趙　濤,　唐成龍,　賴煥新

(1.華東理工大學(xué)承壓系統(tǒng)與安全教育部重點實驗室,上海 200237;2.寶山鋼鐵股份有限公司,上海 201900)

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連續(xù)熱鍍鋅鋅鍋中鋁錠添加位置對有效鋁分布的影響

趙濤1,唐成龍2,賴煥新1

(1.華東理工大學(xué)承壓系統(tǒng)與安全教育部重點實驗室,上海 200237;2.寶山鋼鐵股份有限公司,上海 201900)

在帶鋼連續(xù)熱鍍鋅工藝中,維持有效鋁濃度的穩(wěn)定對保證帶鋼產(chǎn)品質(zhì)量十分重要,而實踐表明鋁錠的添加位置嚴(yán)重影響著帶鋼附近鋁的濃度場。以某鋼鐵企業(yè)的一個熱鍍鋅鋅鍋為研究對象,使用計算流體力學(xué)方法對鋅鍋內(nèi)的流場、溫度場和有效鋁濃度場進(jìn)行模擬研究,分別比較在鋅鍋前方、后方和帶鋼側(cè)方3個不同位置添加鋁錠對鋅鍋內(nèi)有效鋁濃度場的影響。結(jié)果表明,在帶鋼側(cè)方加入鋁錠的效果較好,能有效地補充帶鋼鍍層上消耗的鋁,并且鋅渣附著在帶鋼表面的幾率較小；而在鋅鍋前方加入鋁錠則效果最差,由于帶鋼的阻隔作用,使熔融的鋁不容易擴(kuò)散到帶鋼V型區(qū)域。本文結(jié)果為熱鍍鋅鋅鍋的補鋁過程提供了參考。

鋅鍋; 鋁錠添加位置; 有效鋁濃度

鍍鋅鋼板具有優(yōu)良的結(jié)構(gòu)性能和防腐蝕能力,廣泛應(yīng)用于建筑、交通運輸、家電家具、機(jī)械工業(yè)和電子工業(yè)等行業(yè)[1-2]。加鋁是熱鍍鋅的重要工序,鋁在鋅鍋中的存在方式分為兩種,一種是熔融于鋅液中,其主要作用是與帶鋼表面的鐵發(fā)生反應(yīng)形成一層較薄的抑制層,避免或抑制在鍍層與基體表面處形成Fe-Zn合金層,鋁的這種存在方式被稱為有效鋁;另一種存在形式就是溶于合金化合物中,當(dāng)鐵處于過飽和狀態(tài)時,鋅鍋中的鋁可以和鐵、鋅反應(yīng),形成Fe-Zn-Al金屬間化合物,成為鋅渣,不但對鍍層的質(zhì)量不起作用,而且還可能黏附在帶鋼表面,造成質(zhì)量缺陷。鋅鍋的有效鋁濃度與鋅渣控制密切相關(guān),濃度太低或太高對鍍層均有不良的影響。鋁濃度太低,不能形成致密的鐵鋁化合物抑制層,出現(xiàn)鐵鋅化合物,使得鍍層厚度過大,產(chǎn)品的成形性能下降,增加鋅錠的消耗量,在鋅鍋底部形成底渣；鋁濃度過高,將會導(dǎo)致鍍層不完整,抑制層過厚,鍍層鋁含量很高,影響鍍鋅產(chǎn)品的后續(xù)退火工藝和可焊接性。Tang[3]指出有效鋁濃度(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，下同)的最優(yōu)區(qū)間為0.13%～0.14%,根據(jù)保證抑制層厚度和后續(xù)退火工藝這兩方面的要求,在鐵鋁鋅三元相圖中的溶解度線的拐點,就是熱鍍鋅參考的合理的有效鋁濃度點。隨著對鍍鋅鋼板質(zhì)量要求的不斷提高,鋅鍋內(nèi)鋁濃度的波動控制范圍也日益嚴(yán)格。因此,通過設(shè)置加鋁方式與加鋁位置來保證帶鋼附近有效鋁濃度在小范圍內(nèi)波動具有非常重要的意義。

