熊巧鈴，艾新港，王 瓊，杜 冰，劉海嘯，寧 哲

（1.遼寧科技大學(xué) 材料與冶金學(xué)院，遼寧 鞍山 114051；2.鞍山市和豐耐火材料有限公司 技術(shù)質(zhì)量部，遼寧 鞍山 114225）

通道式感應(yīng)加熱中間包相比于傳統(tǒng)的中間包存在一定的優(yōu)勢［1-2］。在實(shí)際生產(chǎn)中，鋼液在連鑄過程中向環(huán)境散熱［3-5］，熱量損失不可避免。通道式感應(yīng)加熱中間包可以在通道處安裝電磁感應(yīng)加熱裝置，鋼液流經(jīng)感應(yīng)加熱通道時(shí)能夠得到熱補(bǔ)償，有效提高各流溫度的一致性。加熱后的鋼液在中間包內(nèi)的流速加快，流動(dòng)路徑增加，可以達(dá)到去除夾雜的目的［6-9］。

對通道式感應(yīng)加熱中間包的研究最早源于1984年Tsunehiro等的專利［10］。近年來，邢飛等［11］建立單流雙通道感應(yīng)加熱中間包三維非穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型，研究通道傾斜角度變化對其內(nèi)部流場、溫度場及湍動(dòng)能的影響，結(jié)果表明，當(dāng)通道傾角為8°時(shí)，澆鑄區(qū)的湍流強(qiáng)度較小，且鋼液的分布較為均勻，基本避免卷渣及鋼液對耐火材料的沖刷侵蝕。唐海燕等［12］建立六流H型通道感應(yīng)加熱中間包電磁-熱-流動(dòng)耦合數(shù)學(xué)模型，研究電磁力的作用特點(diǎn)、鋼水的流動(dòng)及傳熱規(guī)律。中間包結(jié)構(gòu)優(yōu)化后，距離通道較近的水口短路流消失，各流溫差明顯縮小，一致性得到改善，升溫速率加快。陳希青等［13］利用流動(dòng)-傳熱耦合模型研究內(nèi)部控流裝置對通道式感應(yīng)加熱中間包的影響，結(jié)果表明，中間包在加熱狀態(tài)時(shí)，能夠?qū)︿撘哼M(jìn)行有效的熱補(bǔ)償，實(shí)現(xiàn)低過熱恒溫澆鑄，流體的短路狀況及各流一致性得到改善。劉西峰等［14］采用Fluent軟件研究30 t單流中間包三種不同湍流器尺寸對流場和溫度場影響的數(shù)學(xué)模擬，湍流器尺寸較大的方案流場溫度場分布最佳，且對夾雜物的控制也產(chǎn)生有利影響。

安裝湍流控制裝置可以防止?jié)沧⑵陂g的鋼液飛濺及鋼水與空氣接觸，避免鋼液注入速度過快對已經(jīng)存在于中間包內(nèi)的鋼液流動(dòng)造成干擾，避免高流速鋼液對中間包內(nèi)部耐火材料的過度沖刷，延長中間包使用壽命，減少中間包流動(dòng)的湍流強(qiáng)度，并使液面流動(dòng)更加平穩(wěn)，避免卷渣現(xiàn)象的發(fā)生，同時(shí)降低底面鋼液流速使短路流得到改善。選擇最佳的湍流控制器結(jié)構(gòu)，可以使中間包流場更加合理，增加鋼液的平均停留時(shí)間，達(dá)到有效去除夾雜的目的。

本文以五流四通道感應(yīng)加熱中間包為例，研發(fā)新型結(jié)構(gòu)湍流器，采用數(shù)值模擬計(jì)算方法對比五種結(jié)構(gòu)湍流器對鋼液流場及湍流強(qiáng)度的影響，使中間包內(nèi)部鋼液流場分布更合理，為現(xiàn)場生產(chǎn)提供參考。

1 中間包及湍流器幾何模型

五流四通道感應(yīng)加熱中間包結(jié)構(gòu)如圖1所示。中間包由注入室、通道、分配室三部分組成。入水口直徑為80 mm，出口直徑為40 mm，入口速度為1.35 m/s。

圖1 中間包結(jié)構(gòu)圖，mmFig.1 Structure diagram of tundish，mm

本文設(shè)計(jì)五種形狀湍流控制器，如圖2所示。圖2a為方形湍流器，出口比底部略小且內(nèi)縮；圖2b為六邊形湍流器；圖2c為圓形湍流器；圖2d為圓臺形湍流器，其上半部分與下半部分均逐漸內(nèi)收；圖2e為壇型湍流器，其內(nèi)部有豎形的波浪結(jié)構(gòu)。

