供稿|許亮 / XU Liang

內(nèi)容導(dǎo)讀

本文對(duì)某鋼廠七機(jī)七流中間包進(jìn)行數(shù)值模擬研究，利用ANSYS Fluent 進(jìn)行仿真實(shí)驗(yàn)，并將得到的結(jié)果進(jìn)行水模擬實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。結(jié)果表明，原型中間包內(nèi)鋼液混合不均勻，各流流動(dòng)差異較大，中間流與邊流之間溫差為15 ℃。優(yōu)化后的U 型側(cè)開槽擋墻實(shí)驗(yàn)方案與原型方案相比，不僅使得不同流出口鋼水最大溫差從原型的15 ℃降低至4.9 ℃，而且減弱了第一流與第四流之間滯止時(shí)間與峰值時(shí)間的差異，有效地延長(zhǎng)了中間包內(nèi)夾雜物上浮時(shí)間，達(dá)到提升鑄坯質(zhì)量的目的。

中間包是鋼水凝固之前的最后一個(gè)耐火材料容器，是煉鋼流程間歇操作轉(zhuǎn)向連續(xù)操作的銜點(diǎn)，在鋼包和結(jié)晶器之間起到緩沖、穩(wěn)流、連澆和分流的作用[1]。無缺陷鑄坯技術(shù)[2-3]已經(jīng)成為連鑄發(fā)展的重要研究方向，中間包冶金對(duì)連鑄坯質(zhì)量起著至關(guān)重要的作用。多流方坯連鑄機(jī)的鑄坯質(zhì)量受多流中間包不對(duì)稱度影響[3-4]，致使鑄坯重量出現(xiàn)波動(dòng)。企業(yè)在生產(chǎn)高質(zhì)量鋼時(shí)一般都采用擋墻[5]、湍流抑制器[6]以及擋壩[7]等中間包控流裝置。但以中間包冶金效果來看，作為控制鋼中夾雜物的最后一道關(guān)口和溫度調(diào)節(jié)的最后一個(gè)冶金反應(yīng)器，中間包仍有非常大的潛力沒有發(fā)揮。中間包形狀[8]、內(nèi)部結(jié)構(gòu)對(duì)包內(nèi)鋼水的流動(dòng)特性[9]，包內(nèi)鋼水的流場(chǎng)、溫度場(chǎng)分布，鋼水夾雜物的去除、凈化[10-11]具有直接重要的影響。本文通過對(duì)某廠七機(jī)七流中間包數(shù)值模擬的方法進(jìn)行研究，優(yōu)化設(shè)計(jì)中間包沖擊區(qū)內(nèi)型結(jié)構(gòu)，改善中間包不對(duì)稱性指標(biāo)，平衡各流位間的溫差，改善鑄坯質(zhì)量，提高經(jīng)濟(jì)效益。

中間包數(shù)值模擬

基本假設(shè)與控制方程

基本假設(shè)

在中間包內(nèi)，鋼水的流動(dòng)可以認(rèn)為是較復(fù)雜的湍流流動(dòng)，為了建立關(guān)于鋼水流動(dòng)與傳熱的數(shù)學(xué)模型，進(jìn)行以下基本假設(shè)[12]：(1) 鋼水為牛頓流體；(2)鋼水不與中間包內(nèi)襯發(fā)生化學(xué)反應(yīng)；(3)壁面邊界為無滑移邊界。

控制方程

描述鋼液在中間包內(nèi)流動(dòng)的方程有連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、能量方程以及描述湍流的k-ε方程[13]。

連續(xù)性方程：

式中， ρ為鋼水密度，kg·m?3；ui為鋼水在i方向的流速，m·s?1；xi表示i方向的坐標(biāo)，m；t為時(shí)間，s。

動(dòng)量守恒方程：

式中，p為壓強(qiáng)，Pa；μeff為有效動(dòng)力黏度，Pa·s；FB為浮力項(xiàng)；gi表示i方向的重力加速度，m·s?2；uj為鋼水在j方向的流速，m·s?1；xj表示j方向的坐標(biāo)，m。

有效黏度μeff由層流黏度μ和湍流黏度μt組成，其計(jì)算公式為：

式中，μeff為有效動(dòng)力黏度；k為湍流動(dòng)能，m2·s?2；fμ為黏度阻尼系數(shù)；Cμ為模型常量，取值0.09；Ret為湍流雷諾數(shù)；ε為湍流動(dòng)能耗散率，m2·s?3。

