郝 忠

(宣化鋼鐵集團(tuán)有限責(zé)任公司)

十二流小方坯中間包優(yōu)化及冶金效果

郝 忠

(宣化鋼鐵集團(tuán)有限責(zé)任公司)

利用數(shù)值模擬對(duì)宣鋼十二機(jī)十二流連鑄機(jī)中間包的三維流場(chǎng)、濃度場(chǎng)和溫度場(chǎng)進(jìn)行研究，優(yōu)化出了最佳控流裝置。應(yīng)用結(jié)果顯示，采用優(yōu)化結(jié)構(gòu)后的中間包，流場(chǎng)明顯改善，各流的流動(dòng)特性趨于一致，高溫鋼液對(duì)第6流塞棒的沖擊減輕，各流最大溫差由優(yōu)化前的10 K降低為優(yōu)化后的4 K。且連澆時(shí)間由優(yōu)化前的20 h延長(zhǎng)到26 h。

十二流小方坯 中間包 結(jié)構(gòu)優(yōu)化 數(shù)值模擬

0 前言

中間包冶金最重要的兩個(gè)功能是去除夾雜和調(diào)整溫度，中間包內(nèi)流體的流動(dòng)特性對(duì)其內(nèi)非金屬夾雜物的上浮及均勻鋼水溫度起著至關(guān)重要的作用，合理的控流裝置是得到理想流動(dòng)特性的關(guān)鍵保證。目前對(duì)于多流中間包特別存在兩個(gè)主要問題，第一，流場(chǎng)不合理。各流的停留時(shí)間相差較大，造成夾雜物不能有效的去除;第二，各流的鋼液溫度相差較大。距離注流區(qū)越遠(yuǎn)，溫降越厲害，造成澆鑄過程出現(xiàn)問題，特別對(duì)狹長(zhǎng)的六流及以上一體式中間包尤為突出［1－2］。宣鋼原有十二機(jī)十二流方坯鑄機(jī)中間包在澆注過程中高溫鋼液對(duì)第六流塞棒底部沖刷比較厲害，耐材侵蝕嚴(yán)重，各流之間的溫差相差較大，且連澆時(shí)間短，嚴(yán)重影響了生產(chǎn)。經(jīng)分析，發(fā)現(xiàn)原因主要是中間包內(nèi)控流裝置的設(shè)計(jì)存在一定的問題導(dǎo)致鋼液流場(chǎng)不合理和溫度分布不均勻所致。針對(duì)存在的問題，采用數(shù)值模擬對(duì)中間包內(nèi)鋼液的流動(dòng)和傳熱特征進(jìn)行了系統(tǒng)的研究，確定適合該中間包的最佳控流裝置。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 基本假設(shè)

中間包內(nèi)鋼液的流動(dòng)，可視為粘性不可壓縮流體穩(wěn)態(tài)流動(dòng)，主要受粘滯力、重力和慣性力的作用，為保證實(shí)型與模型的運(yùn)動(dòng)相似，需要采用雷諾數(shù)、弗魯?shù)聰?shù)同時(shí)相等。

1)中間包內(nèi)鋼液為單相湍流流動(dòng);

2)中間包內(nèi)鋼液流動(dòng)穩(wěn)定，且不可壓縮;

3)忽略渣層對(duì)鋼液流動(dòng)的影響，鋼液面視為自由滑移邊界;

4)鋼液的密度、粘度、比熱容等熱物理性質(zhì)參量為常數(shù);

5)中間包是一個(gè)三維穩(wěn)態(tài)過程;

6)示蹤劑的傳輸是一個(gè)瞬態(tài)過程。當(dāng)粒子到出口處時(shí)視為已逃逸出中間包，到達(dá)固體壁面后碰撞壁面并反射回中間包。

1.2 幾何模型的建立

利用商業(yè)軟件ANSYS－ICEM根據(jù)幾何平面圖生成三維立體幾何模型，流體計(jì)算使用商業(yè)軟件ANSYS－FLUENT。由于十二機(jī)十二流鑄機(jī)在澆注過程中有兩個(gè)中包，兩個(gè)中包分別為六機(jī)六流，對(duì)稱分布。故在計(jì)算模擬過程中只考慮一個(gè)中包，計(jì)算只取其一。圖1為原中間包和最終優(yōu)化的中間包的幾何平面圖，圖2為原中間包和最終優(yōu)化的中間包的三維幾何圖。圖中從左向右依次為第1流、第2流、第3流、第4流、第5流和第6流。

