七機七流中間包流場模型的優化試驗

王新亮，楊吉春，任建秀

（1山東鋼鐵集團永鋒淄博有限公司，山東淄博 256410；2內蒙古科技大學，內蒙古包頭 014000；3濟鋼耐火材料有限公司，山東濟南 250200）

七機七流中間包流場模型的優化試驗

王新亮1，2，楊吉春2，任建秀3

（1山東鋼鐵集團永鋒淄博有限公司，山東淄博 256410；2內蒙古科技大學，內蒙古包頭 014000；3濟鋼耐火材料有限公司，山東濟南 250200）

根據中間包原型按照1∶2的比例制作中間包模型，利用們“刺激—響應”試驗技術，以飽和KCl溶液為示綜劑，將信號繪成RTD曲線。結合正交分析法對各影響因素進行分析，根據修正混合理論模型，得到中間包內死區體積比例，示綜劑滯止時間等參數。結果表明，優化后無論塞棒工況還是定徑水口工況，死區比例都遠小于穩流器與擋壩配合控流情況，最優控流方案為：新擋渣墻100 mm導流孔、左右偏角24°、上揚30 mm+2#中部擋渣墻導流孔設計+6-7流前擋壩、高度250 mm。

中間包；流場優化；RTD曲線；擋渣墻；死區比例；滯止時間

1 前言

在連鑄環節，優化中間包流場設計，提高中間包冶金的作用和地位受到了越來越多業內人士的關注。淄博張鋼鋼鐵有限公司結合中間包實際生產存在的問題，與國內大學開展技術開發合作，采用水模型模擬試驗，結合正交試驗，充分考慮各影響因素的影響程度，并研究其最優水平。設計4個影響因素，分別為擋壩導流孔個數、擋渣墻導流孔角度、擋壩位置、擋壩高度。每個影響因素設計3個變量，進行了4因素3水平正交試驗（均為模型尺寸）。依據張鋼目前中間包結構以及現有生產工藝參數，進行中間包結構的水模型優化試驗，提出適合張鋼生產工藝的中間包結構優化方案，以減少死區面積，提高鋼水潔凈度，提高產品質量。

2 中間包結構水模型優化

2.1 試驗方法

本試驗建立的水模型按照張鋼目前的中間包原型尺寸，根據實驗室條件，選取幾何相似比λ=1/ 2，建立相似比為1∶2的七流小方坯中間包水模型，設計、加工制作不同類型、不同參數的擋墻、擋壩、導流墻等控流裝置。利用們“刺激—響應”試驗技術，即在反應器的入口處脈沖加入示蹤劑，使用電導率儀并按一定時間間隔測出各出水口處示蹤劑濃度所對應的電壓的大小，并將信號放大、轉換、輸入計算機處理，繪出平均停留時間分布曲線（RTD曲線）。

常用的示蹤劑有電解質（如KCl、NaCl、KMnO4、稀HCl、稀H2SO4等）、發光或染色物質以及放射性同位素等，本試驗中，待中間包液面平穩后，由鋼包長水口脈沖注入250 mL飽和KCl溶液，同時在中間包出水口采集數據，對采集的試驗數據進行分析，可以直接得到從加入示蹤劑到示蹤劑流至中間包水口時的最小停留時間（又稱滯止時間）和示蹤劑濃度達到最大時的峰值時間，還可得到各流體微元在中間包的實際平均停留時間；根據修正混合理論模型，得到中間包內死區體積比例，活塞區體積比例，全混區體積比例。

2.2 動力相似原理

中間包內鋼液的流動，是液體在重力作用下從大包水口流入中間包內，再從中間包水口流出。在這種情況下，可將鋼液視為黏性不可壓縮穩態等溫流動。水模擬研究方法的理論依據是相似原理，即滿足相似第二定律。鋼液內部的主要作用力為重力、黏性力和慣性力。動力相似則要求模型與原型中流體的雷諾數Re、弗魯德數Fr相等。試驗研究表明，不論中間包的幾何形狀和尺寸大小，流動過程的湍流Re數是非常相近的，因此只要保證模型與原型的Fr數相等即可，即：Frm=Frp（下標m表示模型，p表示原型）。如果取反應器尺寸作為特征長度L，液面流速作為特征速度u，則有如下公式：

