板坯连铸70 t中间包流场优化

苏笃星邹长东郭 辉王 波

（1.江苏省（沙钢）钢铁研究院，江苏张家港 215625；2.江苏沙钢集团有限公司转炉炼钢厂，江苏张家港 215625；3.上海大学材料科学与工程学院，上海 200072）

板坯连铸70 t中间包流场优化

苏笃星1邹长东1郭 辉2王 波3

（1.江苏省（沙钢）钢铁研究院，江苏张家港 215625；2.江苏沙钢集团有限公司转炉炼钢厂，江苏张家港 215625；3.上海大学材料科学与工程学院，上海 200072）

通过数值模拟对板坯70 t中间包不同上下挡墙组合形式下的流场特性进行了研究。数模结果表明：原型中间包可以较好控制注流区的流动，但是由于增加了短上挡墙，没有明显增加活塞区比例，同时在短上挡墙附近形成了回流区（死区），不利于夹杂物的去除。优化控流方式后，平均停留时间由原来的992 s提高至1 036 s，死区体积比例由优化前的8.7%减少至7.1%。工业试验表明，优化后中间包在降低铸坯总氧和减少大尺寸夹杂物方面均优于原型中间包。

中间包 数值模拟 平均停留时间 死区

中间包控流元件的设置对包内非金属夹杂物的上浮起着至关重要的作用，直接影响到铸坯的质量。对于较大容量中间包，中间包内的钢水流动复杂，钢水流态控制非常重要，合理的中间包上、下挡墙设置能够有效改善中间包内钢液流动状态，延长钢水在中间包内的停留时间，促进夹杂物的上浮去除，使大型夹杂物含量最小化［1-5］。

沙钢集团有限公司转炉炼钢厂某板坯连铸机中间包在浇铸冷轧钢种时出现较多翘皮缺陷，通过调查分析发现大多为铸坯质量问题所导致。为此，以提高连铸坯质量为目标，进而改善冷轧产品质量，运用数值模拟的方法，研究了中间包内不同控流方案对包内流场的影响，并在生产使用原型的基础上对中间包进行了优化设计。研究表明：与原型中间包相比，通过优化中间包上、下挡墙尺寸及挡墙间距后，中间包内钢液流动状态得到明显改善，钢液流动更加合理，钢液在中间包内的停留时间增长，活塞区体积分数增大，更有利于钢水的净化，提高铸坯质量［6-9］。

1 中间包结构与浇铸工艺参数

沙钢某板坯铸机的中间包形状为双流矩形结构，设计容量为70 t，原型中间包结构和连铸工艺参数分别如图1和表1所示。

图1 原型中间包结构示意图Fig.1 Schematic diagram of prototype tundish

表1 连铸中间包结构参数和连铸参数Table 1 Structure and casting parameters of tundish

2 数值模拟

2.1 基本假设

（1）中间包内钢水流动是湍流流动；

（2）中间包内钢水流动为稳定态；

（3）中间包内钢水液面为自由液面；

（4）忽略表面渣层的影响。

2.2 控制方程

中间包内钢液的流动考虑为稳态不可压缩湍流流动，采用K－ε双方程模型模拟湍流，中间包内钢液流动和传热的数学模型表示如下：

1）连续性方程

式中，ρ-流体密度，kg／m3；ui-时均速度，m／s。

2）动量方程（Navier-Stokes方程）

式中，ui，uj为i和j方向的时均速度，m／s；xi，xj为i和j方向的坐标值，m；ρ为流体密度，kg／m3；P为压力，Pa；μeff为有效粘度系数，Pa·s。

3）湍动能（k）方程

式中，k-湍流动能，m2／s2；ε-湍流动能耗散率，m2／s2。

4）湍动能耗散率（ε）方程

式中，μt-湍流粘度系数，Pa·s；μl-层流粘度系数，Pa·s；C1，C2，Cμ，σk，σε为经验常数，采用Launder和Spalding的推荐值：C1＝1.43，C2＝1.93，Cμ＝0.09，σk＝1.0，σε＝1.3。

