Investigation of the effect of Ti onclogging of feeding systems and its prevention for continuous slab casting

鈦對(duì)連鑄坯塞棒水口堵塞的影響及預(yù)防-附件C

c . 數(shù)值調(diào)查

C.1 宏觀尺度上數(shù)值模型的發(fā)展

凝聚模型

對(duì)于宏觀尺度的模擬，BFI關(guān)注的是整體流動(dòng)中夾雜物和氣泡的動(dòng)態(tài)行為和他們輸送因?yàn)椋m當(dāng)進(jìn)行處理氣相外，還考慮了夾雜物的團(tuán)聚現(xiàn)象，這里應(yīng)用了一個(gè)凝聚模型，總體上看，它是采用了一種基于歐拉-拉格朗日方法的粒子跟蹤方法，計(jì)算每個(gè)計(jì)算步驟的粒子軌跡，然后從流單元中所有粒子的粒子特性和速度的平均值生成一個(gè)可能的碰撞伙伴。

碰撞概率P_c取決于碰撞頻率f_c和時(shí)間步長(zhǎng)?t。它可以用跟蹤粒子(t)和碰撞伙伴(p)的性質(zhì)來(lái)表示，這些性質(zhì)是粒子的直徑d_p,t和d_p,c以及速度和。式(4)中，n_p為單位體積粒子數(shù)。           

           （4）

然后將確定的碰撞概率與區(qū)間[0,1]內(nèi)均勻分布的隨機(jī)數(shù)進(jìn)行比較，如果碰撞概率大于這個(gè)隨機(jī)數(shù)，就發(fā)生碰撞。該凝聚模型的基本原理如圖89所示。通常情況下，較小的粒子粘附在較大的所謂收集粒子上。粒子被一層因粒子運(yùn)動(dòng)而形成的流體所包圍，這一層必須穿透。當(dāng)一個(gè)粒子在與收集粒子的距離很小范圍內(nèi)移動(dòng)時(shí)，碰撞概率是相當(dāng)高的。在紊流中，由于粒子的不穩(wěn)定的運(yùn)動(dòng)，即使與收集粒子的距離更大，也比層流滿足碰撞條件。當(dāng)隨機(jī)建模粒子間碰撞時(shí)，必須確定碰撞位置，而不是跟蹤每個(gè)粒子，而是從控制計(jì)算的體積中粒子的平均值定義一個(gè)碰撞伙伴。因此，坐標(biāo)系統(tǒng)隨著碰撞伙伴的運(yùn)動(dòng)而調(diào)整。碰撞柱與那個(gè)坐標(biāo)系對(duì)齊，并按兩個(gè)隨機(jī)數(shù)對(duì)兩個(gè)垂直于質(zhì)點(diǎn)運(yùn)動(dòng)的角，碰撞點(diǎn)是固定的。如果粒子不團(tuán)聚，則通過(guò)根據(jù)庫(kù)侖摩擦定律求解動(dòng)量方程得到反彈后的速度分量。

圖89  凝聚模型原理(BFI)邊界條件示意圖

鋼水的質(zhì)量流通量基本上是由中間包中塞棒的位置控制的，數(shù)值模型的目的是盡可能好地表這種行為。因此，定義為內(nèi)部鋼水固定質(zhì)量流量或固定速度分布的邊界條件被認(rèn)為是不夠的，因?yàn)樵谶@種配置中，鋼水流量是固定的，這是一個(gè)原則問(wèn)題，它不依賴(lài)于塞棒的位置。使理想行為成為可能的邊界條件是鋼水入口和出口的壓力定義。此外，中間包內(nèi)的鋼水靜壓隨中間包液面高度加大而增加，這意味著中間包底部的鋼水靜壓力取決于中間包的鋼水液面的高度。圖90顯示了在固定的塞棒提升20 mm和不同的中間包鋼水液面高度下，中間包內(nèi)的靜壓分布，圖示表示塞桿提升(S)和中間包鋼水液面高度(L)，單位為mm，中間包的底部用縱坐標(biāo)的值0表示，隨著中間包鋼水液面的增加，中間包底部和塞棒入口處的鋼水靜壓也隨之增加。因此，基于該方法，中間包鋼水液面高度對(duì)鋼水質(zhì)量通量的影響達(dá)到了預(yù)期效果。

圖90  中間包鋼水液面高度的靜壓分布(BFI)

在塞棒和水口SEN壁之間的較小的間隙內(nèi)，鋼水的流通速度顯著提高，這個(gè)區(qū)域的靜壓是非常低，即一個(gè)低于周?chē)鷫毫Φ撵o壓導(dǎo)致相對(duì)于周?chē)呢?fù)壓。圖90中的壓力過(guò)程顯示了這種行為，靜壓值降低到零以下。所建立的數(shù)值模型的這一特性與參考文獻(xiàn)17中的結(jié)果很好地吻合。

宏觀數(shù)值模擬過(guò)程中變化的主要參數(shù)是塞棒標(biāo)尺和中間包鋼水液面高度，由于入口的鋼水靜壓在物理上是固定的，因此可以調(diào)整鋼水流通量的唯一參數(shù)是SEN出口的壓力。該參數(shù)是根據(jù)SALZF鋼廠提供的信息設(shè)置的，塞棒升高設(shè)定為20 mm，鋼水流通量的目標(biāo)值設(shè)置為61 kg/s，在這些參數(shù)的組合下，鋼水的壓力不斷變化，直到達(dá)到目標(biāo)的流通量。

熱邊界條件取自文獻(xiàn)[18]。本文系統(tǒng)地研究和總結(jié)了中間包研究的模型設(shè)置。對(duì)于中間包壁和界面鋼水/渣，選擇如下值:

選擇合適的湍流模型

在塞棒和和水口之間的壓降和鋼水的流動(dòng)對(duì)鋼水流通量有重要的影響，由于塞棒和水口之間的間隙中的鋼水加速造成劇烈的紊流。因此，研究了不同的兩方程湍流模型(k-ε和k-Ω:)對(duì)湍流特性的影響。表18顯示了考慮的湍流模型及其縮寫(xiě)。

表18  考慮湍流模型(BFI)

為了在宏觀尺度上調(diào)整/發(fā)展數(shù)值模型，即選擇合適的湍流模型和實(shí)施塞棒吹氬，采用中間包的簡(jiǎn)化表示，這個(gè)數(shù)字化的3D視圖如圖91所示。

圖91  數(shù)字化三維視圖(BFI)

圖92顯示了研究的湍流模型的鋼水流通量，包括所有選擇模型的平均值。除湍流模型外，塞棒的抬升高度也不同，即塞棒與水口之間的間隙大小不同。必須注意的是，墻體處理對(duì)結(jié)果的影響不大。此外，所有類(lèi)型的湍流模型在鋼水流通量方面都顯示出相似的結(jié)果。基于這些結(jié)果選擇合適的湍流模型是困難的，甚至無(wú)法消除單一的湍流模型。為此，我們進(jìn)行了文獻(xiàn)調(diào)查。總結(jié)了中間包宏觀數(shù)值模擬中不同湍流模型的主要特點(diǎn)和優(yōu)缺點(diǎn): [18]

圖92  數(shù)值域三維視圖(BFI)

• 與標(biāo)準(zhǔn)模型相比，RNG k-ε模型具有以下優(yōu)點(diǎn)：改善了應(yīng)變流動(dòng)，考慮了低雷諾數(shù)影響到粘性亞層，改進(jìn)了傳熱評(píng)估。

• k-Ω-model在靠近壁面處表現(xiàn)出較大優(yōu)勢(shì)，但在芯部鋼水流動(dòng)方面表現(xiàn)薄弱，它很好地適應(yīng)了NMI析出沉淀所引起的內(nèi)壁生長(zhǎng)的微觀模型。

宏觀尺度的數(shù)值模型選擇RNG k- h模型

氬氣泡考慮

宏觀尺度上的數(shù)值模型考慮了塞棒尖端的氣泡現(xiàn)象，在這個(gè)模型中，Ar的密度是根據(jù)理想氣體定律計(jì)算的:         

                   （5）

公式里有氣體密度ρ，靜壓p，溫度T，單個(gè)和通用氣體常數(shù)Ri, R和分子重量M，對(duì)于氬氣單個(gè)氣體闡述由下式給定：

在參考文獻(xiàn)18中，16噸中間包的溫度下降值估計(jì)為?t = 4,63K，對(duì)于宏觀模型，假設(shè)離開(kāi)塞棒尖端的氬氣在塞棒桿內(nèi)腔加熱，近似的認(rèn)為等于鋼的熔點(diǎn)溫度，因此，估算出Ar氣體溫度降的最大值?_Ar,max=5K。由此得到Ar密度為:

在假定的溫度范圍內(nèi)密度的增加約為0. 3%，由此產(chǎn)生的Ar氣泡半徑的減小可以近似估計(jì)為0.1%。圖93為簡(jiǎn)化模型中間包中Ar氣泡的分布，氬氣的體積流量設(shè)定為工業(yè)生產(chǎn)數(shù)值為。

圖93(a)所示的是浸入式水口溫降，明顯低于整個(gè)中間包,即?T_SEN <0.5 K，根據(jù)這個(gè)結(jié)果，圖93 (b)增加了密度，以及由此產(chǎn)生氬氣泡半徑的減少，小于上述粗略的估計(jì)。沒(méi)有考慮Ar氣泡的聚集。

圖93 模型中浸入式水口中Ar氣泡的分布著色表達(dá)，(a)溫度，(b)密度

在浸入式水口中的氬氣泡的運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生了額外的動(dòng)能，從而影響了湍流的波動(dòng)。圖94顯示了氬氣泡和沒(méi)有氬氣泡時(shí)的湍流強(qiáng)度，湍流強(qiáng)度表示湍流波動(dòng)的大小，它是無(wú)量綱的，定義為：      

                        （6）

圖94  在塞棒區(qū)域和SEN(BFI)的湍流強(qiáng)度，(a)沒(méi)有氬氣泡，(b)有氬氣泡

在圖94 (a)中沒(méi)有氬氣泡的非對(duì)稱(chēng)分布明顯，在圖94 (b)中有氬氣泡有輕微均勻分布現(xiàn)象。由于氬氣泡和鋼液的相互作用，SEN中心的湍流強(qiáng)度增加。此外，在塞棒尖端附近的湍流強(qiáng)度也有所增加。

團(tuán)聚影響因素

圖95顯示了非金屬夾雜物NMI濃度對(duì)粒子團(tuán)聚的影響，最初的直徑分布是黃色的，有一個(gè)細(xì)的黑色框架包圍。低的非金屬夾雜物NMI濃度也降低了夾雜物粒子碰撞的概率，即對(duì)直徑分布的影響很小。圖95中的紅色條形圖表示夾雜物濃度降低，實(shí)際上與初始直徑分布只有輕微的差別。綠條表示的濃度增加導(dǎo)致了直徑分布的顯著差異——正如預(yù)期的那樣，這是由于NMI碰撞的概率大大增加所致。直徑為1μm的夾雜物完全消失，其平均值由3 μm轉(zhuǎn)變?yōu)?/span>13 μm。這與工業(yè)生產(chǎn)上得到的試樣檢驗(yàn)不一致，但表明夾雜物團(tuán)聚模型是基本正確的。預(yù)設(shè)夾雜物NMI直徑分布結(jié)果表明，1 μm的小直徑的夾雜物仍然存在，但是明顯減小，平均直徑現(xiàn)在移到了5 μm。這是一個(gè)額外的指標(biāo)，表明團(tuán)聚可能的結(jié)果取決于初始夾雜物NMI的濃度。

