板坯連鑄70 t中間包流場優(yōu)化

蘇篤星鄒長東郭 輝王 波

（1.江蘇省（沙鋼）鋼鐵研究院，江蘇張家港 215625；2.江蘇沙鋼集團(tuán)有限公司轉(zhuǎn)爐煉鋼廠，江蘇張家港 215625；3.上海大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200072）

板坯連鑄70 t中間包流場優(yōu)化

蘇篤星1鄒長東1郭 輝2王 波3

（1.江蘇省（沙鋼）鋼鐵研究院，江蘇張家港 215625；2.江蘇沙鋼集團(tuán)有限公司轉(zhuǎn)爐煉鋼廠，江蘇張家港 215625；3.上海大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200072）

通過數(shù)值模擬對板坯70 t中間包不同上下?lián)鯄M合形式下的流場特性進(jìn)行了研究。數(shù)模結(jié)果表明：原型中間包可以較好控制注流區(qū)的流動，但是由于增加了短上擋墻，沒有明顯增加活塞區(qū)比例，同時在短上擋墻附近形成了回流區(qū)（死區(qū)），不利于夾雜物的去除。優(yōu)化控流方式后，平均停留時間由原來的992 s提高至1 036 s，死區(qū)體積比例由優(yōu)化前的8.7%減少至7.1%。工業(yè)試驗表明，優(yōu)化后中間包在降低鑄坯總氧和減少大尺寸夾雜物方面均優(yōu)于原型中間包。

中間包 數(shù)值模擬 平均停留時間 死區(qū)

中間包控流元件的設(shè)置對包內(nèi)非金屬夾雜物的上浮起著至關(guān)重要的作用，直接影響到鑄坯的質(zhì)量。對于較大容量中間包，中間包內(nèi)的鋼水流動復(fù)雜，鋼水流態(tài)控制非常重要，合理的中間包上、下?lián)鯄υO(shè)置能夠有效改善中間包內(nèi)鋼液流動狀態(tài)，延長鋼水在中間包內(nèi)的停留時間，促進(jìn)夾雜物的上浮去除，使大型夾雜物含量最小化［1-5］。

沙鋼集團(tuán)有限公司轉(zhuǎn)爐煉鋼廠某板坯連鑄機(jī)中間包在澆鑄冷軋鋼種時出現(xiàn)較多翹皮缺陷，通過調(diào)查分析發(fā)現(xiàn)大多為鑄坯質(zhì)量問題所導(dǎo)致。為此，以提高連鑄坯質(zhì)量為目標(biāo)，進(jìn)而改善冷軋產(chǎn)品質(zhì)量，運用數(shù)值模擬的方法，研究了中間包內(nèi)不同控流方案對包內(nèi)流場的影響，并在生產(chǎn)使用原型的基礎(chǔ)上對中間包進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計。研究表明：與原型中間包相比，通過優(yōu)化中間包上、下?lián)鯄Τ叽缂皳鯄﹂g距后，中間包內(nèi)鋼液流動狀態(tài)得到明顯改善，鋼液流動更加合理，鋼液在中間包內(nèi)的停留時間增長，活塞區(qū)體積分?jǐn)?shù)增大，更有利于鋼水的凈化，提高鑄坯質(zhì)量［6-9］。

1 中間包結(jié)構(gòu)與澆鑄工藝參數(shù)

沙鋼某板坯鑄機(jī)的中間包形狀為雙流矩形結(jié)構(gòu)，設(shè)計容量為70 t，原型中間包結(jié)構(gòu)和連鑄工藝參數(shù)分別如圖1和表1所示。

圖1 原型中間包結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of prototype tundish

表1 連鑄中間包結(jié)構(gòu)參數(shù)和連鑄參數(shù)Table 1 Structure and casting parameters of tundish

2 數(shù)值模擬

2.1 基本假設(shè)

（1）中間包內(nèi)鋼水流動是湍流流動；

（2）中間包內(nèi)鋼水流動為穩(wěn)定態(tài)；

（3）中間包內(nèi)鋼水液面為自由液面；

（4）忽略表面渣層的影響。

2.2 控制方程

中間包內(nèi)鋼液的流動考慮為穩(wěn)態(tài)不可壓縮湍流流動，采用K－ε雙方程模型模擬湍流，中間包內(nèi)鋼液流動和傳熱的數(shù)學(xué)模型表示如下：

