高拉速板坯连铸结晶器浸入式水口的水模型研究

D0L:10.13374.issn1001-053x.2013.10.014 第35卷第10期 北京科技大学学报 Vol.35 No.10 2013年10月 Journal of University of Science and Technology Beijing 0ct.2013 高拉速板坯连铸结晶器浸入式水口的水模型研究 邓小旋☒，熊霄，王新华，冀云卿，黄福祥，郝鑫 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:dcx042a163.com 摘要利用染料示踪法，采用波高传感器和旋桨式流速仪在全比例水模型中研究了四种浸入式水口(A型：凹型，15° (上角度)-15（下角度）：B型：凸型，15°-15°：C型：凹型，40°-15°，D型：凸型，40°15)下板坯连铸结晶器内的流场和 液面特征.发现采用凹型水口时结晶器液面的波动与表面流速均小于凸型水口.凹型水口下的表面流速变化的功率（频 率为0.03~0.1Hz)比凸型水口小约50%，所以凹型水口更有利于减少结晶器内卷渣的发生.在高拉速条件下（拉速为 1.8mmin-1),较大的水口出口上角度有利于抑制水口出口流股的漩涡流，进而减少剪切卷渣的发生.四种水口中C型 水口条件下结晶器液面的表面流速最小，约为027ms1,为提高拉速留有较大余地，所以适合高拉速连铸的最佳浸入 式水口为C型 关键词连铸：结晶器：浸入式水口：水模拟 分类号TF777.1 Water modeling study on submerged entry nozzles in continuous slab casting molds for high speed casting DENG Xiao-ruan,XIONG Xiao,WANG Xin-hua,JI Yun-qing.HUANG Fu-ziang,HAO Xin School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:dxx042@163.com ABSTRACT The flow field and surface characteristics in a continuous slab casting mold with four kinds of submerged entry nozzles (Type A:well-shaped bottom,15(upper port angle)-15(lower port angle);Type B:mountain-shaped bottom,l5°-15°；Type C:well-shaped bottom,40°-l5;Type D:mountain--shaped bottom,40°-l5)were studied by using the dye tracer injection technique,a wave sensor and a propeller velocimeter within a full scale water model.It is found that the level fluctuation and surface velocity in the mold using a well-shaped bottom nozzle are less than those using a mountain-shaped bottom nozzle.The power of surface velocity fluctuations(frequencies ranging from 0.03 Hz to 0.1 Hz)using a well-shaped bottom nozzle is 50%less than that using a mountain-shaped bottom nozzle,so the molten slag entrapment may be reduced when using a well-shaped bottom nozzle in the mold.At a high casting speed of 1.8 mmin-,a larger upper port angle of the nozzle outlet is in favor of depressing the swirling flow and vortexes at the nozzle outlet,and then the molten slag entrapment decreases.The surface velocity in the mold fed by a Type C nozzle is the lowest and its value is about 0.27 ms-among the four investigated nozzles,so a Type C nozzle provides much allowance for increasing the casting speed.As a result,the optimal design for high speed casting is Type C nozzles. KEY WORDS continuous casting;molds;submerged entry nozzles;water modeling 高拉速连铸技术以其高效、低成本的优点一直 卷渣以及铸坯表层缺陷也会随之增加.以高拉速连 是冶金工作者研究的重点.但是，拉速的提高会铸为代表的日本钢厂的研究显示：对于超低碳钢来 增加结晶器流场的不稳定、不对称性：结晶器液面说，在高拉速下结晶器弯月面处凝固钩（山ok)深 收稿日期：2012-08-12

第 35 卷 第 10 期 北 京 科 技 大 学 学 报 Vol. 35 No. 10 2013 年 10 月 Journal of University of Science and Technology Beijing Oct. 2013 高拉速板坯连铸结晶器浸入式水口的水模型研究 邓小旋 ，熊 霄，王新华，冀云卿，黄福祥，郝 鑫 北京科技大学冶金与生态工程学院, 北京 100083 通信作者，E-mail: dxx042@163.com 摘 要 利用染料示踪法，采用波高传感器和旋桨式流速仪在全比例水模型中研究了四种浸入式水口 (A 型：凹型，15◦ (上角度)-15◦ (下角度)；B 型：凸型，15◦ -15◦；C 型：凹型，40◦ -15◦，D 型：凸型，40◦ -15◦ ) 下板坯连铸结晶器内的流场和 液面特征. 发现采用凹型水口时结晶器液面的波动与表面流速均小于凸型水口. 凹型水口下的表面流速变化的功率 (频 率为 0.03 ～ 0.1 Hz) 比凸型水口小约 50%，所以凹型水口更有利于减少结晶器内卷渣的发生. 在高拉速条件下 (拉速为 1.8 m·min−1 )，较大的水口出口上角度有利于抑制水口出口流股的漩涡流，进而减少剪切卷渣的发生. 四种水口中 C 型 水口条件下结晶器液面的表面流速最小，约为 0.27 m·s −1，为提高拉速留有较大余地，所以适合高拉速连铸的最佳浸入 式水口为 C 型. 关键词 连铸；结晶器；浸入式水口；水模拟 分类号 TF777.1 Water modeling study on submerged entry nozzles in continuous slab casting molds for high speed casting DENG Xiao-xuan , XIONG Xiao, WANG Xin-hua, JI Yun-qing. HUANG Fu-xiang, HAO Xin School of Metallurgical and Ecological Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China Corresponding author, E-mail: dxx042@163.com ABSTRACT The flow field and surface characteristics in a continuous slab casting mold with four kinds of submerged entry nozzles (Type A: well-shaped bottom, 15◦ (upper port angle)-15◦ (lower port angle); Type B: mountain-shaped bottom, 15◦ -15◦ ; Type C: well-shaped bottom, 40◦ -15◦ ; Type D: mountain-shaped bottom, 40◦ -15◦ ) were studied by using the dye tracer injection technique, a wave sensor and a propeller velocimeter within a full scale water model. It is found that the level fluctuation and surface velocity in the mold using a well-shaped bottom nozzle are less than those using a mountain-shaped bottom nozzle. The power of surface velocity fluctuations (frequencies ranging from 0.03 Hz to 0.1 Hz) using a well-shaped bottom nozzle is 50% less than that using a mountain-shaped bottom nozzle, so the molten slag entrapment may be reduced when using a well-shaped bottom nozzle in the mold. At a high casting speed of 1.8 m·min−1 , a larger upper port angle of the nozzle outlet is in favor of depressing the swirling flow and vortexes at the nozzle outlet, and then the molten slag entrapment decreases. The surface velocity in the mold fed by a Type C nozzle is the lowest and its value is about 0.27 m·s −1 among the four investigated nozzles, so a Type C nozzle provides much allowance for increasing the casting speed. As a result, the optimal design for high speed casting is Type C nozzles. KEY WORDS continuous casting; molds; submerged entry nozzles; water modeling 高拉速连铸技术以其高效、低成本的优点一直 是冶金工作者研究的重点. 但是，拉速的提高会 增加结晶器流场的不稳定、不对称性；结晶器液面 卷渣以及铸坯表层缺陷也会随之增加. 以高拉速连 铸为代表的日本钢厂的研究显示：对于超低碳钢来 说，在高拉速下结晶器弯月面处凝固钩 (hook) 深 收稿日期：2012-08-12 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2013.10.014

