兩流非對稱中間包結(jié)構(gòu)優(yōu)化與應(yīng)用研究

趙 巖, 雷 洪

(1.東北大學(xué)冶金學(xué)院，沈陽110819;2.東北大學(xué)材料電磁過程研究教育部重點實驗室，沈陽110819 )

兩流非對稱中間包結(jié)構(gòu)優(yōu)化與應(yīng)用研究

趙 巖1, 雷 洪2

(1.東北大學(xué)冶金學(xué)院，沈陽110819;2.東北大學(xué)材料電磁過程研究教育部重點實驗室，沈陽110819 )

采用水模型實驗、數(shù)值模擬相結(jié)合的方法分析了原型中間包和優(yōu)化中間包在鋼流流場、中間包流動特性方面的差異.結(jié)果表明：優(yōu)化中間包2#水口平均停留時間延長了8.0%，兩水口流體平均停留時間之差下降了36.3%.流體在優(yōu)化中間包內(nèi)流動軌跡更加復(fù)雜，延長了流體在中間包內(nèi)停留時間.通過工業(yè)實驗證實了優(yōu)化方案的可行性.工業(yè)試驗表明：采用圓形湍流控制器加單擋墻組成控流裝置的原型中間包，兩水口鋼液平均溫差為5 ℃，澆注得到的鋼坯試樣中，140～300 μm夾雜物數(shù)量為0.7 mg；而采用非對稱長方形湍流控制器加多孔擋墻組成控流裝置的中間包，兩水口鋼液平均溫差為3 ℃或2 ℃，約為原型中間包兩水口鋼液平均溫差的1/2；澆注得到的鋼坯試樣中，140～300 μm夾雜物數(shù)量為0.2 mg，約為原型中間包的1/3.說明采用非對稱長方形湍流控制器加多孔擋墻組成控流裝置的中間包對兩水口溫度的均一性起到了顯著作用，且更能有效地去除鋼液中的夾雜物.

非對稱中間包；控流裝置；平均溫差；夾雜物

鋼水凝固前的最后一個耐火材料反應(yīng)器—中間包，對于連鑄操作的順利進行和提高鋼水的品質(zhì)起著十分重要作用.近年來冶金工作者設(shè)計了各種控流裝置[1-5]來改善鋼水在中間包內(nèi)的流動特性，延長鋼水在中間包內(nèi)停留時間，減少卷渣和促進夾雜物上浮，使中間包各水口鋼液溫度和成分趨于一致，更有效地去除鋼液中夾雜物，提高連鑄鋼坯的質(zhì)量.

針對某鋼廠采用圓形湍流控制器和單擋墻組成控流裝置的兩流非對稱原型中間包，根據(jù)相似準(zhǔn)則，制作水模型，通過物理模擬和數(shù)值模擬研究確定采用非對稱長方形湍流控制器[6-9]和多孔擋墻組成控流裝置的兩流非對稱改進型中間包.通過工業(yè)試驗，分別測量原型中間包和改進型中間包的1#水口和2#水口的溫差及連鑄坯中夾雜物含量，分析采用優(yōu)化控流裝置的改進型兩流非對稱中間包對連鑄坯質(zhì)量的影響.

1 物理、數(shù)值模擬

為了保證原型與模型之間流體流動相似，則兩者的Re數(shù)和Fr數(shù)必須相等.而在湍流流動條件下，只要使Fr數(shù)相等，就可保證原型與模型內(nèi)的流體流動相似，因此中間包水模型內(nèi)體積流量Qm(m3/h)與原型內(nèi)鋼液體積流量Qp(m3/h)滿足：

Qm=λ3/2Qp

(1)

(2)

則中間包死區(qū)體積分率Vd、 活塞區(qū)體積分率Vp和全混區(qū)體積分率Vm的計算式[10]為

(3)

(4)

Vm=1-Vd-Vp

(5)

式中，tmin(s)為最小響應(yīng)時間，tmax(s)為濃度峰值時間.

實驗裝置如圖1所示，分別對原型中間包(控流裝置由圖2a中圓形湍流控制器和高 167 mm 的壩組成)和改進中間包(控流裝置由圖2b中非對稱長方形湍流控制器和圖2c中的多孔擋墻組成)進行水模型實驗.利用Fluent軟件求解中間包流體流動的連續(xù)性方程、動量方程和k-ε雙方程湍流模型得到中間包內(nèi)流體流動的流場.

圖1 水模型實驗裝置圖Fig.1 Water modeling for the tundish

圖2 湍流控制器Fig.2 Turbulence inhibitor(a)—圓形； (b)—非對稱長方形； (c)—多孔擋墻

2 結(jié)果分析

2.1 水模型結(jié)果

到峰值的時間差比原型中間包兩水口流體達(dá)到峰值的時間差小，與水模型實驗結(jié)果相吻合.