目前對熱鍍鋅鋅鍋中現(xiàn)象的研究主要涉及鋅鍋的運行參數(shù)對鋅鍋中鋁濃度的影響。Ajersch等[4]研究了空間不同位置處的鋁隨時間的變化規(guī)律。Yang等[5]研究了幾種擴(kuò)散模型,即恩斯克表達(dá)式、空穴理論、流體理論和預(yù)測方程,發(fā)現(xiàn)預(yù)測方程模型獲得的鋁擴(kuò)散規(guī)律與實驗測量值吻合較好。Yang等[6]研究了帶鋼寬度、速度和帶鋼進(jìn)口溫度對鋅鍋內(nèi)流場、溫度場和鋁濃度的影響。Paik等[7]采用“Mate Q”來估計鋅鍋中有效鋁的含量,并且通過實驗證實了亞穩(wěn)態(tài)相的存在。Kim等[8]研究了在帶鋼入口處補鋁對鋅鍋中溫度場的影響,但并未進(jìn)一步分析其對鋁濃度的影響。

本文采用計算流體力學(xué)方法對某型號鋅鍋進(jìn)行數(shù)值模擬,研究鋁錠加入位置對鋅鍋內(nèi)流場、溫度場和鋁濃度場的影響,得出鋁錠更為合理的加入位置,為保證鋅鍋內(nèi)的鋁濃度均勻分布提供參考和基礎(chǔ)。

1　數(shù)值模擬模型和方法

1.1鋅鍋模型

圖1所示為本文研究的鋅鍋模型,主要包括爐鼻子、沉沒輥、上下兩個穩(wěn)定輥、氣刀等裝置。在退火爐段的表面處理之后,帶鋼經(jīng)過爐鼻子進(jìn)入鋅鍋,進(jìn)行表面鍍鋅,然后通過沉沒輥改變走向,在上下穩(wěn)定輥之間離開鋅鍋,鍍層厚度通過出口處的氣刀控制系統(tǒng)控制。

圖1　鋅鍋部件圖Fig.1　Parts of zinc pot

圖1中坐標(biāo)原點位于鋅鍋上表面中心上方0.1 m處,鋅鍋幾何尺寸為7.12 m(x方向)×2.74 m(y方向)×3.64 m(z方向)。本文以帶鋼為參考位置,將帶鋼出口側(cè)稱為鋅鍋前方,帶鋼入口側(cè)稱為鋅鍋后方。鋅錠從鋅鍋后方連續(xù)加入,圖中鋁錠位置1、鋁錠位置2和鋁錠位置3分別表示鋁錠從鋅鍋后方、帶鋼側(cè)方和鋅鍋前方加入,鋁錠中鋁的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為10%,鋅的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為90%。

1.2數(shù)值模擬模型

鋅鍋內(nèi)的流動非常復(fù)雜,包括帶鋼等運動部件引起的強(qiáng)制對流和溫度引起的自然對流,其流動呈湍流狀態(tài),本文采用SSTk-ω湍流模型[9]。為了對這一復(fù)雜問題進(jìn)行分析,本文考慮鋅鍋在連續(xù)工作時為穩(wěn)定狀態(tài),假設(shè)鋅鍋處于整體熱平衡的狀態(tài),而鋅錠與鋁錠是連續(xù)均勻地加入,且鋅鍋中各組分均處于消耗與加入的總體質(zhì)量平衡狀態(tài),則鋅鍋中控制方程如下:

連續(xù)方程:

(1)

動量方程:

(2)

能量方程:

(3)

鋁濃度cAl質(zhì)量輸運方程[10]:

(4)

表1　鋅液物性參數(shù)Table 1　Physical properties of the melted zinc solution

1.3邊界條件及計算過程

帶鋼的運行參數(shù)為:帶速1.8 m/s,帶鋼寬度1 730 mm,鍍層質(zhì)量為0.06 kg/m2,鍍層中鋁的質(zhì)量濃度為0.4%。加入的鋁錠規(guī)格為w=10%的鋁,其余為鋅。Ajersh等[4]假設(shè)鍍鋅過程發(fā)生在帶鋼入口段0.35 m。本文采用類似方法,假設(shè)在帶鋼入口段0.9 m之后,帶鋼鍍鋅過程停止。本文通過鍍層規(guī)格推算出鋅鍋中所需加入鋁和鋅的質(zhì)量流量分別為0.001 5 kg/s和0.372 5 kg/s。除了帶鋼入口段，以及鋁錠和鋅錠,其他鍍層表面中鋁和鋅既沒有產(chǎn)生也沒有被消耗,即?φ/?n=0。對于本文研究的鋅鍋,在前期計算中已得到加熱器產(chǎn)生的焦耳熱和洛侖茲力[13-14],本文用它們作為感應(yīng)加熱器邊界控制方程的能量和動量源項,加熱器平均功率為308 kW。帶鋼入口段、鋁錠和鋅錠均采用熱流密度條件,根據(jù)鋁和鋅的質(zhì)量流量、比熱容和熔化潛熱,計算出功率大小,然后除以對應(yīng)的面積。鋅鍋上表面熱量邊界通過熱平衡計算得到,相當(dāng)于在環(huán)境溫度30 ℃下,表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)27.907 W/(m2·K)。邊界條件如表2所示。

