板坯连铸结晶器内非对称流动现象的数值模拟

D01:10.13374.isml00103x.2009.06.0I3 第31卷第6期 北京科技大学学报 Vol.31 No.6 2009年6月 Journal of University of Science and Technology Beijing Jum.2009 板坯连铸结晶器内非对称流动现象的数值模拟 徐海伦文光华唐萍 罗高强王宇峰 重庆大学材料科学与工程学院，重庆400044 摘要基于流体力学基本原理，采用Fuet软件建立板坯连铸结晶器及浸入式水口的三维有限元体积模型.模拟研究了水 口不对中和水口单孔结瘤条件下结晶器内流体的流动特征和温度场分布状况.结果表明：水口对中不良时.结晶器两侧回流 明显不对称，液面会产生旋涡，水口偏向侧温度高于水口偏离侧：水口出口单孔结瘤时，未结瘤侧流股增强，液面流速增大，并 且液面有涡流产生，结瘤侧新鲜钢液减少，温度偏低。 关键词结晶器：板坯连铸：非对称流动：数值模拟 分类号TF777.1 Numerical simulation of asymmetry flow phenomena in a mold for slab continuous casting XU Hai-lun,WEN Guang-hua.TANG Ping,LUO Gao-qiang,WANG Yu-feng College of Materials Science and Engineering.Chongqing University,Chongqing 400044,China ABSTRACT Based on the basic principle of fluid mechanics.three-dimensional finite volume models of a slab continuous casting mold and a submerged entry nozzle (SEN)w ere established by Fluent software.When the nozzle was off-center and dogging,the flow characteristics of fluid and temperature field distribution in the mold w ere investigated.The results showed that w hile the nozzle w as off-center.circulation flows in both sides of the mold were asymmetric and there w ere vortexes in the free surface.The tempera- ture in the side w hich w as near to the nozzle was higher than that in the other side.When one port of the nozzle was dlogging.molten steel from the other port enhanced and the velocity of surface flow from the other port would increase,with vortexes in the free sur- face.Fresh molten steel from the clogging port reduced and the temperature near to the clogging port was relatively low. KEY WORDS mold:slab continuous casting:asymmetry flow;numerical simulation 在连铸结晶器内，凝固坯壳的均匀生长是保证 得更加严重：Li等通过数学模拟方法研究了水口 铸坯质量的重要条件，而凝固坯壳的生长又主要受 不对中引起的液面旋涡现象：Jacobi等9认为水口 结晶器内钢液流动行为的影响.迄今为止，国内外 出口存在非对称性流动行为，此非对称性流动行为 已有许多学者研究了板坯连铸结晶器内钢液的流动 是造成铸坯最终质量缺陷不对称的主要原因，而水 行为，其中大部分研究都是在考虑水口出口流股对口出口流股不对称又是由水口内结瘤的不对称性引 称的条件下，也有少部分研究者关注到结晶器内的 起的.在这些文献中，作者只是提到了结晶器内本 非对称流动现象.Robertson等刂发现结晶器两侧 身存在非对称流动现象以及实际中非对称性流动可 的下循环流具有非对称性；Gupta等？利用物理模 能引发的问题，没有对外在原因引起的结晶器内非 拟研究发现结晶器内的偏流现象是由水口出口射流对称流动行为进行系统研究.在实际过程中，由于 沿轴线的旋转前进和结晶器宽厚比决定的：Wang1 水口安装时的人为误差使得水口对中不良，会引起 通过水模型研究认为偏流与水口出口面积和主通道 偏流现象：同时，水口内部结瘤的不均匀也会导致水 面积比例有关，并且发现随着板坯宽度增加偏流变口出口流股的不对称.由此可见，外在因素导致的 收稿日期：200805-29 作者简介：徐海伦(1982一)，男，博士研究生：文光华(1963一)，男，教授，博士生导师，E-mail:wmgh@cmu.cdu.m