第10期 邓小旋等：高拉速板还连铸结晶器浸入式水口的水模型研究 ·1305· 度将会变小口，其捕捉夹杂物的能力也随之变小， 验中的浸入式水口采用四种不同水口形状(A:凹型 最终使得冷轧钢板的表面缺陷也会相应减少②，因 15°-15°：B:凸型1°-15°：C:凹型40°-15°：D:凸型 此，既保证高拉速的稳定生产（防止漏钢），又保证 40°-15°)，其示意图如图2所示.此外，实验中为了 铸坯具有较高的表面质量对于生产优质冷轧卷板意 消除结晶器下部出口流对流场的影响，结晶器的长 义重大. 度加长到2000mm,且在距结晶器底部300mm处 铸坯的表面质量很大程度上取决于结品器内 安装缓流槽，缓流槽为密布的直径为10mm的小 的流场与自由液面特征，而通过优化水口结构来得 孔。为了保证较为真实的模拟现场的操作条件，实 到合理的钢液流场和自由液面特征是一种既经济又 验采用与某钢厂尺寸一致的塞棒装置控流并使用步 高效的途径3.水口结构设计不合理会导致结晶器 进电机来控制塞棒的升降 的流场不对称与不稳定4.不对称的流场会导致凝 本实验采用向塞棒孔里注入染料的方式来显 固坯壳的非均匀生长和液面的剧烈波动，进而引起 示流场.此外，实验采用中国水利科学研究院研 保护渣的卷入，形成夹渣缺陷并影响最终产品的表 制的DJ800型电容式波高仪采集波高数据，波高 面质量.此外，不合理的水口结构还会影响结晶器 数据测量时间为60s,测量时间间隔为0.05s.测 液面的表面流速.表面流速过大会将液态或固态保 定液面波动时，选取水口浸入深度为80mm且静 护渣剪切卷入到钢液中，这些保护渣颗粒尺寸大且 止时的液面作为测量的零点.本实验中水口浸入 形状不规则会导致最终轧板的线性缺陷(sliver de- 深度的调整采用的是直接提高或降低结晶器液面 fcts).然而表面流速过小，结品器弯月面处的温度 的实际高度来实现.液面波动的测点如图3中的 过低，会影响保护渣的熔化进而影响保护渣在铜板 l#~9#所示.本实验利用旋桨式流速仪(Miniwa- 和坯壳间的润滑效果.更重要的是，对超低碳钢来 ter6Mini)测量距离结品器自由液面20mm以下的 说较小的表面流速还会导致弯月面Hook组织的过 水平表面流速。该流速仪旋桨直径为12mm,且其 度生长5-列，加重其捕捉上浮夹杂物、气泡与卷渣， 准确性已经得到Chaudhary等)数值模拟结果的 导致铸坯表层洁净度的恶化.在严重情况下，铸坯验证，所以可近似地忽略该流速仪对结晶器表面流 表层只能通过火焰清理来提高铸坯表层洁净度，这 场的影响.通过旋桨的转动可以连续输出线性的电 会严重影响钢材的产量.文献②]认为最佳的表面 压信号，经过数据采集仪(DaqPROTI5300)收集得 流速范围为0.2~0.4ms-1 到这种电压信号进而转化为表面流速值。该流速仪 大量文献报道的最佳板坯连铸结晶器的水口 可以连续测量结晶器自由液面的表面流速，测量频 角度为出口上下角度都是15°的水口母，但是，某 率可达1Hz.在本实验中表面流速的测点如图3中 钢厂现场使用的是一种特殊的水口出口角度不一样 1'#、3'#、5'#、7#和9'#所示.表面流速数据的采 的水口，该水口的上出口角度为40°，下出口角度 集时间为200s.实验模拟的参数以及相应的取值 为15°.Thomas等9认为这种水口角度(40°-15)能 见表1所示. 够抑制水口出口处的旋转流(swirling flow),进而减 小液面的波动与表面流速.但是，目前关于这两种 水口角度下结晶器内的流场特征与自由液面特征的 ①示踪染料 比较还未见报道。水口底部形状对结晶器内的流场 ②模拟中间包 也有很重要的作用.基于此，本文对比研究了四种 ③塞棒 ④转子流速仪 水口（包括两种底部形状和两种水口出口角度）下 (⑤)浸入式水口 结晶器内钢液的流场和结晶器的自由液面特征，试 3) (6缓流槽 图得到适合高拉速浇注的最佳浸入式水口类型.同 (⑦泵 时，本文还结合结晶器内染料示踪的流场，简要分 ⊙ (⑧超声波流量计 9 (⑨数据采集系统 析了液面特征的形成机理. (6 (⑦ ⑩波高仪 1实验过程 硅油 ②氢气装置 本次水模型设备在保证模型与原型的Re准数 (8) 和一准数相等的前提下采用1：1的比例进行全尺 寸制作.结品器采用有机玻璃制成，其厚度为20 图1水模型实验装置示意图 mm.整个实验的装置示意图如图1所示1o).本实 Fig.1 Schematic diagram of water model experiment

第 10 期 邓小旋等：高拉速板坯连铸结晶器浸入式水口的水模型研究 1305 ·· 度将会变小 [1]，其捕捉夹杂物的能力也随之变小， 最终使得冷轧钢板的表面缺陷也会相应减少 [2] . 因 此，既保证高拉速的稳定生产 (防止漏钢)，又保证 铸坯具有较高的表面质量对于生产优质冷轧卷板意 义重大. 铸坯的表面质量很大程度上取决于结晶器内 的流场与自由液面特征，而通过优化水口结构来得 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 [3] . 水口结构设计不合理会导致结晶器 的流场不对称与不稳定 [4] . 不对称的流场会导致凝 固坯壳的非均匀生长和液面的剧烈波动，进而引起 保护渣的卷入，形成夹渣缺陷并影响最终产品的表 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. 表面流速过大会将液态或固态保 护渣剪切卷入到钢液中，这些保护渣颗粒尺寸大且 形状不规则会导致最终轧板的线性缺陷 (sliver de￾fects). 然而表面流速过小，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 [5−7]，加重其捕捉上浮夹杂物、气泡与卷渣， 导致铸坯表层洁净度的恶化. 在严重情况下，铸坯 表层只能通过火焰清理来提高铸坯表层洁净度，这 会严重影响钢材的产量. 文献 [2] 认为最佳的表面 流速范围为 0.2 ～ 0.4 m·s −1 . 大量文献报道的最佳板坯连铸结晶器的水口 角度为出口上下角度都是 15◦ 的水口 [8]，但是，某 钢厂现场使用的是一种特殊的水口出口角度不一样 的水口，该水口的上出口角度为 40◦，下出口角度 为 15◦ .Thomas 等 [9] 认为这种水口角度 (40◦ -15◦ ) 能 够抑制水口出口处的旋转流 (swirling flow)，进而减 小液面的波动与表面流速. 但是，目前关于这两种 水口角度下结晶器内的流场特征与自由液面特征的 比较还未见报道。水口底部形状对结晶器内的流场 也有很重要的作用. 基于此，本文对比研究了四种 水口 (包括两种底部形状和两种水口出口角度) 下 结晶器内钢液的流场和结晶器的自由液面特征，试 图得到适合高拉速浇注的最佳浸入式水口类型. 同 时，本文还结合结晶器内染料示踪的流场，简要分 析了液面特征的形成机理. 1 实验过程 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 的比例进行全尺 寸制作. 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 [10] . 本实 验中的浸入式水口采用四种不同水口形状 (A：凹型 15◦ -15◦；B：凸型 1 ◦ -15◦；C：凹型 40◦ -15◦；D：凸型 40◦ -15◦ )，其示意图如图 2 所示. 此外，实验中为了 消除结晶器下部出口流对流场的影响，结晶器的长 度加长到 2000 mm，且在距结晶器底部 300 mm 处 安装缓流槽，缓流槽为密布的直径为 10 mm 的小 孔. 为了保证较为真实的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. 本实验采用向塞棒孔里注入染料的方式来显 示流场. 此外，实验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，波高 数据测量时间为 60 s，测量时间间隔为 0.05 s. 测 定液面波动时，选取水口浸入深度为 80 mm 且静 止时的液面作为测量的零点. 本实验中水口浸入 深度的调整采用的是直接提高或降低结晶器液面 的实际高度来实现. 液面波动的测点如图 3 中的 1#～ 9#所示. 本实验利用旋桨式流速仪 (Miniwa￾ter6 Mini) 测量距离结晶器自由液面 20 mm 以下的 水平表面流速。该流速仪旋桨直径为 12 mm，且其 准确性已经得到 Chaudhary 等 [11] 数值模拟结果的 验证，所以可近似地忽略该流速仪对结晶器表面流 场的影响. 通过旋桨的转动可以连续输出线性的电 压信号，经过数据采集仪 (DaqPROTM5300) 收集得 到这种电压信号进而转化为表面流速值。该流速仪 可以连续测量结晶器自由液面的表面流速，测量频 率可达 1 Hz. 在本实验中表面流速的测点如图 3 中 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 1 水模型实验装置示意图 Fig.1 Schematic diagram of water model experiment

