水口底部形状对高拉速板坯连铸结晶器液面特征的影响

第36卷第4期 北京科技大学学报 Vol.36 No.4 2014年4月 Journal of University of Science and Technology Beijing Apr.2014 水口底部形状对高拉速板坯连铸结晶器液面特征的 影响 邓小旋2回，熊霄”，王新华”，李林平”，郝晨晖”，魏鹏远”，季晨曦》 1)北京科技大学治金与生态工程学院，北京1000832)首钢技术研究院，北京100041 ☒通信作者，Emai:d042@163.com 摘要采用1：1的水模型和工业试验研究了水口底部形状（凹底、平底和凸底）和凹底水口井深（井深分别为0、10和 20mm)对结晶器流场与自由液面特征的影响.在拉速为1.8m·min时，凹底水口和平底水口下结晶器内流场的对称性要优 于凸底水口.三种水口条件下结晶器液面的表面流速变化规律为凸底水口>平底水口>凹底水口.对比不同井深凹底水口 的液面特征发现：井深为10m的凹底水口可以有效降低结晶器的液面波动与表面流速，防止卷渣的发生.工业试验对比了 凹底与凸底水口在实际生产中的使用效果，发现凸底水口下的液面波动显著大于凹底水口.凸底水口下结晶器液面波动变化 的功率（频率为0.003~0.05Hz)比凹底水口大约10倍，这与水模型的结果吻合较好. 关键词连铸：板坯：结品器；浸入式水口 分类号T℉777.1 Effect of nozzle bottom shapes on level fluctuation and meniscus velocity in high- speed continuous casting molds DENG Xiao-xuan,XIONG Xiao,WANG Xin-hua),LI Lin-ping",HAO Chen-hui),WEI Peng-yuan,JI Chen-xi2) 1)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Shougang Research Institute of Technology,Beijing 100041,China Corresponding author,E-mail:dxx042@163.com ABSTRACT The effects of the bottom shapes (well-bottom,flat-bottom and mountain-bottom)of submerged entry nozzles (SENs) and the well depth of well-bottom SENs (0,10 and 20 mm)on the level characteristics of high-speed continuous casting molds were investigated by full scale water modeling and plant trials.Fluid flows in the molds with well-bottom and flat-bottom SENs are more symmetrical than those with mountain-bottom SENs.The decreasing order of meniscus velocity in the molds is from mountain-bottom, flat-bottom to well-bottom SENs.Comparative studies on the level characteristics of the molds between well-bottom SENs with different well depths show that well-bottom SENs with the well depth of 10 mm can decrease the level fluctuation and meniscus velocity,and this is helpful to prevent slag entrapment.Plant trials indicate that level fluctuation in the molds with mountain-bottom SENs is higher than that with well-bottom SENs,and this agrees well with the water modeling results.The power density spectra of level fluctuation using mountain-bottom SENs are about 10 times as large as those using well-bottom SENs at the frequency ranging from 0.003 to 0.05 Hz. KEY WORDS continuous casting:slabs;casting molds:submerged entry nozzles 高拉速连铸由于其高效和较低成本一直是治金速连铸最高水平的日本钢厂研究)显示：对于低碳 工作者追求的目标.但是，随着拉速的提高，结晶器 钢和超低碳钢来说，在高拉速下结晶器弯月面处钩 流场的不稳定与不对称性增加：结晶器液面保护渣 状坯壳(hook)的深度将会变小，其捕捉夹杂物的能 的卷入以及铸坯表层缺陷也会随之增加.代表高拉 力和后续冷轧板的表面缺陷也会相应减少习.铸 收稿日期：201302-24 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.04.014:http:/journals.ustb.edu.cn

第 36 卷 第 4 期 2014 年 4 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 36 No． 4 Apr． 2014 水口底部形状对高拉速板坯连铸结晶器液面特征的 影响 邓小旋1，2) ，熊 霄1) ，王新华1) ，李林平1) ，郝晨晖1) ，魏鹏远1) ，季晨曦2) 1) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 2) 首钢技术研究院，北京 100041  通信作者，E-mail: dxx042@ 163． com 摘 要 采用 1∶ 1的水模型和工业试验研究了水口底部形状( 凹底、平底和凸底) 和凹底水口井深( 井深分别为 0、10 和 20 mm) 对结晶器流场与自由液面特征的影响． 在拉速为 1. 8 m·min － 1 时，凹底水口和平底水口下结晶器内流场的对称性要优 于凸底水口． 三种水口条件下结晶器液面的表面流速变化规律为凸底水口 ＞ 平底水口 ＞ 凹底水口． 对比不同井深凹底水口 的液面特征发现: 井深为 10 mm 的凹底水口可以有效降低结晶器的液面波动与表面流速，防止卷渣的发生． 工业试验对比了 凹底与凸底水口在实际生产中的使用效果，发现凸底水口下的液面波动显著大于凹底水口． 凸底水口下结晶器液面波动变化 的功率( 频率为 0. 003 ～ 0. 05 Hz) 比凹底水口大约 10 倍，这与水模型的结果吻合较好． 关键词 连铸; 板坯; 结晶器; 浸入式水口 分类号 TF777. 1 Effect of nozzle bottom shapes on level fluctuation and meniscus velocity in high￾speed continuous casting molds DENG Xiao-xuan1，2)  ，XIONG Xiao 1) ，WANG Xin-hua1) ，LI Lin-ping1) ，HAO Chen-hui 1) ，WEI Peng-yuan1) ，JI Chen-xi 2) 1) School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Shougang Ｒesearch Institute of Technology，Beijing 100041，China  Corresponding author，E-mail: dxx042@ 163． com ABSTＲACT The effects of the bottom shapes ( well-bottom，flat-bottom and mountain-bottom) of submerged entry nozzles ( SENs) and the well depth of well-bottom SENs ( 0，10 and 20 mm) on the level characteristics of high-speed continuous casting molds were investigated by full scale water modeling and plant trials． Fluid flows in the molds with well-bottom and flat-bottom SENs are more symmetrical than those with mountain-bottom SENs． The decreasing order of meniscus velocity in the molds is from mountain-bottom， flat-bottom to well-bottom SENs． Comparative studies on the level characteristics of the molds between well-bottom SENs with different well depths show that well-bottom SENs with the well depth of 10 mm can decrease the level fluctuation and meniscus velocity，and this is helpful to prevent slag entrapment． Plant trials indicate that level fluctuation in the molds with mountain-bottom SENs is higher than that with well-bottom SENs，and this agrees well with the water modeling results． The power density spectra of level fluctuation using mountain-bottom SENs are about 10 times as large as those using well-bottom SENs at the frequency ranging from 0. 003 to 0. 05 Hz． KEY WOＲDS continuous casting; slabs; casting molds; submerged entry nozzles 收稿日期: 2013--02--24 DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． 04． 014; http: / /journals． ustb． edu． cn 高拉速连铸由于其高效和较低成本一直是冶金 工作者追求的目标． 但是，随着拉速的提高，结晶器 流场的不稳定与不对称性增加; 结晶器液面保护渣 的卷入以及铸坯表层缺陷也会随之增加． 代表高拉 速连铸最高水平的日本钢厂研究［1］显示: 对于低碳 钢和超低碳钢来说，在高拉速下结晶器弯月面处钩 状坯壳( hook) 的深度将会变小，其捕捉夹杂物的能 力和后续冷轧板的表面缺陷也会相应减少［1--3］． 铸

