為此我們通過改變吹氬量、拉速、插入深度對吹氬結(jié)晶器內(nèi)的鋼液流動的影響進(jìn)行了研究[1-5]。

本文通過采用了VOF模型、標(biāo)準(zhǔn)κ-ε湍流模型，并使用離散相模型來模擬氬氣泡對流場的影響，研究不同條件下結(jié)晶器內(nèi)鋼液流動行為，研究結(jié)果可以為優(yōu)化結(jié)晶器操作工藝參數(shù)、提高鑄坯質(zhì)量提供理論基礎(chǔ)。

1 模型的建立

本文預(yù)設(shè)鑄坯斷面尺寸為210mm×1550mm，水口傾角為150，拉坯速度為1.2m/min來進(jìn)行研究計算。

1.1 基本假設(shè)

結(jié)晶器內(nèi)的鋼液流動的基本假設(shè)如下：

（1）結(jié)晶器內(nèi)固、液相金屬以及液渣均按牛頓不可壓縮粘性流體處理；

（2）不考慮結(jié)晶器的振動及其對結(jié)晶器內(nèi)鋼液流動行為的影響；

（3）鋼液與結(jié)晶器壁面接觸處為無滑移邊界，即在壁面處速度為0，κ=0，ε=0；設(shè)置結(jié)晶器內(nèi)保護(hù)渣的上表面為自由面，氬氣在通過保護(hù)渣層后完全由自由表面逸出；

（4）不考慮氣泡破裂和碰撞過程對氣泡運動軌跡的影響，氬氣泡尺寸均勻一致，氬氣吹入浸入式水口后均勻分布。

1.2 控制方程

結(jié)晶器內(nèi)流體的流動滿足質(zhì)量守恒、動量守恒定律和能量守恒定律，連鑄結(jié)晶器內(nèi)的流體流動行為是一個三維非穩(wěn)態(tài)流動和復(fù)雜的傳質(zhì)過程，在直角坐標(biāo)系下，描述結(jié)晶器內(nèi)的鋼液流動和傳熱的方程包括連續(xù)性方程、動量方程和湍動能方程[6]如下：

（1）連續(xù)性方程：

（1）

（2）動量方程（N-S方程）：

（2）

式中，u為速度，m/s；x為坐標(biāo)；p為壓力，Pa；ρ為流體密度，kg/m3；μeff為有效粘度即：

μeff=μ0+μt=μ0+ρCμκ2/ε （3）

公式（3）中κ和ε值可由湍流動能方程（κ方程）和湍流動能耗散方程（ε方程）聯(lián)立求解獲得。

（3）湍流模型方程：

湍流動能方程（κ方程）：

（4）

湍流動能耗散方程（ε方程）：

（5）

上述公式中：C1，C2，Cμ，σε，σκ為經(jīng)驗常數(shù)，采用 Launder和 Spalding的推薦值。見表1。

1.3 模型計算的工藝條件

為分析不同參數(shù)對結(jié)晶器內(nèi)的鋼液流動行為及鋼渣界面?zhèn)鳠嵝袨榈挠绊懸?guī)律，計算過程中采用的工藝參數(shù)如表2所示。分析過程中，選取鋼液和保護(hù)渣體積各占50%的點所組成的面作為鋼渣界面，研究吹氬量、拉速、浸入深度等因素對此界面溫度場的影響。

2 模型計算結(jié)果與分析

2.1 吹氬結(jié)晶器內(nèi)鋼液的流動行為

當(dāng)浸入深度為140mm，吹氬量為6L/min，拉速為1.0m/min和1.4m/min時，通過數(shù)模計算得出結(jié)晶器內(nèi)鋼液流動行為分別如圖2.1所示。

由圖2.1可知，鋼液經(jīng)水口側(cè)孔形成射流向結(jié)晶器內(nèi)壁流動的過程中，流股逐漸擴(kuò)張，且流動速度逐漸減小，流股沖擊至結(jié)晶器內(nèi)壁后形成向上逆時針循環(huán)流動和向下順時針循環(huán)流動的兩個回流，由回流中心向外，鋼液的流動速度逐漸減小。其中，上回流會對鋼渣界面有擾動作用，使之存在波動行為，同時上回流攜帶的熱量使保護(hù)渣熔化，形成液渣層，有利于結(jié)晶器的傳熱。同時由圖可知，當(dāng)拉速增大時，上回流和下回流中心的鋼液流速均增大。

2.2 吹氬結(jié)晶器內(nèi)氣泡分布的行為

當(dāng)浸入深度為140mm，吹氬量為6L/min，拉速為1.0m/min和1.2m/min時，數(shù)學(xué)模擬結(jié)晶器中氬氣泡的分布如圖2.2所示。

