薛 飛 黃君凱 代開舉 劉姍姍 王 波 張捷宇

(1.省部共建高品質(zhì)特殊鋼冶金與制備國家重點實驗室，上海 200444; 2.上海市鋼鐵冶金新技術(shù)開發(fā)應用重點實驗室，上海 200444; 3.上海大學材料科學與工程學院，上海 200444)

結(jié)晶器是連鑄機的“心臟”部件，鋼液在結(jié)晶器內(nèi)的凝固行為直接決定連鑄坯質(zhì)量。據(jù)統(tǒng)計，鑄坯近80%的表面缺陷起源于結(jié)晶器[1]，因此，研究結(jié)晶器內(nèi)的鋼液流動是獲得高質(zhì)量鑄坯的基礎。結(jié)晶器內(nèi)不合理的鋼液流動會嚴重影響鑄坯的質(zhì)量及連鑄生產(chǎn)順行。而結(jié)晶器內(nèi)鋼液的流動狀態(tài)除受拉速、吹氣量等工藝參數(shù)的影響外，很大程度上還受到水口結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響。故國內(nèi)外眾多學者[2- 11]采用物理模擬和數(shù)學模擬方法深入研究了浸入式水口結(jié)構(gòu)參數(shù)對結(jié)晶器內(nèi)鋼液流動規(guī)律的影響。本文以國內(nèi)某鋼廠立式板坯連鑄結(jié)晶器為研究對象，通過建立1∶1的水模型，比較和分析了浸入式水口各結(jié)構(gòu)參數(shù)對結(jié)晶器內(nèi)流場的影響，為優(yōu)化浸入式水口結(jié)構(gòu)參數(shù)提供參考。

1 研究方法

1.1 物理模擬

基于相似原理，在保證原型和模型的雷諾準數(shù)(Re)、弗魯?shù)聹蕯?shù)(Fr)各自相等的條件下，建立1∶1的結(jié)晶器物理模型。試驗拉速與實際拉速一致，即0.6、0.7 m/min，對應流量為9.36、10.92 m3/h，浸入深度為90、100及110 mm。試驗采用的浸入式水口結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。采用DJ800型水工試驗數(shù)據(jù)采集處理系統(tǒng)完成結(jié)晶器液位的測量工作。由于結(jié)晶器內(nèi)的流場左右對稱，所以將浪高儀固定在結(jié)晶器一側(cè)中心線的5個測點位置，如圖1所示。在采集時間內(nèi)，將統(tǒng)計出3次的1/3大波的平均波高作為波高測量值。

表1 水模型試驗浸入式水口結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structure parameters of submerged entry nozzle for water model test

注：表中符號“+”、“-”表示水口傾角向上和向下

圖1 自由液面浪高測點位置示意圖Fig.1 Schematic of measuring points of wave height at free surface of mold

1.2 數(shù)值模擬

1.2.1 基本假設及控制方程

基本假設[12]：(1)視流動為不可壓縮的黏性流體，密度為常數(shù)；(2)忽略已凝固坯殼、結(jié)晶器的振動、由密度變化引起的自然對流對流動的影響；(3)忽略保護渣及氣隙的存在，不考慮結(jié)晶器內(nèi)的化學反應；(4)結(jié)晶器內(nèi)的流動與傳熱為穩(wěn)態(tài)。采用標準k-ε雙方程模型來描述鋼液的湍流流動狀態(tài)，其控制方程包括連續(xù)性方程、動量方程(N-S方程)、湍動能方程及湍動能耗散率方程。

