五流連鑄中間包內(nèi)鋼水流動(dòng)特性及溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬

五流連鑄中間包內(nèi)鋼水流動(dòng)特性及溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬

連鑄中間包是接收和分配鋼水的容器。它具有保證連鑄生產(chǎn)順利進(jìn)行，凈化鋼液，提高造粒質(zhì)量等冶金功能。隨著近年來多流通道膏體質(zhì)量要求的逐步提高，多流通道朱體的冶金效果越來越受到重視。五流大方坯連鑄機(jī)中間包設(shè)計(jì)為“T”形對(duì)稱結(jié)構(gòu).其中,中間包結(jié)構(gòu)和典型斷面連鑄工藝參數(shù)分別如圖1和表1所示.本研究擬通過數(shù)理模擬,研究不同控流方式對(duì)中間包內(nèi)鋼水流動(dòng)特性和溫度場(chǎng)的影響,開發(fā)合理的控流方式,以充分發(fā)揮中間包的冶金效果.1u3000中間包內(nèi)流體流動(dòng)特性的表征與評(píng)價(jià)物理模擬的依據(jù)是相似原理.為保證模型與原型流場(chǎng)相似,需同時(shí)滿足幾何相似與動(dòng)力相似.本研究取原型與模型的幾何相似比λ=3∶1,不同鑄坯斷面情況下模型流量與原型流量的對(duì)應(yīng)關(guān)系如表2所示.在實(shí)驗(yàn)過程中取低(44.8L/min)、中(67.5L/min)、高(89.6L/min)3個(gè)不同水平的流量按表3所示方案進(jìn)行了研究.在3組方案中,梯形圍墻中導(dǎo)流孔的設(shè)置,是在兩側(cè)各開1個(gè)較大的導(dǎo)流孔,分別承擔(dān)1#、2#和4#、5#水口的鋼水分配,圍墻正面的2個(gè)小導(dǎo)流孔,承擔(dān)3#水口的鋼水分配(如圖1所示).考慮到中間包的對(duì)性稱,實(shí)驗(yàn)中只測(cè)定其中1#、2#、3#水口的停留時(shí)間分布曲線(RTD曲線),并以此分析中間包內(nèi)流體的流動(dòng)特性.其中,中間包內(nèi)鋼水的流動(dòng)特性,利用響應(yīng)時(shí)間(tmin)、峰值時(shí)間(tpeak)、平均停留時(shí)間(tav)、活塞流體積分率(Vp)、全混流體積分率(Vm)、死區(qū)體積分率(Vd)來進(jìn)行表征與評(píng)價(jià).2數(shù)值模擬2.1鋼液流動(dòng)及傳熱的基本方程中間包內(nèi)溫度場(chǎng)的模擬假定鋼液為不可壓縮的黏性流體,忽略中間包表面覆蓋劑及渣層對(duì)鋼液流動(dòng)的影響和溫度對(duì)鋼液密度的影響,并假定中間包傳熱過程為穩(wěn)態(tài)傳熱.用于描述鋼液流動(dòng)和傳熱的基本方程包括連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、能量方程、湍動(dòng)能方程以及湍動(dòng)能耗散率方程.上述方程的具體形式與參量說明見文獻(xiàn)和.2.2由速度分量的確定鑒于中間包幾何結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性,取模型的一半來計(jì)算分析,計(jì)算初始中間包內(nèi)充滿鋼液.其邊界條件如下:(1)中間包自由液面:在中間包自由液面處,所有變量的垂直梯度均為0;垂直于液面的速度分量為0,自由液面熱流為15kW/m2;(2)入口:取長(zhǎng)水口出口處為入口邊界,采用速度入口,其法向速度通過拉坯速度換算可得,vy=vin,T=1823K;(3)出口:速度分量和除壓力外的其他所有變量出口方向梯度為0;(4)對(duì)稱面:垂直于對(duì)稱面的速度分量及其他各變量沿對(duì)稱面法向方向梯度為0;(5)中間包壁面:近壁區(qū)采用Fluent標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理,采用平均熱流作為壁面?zhèn)鳠釛l件,中間包壁在前后寬面、兩側(cè)窄面和底面的熱流分別為3.8kW/m2、3.2W/m2及1.4kW/m2.3結(jié)果與討論3.1體系的優(yōu)化及控流效果分析圖2是采用方案Ⅰ時(shí)中等流量條件下中間包內(nèi)鋼水的RTD曲線,其流動(dòng)特征參數(shù)如表4所示.