·516 北京科技大学学报 第36卷 坯表层夹杂物的数量和分布与结晶器内钢液的流场 域.邓小旋等)和Yuan等研究了适合薄板坯的 和自由液面特征密切相关.因此，优化结晶器内钢 三孔水口条件下结晶器内的流场特征.关于不同凹 液的流场和液面特征对于高拉速生产优质冷轧类钢 底井深对结晶器液面特征的影响鲜有报道，且不同 板非常关键 水口底部形状在钢厂的应用实践报道也较少.基于 文献报道)，通过优化浸入式水口(submerged 此，本文利用水力学模型与工业试验相结合的方法 entry nozzle,.SEN)结构得到合理的钢液流场和自由 研究了在高拉速条件下不同水口底部形状与凹底水 液面特征是一种既经济又高效的途径.水口结构设 口井深对结晶器液面特征的影响，同时简要分析了 计不合理会导致结晶器内钢液流场出现不对称和不 其对液面特征影响的机理 稳定的现象：不对称的流场会影响凝固坯壳的均 匀生长，进而容易产生裂纹缺陷：不稳定的流场容易 1实验过程 使液面产生周期性波动.不合理的水口结构也 1.1水力学模型实验 会引起液面剧烈波动，导致保护渣的卷入，形成夹渣 本次水模型设备在保证模型与原型的R准数 缺陷，影响铸坯和后续轧板的表面质量.此外，不合 和F,准数相等的前提下采用1：1的比例制作.结晶 理的水口结构还会影响结品器液面的表面流速.表 器采用有机玻璃制成，其厚度为20mm.整个实验的 面流速过大可能导致液态或固态保护渣剪切卷入到 装置示意图如图1所示.首先，本水模型实验先模 钢液中，这些保护渣颗粒尺寸较大（一般大于100 拟了三种常用的水口底部形状对结晶器内流场与液 μm)会引起最终轧板的线条状缺陷(sliver defects). 面特征的影响.这三种常用的水口分别为凹底、凸 然而，最大表面流速过小，导致结晶器弯月面处的温 底和平底水口，其示意图分别如图2(a)、2(b)和 度过低，会影响保护渣的熔化进而影响保护渣在铜 2(c)所示.此外，本实验还研究了不同井深(0、10 板和坯壳间的润滑效果.更重要的是，对超低碳钢 和20mm)的凹底水口对结晶器内流场与液面特征 来说较小的表面流速还会导致弯月面Hook组织的 的影响.井深的定义如图2(a)中标示.井深为0mm 过度生长6-)，加重其捕捉上浮夹杂物、气泡和卷渣 的水口即为平底水口，如图2(c)所示，井深为10mm 的能力，导致铸坯表层洁净度的恶化.文献]报 的凹底水口（见图2(d)),井深为20mm的水口如 道，合理的表面流速范围是0.2~0.4m·s1.因此， 图2(a)所示.如不作特殊说明，本文中提到的“凹 优化水口结构得到合理的流场对铸坯的表层洁净度 底水口”均指的是井深为20mm的凹底水口.“凹 和后续的冷轧板表面质量极其重要 底-10水口”均指的是井深为10mm的凹底水口. 许多学者利用水模型和数值模拟进行了大量的 此外，为了消除结晶器下部出口的水流对结晶器 研究-.水口结构主要包括水口内径、水口出口 内部流场的影响，结晶器的长度加长到2000mm, 角度、水口出口形状、水口底部形状、水口出口孔的 且在距结晶器底部300mm的地方安装了缓流槽， 数量（双孔或者多孔）等.Gupta和Lahiri图研究了 缓流槽为密布的直径为l0mm的小孔.为了较为 水口内径与水口出口角度对出口流股特征的影响， ① 认为水口内径和水口出口角度都会改变出口流股的 状态，包括旋转流股(spinning jet)和光滑流股 ①)示踪染料 (smooth jet),而光滑流股比旋转流股更有利于凝固 ②模拟中间包 坯壳的均匀生长.Bai和Thomas回用数值模拟与水 (3塞棒 模型相结合的方法研究了不同水口出口形状（正方 (④)转子流速仪 D 形、狭长形和长方形)对出口流股角度的影响：结果 ⑤浸人式水口 3 (6缓流槽 表明正方形出口的射流角度比水口设计角度往上 0 (4 (⑦泵 倾，长方形出口的射流角度与设计角度基本相当，而 ⑤ (8超声波流量计 狭长形出口的射流角度却比设计角度下倾.包燕平 (6 (⑨数据采集系统 等@利用水模型研究了三种水口底部形状对薄板 ⑦ (10波高仪 ①硅油 坯连铸结晶器内流场和液面特征的影响.王翠娜 ②氩气装置 等和张乔英等网利用数值模拟的方法研究了水 8) 口底部形状对板坯连铸结晶器内钢液温度场与流场 图1水模型实验装置图 的影响.多孔水口的研究多集中在薄板坯连铸领 Fig.1 Schematic diagram of the water modeling experimental setup

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 坯表层夹杂物的数量和分布与结晶器内钢液的流场 和自由液面特征密切相关． 因此，优化结晶器内钢 液的流场和液面特征对于高拉速生产优质冷轧类钢 板非常关键． 文献报道［3］，通过优化浸入式水口( submerged entry nozzle，SEN) 结构得到合理的钢液流场和自由 液面特征是一种既经济又高效的途径． 水口结构设 计不合理会导致结晶器内钢液流场出现不对称和不 稳定的现象［4］: 不对称的流场会影响凝固坯壳的均 匀生长，进而容易产生裂纹缺陷; 不稳定的流场容易 使液面产生周期性波动［4--5］． 不合理的水口结构也 会引起液面剧烈波动，导致保护渣的卷入，形成夹渣 缺陷，影响铸坯和后续轧板的表面质量． 此外，不合 理的水口结构还会影响结晶器液面的表面流速． 表 面流速过大可能导致液态或固态保护渣剪切卷入到 钢液中，这些保护渣颗粒尺寸较大( 一般大于 100 μm) 会引起最终轧板的线条状缺陷( sliver defects) ． 然而，最大表面流速过小，导致结晶器弯月面处的温 度过低，会影响保护渣的熔化进而影响保护渣在铜 板和坯壳间的润滑效果． 更重要的是，对超低碳钢 来说较小的表面流速还会导致弯月面 Hook 组织的 过度生长［6--7］，加重其捕捉上浮夹杂物、气泡和卷渣 的能力，导致铸坯表层洁净度的恶化． 文献［1］报 道，合理的表面流速范围是 0. 2 ～ 0. 4 m·s － 1 ． 因此， 优化水口结构得到合理的流场对铸坯的表层洁净度 和后续的冷轧板表面质量极其重要． 许多学者利用水模型和数值模拟进行了大量的 研究［8--14］． 水口结构主要包括水口内径、水口出口 角度、水口出口形状、水口底部形状、水口出口孔的 数量( 双孔或者多孔) 等． Gupta 和 Lahiri ［8］研究了 水口内径与水口出口角度对出口流股特征的影响， 认为水口内径和水口出口角度都会改变出口流股的 状态，包 括 旋 转 流 股 ( spinning jet) 和 光 滑 流 股 ( smooth jet) ，而光滑流股比旋转流股更有利于凝固 坯壳的均匀生长． Bai 和 Thomas ［9］用数值模拟与水 模型相结合的方法研究了不同水口出口形状( 正方 形、狭长形和长方形) 对出口流股角度的影响; 结果 表明正方形出口的射流角度比水口设计角度往上 倾，长方形出口的射流角度与设计角度基本相当，而 狭长形出口的射流角度却比设计角度下倾． 包燕平 等［10］利用水模型研究了三种水口底部形状对薄板 坯连铸结晶器内流场和液面特征的影响． 王翠娜 等［11］和张乔英等［12］利用数值模拟的方法研究了水 口底部形状对板坯连铸结晶器内钢液温度场与流场 的影响． 多孔水口的研究多集中在薄板坯连铸领 域． 邓小旋等［13］和 Yuan 等［14］研究了适合薄板坯的 三孔水口条件下结晶器内的流场特征． 关于不同凹 底井深对结晶器液面特征的影响鲜有报道，且不同 水口底部形状在钢厂的应用实践报道也较少． 基于 此，本文利用水力学模型与工业试验相结合的方法 研究了在高拉速条件下不同水口底部形状与凹底水 口井深对结晶器液面特征的影响，同时简要分析了 其对液面特征影响的机理． 1 实验过程 图 1 水模型实验装置图 Fig． 1 Schematic diagram of the water modeling experimental setup 1. 1 水力学模型实验 本次水模型设备在保证模型与原型的 Ｒe 准数 和 Fr 准数相等的前提下采用 1∶ 1的比例制作． 结晶 器采用有机玻璃制成，其厚度为20 mm． 整个实验的 装置示意图如图 1 所示． 首先，本水模型实验先模 拟了三种常用的水口底部形状对结晶器内流场与液 面特征的影响． 这三种常用的水口分别为凹底、凸 底和平底水口，其示意图分别如图 2 ( a) 、2 ( b) 和 2( c) 所示． 此外，本实验还研究了不同井深 ( 0、10 和 20 mm) 的凹底水口对结晶器内流场与液面特征 的影响． 井深的定义如图2( a) 中标示． 井深为0 mm 的水口即为平底水口，如图 2( c) 所示，井深为10 mm 的凹底水口( 见图 2( d) ) ，井深为 20 mm 的水口如 图 2( a) 所示． 如不作特殊说明，本文中提到的“凹 底水口”均指的是井深为 20 mm 的凹底水口． “凹 底--10 水口”均指的是井深为 10 mm 的凹底水口． 此外，为了消除结晶器下部出口的水流对结晶器 内部流场的影响，结晶器的长度加长到 2000 mm， 且在距结晶器底部 300 mm 的地方安装了缓流槽， 缓流槽为密布的直径为 10 mm 的小孔． 为了较为 ·516·