1）連續(xù)性方程

式中，ρ-流體密度，kg／m3；ui-時均速度，m／s。

2）動量方程（Navier-Stokes方程）

式中，ui，uj為i和j方向的時均速度，m／s；xi，xj為i和j方向的坐標(biāo)值，m；ρ為流體密度，kg／m3；P為壓力，Pa；μeff為有效粘度系數(shù)，Pa·s。

3）湍動能（k）方程

式中，k-湍流動能，m2／s2；ε-湍流動能耗散率，m2／s2。

4）湍動能耗散率（ε）方程

式中，μt-湍流粘度系數(shù)，Pa·s；μl-層流粘度系數(shù)，Pa·s；C1，C2，Cμ，σk，σε為經(jīng)驗常數(shù)，采用Launder和Spalding的推薦值：C1＝1.43，C2＝1.93，Cμ＝0.09，σk＝1.0，σε＝1.3。

2.3 邊界條件

在固體墻面上，采用不滑動的邊界條件；在近壁區(qū)，采用壁面函數(shù)對速度和湍流特性參數(shù)進(jìn)行修正；在自由表面，忽略渣層的影響，除垂直于表面的速度分量外，其余各變量的梯度均為零；經(jīng)大包長水口的流體，其入流速度垂直于中間包液面。

（1）在上表面的自由液面上，把該邊界處理為光滑壁面。

（2）在y-z對稱面的法線方向上v、w、k、ε的微商為零。

（3）在浸入式出口截面上，各物理量沿該截面的法線方向?qū)?shù)為零。

（4）固體壁面上邊界條件的處理

采用壁面函數(shù)法，根據(jù)中間包入口流量與中間包出口流量相等，也與結(jié)晶器底部流出的流量相等，從而推算出中間包的入口速度w0（m／s），即：

式中，vcast-鑄坯拉速（m／s）；Sw-中間包出口截面面積；la-鑄坯斷面寬度（m）；lb-鑄坯斷面高度（m）。

3 實驗結(jié)果與討論

對于連鑄中間包，設(shè)置上擋墻可有效阻止表面擾動的發(fā)展，使表面波動集中在注入流區(qū)。而下?lián)鯄Φ脑O(shè)置，可消除沿包底的流動，使流體流動向上，從而有利于鋼中夾雜物的上浮分離，合適的上、下?lián)鯄M合，可以顯著改善中間包內(nèi)流體的流動，延長流動距離，增加平均停留時間，有效去除夾雜物。

3.1 原型中間包數(shù)模計算結(jié)果

為了有效利用中間包去除夾雜物，提高鋼水潔凈度，采用數(shù)模對比研究了原型中間包單側(cè)移除一上擋墻后與未移除上擋墻的流場特性。圖2是原型中間包1／2非對稱模型中間對稱面的流場矢量圖和軌跡圖，通過對比可知，模型左右兩側(cè)的結(jié)果明顯存在差異。模型右側(cè)，由于設(shè)置了兩個上擋墻，導(dǎo)致部分鋼液來不及到達(dá)中間包壁面就沿包底流出進(jìn)入結(jié)晶器。

3.1.2 穿刺部位的暴露 鎖骨下靜脈穿刺患者取仰臥位，頭偏向?qū)?cè)，肩放平。肩下墊一棉墊，使兩肩后展，鎖骨略向前，充分暴露穿刺部位。頸內(nèi)靜脈穿刺患者采用15～20°頭低足高仰臥位，兩肩之間墊一薄枕，頭后仰并轉(zhuǎn)向?qū)?cè)。采用頭低位可使靜脈充分充盈，靜脈內(nèi)壓增高，容易穿刺，亦可避免產(chǎn)生腦內(nèi)靜脈空氣栓塞。