可以看出,采用圍墻和沖擊板的控流方式,可以實(shí)現(xiàn)鋼水在各流之間的合理分配,鋼水平均停留時(shí)間為869s,基本能夠滿足生產(chǎn)需要,但各流的響應(yīng)時(shí)間普遍偏短,特別是距離沖擊點(diǎn)較近的3#流,由于包型較窄,響應(yīng)時(shí)間(61s)與2#流(76s)、1#流(83s)相比差別較大,這不僅不利于夾雜物上浮去除,還容易導(dǎo)致各流水口之間鋼水溫差較大,不利于生產(chǎn)順行.同時(shí),從圖還可看出,由于鋼水自圍墻側(cè)面導(dǎo)流孔流出后,依次流向下游的2#、1#水口,導(dǎo)致部分流股在較短時(shí)間內(nèi)到達(dá)1#水口,縮短了這部分鋼水在中間包內(nèi)的停留時(shí)間,不利于夾雜物上浮去除.此外,由于活塞流體積分率偏低,導(dǎo)致中包的死區(qū)體積偏高,平均高達(dá)27.5%,不利于發(fā)揮大容量中間包的冶金效果.為延長(zhǎng)響應(yīng)時(shí)間,方案Ⅱ中將方案Ⅰ的沖擊板變?yōu)榉€(wěn)流器,并對(duì)圍墻開孔位置略有調(diào)整,其實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖3和表5所示.可以看出,采用穩(wěn)流器以后,由于鋼水在穩(wěn)流器內(nèi)碰撞和湍動(dòng)能的降低,各流的響應(yīng)時(shí)間較方案Ⅰ普遍延長(zhǎng).其中,響應(yīng)時(shí)間最短的3#流,由方案Ⅰ的61s延長(zhǎng)至83s.同時(shí),各流間相應(yīng)時(shí)間的差值也由原來的22s降至17s,死區(qū)體積分率由27.5%降至26.3%,充分顯示了穩(wěn)流器在中間包冶金中的重要作用.但采用穩(wěn)流器以后,不僅鋼水到達(dá)1#流的峰值時(shí)間不一致,達(dá)到3#流的峰值時(shí)間也出現(xiàn)了較大的差別.因此,采用穩(wěn)流器后,需要對(duì)控流系統(tǒng)進(jìn)一步優(yōu)化.圖4和表6是方案Ⅲ的實(shí)驗(yàn)結(jié)果.可以看出,在方案Ⅱ的基礎(chǔ)上,將導(dǎo)流孔位置進(jìn)一步優(yōu)化并在1#、2#流之間設(shè)置擋壩后,鋼水在各流之間的分配非常接近,并消除了1#流和3#流的鋼水峰值時(shí)間不一致的問題.在中等通鋼量情況下,各流的流動(dòng)特征參數(shù)非常接近,一致性良好,響應(yīng)時(shí)間明顯增長(zhǎng)且十分接近,平均死區(qū)體積分率為24.8%,平均停留時(shí)間達(dá)15min以上.可以認(rèn)為,方案Ⅲ的控流效果最為理想.但從表6可以看出,當(dāng)通鋼量較小時(shí),鋼水到達(dá)中間包端部的1#、5#流所需時(shí)間相應(yīng)增長(zhǎng),各流間流動(dòng)特征參數(shù)的一致性明顯變差.因此,建議在實(shí)際生產(chǎn)過程中,為保證中間包的冶金效果,需要保證是合理的拉坯速度,不同斷面情況下均需要保證通鋼量在中等水平以上.3.2鋼水溫度分布圖5為方案Ⅲ時(shí)中等通鋼量情況下中間包內(nèi)溫度分布情況.可以看出,整個(gè)中間包整體溫度分布非常均勻.從表面溫度分布來看,當(dāng)注入鋼水溫度為1822K時(shí),中間包的端部上沿的溫度最低(1806K),相差僅為16℃;從塞棒中心線縱剖面來看,包內(nèi)各個(gè)位置鋼水的最大溫差在10℃以內(nèi),各流出口鋼水溫差2~3℃,能夠確保連鑄生產(chǎn)順行和各流間鑄坯質(zhì)量的一致性.鑒于以上情況,建議該大方坯連鑄中間包內(nèi)控流方式,按照方案Ⅲ進(jìn)行設(shè)計(jì).4控流方式設(shè)計(jì)以五流大方坯連鑄中間包為研究對(duì)象,通過水模實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬,研究了控流方式對(duì)中間包內(nèi)流體流動(dòng)特性的影響規(guī)律及溫度場(chǎng)的影響,并得出如下結(jié)論:(1)原型中間包由于包型偏窄,容易導(dǎo)致距離沖擊點(diǎn)較近的3#流響應(yīng)時(shí)間較短,而在兩端的1#、5#流響應(yīng)時(shí)間相應(yīng)偏長(zhǎng).(2)在采用導(dǎo)流圍墻的情況下,將沖擊板變?yōu)榉€(wěn)流器,可將各流的平均響應(yīng)時(shí)間由73s延長(zhǎng)至94s,有利于夾雜物上浮去除.(3)