第4期 邓小旋等：水口底部形状对高拉速板坯连铸结晶器液面特征的影响 ·517· 真实地模拟现场的操作条件，实验采用与某钢厂 表1水模型实验模拟的参数及其取值 尺寸一致的塞棒装置控流并使用步进电机来控制 Table 1 Casting parameters and values in water modeling 塞棒的升降 尺寸参数 结品器原型 水模型 结品器宽度/mm 1300 1300 U U UI UU UU 结晶器厚度/mm 247 247 15 并深 结晶器高度/mm 900 2000 水口角度/() 15 5 128 mm 28 mn 28m 28 mm 水口内径/mm 78 78 模拟工艺参数 工艺参数取值 图2浸入式水口结构示意图.()凹底水口：(b)凸底水口： 拉速/(mmin-l) 1.4,1.8 (c)平底水口：(d)凹底-l0水口 水口浸入深度/mm 110,130,150,170,190 Fig.2 Geometry and dimensions of four SENs:(a)well-bottom 水口类型 凹底，凸底，平底，凹底-10mm SEN:(b)mountain-bottom SEN:(c)flat-bottom SEN:(d)well- bottom-10 SEN 标.该铸机结晶器的液面波动采用涡流式液面波动 本水模型实验采用向模拟的塞棒孔里注入蓝墨 检测仪实时在线监测且监测的时间间隔为0.0061s. 水的方式来显示流场且采用中国水利科学研究院研 为了单因素分析水口底部形状对结晶器液面特征的 制的DJ800型电容式波高仪采集波高数据.每个测 影响，选取该钢厂稳定拉速分别为1.20和1.75m· 点的波高数据的采集时间为60s,采集时间间隔为 min-l的生产同一钢种的两个浇次的液面波动数据 0.05s.本实验中液面波动的测点有九个，分别如图 进行分析.对于拉速为1.2m·min-1的浇次，浇铸的 3中1"~9所示.本实验利用旋桨式流速仪(Mii- 钢种为SPHC,前四炉使用的是凹底水口，后四炉选 water6mini)测量距离结晶器自由液面20mm处的 用的是凸底水口.选取不同底部形状水口条件下液 水平表面流速.该流速仪通过旋桨的转动可以连续 面波动数据的方法是：选取前四炉中拉速稳定为 的输出线性的电压信号，经过数据采集仪 1.2mmin-1的时间段约为1750s时的液面波动数 (DaqPRO5300)收集得到这种电压信号进而转化 据作为凹底水口条件下的稳定液面波动数据，选取 为表面流速值.该流速仪可以连续的测量结晶器自 后四炉浇铸时间内拉速稳定为1.2m·min-约1750s 由液面的表面流速，测量频率可达到1Hz.在本实 时间段内的液面波动数据作为凸底水口条件下的稳 验中表面流速的测点有五个，分别如图3中的1、 定液面波动数据.拉速为1.75mmin-1的浇次也采 3、5·、7和9所示.表面流速数据的采集时间为 用上述的方法选取凹底水口和凸底水口的稳定液面 200s.实验模拟的参数以及相应的取值见表1 波动数据.每个浇次统计的液面波动数据总量为 所示 2.9×105个. 98765￡32 2水力学模型实验结果分析 2.1水口底部形状对结晶器流场的影响 图4(a)、(b)和(c)分别为凹底、平底和凸底水 6060606060606060601011012012012012060 口条件下注入的墨水在结晶器内的耗散，通过墨水 液面波动测点 表面流速测点 的耗散可以大致得到不同水口条件下结晶器内钢液 图3液面波动和表面流速测点示意图（单位：mm) 的流场.图中颜色区域由深至浅依次代表注入墨水 Fig.3 Schematic diagram of testing points for level fluctuation and surface velocity (unit:mm) 1~4s时结晶器内的流场形态.现以平底水口为例 来描述整个流场发展过程.当墨水加入1s时，水流 1.2工业试验 从水口吐出，流股较为对称：当墨水加入时间为2s 工业试验在某钢厂的3"铸机上进行，该铸机为 时，流股撞击窄面并分成两股流场，一种流股为顺着 双流铸机，钢包容量为300t,中包容量为80t,主要 窄面往上发展，一种为沿着窄面往下发展；当墨水加 浇铸低碳铝镇静钢.工业试验的目的是对比不同底 入时间为3s时，上流股到达弯月面附近，并开始向 部形状的水口在实际工业生产中的应用效果.本文 水口靠近，下流股继续往下发展；当墨水加入时间达 选取结晶器的液面波动作为工业应用效果的评价指 到4s时，上流股达到水口处并形成上回流，下流股

第 4 期 邓小旋等: 水口底部形状对高拉速板坯连铸结晶器液面特征的影响 真实地模拟现场的操作条件，实验采用与某钢厂 尺寸一致的塞棒装置控流并使用步进电机来控制 塞棒的升降． 图 2 浸入式水口结构示意图． ( a) 凹底水口; ( b) 凸底水口; ( c) 平底水口; ( d) 凹底--10 水口 Fig． 2 Geometry and dimensions of four SENs: ( a) well-bottom SEN; ( b) mountain-bottom SEN; ( c) flat-bottom SEN; ( d) well￾bottom-10 SEN 本水模型实验采用向模拟的塞棒孔里注入蓝墨 水的方式来显示流场且采用中国水利科学研究院研 制的 DJ800 型电容式波高仪采集波高数据． 每个测 点的波高数据的采集时间为 60 s，采集时间间隔为 0. 05 s． 本实验中液面波动的测点有九个，分别如图 3 中 1# ～ 9# 所示． 本实验利用旋桨式流速仪( Mini￾water 6 mini) 测量距离结晶器自由液面 20 mm 处的 水平表面流速． 该流速仪通过旋桨的转动可以连续 的输出线性的电压信号，经过数据采集仪 ( DaqPＲOTM 5300) 收集得到这种电压信号进而转化 为表面流速值． 该流速仪可以连续的测量结晶器自 由液面的表面流速，测量频率可达到 1 Hz． 在本实 验中表面流速的测点有五个，分别如图 3 中的 1' # 、 3' # 、5' # 、7' # 和 9' # 所示． 表面流速数据的采集时间为 200 s． 实验模拟的参数以及相应的取值见表 1 所示． 图 3 液面波动和表面流速测点示意图( 单位: mm) Fig． 3 Schematic diagram of testing points for level fluctuation and surface velocity ( unit: mm) 1. 2 工业试验 工业试验在某钢厂的 3# 铸机上进行，该铸机为 双流铸机，钢包容量为 300 t，中包容量为 80 t，主要 浇铸低碳铝镇静钢． 工业试验的目的是对比不同底 部形状的水口在实际工业生产中的应用效果． 本文 选取结晶器的液面波动作为工业应用效果的评价指 表 1 水模型实验模拟的参数及其取值 Table 1 Casting parameters and values in water modeling 尺寸参数 结晶器原型 水模型 结晶器宽度/mm 1300 1300 结晶器厚度/mm 247 247 结晶器高度/mm 900 2000 水口角度/( °) 15 15 水口内径/mm 78 78 模拟工艺参数 工艺参数取值 拉速/( m·min － 1 ) 1. 4，1. 8 水口浸入深度/mm 110，130，150，170，190 水口类型 凹底，凸底，平底，凹底--10 mm 标． 该铸机结晶器的液面波动采用涡流式液面波动 检测仪实时在线监测且监测的时间间隔为0. 0061 s． 为了单因素分析水口底部形状对结晶器液面特征的 影响，选取该钢厂稳定拉速分别为 1. 20 和 1. 75 m· min － 1 的生产同一钢种的两个浇次的液面波动数据 进行分析． 对于拉速为 1. 2 m·min － 1 的浇次，浇铸的 钢种为 SPHC，前四炉使用的是凹底水口，后四炉选 用的是凸底水口． 选取不同底部形状水口条件下液 面波动数据的方法是: 选取前四炉中拉速稳定为 1. 2 m·min － 1 的时间段约为 1750 s 时的液面波动数 据作为凹底水口条件下的稳定液面波动数据，选取 后四炉浇铸时间内拉速稳定为 1. 2 m·min － 1 约1750 s 时间段内的液面波动数据作为凸底水口条件下的稳 定液面波动数据． 拉速为 1. 75 m·min － 1 的浇次也采 用上述的方法选取凹底水口和凸底水口的稳定液面 波动数据． 每个浇次统计的液面波动数据总量为 2. 9 × 105 个． 2 水力学模型实验结果分析 2. 1 水口底部形状对结晶器流场的影响 图 4( a) 、( b) 和( c) 分别为凹底、平底和凸底水 口条件下注入的墨水在结晶器内的耗散，通过墨水 的耗散可以大致得到不同水口条件下结晶器内钢液 的流场． 图中颜色区域由深至浅依次代表注入墨水 1 ～ 4 s 时结晶器内的流场形态． 现以平底水口为例 来描述整个流场发展过程． 当墨水加入 1 s 时，水流 从水口吐出，流股较为对称; 当墨水加入时间为 2 s 时，流股撞击窄面并分成两股流场，一种流股为顺着 窄面往上发展，一种为沿着窄面往下发展; 当墨水加 入时间为 3 s 时，上流股到达弯月面附近，并开始向 水口靠近，下流股继续往下发展; 当墨水加入时间达 到 4 s 时，上流股达到水口处并形成上回流，下流股 ·517·

