鄧詩云，張 華，王 寶，宋 瀟

(武漢科技大學(xué)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)

擴張型長水口對中間包沖擊區(qū)鋼液流動的影響

鄧詩云，張 華，王 寶，宋 瀟

(武漢科技大學(xué)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)

建立中間包澆鑄過程鋼-渣-氣多相流數(shù)學(xué)模型，研究穩(wěn)態(tài)澆鑄和換鋼包過程非穩(wěn)態(tài)澆鑄時，擴張型長水口對中間包沖擊區(qū)鋼液流動行為的影響。結(jié)果表明，穩(wěn)態(tài)澆鑄時，使用擴張型長水口可以有效減小沖擊區(qū)內(nèi)鋼液湍動能和液面流速，降低鋼液面裸露和鋼渣卷混的傾向；換鋼包非穩(wěn)態(tài)澆鑄時，隨著擴張型長水口內(nèi)徑增大，鋼液面裸露面積整體逐漸減小，但長水口內(nèi)徑擴張2倍時，會由于排除氣體量大，造成鋼液面較長時間的裸露；使用內(nèi)徑擴張1.5倍的長水口時，鋼液面裸露面積小，沒有明顯的鋼渣卷混，有利于提高鋼液純凈度。

中間包；沖擊區(qū)；長水口；鋼液流動；裸露面積；卷渣

連鑄過程中，鋼包的鋼液由長水口進入中間包，對中間包沖擊區(qū)鋼液沖擊強烈，導(dǎo)致其液面波動大，極易引起鋼液卷渣和鋼液面裸露，尤其是在換鋼包的過程中。如何抑制澆鑄過程中間包沖擊區(qū)鋼液湍流成為國內(nèi)外研究的熱點。但目前,相關(guān)研究多著眼于開發(fā)優(yōu)化湍流控制器結(jié)構(gòu)，僅見文光華[1]、樊安源[2]、Sahai[3]、Solorio-Diaz[4-5]等人開展了長水口結(jié)構(gòu)對中間包流場的影響研究，且關(guān)于長水口結(jié)構(gòu)的研究中，部分長水口結(jié)構(gòu)非常復(fù)雜，不利于在當(dāng)前低成本多爐連澆中保持穩(wěn)定的冶金效果。同時，研究也多側(cè)重于長水口結(jié)構(gòu)對延長中間包鋼液停留時間、去除夾雜物效率等的影響，而對中間包沖擊區(qū)內(nèi)湍流影響的討論則相對較少，且所采用的數(shù)值模擬方法均針對單相鋼液流動行為，并未考慮鋼-渣-氣多相流動行為。另外，換鋼包非穩(wěn)態(tài)澆鑄過程對連鑄鋼液質(zhì)量影響也非常大，目前卻未見關(guān)于長水口結(jié)構(gòu)對該非穩(wěn)態(tài)澆鑄過程影響的研究報道。

為解決以上問題，本文采用一種結(jié)構(gòu)簡易的擴張型長水口，建立中間包澆鑄過程鋼-渣-氣多相流數(shù)學(xué)模型，研究長水口結(jié)構(gòu)對中間包沖擊區(qū)鋼液流動行為的影響，以期為控制中間包鋼液湍流、提高連鑄生產(chǎn)中鋼液的純凈度以及改善鑄坯內(nèi)部質(zhì)量提供參考。

1 數(shù)值模擬

1.1 基本假設(shè)

對中間包內(nèi)各相流體及流動過程作如下假設(shè)：①不考慮熔池及氣體間的化學(xué)反應(yīng)；②假設(shè)覆蓋劑全為液渣；③空氣、液渣和鋼液均為不可壓縮牛頓流體，其物性參數(shù)為常數(shù)；④各流體間相互不滲透；⑤不考慮相間滑移速度。

1.2 控制方程

描述鋼液在中問包內(nèi)流動的方程由連續(xù)性方程、動量方程(Navier-Stokes方程)以及描述湍流的k-ε方程組成，方程形式及參數(shù)的選擇參見文獻[5]。

由于更換鋼包時中間包內(nèi)鋼液的流動是非穩(wěn)態(tài)多相流動，并且中間包內(nèi)鋼液、液渣、空氣各相之間有明顯的界面存在，故采用VOF(volume of fluid)多相流模型[6]來描述流體流動以及各相間界面。