板坯连铸结晶器内非对称流动现象的数值模拟 徐海伦 文光华 唐 萍 罗高强 王宇峰 重庆大学材料科学与工程学院, 重庆 400044 摘 要 基于流体力学基本原理, 采用 Fluent 软件建立板坯连铸结晶器及浸入式水口的三维有限元体积模型, 模拟研究了水 口不对中和水口单孔结瘤条件下结晶器内流体的流动特征和温度场分布状况.结果表明:水口对中不良时, 结晶器两侧回流 明显不对称, 液面会产生旋涡, 水口偏向侧温度高于水口偏离侧;水口出口单孔结瘤时, 未结瘤侧流股增强, 液面流速增大, 并 且液面有涡流产生, 结瘤侧新鲜钢液减少, 温度偏低. 关键词 结晶器;板坯连铸;非对称流动;数值模拟 分类号 TF777.1 Numerical simulation of asymmetry flow phenomena in a mold for slab continuous casting XU Hai-lun, WEN Guang-hua , TANG Ping, LUO Gao-qiang, WANG Yu-feng College of Mat erials S cience and Engineering, C hongqing University, Chongqing 400044, C hina ABSTRACT Based on the basic principle of fluid mechanics, three-dimensional finite volume mo dels of a slab continuous casting mold and a submerged entry nozzle ( SEN) w ere established by Fluent software.When the nozzle was off-center and clogging, the flow characteristics of fluid and temperature field distribution in the mold w ere investigated.The results showed that w hile the nozzle w as off-center, circulation flows in both sides of the mold w ere asymmetric and there w ere vortex es in the free surface.The tempera￾ture in the side w hich w as near to the nozzle was higher than that in the other side.When one port of the nozzle was clogging, molten steel from the o ther port enhanced and the velocity of surface flow from the other port would increase, w ith vortexes in the free sur￾face.Fresh mo lten steel from the clogging port reduced and the temperature near to the clogging port was relativ ely low . KEY WORDS mold ;slab continuous casting;asymmetry flow ;numerical simulation 收稿日期:2008-05-29 作者简介:徐海伦( 1982—) , 男, 博士研究生;文光华( 1963—) , 男, 教授, 博士生导师, E-mail:w engh@cqu.edu.cn 在连铸结晶器内, 凝固坯壳的均匀生长是保证 铸坯质量的重要条件, 而凝固坯壳的生长又主要受 结晶器内钢液流动行为的影响.迄今为止, 国内外 已有许多学者研究了板坯连铸结晶器内钢液的流动 行为, 其中大部分研究都是在考虑水口出口流股对 称的条件下, 也有少部分研究者关注到结晶器内的 非对称流动现象 .Robertson 等[ 1] 发现结晶器两侧 的下循环流具有非对称性;Gupta 等[ 2] 利用物理模 拟研究发现结晶器内的偏流现象是由水口出口射流 沿轴线的旋转前进和结晶器宽厚比决定的;Wang [ 3] 通过水模型研究认为偏流与水口出口面积和主通道 面积比例有关, 并且发现随着板坯宽度增加, 偏流变 得更加严重;Li 等 [ 4] 通过数学模拟方法研究了水口 不对中引起的液面旋涡现象 ;Jacobi 等[ 5] 认为水口 出口存在非对称性流动行为, 此非对称性流动行为 是造成铸坯最终质量缺陷不对称的主要原因, 而水 口出口流股不对称又是由水口内结瘤的不对称性引 起的 .在这些文献中, 作者只是提到了结晶器内本 身存在非对称流动现象以及实际中非对称性流动可 能引发的问题, 没有对外在原因引起的结晶器内非 对称流动行为进行系统研究 .在实际过程中, 由于 水口安装时的人为误差使得水口对中不良, 会引起 偏流现象;同时, 水口内部结瘤的不均匀也会导致水 口出口流股的不对称 .由此可见, 外在因素导致的 第 31 卷 第 6 期 2009 年 6 月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol .31 No.6 Jun.2009 DOI :10.13374/j .issn1001 -053x.2009.06.013

第6期 徐海伦等：板还连铸结晶器内非对称流动现象的数值模拟 。771。 非对称流动行为也是结晶器内常见的流动现象.有 动能k、耗散率e按下式计算： 研究表明可，结晶器内的非对称流动将会加大凝固 Kinkt-0.0l uinlet (5) 坯壳捕获气泡和夹杂的几率，恶化铸坯质量.本文 Einle-2kd (6) 在此背景下，基于流体力学原理利用Flent商业 式中，line为入口速度，m‘sl;daae为水口直径， 软件对现场浇注过程中水口对中不良和水口结瘤引 m. 起的非对称流动现象进行了数值模拟研究. (2)对称面和出口.在结晶器对称面上，各物 1数学模型的建立 理量法向微商都等于零.结品器出口的速度定义为 压力出口或质量出口.适当延长计算模拟区域使 11基本假设 得结晶器内湍流得以充分发展. 由于实际结晶器内流体流动行为十分复杂，因 (3)结晶器液面.结晶器液面设为自由液面， 此在模拟计算中作如下假设：(1)流体为不可压缩 垂直于液面的速度分量及所有其他各变量沿液面法 黏性流体，各处物性参数均匀不变：(2)流动为稳态 线方向的梯度设为零. 湍流流动，无液面波动：(3)结晶器为规则矩形，忽 (4)结品器壁面.假定在结晶器壁面和水口壁 略结晶器的倒锥度和凝固坯壳厚度的影响：(4)结 面处，垂直于壁面的速度分量设为零，平行于壁面的 晶器弯月面波动及保护渣流动对钢液流动无影响. 