板坯连铸结晶器数值模拟.pdf_大学文库

DOI:10.13374.issn1001-053x.2012.03.013 第34卷第3期北京科技大学学报 Vol.34 No.3 2012年3月 Journal of University of Science and Technology Beijing Mar.2012 板坯连铸结晶器数值模拟王海奇1,2) 包燕平》回 1)北京科技大学治金与生态工程学院，北京1000832)湖南华菱涟源钢铁集团，娄底417009 ✉通信作者，E-mail:baoyp@ustb.edu.cn 摘要运用FIut6.3对板坯连铸结晶器进行数值计算，研究拉速、水口浸入深度及水口开口角度对流场的影响.结果表明：对于断面1400mm×230mm结晶器，随拉速增加，液面最大水平和垂直流速均增加，而窄边冲击点的位置基本不变，随距液面距离增加，窄边速度先增加后减小，直至趋向于零：当拉速超过1.2mmi1时，液面水平速度增加明显.随水口浸入深度增加，液面最大水平流速减小，浸入深度超过140m时，最大水平流速变化不明显：垂直于液面方向的最大速度逐渐增加：对窄边冲击点影响较小.随水口开口向下角度增加，液面最大水平流速减小后增加，水口开口向下12.5°时液面最大水平流速最小，而水口开口向下10°-12.5°时窄边冲击点速度最小. 关键词连铸：结晶器：板坯：流场：数值分析分类号TF777.1 Numerical simulation on a slab continuous casting mould WANG Hai--pl2》,BA0 Yan-ping》 1)School of Metallurgical and Ecological Engineering.University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Hunan Valin Lianyuan Iron Steel Co.Ltd.Loudi 417009,China Corresponding author,E-mail:baoyp@ustb.edu.cn ABSTRACT A continuous casting mould with a cross section of 1 400 mm x 230 mm was simulated by software Fluent 6.3,and the effects of casting speed,immersion depth and submerged nozzle (SEN)opening-angle on its flow field were investigated.It is shown that with the increase of casting speed,the maximum horizontal and vertical velocities of the liquid surface increase,and the position of the impact point on the narrow side does not change.With the increase of distance to the liquid surface,the velocity of the narrow side first increases and then decreases,till near to zero.When the casting speed is greater than 1.2mmin,the horizontal velocity of the liquid surface obviously increase.With the increase of SEN immersion depth,the maximum horizontal velocity of the liquid surface decreases,and the maximum vertical velocity increases.SEN immersion depth has little effect on the impact point on the narrow side. When the SEN immersion depth is greater than 140 mm,the change of the maximum horizontal velocity is small.With the increase of SEN downward opening-angle,the maximum horizontal velocity of the liquid surface first decreases and then increases.When the SEN downward opening-angle is 12.5,the maximum horizontal velocity of the liquid surface is the smallest,but the minimum velocity at the impact point on the narrow side can be obtained when the SEN downward opening-angle is 10 to 12.5. KEY WORDS continuous casting:moulds:slabs:flow fields;numerical analysis 结晶器是钢铁生产工序中进行洁净度控制、浸入深度)对注入结晶器内钢水的流场及液面波保证生产稳定的重要环节.由于结晶器内钢水流动均有重要影响B-) 动状况及浇注条件对铸坯的质量有明显的影响，结晶器内不合理的流场将导致结晶器内钢液表国内外众多学者对结晶器进行过数值模拟研面流速过大，弯月面波动加剧，铸坯窄面冲击强度过究-.实践表明，浸入式水口结构参数（如水口大等一系列问题，这些都将影响到连铸工艺的顺行类型和水口侧孔倾角)和工艺参数（如拉速和水口和铸坯质量.因此需要了解结晶器内钢液的流动特收稿日期：2011-01-11