·1306 北京科技大学学报 第35卷 差)2-13，结果如图4所示.由图4(a)可以看出， 15 当拉速从1.4mmin-1增加到2.0mmin-1时，平 mm 15 mm 均波差（所有测点波差的平均值）从2.6mm增加 5 到4.6mm.由图4(b)可以看出，表面流速随距水 口中心距离的增加呈现先增加后减小的趋势，且在 128imm 128mm (b) 结晶器宽面1/4处时达到最大，下文如不作特殊说 (a) 明，表面流速均指的是最大的表面流速.当拉速从 40° 1.4mmin-1增加到2.0mmin-1时，自由液面的表 mm 面流速从0.3ms-1增加到0.43ms-1.可见结晶器 159 液面波动与表面流速会随着拉速的增加而增加.文 献报道最佳的表面流速范围为0.2~0.4ms-1叫， 128mm 所以B型水口并不适合高拉速浇注，需要进一步对 (c) (d) 四种水口下结晶器液面波动的绝对值和流速的绝对 图2浸入式水口结构示意图.(a)A型水口：(b)B型水 值进行分析，以确定适合高拉速浇注的水口 口：(c)C型水口：(d)D型水口 2.2浸入深度对液面波动和表面流速的影响 Fig.2 Schematic diagram of submerged entry nozzles 图5为B型水口在高拉速1.8mmin-1时，不同 (SENs):(a)Type A SEN;(b)Type B SEN;(c)Type C SEN; 浸入深度对结晶器液面波动与表面流速的影响.由 (d)Type D SEN 图可以发现浸入深度对液面特征的影响远没有拉速 9#8#7#6#5#4#3#2#1# 3# 5'# 7'# 9# 影响那么明显.当浸入深度从110mm增加到190 mm时，平均波差从4.6mm变到3.53mm,表面流 速从0.36ms-1变化到0.39ms-1.文献报道增加 水口浸入深度可以减轻上回流的强度，进而减小液 60606060606060606011011012012012012060 面波动和钢渣界面的不稳定性4.但是，Miranda 液面波动测点 表面流速测点 等【3]通过水模型与数值模拟发现增加浸入深度 图3液面波动和表面流速测点示意图（单位：mm) 会使上回流充分发展，反而会增加液面的表面流 Fig.3 Schematic diagram of testing points for level fluctua- tion and surface velocity (unit:mm) 速.Hoffken等14认为水口的浸入深度存在一个最 佳的范围，在这个范围内板坯的纵裂发生率最小 表1水模型实验模拟的参数 从本实验结果来看，浸入深度对液面波动和表面流 Table 1 Casting parameters of water model experiment 速的影响均不明显 尺寸参数 结品器原型 水模型 水口底部形状（凹凸型）对自由液面特 结晶器宽度/mm 1300 1300 结品器厚度/mm 247 247 征的影响 结晶器高度/mm 900 2000 水口内径/mm 78 78 3.1水口底部形状对液面波动的影响 模拟工艺参数 取值 水口类型 为了研究水口底部形状（凹凸型）对结晶器液 拉速/(mmin-1) 1.4,1.6.1.8,2.0 A,B,C.D 面特征的影响，本文应选取A型（凹型）和B型（凸 水口浸入深度/mm 110,130.150,170.190 型)或者使用C型（凹型）和D型（凸型）进行对比 现场工艺参数对结晶器自由液面特征 研究.由于选取A、B型或者C、D型对液面波动的 影响趋势一致，所以本文仅选取C型（凹型）和D 的影响 型（凸型）水口进行液面波动对比研究.与图4和图 2.1拉速对液面波动和表面流速的影响 5选取的“波差”不同，本节采用瞬时波高来表征结 研究发现，拉速与浸入深度对四种水口条件下 晶器液面的瞬态波动.瞬时液面波动表征了自由液 自由液面特征的影响变化趋势一致.所以本文仅选 面的瞬时特征，更能表征液面的波动情况 取B型水口，水口浸入深度固定为150mm,研究 图6为两种拉速下水口底部形状对瞬时液面波 拉速对结品器液面波动与表面流速的影响，液面波 动的影响，选取两种水口浸入深度150mm和170 动选取60s内波动对液面波动平均值的标准差（波 mm,液面波动的测点为图3中5#测点，其中液位

· 1306 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 图 2 浸入式水口结构示意图. (a) A 型水口；(b) B 型水 口；(c) C 型水口；(d) D 型水口 Fig.2 Schematic diagram of submerged entry nozzles (SENs): (a) Type A SEN; (b) Type B SEN; (c) Type C SEN; (d) Type D SEN 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 fluctua￾tion and surface velocity (unit: mm) 表 1 水模型实验模拟的参数 Table 1 Casting parameters of water model experiment 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 水口内径/mm 78 78 模拟工艺参数 取值 水口类型 拉速/(m·min−1 ) 1.4, 1.6, 1.8, 2.0 A, B, C, D 水口浸入深度/mm 110, 130, 150, 170, 190 2 现场工艺参数对结晶器自由液面特征 的影响 2.1 拉速对液面波动和表面流速的影响 研究发现，拉速与浸入深度对四种水口条件下 自由液面特征的影响变化趋势一致. 所以本文仅选 取 B 型水口，水口浸入深度固定为 150 mm，研究 拉速对结晶器液面波动与表面流速的影响，液面波 动选取 60 s 内波动对液面波动平均值的标准差 (波 差) [12−13]，结果如图 4 所示. 由图 4(a) 可以看出， 当拉速从 1.4 m·min−1 增加到 2.0 m·min−1 时，平 均波差 (所有测点波差的平均值) 从 2.6 mm 增加 到 4.6 mm. 由图 4(b) 可以看出，表面流速随距水 口中心距离的增加呈现先增加后减小的趋势，且在 结晶器宽面 1/4 处时达到最大，下文如不作特殊说 明，表面流速均指的是最大的表面流速. 当拉速从 1.4 m·min−1 增加到 2.0 m·min−1 时，自由液面的表 面流速从 0.3 m·s −1 增加到 0.43 m·s −1 . 可见结晶器 液面波动与表面流速会随着拉速的增加而增加. 文 献报道最佳的表面流速范围为 0.2 ～ 0.4 m·s −1[1]， 所以 B 型水口并不适合高拉速浇注，需要进一步对 四种水口下结晶器液面波动的绝对值和流速的绝对 值进行分析，以确定适合高拉速浇注的水口. 2.2 浸入深度对液面波动和表面流速的影响 图 5 为 B 型水口在高拉速 1.8 m·min−1 时，不同 浸入深度对结晶器液面波动与表面流速的影响. 由 图可以发现浸入深度对液面特征的影响远没有拉速 影响那么明显. 当浸入深度从 110 mm 增加到 190 mm 时，平均波差从 4.6 mm 变到 3.53 mm，表面流 速从 0.36 m·s −1 变化到 0.39 m·s −1 . 文献报道增加 水口浸入深度可以减轻上回流的强度，进而减小液 面波动和钢渣界面的不稳定性 [14] . 但是，Miranda 等 [13] 通过水模型与数值模拟发现增加浸入深度 会使上回流充分发展，反而会增加液面的表面流 速.Hoffken 等 [14] 认为水口的浸入深度存在一个最 佳的范围，在这个范围内板坯的纵裂发生率最小. 从本实验结果来看，浸入深度对液面波动和表面流 速的影响均不明显. 3 水口底部形状 (凹凸型) 对自由液面特 征的影响 3.1 水口底部形状对液面波动的影响 为了研究水口底部形状 (凹凸型) 对结晶器液 面特征的影响，本文应选取 A 型 (凹型) 和 B 型 (凸 型) 或者使用 C 型 (凹型) 和 D 型 (凸型) 进行对比 研究. 由于选取 A、B 型或者 C、D 型对液面波动的 影响趋势一致，所以本文仅选取 C 型 (凹型) 和 D 型 (凸型) 水口进行液面波动对比研究. 与图 4 和图 5 选取的 “波差” 不同，本节采用瞬时波高来表征结 晶器液面的瞬态波动. 瞬时液面波动表征了自由液 面的瞬时特征，更能表征液面的波动情况. 图 6 为两种拉速下水口底部形状对瞬时液面波 动的影响，选取两种水口浸入深度 150 mm 和 170 mm，液面波动的测点为图 3 中 5#测点，其中液位