表2　邊界條件設(shè)置Table 2　Parameter of the boundary conditions

整個鋅鍋計算網(wǎng)格數(shù)為1 575 352,在前期工作中已經(jīng)驗證網(wǎng)格無關(guān)性[13,15],因此,本文結(jié)果分析都是采用這一網(wǎng)格的計算結(jié)果，采用CFX軟件進(jìn)行模擬。計算過程中,差分格式采用高階求解模式,時間尺度控制采用物理時間尺度,為0.7 s。鋅鍋內(nèi)初始溫度為460 ℃,鋁質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.134%。

2　結(jié)果討論與分析

2.1鋅鍋后方加入鋁錠(位置1)

圖2(a)～2(c)分別為鋅鍋對稱面z=0的速度矢量圖、溫度和鋁濃度云圖,圖2(d)～2(f)分別為鋅鍋y=-0.42的速度矢量圖、溫度和鋁濃度云圖。由于鋅鍋中鋅液流動速度差別很大,難以辨別速度矢量圖中的速度方向。為清晰辨別速度方向,圖中速度矢量僅表示方向。在圖2(a)中鋁錠位置1處,由于鋁錠熔融吸收熱量,導(dǎo)致該處溫度較低,低溫區(qū)域可以從圖2(b)和2(e)中看出。溫差引起的自然對流導(dǎo)致熔融鋁液向鋅鍋下方運動,隨后分成兩股流動。一股受到帶鋼運動引起的強(qiáng)制對流影響,隨帶鋼一起運動;另一股沿鋅鍋后壁面向下流動,到達(dá)鋅鍋底部,形成一股環(huán)流。帶鋼、沉沒輥和上下穩(wěn)定輥的綜合作用引起鋅液強(qiáng)制對流,同時,由于帶鋼加入鋅鍋時溫度高于鋅鍋平均溫度,導(dǎo)致了鋅液在帶鋼內(nèi)側(cè)的區(qū)域溫度較高,如圖2(b)和2(e)所示。在溫度云圖中可以發(fā)現(xiàn),鋅鍋的溫度存在整體不均勻性,這是因為鋅液流速較小使加熱器和帶鋼提供的熱量集中。在圖2(d)中,小部分熔融鋁液隨著加熱器出口熱流向帶鋼V型區(qū)域內(nèi)流動。這種流動會導(dǎo)致該區(qū)域內(nèi)部局部鋁濃度波動較小。但是,帶鋼的阻隔作用使帶鋼V型區(qū)域內(nèi)鋁濃度仍然較低。在鋅鍋后方加入鋁錠后,鋁錠周圍會產(chǎn)生較多鋅渣。這些鋅渣會黏附在帶鋼表面,造成帶鋼表面質(zhì)量缺陷。

圖2　鋁錠位置1結(jié)果分析圖Fig.2　Results analysis of location 1

2.2鋅鍋前方加入鋁錠(位置2)