式中：Q為水流量，d為實物與模型尺寸，t為時間。

2.3 試驗方案

首先進行中間包空包試驗，對平均停留時間、死區、活塞區、全混區等流場指標進行評價，并進行流場顯示試驗；對現場中間包原型進行試驗，對各流場指標及流場顯示進行評價；針對空包及原型中間包各流的流場指標，加工不同類型擋墻、擋壩、導流墻等控流裝置，研究各流之間不同位置、不同高度、不同類型的控流裝置對中間包流場的影響規律，尋找最優的控流裝置組合。

3 中間包不同控流方式試驗

3.1 空包試驗

對空包平均停留時間、死區、活塞區、全混區等流場指標進行評價，并進行流場顯示，空包停留時間（RTD）曲線見圖1，曲線的處理結果見表1。

圖1 空包RTD曲線

表1 空包RTD曲線處理結果

分析試驗結果可以發現，水口的滯止時間相差很大，在實際操作中表現為水口之間的鋼液溫度相差較大，7號水口很可能會出現鋼液溫度偏低的情況，導致生產不能順行。4個水口計算出的平均停留時間都較短，實際中則表現為鋼液中的夾雜物在中間包內沒有足夠的時間上浮，導致鑄坯夾雜物增多。平均死區比例為31.65%，表示整個中間包的體積沒有很好地利用。

因此，本試驗的目的就是通過在中間包內設置合適的控流裝置，使水口的滯止時間延長，彼此差異減小；同時延長各流鋼液的平均停留時間，保證死區比例降低，從而改善中間包內的流場分布。

3.2 控流中間包原型試驗

對原型塞棒+擋渣墻+擋壩工況及原型定徑水口+擋渣墻+擋壩工況分別進行了試驗，其RTD曲線見圖2、圖3，曲線處理結果見表2、表3。

試驗結果表明，原型擋墻導流孔條件下，鋼水均先到達5號水口，兩種工況下各指標相差不大，定徑水口工況下各水口滯止時間均長于塞棒工況。

圖2 塞棒+擋渣墻+擋壩中間包RTD曲線

圖3 定徑水口+擋渣墻+擋壩中間包RTD曲線

表2 塞棒+擋渣墻+擋壩中間包RTD曲線處理結果

表3 定徑水口+擋渣墻+擋壩中間包RTD曲線處理結果

4 中間包流場優化設計試驗

4.1 正交試驗設計

由于影響中間包流場的因素較多，本試驗采用正交試驗以充分考慮各影響因素的影響程度，并研究其最優水平。設計4個影響因素，分別為擋壩導流孔個數、擋渣墻導流孔角度、擋壩位置、擋壩高度。每個影響因素設計3個變量，進行了4因素3水平正交試驗（均為模型尺寸）。

擋壩導流孔個數（A）：無（1）、2個（2）、3個（3）；擋渣墻導流孔角度（B）：15°（1）、20°（2）、24° （3）；擋壩位置（C，擋壩中心距3號水口的距離）：406.25 mm（1）、312.5 mm（2）、218.75 mm（3）；擋壩高度（D）：125 mm（1）、175 mm（2）、225 mm（3）。試驗設計見表4。

表4 中間包模型流場優化正交試驗設計

本次試驗通過對4個因素進行綜合平衡法分析，確定ABCD主次關系。對滯止時間平均值、死區平均值、滯止時間方差、死區方差4個指標進行分析，進而確定主要影響因素。正交試驗結果見表5，多指標計算結果見表6。

表5 中間包模型流場優化正交試驗結果

表6 中間包模型流場優化正交試驗多指標試驗計算結果

分析可知各影響因素的主次為：C＞D＞B＞A。綜合考慮4個評價指標，正交試驗確定的最優方案為A3B3C2D1，即為9#試驗：擋壩3個導流孔、擋墻導流孔24°、擋壩距6號水口312.5 mm（即位于5號和6號水口正中間）、擋壩高125 mm。

4.2 正交試驗優化結果驗證

為了驗證擋渣墻+擋壩正交試驗結果的正確性，若以死區均值為第1考慮因素，選取其一列（A3B3C2D2）為驗證方案，即擋壩3個導流孔、擋墻導流孔24°、擋壩距3號水口312.5 mm（即位于5號和6號水口正中間）、擋壩高175 mm。驗證RTD曲線見圖4，曲線處理結果見表7。

圖4 塞棒+擋渣墻、擋壩的驗證試驗RTD曲線

驗證試驗結果表明：滯止時間平均72.375 5 s，死區比例平均15.70%，平均停留時間526.925 s。

表7 塞棒+擋渣墻、擋壩的驗證試驗RTD曲線處理結果

對比發現，增大擋墻高度可以減小死區比例，增加平均停留時間，但其影響幅度很小，而且擋壩高度加高后，導致5號水口滯止時間明顯小于6號水口，降低了鋼水流向5號、6號水口的均勻性。因此，確定擋渣墻+擋壩正交試驗最優方案為9#試驗。其RTD曲線見圖5，擋渣墻+擋壩工況最優方案與原型試驗對比見表8。

