連鑄結晶器氣泡粒徑影響因素的水模型實驗研究

李林敏，劉中秋，李寶寬

(東北大學 材料與冶金學院，沈陽110819)

Li Linmin，Liu Zhongqiu，Li Baokuan

(School of Materials ＆ Metallurgy，Northeastern University，Shenyang 110819，China)

連鑄是將鋼液用連鑄機澆鑄、冷凝、切割而直接得到鑄坯的工藝，結晶器是改善鋼坯質量，去除鋼中夾雜物的最后環節［1］．為防止浸入式水口堵塞以及鋼液被二次氧化，向水口中吹入氬氣是目前被廣泛采用的關鍵技術之一［2］．氬氣泡和鋼液的充分混合減少了夾雜物與水口內壁的接觸機會，抑制了結瘤長大和水口堵塞，并能促進夾雜物的上浮．但是吹氬引起的流型轉變以及一部分氬氣泡在凝固坯殼上的捕捉都將對鑄坯質量產生深刻的影響［3～6］．

水模型實驗是研究結晶器內鋼液－氬氣兩相流動特征的有效手段之一［7～9］．作者利用相似理論建立了一個1/4 的結晶器水模型，以水模擬鋼液，氮氣模擬氬氣，通過單因素實驗法改變不同吹氣口、水流量、吹氣量、水口插入深度和水口傾角，研究了各參數對結晶器內氣泡粒徑概率分布和平均粒徑的影響．由此可以預測實際生產中各個參數對結晶器內氣泡粒徑的影響．

1 實驗系統的建立及參數確定

用透明有機玻璃制作結晶器水模型，幾何相似比為1∶4，水模型的斷面尺寸為75 mm ×550 mm，水口上部的充氣口采用環狀進氣，并采用了五種不同的吹氣口．圖1 為本實驗建立的結晶器水模型系統圖．根據相似理論以及實際結晶器的操作參數，確定水模型實驗的操作參數．

由于結晶器中鋼液的流動主要受慣性力、重力和黏性力的作用，應保證模型和原型的Re 數和Fr 數相等，又由于其Re 數在105量級，黏性力相對于慣性力顯得十分微小，所以主要考慮Fr 數相等［10］．

根據模型與原型的液相Fr 數相等，即:

可以得到模型與原型中液體的流量之比:

式(1)和式(2)中:Vm、Vp分別為模型和原型中液體的流速;Sm、Sp分別為模型和原型的入口截面積;lm、lp分別為特征長度;g 為重力加速度;Qm、Qp分別為模型和原型中液體的流量．

對于氣相，根據氣相修正的Fr 數相等［11］:

并考慮高溫下氬氣的體積膨脹，得到模型和原型的氣體流量之比:

2 實驗方法及結果討論

水由上部水箱通過水口進入結晶器，水口上部的閥門用來調節進入結晶器的水流量．氮氣從水口上部的充氣口注入并與水混合．水從結晶器下部出口流出后通過水泵抽回到上部水箱，氣體和液體的流量分別利用流量計監測．改變各個參數分別進行實驗，利用高速相機捕捉每個參數下氣泡在結晶器內的分布情況，實驗中捕捉到的照片見圖2 ．

通過ImageJ 軟件對圖像進行處理，對于每個參數，選取比較清楚的三張照片進行統計并取平均值，得出各個參數下不同氣泡粒徑范圍的概率分布和平均粒徑，繪出各個參數下氣泡粒徑概率分布柱狀圖以及平均粒徑隨參數變化的曲線．分析各個參數對氣泡粒徑的影響．

圖1 水模型實驗系統圖Fig.1 The water model experimental system

圖2 水模型中氣泡分布的照片Fig.2 A picture of bubble distribution in the water model

2.1 不同吹氣口的影響

分別采用能透氣的輕質耐火磚和莫來石制作的吹氣口以及利用1.5 mm、2 mm、3 mm 三種孔徑鉆孔的吹氣口進行實驗，保持其余參數不變．統計出采用不同吹氣口時結晶器內氣泡粒徑概率分布如圖3所示．