圖1 中間包幾何平面圖

圖2 中間包三維幾何圖

鋼水在中間包內(nèi)流動(dòng)的微分方程和鋼水溫度在中間包變化的微分方程如下［3］:

連續(xù)性方程:

動(dòng)量方程:

湍流模型:

k方程:

ε方程:

能量方程:

xi、xj——以張量表示的方向;

Ui、Uj——流場(chǎng)時(shí)均速度;H——焓

ρ——鋼液密度;; μ——?jiǎng)恿W(xué)黏度;

μi、μeff——為湍流黏度系數(shù)和有效黏度系數(shù);

β——體膨系數(shù);keff——有效傳熱系數(shù);

T——鋼液溫度;G——重力加速度:

k、ε——為流體湍動(dòng)能和湍動(dòng)能耗散率;

G——湍動(dòng)能產(chǎn)生率;Cp——比熱容;

C1、C2、Cd、бε——經(jīng)驗(yàn)常數(shù);P——壓力。

目前廣泛采用Launder等的推薦值，取為C1=1.44，C2=1.92，Cd=0.09，бk=1.00，бε=1.30。

計(jì)算的鋼液的物性參數(shù)確定如下:鋼液密度為6900 kg/m3，鋼液分子粘度為0.00625 kg/m－s，比熱為750 J/kg－K，熱傳導(dǎo)系數(shù)為41 W/m－K，熱膨脹系數(shù)為0.0001 K－1。進(jìn)口流速度根據(jù)斷面和拉速確定，進(jìn)口內(nèi)徑70mm，對(duì)于150mm×150mm方坯，在拉速2.8 m/min的條件下進(jìn)口流速為1.637 m/s;

1.3 邊界條件

在模擬鋼水流動(dòng)時(shí):經(jīng)大包長(zhǎng)水口的流體，其入流速度垂直于中間包液面:在固體壁面上，采用不滑動(dòng)的邊界條件，在近壁區(qū)，采用壁函數(shù)對(duì)速度和湍流特性參數(shù)進(jìn)行修正。壁面上示蹤劑通量為零，示蹤劑傳輸行為計(jì)算時(shí)通量設(shè)為零，示蹤劑總量為1。

在模擬溫度場(chǎng)時(shí)，假設(shè)大包鋼水以恒溫(1853 K)注入到中間包內(nèi)，在中間包壁的傳熱和表面頂渣的熱輻射視為穩(wěn)態(tài)，通過包壁和表面渣層的熱通量采用Chakrabor和Sahai的推薦值，即中間包縱向包壁、橫向包壁、底面及表面渣層的熱損失分別3.2、3.8、1.4 和15 kJ/(m2.s)。

1.4 模擬計(jì)算

利用上述的數(shù)學(xué)模型，考慮到導(dǎo)流孔孔徑、仰角、水平偏角及導(dǎo)流孔的位置等五個(gè)因素的變化，共設(shè)計(jì)9組實(shí)驗(yàn)方案，其中水平偏角指偏向塞棒的夾角。根據(jù)設(shè)計(jì)的控流裝置實(shí)驗(yàn)方案，對(duì)其進(jìn)行流場(chǎng)、傳熱及示蹤劑的傳輸狀態(tài)進(jìn)行模擬計(jì)算研究，并根據(jù)模擬計(jì)算結(jié)果確定最優(yōu)方案。

當(dāng)拉速為2.8 m/min，工作液面為800mm及長(zhǎng)水口插入深度為200mm時(shí)，首先對(duì)原中間包進(jìn)行數(shù)值模擬，其次，在入流區(qū)，原緩沖器靠近塞棒的一側(cè)加上一塊擋墻，并在其上開導(dǎo)流孔，擋墻高為900mm。首先設(shè)計(jì)了兩組優(yōu)化方案(方案1與方案2)，其中方案1與方案2導(dǎo)流孔距包底640mm，方案1中兩個(gè)導(dǎo)流孔對(duì)稱分布，方案2有一個(gè)導(dǎo)流孔，孔徑分別為120mm和200mm，水平偏角和豎直仰角都分別為0°和15°;考慮到工作液面達(dá)不到正常澆注液面，工作液面為700mm時(shí)，優(yōu)化設(shè)計(jì)6組實(shí)驗(yàn)方案(方案4～方案9)，其中孔中心距包底550mm，水平方向孔的中心在擋墻的中心線上，水平偏角分別為0°、10°和15°，仰角分別為5°、10°和15°，共對(duì)9組實(shí)驗(yàn)方案進(jìn)行數(shù)值模擬優(yōu)化計(jì)算。