第10期 邓小旋等：高拉速板坯连铸结晶器浸入式水口的水模型研究 1307· 0.5 ■1.4m-min (b) 1.6 m.min m 6 1.8 m.min 0.4 ，2.0mmin 0.3 0.2 ◆-1.4mmin 3- -1.6 m:min 0.1 -1.8 m.min ◆ ◆-2.0mmin B型水口 水口浸入深度：150mm B型水口 0.0 水口浸入深度：150mm 100 200 300400500 600 100 200300 400 500 600 距水口中心的距离/mm 距水口中心的距离/mm 图4拉速对结晶器内液面波动(a)和表面流速(b)的影响 Fig.4 Effects of casting speed on level fluctuation (a)and surface velocity (b)in the mold 0.5 110mm (b) 130mm 150 mm 0.4 ￥170mm ◆190mm 0.3 。110mm ◆130mm g +-150mm -170mm -◆-190mm 0.1 2B型水口 拉速：1.8m:min 0.0 B型水口 拉速：1.8mmin 100 200 300 400 500 600 100 200 300 400 500 600 距水口中心的距离/mm 距水口中心的距离/mm 图5 浸入深度对结品器内液面波动()和表面流速(b)的影响 Fig.5 Effects of nozzle immersing depth on level fluctuation (a)and surface velocity (b)in the mold 120 120 (a) (b) 110 110 100 C型 D 100 C型D型 90 90 80 70 60 60 50 C型150mm Df150mm 50 C150mn C型170mm 40 ---C型170mm—D型170mm ---D型170mm -D型170nn 40 0 10 20 30 40 50 60 0 10 20 30 40 50 60 时间/s 时间/s 图6 不同拉速下水口底部形状对瞬时液面波动的影响.(a)1.4mmin-1;(b)1.8mmin-1 Fig.6 Effect of nozzle bottom shapes on transient level fluctuation at different casting speeds:(a)1.4 m.min-;(b)1.8 m.min-1 高度以水口浸入深度为80mm且液面静止时的液 凸型水口下的瞬时液面波动为±3mm和±5mm 位作为零点，所以水口浸入深度为150mm和170 所以凹型水口在高低拉速下的瞬时液面波动均小于 mm时，液位高度在70mm和90mm上下波动.从图 凸型水口. 6(a)和(b)可以看出：在拉速为1.4mmin-1时，凹 3.2水口底部形状对表面流速的影响 型水口和凸型水口的瞬时液面波动分别为土2mm 图7为两种拉速、四种不同形状水口在不同浸 和±3mm;在高拉速下(1.8mmin-1),凹型水口和 入深度条件下的表面流速.由图7(a)和(b)可以看

第 10 期 邓小旋等：高拉速板坯连铸结晶器浸入式水口的水模型研究 1307 ·· 图 4 拉速对结晶器内液面波动 (a) 和表面流速 (b) 的影响 Fig.4 Effects of casting speed on level fluctuation (a) and surface velocity (b) in the mold 图 5 浸入深度对结晶器内液面波动 (a) 和表面流速 (b) 的影响 Fig.5 Effects of nozzle immersing depth on level fluctuation (a) and surface velocity (b) in the mold 图 6 不同拉速下水口底部形状对瞬时液面波动的影响. (a) 1.4 m·min−1 ; (b) 1.8 m·min−1 Fig.6 Effect of nozzle bottom shapes on transient level fluctuation at different casting speeds: (a) 1.4 m·min−1 ; (b) 1.8 m·min−1 高度以水口浸入深度为 80 mm 且液面静止时的液 位作为零点，所以水口浸入深度为 150 mm 和 170 mm 时，液位高度在 70 mm 和 90 mm 上下波动.从图 6(a) 和 (b) 可以看出：在拉速为 1.4 m·min−1 时，凹 型水口和凸型水口的瞬时液面波动分别为 ±2 mm 和 ±3 mm；在高拉速下 (1.8 m·min−1 )，凹型水口和 凸型水口下的瞬时液面波动为 ±3 mm 和 ±5 mm, 所以凹型水口在高低拉速下的瞬时液面波动均小于 凸型水口. 3.2 水口底部形状对表面流速的影响 图 7 为两种拉速、四种不同形状水口在不同浸 入深度条件下的表面流速. 由图 7(a) 和 (b) 可以看

·1308 北京科技大学学报 第35卷 到：对于15°-15°水口(A,B型)而言，在拉速为1.4 较好.由图7(c)和(d)可以看到：对于40°-15°水口 mmin-1、浸入深度为150mm时，凹型水口和凸 (C,D型)而言，在拉速为1.4mmin-1、浸入深度为 型水口的表面流速差别不大，分别为0.23ms-1和 150mm时，凹凸型水口的表面流速差别较大，凹型 0.22ms-1;当拉速为1.8mmin-1、浸入深度为150 和凸型水口下的表面流速分别为0.16ms-1和0.30 mm时，凸型水口的表面流速达到了0.41ms-1, ms1:当拉速达到1.8mmim1时，浸入深度为 而相同条件下凹型水口的表面流速为0.34ms-1, 150mm时，凹型和凸型表面流速分别为0.27ms-1 凸型水口下的表面流速比凹型水口大约21%.可见 和0.36ms-1.上述数据也显示：凹型水口可以很 在高拉速条件下，凹型水口可以较大的降低表面流 好地降低表面流速.综上可知：不管是上下角度为 速，进而减小剪切卷渣带来的表面质量问题.这与 40°-15°还是上下角度为15°-15°水口，凹型水口比 Chaud山hary等山和Zhang等的研究结果吻合的 凸型水口更有利于降低结晶器液面的表面流速 0.30 (a) 0.5 (b) 0.25 A型 0.4 A型 B型 0.3 0.15 0.2 0.10 口A型110mm■B型110mm 0Af130mm·B型130mm 口A型110mmB型110mm △A型150mm▲B型150mm A型 o0 mm B130m △A型150mm B150mm 0.05 A1 B1m B190mm 0.00 0.0+ 100 200 300 400 500 600 100 200 300 400 500 600 距水口中心的距离/mm 距水口中心的距离/mm 0.40 0.45- 0.35 0.40- ♪ 0.30 C型 D型 0.35- C型 D雅 0.25 意 0.30- 0.20 0.25- 0.15 0 0.20- 0 0.10 0.15 口C型110mm■D型110mm QC130mmD型130mm 0.05 0.10- △C型150m▣▲D型150mm C冠170m mD型170 7C求10mm7Dg0mm 0.05- ◇C190mm◆ 0.00 0.00+ 100 200300 400 500 600 100 200300 400 500 600 距水口中心的距离/mm 距水口中心的距离/mm 图7 水口底部形状对表面流速的影响.(a)1.4mmin-1,15°-15°水口：(b)1.8mmin-1,15°-15°水口：(c)1.4mmin-1,40°-15° 水口：(d)1.8mmin-1,40°-15°水口 Fig.7 Effects of nozzle bottom shapes on surface velocity:(a)1.4 m.min-1,15-15 nozzle;(b)1.8 m-min-1,15-15 nozzle;(c) 1.4mmin-1,40°-15°nozzle:(d)1.8mmin-1,40°-15°nozzle 3.3水口底部形状对表面流速影响的功率谱分析 的瞬时表面流速可达0.4ms1,而凹型水口的表面 功率谱分析是一种信号处理的方法，它把时间 瞬时流速达到了0.35ms-1.功率密度谱分析（见图 序列看成不同频率分量的叠加，利用傅里叶变换 8(b)表明大部分信号的功率（能量）都集中在低频 等手段对各频率分量进行分解[)，得到功率密度 率，且能量随着频率的增加呈现减小的趋势，这与 谱L3到(power density spectrum).通过比较谱密度的 Najjar等6和Chaudhary等的报道相符.另 功率来衡量各个不同频率的分量的相对重要性以找 外可以看到在频率为0.03~0.1Hz(对应的周期为 出存在的主要的周期性分量.图8(a)和(b)分别为 10~33s)的范围内，凸型水口比凹型水口的功率 A、B两种水口下表面流速的瞬时值及其功率谱，对 大约50%.Thomas等间报道低频率的表面流速变 应的拉速为1.4mmin-1.由图8(a)可以看到，两 化更易导致剪切卷渣.综上可以得出凹型水口比凸 种水口表面流速具有明显的周期性特征，凸型水口 型水口更有利于减少剪切卷渣的发生