采用輕質耐火磚(孔隙率較小)和莫來石制作的吹氣口吹氣時結晶器內氣泡數量較多，0.5 mm 以下氣泡出現的概率較大，并且輕質耐火磚大于莫來石．發現采用大孔徑的吹氣口較容易產生大氣泡．

圖4 為使用不同吹氣口時結晶器內氣泡的平均粒徑變化，從中可以看出使用不同吹氣口時結晶器內氣泡平均粒徑的大小關系是:輕質耐火磚＜莫來石＜1.5 mm 孔徑＜2 mm 孔徑＜3 mm孔徑．

圖3 采用不同吹氣口時氣泡不同粒徑的概率分布Fig.3 The diameter probabilitys with different intake port

圖4 采用不同吹氣口時氣泡的平均粒徑Fig.4 The mean bubble diameter with different intake port

2.2 水流量的影響

吹氣口采用實際工況下使用的莫來石，通過改變水流量來模擬拉速的變化，實驗中分別采用900、1 020、1 140、1 260、1 380 L/h五種不同的水流量進行實驗，其對應的實際拉速分別為0.7、0.8、0.9、1.0、1.1 m/min．氣體流量保持0.1 m3/h不變．圖5 為不同水流量下的統計結果．結果表明，隨著水流量的增加，氣泡在結晶器內沖擊深度加深，氣泡破碎加劇，導致結晶器內氣泡數量增加，大氣泡出現的概率減少，小氣泡出現概率增加．

圖6 為不同水流量下氣泡平均粒徑的變化．可以看出，結晶器內氣泡的平均粒徑隨著水流量的增大而減小．

圖5 不同水流量下氣泡粒徑的概率分布Fig.5 The bubble diameter probability distribution with different water flow rate

圖6 不同水流量下氣泡的平均粒徑Fig.6 The mean bubble diameter with different water flow rate

圖7 不同吹氣量下氣泡粒徑的概率分布Fig.7 The bubble diameter probability distribution with different gas flow rate

2.3 吹氣量的影響

水流量保持1260 L/h 不變，改變氣體流量來研究吹氣量對氣泡粒徑的影響．圖7 表示不同氣體流量下氣泡粒徑的概率分布．可以看出，除0.5 mm 以下的氣泡外，隨著氣體流量的增加，小氣泡出現的概率減少，大氣泡出現的概率增加．

圖8 為氣泡平均粒徑隨氣體流量變化的曲線圖，從圖中可以看出氣泡的平均粒徑隨著吹氣量的增加而增大．

圖8 不同吹氣量下氣泡的平均粒徑Fig.8 The mean bubble diameter with different gas flow rate

2.4 水口插入深度的影響

水流量保持1 260 L/h 以及氣體流量保持0.1 m3/h 不變，通過調節結晶器的液位高度來改變水口插入深度．圖9 和圖10 分別表示不同插入深度下結晶器內氣泡粒徑的概率分布和平均粒徑的變化．可以看出水口插入深度對結晶器內氣泡粒徑的影響較小．氣泡粒徑的概率分布變化不明顯，氣泡平均粒徑總體上呈減小趨勢但是變化不明顯．

圖9 不同插入深度下氣泡粒徑的概率分布Fig.9 The bubble diameter probability distribution with different immersion depth of the SEN

圖10 不同插入深度下氣泡的平均粒徑Fig.10 The mean bubble diameter with different immersion depth of the SEN

圖11 不同水口傾角下氣泡粒徑的概率分布Fig.11 The bubble diameter probability distribution with different inclination angle

圖12 不同水口傾角下氣泡的平均粒徑Fig.12 The mean bubble diameter with different inclination angle

2.5 水口傾角的影響

分別采用10(°)、15(°)、20(°)和25(°)四種水口傾角進行實驗，然后分析采用四種不同水口傾角時結晶器內氣泡粒徑的概率分布和平均粒徑．圖11 和圖12 分別為不同水口傾角下氣泡粒徑的概率分布和平均粒徑的變化．通過分析可以得到以下結論:水口傾角增大，流體對水口底部的沖擊減弱，氣泡破碎減少并且氣泡在結晶器內的停留時間增加，有利于氣泡的合并．所以結晶器內大氣泡出現的概率增加，氣泡的平均粒徑增大．