·518 北京科技大学学报 第36卷 也开始往上折返并向水口附近靠近，形成下回流. 凸底水口.从上回流的形态来看，其发达程度依次 在当前的工艺参数条件下，三种水口对应的流场都 为凸底水口>平底水口>凹底水口.从下回流的形 是所谓的双辊流(double-roll flow).此外，从对称性 态来看，其发达程度与上回流的相反.流股发达程 上来看，凹底水口和平底水口条件下的对称性优于 度依次为凹底水口>平底水口>凸底水口. 4 44 图4拉速为1.8mmim,浸入深度为150mm时墨水在结晶器内的耗散.(a)凹底水口：(b)平底水口：(c)凸底水口 Fig.4 Ink dispersion in the molds at the casting speed of 1.8mminand the nozzle immersion depth of 150 mm:(a)well-bottom nozzles:(b) flat-bottom nozzles:(c)mountain-bottom nozzles 2.2水口底部形状对结晶器液面波动的影响 和平底水口的平均波高的最大值分别为7.8、5.0 本实验选用三种不同的水口底部形状研究 和4.7mm.可见不管是在低拉速还是在高拉速 不同水口底部形状对结晶器自由液面波动的影 条件下，凸底水口下液面波动都大于凹底和平底 响.图5(a)和图5(b)分别是水口浸入深度为 水口.尤其在高拉速时表现得更为明显.这与笔 150mm,拉速为1.4和1.8m·min-1时液面的平 者以往的研究结果、Zhang等6和Chaudhary 均波高.当拉速为1.4m·min-'时，凸底、凹底和 等m的报道相符.凹底水口条件下的液面波动 平底水口的平均波高的最大值分别为6.1、4.4 与平底水口下的液面波动值在低拉速与高拉速 和4.3mm;当拉速为1.8 m'min时，凸底、凹底 时相差不大 ·凸底 12 。凸底 ■四底 ■世底 ▲平底 ▲平底 6 94 4 ▲ 3 拉速：1,4m*mi 浸入深度：150mm 0叶拉速：1.8mmim 浸人深度：150mm 000 200300400500 600 100 200300400500600 距水口中心距离m 距水口中心距离/mm 图5不同拉速时水口底部形状对液面平均波高的影响.(a)1.4 m'min-1:(b)1.8 m'min-I Fig.5 Effect of bottom shapes on the level fluctuation at different casting speeds:(a)1.4mmin:(b)1.8m*min- 2.3水口底部形状对表面流速的影响 表面缺陷.此外，从图6(b)可知：在高拉速条件 图6(a)和图6(b)分别是拉速为1.4和1.8m· 下，平底水口的表面流速稍大于凹底水口.可能的 min-时，水口浸入深度为110~190mm时水口底部 原因是在高拉速条件下，相对于平底和凸底水口， 凹凸性对平均表面流速的影响.在拉速为1.4m· 凹底水口中的凹底可以较大地耗散流股的冲击能 min-'时，三种水口条件下的表面流速差别不是很 量，使得上回流变得不太发达，导致表面流速变 大，最大表面流速的范围是0.22~0.27m·s-1;但是 小.这也与图4(a)显示的凹底水口下结晶器内的 当拉速为1.8m·min-时，凸底水口下结晶器液面的 流场吻合. 最大的平均表面流速达到0.41m·s,超过了 2.4凹底水口井深对液面特征的影响 Kubota等口得到的最大表面流速极大值，在实际生 2.4.1凹底水口井深对结晶器液面波动的影响 产过程中如果使用这种水口且不使用电磁制动的条 根据前文的讨论可知：在高拉速条件下，凹底水 件下极易发生保护渣的卷渣，导致最终冷轧产品的 口条件下的表面流速要比平底的小，且液面波动与

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 也开始往上折返并向水口附近靠近，形成下回流． 在当前的工艺参数条件下，三种水口对应的流场都 是所谓的双辊流( double-roll flow) ． 此外，从对称性 上来看，凹底水口和平底水口条件下的对称性优于 凸底水口． 从上回流的形态来看，其发达程度依次 为凸底水口 ＞ 平底水口 ＞ 凹底水口． 从下回流的形 态来看，其发达程度与上回流的相反． 流股发达程 度依次为凹底水口 ＞ 平底水口 ＞ 凸底水口． 图 4 拉速为 1. 8 m·min － 1，浸入深度为 150 mm 时墨水在结晶器内的耗散． ( a) 凹底水口; ( b) 平底水口; ( c) 凸底水口 Fig． 4 Ink dispersion in the molds at the casting speed of 1. 8 m·min － 1 and the nozzle immersion depth of 150 mm: ( a) well-bottom nozzles; ( b) flat-bottom nozzles; ( c) mountain-bottom nozzles 2. 2 水口底部形状对结晶器液面波动的影响 本实验选用三种不同的水口底部形状研究 不同水口底部形状对结晶器自由液面波动的 影 响． 图 5( a) 和 图 5 ( b) 分别是水口浸入深度为 150 mm，拉速为 1. 4 和 1. 8 m·min － 1 时液面的平 均波高． 当拉速为 1. 4 m·min － 1 时，凸底、凹底和 平底水口的平均波高的最大值分别为 6. 1、4. 4 和 4. 3 mm; 当拉速为 1. 8 m·min － 1 时，凸底、凹底 和平底水口的平均波高的最大值分别为 7. 8、5. 0 和 4. 7 mm． 可见不管是在低拉速还是在高拉速 条件下，凸底水口下液面波动都大于凹底和平底 水口． 尤其在高拉速时表现得更为明显． 这与笔 者以往 的 研 究 结 果［15］、Zhang 等［16］和 Chaudhary 等［17］的报道相符． 凹底水口条件下的液面波动 与平底水口下的液面波动值在低拉速与高拉 速 时相差不大． 图 5 不同拉速时水口底部形状对液面平均波高的影响． ( a) 1. 4 m·min － 1 ; ( b) 1. 8 m·min － 1 Fig． 5 Effect of bottom shapes on the level fluctuation at different casting speeds: ( a) 1. 4 m·min － 1 ; ( b) 1. 8 m·min － 1 2. 3 水口底部形状对表面流速的影响 图 6( a) 和图 6( b) 分别是拉速为 1. 4 和 1. 8 m· min － 1 时，水口浸入深度为 110 ～ 190 mm 时水口底部 凹凸性对平均表面流速的影响． 在拉速为 1. 4 m· min － 1 时，三种水口条件下的表面流速差别不是很 大，最大表面流速的范围是 0. 22 ～ 0. 27 m·s － 1 ; 但是 当拉速为 1. 8 m·min － 1 时，凸底水口下结晶器液面的 最大的平均表面流速达到 0. 41 m·s － 1 ，超 过 了 Kubota等［1］得到的最大表面流速极大值，在实际生 产过程中如果使用这种水口且不使用电磁制动的条 件下极易发生保护渣的卷渣，导致最终冷轧产品的 表面缺陷． 此外，从图 6 ( b) 可知: 在高拉速条件 下，平底水口的表面流速稍大于凹底水口． 可能的 原因是在高拉速条件下，相对于平底和凸底水口， 凹底水口中的凹底可以较大地耗散流股的冲击能 量，使得上回流变得不太发达，导致表面流速变 小． 这也与图 4( a) 显示的凹底水口下结晶器内的 流场吻合． 2. 4 凹底水口井深对液面特征的影响 2. 4. 1 凹底水口井深对结晶器液面波动的影响 根据前文的讨论可知: 在高拉速条件下，凹底水 口条件下的表面流速要比平底的小，且液面波动与 ·518·