第 34 卷第 3 期 2012 年 3 月北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 34 No． 3 Mar． 2012 板坯连铸结晶器数值模拟王海奇1，2) 包燕平1) 1) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 2) 湖南华菱涟源钢铁集团，娄底 417009 通信作者，E-mail: baoyp@ ustb． edu． cn 摘要运用 Fluent 6. 3 对板坯连铸结晶器进行数值计算，研究拉速、水口浸入深度及水口开口角度对流场的影响．结果表明: 对于断面 1 400 mm × 230 mm 结晶器，随拉速增加，液面最大水平和垂直流速均增加，而窄边冲击点的位置基本不变，随距液面距离增加，窄边速度先增加后减小，直至趋向于零; 当拉速超过 1. 2 m·min － 1 时，液面水平速度增加明显．随水口浸入深度增加，液面最大水平流速减小，浸入深度超过 140 mm 时，最大水平流速变化不明显; 垂直于液面方向的最大速度逐渐增加; 对窄边冲击点影响较小．随水口开口向下角度增加，液面最大水平流速减小后增加，水口开口向下 12. 5°时液面最大水平流速最小，而水口开口向下 10° ～ 12. 5°时窄边冲击点速度最小．关键词连铸; 结晶器; 板坯; 流场; 数值分析分类号 TF777. 1 Numerical simulation on a slab continuous casting mould WANG Hai-qi 1，2) ，BAO Yan-ping1) 1) School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Hunan Valin Lianyuan Iron ＆ Steel Co． Ltd．，Loudi 417009，China Corresponding author，E-mail: baoyp@ ustb． edu． cn ABSTRACT A continuous casting mould with a cross section of 1 400 mm × 230 mm was simulated by software Fluent 6. 3，and the effects of casting speed，immersion depth and submerged nozzle ( SEN) opening-angle on its flow field were investigated． It is shown that with the increase of casting speed，the maximum horizontal and vertical velocities of the liquid surface increase，and the position of the impact point on the narrow side does not change． With the increase of distance to the liquid surface，the velocity of the narrow side first increases and then decreases，till near to zero． When the casting speed is greater than 1. 2 m·min － 1 ，the horizontal velocity of the liquid surface obviously increase． With the increase of SEN immersion depth，the maximum horizontal velocity of the liquid surface decreases，and the maximum vertical velocity increases． SEN immersion depth has little effect on the impact point on the narrow side． When the SEN immersion depth is greater than 140 mm，the change of the maximum horizontal velocity is small． With the increase of SEN downward opening-angle，the maximum horizontal velocity of the liquid surface first decreases and then increases． When the SEN downward opening-angle is 12. 5°，the maximum horizontal velocity of the liquid surface is the smallest，but the minimum velocity at the impact point on the narrow side can be obtained when the SEN downward opening-angle is 10° to 12. 5°． KEY WORDS continuous casting; moulds; slabs; flow fields; numerical analysis 收稿日期: 2011--01--11 结晶器是钢铁生产工序中进行洁净度控制、保证生产稳定的重要环节．由于结晶器内钢水流动状况及浇注条件对铸坯的质量有明显的影响，国内外众多学者对结晶器进行过数值模拟研究［1--2］．实践表明，浸入式水口结构参数( 如水口类型和水口侧孔倾角) 和工艺参数( 如拉速和水口浸入深度) 对注入结晶器内钢水的流场及液面波动均有重要影响［3--11］．结晶器内不合理的流场将导致结晶器内钢液表面流速过大，弯月面波动加剧，铸坯窄面冲击强度过大等一系列问题，这些都将影响到连铸工艺的顺行和铸坯质量．因此需要了解结晶器内钢液的流动特 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2012.03.013