最優方案9#試驗結果表明：平均滯止時間為72.532 s，方差20.826 5；死區比例平均16.75%，方差4.991；平均停留時間為520.200 s。說明最優試驗中間包內各水口鋼液的溫度比原型試驗均勻，不易出現某一流溫度過低導致生產不能進行的情況；在死區比例方面，最優試驗的塞棒工況所占比例最小，說明此時能更好地利用中間包的體積，鋼液混合較好；最優方案塞棒工況下的平均停留時間最長，更有利于夾雜物的上浮去除。

圖5 擋渣墻+擋壩工況優化方案為9#試驗RTD曲線

表8 擋渣墻+擋壩工況最優方案與原型試驗對比

5 結論

5.1 塞棒工況和定徑水口工況對中間包流場影響不大，各流場指標接近；原型擋墻導流孔條件下，鋼水都是先達到5號水口，5號水口滯止明顯小于其他3流。穩流器工況下的各水口之間流場指標差異大，說明中間包內控流裝置沒有起到有效作用。原型穩流器工況與原型擋墻工況相比，開澆時沖擊區液面翻滾嚴重，實際生產造成二次氧化嚴重；穩流器導流作用遠不如擋墻導流孔，鋼流沒有斜向上向液面抬升的趨勢，促進夾雜物上浮效果不好。

5.2 在擋墻控流或穩流器控流條件下，無論塞棒控流，還是定徑水口控流，正交試驗最優方案試驗結果優于原型試驗結果。優化后的擋墻與擋壩配合控流裝置優于穩流器與擋壩配合控流裝置。優化后無論塞棒工況還是定徑水口工況死區比例平均值和方差都遠小于穩流器與擋壩配合控流試驗，滯止時間平均值雖然小于穩流器控流試驗，但滯止時間方差遠大于穩流器控制的情況。

5.3 最優控流方案為：新擋渣墻100 mm導流孔、左右偏角24°、上揚30 mm+2#中部擋渣墻導流孔設計+6-7流前擋壩、高度250 mm。

［1］曲英，王利亞.連鑄中間包內鋼液流動的數學模型——對中間包流動過程的分析［J］.過程工程學報，1985（4）：152-157.

［2］張曉光.連鑄機中間包擋墻參數的研究［J］.遼寧冶金，1995 （3）：26-30.

［3］楊吉春.連續鑄鋼生產技術［M］.北京：化學工業出版社，2011.

［4］孫薊泉.連鑄及連軋工藝過程中的傳熱分析［M］.北京：冶金工業出版社，2010.

［5］賀道中.連續鑄鋼［M］.北京：冶金工業出版社，2012.

Optimization Test of Tundish Flow Field Model of Seven Machine Seven Flow Tundish

WANG Xinliang1,2,YANG Jichun1,REN Jianxiu3
（1 Inner Mongolia University of Science and Technology,Baotou 014000,China;2 Shandong Iron and Steel Group Zibo Yongfeng Co,.Ltd.,Zibo 256410,China;3 Jinan Refractories Co.,Ltd.,Jinan 250200,China）

According to the proportion of tundish prototype in accordance with the proportion of 1:2,the tundish model was made,the “stimulus response”test technology was used with saturated KCl solution as the indicator,the RTD curve will be drawn by the signal. The influence factors were analyzed by orthogonal analysis method.According to the modified mixed model,the dead volume ratio in the tundish was obtained.The results show that the optimized conditions of both stopper or fixed diameter nozzle working dead zone are far less than the current regulator and dam with flow control.The optimal flow control scheme is:the new retaining wall 100 mm diversion hole,about 24 degrees angle,rose 30 mm in the middle+No.2 slag dam diversion hole design of+6-7 flow before the dam and the height of 250 mm.

tundish;flow field optimization;RTD curve;retaining wall;dead zone ratio;stagnation time

TF341.1

A

1004-4620（2017）02-0027-04

2016-12-01

王新亮，男，1977年生，2001年畢業于山東大學國際貿易專業。現為山東鋼鐵集團永鋒淄博有限公司鋼軋廠工程師、經濟師，內蒙古科技大學冶金工程專業在職在讀工程碩士，從事煉鋼工藝、耐火材料技術管理工作。