2.3 边界条件

在固体墙面上，采用不滑动的边界条件；在近壁区，采用壁面函数对速度和湍流特性参数进行修正；在自由表面，忽略渣层的影响，除垂直于表面的速度分量外，其余各变量的梯度均为零；经大包长水口的流体，其入流速度垂直于中间包液面。

（1）在上表面的自由液面上，把该边界处理为光滑壁面。

（2）在y-z对称面的法线方向上v、w、k、ε的微商为零。

（3）在浸入式出口截面上，各物理量沿该截面的法线方向导数为零。

（4）固体壁面上边界条件的处理

采用壁面函数法，根据中间包入口流量与中间包出口流量相等，也与结晶器底部流出的流量相等，从而推算出中间包的入口速度w0（m／s），即：

式中，vcast-铸坯拉速（m／s）；Sw-中间包出口截面面积；la-铸坯断面宽度（m）；lb-铸坯断面高度（m）。

3 实验结果与讨论

对于连铸中间包，设置上挡墙可有效阻止表面扰动的发展，使表面波动集中在注入流区。而下挡墙的设置，可消除沿包底的流动，使流体流动向上，从而有利于钢中夹杂物的上浮分离，合适的上、下挡墙组合，可以显著改善中间包内流体的流动，延长流动距离，增加平均停留时间，有效去除夹杂物。

3.1 原型中间包数模计算结果

为了有效利用中间包去除夹杂物，提高钢水洁净度，采用数模对比研究了原型中间包单侧移除一上挡墙后与未移除上挡墙的流场特性。图2是原型中间包1／2非对称模型中间对称面的流场矢量图和轨迹图，通过对比可知，模型左右两侧的结果明显存在差异。模型右侧，由于设置了两个上挡墙，导致部分钢液来不及到达中间包壁面就沿包底流出进入结晶器。

3.1.2 穿刺部位的暴露 锁骨下静脉穿刺患者取仰卧位，头偏向对侧，肩放平。肩下垫一棉垫，使两肩后展，锁骨略向前，充分暴露穿刺部位。颈内静脉穿刺患者采用15～20°头低足高仰卧位，两肩之间垫一薄枕，头后仰并转向对侧。采用头低位可使静脉充分充盈，静脉内压增高，容易穿刺，亦可避免产生脑内静脉空气栓塞。

图2 原型中间包（非对称）1／2模型流场Fig.2 1／2 fluid flow in tundish（asymmetrymodel）

通过数值模拟结果计算得到中间包停留时间分布曲线（RTD曲线）以及各方案活塞区、混合区、死区的比例，以此为依据选用冶金效果最好的方案对现用的中间包进行优化［10-11］。表2是原型中间包1／2非对称模型的流场特征参数计算结果，通过对比可知，模型右侧的平均停留时间明显低于左侧，这是由于设置了两个上挡墙的缘故，导致部分钢液来不及到达中间包壁面就沿包底流出进入结晶器，不利于夹杂物的上浮。

通过上述分析可知，原型中间包控流装置可以较好地控制注流区的流动，但是由于加入了短上挡墙，没有明显增加活塞区比例，同时在短上挡墙附近形成了回流区（死区），不利于夹杂物的去除［12-13］。当采用单上挡墙双下挡墙后，延长了由注流到出口的时间，有利于夹杂物的上浮，同时消除了短上挡墙所引起的死区，通过进一步优化给出合适的上下挡墙组合及下挡墙高度位置设计。

表2 非对称模型中间包流场特征参数计算结果Table 2 Physical properties of asymmetric model tundish

表3 优化方案的具体参数设置Table 3 Specific parameter settings for optimization scheme

3.2 优化方案数模计算结果分析

在原模型的基础上，通过调整合适的上下挡墙组合及下挡墙高度位置优化设计中间包结构，具体包括上挡墙距水口中心距离、上下挡墙间距离、上挡墙底距包底距离以及下挡墙高度，进一步优化中间包流场。具体方案如表3所示。