第3期王海奇等：板坯连铸结晶器数值模拟 ·271· 征，以便更好地控制结晶器内钢液的流动状态体，钢水的密度为常数，p=7100kg·m-3,其分子黏结晶器内钢水流动是高温下一个极其复杂的物度u=0.0055Pas. 理过程，直接测量结品器内钢水的流动非常困难 1.2网格划分因而，利用计算机数值模拟对结晶器的流场进行研以1400mm×230mm板坯连铸结晶器为研究究，具有成本低、速度快、可以模拟真实条件及理想对象，结晶器长度为1000mm,研究拉速、水口开口条件等优点，目前己在连铸过程模拟中得到广泛角度以及浸入深度对结晶器流场的影响.为减少计应用算量，取结晶器的1/2为计算对象，沿结晶器宽度方本文采用Fluent6.3对板坯连铸结晶器流场进向对称.图1为结品器网格划分示意图. 行数值模拟，研究了拉速、水口浸入深度及开口角度 2计算结果分析对结晶器流场的影响. 1模型建立 2.1试验方案为研究拉速、水口浸入深度及水口开口角度对根据连铸结晶器内钢水的流动特征和研究目的结晶器流场的影响，制定如下的试验方案：(1)保持对结晶器内的流动作以下假设：(1)结晶器内钢水浸入式水口开口向下15°、浸入深度为140mm,研究为稳态黏性不可压缩流体：(2)不计结晶器液面的拉速对结晶器内流场影响；(2)保持浸入式水口开波动，把顶面设置为自由表面：(3)不考虑结晶器振口向下15°，拉速为上述优化后拉速，研究浸入式水动及锥度等因素的影响：(4)忽略钢水凝固对流动口浸入深度对结晶器流场影响：(3)采用上述优化的影响. 后的拉速及水口浸入深度，研究水口开口角度对结 1.1基本方程晶器流场的影响. (1)连续性方程 ap-0. (1) ax: (2)动量方程(Navier--Stokes方程) 2-需品1o 式中p为流体密度，kgm3;山：山为i寸方向的速度值，ms;x、x为i和j方向的坐标值，m;P为压强，Pau为有效黏度系数，Pa·s,可用湍流模型确定，本文采用Launder和Spalding提出的k-e双方程模型来确定图1结品器网格划分示意图 (3)湍动能(k)方程 Fig.I Schematic of mould meshing p(尝+装)=是)+-ae (3) 2.2拉速对结晶器流场的影响 (4)湍动能耗散率（ε）方程图2为浸入式水口开口向下15°，浸入深度为 p(空+)-是片)+cG-6p. 140mm,拉速1.0、1.2、1.4和1.6mmin-时结晶器内数值模拟流场情况 4) 从图2可看出，不同拉速下，流场形态基本无变式中：k为湍流动能，m2·s-2;ε为湍动能耗散率，化，即水口射流冲出水口后，流向结晶器窄面，与结 m6=%2(能·2)*= 晶器窄面碰撞后，分为上升流和下降流.上升流在自由表面附近改变流向，朝水口方向流动，在自由表 uCk/e山，为湍流黏度系数，Pa·s4为层流黏度面下方、水口射流上方形成较强的上回流，该回流将系数，Pa·s.C1、C2、Cnok和o,为经验常数，采用影响自由表面的波动，严重时将引起卷渣；下降流在 Launder和Spalding的推荐值，C,=L.43,C2=1.92, 结晶器下部形成与上回流方向相反、范围更大的回 C.=0.09,o4=1.00,0,=1.30. 流，其强度在向下延伸时逐渐减弱. 计算时把中间包内钢水视为等温不可压缩流从图2还可看出：随拉速增加，冲击深度增加

第 3 期王海奇等: 板坯连铸结晶器数值模拟征，以便更好地控制结晶器内钢液的流动状态．结晶器内钢水流动是高温下一个极其复杂的物理过程，直接测量结晶器内钢水的流动非常困难．因而，利用计算机数值模拟对结晶器的流场进行研究，具有成本低、速度快、可以模拟真实条件及理想条件等优点，目前已在连铸过程模拟中得到广泛应用．本文采用 Fluent 6. 3 对板坯连铸结晶器流场进行数值模拟，研究了拉速、水口浸入深度及开口角度对结晶器流场的影响． 1 模型建立根据连铸结晶器内钢水的流动特征和研究目的对结晶器内的流动作以下假设: ( 1) 结晶器内钢水为稳态黏性不可压缩流体; ( 2) 不计结晶器液面的波动，把顶面设置为自由表面; ( 3) 不考虑结晶器振动及锥度等因素的影响; ( 4) 忽略钢水凝固对流动的影响． 1. 1 基本方程 ( 1) 连续性方程 ρui xi = 0． ( 1) ( 2) 动量方程( Navier--Stokes 方程) ( ρuiuj ) xj = － P xj +  x [j μeff ( ui xj + uj x ) ] i ． ( 2) 式中: ρ 为流体密度，kg·m － 3 ; ui、uj为 i、j 方向的速度值，m·s － 1 ; xi、xj 为 i 和 j 方向的坐标值，m; P 为压强，Pa; μeff为有效黏度系数，Pa·s，可用湍流模型确定，本文采用 Launder 和 Spalding 提出的 k--ε 双方程模型来确定． ( 3) 湍动能( k) 方程 ρ ( k t + ui k x ) i =  x ( i μeff σk k x ) i + G － ρε． ( 3) ( 4) 湍动能耗散率( ε) 方程 ρ ( ε t + ui ε x ) i =  x ( i μeff σε ε x ) i + ε k ( C1G － C2 ρε) ． ( 4) 式中: k 为湍流动能，m2 ·s － 2 ; ε 为湍动能耗散率， m2 ·s － 2 ; G = μt uj x ( i ui xj + uj x ) i ; μeff = μi + μj ，μt = μCμ k 2 /ε; μi、μt为湍流黏度系数，Pa·s; μj为层流黏度系数，Pa·s． C1、C2、Cμ、σk 和 στ 为经验常数，采用 Launder 和 Spalding 的推荐值，C1 = 1. 