郭 卓，鉉明濤，李嬌嬌，王 楠，陳 敏

(東北大學 冶金學院,沈陽 110819)

隨著市場對鋼鐵產(chǎn)品多樣化需求的日益增加，定制化生產(chǎn)已成為合金鋼生產(chǎn)的重要趨勢，因此將不可避免地出現(xiàn)因小批量引起的生產(chǎn)成本問題[1].眾所周知，為避免匯流旋渦將中間包覆蓋劑卷入結(jié)晶器內(nèi)影響鑄坯質(zhì)量，在每個澆次末期中間包內(nèi)都會剩余一定量鋼水即殘鋼.隨連鑄批量減少，殘鋼量所占比例增加，金屬收得率相應降低，進而嚴重影響生產(chǎn)成本和經(jīng)濟效益.因此，開發(fā)抑制中間包內(nèi)匯流旋渦卷渣技術(shù)，提高金屬收得率，對連鑄生產(chǎn)特別是高附加值合金鋼連鑄具有重要意義[2-6].

關(guān)于抑制匯流旋渦減少殘鋼量的措施，不少學者通過改變中間包內(nèi)部結(jié)構(gòu)或改變工藝參數(shù)來達到目的.苑品等[7]和青靚等[8]采用水模實驗的研究結(jié)果表明，在雙流板坯中間包內(nèi)增加擋壩高度并向上開通鋼孔可以大幅減少中間包殘鋼量；李新偉[9]以五流中間包為研究對象，通過數(shù)值模擬研究總結(jié)出塞棒高度、拉速、中間包水口內(nèi)徑和覆蓋劑厚度對旋渦產(chǎn)生的影響.此外，還有學者通過在水口附近添加抑旋裝置來降低匯流旋渦產(chǎn)生高度，劉金剛[10]開發(fā)出板式旋渦抑制器并應用于雙流板坯中間包內(nèi)，可明顯抑制匯流旋渦的產(chǎn)生；趙亮等[11]通過水模優(yōu)化實驗表明，在無控流裝置的四流中間包水口附近布置抑流件，可有效降低旋渦卷渣臨界高度.

本文以四流方坯中間包為研究對象，針對在端部4流水口上方較早發(fā)生旋渦卷渣的問題，采用數(shù)值模擬手段對澆注末期中間包內(nèi)匯流旋渦的形成特點進行研究.在不改變中間包原有控流裝置條件下，結(jié)合前人經(jīng)驗開發(fā)出工字型抑旋板以降低卷渣液位，并對加入抑旋板前后中間包內(nèi)流場特征進行分析，同時研究了抑旋板安放角度及高度對抑旋效果的影響，從而為開發(fā)多流中間包抑旋技術(shù)提供理論參考.

1 數(shù)學模型

1.1 中間包參數(shù)

圖1為四流T型中間包結(jié)構(gòu)圖.該中間包控流裝置采用湍流控制器、導流擋墻及擋壩的組合結(jié)構(gòu).中間包模型與實際中間包比例為1∶1，基本尺寸如表1所示.

圖1 中間包結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic of tundish structure

考慮到該四流中間包流場的對稱特點，本文只選取其二分之一建立計算模型，圖2為計算模型和網(wǎng)格劃分.

表1 中間包尺寸參數(shù)Table 1 Parameters of the tundish

圖2 計算模型和網(wǎng)格圖Fig.2 Calculation model and mesh

1.2 模型假設(shè)和邊界條件

對中間包澆注過程作如下假設(shè)：(1)由于模擬的是澆注末期，不再有鋼液從鋼包內(nèi)流入中間包，故對鋼包長水口可做簡化處理； (2)不考慮溫度變化對中間包澆注過程的影響； (3)初始鋼液處于靜止狀態(tài)且澆注過程中靠重力驅(qū)動流出； (4)將中間包內(nèi)液面視為自由表面.

邊界條件為：(1)中間包頂部不斷有空氣流入，將上表面設(shè)為空氣壓力入口； (2)本模擬中不考慮拉速的情況，因此將中間包出水口設(shè)為壓力出口； (3)所有壁面均采用無滑移壁面邊界條件.