表1 水模型實驗結(jié)果

圖3 中間包RTD曲線Fig.3 RTD curve in tundish(a)—原型中間包； (b)—改進中間包

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果

2.2 信度與效度分析 采用 Cronbach’s α 系數(shù)評估內(nèi)部一致性，其變化范圍為 0.138～0.949，其中軀體疼痛、精力和社會功能 3 個維度的Cronbach’s α 系數(shù)＜0.7，其余維度的 Cronbach’s α 系數(shù)均＞0.7。SF-36 量表按條目奇偶分為兩部分，生理功能、情感職能維度的分半信度＞0.9，生理職能、軀體疼痛、一般健康狀況 3 個維度介于 0.7 至 0.9 之間，其余維度均＜0.7，其中精神健康維度接近 0.7，最小的是社會功能維度為0.157。詳見表1。

圖4a表明，來自鋼包長水口的流體沖擊圓形湍流控制器底部后，呈放射狀均勻向四周發(fā)散，與圓形控制器側(cè)壁相遇后向上流動；圓形控制器內(nèi)腔為上小下大的對稱結(jié)構(gòu)，迫使流體向上流動速度逐漸增大，且呈對稱分布；流體流進中間包后，在鋼包長水口和兩個擋墻之間形成較為強烈的回流區(qū)，越過單擋墻的流體斜向下由中間包水口流出.

圖4 中間包流場Fig.4 Fluid flow in the tundish(a) —圓形湍流控制器與單擋墻; (b) —不對稱長方形控制器與多孔擋墻

由于2#水口靠近鋼包長水口，因此來自長水口的新鮮鋼液經(jīng)過較短的路徑和時間到達(dá)2#水口，使綱液中的夾雜物沒有足夠時間上浮去除，導(dǎo)致2#鑄坯內(nèi)夾雜物較多.因此，針對2#水口延長其平均停留時間是中間包優(yōu)化的關(guān)鍵.

圖4b表明，來自鋼包長水口流體沖擊非對稱長方形湍流控制器波浪形底部后，流體湍動度增加，有利于夾雜物碰撞聚合；由于長水口中心軸線通過長方形控制器波浪底中心，湍流控制器內(nèi)腔為左小右大，致使流向1#水口的流體流量大于流向2#水口的流體流量，因此減小了2#水口去除夾雜物的負(fù)擔(dān)；而1#水口距鋼包長水口距離較遠(yuǎn)，在流體向1#水口流動的過程中，夾雜物有充足的時間碰撞聚合上浮，增強了中間包去除夾雜物的能力.流體從湍流控制器流出后沿液面流向多孔擋墻，沿?fù)鯄ο滦泻髲亩嗫讚鯄χ胁啃毕蛏系拈_孔流向中間包側(cè)壁，再沿中間包側(cè)壁到達(dá)底部，最后從水口流出.

3 工業(yè)試驗

根據(jù)物理和數(shù)值模擬結(jié)果確定的由非對稱長方形湍流控制器和多孔擋墻組成控流裝置的優(yōu)化中間包水模型，按照幾何比為3∶1制成實際中間包，在某鋼廠進行工業(yè)試驗.

3.1 中間包兩出水口溫度測定

為使連鑄過程順利進行并保證鑄坯質(zhì)量，中間包內(nèi)的鋼水溫度必須控制準(zhǔn)確，波動范圍小.在現(xiàn)場測試過程中，采用雙鉑銠熱電偶用補償導(dǎo)線連接溫度顯示儀[14-15]，對中間包內(nèi)兩水口指定位置的溫度同時進行多次測定，分別對原型中間包澆注一爐鋼水和改進型中間包澆注兩爐鋼水的1#和2#水口溫度進行測定.

表2和表3分別為原型中間包和改進型中間包的1#和2#水口鋼液溫度場試驗結(jié)果.由表2可知原型中間包1#和2#水口鋼液平均溫差為5 ℃.對改進型中間包進行了兩次測試，由表3可知，改進型中間包1#和2#水口鋼液平均溫差分別為3 ℃ 和2 ℃，約為原型中間包兩水口鋼液平均溫差的1/2，表明改進型中間包兩水口鋼液平均溫差比原型中間包兩水口鋼液平均溫差明顯減小.根據(jù)現(xiàn)場工業(yè)試驗測定結(jié)果，表明改進型中間包能有效減少兩水口之間鋼液溫差，在實際生產(chǎn)中是可行的.

表2 原型中間包1#和2#水口溫度

表3 改進型中間包1#和2#水口溫度

3.2 鋼中夾雜物分析

3.2.1 試樣制取

當(dāng)鋼包鋼水澆注60 t時，對原型中間包和優(yōu)化的中間包，當(dāng)1#和2#水口鋼液流動比較平穩(wěn)時，在第二塊坯尾的東西兩側(cè)處各取一個試樣，大樣電解樣為鋼坯內(nèi)弧1/4側(cè)位置的坯樣，圖5中心線為鋼坯內(nèi)弧側(cè)1/4位置，試樣的制取如圖5、圖6和圖7所示.