· 1308 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 到：对于 15◦ -15◦ 水口 (A, B 型) 而言，在拉速为 1.4 m·min−1、浸入深度为 150 mm 时，凹型水口和凸 型水口的表面流速差别不大，分别为 0.23 m·s −1 和 0.22 m·s −1；当拉速为 1.8 m·min−1、浸入深度为 150 mm 时，凸型水口的表面流速达到了 0.41 m·s −1， 而相同条件下凹型水口的表面流速为 0.34 m·s −1， 凸型水口下的表面流速比凹型水口大约 21%. 可见 在高拉速条件下，凹型水口可以较大的降低表面流 速，进而减小剪切卷渣带来的表面质量问题. 这与 Chaudhary 等 [11] 和 Zhang 等 [8] 的研究结果吻合的 较好. 由图 7(c) 和 (d) 可以看到：对于 40◦ -15◦ 水口 (C, D 型) 而言，在拉速为 1.4 m·min−1、浸入深度为 150 mm 时，凹凸型水口的表面流速差别较大，凹型 和凸型水口下的表面流速分别为 0.16 m·s −1 和 0.30 m·s −1；当拉速达到 1.8 m·min−1 时，浸入深度为 150 mm 时，凹型和凸型表面流速分别为 0.27 m·s −1 和 0.36 m·s −1 . 上述数据也显示：凹型水口可以很 好地降低表面流速. 综上可知：不管是上下角度为 40◦ -15◦ 还是上下角度为 15◦ -15◦ 水口，凹型水口比 凸型水口更有利于降低结晶器液面的表面流速. 图 7 水口底部形状对表面流速的影响. (a) 1.4 m·min−1，15◦-15◦ 水口；(b) 1.8 m·min−1，15◦-15◦ 水口；(c) 1.4 m·min−1，40◦-15◦ 水口；(d) 1.8 m·min−1，40◦-15◦ 水口 Fig.7 Effects of nozzle bottom shapes on surface velocity: (a) 1.4 m·min−1 , 15◦-15◦ nozzle; (b) 1.8 m·min−1 , 15◦-15◦ nozzle; (c) 1.4 m·min−1 , 40◦-15◦ nozzle; (d) 1.8 m·min−1 , 40◦-15◦ nozzle 3.3 水口底部形状对表面流速影响的功率谱分析 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 等手段对各频率分量进行分解 [15]，得到功率密度 谱 [13](power density spectrum). 通过比较谱密度的 功率来衡量各个不同频率的分量的相对重要性以找 出存在的主要的周期性分量. 图 8(a) 和 (b) 分别为 A、B 两种水口下表面流速的瞬时值及其功率谱，对 应的拉速为 1.4 m·min−1 . 由图 8(a) 可以看到，两 种水口表面流速具有明显的周期性特征，凸型水口 的瞬时表面流速可达 0.4 m·s −1，而凹型水口的表面 瞬时流速达到了 0.35 m·s −1 . 功率密度谱分析 (见图 8(b)) 表明大部分信号的功率 (能量) 都集中在低频 率，且能量随着频率的增加呈现减小的趋势，这与 Najjar 等 [16] 和 Chaudhary 等 [11] 的报道相符. 另 外可以看到在频率为 0.03 ～ 0.1 Hz (对应的周期为 10 ～ 33 s) 的范围内，凸型水口比凹型水口的功率 大约 50%.Thomas 等 [9] 报道低频率的表面流速变 化更易导致剪切卷渣. 综上可以得出凹型水口比凸 型水口更有利于减少剪切卷渣的发生

第10期 邓小旋等：高拉速板坯连铸结晶器浸入式水口的水模型研究 1309· 0.6 (a) 0 (b) 0.5 A B氏 A型 B型 0.4 0 0.3 0.2 10 …A型水口 10 .…A到水日 拉速：1.4mmin 一B型水口 B型水口 0.0 100 150 200 0.02 0.10 0.50 时间/s 频率/H 图8A、B两种水口下的表面流速(a)瞬时值及其功率谱(b) Fig.8 Instantaneous velocity (a)and power spectra (b)of surface velocity measured in A and B nozzles 4水口出口角度对结晶器自由液面特征的 深度后在拉速为1.4mmin-1和1.8mmim-1时 影响 表面平均流速的对比.由图可以发现：当拉速为 1.4mmin-1、浸入深度为150mm时，A型水口和 4.1水口出口角度对液面波动的影响 C型水口下结晶器的表面流速分别为0.21ms-1和 由第3节讨论可知，凹型水口下结晶器的液面 0.15ms-1.当拉速为1.8mmim-1、浸入深度为150 特征优于凸型水口，所以比较水口出口角度对液面 mm时，A型水口和C型水口下结晶器的表面流速 波动影响时仅选取两种凹型水口(A型：15°-15°；C 分别为0.34ms1和0.26ms-1.因此，C型水口由 型：40°-15).图9(a)和(b)分别为A、C型水口 于具有更大的角度，在高低拉速下(1.4mmin-1和 在拉速为1.4和1.8mmin-1时瞬时液面波动的对 1.8mmin-1),其表面流速较A型水口的表面流速 比，液面波动的测点为图3中9#测点.本文选取两 分别低28%和23% 种水口浸入深度(150mm和170mm)比较水口出 口角度对液面波动的影响.由图9(a)和(b)可以看 5自由液面特征的机理分析 出，两种拉速和两种水口浸入深度下，C型水口与 5.1水口底部形状对自由液面特征影响的机理分析 A型水口的液面波动相当.在低拉速(1.4mmin-1) 结晶器内的自由液面特征是由水口出口流股 下，A型水口和C型水口的瞬时液面波动约为士3 的特征及结晶器内的流场决定的.图11为拉速是 mm,在高拉速(1.8mmin-1)下，A型水口与C型 1.8mmin-1、浸入深度为150mm时C型水口（图 水口的瞬时液面波动约为士5mm.因此，水口出口 11(a)和(b)与D型水口（图11(c)和(d)的流场 角度对液面波动的影响不明显 染料示踪图案.从图11(a)中可以看出，C型水口 4.2水口出口角度对表面流速的影响 下从水口出来的射流具有的动能比较小，流股偏 图10(a)和(b)分别为A、C型水口浸入不同 “厚”，流速分布较为分散：图11(b)为加入示踪剂 120 120 (a) (b) 110 110 100 C型 100 A 90r 90 70 60 60 50 A型水口150mm-C型水口160mn 50 A型水口150m C型水口150nm -A型水口170m匹--C型水口170 A水口170- 40 40+ C型水口170mm 20 3040 50 60 10 2030405060 时间/s 时间/s 图9拉速为1.4mmin-1(a)和1.8mmin-1(b)时水口出口角度对瞬时液面波动的影响 Fig.9 Effects of port edge angle on transient level fluctuation at casting speeds of 1.4 m.min(a)and 1.8 m.min(b)