圖2 五種湍流器結(jié)構(gòu)示意Fig.2 Schematic diagrams of five turbulators

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 控制方程

連續(xù)方程

式中：ρ為鋼液密度，kg/m3；t為時(shí)間，s；Uj表示湍流流動(dòng)的平均速度，m/s；xj為j方向的坐標(biāo)值，m。

k-ε模型的基本方程

式中：ua為a方向的速度，m/s；μeff為有效黏度系數(shù)，Pa·s；kin為湍流動(dòng)能［14］，m2/s2；σk=1.3為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)；Gs為湍動(dòng)能源項(xiàng)；εin為湍流動(dòng)能耗散率，m2/s3。

中間包壁面模型的湍動(dòng)能kin與耗散率εin計(jì)算式

式中：Uin為鋼液入口的平均速度；i為鋼液湍流動(dòng)能強(qiáng)度，取i=0.037；D為上水口直徑，為80 mm。

2.2 邊界條件

結(jié)合實(shí)際流動(dòng)情況，確定中間包數(shù)學(xué)模型的邊界條件。

（1）入口邊界條件：中間包入口邊界上給出液相法向速度的大小，且在入口截面上速度分布均勻。

（2）上表面邊界條件：忽略渣層對流動(dòng)的影響，鋼液面視為剪切力為零的自由滑移邊界。

（3）出口邊界條件：出口類型設(shè)為壓力出口，各出口的體積流量均為0.4 m3/s。

2.3 假 設(shè)

數(shù)學(xué)模型的建立假設(shè)：

（1）中間包鋼液的流動(dòng)狀態(tài)是穩(wěn)定流；

（2）忽略溫度對鋼液密度的影響，鋼液密度為7 026.9 kg/m3；

（3）不考慮鋼液表面渣層的影響；

（4）中間包內(nèi)鋼液為單相湍流流動(dòng)。

3 湍流控制器結(jié)構(gòu)優(yōu)化模擬分析

本文運(yùn)用fluent數(shù)值模擬軟件，對感應(yīng)加熱中間包內(nèi)的湍流器結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，分析不同結(jié)構(gòu)湍流器對包內(nèi)鋼液流場和湍動(dòng)能的影響，得出最佳設(shè)計(jì)方案。

無湍流控制器時(shí)，中間包注入室在水口對稱面上矢量分布與湍動(dòng)能分布如圖3所示。鋼液進(jìn)入注入室后，以較快的速度直接沖擊中間包底部，沖刷耐火材料層，縮短中間包的使用壽命。部分鋼液沿著中間包底部鋪展，直接從通道流入分配室，形成短路流。這些鋼液在中間包內(nèi)的停留時(shí)間很短，來不及去除鋼液內(nèi)的夾雜物。還有一部分鋼液沿著注入室的前后包壁向上流動(dòng)，上升到液面后沿著液面鋪展。這些鋼液將會(huì)導(dǎo)致液面翻涌卷渣，并卷吸空氣，造成二次氧化。

圖3 無湍流控制器中間包沖擊區(qū)域流場Fig.3 Flow field in impact region of tundish without turbulator

采用五種湍流控制器，中間包水口對稱面上矢量分布與湍動(dòng)能分布如圖4所示。采用方形湍流器時(shí)，鋼液以較快的速度沖擊到湍流器底部后向上卷動(dòng)，湍流器對向上翻涌的鋼液起到阻礙作用，使部分鋼液在湍流器中部流動(dòng)，還有部分鋼液沿著湍流器的出口向上流動(dòng)。湍動(dòng)能較大的區(qū)域分布在湍流器的上部，此區(qū)域的末端離鋼液表面較近，極易造成卷渣或二次氧化，表明該湍流器并不適用于此中間包。

圖4 五種湍流器沖擊區(qū)域流場Fig.4 Flow fields in impact regions of five turbulators

正六邊形湍流器是在方形湍流器的基礎(chǔ)上進(jìn)行的結(jié)構(gòu)改進(jìn)。鋼液進(jìn)入湍流器后，沿著湍流器入口向上翻涌逼近水口沖擊區(qū)域，比方形湍流器向上翻涌的速度更大，削弱鋼液向下的動(dòng)能，鋼液向上浮動(dòng)的比例明顯增大，流向包底的鋼液隨之減少；上浮的鋼液不會(huì)在短時(shí)間內(nèi)從通道流出，在一定程度上增加了鋼液在中間包的停留時(shí)間，對去除夾雜物十分有利。但鋼液表面卷渣現(xiàn)象并沒有得到改善。