圖5 試樣的火焰切割和初次鋸床切割Fig.5 Flame cutting and saw cutting for the sample

3.2.2 鋼中大型夾雜物分析結(jié)果

表4為由原形中間包和改進型中間包獲得的鋼坯制取的各試樣，經(jīng)過電解后得到的夾雜物的質(zhì)量.

由表4可知，采用原型中間包得到的鋼坯，試樣質(zhì)量為 1.34 kg 的鋼坯中，含有粒徑在140～ 300 μm 的夾雜物的質(zhì)量為0.7 mg；而采用優(yōu)化后的改進型中間包得到的鋼坯，試樣質(zhì)量為1.33kg

圖6 試樣的二次鋸床切割 Fig. 6 Second saw cutting for the sample

圖7 試樣的M12孔位置和尾部打號 Fig.7 Position of M12 hole and marking for the sample

的鋼坯中，含有粒徑在140～300 μm 的夾雜物質(zhì)量僅為為0.2 mg，約為采用原型中間包得到的鋼坯中夾雜物含量的1/3，說明優(yōu)化后中間包能顯著減少鋼液中的夾雜物含量.

表4 鋼中夾雜物大樣電解結(jié)果

3.2.3 各試樣中大型夾雜物照片

圖8、圖9和圖10為原形中間包和改進型中間包獲得鋼坯制取的各試樣粒徑在140～300 μm夾雜物放大15倍照片.

由圖8、圖9和圖10可以看出，采用優(yōu)化后的改進型中間包得到的鋼坯中夾雜物的數(shù)量遠(yuǎn)遠(yuǎn)少于采用原型中間包澆注后得到的鋼坯中夾雜物的數(shù)量.

圖8 優(yōu)化中間包2#水口得到的鋼坯中140～300 μm的夾雜物Fig.8 140～300 μm inclusions in the slab for 2# outlet of the optimized tundish

圖9 原型中間包2#水口得到的鋼坯中對應(yīng)140～300 μm的夾雜物 Fig.9 140～300 μm inclusions in the slab for 2# outlet of the prototype tundish

圖10 原型中間包1#水口得到的鋼坯中對應(yīng)140～300 μm的夾雜物Fig.10 140～300 μm inclusions in the slab for 1# outlet of the prototype tundish

4 結(jié) 論

(1)由水模型實驗結(jié)果可知，優(yōu)化中間包的1# 水口的平均停留時間下降了8.0%，2#水口的平均停留時間上升了6.2%，兩水口流體平均停留時間之差下降了36.3%，能夠減少中間包兩水口之間平均停留時間的差異.

(2)由數(shù)值模擬結(jié)果可知，優(yōu)化中間包增加了流體湍動程度，流體在中間包內(nèi)流動軌跡更加復(fù)雜，延長了流體在中間包內(nèi)停留時間，有利于夾雜物碰撞、聚合去除.

(3) 由工業(yè)試驗得出，兩流非對稱原型中間包兩水口鋼液平均溫差為5 ℃，而優(yōu)化后的改進型中間包兩水口鋼液平均溫差為3 ℃或2 ℃，約為原型中間包兩水口鋼液平均溫差的一半，說明優(yōu)化中間包對兩水口溫度的均一性起到了顯著作用.

(4) 由鋼中夾雜物分析可知，采用兩流非對稱原型中間包澆注得到的鋼坯試樣中，粒徑在140～300 μm夾雜物質(zhì)量為0.7 mg；而采用優(yōu)化后的改進型中間包得到的鋼坯試樣中，粒徑在140～300 μm夾雜物質(zhì)量僅為為0.2 mg，約為原型中間包的1/3，說明優(yōu)化中間包可以大幅度減少鋼液中大型夾雜物含量.

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Study on structure optimization and application of two flow asymmetric tundish

Zhao Yan1, Lei Hong2

(1.School of Metallurgy, Northeastern University, Shenyang 110819, China; 2.Key Laboratory of Electromagnetic Processing of Materials, Ministry of Education, Northeastern University, Shenyang 110819, China)

Physical and mathematical simulation was applied to analyze the difference of flow field, flow characteristics between prototype tundish and optimized tundish. The results showed that for optimized tundish , the average residue time at 2# strand is elongated by 8%. Difference of the average residue time between two strands gets a 36.3% decrease. The flow path of the fluid becomes more complicated which prolongs the residence time of the fluid in optimized tundish. And feasibility of optimized scheme is confirmed by the industrial experiment.Through industrial test in the tundish, the results showed that the mean temperature difference of two outlets of the tundish is 5 ℃ with the circular turbulence inhibitor and dams, inclusions of 140 μm to 300 μm are 0.7 mg, while mean temperature difference of the two outlets is 2～3 ℃ in the tundish with the asymmetric rectangle inhibitor and multi-hole baffles, and inclusions of 140 μm to 300 μm are 0.2 mg. The authors believe that optimized tundish configuration can effectively decrease temperature difference between the two outlets and can effectively remove inclusions.

asymmetric tundish; flow control device;mean temperature difference; inclusion

10.14186/j.cnki.1671-6620.2017.03.002

TF 777

：A

：1671-6620(2017)03-0165-06