1.3 邊界條件

(2)鋼液出口給定出口速度，由拉速和出水口斷面計算確定。

(3)自由表面給定入口壓強，設(shè)定入口壓強為標準大氣壓。

(4)對稱面上法向方向速度分量為零，其他各變量的梯度為零。

(5)壁面采用無滑移邊界，近壁面采用標準壁面函數(shù)法處理。

1.4 計算參數(shù)及求解方法

模擬計算分穩(wěn)態(tài)澆鑄和非穩(wěn)態(tài)澆鑄兩部分進行。穩(wěn)態(tài)澆鑄指正常澆鑄時期，即中間包入口和出口的鋼液流量相同，中間包液位保持800 mm的平穩(wěn)澆鑄狀態(tài)；非穩(wěn)態(tài)澆鑄指換鋼包后開澆，中間包入口鋼液流量為出口鋼液流量的2倍，鋼液面由500 mm上升至工作液位800 mm的過程。

模擬計算用的連鑄工藝參數(shù)和流體物性參數(shù)分別如表1和表2所示。

表1 連鑄工藝參數(shù)

表2 流體的物性參數(shù)

原長水口(稱為長水口1)為直筒型，其內(nèi)徑為d1。本文在其基礎(chǔ)上設(shè)計兩種擴張型長水口，即出口內(nèi)徑d2=1.5d1的長水口2和出口內(nèi)徑d3=2d1的長水口3，如圖1所示。

圖1 長水口結(jié)構(gòu)示意圖

數(shù)值模擬采用CFD軟件中的PISO算法，界面跟蹤選擇幾何重構(gòu)法，對中間包非穩(wěn)態(tài)澆鑄過程的VOF多相流、k-ε湍流方程進行顯式求解。原型中間包模型的網(wǎng)格劃分采用結(jié)構(gòu)性六面體網(wǎng)格，并在鋼-渣界面處進行網(wǎng)格加密處理，得到的網(wǎng)格圖如圖2所示。

圖2 中間包模型網(wǎng)格圖

2 結(jié)果與分析

2.1 穩(wěn)態(tài)澆鑄階段

穩(wěn)態(tài)澆鑄過程中，使用3種長水口時中間包鋼液均未發(fā)生鋼液面裸露和明顯的鋼渣卷混，故只分析沖擊區(qū)鋼液的湍動能和流場情況，結(jié)果如圖3和圖4所示。從圖3中可以看出，隨著所用長水口內(nèi)徑的增大，中間包沖擊區(qū)鋼液的湍動能逐漸減小，尤其在沖擊區(qū)液面處湍動能顯著減小，最大值從原來的6.1×10-3m2/s2依次降低至3.5×10-3m2/s2和1.3×10-3m2/s2。從圖4中可以看出，長水口流出的鋼液以較大速度沖擊底部的沖擊磚，并沿沖擊磚底散開，然后反向回流且以一定速度沖擊鋼液面；鋼-渣界面的鋼液速度隨長水口內(nèi)徑的增大而減小，使用長水口1、2、3時，鋼-渣界面鋼液最大速度分別為0.2、0.07、0.05 m/s。由此可見，采用擴張型長水口對鋼包流出的高速注流產(chǎn)生較大的緩沖作用，大大降低了其對中間包鋼液的擾動及中間包沖擊區(qū)的湍流程度和液面流速，降低了沖擊區(qū)液面卷渣和二次氧化的可能性，有利于避免鋼液的二次污染。

(a)長水口1 (b) 長水口2 (c) 長水口3

圖3使用3種長水口時中間包沖擊區(qū)湍動能云圖

Fig.3Turbulentkineticenergycontoursofimpactzoneintundishwiththreeladleshrouds

(a)長水口1 (b) 長水口2 (c) 長水口3

圖4使用3種長水口時中間包沖擊區(qū)流場

Fig.4Flowfieldintundishwiththreeladleshrouds

2.2 非穩(wěn)態(tài)澆鑄階段

換鋼包非穩(wěn)態(tài)澆鑄時，使用3種長水口的中間包沖擊區(qū)均會發(fā)生不同程度的鋼液面裸露，其主要分為兩個階段：第一階段為0～2 s，鋼液面裸露是由長水口內(nèi)排出的空氣沖開渣面造成的；第二階段為2 s以后，鋼液面裸露則是由鋼液的注流回流至液面處，形成水平流，鋼液剪切力作用導(dǎo)致的。

使用3種長水口澆鑄時鋼液面裸露面積隨澆鑄時間的變化如圖5所示。由圖5(a)可以看出，鋼液面裸露的第一階段里，隨著長水口內(nèi)徑的增大，鋼液面裸露面積減小。這是因為新包開澆時，長水口內(nèi)徑越大，隨新鋼液沖入熔池的氣體分布越分散，單位面積渣層受氣體的沖擊較小，彌散氣體通過渣層緩慢逸出。由圖5(b)可以看出，鋼液面裸露第二階段里，與使用原長水口相比，使用兩種擴張型長水口澆鑄時，鋼液面裸露面積整體較小，裸露時間也相對較短。這是由于長水口內(nèi)徑擴張使注流向下沖擊減弱，形成回流的水平流速度也降低，剪切力相應(yīng)減小，鋼液面裸露面積自然較小，待隨空氣進入的初期高速注流完成上回流后，隨后進入的注流由于緩沖作用，上回流的速度更小，不會沖開渣面，鋼液面也就不會裸露；另外，由于長水口3內(nèi)空氣太多，進入第二階段后，長水口內(nèi)仍有大量空氣需排出，這就造成在第二階段初期其鋼液面裸露面積較大，超過了使用長水口1澆鑄時的情況。