43，C2 = 1. 92， Cμ = 0. 09，σk = 1. 00，στ = 1. 30．计算时把中间包内钢水视为等温不可压缩流体，钢水的密度为常数，ρ = 7 100 kg·m － 3 ，其分子黏度 μ = 0. 005 5 Pa·s． 1. 2 网格划分以 1 400 mm × 230 mm 板坯连铸结晶器为研究对象，结晶器长度为 1 000 mm，研究拉速、水口开口角度以及浸入深度对结晶器流场的影响．为减少计算量，取结晶器的 1 /2 为计算对象，沿结晶器宽度方向对称．图 1 为结晶器网格划分示意图． 2 计算结果分析 2. 1 试验方案为研究拉速、水口浸入深度及水口开口角度对结晶器流场的影响，制定如下的试验方案: ( 1) 保持浸入式水口开口向下 15°、浸入深度为 140 mm，研究拉速对结晶器内流场影响; ( 2) 保持浸入式水口开口向下 15°，拉速为上述优化后拉速，研究浸入式水口浸入深度对结晶器流场影响; ( 3) 采用上述优化后的拉速及水口浸入深度，研究水口开口角度对结晶器流场的影响．图 1 结晶器网格划分示意图 Fig． 1 Schematic of mould meshing 2. 2 拉速对结晶器流场的影响图 2 为浸入式水口开口向下 15°，浸入深度为 140 mm，拉速 1. 0、1. 2、1. 4 和 1. 6 m·min － 1 时结晶器内数值模拟流场情况．从图 2 可看出，不同拉速下，流场形态基本无变化，即水口射流冲出水口后，流向结晶器窄面，与结晶器窄面碰撞后，分为上升流和下降流．上升流在自由表面附近改变流向，朝水口方向流动，在自由表面下方、水口射流上方形成较强的上回流，该回流将影响自由表面的波动，严重时将引起卷渣; 下降流在结晶器下部形成与上回流方向相反、范围更大的回流，其强度在向下延伸时逐渐减弱．从图 2 还可看出: 随拉速增加，冲击深度增加， ·271·

北京科技大学学报第 34 卷图 2 不同拉速下结晶器流场 . ( a) 1. 0 m·min － 1 ; ( b) 1. 2 m·min － 1 ; ( c) 1. 4 m·min － 1 ; ( d) 1. 6 m·min － 1 Fig． 2 Flow field of the mould at different casting speeds: ( a) 1. 0 m·min － 1 ; ( b) 1. 2 m·min － 1 ; ( c) 1. 4 m·min － 1 ; ( d) 1. 6 m·min － 1 水口射流在结晶器窄面上的碰撞角度变大，窄面受到的冲击压力也增大; 上下回流区的涡心下降，回流速度增大，这对结晶器内夹杂物的分离排除和铸坯坯壳的均匀快速凝固都将产生不利影响．随着拉速增加，流股从侧孔喷出的注流速度增加，相应动能增加，表现为冲击深度增加，导致夹杂物上浮困难．注流速度增加，射流到达窄边的速度增加，增强了对窄边的冲击．因此，凝固铸坯的生长速度减缓，不利于凝固坯壳的均匀生长．图 3 为不同拉速下结晶器液面水平和垂直方向速度分布图．从图 3( a) 可看出，对于 1400 mm × 230 mm 的铸坯，水口开口向下 15°，水口浸入深度为 140 mm，不同拉速下，从窄边到水口处，速度先增加后逐渐减小，在距窄边 0. 45 ～ 0. 50 m 达到最大值．随着拉速的增加，液面最大水平流速增加．在拉速分别为 1. 0、1. 2、1. 4 和 1. 6 m·min － 1 时，液面水平最大流速分别为 6. 9、7. 8、10. 5 和 11. 8 cm·s － 1 ; 当拉速超过 1. 2 m·min － 1 时，速度增加明显，从 7. 8 cm·s － 1 增加到 10. 5 cm·s － 1 ．因此，为减少引起表面水平流速过大而造成的剪切卷渣，结晶器在该宽度下其铸坯的拉速不应超过 1. 2 m·min － 1 ．液面垂直方向速度的增加意味着液面波动的加剧．从图 3( b) 可看出，不同拉速下，从窄边到浸入式水口间垂直方向的速度变化相似，从窄边到水口，速度初期小幅减小，后增加，达到峰值后减小至零， ·272·

第3期王海奇等：板坯连铸结晶器数值模拟 ·273· 0.01 0 a 0.014F6 -0.01 0.010 0.02 0.006 -003 -0.04 0.002 005 -0.002 -006 0.07 0.006 -拉速1.0mmi 0.0s 0.010 -0.09 0.014 一拉速 14 m-min 0.10 0.11 -0.018 -0.12 -0.022 0.136a0应o304o店0.60708 0 0.10203040.50.60.7 距卒边距离/m 距卒边距离/m 图3不同拉速下结品器液面水平()和垂直(b)方向速度分布 Fig.3 Horizontal (a)and vertical (b)velocities of the liquid surface in the mould at different casting speeds 后小幅增加，速度方向发生改变.在距窄边0.60m 从图5可看出：随着水口浸入深度的增加，结品处最小为0mmin1,从水口窄边到0.60m时，垂直器内流体自由表面流速降低：但水口浸入深度对表速度表现为向下，在距离水口0.40m处达最大值. 面流速影响是有限度的，即当水口浸入深度达到一随着拉速的增加，其垂直于液面方向的最大速度逐定值，再增加水口的浸入深度将对表面流速的影响渐增加.在拉速分别为1.0、1.2、1.4和1.6m· 不明显.