3 結 論

(1)與輕質耐火磚和莫來石相比，打孔的吹氣口產生的氣泡數量較少，產生小氣泡的概率較小，氣泡平均粒徑較大，并且隨著孔徑的增大，產生大氣泡的概率增加，氣泡的平均粒徑增加．

(2)水流量對氣泡在結晶器內的分布以及平均粒徑影響較大，小流量下氣泡在水口附近上浮．隨著水流量的增大，氣泡數量增加，產生小氣泡的概率增加，平均粒徑減小．

(3)隨著吹氣量的增加，結晶器內大氣泡和小氣泡的數量均有所增加，氣泡的平均粒徑增大．

(4)隨著插入深度的增加，氣泡粒徑的概率分布變化不明顯，氣泡平均粒徑總體上呈減小趨勢但是變化也不明顯．

(5)隨著水口傾角增大，氣泡破碎減少，氣泡在結晶器內停留時間延長，大氣泡產生的概率增加，氣泡平均粒徑增大．

［1］張大江．板坯連鑄結晶器鋼液流動行為的物理模擬研究［D］．重慶:重慶大學，2009．

(Zhang D J．Physical simulation on liquid steel flow behavior in slab continuous casting mold［D］．Chongqing:Chongqing University，2009．)

［2］Liu Z Q，Li B K，Jiang M F，et al．M odeling of transient two－phase flow in a continuous casting mold using euler－euler large eddy simulation scheme［J］．ISIJ International，2013，53(3):484－492．

［3］Pfeiler C，W u M．A ludwig influence of argon bubbles and non－metallic inclusions on the flow behavior in steel continuous casting［J］．Materials Science and Engineering A，2005，413－414:115－120．

［4］Zheng S G，Zhu M Y．Physical modeling of gas－liquid interfacial fluctuation in a thick slab continuous casting mold with argon blowing［J］．International Journal of M inerals，Metallurgy and Materials，2010，17(6):704－707．

［5］Li B K，T oshimitsu O，T akateru U．M odeling of molten metal flow in a continuous casting process considering the effects of argon gas injection and static magnetic－field application［J］．Metallurgical and Materials Transactions B:Process Metallurgy and Materials Processing Science，2000，31(6):1491－1503．

［6］T homas B G，Huang X，Sussman R C．Simulation of argon gas flow effects in a continuous slab caster［J］．Metallurgical and Materials T ransactions B:Process Metallurgy and Materials Processing Science，1994，25(4):527－547．

［7］陳陽，張炯明．寬板坯連鑄結晶器內氬氣分布的水模型［J］．鋼鐵研究學報，2008，20(10):17－20．

(Chen Y，Zhang J M．Water model experiment on argon gas distribution in wide slab casting mold［J］．Journal of Iron and Steel Research，2008，20(10):17－20．)

［8］Li B K，T sukihashi F．Vortexing flow patterns in a water model of slab continuous casting mold［J］．ISIJ International，2005，45(1):30－36．

［9］Norifumi K，M anabu I．Water－model experiments on gas and liquid flow in the continuous casting immersion nozzle［J］．Journal of the Iron and Steel Institute of Japan，2005，91(6):546－552．

［10］Yogeshwar S，T oshihiko E．Criteria for water modeling of melt flow and inclusion removal in continuous casting tundishes［J］．ISIJ International，1996，36 (9):1166－1173．

［11］徐海倫，文光華，唐萍．連鑄結晶器物理模擬中吹氣量的相似轉換［J］．北京科技大學學報，2010，32(7):843－848．

(Xu H L，W en G H，T ang P，Similarity transformation of gas blowing rate in physical simulations of continuous casting molds［J］．Journal of University of Science and T echnology Beijing，2010，32(7):843－848．)