盧海彪，程常桂，張 豐，李 陽，金 焱

(武漢科技大學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)

隨著對鋼潔凈度要求的不斷提高，中間包作為連鑄過程的重要反應(yīng)容器，在鋼水精煉中的作用日益受到重視。目前，冶金工作者在改善中間包內(nèi)流場形態(tài)、延長鋼液在中間包內(nèi)停留時間及提高夾雜物去除率等方面，已開展了大量的研究工作[1-3]。文獻[4-7]表明，通過設(shè)置擋墻、擋壩、過濾器等控流手段，可有效去除尺寸大于50 μm的夾雜物，但對小于50 μm的夾雜物的去除效果并不明顯，而且此類控流技術(shù)所用耐材的成本較高，還可能因其熔損而在鋼液中引入新的夾雜。中間包底吹氬技術(shù)則可以通過改變鋼液的流動方式來阻礙大顆粒夾雜物由注流區(qū)向澆注區(qū)移動，而且氬氣泡的上浮可使中間包局部湍動能耗散率明顯增大，同時上浮的氣泡也能夠捕捉細小的夾雜物顆粒，以上過程均有利于夾雜物的長大及上浮去除。工業(yè)實踐已證明，采用中間包底吹氬技術(shù)可有效去除尺寸小于50 μm的夾雜物。

鄭玉等[8]研究表明，中間包底吹入氬氣能顯著改善鋼液的流動狀態(tài)、延長鋼液在中間包內(nèi)的平均停留時間以及減少死區(qū)的體積分數(shù)。崔衡等[9]結(jié)合水模型和工業(yè)試驗研究了中間包底吹氬參數(shù)對中間包流場的影響，結(jié)果表明，中間包底吹氬不僅可以改善中間包流場，還能使鋼液中T[O]含量和夾雜物數(shù)量降低。Wang J等[10]認為透氣磚位置和通氣量是影響中間包內(nèi)卷渣的主要因素，透氣磚和擋壩距離越近，中間包內(nèi)鋼液流場越合理且越有助于控制卷渣。劉淑培等[11]運用FLUENT軟件進行了中間包內(nèi)氣-液兩相運動、熱傳輸及夾雜物去除率的數(shù)值模擬研究，得出合理的吹氣量及吹氣位置能改善中間包流場、延長鋼液在中間包內(nèi)停留時間、促進夾雜物上浮去除的結(jié)論。

基于此，本文以國內(nèi)某鋼廠一機一流板坯連鑄中間包為原型，結(jié)合物理模擬和數(shù)值模擬方法，研究了控流裝置和吹氬量對中間包內(nèi)鋼液流動行為及鋼液平均停留時間的影響，以期為該鋼廠中間包底吹氬工藝參數(shù)的優(yōu)化及提高鋼液夾雜物去除率提供理論和實驗依據(jù)。

1 研究方法

1.1 物理模擬

1.1.1 試驗條件與模型參數(shù)

本研究以某鋼廠一機一流板坯連鑄中間包為原型，鑄坯斷面尺寸為200 mm×2200 mm，拉坯速度為1.3 m/min，體積流量為6.0678 m3/h。在保證中間包內(nèi)型結(jié)構(gòu)相同的條件下，按照模型與原型相似比為1∶2(K=1/2)制作中間包有機玻璃模型，用水模擬鋼液，空氣模擬氬氣，以保證模型和原型幾何學相似。中間包原型與水模型的尺寸參數(shù)如表1所示。

表1中間包模型和原型的尺寸(單位：mm)

Table1Dimensionsofwatermodelandprototypeoftundish

另一方面，中間包內(nèi)鋼液主要在黏滯力、重力和慣性力的作用下做湍流流動，同時考慮到中間包內(nèi)吹氬對鋼液流動的影響，則需要保證原型與模型的修正弗魯?shù)聹蕯?shù)(Fr)相等[12]，以滿足動力學相似條件。對應(yīng)的模型與原型的鋼液流量比和時間比遵循下式(1)和式(2)：

(1)

(2)

式中：Qm為中間包模型中水的體積流量，m3/h；Qr為原型中鋼水的體積流量，m3/h；tm為中間包水模型模擬鋼液的平均停留時間，min；tr為原型中鋼液的平均停留時間，min。