2 結(jié)果分析與討論

實(shí)驗(yàn)共計(jì)10組方案，筆者僅對(duì)原中間包以及最優(yōu)方案(方案6)的中間包截取截面進(jìn)行分析。

2.1 流場(chǎng)及流動(dòng)特征

對(duì)于原中間包以及最優(yōu)方案(典型方案6)兩方案截取典型的截面進(jìn)行分析，原中間包方案中鋼液流動(dòng)的速度云圖和流線圖如圖3所示，最優(yōu)方案中鋼液流動(dòng)的流速矢量圖和流線圖如圖4所示。

圖3 原中間包的流場(chǎng)

圖4 典型方案6的中間包流場(chǎng)

由圖3可以看出，對(duì)于原中間包，當(dāng)鋼液從注流區(qū)流出進(jìn)入分配區(qū)，由于擋板的提升作用，在擋板的右側(cè)，一部分鋼液越過擋板向上，沿著表面流動(dòng)，直接流向第3流，經(jīng)過擋板的阻擋，另一部分鋼液與擋板碰撞后，在擋板與第6流之間的孔和通道分別流向5#塞棒底部和6#塞棒，形成短路流，且由于鋼液流速高，擋板和塞棒之間的距離小，在此區(qū)域鋼液紊亂程度高，對(duì)6#塞棒沖刷嚴(yán)重，而對(duì)于優(yōu)化改造后的中間包，高速流動(dòng)的鋼液經(jīng)湍流控制器后耗散了一定的湍動(dòng)能，并以較大的速度返回到鋼液表面，通過斜向上的導(dǎo)流孔使鋼液向上流動(dòng)，由于導(dǎo)流孔的孔徑較小，鋼液以較大的流速流出后，沿著近似與寬面包壁平行的方向，流向遠(yuǎn)流，直接流向第1流，在流向遠(yuǎn)流的過程中分流，部分鋼液分別流向第4流、第5流和第6流，在5#塞棒和6#塞棒之間形成回流，促使鋼液流向表面，減輕了對(duì)6#塞棒底部的沖刷，返回后與寬面包壁碰撞后中間包內(nèi)形成循環(huán)流動(dòng)，大部分鋼液流向第1流，與窄面包壁碰撞后，沿著靠近塞棒方向的寬面依次流向近流大部分鋼液沿表面流動(dòng);對(duì)于原中間包，鋼液進(jìn)入澆注區(qū)后，距離長(zhǎng)水口遠(yuǎn)的對(duì)應(yīng)的流線長(zhǎng)，而部分鋼液經(jīng)擋板底部的孔和通道在中間包底部平鋪開，造成了嚴(yán)重的短路流現(xiàn)象。由圖4可以看出，優(yōu)化改造后的中間包各個(gè)水口的鋼液流動(dòng)平穩(wěn)，由于采用擋墻后，注流區(qū)擴(kuò)大，注流區(qū)的高度紊亂，一方面，有利于鋼液的混勻和夾雜物的碰撞，也耗散了高速的湍動(dòng)能，另一方面，鋼液經(jīng)導(dǎo)流孔斜向上運(yùn)動(dòng)，鋼液的流動(dòng)路線增加，避免了對(duì)6#塞棒，且在第3流和第4流之間分流，各個(gè)水口的鋼液流動(dòng)的均勻性趨于一致。

優(yōu)化前后中間包的RTD曲線如圖5、圖6所示，兩方案RTD曲線計(jì)算結(jié)果見表1。

圖5 原中間包的RTD曲線

圖6 優(yōu)化后中間包的RTD曲線

表1 兩方案RTD曲線計(jì)算結(jié)果

由圖5、圖6可以看出，原中間包5流和6流的RTD曲線出現(xiàn)雙峰，說明存在一定的短路流，而對(duì)于優(yōu)化后的中間包5流和6流雙峰現(xiàn)象消失。

由表1可以看出，原中間包各個(gè)水口平均停留時(shí)間最大相差為222 s，滯止時(shí)間最大相差為85s，優(yōu)化改造后的中間包各個(gè)水口平均停留時(shí)間最大相差為40 s，滯止時(shí)間最大相差為29 s，由于兩個(gè)方案的鋼液面分別為800mm和700mm，所以相應(yīng)數(shù)據(jù)有較大的差別，但優(yōu)化改造后的中間包各個(gè)水口的鋼液流動(dòng)性趨于一致，明顯改善了中間包的流動(dòng)狀況。

2.2 溫度場(chǎng)