同样，在水口与窄面的中间，随着水口浸入 min1时，其最大速度分别为0.6,0.76,0.98和1.2 深度的减小，表面流速的增幅大于靠近结品器窄面 cm…s 和水口附近的位置图4为不同拉速下结晶器窄边冲击点位置分图6为浸入式水口浸入不同深度结晶器液面水布.从图4可看出，随着拉速的增加，其冲击点的位平和垂直方向速度分布置基本不变.不同拉速下，随距液面距离增加，窄边从图6(a)可看出，水口开口向下15°、铸坯拉速速度先增加后减小，直至趋向于零.在拉速分别为为1.2mmin-l情况，不同水口浸入深度下，从窄边 1.0、1.2、1.4和1.6m·min-1时，其冲击点分别为到水口处，速度先增加后逐渐减小，在距窄边0.45~ 0.4、0.42、0.40和0.40m,其冲击点的速度分别为 0.50m达到最大值.随着水口浸入深度的增加，其 3.5、4.4、5.5和5.7cms1 最大水平流速减小.浸入深度分别为100、120、140 和160mm时，液面水平最大流速分别为11.6， 0.06 11.2,10.5和10.2cm·s-.当水口浸入深度达到 0.05 一一拉速1,0mmn 。-拉速12mmin 140mm时，速度减小明显，即从11.2cms-1减少到 0.04 4-拉l.4mmin 0.03 -技速1.6mmim 10.5cm·s1.因此，为减少引表面水平流速过大而引起的剪切卷渣，在该宽度下其水口的浸入深度不 0.0 应小于140mm. 从图6(b)可看出，不同浸入深度下，从窄边到 -0.01 浸入式水口间垂直方向的速度变化相似，从窄边到 0.02 0.03 水口，初始小幅减小，后增加，达到峰值后减小至零， 020020.40.60.81.01.21.41.6 窄边到液面的距离加后小幅增加，速度方向发生改变，在距窄边0.54~ 0.61m处最小为零，从窄边到速度最小处时，垂直图4不同拉速下结品器窄边冲击点分布速度表现为向下，在距离窄边0.4m处达最大值. Fig.4 Impact point distribution on the narrow side in the mould at different casting speeds 随着水口浸入深度增加，其垂直于液面方向的最大速度逐渐增加.浸入深度分别为100、120、140和 2.3浸入式水口浸入深度对结晶器流场的影响 160mm时，其最大速度分别为0.70、0.84、0.98和图5为水口浸入100、120、140和160mm时结 10.4cms1,其位置分别为距窄边0.30、0.34、0.40 晶器内流场情况，水口开口向下15°，铸坯拉速为和0.41m.随着浸入深度的增加，其液面垂直方向 1.2mmin-. 速度增加，表明液面波动加剧，但当水口浸入深度超

第 3 期王海奇等: 板坯连铸结晶器数值模拟图 3 不同拉速下结晶器液面水平( a) 和垂直( b) 方向速度分布 Fig． 3 Horizontal ( a) and vertical ( b) velocities of the liquid surface in the mould at different casting speeds 后小幅增加，速度方向发生改变．在距窄边 0. 60 m 处最小为 0 m·min － 1 ，从水口窄边到 0. 60 m 时，垂直速度表现为向下，在距离水口 0. 40 m 处达最大值．随着拉速的增加，其垂直于液面方向的最大速度逐渐增加．在拉速分别为 1. 0、1. 2、1. 4 和 1. 6 m· min － 1 时，其最大速度分别为 0. 6，0. 76，0. 98 和 1. 2 cm·s － 1 ．图 4 为不同拉速下结晶器窄边冲击点位置分布．从图 4 可看出，随着拉速的增加，其冲击点的位置基本不变．不同拉速下，随距液面距离增加，窄边速度先增加后减小，直至趋向于零．在拉速分别为 1. 0、1. 2、1. 4 和 1. 6 m·min － 1 时，其冲击点分别为 0. 4、0. 42、0. 40 和 0. 40 m，其冲击点的速度分别为 3. 5、4. 4、5. 5 和 5. 7 cm·s － 1 ．图 4 不同拉速下结晶器窄边冲击点分布 Fig． 4 Impact point distribution on the narrow side in the mould at different casting speeds 2. 3 浸入式水口浸入深度对结晶器流场的影响图 5 为水口浸入 100、120、140 和 160 mm 时结晶器内流场情况，水口开口向下 15°，铸坯拉速为 1. 2 m·min － 1 ．从图 5 可看出: 随着水口浸入深度的增加，结晶器内流体自由表面流速降低; 但水口浸入深度对表面流速影响是有限度的，即当水口浸入深度达到一定值，再增加水口的浸入深度将对表面流速的影响不明显．同样，在水口与窄面的中间，随着水口浸入深度的减小，表面流速的增幅大于靠近结晶器窄面和水口附近的位置．图 6 为浸入式水口浸入不同深度结晶器液面水平和垂直方向速度分布．从图 6( a) 可看出，水口开口向下 15°、铸坯拉速为 1. 2 m·min － 1 情况，不同水口浸入深度下，从窄边到水口处，速度先增加后逐渐减小，在距窄边0. 45 ～ 0. 50 m 达到最大值．随着水口浸入深度的增加，其最大水平流速减小．浸入深度分别为 100、120、140 和 160 mm 时，液面水平最大流速分别为 11. 6， 11. 2，10. 5 和 10. 2 cm·s － 1 ．当水口浸入深度达到 140 mm 时，速度减小明显，即从 11. 2 cm·s － 1 减少到 10. 5 cm·s － 1 ．因此，为减少引表面水平流速过大而引起的剪切卷渣，在该宽度下其水口的浸入深度不应小于 140 mm．从图 6( b) 可看出，不同浸入深度下，从窄边到浸入式水口间垂直方向的速度变化相似，从窄边到水口，初始小幅减小，后增加，达到峰值后减小至零，后小幅增加，速度方向发生改变，在距窄边 0. 54 ～ 0. 61 m 处最小为零，从窄边到速度最小处时，垂直速度表现为向下，在距离窄边 0. 4 m 处达最大值．随着水口浸入深度增加，其垂直于液面方向的最大速度逐渐增加．浸入深度分别为 100、120、140 和 160 mm 时，其最大速度分别为 0. 70、0. 84、0. 98 和 10. 4 cm·s － 1 ，其位置分别为距窄边 0. 30、0. 34、0. 40 和 0. 41 m．随着浸入深度的增加，其液面垂直方向速度增加，表明液面波动加剧，但当水口浸入深度超 ·273·