速度、压力及k、E采用滑移边界：与壁面相邻的节 12控制方程 点上，平行于壁面的速度分量k、e由壁面函数 治金容器内紊流流场的数值模拟，多采用标准 确定 k一E双方程模型，即建立湍动能方程和湍动能耗散 1.4求解方法 率方程对动量方程中的湍流黏度进行求解，描述湍 采用Gambit软件对结晶器计算区域进行六面 流流体流动的数学公式如下. 体网格划分，并对局部区域进行加密：浸入式水口处 连续性方程： 网格的设计在近壁面处采用壁面函数法，温度场和 ae a ou=0 axi (1) 流场进行耦和求解.网格总数量为20万，经验算， 既能保证计算机的正常运行速度，又能满足数值计 动量方程(NS方程)： 算的独立求解.网格划分如图1和图2所示.结晶 引+ a「 2 dx灯 器尺寸参数、浸入式水口尺寸参数以及数值模拟的 工艺条件见表1所示. S方程中“为有效黏度，可以表示为： e=o十=h0十PC以2/e (3) 式(3)中k和e值由湍动能方程(k方程)和湍动能 耗散方程（ε方程）联立求解获得了 涉及温度场计算时，采用传热模型，传热模型通 常是对一个三维能量传输方程求解，方程形式如下： 寻m++s,w 其中，p为流体密度.kg°m3:t为时间，s:xi、x为 方向矢量；u、山为流体在i和j方向上的速度， ms;p为压力，Pao为层流黏度系数，kgm1。 s;凸为湍流黏度系数，kgm1·s1,为有效黏 度系数kg°m1为：k为湍动能，m2g2;e为湍动 图1结品器网格设计 能耗散率，m2·s3:C为经验系数，取009；T为温 Fig.I Grid design of a mold 度，℃；为有效传热系数Wm1·K1;S.为潜 热源，Wm3. 2结果及讨论 13边界条件 2.1水口不对中 (1)水口入口.浸入式水口入口速度根据计算 为了研究方便，定义水口偏离度R来描述水口 给出，同时假定入口截面上速度分布相同.入口紊 偏离结晶器中心位置的程度：R=d/WX100%.其

非对称流动行为也是结晶器内常见的流动现象 .有 研究表明[ 6] , 结晶器内的非对称流动将会加大凝固 坯壳捕获气泡和夹杂的几率, 恶化铸坯质量.本文 在此背景下, 基于流体力学原理, 利用 Fluent 商业 软件对现场浇注过程中水口对中不良和水口结瘤引 起的非对称流动现象进行了数值模拟研究. 1 数学模型的建立 1.1 基本假设 由于实际结晶器内流体流动行为十分复杂, 因 此在模拟计算中作如下假设 :( 1) 流体为不可压缩 黏性流体, 各处物性参数均匀不变 ;( 2) 流动为稳态 湍流流动, 无液面波动;( 3) 结晶器为规则矩形, 忽 略结晶器的倒锥度和凝固坯壳厚度的影响;( 4) 结 晶器弯月面波动及保护渣流动对钢液流动无影响 . 1.2 控制方程 冶金容器内紊流流场的数值模拟, 多采用标准 k -ε双方程模型, 即建立湍动能方程和湍动能耗散 率方程对动量方程中的湍流黏度进行求解, 描述湍 流流体流动的数学公式如下. 连续性方程 : ρ t + ( ρui) xi =0 ( 1) 动量方程(N-S 方程) : ( ρuiuj) xj =- p xi + x j μeff ui xj + uj x i ( 2) N-S 方程中 μeff为有效黏度, 可以表示为 : μeff =μ0 +μt =μ0 +ρCμk 2 / ε ( 3) 式( 3)中 k 和ε值由湍动能方程( k 方程) 和湍动能 耗散方程( ε方程)联立求解获得[ 7] . 涉及温度场计算时, 采用传热模型, 传热模型通 常是对一个三维能量传输方程求解, 方程形式如下 : t ( ρT) + ( ρuiT) xi = xi Γeff T xi +S r ( 4) 其中, ρ为流体密度, kg·m -3 ;t 为时间, s ;x i 、xj 为 方向矢量;ui 、uj 为流体在 i 和 j 方向上的速度, m·s -1 ;p 为压力, Pa;μ0 为层流黏度系数, kg·m -1· s -1 ;μt 为湍流黏度系数, kg·m -1·s -1 ;μef f为有效黏 度系数, kg·m -1 ·s -1 ;k 为湍动能, m 2 ·s -2 ;ε为湍动 能耗散率, m 2·s -3 ;Cμ为经验系数, 取 0.09 ;T 为温 度, ℃;Γeff为有效传热系数, W·m -1·K -1 ;S r 为潜 热源, W·m -3 . 1.3 边界条件 ( 1) 水口入口 .浸入式水口入口速度根据计算 给出, 同时假定入口截面上速度分布相同.入口紊 动能 k 、耗散率 ε按下式 [ 8-9] 计算 : kinle t =0.01 u 2 inlet ( 5) εinlet =2k 3/2 inle t/d nozzle ( 6) 式中, uinlet为入口速度, m·s -1 ;dnozzle为水口直径, m . ( 2) 对称面和出口 .在结晶器对称面上, 各物 理量法向微商都等于零 .结晶器出口的速度定义为 压力出口或质量出口 .适当延长计算模拟区域, 使 得结晶器内湍流得以充分发展. ( 3) 结晶器液面 .结晶器液面设为自由液面, 垂直于液面的速度分量及所有其他各变量沿液面法 线方向的梯度设为零. ( 4) 结晶器壁面 .假定在结晶器壁面和水口壁 面处, 垂直于壁面的速度分量设为零, 平行于壁面的 速度 、压力及 k 、ε采用滑移边界 ;与壁面相邻的节 点上, 平行于壁面的速度分量 k 、ε由壁面函数 确定. 1.4 求解方法 采用Gambit 软件对结晶器计算区域进行六面 体网格划分, 并对局部区域进行加密 ;浸入式水口处 网格的设计在近壁面处采用壁面函数法, 温度场和 流场进行耦和求解.网格总数量为 20 万, 经验算, 既能保证计算机的正常运行速度, 又能满足数值计 算的独立求解 .网格划分如图 1 和图 2 所示.结晶 器尺寸参数、浸入式水口尺寸参数以及数值模拟的 工艺条件见表 1 所示. 图 1 结晶器网格设计 Fig.1 Grid design of a mold 2 结果及讨论 2.1 水口不对中 为了研究方便, 定义水口偏离度 R 来描述水口 偏离结晶器中心位置的程度 :R =d/ W ×100 %.其 第 6 期 徐海伦等:板坯连铸结晶器内非对称流动现象的数值模拟 · 771 ·