1.2.3 計算區(qū)域及邊界條件

鑒于模型的對稱性，模擬計算采用1/4模型，為盡量減弱結(jié)晶器出口邊界對下回流區(qū)所形成的漩渦的影響，將計算區(qū)域加長到4 m。模擬的邊界條件：(1)入口邊界，采用速度入口，其速度可由質(zhì)量守恒及拉坯速度計算得到，速度方向垂直于水口內(nèi)徑截面；(2)結(jié)晶器液面，在結(jié)晶器的自由液面，所有垂直液面的法向梯度及垂直速度分量都設為零；(3)對稱面邊界條件，在對稱面處，垂直于對稱面的速度分量為零，其他所有變量的法向梯度都為零；(4)壁面邊界條件，在結(jié)晶器壁面處，垂直于結(jié)晶器壁面的速度分量為零，平行于結(jié)晶器壁面的分量采用無滑移的邊界條件，在近壁面區(qū)采用標準壁面函數(shù)進行計算；(5)出口邊界條件，結(jié)晶器的出口設在底面，采用outflow邊界條件。模擬采用六面體網(wǎng)格，壓力速度耦合的計算采用SIMPLEC算法，殘差值小于10- 5時認為計算收斂。

2 結(jié)果與討論

2.1 水口內(nèi)腔形狀對結(jié)晶器內(nèi)流場的影響

在板坯連鑄結(jié)晶器中，常見的水口中孔內(nèi)腔形狀有扁形和圓形兩種。研究拉速為0.6 m/min、浸入深度為110 mm時，水口中孔形狀即1號圓形中孔和2號扁形中孔水口對結(jié)晶器內(nèi)流場的影響，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示。圖3(a～c)為在上述工況下，不同形狀內(nèi)腔的三維等值線圖及液面波動測量值。由圖3(a、b)可知，圓形內(nèi)腔的出口射流所攜帶的能量較大且耗散較慢，引起的液面波動程度更大。由圖3(c)可知，在上述工況下，圓形和扁形內(nèi)腔的液面波動均在合理范圍內(nèi)，但前者的波動更加劇烈，即物理模擬與數(shù)值模擬結(jié)果趨勢一致。

由圖4可知，鋼液射流在圓形內(nèi)腔中的湍動能耗散變化較小。經(jīng)統(tǒng)計，圓形內(nèi)腔與扁形內(nèi)腔的上渦心位置(x,z)分別為(-0.44,0.11)、(-0.45,0.127)，可見，圓形內(nèi)腔中上渦心的位置距離液面更近，故導致液面波動更為劇烈。在結(jié)晶器的下回流區(qū)，圓形和扁形內(nèi)腔的下渦心深度分別為1.49和1.47 m，可見內(nèi)腔形狀對下渦心位置的影響較小。故綜合來看，工況不變時，圓形內(nèi)腔引起液面波動較大，對窄面沖刷強度較大，下渦心位置較深。因此，為優(yōu)化流場，控制結(jié)晶器液面的穩(wěn)定，宜選用扁形內(nèi)腔。

圖2 不同中孔內(nèi)腔形狀水口的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagrams of nozzle with different shapes of port cavity

圖3 不同形狀內(nèi)腔水口的(a、b)三維速度等勢圖和(c)液面波動Fig.3 Three dimensional velocity contour of nozzle with different shapes of port cavity (a,b) and corresponding measured value of wave height (c)

圖4 不同形狀內(nèi)腔水口的速度矢量與湍動能耗散率云圖Fig.4 Velocity vector and turbulent dissipation contours of nozzle with different shapes of port cavity

2.2 水口底部形狀對結(jié)晶器內(nèi)流場的影響

目前常用的浸入式水口底部形狀主要有平底形、凸形和凹形3種。研究拉速為0.7 m/min、浸入深度為110 mm時，水口底部形狀即3號凸形和4號凹形水口對結(jié)晶器內(nèi)流場的影響，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖5所示。

圖6為拉速為0.7 m/min、浸入深度為110 mm時，凸底和凹底水口的速度矢量圖和湍動能耗散率云圖。由圖6可知，就對水口出口射流速度的影響來看，凸底水口的流股沖擊到底部后并未得到緩沖，造成水口側(cè)孔出口下部的速度較大，進而引發(fā)水口上部的回流加劇，降低了水口利用率。對于凹底水口，鋼液在水口底部分為兩部分，一部分由水口側(cè)孔流出，另一部分沖擊到水口底部并在凹處形成小渦流，使得流股得到緩沖，攜帶的動能減小。由圖7可知，總體上凹底水口的出口速度較凸底水口的大，特別是在水口出口底部更為顯著，這與前文分析的趨勢一致。