模型與原型的氣體流量比可表示為：

QAr,r=5.21Qair,m

(3)

式中：QAr,r為中間包原型吹氬量，m3/h；Qair,m為中間包水模型吹氣量，m3/h。

1.1.2 試驗方法

中間包水模型的試驗裝置示意圖如圖1所示。根據(jù)“刺激—響應(yīng)”法，待中間包內(nèi)流體流動穩(wěn)定后，從長水口處迅速注入KCl溶液作為刺激信號，利用DJ800型多功能監(jiān)測系統(tǒng)和電導率儀采集數(shù)據(jù)，通過軟件處理后得到不同研究條件下KCl濃度隨時間變化情況，即中間包內(nèi)液體停留時間分布曲線(RTD曲線)，根據(jù)該曲線可計算液體在中間包內(nèi)的平均停留時間。通過顏色示蹤法對中間包內(nèi)液體的流動情況進行演示，即向中間包內(nèi)加入亞甲基藍溶液，用攝像機獲取中間包內(nèi)模擬鋼液的流動行為。

1— 進口閥門；2—流量計；3—中間包；4—擋墻；5—擋壩；6—透氣磚；7—電導率儀；8—出口閥門圖1 物理模擬試驗裝置示意圖

本文在前期水模型試驗確定的最佳擋墻和擋壩位置的基礎(chǔ)上[13]，即擋墻和擋壩間距為225 mm、擋壩距塞棒中心距離為580 mm、透氣磚距塞棒中心距離為285 mm的條件下，測定通氣量分別為2、4、6、8 L/min時的RTD曲線，并計算得到不同吹氣量下中間包內(nèi)模擬鋼液的平均停留時間。

1.2 數(shù)值模擬

1.2.1 模型假設(shè)

對中間包底吹氬過程作如下假設(shè)：①不考慮中間包表面渣對流動的影響，鋼-渣界面看作自由液面處理；②鋼液流動為穩(wěn)態(tài)不可壓縮流動，鋼液密度、黏度等物性參數(shù)均為常數(shù)；③氣泡可視為大小均勻的剛性球體，其大小不隨位置的改變而改變；④氣相的升力及氣液兩相間的虛擬質(zhì)量力可以忽略不計[14]；⑤示蹤劑傳輸是一個非穩(wěn)態(tài)傳質(zhì)過程。

1.2.2 控制方程

采用歐拉兩相流模型描述中間包內(nèi)的氣液兩相流動，鋼液作為連續(xù)相，氣泡作為離散相，兩相均被認為做三維穩(wěn)定的湍流流動。描述中間包內(nèi)氣液兩相流動的基本方程為：

連續(xù)性方程

(4)

動量方程(Navier-Stokes方程)

(5)

湍動能方程(κ方程)

(6)

湍動能耗散方程(ε方程)

(7)

式中：ρ為流體密度，kg/m3；u為速度，m/s；x為坐標值，m；P為壓力，Pa；μeff為有效黏性系數(shù)，μeff=μ0+ρCμκ2/ε，其中Cμ為比例常數(shù)，μ0為流體黏性系數(shù)，單位為Pa·s；κ為湍動能，m2/s2；ε為湍動能耗散率；σ為雷諾應(yīng)力；Gκ為由平均速度梯度產(chǎn)生的湍動能，m2/s2；C1和C2為模型常數(shù)。

示蹤劑在中間包內(nèi)的流動可表示為：

(8)

式中：c表示示蹤劑濃度；Deff為湍流有效擴散系數(shù)，可由經(jīng)驗公式Deff=μeff/ρ求解。

1.2.3 邊界條件

(2) 固體壁面采用無滑移邊界條件，靠近壁面處的邊界層內(nèi)，采用Scalable壁面函數(shù)模型進行處理；上表面對液相是滑移邊界，對氣相則是脫氣邊界，氣泡到達上表面后自然逸出。

(3) 鋼液的出口處認為鋼液自由流出，相對靜壓力為零(參考壓力為標準大氣壓)。

(4) 根據(jù)水模型試驗結(jié)果及原型與模型的相互轉(zhuǎn)換關(guān)系，得到實際中間包內(nèi)氬氣泡直徑約為1～3 mm，模擬計算時取氣泡直徑為2 mm。

