八流大方坯連鑄中間包結構優化的物理和數值模擬

劉 敏，溫 翰，張 琪，唐宏偉，李 源，陳 敏

(1.鞍鋼股份有限公司 煉鋼總廠，遼寧 鞍山 114000;2.東北大學 材料與冶金學院，沈陽 110819)

連鑄中間包不僅起到穩壓、分配鋼水以及保證連續澆鑄等作用，還具有均勻中間包內鋼水溫度、延長鋼水停留時間、促進夾雜物上浮去除、提高鑄坯質量等功能.隨著對鑄坯潔凈度要求的不斷提高，通過在中間包內設置合理控流裝置以改善包內鋼水流動特性，以提高中間包冶金效果的措施日益受到重視［1］.對多流中間包而言，不僅需要考慮夾雜物的去除，還應兼顧包內各流流動的一致性，促進各流間鋼水溫度的均勻，以保證鑄坯質量和生產順行［2］.

某鋼廠八流方坯連鑄中間包由對稱的兩個中間包組成，包型介于“V”型與“C”型之間，屬于狹長型多流中間包，其中間包結構和連鑄工藝參數分別如圖1和表1所示.現場調研發現，該中間包沖擊區附近包壁沖刷嚴重，各流間鋼水溫差較大，不利于生產順行.鑒于該類包型多流中間包內鋼水流動特性的相關研究鮮有報道，本研究擬通過物理和數值模擬方法，通過對控流裝置的結構優化，達到改善中間包冶金效果之目的.

圖1 原型中間包與沖擊區結構示意圖Fig.1 Schematic of prototype tundish and impact zone

表1 八流大方坯中間包主要結構參數與連鑄工藝參數Table 1 Main structural and technological parameters of the 8－strand bloom tundish

1 物理模擬

根據相似原理，為保證模型與原型中間包內流體流動相似，需要滿足幾何相似和動力相似，即保證模型與原型的弗魯德準數相等.本實驗選取模型與原型幾何相似比為1∶3，不同斷面尺寸、拉速下原型與模型的流量關系如表2所示.實驗通過測定各流停留時間分布RTD曲線，以此分析中間包內流體流動特性.其中，Tmin為響應時間，Tmax為峰值時間，Tav為平均停留時間，Vp為活塞流體積分率，Vd為死區體積分率，Vm為全混流體積分率［3］.

表2 原型與模型中間包參數對應關系Table 2 Parameters of prototype and model tundish

為進行包內各流流動特性做的綜合評價，引入了整體平均停留時間，進而可求出中間包整體死區體積比率.為考察中間包各流流動的一致程度，引入標準方差S用于考察各流響應時間、停留時間的分散程度.標準方差S越小，表明包內各流一致程度越高［4］.

2 數值模擬

2.1 基本假設

(1)鋼液為不可壓縮的黏性流體;

(2)中間包傳熱過程為穩態;

(3)忽略中間包鋼液面的波動及鋼液面渣層的影響;

(4)忽略溫度對鋼液密度的影響，即密度為常數.

2.2 控制方程

中間包內鋼液的流動考慮為穩態不可壓縮湍流流動，采用κ－ε雙方程模型模擬湍流，中間包內鋼液流動和傳熱的數學模型表示如下.連續性方程

動量方程(Navie－Stokies方程)

能量方程

湍動能(κ)方程

湍動能耗散率(ε)方程

其中，

以上各式中:ρ為鋼液密度，kg/m3;ui，uj分別為i，j方向的時均速度，m/s;xi，xj分別為 i，j方向上坐標;P為壓力，Pa;μeff為有效黏度系數，kg/(m·s);gi為重力加速度在i方向上的分量，m/s2;t為時間，s;H為焓，J/kg;keff為有效傳熱系數，W/(m·K);κ為流體湍動能，m2/s2;G為湍動能產生率;ε為湍動能耗散率，m2/s3;μ為分子黏度系數，kg/(m·s);μt為湍流黏度系數，kg/(m·s);C1，C2，C3，σκ，σt為經驗常數，取值為 C1=1.43，C2=1.93，C3=0.09，σκ=1.00，σt=1.30［5］.

