板坯連鑄70 t中間包流場優化

蘇篤星鄒長東郭 輝王 波

（1.江蘇省（沙鋼）鋼鐵研究院，江蘇張家港 215625；2.江蘇沙鋼集團有限公司轉爐煉鋼廠，江蘇張家港 215625；3.上海大學材料科學與工程學院，上海 200072）

板坯連鑄70 t中間包流場優化

蘇篤星1鄒長東1郭 輝2王 波3

（1.江蘇省（沙鋼）鋼鐵研究院，江蘇張家港 215625；2.江蘇沙鋼集團有限公司轉爐煉鋼廠，江蘇張家港 215625；3.上海大學材料科學與工程學院，上海 200072）

通過數值模擬對板坯70 t中間包不同上下擋墻組合形式下的流場特性進行了研究。數模結果表明：原型中間包可以較好控制注流區的流動，但是由于增加了短上擋墻，沒有明顯增加活塞區比例，同時在短上擋墻附近形成了回流區（死區），不利于夾雜物的去除。優化控流方式后，平均停留時間由原來的992 s提高至1 036 s，死區體積比例由優化前的8.7%減少至7.1%。工業試驗表明，優化后中間包在降低鑄坯總氧和減少大尺寸夾雜物方面均優于原型中間包。

中間包 數值模擬 平均停留時間 死區

中間包控流元件的設置對包內非金屬夾雜物的上浮起著至關重要的作用，直接影響到鑄坯的質量。對于較大容量中間包，中間包內的鋼水流動復雜，鋼水流態控制非常重要，合理的中間包上、下擋墻設置能夠有效改善中間包內鋼液流動狀態，延長鋼水在中間包內的停留時間，促進夾雜物的上浮去除，使大型夾雜物含量最小化［1-5］。

沙鋼集團有限公司轉爐煉鋼廠某板坯連鑄機中間包在澆鑄冷軋鋼種時出現較多翹皮缺陷，通過調查分析發現大多為鑄坯質量問題所導致。為此，以提高連鑄坯質量為目標，進而改善冷軋產品質量，運用數值模擬的方法，研究了中間包內不同控流方案對包內流場的影響，并在生產使用原型的基礎上對中間包進行了優化設計。研究表明：與原型中間包相比，通過優化中間包上、下擋墻尺寸及擋墻間距后，中間包內鋼液流動狀態得到明顯改善，鋼液流動更加合理，鋼液在中間包內的停留時間增長，活塞區體積分數增大，更有利于鋼水的凈化，提高鑄坯質量［6-9］。

1 中間包結構與澆鑄工藝參數

沙鋼某板坯鑄機的中間包形狀為雙流矩形結構，設計容量為70 t，原型中間包結構和連鑄工藝參數分別如圖1和表1所示。

圖1 原型中間包結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of prototype tundish

表1 連鑄中間包結構參數和連鑄參數Table 1 Structure and casting parameters of tundish

2 數值模擬

2.1 基本假設

（1）中間包內鋼水流動是湍流流動；

（2）中間包內鋼水流動為穩定態；

（3）中間包內鋼水液面為自由液面；

（4）忽略表面渣層的影響。

2.2 控制方程

中間包內鋼液的流動考慮為穩態不可壓縮湍流流動，采用K－ε雙方程模型模擬湍流，中間包內鋼液流動和傳熱的數學模型表示如下：

1）連續性方程

式中，ρ-流體密度，kg／m3；ui-時均速度，m／s。

2）動量方程（Navier-Stokes方程）

式中，ui，uj為i和j方向的時均速度，m／s；xi，xj為i和j方向的坐標值，m；ρ為流體密度，kg／m3；P為壓力，Pa；μeff為有效粘度系數，Pa·s。

3）湍動能（k）方程

式中，k-湍流動能，m2／s2；ε-湍流動能耗散率，m2／s2。

4）湍動能耗散率（ε）方程

式中，μt-湍流粘度系數，Pa·s；μl-層流粘度系數，Pa·s；C1，C2，Cμ，σk，σε為經驗常數，采用Launder和Spalding的推薦值：C1＝1.43，C2＝1.93，Cμ＝0.09，σk＝1.0，σε＝1.3。

2.3 邊界條件

在固體墻面上，采用不滑動的邊界條件；在近壁區，采用壁面函數對速度和湍流特性參數進行修正；在自由表面，忽略渣層的影響，除垂直于表面的速度分量外，其余各變量的梯度均為零；經大包長水口的流體，其入流速度垂直于中間包液面。