1.2.4 求解方法及模擬方案

采用CFD軟件中的SIMPLE算法求解各方程。當?shù)玫椒€(wěn)定的流場后，在中間包入口處加入一定量的示蹤劑求解瞬態(tài)對流擴散方程，得到示蹤劑在中間包內(nèi)的濃度分布及RTD曲線。

本研究中，首先將水模型試驗結(jié)果與同等條件下的數(shù)值模擬結(jié)果進行對比，以驗證該數(shù)學模型的準確性。然后，在其他參數(shù)不變的情況下，根據(jù)表2所示的方案進行數(shù)值模擬，研究不同控流裝置布置方式(包括不同透氣磚位置及用透氣磚分別代替擋壩和擋墻的情況)下，吹氬量對中間包內(nèi)鋼液流動行為及平均停留時間的影響。中間包內(nèi)透氣磚位置的示意圖如圖2所示，圖中透氣磚上方的數(shù)字表示其距塞棒的距離。

表2 數(shù)值模擬方案

圖2 中間包內(nèi)透氣磚位置示意圖

Fig.2Schematicdiagramofthepositionofpermeablebrick

2 數(shù)值模擬的驗證

吹氣量為4 L/min時，中間包水模型內(nèi)不同時刻模擬鋼液的流動狀態(tài)如圖3所示，從染色液體從擋墻下端流出時開始計時。由圖3可見，由于中間包底吹氬的作用，氣幕左側(cè)的小部分模擬鋼液隨著氣泡快速上升，到達中間包表面后向左側(cè)回流，即氣幕左側(cè)存在向長水口方向的表面層流，構(gòu)成了一個小的回旋區(qū)。大部分模擬鋼液則在氣泡的抬升作用下，一邊往上移動，一邊穿透氣泡墻到達氣幕右側(cè)形成中間包內(nèi)表面流，隨后模擬鋼液向下遷移，一部分從浸入式水口離開中間包，一部分則因氣泡的抬升作用與氣幕左側(cè)流過來的液體混合，在塞棒左側(cè)構(gòu)成一個回旋區(qū)。

(a) 0 s (b) 10 s

(c) 20 s (d) 30 s

(e) 40 s (f) 50 s

圖3不同時刻下中間包水模型內(nèi)模擬鋼液的流場

Fig.3Flowfieldsofsimulatedmoltensteelintundishatdifferentmoments

在相同條件下進行數(shù)值模擬計算，得到中間包內(nèi)鋼液速度矢量分布圖如圖4所示。由圖4可見，中間包內(nèi)鋼液在上浮氣泡的抬升作用下向上遷移，主要流股在透氣磚右上方形成表層流，然后在塞棒右側(cè)下降，大部分流股從浸入式水口處流出，小部分流股則在塞棒左側(cè)和透氣磚之間形成一個環(huán)流。對比圖3和圖4可知，數(shù)值模擬得到的中間包內(nèi)鋼液流動狀態(tài)與水模型試驗結(jié)果基本相同。

圖4吹氬量為20.84L/min時中間包內(nèi)鋼液的速度矢量分布

Fig.4Velocityvectordistributionofmoltensteelintundishattheargonblowingrateof20.84L/min

不同吹氣量下,中間包水模型試驗和數(shù)值模擬計算所得中間包內(nèi)鋼液的平均停留時間如圖5所示。由圖5可知，保持其他條件下變，物理模擬和數(shù)值模擬所得吹氬量對中間包內(nèi)鋼液平均停留時間的影響規(guī)律相近，不同的吹氣量下兩者計算誤差在1.17%～2.11%范圍內(nèi)。

圖5吹氬量與鋼液平均停留時間的關(guān)系

Fig.5Relationshipbetweenargonblowingrateandaverageresidencetimeofmoltensteel

綜合上述分析可知，本文采用的數(shù)值模擬方法是有效且準確的。

3 結(jié)果與分析

3.1 不同透氣磚位置的情況

根據(jù)1#～6#數(shù)值模擬方案，計算得到不同吹氬量及透氣磚位置下中間包內(nèi)鋼液的平均停留時間如圖6所示。

圖6不同吹氬量下鋼液平均停留時間與透氣磚位置的關(guān)系

Fig.6Relationshipbetweenaverageresidencetimeandpermeablebrickpositionatdifferentargonblowingrates