2.3 邊界條件

3 實驗方案

在原型中間包的基礎上設計了2種實驗方案，如表3所示，實驗中通過調整開孔尺寸和位置找出最合理的方案.兩方案中間包具體結構設計如圖2所示.

表3 實驗方案Table 3 Experimental schemes

在方案2中，采用直角雙開孔穩流器，正面開孔直徑φ1，正面流股與包壁平行，側面開孔直徑φ2，φ1＞ φ2，具體結構與開孔位置如圖 2(a).在方案3中，采用斜角雙開孔穩流器，正面開孔直徑φ3，正面流股流向2、3流水口之間，側面開孔直徑φ4，φ3＞φ4，φ3＞ φ1，φ2＞ φ4具體結構與開孔位置如圖2(b).

圖2 穩流器結構示意圖Fig.2 Schematic of stabilizer structure

4 結果與討論

4.1 物理模擬結果

圖3 原型中間包內鋼水停留時間分布曲線Fig.3 RTD curve of the prototype tundish

圖3是中等水平通鋼量條件下原型中間包鋼水停留時間分布曲線，其流動特征參數如表4所示.可以看出，在原型控流條件下，鋼水自湍流控制器流出后，直接到達3、4流水口，其響應時間僅為26 s、25 s，表明鋼水停留時間短.而1流、2流的響應時間分別為149 s和70 s，與3流、4流的響應時間差別大.各流響應時間的標準差為58，各流停留時間的標準差為185.1流的響應時間過長，表明鋼水自穩流器流出后，經與3流、4流間包壁碰撞回折到達2流時流速已經非常緩慢，需要較長時間才可到達最遠端的1流.正是由于這個原因，導致包內鋼水溫度的均勻性很差，1流常因鋼水溫度過低而提前結凍，影響生產順行.此外，由于包內死區體積高達37.5%，導致鋼水實際停留時間變短，不利于夾雜物上浮去除.

圖4 最優方案(方案3)內鋼水停留時間分布曲線Fig.4 RTD curve of the optimization scheme

為解決上述問題，方案2中穩流器正面開孔平行包壁，以實現流股盡快到達1流，實驗結果如表5所示.與原穩流器相比，鋼水流動范圍擴大，中間包整體死區體積分率顯著降低.中等流量條件下，整體死區體積比率降低至26.3%，第1流響應時間由原型的149 s縮短為105 s，各流響應時間的標準差由原型的58降至28，各流停留時間的標準差由原型的185降至45，中間包各流一致性得以明顯改善.

為進一步優化流場，方案3中的穩流器采用正面斜孔和側面開孔的設計方式，其中正面斜孔出來的流股與2、3流間包壁碰撞后回折流向遠端的1流，以改善熔池攪拌，減小死區體積.如表6所示，3、4流響應時間由原型的26 s、25 s分別延長至69 s、50 s，而1流的響應時間進一步縮短至83 s.各流響應時間標準差由原型的58降至15，各流停留時間的標準差由原型的185降至68.同時，死區體積也降至19%.此外，鑒于原型穩流器因內腔體積小而引起內壁沖刷嚴重的問題，方案2與方案3中均向包內延長了穩流器，增大了注流區體積，減小包壁沖刷，有利于延長中間包壽命.綜合以上分析，可認為方案3的控流效果最好.

表4 原型中間包內流場特征參數Table 4 Characteristic parameters of prototype tundish

表5 方案2的流場特征參數Table 5 Characteristic parameters of flow field in scheme 2

表6 方案3的流場特征參數Table 6 Characteristic parameters of flow field in scheme 3

4.2 溫度場數值模擬結果

圖5為原型及方案3中間包內溫度分布對比.由圖5可知，原型中間包內最高溫度為1 822 K，處于穩流器內注流區，中間包最遠端邊角附近的鋼液溫度最低，約為1 800 K，包內最大溫差為22 K.優化后的中間包內最高溫度為1 822 K，最低溫度為1 804 K，包內最大溫差縮小4 K.方案3的中間包內低溫區面積與原型中間包相比顯著減小，有利于避免1流水口因溫度過低而導致的凍結問題.此外，原型中間包內高溫區偏向一側，主要集中在3、4流水口附近，遠端1、2流附近溫度降低，整體溫度分布不均勻.而采用方案3時，高溫區移至包中間部位，部分熱量轉移至遠端1、2流水口附近，使其溫度提高，而近端3、4流水口附近溫度降低，中間包整體溫度場更趨均勻.