。772 北京科技大学学报 第31卷 中，d为水口中心偏离结晶器中心的距离，mm;W 为结晶器宽度，mm.模拟时为了使偏流现象比较明 显又不至于过大而脱离实际情况选取了R=2% 和R=5%两种偏离度分析水口不对中对结晶器流 场的影响.图3是水口以两种不同的偏离度向结晶 器左侧偏移时结晶器中心面的速度场.从图中可以 看出，水口对中不良会引起结晶器两侧的循环流不 对称水口偏离度增大，结品器两侧流场的不对称性 加剧.分析可知：当水口向结晶器左侧偏移时，水口 图2浸入式水口网格设计 左侧流股至结晶器窄边壁面的流距减小，使得流股 Fig 2 Grid design of an SEN 沿水口倾角向下运动的时间缩短，因此流股与窄面 表1模型参数及模拟条件 的碰撞点相对于正常情况有所上移：流股动能耗散 Table 1 Model parameters and simulation condtion 减少，结晶器左侧壁面所受流股的冲击力增大这种 参数和条件 数值 流股的强烈冲击会使得左侧凝固坯壳的厚度减小， 结品器断面 210mm×1300mm 严重时可能导致漏钢事故.与此同时，水口右侧流 结品器高度/mm 900 股距离窄边的距离增大，流股的冲击点下移，动能耗 水口内腔尺寸 65mm×108mm(倒角半径54mm) 散时间增长，所以流股对窄边的冲击力也随之减小， 水口侧孔尺寸 110mm×6伍mm(倒角半径325mm) 随着水口偏离度的增加，这种现象也会加剧. 钢液密度/(kg‘m一3) 70000 水口不对中不仅会引起结晶器内部流场的不对 钢液黏度/(kg‘m1·s) 00056 称，也会导致结晶器水口两侧液面流速的不对称. 液相线温度！K 17900 图4是不同偏离度时结晶器液面的速度场.由图可 水口侧孔倾角/) -15 知：水口偏离结晶器中心时，水口两侧的液面速度出 水口底部形状 凸底 现明显差异：当偏离度R=2%时，在水口与结晶器 拉速/(m'mim- 18 壁之间出现轻微漩涡：当水口偏离度达到5%时，在 插入深度/mm 170 水口附近出现了较大的漩涡，漩涡位置由水口和结 导热系数/(Wm-1~K一) 41.0 晶器壁面之间转移至水口的左侧.分析其原因，是 比热容/(JkgK-) 720 因为水口偏离结晶器中心线后，水口偏向侧的流股 入口温度/K 18080 距离结晶器窄面较近，流股撞击窄面后形成的回流 剪切力要大于水口的偏离侧.水口两侧的回流剪切 ( b 05ms1 0 03 0 结品器横向m 结品器横向m 图3不同偏离度下结品器流场.(a)R=2%:(b)R=5% Fig 3 Flow fiels in the mold at different deviat ions:(a)R=2%;(b)R=5%

图 2 浸入式水口网格设计 Fig.2 Grid design of an SEN 表 1 模型参数及模拟条件 Table 1 Model parameters and simulation condition 参数和条件 数值 结晶器断面 210 mm ×1 300 mm 结晶器高度/ mm 900 水口内腔尺寸 65 mm ×108 mm ( 倒角半径 54 mm) 水口侧孔尺寸 110 mm ×65 mm (倒角半径 32.5 mm) 钢液密度/ ( kg·m -3 ) 7 000.0 钢液黏度/ ( kg·m -1·s -1 ) 0.005 6 液相线温度/ K 1 790.0 水口侧孔倾角/ (°) -15 水口底部形状 凸底 拉速/ ( m·min -1 ) 1.8 插入深度/ mm 170 导热系数/ ( W·m -1·K-1 ) 41.0 比热容/ ( J·kg -1·K -1 ) 720 入口温度/ K 1 808.0 中, d 为水口中心偏离结晶器中心的距离, mm ;W 为结晶器宽度, mm .模拟时为了使偏流现象比较明 显又不至于过大而脱离实际情况, 选取了 R =2 % 和 R =5 %两种偏离度分析水口不对中对结晶器流 场的影响.图 3 是水口以两种不同的偏离度向结晶 器左侧偏移时结晶器中心面的速度场.从图中可以 看出, 水口对中不良会引起结晶器两侧的循环流不 对称, 水口偏离度增大, 结晶器两侧流场的不对称性 加剧 .分析可知 :当水口向结晶器左侧偏移时, 水口 左侧流股至结晶器窄边壁面的流距减小, 使得流股 沿水口倾角向下运动的时间缩短, 因此流股与窄面 的碰撞点相对于正常情况有所上移;流股动能耗散 减少, 结晶器左侧壁面所受流股的冲击力增大, 这种 流股的强烈冲击会使得左侧凝固坯壳的厚度减小, 严重时可能导致漏钢事故 .与此同时, 水口右侧流 股距离窄边的距离增大, 流股的冲击点下移, 动能耗 散时间增长, 所以流股对窄边的冲击力也随之减小, 随着水口偏离度的增加, 这种现象也会加剧. 水口不对中不仅会引起结晶器内部流场的不对 称, 也会导致结晶器水口两侧液面流速的不对称. 图 4 是不同偏离度时结晶器液面的速度场 .由图可 知 :水口偏离结晶器中心时, 水口两侧的液面速度出 现明显差异;当偏离度 R =2 %时, 在水口与结晶器 壁之间出现轻微漩涡;当水口偏离度达到 5 %时, 在 水口附近出现了较大的漩涡, 漩涡位置由水口和结 晶器壁面之间转移至水口的左侧 .分析其原因, 是 因为水口偏离结晶器中心线后, 水口偏向侧的流股 距离结晶器窄面较近, 流股撞击窄面后形成的回流 剪切力要大于水口的偏离侧 .水口两侧的回流剪切 图 3 不同偏离度下结晶器流场.( a) R =2%;( b) R =5% Fig.3 Flow fields in the mold at different deviations:( a) R =2%;( b) R =5% · 772 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 31 卷