圖95  夾雜物NMI濃度對(duì)團(tuán)聚(BFI)的影響

圖96顯示了不同湍流模型的夾雜物NMI分布。很明顯，特別是k-H可實(shí)現(xiàn)湍流模型與增強(qiáng)水口型壁處理顯示出強(qiáng)烈的差異，特別是在大直徑的夾雜物出現(xiàn)的結(jié)果。在k-Ω標(biāo)準(zhǔn)模型中可以檢測(cè)到類(lèi)似但較弱的趨勢(shì)，可以說(shuō)明，對(duì)同一湍流模型實(shí)施不同的型壁處理會(huì)導(dǎo)致夾雜物NMI團(tuán)聚方面的差異消失。標(biāo)準(zhǔn)型k-H湍流模型和RNG湍流模型的結(jié)果具有可比性。

圖96  湍流模型選擇對(duì)夾雜物NMI團(tuán)聚的影響

C.2  微觀尺度數(shù)值模型的發(fā)展

建立了水口堵塞的瞬態(tài)模型，非金屬夾雜物在浸入式水口SEN內(nèi)壁上的沉積導(dǎo)致堵塞主要涉及四個(gè)階段，如圖97所示:

(a) 湍流流動(dòng)和懸浮顆粒向水口內(nèi)腔型壁面的輸送。

(b) 流體-壁面相互作用及型壁面顆粒的粘附機(jī)理。

(c) 水口阻塞的形成和生長(zhǎng)。

(d) 流體將堵塞物碎裂形成碎片。

圖97  堵塞/結(jié)垢現(xiàn)象示意圖(UNILEOB-SMMP)

為模擬瞬態(tài)堵塞過(guò)程，建立了一個(gè)微觀層面的模型，包括圖97中的(a)-(c)步驟。在當(dāng)前版本的微觀尺度模型中，步驟(d)—忽略堵塞物團(tuán)聚形成碎片的過(guò)程。Eulerian-Lagrangian方法是一種用于懸浮顆粒物以及特別關(guān)注的沿著型壁流體的方法[3]對(duì)應(yīng)圖97 (a)。一個(gè)簡(jiǎn)化處理實(shí)施模型，夾雜物粒子之間的相互作用和粗糙的水口內(nèi)壁對(duì)應(yīng)圖97 (b)，以及和一個(gè)新的采用算法跟蹤圖97 (c)所對(duì)應(yīng)的堵塞增長(zhǎng)情況。

在湍流邊界層中，向型壁面或從型壁面運(yùn)動(dòng)的夾雜物粒子主要受粒子之間的相互作用和所謂的流動(dòng)的“相干結(jié)構(gòu)”控制。[19]因此，鋼水流動(dòng)中的夾雜物顆粒（y+≥100）使用隨機(jī)游走模型處理，當(dāng)粒子進(jìn)入湍流邊界層(y+ < 100)時(shí)，近壁隨機(jī)模型控制粒子運(yùn)動(dòng)。

在阻塞初期，顆粒在水口內(nèi)腔型壁面上的沉積改變了壁面的粗糙度，在阻塞的后期，假設(shè)非金屬夾雜物NMI粒子在通過(guò)湍流邊界層并到達(dá)邊界層時(shí)，被水口SEN壁面機(jī)械捕獲的概率為100%。[20,21]

浸入式水口SEN內(nèi)腔型壁面粗糙度對(duì)壁面附近的流體流動(dòng)起著至關(guān)重要的作用，從而影響夾雜物顆粒在壁面和壁面之間的運(yùn)移。顆粒在壁面上的沉積改變了壁面的粗糙度。壁面粗糙度變化原理如圖98所示。目前的模型考慮了夾雜物顆粒沉積對(duì)壁面粗糙度的影響。這被稱(chēng)為堵塞的早期階段。實(shí)驗(yàn)測(cè)量給出的初始表面粗糙度輪廓轉(zhuǎn)換為等效砂粒粗糙度。在圖98 (a)中繪制任意粗糙度輪廓和粗糙度的平均高度，在控制體中等效高度為沙粒粗糙度如圖98 (b)所示。為了實(shí)現(xiàn)由于夾雜物顆粒沉積造成的不穩(wěn)定粗糙度變化，沉積材料的增加被簡(jiǎn)單地認(rèn)為是在每個(gè)計(jì)算單元靠近水口內(nèi)壁沙粒高度的增加，然后將沉積的粒子從計(jì)算域刪除。在每個(gè)時(shí)間段上計(jì)算水口內(nèi)壁墻上的沉積材料的厚度，如圖98 (c)。當(dāng)堵塞材料需要超過(guò)一半的單元大小、當(dāng)前計(jì)算單元相鄰墻面被視為多孔介質(zhì)的黃色，見(jiàn)圖98 (d)。假設(shè)在整個(gè)水口表面，它屬于當(dāng)前的計(jì)算單元，完全被沉積的粒子所覆蓋。

圖98  非金屬夾雜物顆粒沉積引起的粗糙度變化(UNILEOB-SMMP)(a)任意粗糙度輪廓，(b)等效沙粒粗糙度，(c)粗糙度高度的增加，(d)將單元轉(zhuǎn)化為多孔介質(zhì)

對(duì)堵塞材料的解剖分析表明，堵塞區(qū)域是由多孔網(wǎng)絡(luò)構(gòu)成的分支結(jié)構(gòu)，并非均勻布置，存在一些直徑為D_por的大孔。用以下參數(shù)描述堵塞：氧化鋁顆粒直徑d_p、堵塞的平均固體體積分?jǐn)?shù)和多孔網(wǎng)絡(luò)中開(kāi)孔直徑d_pp，堵塞物的滲透性是由公式7計(jì)算：             

               （7）

式中，n為插值修正指數(shù)，f_clog為局部計(jì)算單元中阻塞所占用的體積。

為了描述堵塞生長(zhǎng)的算法，定義并說(shuō)明了以下單元標(biāo)記物，如圖99所示:

(a) 所有計(jì)算單元，包括靠近水口壁的邊界單元，最初標(biāo)記為“白色”單元，如圖99 (a)所示

(b)當(dāng)邊界單元內(nèi)的堵塞超過(guò)單元一半時(shí)，邊界單元標(biāo)記為“黃色”，如圖99 (b)所示。在黃色單元內(nèi)，隨著非金屬夾雜物NMI粒子在堵塞前端的沉積，堵塞不斷增長(zhǎng)和增加。

(c)當(dāng)f_clog達(dá)到1.0時(shí)，細(xì)胞標(biāo)記變?yōu)椤凹t色”，如圖99 (c)所示，面結(jié)合的鄰近單元標(biāo)記為“黃色”，阻塞物繼續(xù)在黃色細(xì)胞中生長(zhǎng)。

圖99  阻塞的起源和生長(zhǎng)(UNILEOB-SMMP)，(a)阻塞生長(zhǎng)的開(kāi)始，(b)阻塞持續(xù)生長(zhǎng)到單元區(qū)域，(c)將單元轉(zhuǎn)化為多孔介質(zhì)

為了對(duì)COMDIC裝置的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行基準(zhǔn)模擬，采用流體體積法(VOF)計(jì)算了鋼水和空氣的兩相流動(dòng)。在爐子的頂端，設(shè)置了空氣的壓力入口邊界條件。在水口出口處，為鋼水設(shè)置了壓力出口。在兩個(gè)邊界上都施加了大氣壓力。所有內(nèi)壁墻體均定義防滑邊界條件。在試驗(yàn)開(kāi)始前，將350kg的鋼放入爐中。熔化后鋼水高度為0.275 m，并考慮在熔體頂部有一層厚度為20mm的空氣層。鋼水在過(guò)程開(kāi)始前被認(rèn)為是靜止不動(dòng)的。由于重力作用，鋼水通過(guò)臺(tái)流出，形成的體積間隙不斷地被來(lái)自入口的空氣填滿。水口壁面初始粗糙度高度為1.0 × 10^-5 m，如前所述，隨著夾雜物顆粒的沉積而增加。剪切應(yīng)力輸運(yùn)(SST) k-ω模型適用于湍流模型，因?yàn)樵诮诿鎱^(qū)域設(shè)置了特殊的集中聚集。該湍流模型有效地將近壁區(qū)域k-ω模型的堅(jiān)固精確公式與遠(yuǎn)場(chǎng)k-ε模型的自由流獨(dú)立性聯(lián)系起來(lái)，模擬中使用的物理性質(zhì)和數(shù)值參數(shù)如表19所示。

表19  物理性質(zhì)和數(shù)值參數(shù)(UNILEOB-SMMP)

圖100顯示了水口一半中的流動(dòng)模式，圖100 (a)為注入非金屬夾雜物NMI粒子前的流線，即水口型壁面仍然是干凈的。圖100 (b)為清潔壁面的對(duì)稱(chēng)面，圖100 (c)為NMI顆粒注入后堵塞壁面200秒的速度大小和湍流動(dòng)能等高線。堵塞的水口中最大速度變化不明顯，然而，湍流動(dòng)能與清潔的水口條件相比，在堵塞面積上增加了約5個(gè)數(shù)量級(jí)。

圖100  流動(dòng)特性：(UNILEOB-SMMP)， (a)鋼水流動(dòng)流線，(b)速度大小和擾動(dòng)，清潔水口中鋼水的動(dòng)能，(c)速度大小和湍流，堵塞水口中鋼水在200秒后的動(dòng)能，堵塞用黑色表示

進(jìn)行了全三維計(jì)算，但這里只顯示了一半?yún)^(qū)域內(nèi)的流場(chǎng)圖形，圖101顯示了堵塞的演變。堵塞前沿的快照和橫截面圖說(shuō)明了圖101 (a)中堵塞沉積的增長(zhǎng)情況。50秒后，水口最窄部分和中部部分被夾雜物沉積顆粒覆蓋了型壁，然后，在100秒和150秒后，粗糙型壁在隨機(jī)位置形成。在200秒和250秒時(shí)的快照顯示，有些凸起增長(zhǎng)得更快，特別是在最窄部分的頂部。最后，堵塞沉積物不斷增長(zhǎng)，直到水口的橫截面完全被堵塞。圖101 (b)顯示了非金屬夾雜物NMI粒子注入后的200秒的流線阻塞的放大圖，在阻塞形成后，不穩(wěn)定的流動(dòng)模式導(dǎo)致不規(guī)則的阻塞增長(zhǎng)。

圖101  (a)水口內(nèi)堵塞的演變(UNILEOB-SMMP)， (b)200秒后的在堵塞的水口內(nèi)鋼水流動(dòng)

圖102顯示的數(shù)值結(jié)果與附錄B.3.1和B.3.2中報(bào)告的堵塞計(jì)量試驗(yàn)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果的比較，數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。然而，該模型普遍高估了堵塞流動(dòng)程度，在堵塞計(jì)量試驗(yàn)臺(tái)試驗(yàn)中，鋼液提前就停止流動(dòng)。

圖102  在WP2堵塞計(jì)量試驗(yàn)臺(tái)試驗(yàn)澆鑄(WP3)與模擬澆注速率比較(UNILEOB-SMMP, COMDIC)

仿真結(jié)果表明，該模型能夠再現(xiàn)堵塞現(xiàn)象:

• 重點(diǎn)計(jì)算了靠近水口型壁區(qū)域的非金屬夾雜物粒子軌跡。

• 采用與非金屬夾雜物顆粒沉積相關(guān)的動(dòng)態(tài)型壁面粗糙度來(lái)處理阻塞早期壁面特性的變化。

• 堵塞形成以多孔材料的形式生長(zhǎng)，能夠“捕獲”更多的夾雜物粒子。

• 考慮了堵塞現(xiàn)象對(duì)鋼水流動(dòng)的影響：(1)早期的堵塞是由于型壁粗糙度的變化引起的；(2)而后的階段是堵塞生長(zhǎng)長(zhǎng)大。