圖2 原型中間包（非對稱）1／2模型流場Fig.2 1／2 fluid flow in tundish（asymmetrymodel）

通過數(shù)值模擬結(jié)果計算得到中間包停留時間分布曲線（RTD曲線）以及各方案活塞區(qū)、混合區(qū)、死區(qū)的比例，以此為依據(jù)選用冶金效果最好的方案對現(xiàn)用的中間包進(jìn)行優(yōu)化［10-11］。表2是原型中間包1／2非對稱模型的流場特征參數(shù)計算結(jié)果，通過對比可知，模型右側(cè)的平均停留時間明顯低于左側(cè)，這是由于設(shè)置了兩個上擋墻的緣故，導(dǎo)致部分鋼液來不及到達(dá)中間包壁面就沿包底流出進(jìn)入結(jié)晶器，不利于夾雜物的上浮。

通過上述分析可知，原型中間包控流裝置可以較好地控制注流區(qū)的流動，但是由于加入了短上擋墻，沒有明顯增加活塞區(qū)比例，同時在短上擋墻附近形成了回流區(qū)（死區(qū)），不利于夾雜物的去除［12-13］。當(dāng)采用單上擋墻雙下?lián)鯄螅娱L了由注流到出口的時間，有利于夾雜物的上浮，同時消除了短上擋墻所引起的死區(qū)，通過進(jìn)一步優(yōu)化給出合適的上下?lián)鯄M合及下?lián)鯄Ω叨任恢迷O(shè)計。

表2 非對稱模型中間包流場特征參數(shù)計算結(jié)果Table 2 Physical properties of asymmetric model tundish

表3 優(yōu)化方案的具體參數(shù)設(shè)置Table 3 Specific parameter settings for optimization scheme

3.2 優(yōu)化方案數(shù)模計算結(jié)果分析

在原模型的基礎(chǔ)上，通過調(diào)整合適的上下?lián)鯄M合及下?lián)鯄Ω叨任恢脙?yōu)化設(shè)計中間包結(jié)構(gòu)，具體包括上擋墻距水口中心距離、上下?lián)鯄﹂g距離、上擋墻底距包底距離以及下?lián)鯄Ω叨龋M(jìn)一步優(yōu)化中間包流場。具體方案如表3所示。

其中方案1至方案8由于長上擋墻距水口距離較近，稱其為短距離方案，為單上擋墻雙下?lián)鯄M合，其中遠(yuǎn)離長水口的下?lián)鯄Ω叨扰c位置固定，高度為250mm，距長水口2 200 mm。而方案9至方案14，由于距水口距離較遠(yuǎn)，稱其為遠(yuǎn)距離方案，為單上擋墻單下?lián)鯄M合。

短距離方案1～8與原型相比，去掉了一個短上擋墻，其特點在于有兩下?lián)鯄鸵簧蠐鯄Γ疑蠐鯄嚅L水口距離較近，最大為730 mm。綜合方案1～8的流場分布來看，流體從鋼包流出注入中間包后，由于速度大，穿透深度也很大，直達(dá)中間包底部，迅速向四周鋪開。由于有抑湍器的存在，鋼液沿抑湍器壁面運動，減緩了匯流漩渦的形成，減少了卷渣的可能性；同時減弱了大包長水口注流的沖擊作用，減少了對中間包注流區(qū)耐火材料的沖刷和侵蝕。

圖3 方案4縱向中心垂直截面XZ（Y＝0）面流場Fig.3 Flow field of vertical section of longitudinal center of scheme 4

圖4 方案12縱向中心垂直截面XZ（Y＝0）面流場Fig.4 Flow field of vertical section of longitudinal center of scheme 12

遠(yuǎn)距離方案9～14與原型相比，其特點是上下?lián)鯄Ω髦挥幸粋€，而且長上擋墻距水口距離較遠(yuǎn)，一般都大于1 000 mm。綜合方案9～14的流場分布來看，其流場的特點與短距離方案的流場大致相同。在長上擋墻附近依舊存在著死區(qū)，但是通過分析其流場可以看出，通過減小上下?lián)鯄χ行拈g距離，可以有效地縮小長上擋墻附近的死區(qū)范圍。由于只有一個下?lián)鯄Γ虼瞬⒉淮嬖谙聯(lián)鯄﹂g的死區(qū)，這是遠(yuǎn)距離方案優(yōu)于短距離方案的地方。但是由于上擋墻距水口中心距離較大，在鋼液從抑湍器流出，繞過長上擋墻之前會形成一個很大的回旋區(qū)，這對整個流場的流動很不利，流場分布如圖4所示。