(a) 0～2.0 s

(b) 2.0～30 s

Fig.5Changecurvesofexposedareaofmoltensteelsurfacewithcastingtime

換鋼包非穩(wěn)態(tài)澆鑄過程中，使用3種長水口澆鑄時，長水口和沖擊區(qū)內(nèi)鋼液、液渣、空氣的相分布如圖6所示。由圖6可以看出，使用長水口1和長水口2時，在開澆5 s后，鋼液中的空氣已基本排盡，有少量空氣存在于液渣層并通過渣-氣界面緩慢排出，渣面裸露面積均比較小；而長水口3由于水口內(nèi)徑大，原有的空氣量大，5 s后水口內(nèi)仍存在大量空氣，同時由于水口擴張過大，鋼包注流偏向水口內(nèi)壁，對空氣的排空作用減弱，以致空氣排出緩慢，該過程持續(xù)造成渣面被大面積沖開，直至40 s時，長水口中的空氣才基本完全排出。由此可見，基于對鋼液面裸露面積及時間的考慮，內(nèi)徑擴張1.5倍的長水口2優(yōu)于內(nèi)徑擴張2倍的長水口3，故以下只通過對比長水口2與長水口1來分析水口內(nèi)徑的擴張對中間包沖擊區(qū)鋼渣卷混情況的影響。

圖6 不同長水口澆鑄時長水口和沖擊區(qū)內(nèi)各相分布

換鋼包非穩(wěn)態(tài)澆鑄過程中，使用長水口1與長水口2時中間包沖擊區(qū)鋼渣卷混情況如圖7所示。由圖7可以看出，兩種長水口中原有的液渣隨鋼液沖入沖擊區(qū)，1.3 s時基本都能上?。挥捎陂L水口1的注流對熔池沖擊更強烈，在氣體上浮和回流水平流的沖擊下，中間包沖擊區(qū)鋼渣卷混較嚴重，一直到6.5 s尚有明顯的液面波動；而使用長水口2澆鑄時，由于內(nèi)徑擴張作用，注流沖擊較弱，回流對液面沖擊較小，渣相一直波動平穩(wěn)，未見明顯的鋼渣卷混。綜合以上分析，使用長水口2澆鑄時中間包沖擊區(qū)內(nèi)鋼液湍流最弱，鋼液面裸露和卷渣情況控制的最好。

(a) 長水口1

(b) 長水口2

3 數(shù)值模擬的驗證

采用水力學(xué)物理模型模擬來驗證該數(shù)學(xué)模型的準確性。水模型實驗的理論基礎(chǔ)是原型和模型的幾何相似與動力相似，實驗中設(shè)定相似比為1∶3。物理模型采用有機玻璃制作，用水模擬鋼液，油模擬液渣。根據(jù)幾何比和相似準數(shù)計算，模型與原型的流速比為0.577，流量比為0.061 45，停留時間比為0.577。使用數(shù)碼攝像機對沖擊區(qū)鋼液面裸露面積和鋼渣卷混情況進行攝像，以驗證數(shù)學(xué)模型的準確性。

換鋼包非穩(wěn)態(tài)澆鑄時，使用長水口1澆鑄1.3 s時，中間包沖擊區(qū)鋼液卷混情況的數(shù)值模擬和物理模擬結(jié)果如圖8所示。由圖8可以看出，數(shù)值模擬與物理模擬結(jié)果基本相同，即真實反映了沖擊區(qū)鋼渣卷混情況。

換鋼包非穩(wěn)態(tài)澆鑄時，使用長水口1澆鑄12 s時，沖擊區(qū)鋼液面裸露情況的數(shù)值模擬和物理模擬結(jié)果如圖9所示。開澆后不同時刻，3種長水口澆鑄的沖擊區(qū)鋼液面裸露面積數(shù)值模擬和物理模擬結(jié)果統(tǒng)計如表3所示。由圖9和表3可見，鋼液面裸露面積數(shù)值模擬與物理模擬結(jié)果基本相符，計算誤差最大為7.5%，真實反映了沖擊區(qū)鋼液面裸露情況。