數(shù)值計(jì)算得到的堵塞水口定性地與堵塞計(jì)量試驗(yàn)臺(tái)試驗(yàn)得到的堵塞水口一致，如圖103所示。

圖103  WP2模擬堵塞噴嘴與(WP3)堵塞計(jì)量試驗(yàn)臺(tái)試驗(yàn)的比較(UNILEOB-SMMP, COMDIC)

通過(guò)參數(shù)研究，進(jìn)一步驗(yàn)證了模型的網(wǎng)格依賴(lài)性、拉格朗日時(shí)間尺度、體積平均插值函數(shù)和多孔介質(zhì)處理等重要數(shù)值問(wèn)題，并在[4]中提出。

C.3  鋼水流動(dòng)、夾雜運(yùn)動(dòng)和水口內(nèi)壁粘附

對(duì)于中間包內(nèi)流體流動(dòng)的研究，與工業(yè)伙伴商定了鋼水的目標(biāo)質(zhì)量流動(dòng)(SALZF鋼廠 61 kg/s – VASL鋼廠 58 kg/s)。BFI和UNILEOB-SMMP選擇了不同的數(shù)值方法應(yīng)用到這些給定的條件。

在BFI中，我們假定對(duì)于一個(gè)“干凈”中間包，塞棒舉升為一個(gè)常數(shù)，保持鋼水的目標(biāo)質(zhì)量流量。兩個(gè)工業(yè)中間包塞棒都設(shè)置為20毫米。入口區(qū)域的壓力是根據(jù)鋼水靜壓來(lái)確定的，即中間包鋼水液面高度增加將導(dǎo)致中間包底部鋼水靜壓增加，從而導(dǎo)致鋼水流量的增加。在這種方法中，定義鋼水流通量定義的參數(shù)是水口區(qū)域的鋼水靜壓，這個(gè)數(shù)值可以不斷變化，直到達(dá)到目標(biāo)質(zhì)量流量為止。

圖104顯示了用宏觀數(shù)值模型研究的工業(yè)上使用單流中間包的示意圖，沒(méi)有考慮詳細(xì)的澆注區(qū)域，在入口區(qū)域—用綠色表示—確定鋼水靜壓，塞棒和水口都是黃色的，塞棒上升引起的間隙是一個(gè)重要的參數(shù)。

圖104  中間包(BFI)示意圖，(a) SALZF鋼廠中間包，(b) VASL鋼廠中間包

利用數(shù)值模型研究了中間包鋼水液面高度和塞棒升高的宏觀尺度變化，對(duì)于所提出的每一個(gè)參數(shù)組合以及每個(gè)不同的鋼廠中間包，必須生成一個(gè)新的數(shù)值網(wǎng)格。六面體網(wǎng)格單元的數(shù)目是近似的，在350萬(wàn)~ 420萬(wàn)范圍內(nèi)變化，主要是受中間包鋼水液面高度的影響。

SALZF鋼廠和VASL鋼廠的連鑄機(jī)配有不同內(nèi)徑的浸入式水口， SALZF鋼廠為φ80 mm, VASL鋼廠為φ75 mm。圖105顯示了在中間包鋼水液面高度決定塞棒升高量，從而保持鋼水流通量。塞棒升高量在10mm到30mm之間，鋼水流通量的的上升是一個(gè)漸近的過(guò)程，即對(duì)于塞棒上升到一定情況，鋼水流通量似乎接近一個(gè)恒定值。顯然，小間隙的流體機(jī)械阻力與所產(chǎn)生的鋼水流通量之間是不成比例的關(guān)系。

圖105  改進(jìn)塞棒增加鋼水流通量。中間包鋼水液面高度600毫米(BFI)

在邊界條件相同的情況下，SALZF鋼廠連鑄機(jī)的鋼水流通量明顯大于VASL鋼廠連鑄機(jī)，造成這種現(xiàn)象的原因是不同的水口內(nèi)徑，這一結(jié)果與UNILEOB-SMMP的研究結(jié)果很好地一致。盡管選擇了不同的方法規(guī)范邊界條件，UNILEOB-SMMP的結(jié)論是SALZF鋼廠連鑄機(jī)需要更小的間隙尺寸來(lái)達(dá)到相同的鋼水流通量。圖105也實(shí)現(xiàn)了這個(gè)結(jié)論。UNILEOB-SMMP的調(diào)查將在本部分附錄中解釋。

圖106顯示了塞棒升高數(shù)值不變情況下，中間包液面高低對(duì)鋼水流通量的影響，中間包鋼水液面高度在600mm ~ 800mm之間變化。鋼水流通量為中間包液面高度大約呈現(xiàn)線形關(guān)系。同樣，很明顯，假設(shè)相同的邊界條件，VASL鋼廠的連鑄機(jī)較小的水口內(nèi)徑導(dǎo)致較低的鋼水流通量，偏差是近似的在12%到16%之間。

圖106  改進(jìn)塞棒鋼水流通量，塞棒提升20mm(BFI)

預(yù)計(jì)猜想夾雜物的團(tuán)聚行為主要受鋼的速度和湍流波動(dòng)的影響，圖107顯示了兩個(gè)鋼廠連鑄機(jī)中間包鋼水液面高度和塞棒升高的極值時(shí)鋼液的速度大小。典型的所有速度結(jié)果是在塞棒和水口間隙的最大速度和在塞棒尖端以下的一個(gè)非常低的速度區(qū)域，SALZF鋼廠與VASL鋼廠的連鑄機(jī)的流通量雖然差異達(dá)16%，但是其偏差值很小。一個(gè)有趣的觀察是，一個(gè)10mm小的塞棒升高，導(dǎo)致一個(gè)明顯效果，塞棒間隙流速達(dá)到最大值，即最大的速度出現(xiàn)在最小的間隙情況下。當(dāng)塞棒升高為30 mm時(shí)，速度最大值一定出現(xiàn)在更大的區(qū)域，即最大的速度出現(xiàn)在間隙中以及塞棒尖端以下。 