（1）在上表面的自由液面上，把該邊界處理為光滑壁面。

（2）在y-z對稱面的法線方向上v、w、k、ε的微商為零。

（3）在浸入式出口截面上，各物理量沿該截面的法線方向導數為零。

（4）固體壁面上邊界條件的處理

采用壁面函數法，根據中間包入口流量與中間包出口流量相等，也與結晶器底部流出的流量相等，從而推算出中間包的入口速度w0（m／s），即：

式中，vcast-鑄坯拉速（m／s）；Sw-中間包出口截面面積；la-鑄坯斷面寬度（m）；lb-鑄坯斷面高度（m）。

3 實驗結果與討論

對于連鑄中間包，設置上擋墻可有效阻止表面擾動的發展，使表面波動集中在注入流區。而下擋墻的設置，可消除沿包底的流動，使流體流動向上，從而有利于鋼中夾雜物的上浮分離，合適的上、下擋墻組合，可以顯著改善中間包內流體的流動，延長流動距離，增加平均停留時間，有效去除夾雜物。

3.1 原型中間包數模計算結果

為了有效利用中間包去除夾雜物，提高鋼水潔凈度，采用數模對比研究了原型中間包單側移除一上擋墻后與未移除上擋墻的流場特性。圖2是原型中間包1／2非對稱模型中間對稱面的流場矢量圖和軌跡圖，通過對比可知，模型左右兩側的結果明顯存在差異。模型右側，由于設置了兩個上擋墻，導致部分鋼液來不及到達中間包壁面就沿包底流出進入結晶器。

3.1.2 穿刺部位的暴露 鎖骨下靜脈穿刺患者取仰臥位，頭偏向對側，肩放平。肩下墊一棉墊，使兩肩后展，鎖骨略向前，充分暴露穿刺部位。頸內靜脈穿刺患者采用15～20°頭低足高仰臥位，兩肩之間墊一薄枕，頭后仰并轉向對側。采用頭低位可使靜脈充分充盈，靜脈內壓增高，容易穿刺，亦可避免產生腦內靜脈空氣栓塞。

圖2 原型中間包（非對稱）1／2模型流場Fig.2 1／2 fluid flow in tundish（asymmetrymodel）

通過數值模擬結果計算得到中間包停留時間分布曲線（RTD曲線）以及各方案活塞區、混合區、死區的比例，以此為依據選用冶金效果最好的方案對現用的中間包進行優化［10-11］。表2是原型中間包1／2非對稱模型的流場特征參數計算結果，通過對比可知，模型右側的平均停留時間明顯低于左側，這是由于設置了兩個上擋墻的緣故，導致部分鋼液來不及到達中間包壁面就沿包底流出進入結晶器，不利于夾雜物的上浮。

通過上述分析可知，原型中間包控流裝置可以較好地控制注流區的流動，但是由于加入了短上擋墻，沒有明顯增加活塞區比例，同時在短上擋墻附近形成了回流區（死區），不利于夾雜物的去除［12-13］。當采用單上擋墻雙下擋墻后，延長了由注流到出口的時間，有利于夾雜物的上浮，同時消除了短上擋墻所引起的死區，通過進一步優化給出合適的上下擋墻組合及下擋墻高度位置設計。

表2 非對稱模型中間包流場特征參數計算結果Table 2 Physical properties of asymmetric model tundish

表3 優化方案的具體參數設置Table 3 Specific parameter settings for optimization scheme

3.2 優化方案數模計算結果分析

在原模型的基礎上，通過調整合適的上下擋墻組合及下擋墻高度位置優化設計中間包結構，具體包括上擋墻距水口中心距離、上下擋墻間距離、上擋墻底距包底距離以及下擋墻高度，進一步優化中間包流場。具體方案如表3所示。

其中方案1至方案8由于長上擋墻距水口距離較近，稱其為短距離方案，為單上擋墻雙下擋墻組合，其中遠離長水口的下擋墻高度與位置固定，高度為250mm，距長水口2 200 mm。而方案9至方案14，由于距水口距離較遠，稱其為遠距離方案，為單上擋墻單下擋墻組合。

短距離方案1～8與原型相比，去掉了一個短上擋墻，其特點在于有兩下擋墻和一上擋墻，而且上擋墻距長水口距離較近，最大為730 mm。綜合方案1～8的流場分布來看，流體從鋼包流出注入中間包后，由于速度大，穿透深度也很大，直達中間包底部，迅速向四周鋪開。由于有抑湍器的存在，鋼液沿抑湍器壁面運動，減緩了匯流漩渦的形成，減少了卷渣的可能性；同時減弱了大包長水口注流的沖擊作用，減少了對中間包注流區耐火材料的沖刷和侵蝕。

