李天衣等：基于反算热流的结晶器内流动一传热一凝固耦合模拟 ·497· b 3.5 3.0 3.0 15 2.0 0 1.5 15 1.0 10 0.5 0.2 -0.2 0 距弯月面距离/m 06 -0.8 010.20304050.60.70809 距水口中心距离m 距弯月面距 0.4 0.6 08 m 01020304050607080.9 距水口中心距离m 图2结品器铜板反算热流.()内弧宽面热流：(b)外弧宽面热流 Fig.2 Heat flux calculated from the inverse heat transfer model:(a)inside radius:(b)outside radius 高与最低值的偏差分别为13.3%和20.2%.内、外弧 面后形成上、下两个环流区.流场上回流区的涡心位 热流沿宽面方向的变化趋势大致相同.计算得到的内 置为(0.565，-0.179)、下回流区涡心位置为(0.524， 弧和外弧面铜板平均热流分别为1.35MW·m2和 -0.455),窄面冲击位置距弯月面315mm.钢液温度 1.28MW·m2,通过进出水温度和水量计算出的热流 分布主要由流场特征决定，二者分布形态基本相似，在 分别为1.37MW·m2和1.32MW·m2,反算的热流均 近结晶器壁面附近，热量被迅速带走，温度梯度进一步 值与实测的平均热流十分接近.总体上看，反算出的 加大.值得注意的是，温度较高的主流股钢液因冲击 内、外弧铜板热流呈现出不均匀分布的特点，与实测的 窄面后的回流，在距窄面200mm的区域内形成局部高 温度分布和热流数值相符，能够较好地反映浇铸过程 温区，在整个结晶器高度范围内都呈类似特征，这一温 中的换热状况 度趋势与图2中的热流分布大致相同，传热反算模型 2.2结晶器内钢液流动和温度分布 和流动、传热耦合模型的计算结果能够相互印证 以图2中反算的宽面热流为边界条件，利用建立 由于铸坯断面较宽，拉速也较低，加剧钢液在向上 的三维流动和传热耦合模型计算钢液流场和温度分 回流至弯月面过程中的动能和热量损耗，至弯月面水 布.图3(a)~(c)分别为结晶器内宽面中心的钢液流 口附近时速度和温度相对更低.可以推测，水口周围 线图、流场和温度场分布.浇铸中水口为双侧孔结构， 与近窄面回流区分别是钢液的低温和高温区，且二者 向下倾角15°，插入深度距弯月面120mm.从水口侧 温度的差异会随着铸坯宽度的增加而上升.这种钢液 孔吐出的钢液以一定速度和角度向侧下方流动，流速 温度的不均匀分布，会导致水口区域保护渣的熔化条 和动量持续减小，主流股不断扩张，并在抵达和冲击窄 件恶化，给宽面方向保护渣流入的稳定性和均匀性带 (a) 速度(m· 温度K 14 1.0 10 1.0 -15 -15 -2.0 2.0 -2.0 -2.50020.40.60.8 25 00.20.40.60.8 -25002040.608 距水口中心距离/m 距水口中心距离/m 距水口中心距离m 图3钢液流场和温度场.(a)流线图：(b)流场：(c)温度场 Fig.3 Flow and temperature contours of molten steel in the mold:(a)streamline pattem:(b)flow field:(c)temperature field李天衣等: 基于反算热流的结晶器内流动--传热--凝固耦合模拟 图 2 结晶器铜板反算热流． ( a) 内弧宽面热流; ( b) 外弧宽面热流 Fig． 2 Heat flux calculated from the inverse heat transfer model: ( a) inside radius; ( b) outside radius 高与最低值的偏差分别为 13. 3% 和 20. 2% ． 内、外弧 热流沿宽面方向的变化趋势大致相同． 计算得到的内 弧和外弧 面 铜 板 平 均 热 流 分 别 为 1. 35 MW·m － 2 和 1. 28 MW·m － 2，通过进出水温度和水量计算出的热流 分别为 1. 37 MW·m － 2和 1. 32 MW·m － 2，反算的热流均 值与实测的平均热流十分接近． 总体上看，反算出的 内、外弧铜板热流呈现出不均匀分布的特点，与实测的 温度分布和热流数值相符，能够较好地反映浇铸过程 中的换热状况． 图 3 钢液流场和温度场． ( a) 流线图; ( b) 流场; ( c) 温度场 Fig． 3 Flow and temperature contours of molten steel in the mold: ( a) streamline pattern; ( b) flow field; ( c) temperature field 2. 2 结晶器内钢液流动和温度分布 以图 2 中反算的宽面热流为边界条件，利用建立 的三维流动和传热耦合模型计算钢液流场和温度分 布． 图 3( a) ～ ( c) 分别为结晶器内宽面中心的钢液流 线图、流场和温度场分布． 浇铸中水口为双侧孔结构， 向下倾角 15°，插入深度距弯月面 120 mm． 从水口侧 孔吐出的钢液以一定速度和角度向侧下方流动，流速 和动量持续减小，主流股不断扩张，并在抵达和冲击窄 面后形成上、下两个环流区． 流场上回流区的涡心位 置为( 0. 565，－ 0. 179) 、下回流区涡心位置为( 0. 524， － 0. 455) ，窄面冲击位置距弯月面 315 mm． 钢液温度 分布主要由流场特征决定，二者分布形态基本相似，在 近结晶器壁面附近，热量被迅速带走，温度梯度进一步 加大． 值得注意的是，温度较高的主流股钢液因冲击 窄面后的回流，在距窄面 200 mm 的区域内形成局部高 温区，在整个结晶器高度范围内都呈类似特征，这一温 度趋势与图 2 中的热流分布大致相同，传热反算模型 和流动、传热耦合模型的计算结果能够相互印证． 由于铸坯断面较宽，拉速也较低，加剧钢液在向上 回流至弯月面过程中的动能和热量损耗，至弯月面水 口附近时速度和温度相对更低． 可以推测，水口周围 与近窄面回流区分别是钢液的低温和高温区，且二者 温度的差异会随着铸坯宽度的增加而上升． 这种钢液 温度的不均匀分布，会导致水口区域保护渣的熔化条 件恶化，给宽面方向保护渣流入的稳定性和均匀性带 · 794 ·