第4期 邓小旋等：水口底部形状对高拉速板坯连铸结晶器液面特征的影响 ·519· 0.30 (a) 0.40 0.25 0.35 0.30 0.25 10.15 0.20 010 0.15 0.10 0.05 0.05 拉速：l.4mmin 拉速：l.8mmin 0 0 100 200300400500 600 100 200300400500 600 距水口中心的距离mm 距水口中心的距离/mm 图6不同拉速时水口底部形状对表面流速的影响.(a)1.4 m'min:(b)1.8m'min1 Fig.6 Effect of bottom shapes on the surface velocity at different casting speeds:(a)1.4mmin;(b)1.8mmin 平底水口相当.所以凹底水口是前文讨论的三种水 和1.8mmin1时凹底水口井深对1"~9"测点处（见 口中液面特征较平稳的一种.这也与王翠娜等) 图3)液面波动的影响.在拉速为1.4m·min-1条件 的结论一致.Gupta和Lahiri圆报道了不同凹底井深 下，凹底-10水口条件下的平均波高（最大值为 对结晶器出口流股特征会有较大影响，所以有必要 3.8mm)要小于平底水口（平均波高最大值为 进一步研究井深对凹底水口液面特征的影响.为 4.3mm)和凹底水口（平均波高最大值为4.4mm). 此，本文另外设计了一种井深为10mm（介于平底 在高拉速条件下，凹底-10水口的平均波高的最大 水口和凹底水口之间)的水口，这里称该水口为凹 值为4.5mm,而平底和凹底水口的平均波高的最大 底-10水口.图7(a)和图7(b)分别为拉速是1.4 值分别为4.7和5.0mm 5.0 (a 1●2”39 45 6 44◆56 a789° 78■9 3 3.0 拉速：l4m*min 浸入深度：l50mm 拉速：l.8mmin 浸入深度：1S0mm 2.5 2 0 10 20 0 10 20 凹底水口井深/mm 凹底水口井深mm 图7不同拉速时凹底水口并深对液面波动的影响.(a)1.4 mmin-I:(b)1.8m'min Fig.7 Effect of well depth on the level fluctuation at different casting speeds:(a)1.4mmin;(b)1.8mmin- 2.4.2凹底水口井深对结晶器表面流速的影响 26.7%:拉速为1.8mmin时，V平底=0.374ms, 图8(a)和图8(b)分别为拉速是1.4与1.8m· Vm底-o=0.332m·s,Z=(0.374-0.332）/0.374= min时凹底水口井深对1·~9测点（见图3）表面 11.2%. 流速的影响.研究发现：在拉速为l.4mmin,水 综合不同井深的凹底水口的液面波动和表面流 口浸入深度为150mm条件下，平底、凹底-10和凹 速可以看出，井深为10mm的凹底水口可以降低结 底水口的液面最大表面流速分别为0.31、0.22和 晶器的液面波动和表面流速，在实际高拉速实践中 0.25ms1.在高拉速(1.8mmin-1)条件下，平底、 选用这种水口可以有效避免卷渣的发生，提高铸坯 凹底-10和凹底水口的液面最大表面流速分别为 和后续轧板的表面质量. 0.37、0.33和0.34m·s-.可见井深为10mm的凹 2.5结晶器自由液面特征的机理分析 底水口下结晶器液面的最大表面流速在低拉速和高 2.5.1水口底部形状影响的机理分析 拉速条件下分别比平底水口小26.7%和11.2%， 结晶器的自由液面特征和水口出口流股的特征 计算公式为Z=（V平底-V四底-10）V平底·拉速为 密切相关.关于水口底部形状对流股特征的影响己 1.4mmim1时，V￥底=0.303m·s1，V四底-0= 经有学者利用数值模拟的方法进行过报道.王翠娜 0.222ms-1,Z=（0.303-0.222)/0.303= 等m和Chaudhary等对凸底、平底和凹底水口的

第 4 期 邓小旋等: 水口底部形状对高拉速板坯连铸结晶器液面特征的影响 图 6 不同拉速时水口底部形状对表面流速的影响． ( a) 1. 4 m·min － 1 ; ( b) 1. 8 m·min － 1 Fig． 6 Effect of bottom shapes on the surface velocity at different casting speeds: ( a) 1. 4 m·min － 1 ; ( b) 1. 8 m·min － 1 平底水口相当． 所以凹底水口是前文讨论的三种水 口中液面特征较平稳的一种． 这也与王翠娜等［11］ 的结论一致． Gupta 和 Lahiri ［8］报道了不同凹底井深 对结晶器出口流股特征会有较大影响，所以有必要 进一步研究井深对凹底水口液面特征的影响． 为 此，本文另外设计了一种井深为 10 mm ( 介于平底 水口和凹底水口之间) 的水口，这里称该水口为凹 底 － 10 水口． 图 7( a) 和图 7( b) 分别为拉速是 1. 4 和1. 8 m·min － 1 时凹底水口井深对1# ～ 9# 测点处( 见 图 3) 液面波动的影响． 在拉速为 1. 4 m·min － 1 条件 下，凹底 － 10 水口条件下的平均波高( 最大值为 3. 8 mm) 要小于平底水口 ( 平均波高最大值为 4. 3 mm) 和凹底水口( 平均波高最大值为 4. 4 mm) ． 在高拉速条件下，凹底 － 10 水口的平均波高的最大 值为 4. 5 mm，而平底和凹底水口的平均波高的最大 值分别为 4. 7 和 5. 0 mm． 图 7 不同拉速时凹底水口井深对液面波动的影响． ( a) 1. 4 m·min － 1 ; ( b) 1. 8 m·min － 1 Fig． 7 Effect of well depth on the level fluctuation at different casting speeds: ( a) 1. 4 m·min － 1 ; ( b) 1. 8 m·min － 1 2. 4. 2 凹底水口井深对结晶器表面流速的影响 图 8( a) 和图 8( b) 分别为拉速是 1. 4 与 1. 8 m· min － 1 时凹底水口井深对 1' # ～ 9' # 测点( 见图 3) 表面 流速的影响． 研究发现: 在拉速为 1. 4 m·min － 1 ，水 口浸入深度为 150 mm 条件下，平底、凹底 － 10 和凹 底水口的液面最大表面流速分别为 0. 31、0. 22 和 0. 25 m·s － 1 ． 在高拉速( 1. 8 m·min － 1 ) 条件下，平底、 凹底 － 10 和凹底水口的液面最大表面流速分别为 0. 37、0. 33 和 0. 34 m·s － 1 ． 可见井深为 10 mm 的凹 底水口下结晶器液面的最大表面流速在低拉速和高 拉速条件下分别比平底水口小 26. 7 % 和 11. 2 % ， 计算 公 式 为 Z = ( V平底 － V凹底 － 10 ) /V平底． 拉 速 为 1. 4 m·min － 1 时，V平底 = 0. 303 m·s － 1 ，V凹底 － 10 = 0. 222 m·s － 1 ，Z = ( 0. 303 － 0. 222 ) /0. 303 = 26. 7% ; 拉速为 1. 8 m·min － 1 时，V平底 = 0. 374 m·s － 1 ， V凹底 －10 = 0. 332 m·s －1 ，Z = ( 0. 374 － 0. 332) /0. 374 = 11. 2% ． 综合不同井深的凹底水口的液面波动和表面流 速可以看出，井深为 10 mm 的凹底水口可以降低结 晶器的液面波动和表面流速，在实际高拉速实践中 选用这种水口可以有效避免卷渣的发生，提高铸坯 和后续轧板的表面质量． 2. 5 结晶器自由液面特征的机理分析 2. 5. 1 水口底部形状影响的机理分析 结晶器的自由液面特征和水口出口流股的特征 密切相关． 关于水口底部形状对流股特征的影响已 经有学者利用数值模拟的方法进行过报道． 王翠娜 等［11］和 Chaudhary 等［17］对凸底、平底和凹底水口的 ·519·