圖8為在上述工況下，不同底部形狀水口的寬面對稱面的速度矢量圖?？梢娡沟缀桶嫉姿诘南路骄a(chǎn)生了小渦流， 但前者的渦流范圍大于后者。經(jīng)統(tǒng)計，在上述工況下，凸底和凹底水口的下渦心深度分別為1.54和1.47 m，可知凸底水口的下渦心深度更深，不利于夾雜物的上浮和去除。

圖5 不同底部形狀水口的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5 Schematic diagrams of nozzle with different shapes of port bottom

圖6 不同底部形狀水口的速度矢量圖與湍動能耗散率云圖Fig.6 Velocity vector and turbulent dissipation contours of nozzle with different bottom shapes

圖7 不同底部形狀水口出口速度云圖Fig.7 Exit velocity patterns of nozzle with different bottom shapes

圖8 不同底部形狀水口下寬面對稱面的速度矢量圖Fig.8 Velocity vector fields of wide symmetry plane with different bottom shapes of nozzle

由圖9結(jié)晶器液下10 mm處的湍動能等勢圖可知，在上述工況下，凸底水口下結(jié)晶器液面的波動顯著大于凹底水口。由圖10(a)與10(b)可知，凸底水口下液面的流速、對窄面的沖擊力均大于凹底水口，沖擊點位置也高于凹底水口。綜合分析表明：在相同工況下，凸底水口下結(jié)晶器液面的波動及流速較大，對窄面的沖刷力較大，下渦心位置較深，同時在水口下方形成的小渦流影響范圍更大。因此在其他參數(shù)一定的情況下，凹底水口有利于優(yōu)化結(jié)晶器流場，保持液面的穩(wěn)定性。

2.3 水口側(cè)孔傾角對結(jié)晶器內(nèi)流場的影響

水口傾角是水口優(yōu)化設計中重要的結(jié)構(gòu)參數(shù)。研究拉速為0.6 m/min、浸入深度為110 mm、水口傾角均向上時不同水口傾角(5號、6號及7號水口)對結(jié)晶器流場的影響。圖11為在上述工況下，不同水口傾角時寬面對稱面的速度矢量圖，由圖可知，隨著水口向上傾角的增大，有效射流角度增大，而且在水口傾角為+5°時，水口下方形成了小渦流。

圖12(a～c)為在上述工況下，不同水口傾角時結(jié)晶器液下10 mm處的湍動能等勢圖，可知隨著水口向上傾角的增大，結(jié)晶器液面的波動程度逐漸加劇， 其中水口傾角+15°時的湍動能最高。圖12(d)是物理模擬測定的不同水口傾角時結(jié)晶器液面的波動值，可見波動均在合理范圍內(nèi)，且與數(shù)值模擬趨勢一致。其中水口傾角+5°的液面波動最為平緩，不利于保護渣的正常熔化，易出現(xiàn)冷鋼；水口傾角+15°的液面波動最為劇烈，卷渣的概率大大增加。由圖13不同水口傾角時結(jié)晶器窄面的剪切力云圖可得，結(jié)晶器下部窄面受到的沖擊力最大，且水口向上傾角越大，對窄面的沖擊力越大，沖擊點位置不斷上移，不利于初生坯殼的正常凝固。

圖9 不同底部形狀水口時結(jié)晶器液下10 mm處的湍動能等勢圖Fig.9 Turbulent kinetic energy equipotential diagrams at 10 mm below the liquid surface of mold with different bottom shapes of nozzle

圖10 結(jié)晶器液下10 mm處不同部位的速度變化曲線Fig.10 Velocity curves at different locations at 10 mm below the liquid surface of mold