第 10 期 邓小旋等：高拉速板坯连铸结晶器浸入式水口的水模型研究 1309 ·· 图 8 A、B 两种水口下的表面流速 (a) 瞬时值及其功率谱 (b) Fig.8 Instantaneous velocity (a) and power spectra (b) of surface velocity measured in A and B nozzles 4 水口出口角度对结晶器自由液面特征的 影响 4.1 水口出口角度对液面波动的影响 由第 3 节讨论可知，凹型水口下结晶器的液面 特征优于凸型水口，所以比较水口出口角度对液面 波动影响时仅选取两种凹型水口 (A 型：15◦ -15◦；C 型：40◦ -15◦ ). 图 9(a) 和 (b) 分别为 A、C 型水口 在拉速为 1.4 和 1.8 m·min−1 时瞬时液面波动的对 比，液面波动的测点为图 3 中 9#测点. 本文选取两 种水口浸入深度 (150 mm 和 170 mm) 比较水口出 口角度对液面波动的影响. 由图 9(a) 和 (b) 可以看 出，两种拉速和两种水口浸入深度下，C 型水口与 A 型水口的液面波动相当. 在低拉速 (1.4 m·min−1 ) 下，A 型水口和 C 型水口的瞬时液面波动约为 ±3 mm，在高拉速 (1.8 m·min−1 ) 下，A 型水口与 C 型 水口的瞬时液面波动约为 ±5 mm. 因此，水口出口 角度对液面波动的影响不明显. 4.2 水口出口角度对表面流速的影响 图 10(a) 和 (b) 分别为 A、C 型水口浸入不同 深度后在拉速为 1.4 m·min−1 和 1.8 m·min−1 时 表面平均流速的对比. 由图可以发现：当拉速为 1.4 m·min−1、浸入深度为 150 mm 时，A 型水口和 C 型水口下结晶器的表面流速分别为 0.21 m·s −1 和 0.15 m·s −1 . 当拉速为 1.8 m·min−1、浸入深度为 150 mm 时，A 型水口和 C 型水口下结晶器的表面流速 分别为 0.34 m·s −1 和 0.26 m·s −1 . 因此，C 型水口由 于具有更大的角度，在高低拉速下 (1.4 m·min−1 和 1.8 m·min−1 )，其表面流速较 A 型水口的表面流速 分别低 28%和 23%. 5 自由液面特征的机理分析 5.1 水口底部形状对自由液面特征影响的机理分析 结晶器内的自由液面特征是由水口出口流股 的特征及结晶器内的流场决定的. 图 11 为拉速是 1.8 m·min−1、浸入深度为 150 mm 时 C 型水口 (图 11(a) 和 (b)) 与 D 型水口 (图 11(c) 和 (d)) 的流场 染料示踪图案. 从图 11(a) 中可以看出，C 型水口 下从水口出来的射流具有的动 能比较小，流股偏 “厚”，流速分布较为分散；图 11(b) 为 加入示踪剂 图 9 拉速为 1.4 m·min−1 (a) 和 1.8 m·min−1 (b) 时水口出口角度对瞬时液面波动的影响 Fig.9 Effects of port edge angle on transient level fluctuation at casting speeds of 1.4 m·min−1 (a) and 1.8 m·min−1 (b)

·1310 北京科技大学学报 第35卷 (a) 0.40(b) 0.25 出分山分 0.35 9世分 A C型 A型 C型 0.20 0.30 (日) 0.25 含 0.15 0 0.20 0 0.10 A裂110mm■C型110mm 0.15 8 0 A型130mm●C型130mm △ A型150mm▲C型150mm 0.10 △ A150: C150mm 口 0.05 8 A型170mmVC型170mm A型170 A190◆190mm 0.05 0.00- 0.00+ 100 200 300 400500 600 100 200 300400500 600 距水口中心的距离/mm 距水口中心的距离/mm 图10 拉速为1.4mmin-1(a)和1.8mmin-1()时水口出口角度对表面流速的影响 Fig.10 Effects of port edge angle on surface velocity at casting speeds of 1.4 m.min-1(a)and 1.8 m.min-1(b) (a) (b) (c) (d) 200mm 图11不同水口底部形状下染料注入不同时间结晶器内的流场示踪图.(a)C型水口，2s;(b)C型水口，4s;(c)D型水口，2 s:(d)D型水口，4s Fig.11 Fluid tracing in the mold with different bottom-designed nozzles after different tracer injection time:(a)type C nozzle, 2 s;(b)type C nozzle,4 s;(c)type D nozzle,2 s;(d)type D nozzle,4s 4s后结晶器内的流场，可见流场非常对称.从图流股的动能减小：相反，对D型水口（凸型水口）来 11(c)可以看出，D型水口出口的流场湍动能较大， 说，水口内的流股出水口时损失的能量很小，且由 流股偏“薄”，流股能量分布较为集中，极易造成流 于流股的湍动能在水口附近分布的随机性，导致钢 场的不对称现象：图11(d)为加入示踪剂4s后结晶 液出口时会随机性地产生流股不对称的现象.凸型 器内的流场，可见流场表现出不对称的现象.这与 水口的这种高动量的出水口射流会导致剧烈的结晶 Chaudhary等的数值模拟结果吻合的很好.这 器液面波动和较高的表面流速，这将会增加液面卷 是由于在C型水口（凹型水口）下，水口内的流股 渣的概率 撞击水口底部，损失了很大一部分能量，导致出口

· 1310 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 图 10 拉速为 1.4 m·min−1 (a) 和 1.8 m·min−1 (b) 时水口出口角度对表面流速的影响 Fig.10 Effects of port edge angle on surface velocity at casting speeds of 1.4 m·min−1 (a) and 1.8 m·min−1 (b) 图 11 不同水口底部形状下染料注入不同时间结晶器内的流场示踪图. (a) C 型水口, 2 s; (b) C 型水口, 4 s; (c) D 型水口, 2 s；(d) D 型水口, 4 s Fig.11 Fluid tracing in the mold with different bottom-designed nozzles after different tracer injection time: (a) type C nozzle, 2 s; (b) type C nozzle, 4 s; (c) type D nozzle, 2 s; (d) type D nozzle, 4 s 4 s 后结晶器内的流场，可见流场非常对称. 从图 11(c) 可以看出，D 型水口出口的流场湍动能较大， 流股偏 “薄”，流股能量分布较为集中，极易造成流 场的不对称现象；图 11(d) 为加入示踪剂 4s 后结晶 器内的流场，可见流场表现出不对称的现象. 这与 Chaudhary 等 [11] 的数值模拟结果吻合的很好. 这 是由于在 C 型水口 (凹型水口) 下，水口内的流股 撞击水口底部，损失了很大一部分能量，导致出口 流股的动能减小；相反，对 D 型水口 (凸型水口) 来 说，水口内的流股出水口时损失的能量很小，且由 于流股的湍动能在水口附近分布的随机性，导致钢 液出口时会随机性地产生流股不对称的现象. 凸型 水口的这种高动量的出水口射流会导致剧烈的结晶 器液面波动和较高的表面流速，这将会增加液面卷 渣的概率