為得到澆注末期匯流旋渦卷渣的臨界液位，在迭代計算過程中對中間包水口界面覆蓋劑的體積分數(shù)進行了監(jiān)控，從而確定水口開始卷渣的時間.表2為模型中鋼液、中間包覆蓋劑和空氣的物性參數(shù).

表2 流體物性參數(shù)Table 2 Physical parameters of fluid

1.3 控制方程

為了研究鋼液、中間包覆蓋劑和空氣三相的流動特性，本文采用VOF界面方法研究多相傳輸特征，中間包澆注過程考慮氣、鋼液、覆蓋劑(渣)三相.湍流模型選擇RNGk-ε雙方程模型.

連續(xù)性方程

(1)

動量方程

(2)

在每個控制容積中，所有相的體積分數(shù)之和是1.設(shè)φq為第q相的體積分數(shù)，中間包澆注過程考慮氣、鋼液、覆蓋劑(渣)三相.

φgas+φsteel+φslag=1

(3)

流體的密度與黏度均采用體積平均計算，即：

ρ=φgasρgas+φsteelρsteel+φslagρslag

(4)

μ=φgasμgas+φsteelμsteel+φslagμslag

(5)

湍動能(k)方程

+Gk+Gb-ρε

(6)

湍動能耗散率(ε)方程

(7)

式中：ρ為流體密度，kg·m-3；P為壓力，Pa；g為重力加速度，m·s-2；μeff為有效黏性系數(shù)，Pa·s，μeff=μ+μt；vi、vj分別為xi、xj方向上的速度分量，m·s-1；k為湍動能，m2·s-2；ε為湍動能耗散率，m2·s-2；Gk是由速度梯度引起的湍動能產(chǎn)生相，kg·m-1·s-3；Gb是由浮力引起的湍動能產(chǎn)生相，kg·m-1·s-3；σk和σε分別用于求解k和ε的有效普朗特數(shù)；C1、C2和C3均為常數(shù)，在本研究中C1=1.42，C2=1.68，C3=0.

1.4 研究方案

本研究設(shè)計的8種方案如表3所示，首先以垂直于中間包窄側(cè)包壁的水口中軸線為起始邊，以水口中心為圓心順時針旋轉(zhuǎn)布置抑旋板，在討論得出最佳安放角度后，通過改變最佳安放方案的抑旋板高度H，模擬計算出針對此中間包的最優(yōu)方案，抑旋板安放示意圖參見圖3.

表3 實驗方案Table 3 Scheme of experiment

圖3 抑旋板示意圖Fig.3 Schematic of inhibiting baffle

2 結(jié)果與討論

2.1 中間包匯流旋渦的形成過程

在中間包澆注末期，不再有鋼液從鋼包注入中間包內(nèi)，隨著澆注的繼續(xù)進行，中間包內(nèi)鋼水液面會逐漸下降.當液面降至一定高度后，水口上方的鋼液表面逐漸發(fā)生凹陷，最終會形成旋渦將中間包覆蓋劑卷入結(jié)晶器中.

圖4為中間包澆注末期4流水口處匯流旋渦的形成過程，右圖為左圖水口附近區(qū)域放大后結(jié)果.圖4(a)為起旋臨界高度，此時在出水口上方會出現(xiàn)輕微凹陷，鋼液會圍繞凹渦作旋轉(zhuǎn)運動；隨著液面繼續(xù)下降，旋渦的凹陷程度加深，少量中間包覆蓋劑會被卷入出水口中造成下渣(圖4(b))，此時的高度稱為卷渣臨界高度；這種狀態(tài)持續(xù)較短時間后，凹渦會完全貫通至出水口，鋼液表面的覆蓋劑會大量的卷入出水口(圖4(c))，此時對應的高度稱為貫通臨界高度.這種情況會降低鑄坯潔凈度，甚至誘發(fā)漏鋼事故.在本模擬研究中，為了對比不同方案下旋渦的形成過程，對旋渦產(chǎn)生初期的起旋臨界高度和下渣初期的卷渣臨界高度進行比較分析.

