十二流小方坯中间包优化及冶金效果

郝 忠

(宣化钢铁集团有限责任公司)

十二流小方坯中间包优化及冶金效果

郝 忠

(宣化钢铁集团有限责任公司)

利用数值模拟对宣钢十二机十二流连铸机中间包的三维流场、浓度场和温度场进行研究，优化出了最佳控流装置。应用结果显示，采用优化结构后的中间包，流场明显改善，各流的流动特性趋于一致，高温钢液对第6流塞棒的冲击减轻，各流最大温差由优化前的10 K降低为优化后的4 K。且连浇时间由优化前的20 h延长到26 h。

十二流小方坯 中间包 结构优化 数值模拟

0 前言

中间包冶金最重要的两个功能是去除夹杂和调整温度，中间包内流体的流动特性对其内非金属夹杂物的上浮及均匀钢水温度起着至关重要的作用，合理的控流装置是得到理想流动特性的关键保证。目前对于多流中间包特别存在两个主要问题，第一，流场不合理。各流的停留时间相差较大，造成夹杂物不能有效的去除;第二，各流的钢液温度相差较大。距离注流区越远，温降越厉害，造成浇铸过程出现问题，特别对狭长的六流及以上一体式中间包尤为突出［1－2］。宣钢原有十二机十二流方坯铸机中间包在浇注过程中高温钢液对第六流塞棒底部冲刷比较厉害，耐材侵蚀严重，各流之间的温差相差较大，且连浇时间短，严重影响了生产。经分析，发现原因主要是中间包内控流装置的设计存在一定的问题导致钢液流场不合理和温度分布不均匀所致。针对存在的问题，采用数值模拟对中间包内钢液的流动和传热特征进行了系统的研究，确定适合该中间包的最佳控流装置。

1 数学模型

1.1 基本假设

中间包内钢液的流动，可视为粘性不可压缩流体稳态流动，主要受粘滞力、重力和惯性力的作用，为保证实型与模型的运动相似，需要采用雷诺数、弗鲁德数同时相等。

1)中间包内钢液为单相湍流流动;

2)中间包内钢液流动稳定，且不可压缩;

3)忽略渣层对钢液流动的影响，钢液面视为自由滑移边界;

4)钢液的密度、粘度、比热容等热物理性质参量为常数;

5)中间包是一个三维稳态过程;

6)示踪剂的传输是一个瞬态过程。当粒子到出口处时视为已逃逸出中间包，到达固体壁面后碰撞壁面并反射回中间包。

1.2 几何模型的建立

利用商业软件ANSYS－ICEM根据几何平面图生成三维立体几何模型，流体计算使用商业软件ANSYS－FLUENT。由于十二机十二流铸机在浇注过程中有两个中包，两个中包分别为六机六流，对称分布。故在计算模拟过程中只考虑一个中包，计算只取其一。图1为原中间包和最终优化的中间包的几何平面图，图2为原中间包和最终优化的中间包的三维几何图。图中从左向右依次为第1流、第2流、第3流、第4流、第5流和第6流。

图1 中间包几何平面图

图2 中间包三维几何图

钢水在中间包内流动的微分方程和钢水温度在中间包变化的微分方程如下［3］:

连续性方程:

动量方程:

湍流模型:

k方程:

ε方程:

能量方程:

xi、xj——以张量表示的方向;

Ui、Uj——流场时均速度;H——焓

ρ——钢液密度;; μ——动力学黏度;

μi、μeff——为湍流黏度系数和有效黏度系数;

β——体膨系数;keff——有效传热系数;

T——钢液温度;G——重力加速度:

k、ε——为流体湍动能和湍动能耗散率;

G——湍动能产生率;Cp——比热容;

C1、C2、Cd、бε——经验常数;P——压力。

目前广泛采用Launder等的推荐值，取为C1=1.44，C2=1.92，Cd=0.09，бk=1.00，бε=1.30。

计算的钢液的物性参数确定如下:钢液密度为6900 kg/m3，钢液分子粘度为0.00625 kg/m－s，比热为750 J/kg－K，热传导系数为41 W/m－K，热膨胀系数为0.0001 K－1。进口流速度根据断面和拉速确定，进口内径70mm，对于150mm×150mm方坯，在拉速2.8 m/min的条件下进口流速为1.637 m/s;