不同方案下中間包內(nèi)流場特征參數(shù)計算結(jié)果如表4所示。通過對比方案1～8與方案9～14的特征參數(shù)，可以明顯看出，短距離方案的平均停留時間分布在1 030～1 100 s范圍內(nèi)，而遠(yuǎn)距離方案則略高，為1 105～1 115 s，這表明上擋墻遠(yuǎn)離水口可以延長鋼液在中間包內(nèi)的停留時間。但是，短距離方案的活塞區(qū)體積分?jǐn)?shù)為45%～50%遠(yuǎn)高于遠(yuǎn)距離方案的27%～32%，比較死區(qū)體積分?jǐn)?shù)也可以看出，短距離方案的死區(qū)體積分?jǐn)?shù)較小，結(jié)合流場圖3與圖4，兩類方案雖然都存在死區(qū)，但是短距離方案的死區(qū)靠近底部，對夾雜物的上浮影響較小。所以，短距離方案優(yōu)于遠(yuǎn)距離方案。進(jìn)一步對比分析短距離方案1～8，可以得知，在這8種方案中，方案4的流場分布更合理，具有較長的停留時間，并且活塞區(qū)體積分?jǐn)?shù)較大。

4 應(yīng)用效果

針對優(yōu)化方案4共開展了12批次現(xiàn)場生產(chǎn)測試，中間包鋼水全氧含量由原來的30.33μg／g下降至優(yōu)化后的26.83μg／g，提高了鋼液的潔凈度。對比優(yōu)化前后的鑄坯夾雜物尺寸分布情況，如圖5所示，優(yōu)化后中間包澆鑄鑄坯尺寸大于5μm的夾雜物相對原型中間包鑄坯均有所降低，可見優(yōu)化中間包對促進(jìn)夾雜物上浮有明顯作用。

5 結(jié)論

（1）原型中間包控流裝置可以較好地控制注流區(qū)的流動，但是由于加入了短上擋墻，在短上擋墻附近形成了回流區(qū)（死區(qū)），不利于夾雜物的上浮去除。

（2）通過優(yōu)化擋墻尺寸及擋墻間距離后的中間包內(nèi)鋼水流動狀態(tài)得到明顯改善，鋼液流動更加合理，鋼液在中間包內(nèi)的平均停留時間增加，活塞區(qū)體積分?jǐn)?shù)增大。

（3）工業(yè)生產(chǎn)實踐結(jié)果表明，優(yōu)化后的中間包澆鑄板坯，全氧含量降低，大尺寸夾雜物含量減少。

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收修改稿日期：2016-02-23

Optim ization of the Molten Steel Flow Field of 70 t Slab Tundish

Su Duxing1Zou Changdong1Guo Hui2Wang Bo3
（1.Institute of Research of Iron and Steel，Shasteel，Zhangjiagang Jiangsu 215625，China；2.Converter Steelmaking plant，Shasteel，Zhangjiagang Jiangsu 215625，China；3.School of Materials Science and Engineering，Shanghai University，Shanghai200072，China）

Fluid flow characteristics of the 70 t tundish were studied by numerical simulation based on the different combination of dam and weir.The results showed that the fluid flow of injection zone could be well controlled by prototype tundish.However，it was disadvantageous for inclusion removal due to the increasing dead zone near short weir.After optimizing the tundish structure，the average residence time ofmolten steel increased from 992 s to 1 036.18 s，and the volume ratio of dead zone was reduced from 8.7%to 7.1%.The industrial practice also showed that the optimized tundish was superior to the prototype one in reduction in T［O］and large inclusions.

tundish，numerical simulation，residence time ofmolten steel，dead zone

蘇篤星，男，工程師，主要從事煉鋼連鑄工藝研究，Email：suduxing＠126.com