研究結(jié)果表明，位于中間包端部的4流水口(參見圖2)較3流容易發(fā)生卷渣現(xiàn)象，在澆注末期應優(yōu)先關(guān)閉.但由于位于端部的4流響應時間較長，鋼液溫度偏低，如果在澆注末期先關(guān)停4流水口，會造成中間包內(nèi)產(chǎn)生較大死區(qū)，中間包內(nèi)鋼液溫差較大，影響生產(chǎn)順行和鑄坯質(zhì)量，因此有效抑制中間包端部的1流、4流產(chǎn)生旋渦卷渣非常關(guān)鍵，本研究也將著重研究4流水口匯流旋渦形成和發(fā)展過程.

圖4 匯流旋渦各發(fā)展階段體積分數(shù)圖Fig.4 Volume fraction diagram at different stages of sink vortex (a) —起旋臨界高度； (b) —卷渣臨界高度； (c) —貫通臨界高度

圖5 不同鋼水液位表面速度云圖與流線圖Fig.5 Surface velocity cloud diagram and flow line at different molten steel level(a) —液面高度150 mm； (b) —卷渣臨界液位69 mm

2.2 原中間包內(nèi)匯流旋渦特征

圖5(a)是鋼液面在150 mm時XOZ面速度云圖和跡線圖.此時水口上方鋼液表面比較平穩(wěn)，最大流速為0.03 m/s，鋼液向水口作匯流運動，流動軌跡大多沿徑向方向，沒有形成明顯的旋渦.對比4流水口開始卷渣時自由液面的云圖和跡線圖(圖5(b))可以看出，4流水口上方鋼液表面穩(wěn)定性較差，最大流速達0.15 m/s，容易造成卷渣，鋼液大多沿切向方向流動，形成以水口為中心的逆時針匯流旋渦.

產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因可由中間包內(nèi)流場不均而誘發(fā)環(huán)流來解釋.在澆注末期，鋼水液面降至擋壩以下后，會造成注流區(qū)存在液面差，在壓差作用下，高液面注流區(qū)會通過靠近包底的導流孔不斷向低液面注流區(qū)補充鋼水，便會在擋孔處形成一高流速區(qū)域，從而使低液面注流區(qū)中間包底部鋼液產(chǎn)生逆時針旋轉(zhuǎn)的流動趨勢.在靠近中間包底部出水口處切向速度大，鋼液旋轉(zhuǎn)趨勢最明顯，由于流體黏度的作用會帶動上方的鋼液也產(chǎn)生切向運動，但這種趨勢會隨著能量的消耗逐漸減弱，所以在150 mm高液面處切向速度小，難以產(chǎn)生匯流旋渦.隨著液面的不斷下降，鋼液表面切向速度逐漸增大，旋轉(zhuǎn)趨勢越來越明顯，終于在4流水口處最先形成逆時針的匯流旋渦.

2.3 抑旋板對中間包內(nèi)匯流旋渦的影響

2.3.1 抑旋板布置角度的影響

圖6是抑旋板在4種不同安放角度(參見表3)情況下起旋和卷渣的臨界高度.可以看出，加入抑旋板后，各方案的起旋和卷渣臨界高度均比原中間包低，方案4時降幅最大，起旋臨界高度由75 mm降至53 mm，降低了29.3%，卷渣臨界高度由69 mm降至45 mm，降低了34.8%，這說明加入抑旋板可以有效地抑制澆注末期匯流旋渦的形成，減少澆注末期中間包內(nèi)殘鋼量，提高金屬收得率.

圖6 不同方案時起旋和卷渣臨界高度Fig.6 Critical height of vortex formation and slag entrapment in different schemes

結(jié)合圖7鋼液表面速度矢量圖對比分析可以看出，在中間包水口附近加入抑旋板能夠破壞水口處逆時針旋轉(zhuǎn)流場，改變鋼液流動軌跡.鋼液在流經(jīng)抑旋板后，一部分繼續(xù)向前流動，另一部分流股則被抑旋板阻擋，從長板內(nèi)側(cè)流入沿著內(nèi)部凹槽向短板一端流動，最后沿短板內(nèi)側(cè)方向流入水口.由鋼液表面速度云圖可以看出，加入抑旋板可有效降低水口附近鋼液流速，流經(jīng)抑旋板的鋼液速度由0.15 m/s降至0.045 m/s，有利于穩(wěn)定液面波動和降低卷渣高度.