能量守恒方程：

式中，H為焓，kJ·kg?1；cp為等壓比熱容，J·kg?1·K?1；λ為導(dǎo)熱系數(shù)，W·m?1·K?1；Φ為耗散函數(shù)。

邊界條件

根據(jù)連鑄坯斷面尺寸165 mm×165 mm 和拉速2.2 m/min 計(jì)算得到中間包長(zhǎng)水口入口和浸入式水口出口的鋼水流速分別為1.7974 和3.6108 m·s?1。使用三維建模軟件Pro/E 進(jìn)行中間包鋼水流動(dòng)計(jì)算區(qū)域的幾何建模，考慮到中間包的對(duì)稱性，只針對(duì)1/2 區(qū)域進(jìn)行建模，中間包原型方案的幾何模型如圖1 所示。中間包不同位置的熱流密度如表1 所示。

圖1 中間包原型方案的幾何模型

表1 中間包熱流密度

實(shí)驗(yàn)方案

某鋼廠使用的中間包控流裝置為U 型擋墻無湍流抑制器，三四流之間設(shè)置直擋壩，由于擋墻開槽過大，新注入的鋼液與之前注入的鋼液未充分混合就從槽口直接流向中間包中間流，導(dǎo)致中間流與邊流之間溫差過大。本實(shí)驗(yàn)針對(duì)原型中間包擋墻進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)：方案1，將原型擋墻優(yōu)化為在中間包擋墻的斜面墻體開側(cè)開槽，有效避免了鋼水對(duì)中包側(cè)壁的沖刷；方案2，在方案1 的基礎(chǔ)上，將沖擊區(qū)加高至250 mm，有利于鋼水在包內(nèi)均勻混合；方案3，在方案1 的基礎(chǔ)上將擋墻的正面墻后移150 mm。具體優(yōu)化設(shè)計(jì)方案如表2。

表2 中間包流場(chǎng)優(yōu)化的計(jì)算方案

某鋼廠七機(jī)七流中間包原型控流裝置擋墻結(jié)構(gòu)如圖2(a)所示。中間包優(yōu)化實(shí)驗(yàn)1 號(hào)、2 號(hào)、3 號(hào)方案控流裝置擋墻為U 型側(cè)開槽擋墻如圖2(b)所示。

圖2 原型與優(yōu)化后擋墻結(jié)構(gòu)示意圖

結(jié)果與討論

數(shù)值模擬結(jié)果分析

使用CFD 計(jì)算流體力學(xué)軟件ANSYS Fluent 針對(duì)某鋼廠中間包原型以及優(yōu)化方案依次進(jìn)行數(shù)值模擬，得到中間包原型及各優(yōu)化方案的出口溫度分布特征對(duì)比圖，如圖3 所示。

從圖3 中可知，中間包原型從橫向中心到窄面的鋼水溫度逐漸降低，這是由于控流裝置擋墻結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)導(dǎo)致新注入的鋼液優(yōu)先到達(dá)四流，這使得鋼液混合的不均勻，整個(gè)中間包溫度分布不均勻，計(jì)算得到中間包第一流出口的鋼水溫度比第四流低；由于方案1 擋墻側(cè)開槽起到導(dǎo)流作用，使得新注入的鋼水順著槽口流向其他流口，包內(nèi)溫度較原型更均勻分布；由于方案2 沖擊區(qū)的高度變化，減弱了第四流的短路流情況，包內(nèi)溫度與原型相比較均勻分布；由于方案3 沖擊區(qū)面積的減小，包內(nèi)溫度與原型相比較均勻分布。

圖3 出口截面溫度分布對(duì)比圖：(a)原型；(b)方案1；(c)方案2；(d)方案3

中間包原型及各優(yōu)化方案的入口溫度分布特征對(duì)比如圖4 所示。從入口截面溫度云圖4(a) 可知，中間包原型沖擊區(qū)鋼水溫度明顯高于澆注區(qū)，由于第四流接近擋墻槽口，新注入的鋼水優(yōu)先到達(dá)第四流，使得中間包內(nèi)鋼水溫度不均勻；如圖4(b)所示，優(yōu)化后的側(cè)開槽擋墻槽口起到導(dǎo)流的作用，加快鋼水流向中間包的邊流，中間包內(nèi)溫度較原型更加均勻；優(yōu)化后的方案2(圖4(c))，由于沖擊區(qū)高度增加，新注入的鋼水優(yōu)先灌滿中間包沖擊區(qū)，有效減小了中間包各流之間的溫差；優(yōu)化后的方案3 如圖4(d)所示，由于沖擊區(qū)面積的縮小，緩解了中間包內(nèi)溫度不均勻的現(xiàn)象。