圖11 不同水口傾角時寬面對稱面的速度矢量圖Fig.11 Velocity vector fields of wide symmetry plane at different nozzle port angles

2.4 水口側(cè)孔面積對結(jié)晶器內(nèi)流場的影響

水口側(cè)孔面積與側(cè)孔有效利用率密切相關。研究拉速為0.6 m/min、 浸入深度為110 mm、 水口結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示時，水口側(cè)孔面積對結(jié)晶器內(nèi)流場的影響。圖14為不同水口側(cè)孔面積時的液面波動測量值。由圖14可知，水口側(cè)孔面積越大，結(jié)晶器液面的波動越小，并且在水口中心(1號測點)與鑄坯1/4中心(2號測點)之間的液面波動較大，易發(fā)生卷渣。圖15為不同水口側(cè)孔面積時結(jié)晶器液下10 mm處的湍動能等勢圖。由圖15可知，水口側(cè)孔面積越大，液面波動越小,即物理模擬與數(shù)值模擬的趨勢基本一致。

在工藝參數(shù)及其他水口結(jié)構(gòu)參數(shù)一定時，對特定的水口側(cè)孔面積和高寬比，水口出口處的速度大小由側(cè)孔面積決定，速度分布則受側(cè)孔高寬比的影響。由于中孔尺寸的限制，側(cè)孔寬度的變化較小，為減小液面波動，側(cè)孔高度的變化較大。由圖16可知，射流的速度隨著水口側(cè)孔面積(側(cè)孔高寬比)增大到一定程度時不再顯著變化，水口側(cè)孔上部鋼液充滿度逐漸降低，水口上部回流區(qū)范圍逐漸擴大。由于水口側(cè)孔上部回流區(qū)的存在，降低了水口的有效利用率，可能導致水口附近的液面穩(wěn)定性變差。

圖12 不同水口傾角時結(jié)晶器液下10 mm處的湍動能等勢圖(a～c)和液面波動(d)Fig.12 Turbulent kinetic energy equipotential diagram (a～c) and corresponding measured value (d) of wave height at 10 mm below the liquid surface of mold at different nozzle port angles

圖13 不同水口傾角下結(jié)晶器窄面的剪切力云圖Fig.13 Shear stress on narrow surface wall of mold at different nozzle port angles

表2 模擬的水口結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2 Simulated structural parameters of SEN

圖14 不同水口側(cè)孔面積時的液面波動測量值Fig.14 Measured values of waves height with different areas of side hole

3 結(jié)論

(1)通過數(shù)值模擬與物理模擬相結(jié)合的方法，對立式板坯連鑄結(jié)晶器的浸入式水口結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，所得數(shù)值模擬與物理模擬結(jié)果的趨勢基本一致。

(2)水口中孔內(nèi)腔為扁形時，結(jié)晶器鋼- 渣界面較穩(wěn)定，結(jié)晶器窄面受到的高溫鋼液的剪切力較小。水口底部采用凹形結(jié)構(gòu)時，液面卷渣的發(fā)生概率減小，水口射流對窄面的沖擊強度減小，水口下方形成的小渦流影響范圍也較小。

(3)當水口側(cè)孔傾角均向上時，側(cè)孔向上傾角10°時結(jié)晶器內(nèi)的鋼液流場較合理，窄邊所受的剪切力較小。矩形水口的側(cè)孔面積越大， 結(jié)晶器液面波動越小，但在水口側(cè)孔上方出現(xiàn)的回流區(qū)范圍會進一步擴大，降低了水口的有效利用率。

圖15 不同水口側(cè)孔面積時結(jié)晶器液下10 mm處的湍動能等勢圖Fig.15 Turbulent kinetic energy equipotential diagrams at 10 mm below the liquid surface of mold with different areas of side hole

圖16 不同側(cè)孔面積及高寬比的水口出口附近速度矢量及湍動耗散率云圖Fig.16 Velocity vector and turbulent dissipation contours near port of nozzle with different areas and aspect ratios of side hole