·498· 工程科学学报，第38卷，第4期 来影响，可能是宽断面铸坯表面质量较差的原因之一· Z=-0.1 温度/K Z=-0.2 2.3湍动能 1800 1782 Z-0.4 自由液面中心与两宽面附近湍动能的变化如图4 所示.在上环流区钢液到达弯月面时，垂直于液面方 Z=0.6 向的速度分量取得局部极值，平行于液面方向的水平 Z-09 流速亦较高，致使中心线湍动能达到最高值0.00284 m2s2,距窄面108mm,依据湍动能与液面波高的对 Z=-1.2 应关系a,液面波高峰值也在该位置附近，与图3(a) 的结果一致.结晶器内、外弧边界区域的钢液在铜板 Z--1.5 激烈的冷却作用下，钢液黏度随着温度的下降快速上 升，同时因初生坯壳与糊状区对流动的阻滞作用，流速 和动能逐渐降低，近内弧和外弧湍动能的最大值显著 低于中心线位置.在铸坯1/4宽度处，近结晶器壁面 钢液的湍动能取得最高值，内弧和外弧湍动能的最大 图5不同高度铸坯横截面温度场的变化 值分别为0.00166m2s2和0.00144m2·s2.基于计算 Fig.5 Variation and distribution of steel temperature at different 结果，在窄面至铸坯1/4宽度的区域，中心线和近内、 heights 外弧铜板钢液的湍动能均较高，液面波动和熔渣流入 易受干扰，是铸坯纵裂和黏结的高发区域，在水口设计 面约10mm的位置开始，宽面温度完全降至固相线温 和流场优化时应予以关注 度1693K以下，表明与铜板接触的钢液已经凝固，是 钢液凝固的最初位置；结晶器中上部的外弧表面，铸坯 0.0030 。…中心线 1/4宽度偏向水口处的温度略高，与主流股迹线大致 0.0025 。近内弧 近外弧 吻合，可以推测是由中心线高温钢液热量向两侧铜板 0.0020 快速传递而引起的.窄面初生坯壳位置距弯月面20 0005 mm,坯壳的初生位置及生长与宽面并不同步，值得注 意；此外，液面下315mm的窄面冲击点附近形成横纵 0010 跨度约125mm×550mm的高温区，尽管温度低于固相 0.0005 线，但其低点距结晶器出口仅100mm,在浇铸窄断面 的钢种时，钢液对坯壳的冲刷会更加明显.结晶器中 0.2 0.40.6 0.8 10 下部，水口钢液对表面温度的影响逐步弱化，结晶器 距水口中心距离/m 出口处宽面与窄面中心的温度分别降至1380K和 图4自由液面湍动能变化曲线 1550K. Fig.4 Turbulent kinetic energy at the free surface 温度K 2.4钢液温度分布 1693 浸入式水口深度l20mm、拉速1.3m·min条件 下，利用反算热流计算出的钢液温度分布如图5所示. 在结晶器的冷却作用下，钢液温度沿浇铸方向逐渐降 低，铸坯角部温度降低更加显著。与图3相同，位于上 下环流区两束分流股路径上钢液的温度较高，在1781 K以上.以距液面400mm为界，被上环流区封闭的1/ 4断面至窄面，以及400mm下方由铸坯中心至1/4断 面范围的温度都相对较低，均低于液相线温度.铸坯 移出结晶器后，水口注流与上下环流流动对断面温度 图6铸坯表面外弧宽面与窄面温度分布 分布对称性的影响逐渐弱化，在距液面1.5m以下，温 Fig.6 Temperature contours at the outer arc wide face and narrow 度分布沿中心线大致对称，在宽面方向上的变化也较 face 为缓和，传热和凝固基本不再受钢液流动的影响 图6示出铸坯表面外弧宽面与窄面温度的分布特 2.5铸还凝固行为 征，能够在一定程度上反应钢液的凝固进程.