第10期 邓小旋等：高拉速板还连铸结晶器浸入式水口的水模型研究 ·1311· 5.2水口出口角度对自由液面特征影响的机理分析钢液流股会产生漩涡流，这与Thomas等⑨的数值 图12(a)和(b)分别为拉速为1.8mmin-1、浸 模拟研究非常的吻合.这些漩涡流会导致上回流出 入深度为150mm时A型水口下加入染料2s和现很多小型的漩涡，如图12(b)中箭头指示的1和 4s后的结晶器内流场形态.由图可以发现：A型 2所示.这有可能导致结晶器液面出现漩涡卷渣.C 水口下从水口出来的射流角度比C型水口（参见图 型水口由于水口出口上角度比下角度大，可以很好 11(a)小，会导致A型水口的上回流比C型水口 地抑制水口出口的漩涡流，减小上回流的漩涡流强 的上回流具有更高的能量，这将会增加液面的表面 度（见图11(a)和(b),从而减少卷渣的发生 流速.仔细观察发现：在A型水口条件下，出口的 (a) (b) 图12加入染料2s(a)和4s(b)后A型水口下结品器内的流场示踪 Fig.12 Fluid tracing in the mold with a Type A nozzle after the tracer injection time of 2 s(a)and 4 s(b) 6最佳水口结构的确定 表面流速会大于0.4ms-1,这会增大结晶器液态保 从流场可以看出，凸型水口由于本身的结构缺 护渣的卷入的几率.C型水口下结晶器表面的流速 为0.32ms-1,且不同水口浸入深度下表面流速的 陷，极易产生流场的不对称的现象，这样就会导致 范围是0.26~0.32ms-1,而且还有提高拉速的空 结晶器坯壳的不均匀凝固，容易产生裂纹等缺陷. 间，所以高拉速下最佳的浸入式水口是C型水口. 同时，凸型水口的液面波动和表面流速都比相同角 度的凹型水口大，更易产生卷渣和成品表面缺陷等 7结论 问题.所以选择凹型水口(A型和C型)比凸型水口 (1)在高拉速条件下，使用凹型水口的结晶器 (B型和D型)更有利于提高铸坯和轧板的表面质 液面的波动与表面流速均大于凸型水口.谱功率分 量 析表明：凹型水口比凸型水口的表面流速变化的功 从4.2的讨论可知：在低拉速下，C型水口下结 率（频率为0.03~0.1Hz)小约50%.所以凹型水 晶器液面的表面流速太小(<02ms-1),这不利于自 口比凸型水口更有利于减少结晶器液面的卷渣. 由液面保护渣的熔化，对于浇注超低碳钢来说，表 (2)凹凸型水口影响液面特征的机理分析表明： 面流速偏小会导致弯月面处发达的Hok组织与较 在凹型水口下，水口内的流股撞击水口底部，损失 深的振痕，发达的Ho0k会捕捉上浮的夹杂物和气 了很大一部分能量，导致出口流股的动能减小：相 泡，恶化铸坯的表层洁净度，最终导致冷轧板的表 反，对凸型水口，水口内的流股出水口时损失的能 面缺陷，所以有必要适当的提高自由液面的表面流 量很小，且由于流股的湍动能在水口附近分布的随 速.因此，A型水口更适合低拉速生产对表面质量 机性，导致钢液出口时会随机性的产生流股不对称 要求严格的钢种，如F钢 的现象 对于高拉速(1.8mmin-1)连铸来说，A型水口 (3)对不同角度的两种凹型水口(A和C)来说， 的表面流速达到了0.4ms-1,由于水模实验中忽略 两种水口条件下结晶器液面的波动相差不大.在拉 了凝固坯壳的作用1，所以实际结晶器中钢液的 速小于1.4mmin-1时，C型水口下结晶器液面的

第 10 期 邓小旋等：高拉速板坯连铸结晶器浸入式水口的水模型研究 1311 ·· 5.2 水口出口角度对自由液面特征影响的机理分析 图 12(a) 和 (b) 分别为拉速为 1.8 m·min−1、浸 入深度为 150 mm 时 A 型水口下加入染料 2 s 和 4 s 后的结晶器内流场形态. 由图可以发现：A 型 水口下从水口出来的射流角度比 C 型水口 (参见图 11(a)) 小，会导致 A 型水口的上回流比 C 型水口 的上回流具有更高的能量，这将会增加液面的表面 流速. 仔细观察发现：在 A 型水口条件下，出口的 钢液流股会产生漩涡流，这与 Thomas 等 [9] 的数值 模拟研究非常的吻合. 这些漩涡流会导致上回流出 现很多小型的漩涡，如图 12(b) 中箭头指示的 1 和 2 所示. 这有可能导致结晶器液面出现漩涡卷渣. C 型水口由于水口出口上角度比下角度大，可以很好 地抑制水口出口的漩涡流，减小上回流的漩涡流强 度 (见图 11(a) 和 (b)), 从而减少卷渣的发生. 图 12 加入染料 2 s (a) 和 4 s (b) 后 A 型水口下结晶器内的流场示踪 Fig.12 Fluid tracing in the mold with a Type A nozzle after the tracer injection time of 2 s (a) and 4 s (b) 6 最佳水口结构的确定 从流场可以看出，凸型水口由于本身的结构缺 陷，极易产生流场的不对称的现象，这样就会导致 结晶器坯壳的不均匀凝固，容易产生裂纹等缺陷. 同时，凸型水口的液面波动和表面流速都比相同角 度的凹型水口大，更易产生卷渣和成品表面缺陷等 问题. 所以选择凹型水口 (A 型和 C 型) 比凸型水口 (B 型和 D 型) 更有利于提高铸坯和轧板的表面质 量. 从 4.2 的讨论可知：在低拉速下，C 型水口下结 晶器液面的表面流速太小 (<0.2 m·s −1 ), 这不利于自 由液面保护渣的熔化，对于浇注超低碳钢来说，表 面流速偏小会导致弯月面处发达的 Hook 组织与较 深的振痕，发达的 Hook 会捕捉上浮的夹杂物和气 泡，恶化铸坯的表层洁净度，最终导致冷轧板的表 面缺陷，所以有必要适当的提高自由液面的表面流 速. 因此，A 型水口更适合低拉速生产对表面质量 要求严格的钢种，如 IF 钢. 对于高拉速 (1.8 m·min−1 ) 连铸来说，A 型水口 的表面流速达到了 0.4 m·s −1，由于水模实验中忽略 了凝固坯壳的作用 [17]，所以实际结晶器中钢液的 表面流速会大于 0.4 m·s −1，这会增大结晶器液态保 护渣的卷入的几率. C 型水口下结晶器表面的流速 为 0.32 m·s −1，且不同水口浸入深度下表面流速的 范围是 0.26 ～ 0.32 m·s −1 , 而且还有提高拉速的空 间，所以高拉速下最佳的浸入式水口是 C 型水口. 7 结论 (1) 在高拉速条件下，使用凹型水口的结晶器 液面的波动与表面流速均大于凸型水口. 谱功率分 析表明：凹型水口比凸型水口的表面流速变化的功 率 (频率为 0.03 ～ 0.1 Hz) 小约 50%. 所以凹型水 口比凸型水口更有利于减少结晶器液面的卷渣. (2) 凹凸型水口影响液面特征的机理分析表明： 在凹型水口下，水口内的流股撞击水口底部，损失 了很大一部分能量，导致出口流股的动能减小；相 反，对凸型水口，水口内的流股出水口时损失的能 量很小，且由于流股的湍动能在水口附近分布的随 机性，导致钢液出口时会随机性的产生流股不对称 的现象. (3) 对不同角度的两种凹型水口 (A 和 C) 来说， 两种水口条件下结晶器液面的波动相差不大. 在拉 速小于 1.4 m·min−1 时，C 型水口下结晶器液面的