1.3 边界条件

在模拟钢水流动时:经大包长水口的流体，其入流速度垂直于中间包液面:在固体壁面上，采用不滑动的边界条件，在近壁区，采用壁函数对速度和湍流特性参数进行修正。壁面上示踪剂通量为零，示踪剂传输行为计算时通量设为零，示踪剂总量为1。

在模拟温度场时，假设大包钢水以恒温(1853 K)注入到中间包内，在中间包壁的传热和表面顶渣的热辐射视为稳态，通过包壁和表面渣层的热通量采用Chakrabor和Sahai的推荐值，即中间包纵向包壁、横向包壁、底面及表面渣层的热损失分别3.2、3.8、1.4 和15 kJ/(m2.s)。

1.4 模拟计算

利用上述的数学模型，考虑到导流孔孔径、仰角、水平偏角及导流孔的位置等五个因素的变化，共设计9组实验方案，其中水平偏角指偏向塞棒的夹角。根据设计的控流装置实验方案，对其进行流场、传热及示踪剂的传输状态进行模拟计算研究，并根据模拟计算结果确定最优方案。

当拉速为2.8 m/min，工作液面为800mm及长水口插入深度为200mm时，首先对原中间包进行数值模拟，其次，在入流区，原缓冲器靠近塞棒的一侧加上一块挡墙，并在其上开导流孔，挡墙高为900mm。首先设计了两组优化方案(方案1与方案2)，其中方案1与方案2导流孔距包底640mm，方案1中两个导流孔对称分布，方案2有一个导流孔，孔径分别为120mm和200mm，水平偏角和竖直仰角都分别为0°和15°;考虑到工作液面达不到正常浇注液面，工作液面为700mm时，优化设计6组实验方案(方案4～方案9)，其中孔中心距包底550mm，水平方向孔的中心在挡墙的中心线上，水平偏角分别为0°、10°和15°，仰角分别为5°、10°和15°，共对9组实验方案进行数值模拟优化计算。

2 结果分析与讨论

实验共计10组方案，笔者仅对原中间包以及最优方案(方案6)的中间包截取截面进行分析。

2.1 流场及流动特征

对于原中间包以及最优方案(典型方案6)两方案截取典型的截面进行分析，原中间包方案中钢液流动的速度云图和流线图如图3所示，最优方案中钢液流动的流速矢量图和流线图如图4所示。

图3 原中间包的流场

图4 典型方案6的中间包流场

由图3可以看出，对于原中间包，当钢液从注流区流出进入分配区，由于挡板的提升作用，在挡板的右侧，一部分钢液越过挡板向上，沿着表面流动，直接流向第3流，经过挡板的阻挡，另一部分钢液与挡板碰撞后，在挡板与第6流之间的孔和通道分别流向5#塞棒底部和6#塞棒，形成短路流，且由于钢液流速高，挡板和塞棒之间的距离小，在此区域钢液紊乱程度高，对6#塞棒冲刷严重，而对于优化改造后的中间包，高速流动的钢液经湍流控制器后耗散了一定的湍动能，并以较大的速度返回到钢液表面，通过斜向上的导流孔使钢液向上流动，由于导流孔的孔径较小，钢液以较大的流速流出后，沿着近似与宽面包壁平行的方向，流向远流，直接流向第1流，在流向远流的过程中分流，部分钢液分别流向第4流、第5流和第6流，在5#塞棒和6#塞棒之间形成回流，促使钢液流向表面，减轻了对6#塞棒底部的冲刷，返回后与宽面包壁碰撞后中间包内形成循环流动，大部分钢液流向第1流，与窄面包壁碰撞后，沿着靠近塞棒方向的宽面依次流向近流大部分钢液沿表面流动;对于原中间包，钢液进入浇注区后，距离长水口远的对应的流线长，而部分钢液经挡板底部的孔和通道在中间包底部平铺开，造成了严重的短路流现象。由图4可以看出，优化改造后的中间包各个水口的钢液流动平稳，由于采用挡墙后，注流区扩大，注流区的高度紊乱，一方面，有利于钢液的混匀和夹杂物的碰撞，也耗散了高速的湍动能，另一方面，钢液经导流孔斜向上运动，钢液的流动路线增加，避免了对6#塞棒，且在第3流和第4流之间分流，各个水口的钢液流动的均匀性趋于一致。