·276· 北京科技大学学报第34卷图9为不同水口开口角度结晶器液面水平和垂从图9(b)可以看出，不同水口开口角度下，从直方向速度分布. 窄边到浸入式水口间垂直方向的速度变化相似.从从图9(a)可看出，当结晶器宽1400mm、水口窄边到水口，初始小幅减小，后增加，达到峰值后减浸入深度140mm及拉速为1.2m·min-时，在不同小至零，后小幅增加，速度方向发生改变.在距窄边水口开口角度下，从窄边到水口处，速度先增加后逐 0.58m左右处最小为零，从窄边到速度最小处时，渐减小，在距窄边0.46~0.50m达到最大值.水口垂直速度表现为向下，在距离水口0.35~0.4m处开口向下12.5°左右时，液面最大水平流速最小.水达最大值.随着水口向下角度的增加，其垂直于液口开口向下的角度分别为5°、10°、12.5°和15°时，面方向的最大速度无明显规律，开口向下为10°和液面水平最大流速分别为11.3、10.8、10.3和 15时，垂直方向的最大速度相对较小分别为0.85 11.2cms1.为减少表面水平流速过大而引起的剪和0.84cms1.水口开口向下的角度分别为5°和切卷渣，水口的开口度应维持在向下12.5°左右 12.5时，其最大速度分别为0.95和0.91cms1 0.010b) --水1向下5° 0.02 -水1口向下10序 0.005 E 0.04 0 -0.005 -0.06 -0.010 -4-并口面下125 008 -0.015 -并口高卡15 -0.10 -0.020 0.025 -012 -0.030 0.10.2030.40.50.60.70.8 0 0.1020.30.40.5 0.60.7 窄边距离m 距容边距离/m 图9不同水口开口角度结品器液面水平(a)和垂直()方向速度图 Fig.9 Horizontal (a)and vertical (b)velocities of the liquid surface in the mould at different SEN opening-angles 图10为不同水口开口角度结晶器窄边冲击点 12.5°. 分布.从图10可看出，随着水口向下开口角度的增 3结论加，其冲击点的位置随之下移，随距液面距离的增加，窄边速度先增加后减小，直至趋向于零.水口开 (1)对于230mm×1400mm铸机，随着拉速的口向下的角度分别为5°、10°、12.5°和15°时，其冲增加，结晶器液面最大水平和垂直流速均增加，而冲击点位置在距离液面0.36~0.39m,其冲击点的速击点的位置基本不变，随距液面距离增加，窄边速度度分别为5.1、4.8、4.8和5.1cms.因此，为减小先增加后减小，直至趋向于零.当拉速超过1.2m· 对窄边的冲击，其水口的开口应保持向下10°~ min时，液面水平速度增加明显，建议该宽度下拉速不大于1.2mmin-. 0.0 (2)随着水口浸入深度的增加，结晶器液面最 0.05 大水平流速减小，浸入深度超过140mm时，趋于平 0.04 缓，垂直于液面方向的最大速度逐渐增加，对窄边冲 003 0.02 击点影响较小，为减少引表面水平流速过大而引起 0.01 的剪切卷渣，在该宽度下其水口的浸入深度不应小于140mm. 0.01 (3)随水口开口向下角度的增加，液面最大水 -0.02 平流速先减小后增加，水口开口向下12.5°左右时， -0.0 0.200.204060.810121416 液面最大水平流速最小，水口开口向下10°~ 窄边到液血距离/m 12.5°，窄边冲击点速度最小. 图10不同水口开口角度结晶器窄边冲击点分布 Fig.10 Impact point distribution on the narrow side in the mould 参考文献 at different SEN opening-angles [1]Zhu M Y,Xiao ZQ.Mathematical modelling of three-dimensional

北京科技大学学报第 34 卷图 9 为不同水口开口角度结晶器液面水平和垂直方向速度分布．从图 9( a) 可看出，当结晶器宽 1 400 mm、水口浸入深度 140 mm 及拉速为 1. 2 m·min － 1 时，在不同水口开口角度下，从窄边到水口处，速度先增加后逐渐减小，在距窄边 0. 46 ～ 0. 50 m 达到最大值．水口开口向下 12. 5°左右时，液面最大水平流速最小．水口开口向下的角度分别为 5°、10°、12. 5°和 15°时，液面水平最大流速分别为 11. 3、10. 8、10. 3 和 11. 2 cm·s － 1 ．为减少表面水平流速过大而引起的剪切卷渣，水口的开口度应维持在向下 12. 5°左右．从图 9( b) 可以看出，不同水口开口角度下，从窄边到浸入式水口间垂直方向的速度变化相似．从窄边到水口，初始小幅减小，后增加，达到峰值后减小至零，后小幅增加，速度方向发生改变．在距窄边 0. 58 m 左右处最小为零，从窄边到速度最小处时，垂直速度表现为向下，在距离水口 0. 35 ～ 0. 4 m 处达最大值．随着水口向下角度的增加，其垂直于液面方向的最大速度无明显规律，开口向下为 10°和 15°时，垂直方向的最大速度相对较小分别为 0. 85 和 0. 84 cm·s － 1 ．水口开口向下的角度分别为 5°和 12. 5°时，其最大速度分别为 0. 95 和 0. 91 cm·s － 1 ．