圖107  不考慮氬氣泡的對(duì)稱(chēng)平面速度大小(BFI)

湍流起伏用湍流強(qiáng)度來(lái)表示。這個(gè)量已經(jīng)在公式6中引入。圖108顯示了湍流強(qiáng)度，其速度結(jié)果數(shù)據(jù)顯示在圖107中。兩個(gè)鋼廠的連鑄機(jī)的結(jié)果沒(méi)有顯著差異。結(jié)果與整體速度水平?jīng)]有直接聯(lián)系，即湍流強(qiáng)度的最大值可以在整體速度最大的情況下觀察到。這些是最大中間包液面高度800mm和最小的塞棒提升10mm情況，在水口下部的速度水平?jīng)]有顯示出對(duì)湍流強(qiáng)度最大值的影響，湍流強(qiáng)度最大值的位置在塞棒水口間隙中和以及塞棒尖端正下方。  

圖108  不考慮氬氣泡的對(duì)稱(chēng)平面湍流強(qiáng)度(BFI)

凝聚計(jì)算的初始夾雜物分布來(lái)自堵塞計(jì)量試驗(yàn)臺(tái)的試驗(yàn)，如圖79所示。在夾雜物團(tuán)聚檢測(cè)中跟蹤的粒子數(shù)在大約在65000個(gè)和71000個(gè)之間，這取決于中間包的幾何形狀。圖109顯示了中間包鋼水液面為600mm和在塞棒尖端以下15mm不同的塞棒升高下的兩臺(tái)工業(yè)連鑄機(jī)的結(jié)塊顆粒分布情況，SALZF鋼廠結(jié)果為藍(lán)色，VASL鋼廠結(jié)果為橙色。當(dāng)塞棒升高為30 mm時(shí)，即塞棒區(qū)域的速度水平較低時(shí)，峰值分別為3.0 μm和3.5 μm。當(dāng)塞棒升高為10 mm時(shí)，即塞棒區(qū)速度較高時(shí)，峰值分別為4.5 μm和5.0 μm。第一個(gè)結(jié)論是，小的塞棒升高高度與較高的速度水平相關(guān)，導(dǎo)致夾雜物更強(qiáng)的團(tuán)聚現(xiàn)象，形成更大直徑的非金屬夾雜物。基本上，與附錄C.1中報(bào)告的結(jié)果相比，夾雜物初始分布的變化導(dǎo)致了夾雜物尺寸分布的變化，峰值直徑總體上看較小。

圖109  鋼水液面600mm情況下塞棒升高高度對(duì)夾雜物團(tuán)聚的影響(BFI)

圖110再次顯示了兩個(gè)鋼廠連鑄機(jī)在不同中間包鋼水液面下的相應(yīng)結(jié)果，結(jié)果表明，SALZF鋼廠連鑄機(jī)在2.5 ~ 5.0 μm范圍內(nèi)的結(jié)果差異不大，只有一個(gè)異常值，但速度和湍流度有明顯差異。對(duì)VASL鋼廠連鑄機(jī)的團(tuán)聚計(jì)算結(jié)果表明，在800 mm中間包液面高度下，夾雜物團(tuán)聚峰值為3.0 μm；在500 mm液面高度時(shí)，夾雜物團(tuán)聚峰值為5.0 μm。這意味著中間包充液面較低，隨著充液面較低，非金屬夾雜物尺寸越大。中間包液面高度對(duì)VASL鋼廠的連鑄機(jī)結(jié)果很敏感。在SALZF鋼廠500-20（中間包鋼水液面高度500mm，塞棒提升20mm）情況下，直徑φ2.0 μm的夾雜物消失了，這里不能進(jìn)行詳細(xì)的解釋?zhuān)⒈慌卸楫惓Ｖ怠?/span>

圖110  中間包鋼水液面高度對(duì)夾雜物團(tuán)聚的影響

在UNILEOB-SMMP中，過(guò)程模擬分兩個(gè)步驟進(jìn)行，計(jì)算域的幾何形狀和邊界條件如圖111所示。步驟1考慮具有水口SEN上部的中間包，如圖111 (a)所示，目的是為了找到堵塞模擬所需的塞棒位置和合適的流動(dòng)邊界條件，如圖111 (b)所示，即在簡(jiǎn)化的計(jì)算域內(nèi)的步驟2，塞棒間隙不斷變化，直到達(dá)到鋼水的目標(biāo)流通量。對(duì)于第一步的計(jì)算，考慮了鋼液和空氣的兩相流動(dòng)，利用獲得的基于目標(biāo)鋼水流通量的間隙尺寸信息，設(shè)計(jì)了用于第二步堵塞模擬靠近塞棒區(qū)域的幾何形狀。