·520 北京科技大学学报 第36卷 0.4 a ■193▲5米V74◆9 0.5b) ■1”●3a▲5eV74◆9 04 : 02 ◆ ◆ ■ 0拉速：l.4mmin 浸人深度：150mm 0叶拉速：1.8m:mim浸人深度：150mm 0 5101520 0 5101520 凹底水口井深mm 凹底水口并深/mm 图8不同拉速时凹底水口井深对表面流速的影响.(a)1.4mmin:(b)1.8mmin1 Fig.8 Effect of well depth on the meniscus velocity at different casting speeds:(a)1.4mmin;(b)1.8m"min 流场进行了数值模拟.他们指出，对于凸底水口来 特征的影响.他们认为流股分成光滑流股(smooth 说，流股撞击水口底部后被其尖端分成两股，由于流 jet)和旋转流股(spinning jet),且结晶器出口的旋转 股速度分布的随机性，两股流股的速度极易出现不 流股是导致整个结晶器内钢液流场不对称的根本原 对称的现象.这也与本文中图4(c)的示踪结果吻 因，流场的不对称会影响到凝固坯壳的生长的均匀 合.对凹底水口来说，由于流股达到底部之后会与 性和自由液面波动的周期性加剧0，所以得到水口 水口底部发生碰撞，流股动能损耗大，水口出口流股 出口处的光滑流股是保证结晶器内流场对称的前 的动能变小.平底水口几何形状介于凸底和凹底水 提.图9(a)、(b)和(c)分别为拉速为l.8mmin, 口之间，流股撞击底部之后损失的动能也介于凸底 浸入深度为150mm时井深为0、10和20mm的凹底 和凹底水口之间.综合以上论述，正是由于三种水 水口的出口流股的示踪图片.尽管平底（井深为 口条件的出口流股特征不一致导致了它们液面特征 0mm)和凹底水口（井深为20mm)的流股已经较为 的差别. 对称，但是其对称性都不如凹底-10水口.正是由 2.5.2凹底水口井深影响的机理分析 于凹底-10水口条件下的光滑流股导致了结晶器 文献关于凹底水口井深对液面特征的影响报道 内的流场非常对称，最终使得其液面特征比平底和 的较少，Gupta和Lahiri圆利用水力学模型研究了凹 凹底水口平稳 底水口井深、水口倾角和水口出口形状对出口流股 a 02m 0.2m 0.2m 图9拉速为1.8m"min1,浸入深度为150mm条件下不同井深的凹底水口条件下流股的示踪图案.(a)0mm:(b)10mm:(c)20mm Fig.9 Jet characteristics by using nozzles with different well depths at the casting speed of 1.8 mmin-and the immersion depth of 150 mm:(a)0 mm:(b)10mm:(c）20mm 底水口下结晶器的液面波动和表面流速均大于凹底 3工业试验结果分析 水口.图10(a)和图10(c)分别为结晶器宽度为 工业试验中仅对比了凹底（见图2(a))和凸底 1300和1050mm,浇铸钢种为SPHC时现场记录的 (见图2(b))的使用效果.工业试验的水口形状与 液面波动数据.图10(b)和图10(d)分别是 水模型中模拟的水口尺寸一致.前文讨论的水力学 图10(a)和图10(c)所示的液面波动的功率谱分 模型的结论是：凸底水口由于出口流股流速较大且 析.功率谱分析是一种信号处理的方法，它把时间 流速分布有随机性，流场易产生不对称的现象，且凸 序列看成不同频率分量的叠加，利用傅里叶变换等

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 图 8 不同拉速时凹底水口井深对表面流速的影响． ( a) 1. 4 m·min － 1 ; ( b) 1. 8 m·min － 1 Fig． 8 Effect of well depth on the meniscus velocity at different casting speeds: ( a) 1. 4 m·min － 1 ; ( b) 1. 8 m·min － 1 流场进行了数值模拟． 他们指出，对于凸底水口来 说，流股撞击水口底部后被其尖端分成两股，由于流 股速度分布的随机性，两股流股的速度极易出现不 对称的现象． 这也与本文中图 4( c) 的示踪结果吻 合． 对凹底水口来说，由于流股达到底部之后会与 水口底部发生碰撞，流股动能损耗大，水口出口流股 的动能变小． 平底水口几何形状介于凸底和凹底水 口之间，流股撞击底部之后损失的动能也介于凸底 和凹底水口之间． 综合以上论述，正是由于三种水 口条件的出口流股特征不一致导致了它们液面特征 的差别． 2. 5. 2 凹底水口井深影响的机理分析 文献关于凹底水口井深对液面特征的影响报道 的较少，Gupta 和 Lahiri ［8］利用水力学模型研究了凹 底水口井深、水口倾角和水口出口形状对出口流股 特征的影响． 他们认为流股分成光滑流股( smooth jet) 和旋转流股( spinning jet) ，且结晶器出口的旋转 流股是导致整个结晶器内钢液流场不对称的根本原 因，流场的不对称会影响到凝固坯壳的生长的均匀 性和自由液面波动的周期性加剧［4］，所以得到水口 出口处的光滑流股是保证结晶器内流场对称的前 提． 图 9( a) 、( b) 和( c) 分别为拉速为 1. 8 m·min － 1 ， 浸入深度为 150 mm 时井深为 0、10 和 20 mm 的凹底 水口的出口流股的示踪图片． 尽管平底( 井深为 0 mm) 和凹底水口( 井深为 20 mm) 的流股已经较为 对称，但是其对称性都不如凹底 － 10 水口． 正是由 于凹底 － 10 水口条件下的光滑流股导致了结晶器 内的流场非常对称，最终使得其液面特征比平底和 凹底水口平稳． 图 9 拉速为 1. 8 m·min － 1，浸入深度为 150 mm 条件下不同井深的凹底水口条件下流股的示踪图案． ( a) 0 mm; ( b) 10 mm; ( c) 20 mm Fig． 9 Jet characteristics by using nozzles with different well depths at the casting speed of 1. 8 m·min － 1 and the immersion depth of 150 mm: ( a) 0 mm; ( b) 10 mm; ( c) 20 mm 3 工业试验结果分析 工业试验中仅对比了凹底( 见图 2( a) ) 和凸底 ( 见图 2( b) ) 的使用效果． 工业试验的水口形状与 水模型中模拟的水口尺寸一致． 前文讨论的水力学 模型的结论是: 凸底水口由于出口流股流速较大且 流速分布有随机性，流场易产生不对称的现象，且凸 底水口下结晶器的液面波动和表面流速均大于凹底 水口． 图 10 ( a) 和图 10 ( c) 分别为结晶器宽度为 1300 和 1050 mm，浇铸钢种为 SPHC 时现场记录的 液面 波 动 数 据． 图 10 ( b ) 和 图 10 ( d ) 分 别 是 图 10( a) 和图 10 ( c) 所示的液面波动的功率谱分 析． 功率谱分析是一种信号处理的方法，它把时间 序列看成不同频率分量的叠加，利用傅里叶变换等 ·520·