中間包內(nèi)鋼液的溫度場(chǎng)是影響中間包內(nèi)耐材浸蝕的關(guān)鍵，為了對(duì)改造前后中間包內(nèi)鋼液的溫度場(chǎng)進(jìn)行對(duì)比，對(duì)中間包內(nèi)鋼液經(jīng)過塞棒縱截面的溫度場(chǎng)分布進(jìn)行分析(如圖7所示)。

圖7 中間包內(nèi)鋼液經(jīng)過塞棒縱截面的溫度場(chǎng)

由圖7可以看出，對(duì)于原中間包，由于擋板的阻擋，在第6流與擋板之間存在高溫區(qū)，由此造成第6流的塞棒由于受高溫鋼液的沖刷，侵蝕厲害，整個(gè)中間包內(nèi)鋼液的溫度分布很不均勻，通過計(jì)算結(jié)果顯示，各流水口的溫差最大為2.4 K，且第1流(邊流)溫度過低，在澆注過程中容易造成水口凍結(jié)，影響生產(chǎn);對(duì)于優(yōu)化改造后的中間包，整個(gè)中間包內(nèi)鋼液溫度分布均勻，在第6流和第5流之間不存在高溫區(qū)，各流水口的溫差最大為0.3 K，第1流(邊流)溫度升高。

3 冶金效果

優(yōu)化改造后的中間包于2010.11月投入使用，在澆注過程中對(duì)中間包鋼水溫度進(jìn)行實(shí)測(cè)，各個(gè)水口最大溫差為4 K，而未優(yōu)化前經(jīng)實(shí)測(cè)各水口之間最大溫差為10 K。在生產(chǎn)中中間包的使用效果很好，在澆注過程中第6流的塞棒明顯侵蝕減輕，連澆時(shí)間由優(yōu)化前的20 h延長(zhǎng)到26 h，達(dá)到了優(yōu)化設(shè)計(jì)的目的。

通過采用數(shù)值模擬對(duì)宣鋼十二機(jī)十二流的中間包的結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，得出以下結(jié)論:

1)宣鋼原中間包在澆注過程中高溫鋼液對(duì)第6流塞棒底部沖刷比較厲害，耐材侵蝕嚴(yán)重，1流和6流之間的溫差相差較大，且連澆時(shí)間短。

2)采用數(shù)值模擬優(yōu)化后的中間包各個(gè)水口的鋼液流動(dòng)性趨于一致，明顯改善了中間包的流動(dòng)狀況，在第6流和第5流之間不存在高溫區(qū)，各流水口的溫差最大為0.3 K。

3)在生產(chǎn)中中間包的使用效果很好，在澆注過程中，第6流的塞棒侵蝕明顯減輕，各個(gè)水口最大溫差為4 K，而未優(yōu)化前經(jīng)實(shí)測(cè)各水口之間最大溫差為10 K，連澆時(shí)間由優(yōu)化前的20 h延長(zhǎng)到26 h。

［1］Xie Jian，Zheng Shuguo，WuYonglai，etal.Water Modeling Study on Optimaization of Flow Control Devices in Five－strand"T"Type Tundish［J］.Journal of Materials and Metallurgy，2002，4(1):285－289.

［2］陳登福，胡銳，王青峽，等.連鑄中間包多孔擋墻設(shè)置優(yōu)化的數(shù)學(xué)物理模擬［J］，過程工程學(xué)報(bào)，2008，8(S1):49－53.

［3］鐘良才，王明安，周小賓，等.5流連鑄中間包流場(chǎng)溫場(chǎng)數(shù)學(xué)模擬，過程工程學(xué)報(bào)，2011，11(1):26－27.

TUNDISH STRUCTURE OPTIMIZATION OF TWELVE－STRAND BILLET CASTER AND METALLURGICAL EFFECT

Hao Zhong
(Xuanhua Iron and Steel Group Co.，Ltd，)

The three－dimensional flow temperature and concentration field of tundish for twelve－strand billet caster in Xuanhua Steel were studied by numerical simulation and the best flow control devices were optimized.Results showed that flow field was obviously improved，flow behaviors of each strand of tundish became consistent，impact of high temperature molten steel on sixth strand stoppers reduced，the maximum temperature difference before and after optimizating reduced to4 K from10 K and continuous casting time increased to26 hours from20 hours.

twelve－strand billet caster tundish structure optimization numerical simulation

聯(lián)系人:郝忠，高級(jí)工程師，副廠長(zhǎng)，河北.宣化(075100)，河北鋼鐵集團(tuán)宣化鋼鐵公司煉鋼廠;

2012—2—1