進(jìn)一步優(yōu)化湍流器的形狀，采用圓柱湍流器。鋼液向上翻涌的末端離鋼液表面稍遠(yuǎn)，表面的鋼液流速有所減小，但是卷渣問題并沒有徹底解決。鋼液在湍流器中的分布相對集中，湍動(dòng)能耗散率也有所增加，但湍動(dòng)能區(qū)域的末端仍離鋼液表面過近，且此處鋼液流速過快。

將圓柱型湍流器進(jìn)一步改進(jìn)成圓臺型，出口相對平滑且內(nèi)扣。鋼液進(jìn)入圓臺湍流器后，產(chǎn)生的渦流速度及鋼液表面的速度均明顯減小，產(chǎn)生渦流的位置明顯下移，鋼液被控制在湍流器的內(nèi)部，中間包底部的鋼液流速也明顯降低。圓臺型湍流器對穩(wěn)定鋼水的動(dòng)能十分有利。

進(jìn)一步對湍流器進(jìn)行改進(jìn)，采用流線型的壇型湍流器。壇型湍流器開口做了收縮設(shè)計(jì)，鋼液撞擊到湍流器底部后沿湍流器側(cè)壁向上流動(dòng)，與從水口進(jìn)入湍流器的鋼水形成對流，增加了耗散能，產(chǎn)生的環(huán)形渦流能夠很好地將鋼液控制在湍流器內(nèi)。鋼液向上翻涌的湍動(dòng)能減小，流出湍流器的鋼液速度也明顯降低。鋼液的湍動(dòng)能在湍流器內(nèi)部被大量消耗，湍動(dòng)能在湍流器的中上部趨于消失。這說明壇型湍流器對于解決鋼液翻涌卷渣及二次氧化問題效果最佳。

鋼液自由液面的流速過大會(huì)導(dǎo)致鋼液卷渣及二次氧化；鋼液在包底的流速過大則會(huì)直接導(dǎo)致中間包內(nèi)鋼水短路。采用五種湍流器的中間包自由液面及包底流速如圖5所示。無湍流控制器裝置中間包內(nèi)鋼液的液面流速為0.403 7 m/s，包底流速為0.583 2 m/s；使用方形湍流控制器鋼液的液面流速為0.423 2 m/s，包底流速為0.159 8 m/s；使用六邊形湍流控制器鋼液的液面流速為0.392 6 m/s，包底流速為0.132 4 m/s；使用圓形湍流控制器鋼液的液面流速為0.378 6 m/s，包底流速為0.100 2 m/s；使用圓臺形湍流控制器鋼液的液面流速為0.241 4 m/s，包底流速為0.075 2 m/s；使用壇形湍流控制器鋼液的液面流速為0.032 4 m/s，包底流速為0.016 4 m/s。采用壇型湍流器時(shí)，自由液面及包底流速最低。與無湍流控制裝置相比，液面流速減小92%，包底流速減小97%。這表明壇形湍流控制器中間包表面的鋼液波動(dòng)最小，幾乎沒有產(chǎn)生短路流。

續(xù)圖4 五種湍流器沖擊區(qū)域流場Fig.4 Flow fields in impact regions of five turbulators

圖5 各方案中間包內(nèi)液面及包底流速Fig.5 Velocities of liquid level and bottom in tundish with different tubulators

4 結(jié)論

（1）無湍流控制器時(shí)，中間包內(nèi)的湍動(dòng)能的耗散率較小，鋼液撞擊中間包底部，向上的流體導(dǎo)致嚴(yán)重的卷渣和二次氧化的情況，而向下的流體流速較快每流都存在不同程度的短路流。

（2）采用壇型湍流控制器時(shí)，自由液面的流速為0.032 4 m/s，包底流速為0.016 4 m/s。與原型中間包相比，液面流速減小92%，包底流速減小97%。鋼液注入中間包撞擊到湍流器后向上卷動(dòng)的湍動(dòng)能明顯減小，在長水口下方即湍流器入口附近，湍動(dòng)能幾乎為0，可以避免鋼液翻涌造成的卷渣與氧化。