第6期 徐海伦等：板坯连铸结晶器内非对称流动现象的数值模拟 773。 力的不对称导致了结晶器液面流速的差异，当存在 实际生产过程中，应加强现场操作精度，使浸入式水 速度差异的两股流体发生相互作用时，就会产生旋 口尽量位于结晶器的正中央，以控制液面漩涡，避免 转流体，并引起漩涡.水口偏离度较小时，水口两侧 漩涡卷渣的产生， 流股相互作用的位置离结晶器中心线较近，因此漩 涡就会出现在水口与结晶器宽面之间的位置；偏离 度增大后，流体碰撞的位置离结晶器中心线的距离 增大，所以漩涡产生在水口与结晶器窄面之间. 0 液面锅 图5漩涡导致的卷渣 Fig 5 Shg entrapment caused by vorices 水口对中不良在引起结晶器流场不对称的同 时，也使得结晶器两侧的温度场不均匀.图6即为 两种偏离度下结晶器纵向中心面的温度场.当R= 2%时，水口偏向的一侧温度略高于水口偏离的一 图4不同偏离度下液面速度场.(aR=0:(b)R=2%:(dR 侧，并且越靠近结晶器下部，温度差异越明显：当R =5% 增大至5%时，水口偏离一侧温度进一步降低，水口 Fig.4 Surface velocity fields at different deviations:(a)R=0; 两侧温度差异增大，在水口偏离侧下部出现低温区 (b)R=2%:(c)R=5% 域，结晶器横向断面的温度不均匀程度增加.结晶 为了验证数学模拟中水口偏流引起的漩涡现 器两侧温度的差异会导致初生凝固坯壳的不均匀， 象，在实验室建立了水模拟系统.在水模实验中发 并产生较大的应力，当应力大于坯壳高温强度时，就 现，当水口偏离结晶品器中心时，水口附近会出现漩 会产生表面裂纹0，常见的纵裂缺陷就是来源于结 涡，涡流深度可达浸入式水口侧孔处，并且会引起漩 晶器弯月面处初生凝固坯壳厚度的不均匀性1川 涡卷渣.图5是水口偏离度为5%时水模型中观察 结晶器内温度不均匀而引起的初生凝固坯壳的不均 到的漩涡卷渣现象，这与数学模拟结果十分吻合， 匀性，不仅会恶化铸坯表面质量，严重的还会引起漏 由于漩涡引起的卷渣会严重恶化铸坯质量，因此在 钢事故四， (a) oL(b) 801 800 101 1网 103 03 1802 0 05 19 77 1河 7 -1.0 -10 w00 179 7 -1.5 -05 03 结品器横向m 结晶器横向m 图6不同偏离度下的结晶器温度场(K).(a)R=2%:(b)R=5% Fig.6 Tem perature fields (K)in mold at different deviations:(a)R=2%:(b)R=5%

力的不对称导致了结晶器液面流速的差异, 当存在 速度差异的两股流体发生相互作用时, 就会产生旋 转流体, 并引起漩涡 .水口偏离度较小时, 水口两侧 流股相互作用的位置离结晶器中心线较近, 因此漩 涡就会出现在水口与结晶器宽面之间的位置;偏离 度增大后, 流体碰撞的位置离结晶器中心线的距离 增大, 所以漩涡产生在水口与结晶器窄面之间 . 图4 不同偏离度下液面速度场.( a) R =0;( b) R =2%;( c) R =5% Fig.4 S urface velocity fields at diff erent deviations:( a) R =0; ( b) R =2%;( c) R =5% 为了验证数学模拟中水口偏流引起的漩涡现 象, 在实验室建立了水模拟系统 .在水模实验中发 现, 当水口偏离结晶器中心时, 水口附近会出现漩 涡, 涡流深度可达浸入式水口侧孔处, 并且会引起漩 涡卷渣 .图 5 是水口偏离度为 5 %时水模型中观察 到的漩涡卷渣现象, 这与数学模拟结果十分吻合 . 由于漩涡引起的卷渣会严重恶化铸坯质量, 因此在 实际生产过程中, 应加强现场操作精度, 使浸入式水 口尽量位于结晶器的正中央, 以控制液面漩涡, 避免 漩涡卷渣的产生. 图 5 漩涡导致的卷渣 Fig.5 S lag entrapment caused by vortices 水口对中不良在引起结晶器流场不对称的同 时, 也使得结晶器两侧的温度场不均匀 .图 6 即为 两种偏离度下结晶器纵向中心面的温度场 .当 R = 2 %时, 水口偏向的一侧温度略高于水口偏离的一 侧, 并且越靠近结晶器下部, 温度差异越明显 ;当 R 增大至 5 %时, 水口偏离一侧温度进一步降低, 水口 两侧温度差异增大, 在水口偏离侧下部出现低温区 域,结晶器横向断面的温度不均匀程度增加 .结晶 器两侧温度的差异会导致初生凝固坯壳的不均匀, 并产生较大的应力, 当应力大于坯壳高温强度时, 就 会产生表面裂纹[ 10] , 常见的纵裂缺陷就是来源于结 晶器弯月面处初生凝固坯壳厚度的不均匀性[ 11] . 结晶器内温度不均匀而引起的初生凝固坯壳的不均 匀性, 不仅会恶化铸坯表面质量, 严重的还会引起漏 钢事故[ 12] . 图 6 不同偏离度下的结晶器温度场( K) .( a) R =2%;( b) R =5% Fig.6 Tem perature fields ( K) in mold at diff erent deviations:( a) R =2%;( b) R =5% 第 6 期 徐海伦等:板坯连铸结晶器内非对称流动现象的数值模拟 · 773 ·

。774 北京科技大学学报 第31卷 2.2水口结瘤 水口结瘤都是呈非对称分布.在对梅钢现场调研中 水口结瘤是实际生产中常见的浇注问题.国外 发现，浸入式水口的入口处没有发现明显结瘤，如 有研究者1指出，水口结瘤的部位主要是在水口入 图7()所示.水口内的结瘤物主要分布在水口侧孔 口和水口出口处的紊流区域因为紊流区的流体质 处，见图7(b),水口侧孔结瘤面积占侧孔总面积的 点才会产生横向运动，与水口壁发生碰撞并最终粘 1/3到/2，并且水口两侧孔结瘤面积大小存在差 附在水口壁面上形成结瘤物.同时，文献5]中指出 异，这与文献报道结论一致 图7结瘤水口.(a)水口中孔：(b水口侧孔 Fig 7 Clogged SEN:(a)bore (b)port 为了研究水口结瘤引起的非对称流动行为，假 流股的冲击中心下移，明显要低于左侧.由于水口 定水口只有左侧结瘤，并定义结瘤率为结瘤面积占 左侧的出口流股减弱，致使结晶器液面流动速度减 整个侧孔出口面积的百分比，研究中取结瘤率为 小：与此相反，水口右侧液面流速增大，当左右两侧 20%和结瘤率为40%两种情况进行模拟.图8是两 流速不同的流体相互作用时，就会产生涡流.此外， 种不同结瘤率时结晶器内的流场图.由图可知，水 当结瘤率为20%时，水口两侧的钢液流量相差不 口左侧部分结瘤堵塞之后，从水口左侧出来的流股 大，而左侧的孔较小，则斜向下的出口流速比另一侧 减少，从水口右侧出来的流股增多，水口两侧流股分 大，故其下回流涡心较低：当结瘤率高达40%时，钢 配不均.流股分配差异导致水口两侧液面流速不对 液大部分从未结瘤侧流出，结瘤侧的流股弱、速度 称水口结瘤率越大不对称性就越明显.同时，水 小，不足以带动钢液向下循环，因此水口左侧的下回 口右侧由于流股冲击强度增大，射流延伸角也增大， 流涡心会比水口右侧的涡心高 (b) 0 05 05 03 结品器横向m 结晶器横向m 图8侧孔结瘤对结品器内流场的影响.(a)左侧结瘤率20%：(b)左侧结瘤率40% Fig 8 Effect of SEN cbgging on flow field:(a)the clogging rateis 20%on the left;(b)the clogging rate is 40%on the left