綜上所述可知，本文所采用的數(shù)值模擬方法是有效且準確的。

(a)數(shù)值模擬結(jié)果 (b)物理模擬結(jié)果

圖8數(shù)值模擬和物理模擬沖擊區(qū)鋼渣卷混情況

Fig.8Slagentrapmentinimpactzonebynumericalsimulationandphysicalsimulation

(a)數(shù)值模擬結(jié)果 (b)物理模擬結(jié)果

圖9數(shù)值模擬和物理模擬沖擊區(qū)鋼液面裸露情況

Fig.9Exposedareaofmoltensteelsurfaceinimpactzonebynumericalsimulationandphysicalsimulation

表3 數(shù)值模擬和物理模擬沖擊區(qū)鋼液面裸露面積統(tǒng)計

4 結(jié)論

(1)穩(wěn)態(tài)澆鑄過程中，使用原長水口及內(nèi)徑分別擴大1.5倍和2倍的擴張型長水口時，中間包沖擊區(qū)均發(fā)生明顯的鋼液面裸露和鋼渣卷混，但采用擴張型長水口能對鋼包高速注流產(chǎn)生較大的緩沖作用，抑制其對中間包鋼液流動的沖擊，顯著降低中間包沖擊區(qū)的湍流程度和液面流速，降低鋼液面裸露和鋼渣卷混的傾向。

(2)換鋼包非穩(wěn)態(tài)澆鑄過程中，使用擴張型長水口澆鑄時，鋼液面裸露面積整體小于原長水口，裸露時間也較原長水口短，但長水口內(nèi)徑擴張2倍時，會由于需排除長水口內(nèi)大量氣體，造成鋼液面裸露時間較長。

(3)使用內(nèi)徑擴張1.5倍的長水口澆鑄時，中間包內(nèi)鋼液面裸露面積小，未發(fā)生明顯的鋼渣卷混，有利于提高鋼液的純凈度。

[1] 文光華，黃永鋒，唐萍，等．鋼包長水口形狀對中間包內(nèi)鋼液流動特性的影響[J]．重慶大學(xué)學(xué)報，2011，34(3)：69-74．

[2] 樊安源．鋼包長水口對小氣泡形成及中間包內(nèi)鋼液流動特性的影響[D]．重慶：重慶大學(xué)，2015．

[3] Sahai Y. Tundish technology for casting clean steel: a review[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 2016, 47(4): 2095-2106.

[4] Solorio-Diaz G, Davila-Morales R, Barreto-Sandoval J D J, et al. Numerical modelling of dissipation phenomena in a new ladle shroud for fluidynamic control and its effect on inclusions removal in a slab tundish[J]. Steel Research International, 2014, 85(5): 863-874.

[5] Solorio-Diaz G, Morales R D, Palafox-Ramos J, et al. Modeling the effects of a swirling flow on temperature stratification of liquid steel and flotation of inclusions in a tundish[J]. ISIJ International, 2005, 45(8): 1129-1137.

[6] 李科．連鑄中間包空包、充包傳輸過程流場的數(shù)值模擬[D]．包頭：內(nèi)蒙古科技大學(xué)，2005．

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Effectoftrumpetladleshroudonliquidsteelflowintundishimpactzone

DengShiyun,ZhangHua,WangBao,SongXiao

(Key Laboratory for Ferrous Metallurgy and Resources Utilization of Ministry of Education,Wuhan University of Science and Technology, Wuhan 430081, China)

By establishing the steel-slag-gas multiphase mathematical model during the tundish pouring process,the effect of trumpet ladle shroud structure on the flow behavior of molten steel in the impact zone of the tundish was investigated. The result shows that, in stabilized casting stage, the trumpet ladle shroud can effectively reduce the turbulent kinetic energy and liquid flow rate of molten steel in the impact zone, and decrease the tendency of steel surface exposing and steel slag mixing. In unstabilized casting stage, when changing the ladle, the exposed area of molten steel surface generally decreases with the increase of the internal diameter of the trumpet ladle shroud. However, when the internal diameter of the trumpet ladle shroud is expanded to 2 times, due to the large amount of excluded gas, the molten steel will continue to be exposed for a longer time. With using ladle shroud of which the internal diameter expands to 1.5 times, higher molten steel purity is acquired with less exposed area of molten steel surface and little slag entrapment.

tundish; impact zone; ladle shroud; liquid steel flow; exposed area; slag entrapment

2017-03-01

國家自然科學(xué)基金資助項目(51604200).

鄧詩云(1992-)，男，武漢科技大學(xué)碩士生. E-mail: 276801183@qq.com

張 華(1978-)，男，武漢科技大學(xué)副教授，博士. E-mail: huazhang@wust.edu.cn

10.3969/j.issn.1674-3644.2017.05.003

TF777.7

A

1674-3644(2017)05-0333-06

[責(zé)任編輯董貞]