图 9 不同水口开口角度结晶器液面水平( a) 和垂直( b) 方向速度图 Fig． 9 Horizontal ( a) and vertical ( b) velocities of the liquid surface in the mould at different SEN opening-angles 图 10 不同水口开口角度结晶器窄边冲击点分布 Fig． 10 Impact point distribution on the narrow side in the mould at different SEN opening-angles 图 10 为不同水口开口角度结晶器窄边冲击点分布．从图 10 可看出，随着水口向下开口角度的增加，其冲击点的位置随之下移，随距液面距离的增加，窄边速度先增加后减小，直至趋向于零．水口开口向下的角度分别为 5°、10°、12. 5°和 15°时，其冲击点位置在距离液面 0. 36 ～ 0. 39 m，其冲击点的速度分别为 5. 1、4. 8、4. 8 和 5. 1 cm·s － 1 ．因此，为减小对窄边的冲击，其水口的开口应保持向下 10° ～ 12. 5°． 3 结论 ( 1) 对于 230 mm × 1 400 mm 铸机，随着拉速的增加，结晶器液面最大水平和垂直流速均增加，而冲击点的位置基本不变，随距液面距离增加，窄边速度先增加后减小，直至趋向于零．当拉速超过 1. 2 m· min － 1 时，液面水平速度增加明显，建议该宽度下拉速不大于 1. 2 m·min － 1 ． ( 2) 随着水口浸入深度的增加，结晶器液面最大水平流速减小，浸入深度超过 140 mm 时，趋于平缓，垂直于液面方向的最大速度逐渐增加，对窄边冲击点影响较小，为减少引表面水平流速过大而引起的剪切卷渣，在该宽度下其水口的浸入深度不应小于 140 mm． ( 3) 随水口开口向下角度的增加，液面最大水平流速先减小后增加，水口开口向下 12. 5°左右时，液面最大水平流速最小，水口开口向下 10° ～ 12. 5°，窄边冲击点速度最小．参考文献［1］ Zhu M Y，Xiao Z Q． Mathematical modelling of three-dimensional ·276·

第3期王海奇等：板坯连铸结晶器数值模拟 ·277· flow in continuous casting tundishes.J Northeast Univ Nat Sci, side a continuous slab-casting machine.Metall Trans B,1990, 1995,16(4):352 21:387 (朱苗勇，肖泽强.连铸中间包内三维流动的数学模拟.东北 7]AnagnostopoulosJ,Bergeles G.Three-dimensional modeling of the 大学学报：自然科学版，1995,16(4)：352) flow and the interface surface in a continuous casting mold model. 2]Bao Y P,ZhangT,Jiang W,et al.Three-dimension mathematical Metall Mater Trans B.1999,30:1095 model study on fluid flow in slab continuous caster mold.J Univ 8] Wang WW,Zhang J Q,Chen S Q,et al.Effect of nozzle outlet Sci Technol Beijing,2001,23(2)106 angle on the fluid flow and level fluctuation in a bloom casting (包燕平，张涛，蒋伟，等.板坯连铸结品器内钢液流场的三维 mould.J Unie Sci Technol Beijing,2007,29(8):816 数学模型.北京科技大学学报，2001,23(2)：106) (王维维，张家泉，陈素琼，等。水口侧孔倾角对大方坯结品器流 [3]Yu H X,Wang W J,Zhang J M,et al.Numerical simulation of 场和液面波动的影响.北京科技大学学报，2007,29(8)：816) fluid flow in continuous slab-casting mold.I Unit Sci Technol Bei- [9] Liu K,Guan Y,Liu W S,et al.Numerical simulation of fluid jing,2002,24(5):492 field in mold of bloom continuous caster.J/ron Steel Res,2009, (于会香，王万军，张炯明，等.板坯连铸浸入式水口出口速度 19(11):24 对结品器流场影响的数值模拟.北京科技大学学报，2002,24 (刘坤，关勇，刘万山，等.大方坯连铸结晶器内钢水流场的数 (5):492) 值模拟.钢铁研究学报，2009,19(11)：24) 4]Theodorakakos A,Bergeles G.Numerical investigation of the in- [10]Zhang DJ,Chen D F,Wang C N,et al.A study on water model terface in a continuous steel casting mold water model.Metall Ma- and numerical simulation of flow field in slab casting mold with ter Trans B,1998,29:1321 different width.Spec Steel,2010,31 (2):14 [5]Bai H.Thomas B G.Turbulent flow of liquid steel and argon bub- (张大江，陈登福，王翠娜，等.