圖111  幾何尺寸和邊界條件(UNILEOB-SMMP)，(a)步驟1：全局流動(dòng)計(jì)算，(b)步驟2：阻塞模擬

為了描述流體流動(dòng)和阻塞增長(zhǎng)之間雙向耦合的重要性，進(jìn)行了一個(gè)附加的數(shù)值模擬，忽略了阻塞增長(zhǎng)的步驟。這是通過(guò)在撞擊壁面后去除非金屬夾雜粒子來(lái)實(shí)現(xiàn)的。不同時(shí)間浸入式水口SEN壁上顆粒沉積質(zhì)量分布如圖112所示。兩種情況下的所有模擬設(shè)置是相同的。只有一種情況(左列)忽略了堵塞增長(zhǎng)步長(zhǎng)，即左列為單向耦合結(jié)果，右列為流體流動(dòng)與堵塞增長(zhǎng)的雙向耦合結(jié)果。考慮到阻塞的生長(zhǎng)，將計(jì)算單元的夾雜物沉積凸出水口內(nèi)腔壁面上，可以比較兩種情況(考慮和不考慮阻塞生長(zhǎng)步驟)的沉積質(zhì)量結(jié)果。兩種模擬的粒子注入速率均為1.21 x 10^-4 kg/s。結(jié)果表明，兩種情況下顆粒沉積的臨界區(qū)域即堵塞是不同的，在無(wú)阻塞生長(zhǎng)的情況下，臨界區(qū)在塞棒和水口的間隙區(qū)以下。考慮到堵塞的增長(zhǎng)顯示了額外的夾雜物沉積，即間隙似乎也是堵塞的關(guān)鍵因素，因此，忽略阻塞生長(zhǎng)對(duì)顆粒沉積的影響可能會(huì)導(dǎo)致模擬結(jié)果的錯(cuò)誤。

圖112  水口內(nèi)壁上顆粒沉積質(zhì)量分布

研究了中間包鋼水液面高度作為影響堵塞的工藝參數(shù)，采用了兩種中間包鋼水液面高度(0.5 m和0.8 m)。塞棒與水口間隙尺寸進(jìn)行調(diào)整，以達(dá)到相同的鋼水流通量，所有其他仿真參數(shù)保持不變。沿水口SEN內(nèi)壁的粒子沉積如圖113所示。雖然工業(yè)經(jīng)驗(yàn)表明中間包鋼水液面高度影響堵塞[5]，但在考慮的情況之間沒(méi)有發(fā)現(xiàn)顯著差異，中間包液面高度可能會(huì)改變進(jìn)入浸入式水口夾雜物的大小和數(shù)量，這在微觀尺度模型中是不能考慮的，這可以解釋中間包鋼水液面高度對(duì)顆粒沉積的影響可以忽略不計(jì)。

圖113  兩個(gè)中間包鋼水液面高度夾雜物顆粒沉積質(zhì)量(UNILEOB-SMMP)

SALZF鋼廠和VASL鋼廠的連鑄機(jī)的塞棒和水口對(duì)堵塞的影響進(jìn)行了研究，兩種連鑄機(jī)靠近塞棒區(qū)域的幾何形狀相似，僅僅是水口內(nèi)徑不同，即VASL鋼廠為φ75mm, SALZF鋼廠為φ80mm。因此，建立了兩個(gè)不同水口直徑和不同間隙尺寸的數(shù)值域，以保持兩種情況下鋼水流通量恒定。兩種水口直徑下的夾雜物顆粒沉積質(zhì)量結(jié)果如圖114所示，結(jié)果表明，SEN直徑越小，顆粒堵塞量越小，夾雜物顆粒沿水口內(nèi)壁沉積越均勻。

圖114  兩種水口直徑的夾雜物粒子沉積質(zhì)量(UNILEOB-SMMP)

可以從兩個(gè)不同水口流動(dòng)模型發(fā)現(xiàn)可能的原因，較大直徑的水口需要較小的塞棒間隙尺寸，以保持鋼水流通量恒定，因此，如圖115和圖116所示，相對(duì)于較小水口，較大水口內(nèi)的鋼水速度和湍流動(dòng)能都較大。在這里，速度和湍流動(dòng)能用三次不同的時(shí)間段說(shuō)明。

圖115  對(duì)稱(chēng)平面的速度大小(UNILEOB-SMMP)

圖116  對(duì)稱(chēng)面湍流動(dòng)能(UNILEOB-SMMP)

氬氣吹掃是連鑄澆鑄過(guò)程中防止堵塞的常用方法，然而，在當(dāng)前版本的微觀模型中，沒(méi)有考慮非金屬夾雜物粒子和Ar氣泡之間的相互作用，在微觀尺度下尋找湍流邊界層中主要成分(氣泡、顆粒、壁面)之間的準(zhǔn)確相互作用需要更深入的研究，這超出了本項(xiàng)目的范圍。提供一個(gè)關(guān)于Ar清除對(duì)水口堵塞影響的精確陳述是困難的。一方面，氬泡可以收集夾雜物。當(dāng)含顆粒的氣泡靠近壁面時(shí)，接近壁面的概率小于類(lèi)似位置的“自由”非金屬夾雜物粒子。氧化鋁顆粒比氣泡更容易通過(guò)靠近壁面的薄層流層。因此，通過(guò)吹掃可以減少夾雜物顆粒在水口壁上的沉積。但是另一方面，吹Ar氣泡增加了水口的湍流波動(dòng)，從而增加了夾雜物粒子的沉積。

C.4  改進(jìn)塞棒和鋼水流動(dòng)方法驗(yàn)證

在以前的RFCS研究項(xiàng)目中，推導(dǎo)出了一種新的塞棒幾何形狀[5]，該設(shè)計(jì)的目的是修改鋼水流動(dòng)條件，導(dǎo)致流向平行于水口內(nèi)壁墻。其基本思想是避免流動(dòng)再循環(huán)，加速鋼水靠近水口，以防止堵塞沉積。考慮的結(jié)果是設(shè)計(jì)一個(gè)漏斗形的水口，應(yīng)使鋼水流方向向下，平行于水口內(nèi)壁，避免在水口內(nèi)壁墻處形成回流區(qū)。然而，這種設(shè)計(jì)的應(yīng)用將在塞棒下方形成另一個(gè)回流區(qū)，假定在這個(gè)位置，回流區(qū)不會(huì)引起堵塞問(wèn)題。此外，惰性氣體通過(guò)塞棒頭部噴射也會(huì)對(duì)其產(chǎn)生影響。漏斗形塞棒設(shè)計(jì)進(jìn)行了三種修改：一種是和原來(lái)相近的平頭，兩種是橢圓頭，目的是避免塞桿下方的回流區(qū)，不同的橢圓形修改是一個(gè)20毫米的擴(kuò)展。這些修改如圖117所示，其中塞棒為白色，鋼水為灰色。考慮了兩個(gè)塞棒升高(10mm和25mm)的參數(shù)，以及兩個(gè)中間包鋼水液面高度(500mm和800mm)。這些方法在SALZF鋼廠連鑄機(jī)中進(jìn)行了數(shù)值試驗(yàn)。