从距液 以实测热流为边界条件，利用流动和传热耦合模工程科学学报，第 38 卷，第 4 期 来影响，可能是宽断面铸坯表面质量较差的原因之一． 2. 3 湍动能 自由液面中心与两宽面附近湍动能的变化如图 4 所示． 在上环流区钢液到达弯月面时，垂直于液面方 向的速度分量取得局部极值，平行于液面方向的水平 流速亦较高，致使中心线湍动能达到最高值 0. 00284 m2 ·s － 2，距窄面 108 mm，依据湍动能与液面波高的对 应关系［16］，液面波高峰值也在该位置附近，与图 3( a) 的结果一致． 结晶器内、外弧边界区域的钢液在铜板 激烈的冷却作用下，钢液黏度随着温度的下降快速上 升，同时因初生坯壳与糊状区对流动的阻滞作用，流速 和动能逐渐降低，近内弧和外弧湍动能的最大值显著 低于中心线位置． 在铸坯 1 /4 宽度处，近结晶器壁面 钢液的湍动能取得最高值，内弧和外弧湍动能的最大 值分别为 0. 00166 m2 ·s － 2和 0. 00144 m2 ·s － 2 ． 基于计算 结果，在窄面至铸坯 1 /4 宽度的区域，中心线和近内、 外弧铜板钢液的湍动能均较高，液面波动和熔渣流入 易受干扰，是铸坯纵裂和黏结的高发区域，在水口设计 和流场优化时应予以关注． 图 4 自由液面湍动能变化曲线 Fig． 4 Turbulent kinetic energy at the free surface 2. 4 钢液温度分布 浸入式水口深度 120 mm、拉速 1. 3 m·min － 1 条件 下，利用反算热流计算出的钢液温度分布如图 5 所示． 在结晶器的冷却作用下，钢液温度沿浇铸方向逐渐降 低，铸坯角部温度降低更加显著． 与图 3 相同，位于上 下环流区两束分流股路径上钢液的温度较高，在 1781 K 以上． 以距液面 400 mm 为界，被上环流区封闭的 1 / 4 断面至窄面，以及 400 mm 下方由铸坯中心至 1 /4 断 面范围的温度都相对较低，均低于液相线温度． 铸坯 移出结晶器后，水口注流与上下环流流动对断面温度 分布对称性的影响逐渐弱化，在距液面 1. 5 m 以下，温 度分布沿中心线大致对称，在宽面方向上的变化也较 为缓和，传热和凝固基本不再受钢液流动的影响． 图 6 示出铸坯表面外弧宽面与窄面温度的分布特 征，能够在一定程度上反应钢液的凝固进程． 从距液 图 5 不同高度铸坯横截面温度场的变化 Fig． 5 Variation and distribution of steel temperature at different heights 面约 10 mm 的位置开始，宽面温度完全降至固相线温 度 1693 K 以下，表明与铜板接触的钢液已经凝固，是 钢液凝固的最初位置; 结晶器中上部的外弧表面，铸坯 1 /4 宽度偏向水口处的温度略高，与主流股迹线大致 吻合，可以推测是由中心线高温钢液热量向两侧铜板 快速传递而引起的． 窄面初生坯壳位置距弯月面 20 mm，坯壳的初生位置及生长与宽面并不同步，值得注 意; 此外，液面下 315 mm 的窄面冲击点附近形成横纵 跨度约 125 mm × 550 mm 的高温区，尽管温度低于固相 线，但其低点距结晶器出口仅 100 mm，在浇铸窄断面 的钢种时，钢液对坯壳的冲刷会更加明显． 结晶器中 下部，水口钢液对表面温度的影响逐步弱化，结晶器 出口处宽 面 与 窄 面 中 心 的 温 度 分 别 降 至 1380 K 和 1550 K． 图 6 铸坯表面外弧宽面与窄面温度分布 Fig． 6 Temperature contours at the outer arc wide face and narrow face 2. 5 铸坯凝固行为 以实测热流为边界条件，利用流动和传热耦合模 · 894 ·