由圖6可知，在不同吹氬量下，當透氣磚距塞棒的距離為570～885 mm時(即透氣磚相對于擋壩更靠近澆注區(qū))，隨著其距塞棒距離的增加，鋼液在中間包內(nèi)平均停留時間逐漸減少，這是由于在擋墻、擋壩、底吹氬形成上升氣泡流股的綜合作用下，中間包內(nèi)鋼液更容易形成上升流股，延長其平均停留時間。但當擋壩與透氣磚距離相近且透氣磚更靠近澆注區(qū)時，氣泡流股有可能破壞擋壩形成的上升流股的形態(tài)，使鋼液在中間包內(nèi)的平均停留時間減少，此時鋼液純凈度提高更多依靠的是上升氣泡黏附夾雜物的作用。當透氣磚位于距塞棒1310 mm處時，擋墻、擋壩綜合作用形成的上升流股起主導作用，增大吹氬量可改善上升流股形態(tài)，從而延長鋼液在中間包內(nèi)的停留時間；透氣磚位于距塞棒1760 mm處時，增加吹氬量明顯延長了鋼液在中間包內(nèi)的停留時間，這是因為上升氣泡流和擋墻的綜合作用使得擋墻左側(cè)的上升環(huán)流增強；當透氣磚位于距塞棒2120 mm處時，中間包內(nèi)鋼液平均停留時間減少，原因是該區(qū)域靠近鋼液注入的湍流區(qū)，氣泡上升流股作用不大，對中間包內(nèi)鋼液的平穩(wěn)流動較為不利。

總體來看，吹氬量為31.26 L/min時，鋼液在中間包內(nèi)的平均停留時間最長，這是因為中間包內(nèi)氣泡數(shù)量會隨著吹氬量的增大而增加，氣泡提升流股作用明顯增強，但當吹氣量進一步增大時(如吹氬量為41.68 L/min)，中間包內(nèi)會形成大的氬氣泡，反而會減弱對鋼液的抬升作用，同時大氣泡還會增加氣泡到達中間包液面的上浮速度，導致液面出現(xiàn)翻騰，甚至造成鋼液卷渣。

本文研究條件下，綜合采用擋墻、擋壩、透氣磚的控流裝置時，最佳的透氣磚位置是距塞棒570 mm處，當氬氣流量為31.26 L/min時，鋼液的平均停留時間為8.74 min。

3.2 用透氣磚代替擋壩時的情況

采用7#數(shù)值模擬方案，即保持擋墻位置不變而在原擋壩處設(shè)置透氣磚，計算得到中間包內(nèi)鋼液的速度矢量分布圖如圖7所示，鋼液的平均停留時間如圖8所示。

由圖7可見，在不采用擋壩而利用擋墻和透氣磚配合時，吹入的氬氣泡以一定速度上浮，在中間包內(nèi)形成氣幕擋墻，帶動了鋼液向上流動，在氣幕兩側(cè)分別形成兩個方向相反的回流區(qū)，增加了此區(qū)域內(nèi)鋼液的混合，有利于夾雜物間的碰撞長大。當吹氬量為10.42 L/min時，在中間包澆注區(qū)形成典型的上升流股，兩側(cè)回流區(qū)不明顯；隨吹氬量進一步的增大，氣幕兩側(cè)環(huán)流逐漸增強，鋼液在該區(qū)域停留時間延長，相應(yīng)地減少了中間包內(nèi)的有效容積，使得中間包內(nèi)鋼液的平均停留時間有所減少。

(a) 10.42 L/min (b) 20.84 L/min

(c) 31.26 L/min (d) 41.68 L/min

圖7用透氣磚代替擋壩時吹氬量對中間包內(nèi)鋼液流動的影響

Fig.7Effectofargonblowingrateonfluidflowintundishbyreplacingdamwithpermeablebrick

圖8用透氣磚代替擋壩時吹氬量對中間包內(nèi)鋼液平均停留時間的影響

Fig.8Effectofargonblowingrateonaverageresidencetimeofmoltensteelintundishbyreplacingdamwithpermeablebrick