2.2 水口结瘤 水口结瘤是实际生产中常见的浇注问题.国外 有研究者[ 13] 指出, 水口结瘤的部位主要是在水口入 口和水口出口处的紊流区域, 因为紊流区的流体质 点才会产生横向运动, 与水口壁发生碰撞, 并最终粘 附在水口壁面上形成结瘤物.同时, 文献[ 5] 中指出 水口结瘤都是呈非对称分布 .在对梅钢现场调研中 发现, 浸入式水口的入口处没有发现明显结瘤, 如 图 7( a)所示.水口内的结瘤物主要分布在水口侧孔 处, 见图 7( b), 水口侧孔结瘤面积占侧孔总面积的 1/3 到 1/2, 并且水口两侧孔结瘤面积大小存在差 异, 这与文献报道结论一致 . 图 7 结瘤水口.( a) 水口中孔;( b) 水口侧孔 Fig.7 Clogged SEN :( a) bore;( b) port 为了研究水口结瘤引起的非对称流动行为, 假 定水口只有左侧结瘤, 并定义结瘤率为结瘤面积占 整个侧孔出口面积的百分比, 研究中取结瘤率为 20 %和结瘤率为 40 %两种情况进行模拟.图8 是两 种不同结瘤率时结晶器内的流场图.由图可知, 水 口左侧部分结瘤堵塞之后, 从水口左侧出来的流股 减少, 从水口右侧出来的流股增多, 水口两侧流股分 配不均.流股分配差异导致水口两侧液面流速不对 称, 水口结瘤率越大, 不对称性就越明显.同时, 水 口右侧由于流股冲击强度增大, 射流延伸角也增大, 流股的冲击中心下移, 明显要低于左侧 .由于水口 左侧的出口流股减弱, 致使结晶器液面流动速度减 小 ;与此相反, 水口右侧液面流速增大, 当左右两侧 流速不同的流体相互作用时, 就会产生涡流.此外, 当结瘤率为 20 %时, 水口两侧的钢液流量相差不 大, 而左侧的孔较小, 则斜向下的出口流速比另一侧 大, 故其下回流涡心较低;当结瘤率高达 40 %时, 钢 液大部分从未结瘤侧流出, 结瘤侧的流股弱 、速度 小, 不足以带动钢液向下循环, 因此水口左侧的下回 流涡心会比水口右侧的涡心高. 图 8 侧孔结瘤对结晶器内流场的影响.( a) 左侧结瘤率 20%;( b) 左侧结瘤率 40% Fig.8 Effect of SEN clogging on flow field:( a) the clogging rat e is 20% on the left ;( b) the clogging rat e is 40% on the left · 774 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 31 卷

第6期 徐海伦等：板还连铸结晶器内非对称流动现象的数值模拟 775。 在考察水口结瘤对结晶器内流场影响的同时， 近水口左侧的下方出现低温区域水口右侧的循环 模拟计算两种不同结瘤率对结晶器内温度场的影 流增强，靠近流股冲击区附近的温度增加，结晶器内 响，计算结果如图9.图中显示，当水口左侧结瘤率 横向温度分布的不均匀性加剧.这种温度的不均匀 为20%时，水口左侧出口面积减小，新鲜钢液减少， 分布，会导致坯壳的凝固不均匀，引起铸坯表面裂纹 温度明显低于右侧，因此水口两边温度分布不均匀： 等质量缺附1；另外，水口右侧流股冲击区附近 水口左侧结瘤率增加到40%时，水口左侧的新鲜钢 温度较高，会使得此处凝固坯壳较薄，容易因为钢液 液进一步减少，结晶器左右两侧的温度差距拉大靠 静压力过大和应力集中而导致漏钢事故的发生. o(a) oL(b) 00 1802 1801 1802 1802= 1803 802 05 -05 1792 179 180] 801 17 99 97 1.0 797 8 793 2刃 9 04 0 05 0 结晶器横向m 结晶器横向m 图9侧孔结瘤对结品器内温度场(K)的影响.(d左侧结瘤率20%：(b)左侧结瘤率40% Fig.9 Effect of SEN clogging on temperature field (K):(a)the dlogging rate is 20%on the left (b)the clogging rate is 40%on the left 在现场生产过程中，一方面，安装水口时应尽量 偏离度为5%时，水口两侧温度差距增加，水口偏离 使水口对中良好，避免因为造作不当而引起的偏流 侧下部出现低温区. 问题，减少结晶器内流场的不均匀性和涡流的产生， (3)水口出口单孔结瘤时，水口两侧流股不均 促进坯壳均匀生长：另一方面，应尽量降低钢液中细 匀，未结瘤侧的流股增强流股延伸角增大，流股冲 小的高熔点Ah03夹杂物数量，提高钢液纯净度，并 击点下移；同时，水口两侧液面流速不对称，液面会 采用合适材质的浸入式水口，尽量避免水口侧孔大 产生表面涡流.当水口单侧结瘤率从20%增大到 面积的结瘤，减少铸坯质量问题，促进连铸工艺 40%时，下回流的涡心向上移动. 顺行. (4)水口左侧结瘤时，水口左侧新鲜钢液减少， 温度低于右侧.水口左侧结瘤率由20%增大至 3结论 40%时，水口左右温差增大，靠近水口左侧的下部出 (1)水口偏离结晶器中心时，结晶器两侧的循 现低温区，水口右侧流股冲击点附近温度升高. 环流呈现不对称性，偏离度越大，不对称性越强：并 且，水口偏向的一侧流股冲击增强，流股的冲击点上 参考文献 移，水口偏离的一侧流股冲击减弱，流股冲击点下 I]Robertson T.Moore P.Haw kins R J.Computational flow model 降.同时，水口对中不良会导致结晶器液面流速的 as aid to soution of fluid flow probems in the steel industry. 