圖4 入口截面溫度分布對(duì)比圖：(a)原型；(b)方案1；(c)方案2；(d)方案3

根據(jù)各方案數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果，依次導(dǎo)出流場(chǎng)云圖進(jìn)行分析，流場(chǎng)云圖如圖5 所示。從圖5(a)可知，原型從中間包橫向中心到窄面的鋼水流速逐漸減慢，流線分布極不均勻，這是由于第四流距離鋼包長(zhǎng)水口較近，第四流的流速明顯快于第一流；從對(duì)應(yīng)的流場(chǎng)分布圖5(b)可以看出，由于方案1 側(cè)開槽擋墻的作用，第一流流速明顯增大，包內(nèi)較原型各流流線分布較為均勻；由于方案2 優(yōu)化后的擋墻起到導(dǎo)流作用，流線云圖中出現(xiàn)了明顯的回流，有利于鋼液充分混合(圖5(c))；從圖5(d) 中可以看到，方案3 中間包內(nèi)回流較方案2 增多，這說明沖擊區(qū)面積的減小有利于鋼水的充分混合。

圖5 出口截面流線分布對(duì)比圖：(a)原型；(b)方案1；(c)方案2；(d)方案3

從圖6(a)可知，對(duì)于原型，中間包沖擊區(qū)流速明顯高于澆注區(qū)，中間包各流流速存在明顯差異；由于方案1 優(yōu)化后的擋墻槽口的導(dǎo)流作用，加快新注入鋼水與之前注入的鋼水混合，在流口出現(xiàn)了回流(圖6(b))；優(yōu)化后的方案2 沖擊區(qū)的加高延長(zhǎng)了流線(圖6(c))；優(yōu)化后的方案3 沖擊區(qū)面積減小，流線分布較原型更均勻，如圖6(d)所示。

圖6 入口截面流線分布對(duì)比圖：(a)原型；(b)方案1；(c)方案2；(d)方案3

為比較各方案溫度變化情況，利用Ansys Fluent 分析，結(jié)果如圖7 所示。

根據(jù)圖7 各流溫度變化情況可知，原型一、四流溫度差為15 ℃，這表明整個(gè)中間包溫度分布極不均勻；由于側(cè)開槽擋墻的導(dǎo)流作用，溫差較原型大幅度減小，方案1 的一、四流溫差最小，為4.9 ℃；由于方案2 中間包沖擊區(qū)的增高，降低一、四流之間的溫差至5.8 ℃，由于方案3 中間包內(nèi)沖擊區(qū)面積的減小，一、四流的溫差較小，為7.7℃。

圖7 各方案溫度變化

通過水模擬實(shí)驗(yàn)的驗(yàn)證，數(shù)值模擬計(jì)算達(dá)到了預(yù)期目標(biāo)。對(duì)于側(cè)開槽方案，峰值時(shí)間極差由原型的222 s 降低至143 s；滯止時(shí)間極差由原型的156 s降低至62 s，縮小了中包各流不對(duì)稱，可用于現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)，為連鑄降本生產(chǎn)提供支撐。

結(jié)束語

(1) 原型中間包內(nèi)鋼水混合極不均勻，第四流短路流嚴(yán)重，不利于夾雜物上浮，降低了鑄坯的質(zhì)量。

(2) 優(yōu)化后的實(shí)驗(yàn)方案U 型側(cè)開槽擋墻可在一定程度上緩解中包出口各流溫度不均的現(xiàn)象，不同流出口鋼水最大溫差從原型的15 ℃降低至4.9 ℃。

(3) 優(yōu)化后的側(cè)開槽擋壩方案有利于夾雜物上浮，降低了轉(zhuǎn)爐出鋼溫度，平衡生產(chǎn)以及操作參數(shù)穩(wěn)定，提高了鑄坯質(zhì)量，提升了鋼廠經(jīng)濟(jì)效益。