不同宽度板坯结品器内流场 bles slide-gate tundish nozzles:Part II.Effect of operation condi- 的水模型和数值模拟研究.特殊钢，2010,31(2)：14) tions and nozzle design.Metall Mater Trans B,2001,32 (2): [11]Takatani K,Tanizawa Y,Mizukami H,et al.Mathematical mod- 269 el for transient fluid flow in a continuous casting mold./SI/Int, 6]Thomas B C.Mika LJ,Najjar F M.Simulation of fluid flow in- 2001,41(10):1252

第 3 期王海奇等: 板坯连铸结晶器数值模拟 flow in continuous casting tundishes． J Northeast Univ Nat Sci， 1995，16( 4) : 352 ( 朱苗勇，肖泽强．连铸中间包内三维流动的数学模拟．东北大学学报: 自然科学版，1995，16( 4) : 352) ［2］ Bao Y P，Zhang T，Jiang W，et al． Three-dimension mathematical model study on fluid flow in slab continuous caster mold． J Univ Sci Technol Beijing，2001，23( 2) : 106 ( 包燕平，张涛，蒋伟，等．板坯连铸结晶器内钢液流场的三维数学模型．北京科技大学学报，2001，23( 2) : 106) ［3］ Yu H X，Wang W J，Zhang J M，et al． Numerical simulation of fluid flow in continuous slab-casting mold． J Univ Sci Technol Beijing，2002，24( 5) : 492 ( 于会香，王万军，张炯明，等．板坯连铸浸入式水口出口速度对结晶器流场影响的数值模拟．北京科技大学学报，2002，24 ( 5) : 492) ［4］ Theodorakakos A，Bergeles G． Numerical investigation of the interface in a continuous steel casting mold water model． Metall Mater Trans B，1998，29: 1321 ［5］ Bai H，Thomas B G． Turbulent flow of liquid steel and argon bubbles slide-gate tundish nozzles: Part Ⅱ． Effect of operation conditions and nozzle design． Metall Mater Trans B，2001，32 ( 2 ) : 269 ［6］ Thomas B G，Mika L J，Najjar F M． Simulation of fluid flow inside a continuous slab-casting machine． Metall Trans B，1990， 21: 387 ［7］ Anagnostopoulos J，Bergeles G． Three-dimensional modeling of the flow and the interface surface in a continuous casting mold model． Metall Mater Trans B，1999，30: 1095 ［8］ Wang W W，Zhang J Q，Chen S Q，et al． Effect of nozzle outlet angle on the fluid flow and level fluctuation in a bloom casting mould． J Univ Sci Technol Beijing，2007，29( 8) : 816 ( 王维维，张家泉，陈素琼，等．水口侧孔倾角对大方坯结晶器流场和液面波动的影响．北京科技大学学报，2007，29( 8) : 816) ［9］ Liu K，Guan Y，Liu W S，et al． Numerical simulation of fluid field in mold of bloom continuous caster． J Iron Stee1 Res，2009， 19( 11) : 24 ( 刘坤，关勇，刘万山，等．大方坯连铸结晶器内钢水流场的数值模拟．钢铁研究学报，2009，19( 11) : 24) ［10］ Zhang D J，Chen D F，Wang C N，et al． A study on water model and numerical simulation of flow field in slab casting mold with different width． Spec Steel，2010，31( 2) : 14 ( 张大江，陈登福，王翠娜，等．不同宽度板坯结晶器内流场的水模型和数值模拟研究．特殊钢，2010，31( 2) : 14) ［11］ Takatani K，Tanizawa Y，Mizukami H，et al． Mathematical model for transient fluid flow in a continuous casting mold． ISIJ Int， 2001，41( 10) : 1252 ·277·