由圖2.2可知，氬氣泡進(jìn)入結(jié)晶器后隨鋼液流股由水口流出，進(jìn)入鋼液中后氬氣泡受向上的浮力和鋼液流股的攜帶作用，在受指向結(jié)晶器壁的力和向上的力的共同作用下，氬氣泡運動軌跡為：首先隨鋼液運動至結(jié)晶器中部，然后在浮力作用下向鋼渣界面運動，呈勾狀帶，且勾狀帶中氬氣泡分布較為密集。同時，吹氬結(jié)晶器的數(shù)學(xué)模型表明：隨拉速增大，結(jié)晶器中分布的氬氣泡量增多，這是因為單位時間內(nèi)隨鋼液進(jìn)入結(jié)晶器內(nèi)的氬氣泡增多。亦可以看出：拉速增大時，氬氣泡隨鋼液在結(jié)晶器內(nèi)部向深度方向運動的更深，向結(jié)晶器窄壁方向運動的更遠(yuǎn)，氬氣泡的密集分布帶整體向結(jié)晶器窄壁方向移動。這是因為拉速增大后，鋼液流股對氬氣泡的攜帶作用增強(qiáng)。

2.3 不同因素對沖擊點位置的影響

定義結(jié)晶器高度方向為z 軸，以鋼渣界面為z 軸零點，取橫向?qū)ΨQ面與窄面交線上z 軸速度分布圖來確定鋼液流股對窄面沖擊點位置。因為沖擊點上下兩個點分別具有向上和向下的速度，即沖擊點處z 向速度為0，則以z 向速度為0的點來表征沖擊點，研究吹氬量、拉速、浸入深度對沖擊點位置的影響。

2.3.1 吹氬量對沖擊點位置的影響

當(dāng)拉速為1.0m/min，浸入深度為140mm，沖擊點位置與吹氬量的關(guān)系如圖2.3所示。

由圖2.3知：隨吹氬量的增加，鋼液對窄面沖擊點位置逐漸靠近鋼渣界面，離界面的距離由380mm逐漸移動至349mm，變化幅度為31mm。這是因為鋼液流股在沖向窄面的過程中，氣泡流股受浮力的作用向鋼渣界面運動，對鋼液流股形成向上的提升作用，且氬氣流量越大，提升作用越大，從而使得鋼液對窄面沖擊點位置向鋼渣界面移動。

2.3.2 拉速對沖擊點位置的影響

當(dāng)浸入深度為140mm，吹氬量為6L/min，沖擊點位置與拉速的關(guān)系如圖2.4所示。

由圖2.4知：隨拉速的增加，鋼液對窄面沖擊點位置逐漸遠(yuǎn)離鋼渣界面，離界面的距離由358mm逐漸移動至372mm，變化幅度為14mm，變化幅度較小。這是因為隨拉速增加，水口出口處鋼液射流的水平速度和垂直速度越大，但是結(jié)晶器的寬度不大，鋼液運動至窄面所花時間較短，從而不同拉速下鋼液在垂直方向運動的距離雖會逐漸增大，但是并不顯著，所以沖擊點位置的變化幅度只有14mm。

2.3.3 浸入深度對沖擊點位置的影響

當(dāng)拉速為1.0m/min，吹氬量為6L/min，沖擊點位置與浸入深度的關(guān)系如圖2.5所示。

由圖2.5知，隨浸入深度的增加，鋼液對窄面沖擊點位置逐漸遠(yuǎn)離鋼渣界面，離界面的距離由338mm逐漸移動至424mm，變化幅度為86mm，變化幅度較大。這是因為隨浸入深度的增加，鋼液射流出水口的起點位置下移，從而鋼液到達(dá)窄面位置下移，其中由于氬氣流股對鋼液的提升作用，沖擊點因浸入深度變化而發(fā)生變化的幅度并不一樣。

3 結(jié)論

本文通過研究分析吹氬量、拉速、浸入深度等三個因素對沖擊點位置的影響，可以得出以下結(jié)論：（1）在一定拉速、浸入深度下，隨吹氬量增加，鋼液對窄面沖擊點位置上升，逐漸靠近鋼渣界面。（2）在一定吹氬量、浸入深度、側(cè)孔傾角下，隨拉速增加，沖擊點位置下移，逐漸遠(yuǎn)離鋼渣界面。（3）在一定吹氬量、拉速、側(cè)孔傾角下，隨浸入深度增加， 鋼液對窄面沖擊點位置下移，逐漸遠(yuǎn)離鋼渣界面。

參考文獻(xiàn)：

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