第4期 邓小旋等：水口底部形状对高拉速板还连铸结晶器液面特征的影响 ·521· 手段对各频率信号分量进行分解，得到功率密度谱 相符.对比不同底部形状的水口发现，在较高频率 (power density spectrum)n阁.通过比较谱密度的功 （>0.05Hz),两种水口条件下液面波动的能量变化 率来衡量各个不同频率的信号分量的相对重要性以 不大.但是，在低频率范围(0.003~0.05Hz),凸底 找出信号中存在的主要周期性分量.功率密度谱分 水口的液面波动变化的功率比凹底水口大约10倍. 析（见图10(b)和图10(）)表明：大部分信号的功 低频率的液面波动变化四和表面流速变化会导 率（能量）都集中在小于0.1Hz的频率范围，且功率 致卷渣的发生.所以在高拉速条件下，使用凹底水 随着频率的增加呈现减小的趋势.这与Chaudhary 口有利于减少低频率的液面波动，从而更有利于减 等7、Yuan等、Lawson和Davidson回等的报道 小结晶器液面卷渣的发生 (a) 凹底水口 102 (b) 凹底水口 凸底水口 凸底水口 10 0 10 2 10 拉速：1.2m-in 结品器宽度：1300mm 102 拉速：1.2m-min 结品器宽度：1300mmm 500100015002000250030003500 102 10 10 10 时间 频率z 凹底水口 10 凹底水口 凸底水口 凸底水口 10 4 10 2 0 10 10 10 -b 拉速：1.75mmim 结品器宽度：1050mm 1 拉速1,75mmin 结品器宽度：1050mm 80 500100015002000250030003500 10- 时间s 102 10 频率川z 图10拉速分别为1.2与1.75mmin1浇次的结晶器液面波动(a,c)及其功率谱分析(b,d) Fig.10 Level fluctuation (a,c)and its power density spectra (b,d)at the casting speed of 1.2mmin and 1.75mmin,respectively 本实验研究了不同水口底部形状与不同凹底井 的结晶器液面波动大于平底和凹底，平底和凹底下 深对液面特征的影响，但在工业试验中仅对比验证 结晶器的液面波动变化不大.表面流速的变化规律 了凹底和凸底水口的现场使用效果，下一步的工作 为凸底水口>平底水口>凹底水口，表面流速的变 将在工业试验中验证不同井深对现场液面波动以及 化规律与流场示踪显示的上回流的发达程度保持 产品质量的影响. 致. 4结论 (3)研究了凹底水口的井深对结晶器液面特征 的影响.结果发现井深为10mm的凹底水口可以有 (1)对比凹底、凸底和平底水口下结晶器内的 效降低结晶器液面的波动和表面流速.机理分析表 流场可以发现：从对称性上来看，凹底水口和平底水 明：井深为10mm的凹底水口产生的光滑流股导致 口条件下的对称性优于凸底水口.从上回流的形态 了其结晶器内流场的对称性优于凹底和平底水口. 来看，其发达程度依次为凸底水口>平底水口>凹 在实际高拉速实践时选用这种水口可以避免卷渣的 底水口.从下回流的形态来看，其发达程度与上回 发生，提高铸坯和后续轧板的表面质量. 流的相反.流股发达程度依次为凹底水口>平底水 (4)工业试验对比分析了凹底和凸底的两种与 口>凸底水口. 水力学模拟的尺寸完全一致的水口，发现凸底水口 (2)在拉速为1.8mmin-时，凸底水口条件下 条件下结晶器的液面波动大于凹底水口.功率谱分

第 4 期 邓小旋等: 水口底部形状对高拉速板坯连铸结晶器液面特征的影响 手段对各频率信号分量进行分解，得到功率密度谱 ( power density spectrum) ［18］． 通过比较谱密度的功 率来衡量各个不同频率的信号分量的相对重要性以 找出信号中存在的主要周期性分量． 功率密度谱分 析( 见图 10( b) 和图 10( d) ) 表明: 大部分信号的功 率( 能量) 都集中在小于 0. 1 Hz 的频率范围，且功率 随着频率的增加呈现减小的趋势． 这与 Chaudhary 等［17］、Yuan 等［14］、Lawson 和 Davidson ［19］等的报道 相符． 对比不同底部形状的水口发现，在较高频率 ( ＞ 0. 05 Hz) ，两种水口条件下液面波动的能量变化 不大． 但是，在低频率范围( 0. 003 ～ 0. 05 Hz) ，凸底 水口的液面波动变化的功率比凹底水口大约 10 倍． 低频率的液面波动变化［20］和表面流速变化［15］会导 致卷渣的发生． 所以在高拉速条件下，使用凹底水 口有利于减少低频率的液面波动，从而更有利于减 小结晶器液面卷渣的发生． 图 10 拉速分别为 1. 2 与 1. 75 m·min － 1浇次的结晶器液面波动( a，c) 及其功率谱分析( b，d) Fig． 10 Level fluctuation ( a，c) and its power density spectra ( b，d) at the casting speed of 1. 2 m·min － 1 and 1. 75 m·min － 1，respectively 本实验研究了不同水口底部形状与不同凹底井 深对液面特征的影响，但在工业试验中仅对比验证 了凹底和凸底水口的现场使用效果，下一步的工作 将在工业试验中验证不同井深对现场液面波动以及 产品质量的影响． 4 结论 ( 1) 对比凹底、凸底和平底水口下结晶器内的 流场可以发现: 从对称性上来看，凹底水口和平底水 口条件下的对称性优于凸底水口． 从上回流的形态 来看，其发达程度依次为凸底水口 ＞ 平底水口 ＞ 凹 底水口． 从下回流的形态来看，其发达程度与上回 流的相反． 流股发达程度依次为凹底水口 ＞ 平底水 口 ＞ 凸底水口． ( 2) 在拉速为 1. 8 m·min － 1 时，凸底水口条件下 的结晶器液面波动大于平底和凹底，平底和凹底下 结晶器的液面波动变化不大． 表面流速的变化规律 为凸底水口 ＞ 平底水口 ＞ 凹底水口，表面流速的变 化规律与流场示踪显示的上回流的发达程度保持 一致． ( 3) 研究了凹底水口的井深对结晶器液面特征 的影响． 结果发现井深为 10 mm 的凹底水口可以有 效降低结晶器液面的波动和表面流速． 机理分析表 明: 井深为 10 mm 的凹底水口产生的光滑流股导致 了其结晶器内流场的对称性优于凹底和平底水口． 在实际高拉速实践时选用这种水口可以避免卷渣的 发生，提高铸坯和后续轧板的表面质量． ( 4) 工业试验对比分析了凹底和凸底的两种与 水力学模拟的尺寸完全一致的水口，发现凸底水口 条件下结晶器的液面波动大于凹底水口． 功率谱分 ·521·

·522· 北京科技大学学报 第36卷 析表明：在较高频率（>0.05Hz),两种水口条件下 Univ Sci Technol Beijing,1999,21(6):530 液面波动的功率变化不大.但是，在低频率范围 (包燕平，朱建强，蒋伟，等薄板坯结晶器内卷渣现象的研 究.北京科技大学学报，1999,21(6)：530) (0.003~0.05Hz),凸底水口的液面波动变化的功 [11]Wang C.N,Wen L Y,Chen D F,et al.Effect of bottom struc- 率是凹底水口的大约10倍，所以凸底水口更易导致 ture of submerged entry nozzle on flow field and temperature field 结晶器保护渣的剪切卷入，这与水力学模型的结果 in continuous casting mold.Iron Steel,2010,45(1):37 一致.不同凹底井深对实际生产过程中的影响有待 (王翠娜，温良英，陈登福，等.SEN底部形状对结品器内钢 下一步的研究. 液流场和温度场的影响.钢铁，2010,45(1)：37) [12]Zhang Q Y,Wang S H,Wang L T,et al.Effect of bottom struc- 参考文献 ture of submerged nozzle on flow field and temperature field in [Kubota J,Okimoto K,Shirayama A,et al.Meniscus flow control continuous casting mold.Res Iron Steel,2005,33(1):17 in the mold by travelling magnetie field for high speed slab caster (张乔英，王书桓，王立涛，等.浸入式水口底部结构对板坯 //74th Steelmaking Conference Proceedings,Warrendale,1991: 结品器内钢液流场和温度场的影响.钢铁研究，2005,33 233 (1):17) Hakamura H,Kohira S,Kubota J,et al.Technology for produc- [13]Deng XX,Wang QQ,Qian L,et al.Water model optimization tion of high quality slab at high speed casting /75th Steelmaking of three-port submerged entry nozzle feeding a funnel-shaped thin Conference Proceedings,Toronto,1992:409 slab mold.Iron Steel,2012,47 (7):26 B3]Zhang L,Thomas BG.State of the art in evaluation and control of (邓小旋，王强强，钱龙，等.适合漏斗型薄板坯连铸结品器 steel cleanliness.ISIJ Int,2003,43 (3):271 的三孔水口的水模型优化.钢铁，2012,47(7)：26) 4]Wang X H,Wang X H,Zhang J M,et al.Water modeling study [14]Yuan Q,Thomas B G,Vanka S,et al.Study of transient flow on the meniscus dynamic distortion of molten steel level in a CSP and particle transport in continuous steel caster molds:Part I. thin slab casting mould.J Unir Sci Technol Beijing,2009,31 Fluid flow.Metall Mater Trans B,2004,35(4):685 (2):234 [15]Deng XX,Xiong X,Wang X H,et al.Water modeling study on (王现辉，王新华，张炯明，等.CSP结品器内钢液面动态失 submerged entry nozzles in continuous slab casting molds for high 稳现象的水模型实验.北京科技大学学报，2009,31(2)： speed casting.J Univ Sci Technol Beijing,2013,35(10):1304 234) (邓小旋，熊霄，王新华，等.高拉速板坯连铸结品器浸入式 5]Torres-Alonso E,Morales R D,Carcia-ernindez S,et al.Cyelic 水口的水模型研究.北京科技大学学报，2013,35(10)： turbulent instabilities in a thin slab mold:Part I.Physical mod- 1304) el.Metall Mater Trans B,2010,41 (3):583 [16] Zhang L F,Yang S,Cai K,et al.Investigation of fluid flow and [6]Lee GG,Thomas B G,Kim S H,et al.Microstructure near cor- steel cleanliness in the continuous casting strand.Metall Mater ners of continuous-cast steel slabs showing three-dimensional frozen Trans B,2007,38(1):63 meniscus and hooks.Acta Mater,2007,55(20):6705 [17]Chaudhary R,Lee GG,Thomas B G,et al.Transient mold flu- ]Sengupta J,Thomas BC,Shin HJ,et al.Mechanism of hook for- id flow with well-and mountain-bottom nozzles in continuous cast- mation in ultralow-carbon steel based on microscopy analysis and ing of steel.Metall Mater Trans B,2008,39(6):870 thermal-stress modeling.Iron Steel Technol,2007,4(7):13 8] Miranda R,Barron M A,Barreto J,et al.Experimental and nu- 8]Gupta D,Lahiri A K.Water modeling study of the jet characteris- merical analysis of the free surface in a water model of a slab con- tics in a continuous-casting mold.Steel Res,1992,63(5):201 tinuous casting mold.IS/J Int,2005,45(11):1626 9]Bai H,Thomas B G.Turbulent flow of liquid steel and argon bub- [19]Lawson N J,Davidson M R.Oscillatory flow in a physical model bles in slidegate tundish nozzles:Part II.Effect of operation con- of a thin slab casting mould with a bifurcated submerged entry ditions and nozzle design.Metall Mater Trans B,2001,32 (2): nozzle.J Fluids Eng,2002,124 (2):535 269 20]Thomas BG,Yuan Q,Sivaramakrishnan S,et al.Comparison of [10]Bao Y P,Zhu JQ.Jiang W,et al.Water modeling research on four methods to evaluate fluid velocities in a continuous slab cast- slag-entrapment in the mould of thin slab continuous caster.J ing mold..1SJ1mt,2001,41(10):1262