其中方案1至方案8由于长上挡墙距水口距离较近，称其为短距离方案，为单上挡墙双下挡墙组合，其中远离长水口的下挡墙高度与位置固定，高度为250mm，距长水口2 200 mm。而方案9至方案14，由于距水口距离较远，称其为远距离方案，为单上挡墙单下挡墙组合。

短距离方案1～8与原型相比，去掉了一个短上挡墙，其特点在于有两下挡墙和一上挡墙，而且上挡墙距长水口距离较近，最大为730 mm。综合方案1～8的流场分布来看，流体从钢包流出注入中间包后，由于速度大，穿透深度也很大，直达中间包底部，迅速向四周铺开。由于有抑湍器的存在，钢液沿抑湍器壁面运动，减缓了汇流漩涡的形成，减少了卷渣的可能性；同时减弱了大包长水口注流的冲击作用，减少了对中间包注流区耐火材料的冲刷和侵蚀。

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

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

远距离方案9～14与原型相比，其特点是上下挡墙各只有一个，而且长上挡墙距水口距离较远，一般都大于1 000 mm。综合方案9～14的流场分布来看，其流场的特点与短距离方案的流场大致相同。在长上挡墙附近依旧存在着死区，但是通过分析其流场可以看出，通过减小上下挡墙中心间距离，可以有效地缩小长上挡墙附近的死区范围。由于只有一个下挡墙，因此并不存在下挡墙间的死区，这是远距离方案优于短距离方案的地方。但是由于上挡墙距水口中心距离较大，在钢液从抑湍器流出，绕过长上挡墙之前会形成一个很大的回旋区，这对整个流场的流动很不利，流场分布如图4所示。

不同方案下中间包内流场特征参数计算结果如表4所示。通过对比方案1～8与方案9～14的特征参数，可以明显看出，短距离方案的平均停留时间分布在1 030～1 100 s范围内，而远距离方案则略高，为1 105～1 115 s，这表明上挡墙远离水口可以延长钢液在中间包内的停留时间。但是，短距离方案的活塞区体积分数为45%～50%远高于远距离方案的27%～32%，比较死区体积分数也可以看出，短距离方案的死区体积分数较小，结合流场图3与图4，两类方案虽然都存在死区，但是短距离方案的死区靠近底部，对夹杂物的上浮影响较小。所以，短距离方案优于远距离方案。进一步对比分析短距离方案1～8，可以得知，在这8种方案中，方案4的流场分布更合理，具有较长的停留时间，并且活塞区体积分数较大。

4 应用效果

针对优化方案4共开展了12批次现场生产测试，中间包钢水全氧含量由原来的30.33μg／g下降至优化后的26.83μg／g，提高了钢液的洁净度。对比优化前后的铸坯夹杂物尺寸分布情况，如图5所示，优化后中间包浇铸铸坯尺寸大于5μm的夹杂物相对原型中间包铸坯均有所降低，可见优化中间包对促进夹杂物上浮有明显作用。

5 结论

（1）原型中间包控流装置可以较好地控制注流区的流动，但是由于加入了短上挡墙，在短上挡墙附近形成了回流区（死区），不利于夹杂物的上浮去除。

（2）通过优化挡墙尺寸及挡墙间距离后的中间包内钢水流动状态得到明显改善，钢液流动更加合理，钢液在中间包内的平均停留时间增加，活塞区体积分数增大。

（3）工业生产实践结果表明，优化后的中间包浇铸板坯，全氧含量降低，大尺寸夹杂物含量减少。

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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

苏笃星，男，工程师，主要从事炼钢连铸工艺研究，Email：suduxing＠126.com