以不同角度在水口附近安放抑旋板，會對中間包內(nèi)流場產(chǎn)生不同的影響.按方案1(圖7a)安放抑旋板后在水口處順時針流動趨勢過大，形成順時針旋渦，使抑旋效果變差；按方案2(圖7b)安放抑旋板，未能阻擋流經(jīng)水口與包壁間的大部分鋼液，阻礙鋼液形成逆時針旋渦的作用較弱；按方案3(圖7c)安放抑旋板，由于其擺放位置在鋼液旋轉(zhuǎn)流動的末端，降低鋼液流速和改變鋼液流動軌跡的作用與其他方案相比較差；按方案4(圖7d)安放抑旋板后，可以阻擋流經(jīng)水口與包壁間的大部分鋼液，鋼液沿短板方向流出后，其切向速度與來流的鋼液相互抵消變?yōu)閺较蛄鲃?，剩余鋼液從抑旋板長板外側(cè)流過，最終均沿徑向流入水口，在4流水口上方?jīng)]能形成明顯旋渦，因此大大降低了卷渣臨界高度.

2.3.2 抑旋板高度的影響

圖8為抑旋板最佳安放角度(方案4)情況下，抑旋板不同高度H對匯流旋渦起旋和卷渣臨界高度的影響.可以看出，隨H的增加，匯流旋渦的起旋和卷渣臨界高度均呈下降趨勢.加入抑旋板后與原中間包相比，在H由方案5(參見表3)的20 mm增加至方案7的80 mm時，起旋臨界高度降幅分別為15.9%、17.9%、29.3%、34.7%，卷渣臨界高度降幅分別為18.5%、30.4%、34.8%、40.6%，抑旋板對旋渦的抑制作用逐漸提升.方案8繼續(xù)增加H，起旋和卷渣的臨界高度不再明顯變化.

圖7 不同方案時卷渣液位表面流速分布Fig.7 Surface flow velocity of slag entrapment surface in different schemes(a) —方案1； (b) —方案2； (c) —方案3； (d) —方案4

圖8 抑旋板高度對起旋和卷渣臨界高度的影響Fig.8 Effect of inhibiting baffle height on vortex formation and slag entrapment critical height

根據(jù)以上結(jié)果可以認為，在本研究條件下，當H高于原中間包起旋臨界高度75 mm時效果最佳，抑旋板能夠在匯流旋渦形成初期即進行有效抑制.隨著H的降低，抑制效果隨之變差，在抑旋板高度降到20 mm時效果最差；但當H超過原中間包起旋臨界高度過多時，由于鋼液在此高度旋渦還未產(chǎn)生，進一步改善抑旋效果變化不大，所以難以進一步降低起旋和卷渣的臨界高度.

3 結(jié) 論

(1) 在澆注末期位于中間包端部的4流水口最先發(fā)生卷渣現(xiàn)象.未加入抑旋板時，4流水口上方產(chǎn)生明顯的逆時針匯流旋渦，鋼水液位高度在69 mm時便發(fā)生覆蓋劑卷入現(xiàn)象，容易導致殘鋼量增多.

(2) 在中間包內(nèi)加入抑旋板，可以破壞水口處逆時針旋轉(zhuǎn)流場，改變鋼液流動軌跡，降低水口附近鋼液流速，流經(jīng)抑旋板的鋼液速度由0.15 m/s 降至0.045 m/s，液面穩(wěn)定性得到提高，對抑制匯流旋渦的形成有明顯效果.

(3) 通過改變抑旋板的安放角度和高度，中間包內(nèi)鋼液均沿徑向流入水口，沒有形成明顯旋渦；抑旋板布置高度應高于原中間包起旋臨界高度，以使其在旋渦產(chǎn)生初期便起到抑制作用，但進一步增加擋板高度，抑旋效果不再明顯提升.