圖3(a)～3(c)分別為鋅鍋對稱面z=0的速度矢量圖、溫度和鋁濃度云圖。如圖3(a)所示,鋅鍋后方的鋅液依次經(jīng)過帶鋼、沉沒輥和上穩(wěn)定輥,流向鋅鍋上方。鋅液向鋅鍋上表面的流動導(dǎo)致熔融鋁液在鋅鍋表面聚集。圖3(b)中,與圖2(b)中位置1相比,熔融鋁液很難到達(dá)帶鋼入口段外側(cè),導(dǎo)致帶鋼附近高溫范圍擴(kuò)大,鋅鍋內(nèi)溫度的不均勻程度增加。圖3(d)～3(f)分別為鋅鍋y=-0.42的速度矢量、溫度和鋁濃度云圖。由于鋁濃度云圖中鋁濃度梯度較小,擴(kuò)散作用不明顯,因此取截面y=-0.2進(jìn)行對比分析。圖3(g)～3(i)分別為y=-0.2的速度矢量、溫度和鋁濃度分布云圖。從圖3中可以看出,y=-0.2和y=-0.42兩個截面的速度、溫度和鋁濃度分布具有一定的相似性。圖3(g)中,熔融鋁液向鋅鍋前壁面運動,之后分為成兩股,一股向鋅鍋下方運動,遇到感應(yīng)加熱器的出口鋅液,兩者匯集,在帶鋼下側(cè)形成旋渦;另一股向鋅鍋上方運動,沒有進(jìn)入帶鋼V型區(qū)域。如圖3(h)所示,兩股流動分別經(jīng)過兩個高溫區(qū)域,其對應(yīng)的是加熱器出口熱流。圖3(c)和3(i)中可發(fā)現(xiàn)帶鋼V型區(qū)域內(nèi)鋁濃度較低。這是由于帶鋼的阻礙導(dǎo)致鋁液很難向該區(qū)域擴(kuò)散。對比圖2位置1,鋅鍋內(nèi)鋁低濃度區(qū)域擴(kuò)大。鋅鍋前方加入鋁錠提高了鋅渣附著在帶鋼表面的幾率,造成帶鋼表面質(zhì)量缺陷。

2.3帶鋼側(cè)方加入鋁錠(位置3)

圖4(a)～4(c)分別為鋅鍋對稱面z=0平面速度矢量、溫度和鋁濃度圖,圖4(d)～4(f)分別為y=-0.42平面速度矢量、溫度和鋁濃度圖。圖4(a)中,在鋁錠位置3吸收熱量導(dǎo)致周圍溫度較低,低溫區(qū)域可以從圖4(b)中看出。溫差產(chǎn)生的浮升力使鋅液向鋅鍋下方流動,同時,鋁受到自然對流的影響向鋅鍋下方擴(kuò)散,如圖4(c)所示。從圖4(d)可以看出,大部分熔融鋁液都隨加熱器的出口熱流流向帶鋼V型區(qū)域內(nèi)部,補充帶鋼內(nèi)部消耗的鋁。故而在帶鋼內(nèi)外側(cè),鋁濃度保持在鋅鍋平均水平,如圖4(f)所示。這對維持鋅鍋內(nèi)有效鋁濃度的穩(wěn)定提供了參考。在帶鋼另一側(cè),鋁的擴(kuò)散范圍有限導(dǎo)致該側(cè)鋁濃度較低。帶鋼外側(cè)與鋁錠位置1處鋁濃度基本一致,但是在帶鋼V型區(qū)域內(nèi)鋁低濃度的區(qū)域明顯減小,有利于維持鋅鍋內(nèi)有效鋁濃度的穩(wěn)定。

圖3　鋁錠位置2結(jié)果分析圖Fig.3　Results analysis of location 2

圖4　鋁錠位置3結(jié)果分析圖Fig.4　Results analysis of location 3

3　結(jié)束語

本文以某型號鋅鍋為研究對象,利用CFX軟件分析了鋁錠不同加入位置對鋅鍋內(nèi)流場、溫度場和有效鋁濃度場的影響。得到如下結(jié)論:

(1)在帶鋼側(cè)面加入鋁錠效果較好。因為鋁錠位置距離帶鋼鍍層較近,并且熔融鋁液較容易進(jìn)入帶鋼V型區(qū)域,可有效補充帶鋼鍍層所消耗的鋁。

(2)在鋅鍋前方加鋁效果相對較差,因為帶鋼的阻隔作用,鋁很難擴(kuò)散到帶鋼V型區(qū)域內(nèi),且鋁錠位置靠近帶鋼出口,提高了鋅渣的附著幾率,容易造成帶鋼質(zhì)量缺陷。

(3)強(qiáng)制擴(kuò)散和自然對流共同影響鋁在鋅鍋中的分布。但是由于鋁錠熔融吸收的熱量較低,溫度波動較小,導(dǎo)致溫度引起的自然對流的效果相對較弱,強(qiáng)制擴(kuò)散的效果相對明顯。

[1]劉芳.連續(xù)熱鍍鋅鋅鍋內(nèi)速度場的物理模擬研究[D].內(nèi)蒙古包頭：內(nèi)蒙古科技大學(xué),2011.

[2]何俊,劉世揚.淺析熱鍍鋅工藝鋅液中的鋁含量[C]//第21屆全國薄板寬帶技術(shù)交流會.內(nèi)蒙古包頭：[s.n.],2013:190-194.