不对称水口偏离度达到2%时，水口附近出现漩 Iron making Steelmaking.1986.13(4):195 涡；水口偏离度增加到5%时，水口附近的漩涡增 [2 Gupta D.Lahiri A K.A water model study of the flow asymme 强.当表面漩涡强度较大时，还会引发漩涡卷渣 try inside a continuous shb casting mold.Metall Mater Trans B. 现象. 1996.27(10):757 (2)水口不对中还会使得结晶器横向温度分布 [3 Wang Y H.A study of the effect of casting conditions on fluid fow in the mold using water molding //Steelmaking Conference 不均匀，水口偏离度为2%时，水口偏向侧温度高于 Proceeding.Warmendale,1990:473 水口偏离侧，越靠近结晶器下部，温差越明显；水口 [4 Li B.Tsukihashi F.Vortexing flow pattems in a w ater model of

在考察水口结瘤对结晶器内流场影响的同时, 模拟计算两种不同结瘤率对结晶器内温度场的影 响, 计算结果如图 9 .图中显示, 当水口左侧结瘤率 为 20 %时, 水口左侧出口面积减小, 新鲜钢液减少, 温度明显低于右侧, 因此水口两边温度分布不均匀 ; 水口左侧结瘤率增加到 40 %时, 水口左侧的新鲜钢 液进一步减少, 结晶器左右两侧的温度差距拉大, 靠 近水口左侧的下方出现低温区域, 水口右侧的循环 流增强, 靠近流股冲击区附近的温度增加, 结晶器内 横向温度分布的不均匀性加剧.这种温度的不均匀 分布, 会导致坯壳的凝固不均匀, 引起铸坯表面裂纹 等质量缺陷 [ 10-11] ;另外, 水口右侧流股冲击区附近 温度较高, 会使得此处凝固坯壳较薄, 容易因为钢液 静压力过大和应力集中而导致漏钢事故的发生 . 图 9 侧孔结瘤对结晶器内温度场( K) 的影响.( a) 左侧结瘤率 20%;( b) 左侧结瘤率40% Fig.9 Eff ect of SEN clogging on temperature field ( K) :( a) the clogging rat e is 20% on the left;( b) the clogging rate is 40%on the left 在现场生产过程中, 一方面, 安装水口时应尽量 使水口对中良好, 避免因为造作不当而引起的偏流 问题, 减少结晶器内流场的不均匀性和涡流的产生, 促进坯壳均匀生长;另一方面, 应尽量降低钢液中细 小的高熔点 Al2O3 夹杂物数量, 提高钢液纯净度, 并 采用合适材质的浸入式水口, 尽量避免水口侧孔大 面积的结瘤, 减少铸坯质量问题, 促进连铸工艺 顺行 . 3 结论 (1) 水口偏离结晶器中心时, 结晶器两侧的循 环流呈现不对称性, 偏离度越大, 不对称性越强 ;并 且, 水口偏向的一侧流股冲击增强, 流股的冲击点上 移, 水口偏离的一侧流股冲击减弱, 流股冲击点下 降.同时, 水口对中不良会导致结晶器液面流速的 不对称, 水口偏离度达到 2 %时, 水口附近出现漩 涡;水口偏离度增加到 5 %时, 水口附近的漩涡增 强.当表面漩涡强度较大时, 还会引发漩涡卷渣 现象 . ( 2) 水口不对中还会使得结晶器横向温度分布 不均匀, 水口偏离度为 2 %时, 水口偏向侧温度高于 水口偏离侧, 越靠近结晶器下部, 温差越明显;水口 偏离度为 5 %时, 水口两侧温度差距增加, 水口偏离 侧下部出现低温区 . ( 3) 水口出口单孔结瘤时, 水口两侧流股不均 匀, 未结瘤侧的流股增强, 流股延伸角增大, 流股冲 击点下移 ;同时, 水口两侧液面流速不对称, 液面会 产生表面涡流 .当水口单侧结瘤率从 20 %增大到 40 %时, 下回流的涡心向上移动 . ( 4) 水口左侧结瘤时, 水口左侧新鲜钢液减少, 温度低于右侧 .水口左侧结瘤率由 20 %增大至 40 %时, 水口左右温差增大, 靠近水口左侧的下部出 现低温区, 水口右侧流股冲击点附近温度升高. 参 考 文 献 [ 1] Robertson T, Moore P, Haw kins R J.Computational flow model as aid to solution of fluid flow problems in the steel industry . Iron making S teelmaking , 1986, 13( 4) :195 [ 2] Gupt a D, Lahiri A K .A w ater model study of the flow asymme￾try inside a continuous slab casting mold.Metall Mater Trans B , 1996, 27( 10) :757 [ 3] Wang Y H .A study of the effect of casting conditions on fluid flow in the mold using w at er molding ∥S teelmaking Con f erence Proceeding.Warrendale, 1990:473 [ 4] Li B, Tsukihashi F.Vort exing flow patterns in a w ater model of 第 6 期 徐海伦等:板坯连铸结晶器内非对称流动现象的数值模拟 · 775 ·