圖3 方案4縱向中心垂直截面XZ（Y＝0）面流場Fig.3 Flow field of vertical section of longitudinal center of scheme 4

圖4 方案12縱向中心垂直截面XZ（Y＝0）面流場Fig.4 Flow field of vertical section of longitudinal center of scheme 12

遠距離方案9～14與原型相比，其特點是上下擋墻各只有一個，而且長上擋墻距水口距離較遠，一般都大于1 000 mm。綜合方案9～14的流場分布來看，其流場的特點與短距離方案的流場大致相同。在長上擋墻附近依舊存在著死區，但是通過分析其流場可以看出，通過減小上下擋墻中心間距離，可以有效地縮小長上擋墻附近的死區范圍。由于只有一個下擋墻，因此并不存在下擋墻間的死區，這是遠距離方案優于短距離方案的地方。但是由于上擋墻距水口中心距離較大，在鋼液從抑湍器流出，繞過長上擋墻之前會形成一個很大的回旋區，這對整個流場的流動很不利，流場分布如圖4所示。

不同方案下中間包內流場特征參數計算結果如表4所示。通過對比方案1～8與方案9～14的特征參數，可以明顯看出，短距離方案的平均停留時間分布在1 030～1 100 s范圍內，而遠距離方案則略高，為1 105～1 115 s，這表明上擋墻遠離水口可以延長鋼液在中間包內的停留時間。但是，短距離方案的活塞區體積分數為45%～50%遠高于遠距離方案的27%～32%，比較死區體積分數也可以看出，短距離方案的死區體積分數較小，結合流場圖3與圖4，兩類方案雖然都存在死區，但是短距離方案的死區靠近底部，對夾雜物的上浮影響較小。所以，短距離方案優于遠距離方案。進一步對比分析短距離方案1～8，可以得知，在這8種方案中，方案4的流場分布更合理，具有較長的停留時間，并且活塞區體積分數較大。

4 應用效果

針對優化方案4共開展了12批次現場生產測試，中間包鋼水全氧含量由原來的30.33μg／g下降至優化后的26.83μg／g，提高了鋼液的潔凈度。對比優化前后的鑄坯夾雜物尺寸分布情況，如圖5所示，優化后中間包澆鑄鑄坯尺寸大于5μm的夾雜物相對原型中間包鑄坯均有所降低，可見優化中間包對促進夾雜物上浮有明顯作用。

5 結論

（1）原型中間包控流裝置可以較好地控制注流區的流動，但是由于加入了短上擋墻，在短上擋墻附近形成了回流區（死區），不利于夾雜物的上浮去除。

（2）通過優化擋墻尺寸及擋墻間距離后的中間包內鋼水流動狀態得到明顯改善，鋼液流動更加合理，鋼液在中間包內的平均停留時間增加，活塞區體積分數增大。

（3）工業生產實踐結果表明，優化后的中間包澆鑄板坯，全氧含量降低，大尺寸夾雜物含量減少。

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收修改稿日期：2016-02-23

Optim ization of the Molten Steel Flow Field of 70 t Slab Tundish

Su Duxing1Zou Changdong1Guo Hui2Wang Bo3
（1.Institute of Research of Iron and Steel，Shasteel，Zhangjiagang Jiangsu 215625，China；2.Converter Steelmaking plant，Shasteel，Zhangjiagang Jiangsu 215625，China；3.School of Materials Science and Engineering，Shanghai University，Shanghai200072，China）

Fluid flow characteristics of the 70 t tundish were studied by numerical simulation based on the different combination of dam and weir.The results showed that the fluid flow of injection zone could be well controlled by prototype tundish.However，it was disadvantageous for inclusion removal due to the increasing dead zone near short weir.After optimizing the tundish structure，the average residence time ofmolten steel increased from 992 s to 1 036.18 s，and the volume ratio of dead zone was reduced from 8.7%to 7.1%.The industrial practice also showed that the optimized tundish was superior to the prototype one in reduction in T［O］and large inclusions.

tundish，numerical simulation，residence time ofmolten steel，dead zone

蘇篤星，男，工程師，主要從事煉鋼連鑄工藝研究，Email：suduxing＠126.com