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 析表明: 在较高频率( ＞ 0. 05 Hz) ，两种水口条件下 液面波动的功率变化不大． 但是，在低频率范围 ( 0. 003 ～ 0. 05 Hz) ，凸底水口的液面波动变化的功 率是凹底水口的大约 10 倍，所以凸底水口更易导致 结晶器保护渣的剪切卷入，这与水力学模型的结果 一致． 不同凹底井深对实际生产过程中的影响有待 下一步的研究． 参 考 文 献 ［1］ Kubota J，Okimoto K，Shirayama A，et al． Meniscus flow control in the mold by travelling magnetic field for high speed slab caster / / 74th Steelmaking Conference Proceedings，Warrendale，1991: 233 ［2］ Hakamura H，Kohira S，Kubota J，et al． Technology for produc￾tion of high quality slab at high speed casting / / 75th Steelmaking Conference Proceedings，Toronto，1992: 409 ［3］ Zhang L，Thomas B G． State of the art in evaluation and control of steel cleanliness． ISIJ Int，2003，43( 3) : 271 ［4］ Wang X H，Wang X H，Zhang J M，et al． Water modeling study on the meniscus dynamic distortion of molten steel level in a CSP thin slab casting mould． J Univ Sci Technol Beijing，2009，31 ( 2) : 234 ( 王现辉，王新华，张炯明，等． CSP 结晶器内钢液面动态失 稳现象的水模型实验． 北京科技大学学 报，2009，31 ( 2 ) : 234) ［5］ Torres-Alonso E，Morales Ｒ D，García-Hernndez S，et al． Cyclic turbulent instabilities in a thin slab mold: Part Ⅰ． Physical mod￾el． Metall Mater Trans B，2010，41( 3) : 583 ［6］ Lee G G，Thomas B G，Kim S H，et al． Microstructure near cor￾ners of continuous-cast steel slabs showing three-dimensional frozen meniscus and hooks． Acta Mater，2007，55( 20) : 6705 ［7］ Sengupta J，Thomas B G，Shin H J，et al． Mechanism of hook for￾mation in ultralow-carbon steel based on microscopy analysis and thermal-stress modeling． Iron Steel Technol，2007，4( 7) : 13 ［8］ Gupta D，Lahiri A K． Water modeling study of the jet characteris￾tics in a continuous-casting mold． Steel Ｒes，1992，63( 5) : 201 ［9］ Bai H，Thomas B G． Turbulent flow of liquid steel and argon bub￾bles in slide-gate tundish nozzles: Part Ⅱ． Effect of operation con￾ditions and nozzle design． Metall Mater Trans B，2001，32( 2) : 269 ［10］ Bao Y P，Zhu J Q，Jiang W，et al． Water modeling research on slag-entrapment in the mould of thin slab continuous caster． J Univ Sci Technol Beijing，1999，21( 6) : 530 ( 包燕平，朱建强，蒋伟，等． 薄板坯结晶器内卷渣现象的研 究． 北京科技大学学报，1999，21( 6) : 530) ［11］ Wang C N，Wen L Y，Chen D F，et al． Effect of bottom struc￾ture of submerged entry nozzle on flow field and temperature field in continuous casting mold． Iron Steel，2010，45( 1) : 37 ( 王翠娜，温良英，陈登福，等． SEN 底部形状对结晶器内钢 液流场和温度场的影响． 钢铁，2010，45( 1) : 37) ［12］ Zhang Q Y，Wang S H，Wang L T，et al． Effect of bottom struc￾ture of submerged nozzle on flow field and temperature field in continuous casting mold． Ｒes Iron Steel，2005，33( 1) : 17 ( 张乔英，王书桓，王立涛，等． 浸入式水口底部结构对板坯 结晶器内钢液流场和温度场的影响． 钢铁研究，2005，33 ( 1) : 17) ［13］ Deng X X，Wang Q Q，Qian L，et al． Water model optimization of three-port submerged entry nozzle feeding a funnel-shaped thin slab mold． Iron Steel，2012，47( 7) : 26 ( 邓小旋，王强强，钱龙，等． 适合漏斗型薄板坯连铸结晶器 的三孔水口的水模型优化． 钢铁，2012，47( 7) : 26) ［14］ Yuan Q，Thomas B G，Vanka S，et al． Study of transient flow and particle transport in continuous steel caster molds: Part Ⅰ． Fluid flow． Metall Mater Trans B，2004，35( 4) : 685 ［15］ Deng X X，Xiong X，Wang X H，et al． Water modeling study on submerged entry nozzles in continuous slab casting molds for high speed casting． J Univ Sci Technol Beijing，2013，35( 10) : 1304 ( 邓小旋，熊霄，王新华，等． 高拉速板坯连铸结晶器浸入式 水口的水模型研究． 北京科技大学学报，2013，35 ( 10 ) : 1304) ［16］ Zhang L F，Yang S，Cai K，et al． Investigation of fluid flow and steel cleanliness in the continuous casting strand． Metall Mater Trans B，2007，38( 1) : 63 ［17］ Chaudhary Ｒ，Lee G G，Thomas B G，et al． Transient mold flu￾id flow with well-and mountain-bottom nozzles in continuous cast￾ing of steel． Metall Mater Trans B，2008，39( 6) : 870 ［18］ Miranda Ｒ，Barron M A，Barreto J，et al． Experimental and nu￾merical analysis of the free surface in a water model of a slab con￾tinuous casting mold． ISIJ Int，2005，45( 11) : 1626 ［19］ Lawson N J，Davidson M Ｒ． Oscillatory flow in a physical model of a thin slab casting mould with a bifurcated submerged entry nozzle． J Fluids Eng，2002，124( 2) : 535 ［20］ Thomas B G，Yuan Q，Sivaramakrishnan S，et al． Comparison of four methods to evaluate fluid velocities in a continuous slab cast￾ing mold． ISIJ Int，2001，41( 10) : 1262 ·522·