。776· 北京科技大学学报 第31卷 slab continuous casting mod.IS Int,2005.45(1):30 slab continucus casting mould Iron Steel,1996.31(8):23 [5]Jacobi H.Ehrenberg HJ.Wuennenberg K.Development of the (朱苗勇，刘家奇，肖泽强.板坯连铸结品器内钢液流动过程 clanness of different steels for flat and mound products Stahl 的模拟仿真.钢铁，1996.31(8)：23) Eien.1998.118(11):87 [10 Shen M G.Jin ST.Niyama E.Free defomation of initial solid [6]Miki Y.Shuj T akeuchi S.Internal defects of continuous casting ified layer of steel.Acta Metall Sin,2000,36(10):1104 slabs caused by asymmetric unbalanced steel flow in mold./S/J (沈明钢，金山同，新山英辅.钢初期凝固坯壳的自由变形. 1mt,2003.4310:1548 金属学报.2000.36(10)：1104) [7]Launder B E,Spalding D B.The Numerical Computation of Tur- [11]Cai KK.Contmolling Crack on Surace of Continuous Casting bulent Flow.Comput Methods Appl Mech Eng.1974(3):269 Slab.Angang Techndl.2004(3):1 [8]LI BK.Study on Turbuent flow field of liquid steel and its elc- (蔡开科.连铸坯表面裂纹的控制.鞍钢技术，2004(3)：1) tromagetic contol in contimous casting mold at high casting [12]Yao M.Yin H B.Fang DC.Reahtime amlysis on mm unifom speed.Iron Steel,2005.40(7):33 heat transfer and solidification in mould of contirous casting (李宝宽。高拉速时连铸结晶器内钢液湍流场及其电磁控制研 round lillets.IS Int,2004,44(10):1696 究.钢铁，2005,407)：33) 13 Daw aon S.Tundish nozze bbckage during the continuous cast- [9]Zhu M Y,Liu JQ.Xiao Z Q.Simulation of molten stcel flow in ing of aluminum-killed steel.Iron Stelmaker.1990(4):33

slab continuous casting m old.IS IJ Int, 2005, 45( 1) :30 [ 5] Jacobi H, Ehrenberg H J, Wuennenberg K .Development of the cleanness of diff erent steels for flat and round products.S tahl Eisen, 1998, 118(11) :87 [ 6] Miki Y, S huji T akeuchi S.Internal defects of continuous casting slabs caused by asymmetric unbalanced st eel flow in mold.ISIJ Int, 2003, 43( 10) :1548 [ 7] Launder B E, Spalding D B.The Numerical Comput ation of Tur￾bulent Flow .Comp ut Methods Ap pl Mech E ng, 1974( 3) :269 [ 8] LI B K .S tudy on Turbulent flow field of liquid st eel and its elec￾tromagnetic control in continuous casting mold at high casting speed.Iron S teel, 2005, 40( 7) :33 ( 李宝宽.高拉速时连铸结晶器内钢液湍流场及其电磁控制研 究.钢铁, 2005, 40( 7) :33) [ 9] Zhu M Y, Liu J Q, Xiao Z Q .Simulation of molt en st eel flow in slab continuous casting mould.Iron S teel, 1996, 31( 8) :23 ( 朱苗勇, 刘家奇, 肖泽强.板坯连铸结晶器内钢液流动过程 的模拟仿真.钢铁, 1996, 31( 8) :23) [ 10] Shen M G, Jin S T, Niyama E .Free deformation of initial solid￾ified layer of st eel.Acta Metall S in , 2000, 36( 10) :1104 ( 沈明钢, 金山同, 新山英辅.钢初期凝固坯壳的自由变形. 金属学报, 2000, 36( 10) :1104) [ 11] Cai K K .Controlling Crack on Su rf ace of Continuous Casting Slab.Angang Technol, 2004( 3) :1 ( 蔡开科.连铸坯表面裂纹的控制.鞍钢技术, 2004( 3) :1) [ 12] Yao M, Yin H B, Fang D C .Real-time analysis on non-uniform heat transfer and solidification in mould of continuous casting round billets.IS IJ Int, 2004, 44( 10) :1696 [ 13] Daw aon S .Tundish nozzle blockage during the continuous cast￾ing of aluminum-killed steel.Iron St eelmaker, 1990( 4) :33 · 776 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 31 卷