·1312 北京科技大学学报 第35卷 表面流速小于0.2ms-1，不利于保护渣的熔化.在 croscopy analysis and thermal-stress modeling.Iron Steel 拉速大于1.8mmin-1时，A型水口的表面流速大 Technol,.2007,4(7):83 于0.4ms-1,将可能导致剪切卷渣的发生：而C型 [8 Zhang L F,Yang S B,Cai KK,et al.Investigation of 水口的表面流速为0.32ms-1.所以高拉速下最佳 fluid flow and steel cleanliness in the continuous casting strand.Metall Mater Trans B.2007,38(1):63 的浸入式水口为C型. [9]Thomas B G,Yuan Q,Sivaramakrishnan S,et al.Com- (4)水口出口角度影响液面特征的机理分析表 parison of four methods to evaluate fluid velocities in a 明：C型水口由于水口上角度大于下角度，可以抑 continuous slab casting mold.ISIJ Int,2001,41(10): 制水口出口处的漩涡流，降低上回流的强度，减少 1262 卷渣的发生 [10]Deng XX,Wang QQ,Qian L,et al.Water model op timization of three-port submerged entry nozzle feeding a funnel-shaped thin slab mold.Iron Steel,2012,47(7):26 参考文献 (邓小旋，王强强，钱龙，等.适合漏斗型薄板坯连铸结品器 三孔水口的水模型优化.钢铁，2012,47(7)：26) [1]Kubota J,Okimoto K,Shirayama A,et al.Meniscus flow [11]Chaudhary R,Lee GG,Thomas B G,et al.Transient control in the mold by travelling magnetic field for high mold fluid flow with well-and mountain-bottom nozzles in speed slab caster//74th Steelmaking Conference Proceed- continuous casting of steel.Metall Mater Trans B.2008. ing.Washington,1991:233 39(6):870 [2 Hakamura H,Kohira S,Kubota J,et al.Technology for [12]Hu H,Zhao H M,Zhang.J M,et al.Research on water production of high quality slab at high Speed casting// model of mold level fluctuation.Iron Steel Vanadium Ti- 75th Steelmaking Conference Proceeding.Toronto,1992: tanium,2005,26(1):10 409 (胡皓，赵和明，张炯明，等.结晶器液面波动的水模型研究 [3 Zhang L,Thomas B G.State of the art in evaluation and 钢铁钒钛，2005,26(1)：10) control of steel cleanliness.ISIJ Int,2003,43(3):271 [13]Miranda R.Barron M A.Barreto J.et al.Experimental [4]Wang X H,Wang X H,Zhang J M,et al.Water model- and numerical analysis of the free surface in a water model ing study on the meniscus dynamic distortion of molten of a slab continuous casting mold.ISIJ Int,2005,45(11): steel level in a CSP thin slab casting mould.J Univ Sci 1626 Technol Beijing,2009,31(2):234 [14 Hoffken E,Lax H,Pietzko G,et al.Development of im- (王现辉，王新华，张炯明，等.CSP结品器内钢液面动态 proved immersion nozzles for continuous slab casting / 失稳现象的水模型实验.北京科技大学学报，2009,31(2)： 4th International Conference Continuous Casting,Vol 2. 234) Brussels,1988:461 [5]Lee GG,Thomas B G,Kim S H.Microstructure near [15]Zhang N,Lei H.Surface disturbance in continuous casting corners of continuous-cast steel slabs showing three- mold.Phys Eram Test,2010,28(2):28 dimensional frozen meniscus and hooks.Acta Mater,2007. (张宁，雷洪.连铸结晶器内液面波动研究.物理测试，2010， 55(20):6705 28(2):28) [6]Sengupta J,Shin H J,Thomas B G,et al.Micrograph [16]Najjar F M,Thomas B G,Hershey D E.Numerical study evidence of meniscus solidification and sub-surface mi- of steady turbulent flow through bifurcated nozzles in con- crostructure evolution in continuous-cast ultralow-carbon tinuous casting.Metall Mater Trans B,1995,26(4):749 steels.Acta Mater,2006,54(4):1165 [17]Jin X,Chen D F,Zhang D J,et al.Water model study on [7]Sengupta J,Thomas B G,Shin H J,et al.Mechanism fluid flow in slab continuous casting mould with solidified of hook formation in ultralow-carbon steel:based on mi- shell.Ironmaking Steelmaking,2011,38(2):155

· 1312 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 表面流速小于 0.2 m·s −1，不利于保护渣的熔化. 在 拉速大于 1.8 m·min−1 时，A 型水口的表面流速大 于 0.4 m·s −1，将可能导致剪切卷渣的发生；而 C 型 水口的表面流速为 0.32 m·s −1 . 所以高拉速下最佳 的浸入式水口为 C 型. (4) 水口出口角度影响液面特征的机理分析表 明：C 型水口由于水口上角度大于下角度，可以抑 制水口出口处的漩涡流，降低上回流的强度，减少 卷渣的发生. 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 Proceed￾ing. Washington, 1991: 233 [2] Hakamura H, Kohira S, Kubota J, et al. Technology for production of high quality slab at high Speed casting // 75th Steelmaking Conference Proceeding. 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 model￾ing 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] Lee G G, Thomas B G, Kim S H. Microstructure near corners of continuous-cast steel slabs showing three￾dimensional frozen meniscus and hooks. Acta Mater, 2007, 55(20): 6705 [6] Sengupta J, Shin H J, Thomas B G, et al. Micrograph evidence of meniscus solidification and sub-surface mi￾crostructure evolution in continuous-cast ultralow-carbon steels. Acta Mater, 2006, 54(4): 1165 [7] Sengupta J, Thomas B G, Shin H J, et al. Mechanism of hook formation in ultralow-carbon steel: based on mi￾croscopy analysis and thermal-stress modeling. Iron Steel Technol, 2007, 4(7): 83 [8] Zhang L F, Yang S B, Cai K K, et al. Investigation of fluid flow and steel cleanliness in the continuous casting strand. Metall Mater Trans B, 2007, 38(1): 63 [9] Thomas B G, Yuan Q, Sivaramakrishnan S, et al. Com￾parison of four methods to evaluate fluid velocities in a continuous slab casting mold. ISIJ Int, 2001, 41(10): 1262 [10] Deng X X, Wang Q Q, Qian L, et al. Water model op￾timization 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 三孔水口的水模型优化. 钢铁, 2012, 47(7):26) [11] Chaudhary R, Lee G G, Thomas B G, et al. Transient mold fluid flow with well- and mountain-bottom nozzles in continuous casting of steel. Metall Mater Trans B, 2008, 39(6): 870 [12] Hu H, Zhao H M, Zhang, J M, et al. Research on water model of mold level fluctuation. Iron Steel Vanadium Ti￾tanium, 2005, 26(1): 10 (胡皓, 赵和明, 张炯明, 等. 结晶器液面波动的水模型研究. 钢铁钒钛, 2005, 26(1): 10) [13] Miranda R, Barron M A, Barreto J, et al. Experimental and numerical analysis of the free surface in a water model of a slab continuous casting mold. ISIJ Int, 2005, 45(11): 1626 [14] Hoffken E, Lax H, Pietzko G, et al. Development of im￾proved immersion nozzles for continuous slab casting // 4th International Conference Continuous Casting, Vol 2. Brussels, 1988: 461 [15] Zhang N, Lei H. Surface disturbance in continuous casting mold. Phys Exam Test, 2010, 28(2):28 (张宁, 雷洪. 连铸结晶器内液面波动研究. 物理测试, 2010, 28(2): 28) [16] Najjar F M, Thomas B G, Hershey D E. Numerical study of steady turbulent flow through bifurcated nozzles in con￾tinuous casting. Metall Mater Trans B, 1995, 26(4): 749 [17] Jin X, Chen D F, Zhang D J, et al. Water model study on fluid flow in slab continuous casting mould with solidified shell. Ironmaking Steelmaking, 2011, 38(2): 155