[3]TANG N Y.Prediction applications of phase diagrams in continuous galvanizing[J].Journal of Phase Equilibria and Diffusion,2006,27:462-468.

[4]AJERSCH F,IINCA F.Simulation of flow in a continuous galvanizing bath:Part II.Transient aluminum distribution resulting from ingot addition[J].Metallurgical and Materials Transaction B,2004,35B:171-178.

[5]YANG Sui,SU Xuping,WANG Jianhua,etal.Comprehensive evaluation of aluminum diffusivity in liquid zinc[J].Metallurgical and Materials Transaction A,2011,42A:1785-1792.

[6]YANG Peng,ZHOU Xiaoping,LIU Jibin,etal.Simulation of fluid flow and heat transfer in hot dip galvanizing bath[C]//9th International Conference on Zinc and Zinc Alloy Coated Steel Sheet 2nd Asia-Pacific Galvanizing Conference.Beijing,China:[s.n.],2013:481-485.

[7]PAIK D J,HONG M H,HUH Y,etal.Metastable phase of dross particles formed in a molten zinc bath and prediction of soluble aluminum during galvannealing processes[J].Metallurgical and Materials Transaction A,2012,43A:1934-1943.

[8]KIM Y H,CHO Y W,CHUNG S H,etal.Numerical analysis of fluid flow and heat transfer in molten zinc pot of continuous hot-dip galvanizing line[J].ISIJ International,2000,40(7):706-712.

[9]MENTER F R.Two-equation eddy-viscosity turbulence models for engineering applications[J].AIAA Journal,1994,32(8):1598-1605.

[10]AJERSCH F,IINCA F,HETU J F,etal.Numerical simulation of flow,temperature and composition variations in a galvanizing bath[J].Canadian Metallurgical Quarterly,2005,44(3):369-378.

[11]AJERSCH F,IINCA F,HETU J F.Simulation of flow in a continuous galvanizing bath:Part I.Thermal effects of ingot addition[J].Metallurgical and Materials Transactions B,2004,35B:161-170.

[12]楊穗,蘇旭平,何猛,等.2at.%Al在液鋅中擴(kuò)散系數(shù)的實驗測定和分子動力學(xué)模擬計算[C]//第7屆亞太鍍鋅大會.北京:[s.n.],2007:118-121.

[13]朱路,唐成龍,賴煥新.熱鍍鋅鋅鍋的電磁-流體耦合計算[J].華東理工大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2014,40(4):533-538.

[14]劉池.熱鍍鋅鍋內(nèi)流動、傳熱及組分運輸規(guī)律研究[D].武漢:華中科技大學(xué),2013.

[15]賴煥新,朱路,唐成龍.熱鍍鋅鋅鍋中的流動與傳熱數(shù)值研究[J].熱科學(xué)與技術(shù),2015,14(1):33-39.

Influence of Different Ingots Adding Location on Effective Aluminum Concentration in a Continuous Hot-Dip Galvanizing Bath

ZHAO Tao1,TANG Cheng-long2,LAI Huan-xin1

(1.Key Laboratory of Pressurized Systems and Safety,Ministry of Education,East China University of Science and Technology,Shanghai 200237,China; 2.Bao Steel Co.Ltd,Shanghai 201900,China)

In order to ensure the strip quality,it is important to keep the effective aluminum concentration stable in the continuous hot-dip galvanizing process.The production process shows that the effective aluminum concentration near the strip is mainly affected by the location of adding ingots.In this paper,three locations of adding ingots such as back(case 1),front of the bath (case 2)and near the strip (case 3) are considered.The flow fields,heat transfer and effective aluminum concentration under the three cases are then simulated and compared.The results show that it is hard for aluminum to diffuse into V region due to the hinder effect of the strip in case 2.While in case 3,ingots can replenish the aluminum consumption in the coating,and the chance of the dross adherence to the strip surface is much lower.Therefore,case 3 is superior to the other two cases.The results could be a reference for the process of adding ingots in the hot-dip galvanizing bath.

zinc pot; location of ingots adding; effective aluminum concentration

A

1006-3080(2016)03-0427-06

10.14135/j.cnki.1006-3080.2016.03.021

2015-09-09

趙濤(1993-),男，湖南湘潭人，碩士生，從事流體機(jī)械方向研究。E-mail:ecusttaozt@163.com

通信聯(lián)系人：賴煥新，E-mail: hlai@ecust.edu.cn

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