參考文獻：

[1] 王彬, 劉青, 穆衍清, 等.長材型特殊鋼廠產(chǎn)品結(jié)構(gòu)與爐機匹配[C]//2012年全國煉鋼-連鑄生產(chǎn)技術(shù)會.重慶:中國金屬學會, 2012:567-579.

(Wang Bin, Liu Qing, Mu Yanqing,etal.Product mix and matching between furnaces and casters in special steel plants of long products [C]//2012 national steelmaking and continuous casting production technology association.Chongqing:The Chinese Society for Metals, 2012:567-579.)

[2] 劉金剛, 郝寧, 姜中行, 等.中間包下?lián)鯄σ缌骶碓袨閇J].北京科技大學學報, 2010, 32(7):849-854.

(Liu Jingang, Hao Ning, Jiang Zhonghang,etal.Mechanism of slag entrapment at the over flow weir in tundishes [J].Journal of University of Science and Technology Beijing, 2010, 32(7):849-854.)

[3] Kuklev A V, Tinyakov V V, Aizin Y M,etal.Alleviating defects in continuous-cast ingots by inserting vortex suppressors in the tundish [J].Metallurgist, 2004, 48(5-6):207-209.

[4] 王立濤, 李正邦, 薛正良, 等.連鑄中間包內(nèi)鋼液流動特性及控流技術(shù)[J].特殊鋼, 2004, 25(2):32-34.

(Wang Litao, Li Zhengbang, Xue Zhengliang,etal.Flow control technology and flow feature of liquid steel in tundish for concasting [J].Special Steel, 2004, 25(2):32-34.)

[5] 文光華, 唐萍, 祝明妹, 等.板坯連鑄中間包鋼液潔凈度的水力學模擬和應用[J].特殊鋼, 2004, 25(1):9-11.

(Wen Guanghua, Tang Ping, Zhu Mingmei,etal.Hydraulics simulation and application on cleanliness of liquid steel in tundish for slab concasting [J].Special Steel, 2004, 25(1):9-11.)

[6] Michalek K, Gryc K, Socha L,etal.Study of tundish slag entrainment using physical modelling [J].Archives of Metallurgy & Materials, 2016, 61(1):257-260.

[7] 苑品, 包燕平, 崔衡, 等.高品質(zhì)IF鋼連鑄中間包降低殘鋼量的水模型研究[J].北京科技大學學報, 2011, 33(增刊1):1-5.

(Yuan Pin, Bao Yanping, Cui Heng,etal.Water model research on decreasing the casting remnant of high quality IF steel [J].Journal of University of Science and Technology Beijing, 2011, 33(supplement1):1-5.)

[8] 青靚, 李樹森, 崔衡.連鑄中間包降低殘鋼量的水模型研究[J].鑄造技術(shù), 2017, 38(09):2193-2195.

(Qing Jing, Li Shusen, Cui Heng.Study on decreasing residual steel quantity in tundish based on water modeling [J].Foundry Technology, 2017, 38(09):2193-2195.)

[9] 李新偉.連鑄中間包卷渣臨界液位的研究[D].沈陽:東北大學, 2011.

(Li Xinwei.Research on slag entrapment critical liquid height in continuous casting tundish [D].Shenyang:Northeastern University, 2011.)

[10] 劉金剛.連鑄中間包內(nèi)鋼水匯流旋渦形成及其影響因素模擬研究[D].北京:北京科技大學, 2005.

(Liu Jingang.Simulation research on vortex sink formation and its influential factors in tundish during continuous casting [D].Beijing:University of Science and Technology Beijing, 2005.)

[11] 趙亮, 張曉光, 丁麗華.大方坯連鑄中間包抑制卷渣水模實驗研究[C]//2012年全國煉鋼-連鑄生產(chǎn)技術(shù)會論文集.重慶:中國金屬學會, 2012:580-583, 586.

(Zhao Liang, Zhang Xiaoguang, Ding Lihua.Water model research on preventing entrapped slag of bloom tundish [C]//2012 national steelmaking and continuous casting production technology association.Chongqing:The Chinese Society for Metals, 2012:580-583, 586.)