优化前后中间包的RTD曲线如图5、图6所示，两方案RTD曲线计算结果见表1。

图5 原中间包的RTD曲线

图6 优化后中间包的RTD曲线

表1 两方案RTD曲线计算结果

由图5、图6可以看出，原中间包5流和6流的RTD曲线出现双峰，说明存在一定的短路流，而对于优化后的中间包5流和6流双峰现象消失。

由表1可以看出，原中间包各个水口平均停留时间最大相差为222 s，滞止时间最大相差为85s，优化改造后的中间包各个水口平均停留时间最大相差为40 s，滞止时间最大相差为29 s，由于两个方案的钢液面分别为800mm和700mm，所以相应数据有较大的差别，但优化改造后的中间包各个水口的钢液流动性趋于一致，明显改善了中间包的流动状况。

2.2 温度场

中间包内钢液的温度场是影响中间包内耐材浸蚀的关键，为了对改造前后中间包内钢液的温度场进行对比，对中间包内钢液经过塞棒纵截面的温度场分布进行分析(如图7所示)。

图7 中间包内钢液经过塞棒纵截面的温度场

由图7可以看出，对于原中间包，由于挡板的阻挡，在第6流与挡板之间存在高温区，由此造成第6流的塞棒由于受高温钢液的冲刷，侵蚀厉害，整个中间包内钢液的温度分布很不均匀，通过计算结果显示，各流水口的温差最大为2.4 K，且第1流(边流)温度过低，在浇注过程中容易造成水口冻结，影响生产;对于优化改造后的中间包，整个中间包内钢液温度分布均匀，在第6流和第5流之间不存在高温区，各流水口的温差最大为0.3 K，第1流(边流)温度升高。

3 冶金效果

优化改造后的中间包于2010.11月投入使用，在浇注过程中对中间包钢水温度进行实测，各个水口最大温差为4 K，而未优化前经实测各水口之间最大温差为10 K。在生产中中间包的使用效果很好，在浇注过程中第6流的塞棒明显侵蚀减轻，连浇时间由优化前的20 h延长到26 h，达到了优化设计的目的。

通过采用数值模拟对宣钢十二机十二流的中间包的结构进行优化设计，得出以下结论:

1)宣钢原中间包在浇注过程中高温钢液对第6流塞棒底部冲刷比较厉害，耐材侵蚀严重，1流和6流之间的温差相差较大，且连浇时间短。

2)采用数值模拟优化后的中间包各个水口的钢液流动性趋于一致，明显改善了中间包的流动状况，在第6流和第5流之间不存在高温区，各流水口的温差最大为0.3 K。

3)在生产中中间包的使用效果很好，在浇注过程中，第6流的塞棒侵蚀明显减轻，各个水口最大温差为4 K，而未优化前经实测各水口之间最大温差为10 K，连浇时间由优化前的20 h延长到26 h。

［1］Xie Jian，Zheng Shuguo，WuYonglai，etal.Water Modeling Study on Optimaization of Flow Control Devices in Five－strand"T"Type Tundish［J］.Journal of Materials and Metallurgy，2002，4(1):285－289.

［2］陈登福，胡锐，王青峡，等.连铸中间包多孔挡墙设置优化的数学物理模拟［J］，过程工程学报，2008，8(S1):49－53.

［3］钟良才，王明安，周小宾，等.5流连铸中间包流场温场数学模拟，过程工程学报，2011，11(1):26－27.

TUNDISH STRUCTURE OPTIMIZATION OF TWELVE－STRAND BILLET CASTER AND METALLURGICAL EFFECT

Hao Zhong
(Xuanhua Iron and Steel Group Co.，Ltd，)

The three－dimensional flow temperature and concentration field of tundish for twelve－strand billet caster in Xuanhua Steel were studied by numerical simulation and the best flow control devices were optimized.Results showed that flow field was obviously improved，flow behaviors of each strand of tundish became consistent，impact of high temperature molten steel on sixth strand stoppers reduced，the maximum temperature difference before and after optimizating reduced to4 K from10 K and continuous casting time increased to26 hours from20 hours.

twelve－strand billet caster tundish structure optimization numerical simulation

联系人:郝忠，高级工程师，副厂长，河北.宣化(075100)，河北钢铁集团宣化钢铁公司炼钢厂;

2012—2—1