結(jié)合圖7和圖8來看，在原擋壩位置設(shè)置透氣磚時，氣幕擋墻可以起到抬升鋼液流股的作用，吹氬量為10.42 L/min時，中間包內(nèi)鋼液平均停留時間為8.81 min，但水模型試驗結(jié)果表明，該吹氣量下中間包內(nèi)還不能形成足夠穩(wěn)定的氣幕擋墻。相比較而言，吹氬量為20.84 L/min時，氣幕穩(wěn)定性較好，中間包內(nèi)鋼液平均停留時間最長為8.77 min，這比設(shè)置擋墻、擋壩和透氣磚的最佳工藝參數(shù)下的鋼液平均停留時間略長，主要是因為在透氣磚上方和擋墻間形成了較強的環(huán)流。事實上，當設(shè)置擋墻、擋壩和透氣磚時，擋壩和氣幕兩次抬升作用形成的表層流以及氣泡黏附綜合作用，對夾雜物的去除效果更好。

3.3 用透氣磚代替擋墻時的情況

采用8#數(shù)值模擬方案，即保持擋壩位置不變而在原擋墻處設(shè)置透氣磚，計算得到中間包內(nèi)鋼液的速度矢量分布圖如圖9所示，鋼液的平均停留時間如圖10所示。

由圖9可見，利用透氣磚吹氬和擋壩組合可起到優(yōu)化中間包內(nèi)鋼液流場的作用。由圖10可知，隨著吹氬量由10.42L/min增至41.68L/min，鋼液在中間包內(nèi)的平均停留時間由8.99 min逐漸減少至8.70 min。這是由于吹氬量越大，氣幕兩側(cè)的環(huán)流越強，回流區(qū)域變大，渦心位置更靠近鋼液表面，中間包表面鋼液流速增加，這雖然有利于夾雜物的碰撞上浮，但容易造成卷渣；在擋壩右側(cè)的澆注區(qū)域，由于受到氣泡上浮作用的帶動，鋼液流動隨著吹氬量的增大而更為活躍，形成回流區(qū)域的渦心位置右移靠近塞棒，使鋼液更快地從出水口流出，同時氣幕左側(cè)的環(huán)流區(qū)域降低了中間包的有效容積，這使得鋼液在中間包內(nèi)的停留時間變短。

(a) 10.42 L/min (b) 20.84 L/min

(c) 31.26 L/min (d) 41.68 L/min

圖9用透氣磚代替擋墻時吹氬量對中間包內(nèi)鋼液流動的影響

Fig.9Effectofargonblowingrateonfluidflowintundishbyreplacingweirwithpermeablebrick

圖10用透氣磚代替擋墻時吹氬量對鋼液平均停留時間的影響

Fig.10Effectofargonblowingrateonaverageresidencetimeofmoltensteelintundishbyreplacingweirwithpermeablebrick

對比透氣磚代替擋墻和擋壩的兩種控流裝置可知，雖然在擋墻位置處設(shè)置透氣磚時，鋼液在中間包內(nèi)的平均停留時間相對較長，但擋墻起到了分隔鋼水注入?yún)^(qū)和澆注區(qū)的作用。由于注入?yún)^(qū)的鋼水處于湍流狀態(tài)，若未設(shè)置擋墻，則容易導致中間包內(nèi)注入?yún)^(qū)鋼液表面的保護渣處于紊亂狀態(tài)，有可能造成鋼液卷渣。因此，保留擋墻并在擋壩位置處設(shè)置透氣磚更有利于提高鋼液純凈度。

4 結(jié)論

(1)與水模型試驗結(jié)果對比可知，利用本文建立的數(shù)學模型對中間包底吹氬過程進行數(shù)值模擬是可行且準確的。

(2)在中間包內(nèi)設(shè)置擋墻、擋壩、透氣磚時，最佳的透氣磚位置是距塞棒570 mm，氬氣流量為31.26 L/min，鋼液平均停留時間為8.74 min。

(3)中間包內(nèi)采用透氣磚來代替擋壩、擋墻均有利于延長中間包內(nèi)鋼液的平均停留時間，且隨著吹氬量增大，鋼液平均停留時間有所減小。

(4)采用擋墻和透氣磚的組合且不設(shè)置擋壩時，有利于提高鋼液純凈度，較優(yōu)的吹氬氣量為20.84 L/min，此時中間包內(nèi)鋼液平均停留時間為8.77 min。

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