圖6為原型與方案3中間包內塞棒縱截面的溫度分布圖.在原型中間包內，1至4流水口溫度分別為1 818、1 819、1 820、1 820 K;而方案 3 中，各水口溫度相應變化為 1 817、1 818、1 818、1 817K，最大溫差由2 K降至1 K.原包型的縱截面溫度場中，等溫線以平推形式向前推進，其與中間包“少回流，多短路流”的流場相一致，這時中間包內鋼水溫度不均勻［7］.方案3的溫度場中，因穩流器側壁開孔，在3、4流之間又出現一高溫區，其作用在于當包內高溫區后移的情況下，對近端3、4流附近鋼水進行熱量補償，以降低其溫降.

5 結論

以某鋼廠八流方坯連鑄中間包為研究對象，通過水模實驗及數值模擬，研究了穩流器結構對包內流體流動特性的影響規律，并采用雙開孔結構的穩流器優化了其內部流場，所得結論如下.

(1)原型中間包控流方式不合理，整體死區體積比率偏高，達到37.5%，大幅減小中間包有效容積;各流流動一致性很差，1、2流響應時間過長，而3、4流響應時間、停留時間短，致使各流間鋼水溫差增大.

(2)采用方案3提出的雙開孔穩流器控流方式，包內綜合流動狀況得以顯著改善，中間包整體死區體積比率降至19.0%，各流響應時間的標準差由原型的58降至15，各流停留時間的標準差由原型的185降至68.

(3)原中間包內溫度分布不均勻，最大溫差達22 K.方案3將包內最大溫差降低4 K，各水口間最大溫差由2 K降至1 K.

(4)增大穩流器內腔容積后，有利于減輕鋼流對中間包壁耐火材料沖刷，提高中間包使用壽命.

［1］王建軍，包燕平，曲英.中間包冶金學［M］.北京:冶金工業出版社，2001.

(Wang Jian－ jun，Bao Yan － ping，Qu Ying.Tundish metallurgy［M］.Beijing:Metallurgical Industry Press，2001.)

［2］鄭淑國，朱苗勇.多流連鑄中間包各流流動特性一致性的判別［J］.過程工程學報，2006，6(4):522－526.

(Zheng Shu－guo，Zhu Miao－yong.Criteria on the similarity of melt flow among strands in multi－strand continuous casting tundish［J］.The Chinese Journal of Process Engineering，2006，6(4):522－526.)

［3］ Ma Zhen，Chen Min，Zhang Ti－guang，et al.Study on the flow controlling device of four－strand bloom continuous casting tundish［J］. Journal of Iron and Steel Research International，2008，15(S1):292 －296.

［4］雷洪，趙巖，鮑家琳，等.多流連鑄中間包停留時間分布曲線總體分析方法［J］.金屬學報，2010，46(9):1109－1114.

(Lei Hong，Zhao Yan，Bao Jia － lin，et al.Whole analysis approach for residence time distribution curve in multi－strand continuous casting tundish［J］.Acta Metallurgica Sinica，2010，46(9):1109 －1114.)

［5］安航航，韓傳基，季維，等.八流中間包內鋼液流動和傳熱特性的研究［J］.煉鋼，2012，28(3):61－65.

(An Hang － hang，Han Chuan － ji，JI Wei，et al.Study on flow－ability and heat transfer characteristics of eight－strand tundish［J］.Steelmaking，2012，28(3):61 －65.)

［6］徐海倫，馬春武，李智，等.基于數值模擬的七流中間包控流裝置設計［J］.鋼鐵釩鈦，2012，33(4):40－46.

(Xu Hai－ long，Ma Chun － wu，Li Zhi，et al.Design of flow control devices for seven－strand tundish based on numerical simulation［J］.Iron Steel Vanadium Titanium，2012，33(4):40－46.)

［7］蔣國璋，孔建益，李公法，等.中間包溫度分布的模擬研究［J］.鋼鐵，2007，42(4):27－29.

(Jiang Guo － zhang，Kong Jian － yi，Li Gong － fa，et al.Simulation research on temperature distribution in tundish［J］.Iron and Steel，2007，42(4):27 －29.)