圖117  改進(jìn)的塞棒形狀鋼水流動(dòng)原理圖(BFI)

圖118顯示了不同塞棒升高高度、兩種修改以及原始塞桿設(shè)計(jì)下鋼水的流通量。可以觀察到兩個(gè)主要影響因素：鋼水流通量水平降低，即兩種修改都造成流體機(jī)械阻力的增加。此外，與原始設(shè)計(jì)相比，漸進(jìn)過(guò)程似乎更清晰，兩種效應(yīng)結(jié)合在一起被認(rèn)為是合理的。

圖118  改良塞棒鋼水流通量，中間包液面高度600mm(BFI)

圖119顯示了中間包鋼水液面高度和塞棒提升高度最大值時(shí)塞棒調(diào)整的速度，塞棒頭部的平面修改和橢圓修改顯示了預(yù)期的速度場(chǎng)，鋼水沿垂直方向的延伸速度的最大值沿水口內(nèi)壁方向流動(dòng)。此外，塞棒下方的回流區(qū)域是可見(jiàn)的，對(duì)于塞棒頭部的平面設(shè)計(jì)，回流區(qū)域較大；而對(duì)于塞棒頭部橢圓形設(shè)計(jì)，回流區(qū)域較小。然而，橢圓的結(jié)構(gòu)顯示了水口內(nèi)不對(duì)稱(chēng)流場(chǎng)的趨勢(shì)，一個(gè)可能的解釋從中間包流入的鋼水是不均勻的。中間包的入口在圖的左邊，中間包鋼水液面高度和塞棒提升高度的影響基本上與附錄C.3中報(bào)道的原始塞棒相當(dāng)。 

圖119  對(duì)稱(chēng)平面內(nèi)的速度(BFI)

圖120為湍流度對(duì)應(yīng)的結(jié)果，局部極值的位置如預(yù)期的那樣在塞棒下方。在這種結(jié)構(gòu)中，湍流強(qiáng)度的總體最大值是在觀察到局部速度時(shí)確定的，即中間包液面最大值和塞棒提升的最大值。局部極大值的位置不在塞棒間隙內(nèi)，而是在塞棒的下方。與圖108中最初的塞棒設(shè)計(jì)相比，湍流強(qiáng)度水平更高。同樣，對(duì)于塞棒頭部橢圓修改，可以觀察到一個(gè)向水口左邊方向的非對(duì)稱(chēng)分布。然而，對(duì)于塞棒頭部的平面設(shè)計(jì)，湍流強(qiáng)度顯示出一個(gè)輕微的趨勢(shì)，向水口的右方，特別是在20mm的塞棒提升高度時(shí)候。 

圖120  改進(jìn)塞棒頭部形狀的對(duì)稱(chēng)平面湍流強(qiáng)度(BFI)

圖121顯示了根據(jù)中間包鋼水液面高度對(duì)塞棒進(jìn)行扁平和橢圓形修改后的夾雜物團(tuán)聚結(jié)果。附錄C.3中報(bào)告的主要結(jié)果得到了證實(shí)，即塞棒提升高度越小，非金屬夾雜物的直徑越大。雖然塞棒間隙內(nèi)的速度發(fā)生了明顯的變化，但塞棒幾何形狀的改變對(duì)非金屬夾雜物的團(tuán)聚影響很小。

圖121  改進(jìn)塞棒頭部后提升高度對(duì)團(tuán)聚的影響(BFI)

圖122顯示了改進(jìn)的塞棒頭部幾何形狀和中間包鋼水液面高度對(duì)夾雜物團(tuán)聚的影響。可以得出兩種不同方向的觀察結(jié)果，與原來(lái)的塞棒頭部幾何形狀相比，橢圓形的修改大致講是增加了非金屬夾雜物的直徑。只有最大中間包高度800mm和最大水口直徑兩個(gè)因素的影響不能確認(rèn)。對(duì)于塞棒頭部平面的修改，可以發(fā)現(xiàn)夾雜物朝向更小直徑的輕微趨勢(shì)，但必須指出的是，這一發(fā)現(xiàn)確實(shí)只是微弱的。

圖122  改性塞料充液量對(duì)中間包團(tuán)聚的影響

使用Ti作為穩(wěn)定元素的ULC鋼種連鑄過(guò)程中對(duì)水口的堵塞是非常敏感的，對(duì)加Ti的ULC鋼種引起的的堵塞現(xiàn)象仍然缺乏完整全面的理解。

在WP1中對(duì)可能引起的堵塞理解進(jìn)行了闡述，使用掃描電鏡對(duì)用后堵塞的水口進(jìn)行解剖分析檢驗(yàn)，在VASL鋼廠使用新的方法來(lái)確定水口沉淀物的組織、尺寸和成分。

在WP2工作中，由工業(yè)合作伙伴給定水口堵塞促進(jìn)參數(shù)，實(shí)驗(yàn)室規(guī)模的試驗(yàn)和文獻(xiàn)進(jìn)行了闡述整理，并對(duì)鋼與非金屬夾雜物的潤(rùn)濕行為進(jìn)行了調(diào)查研究，鋼的成分、二次氧化形成的粒子和連鑄參數(shù)對(duì)水口堵塞率在實(shí)驗(yàn)室的堵塞檢驗(yàn)試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行實(shí)際實(shí)驗(yàn)和檢驗(yàn)。

在WP3工作中，兩個(gè)鋼廠的工業(yè)生產(chǎn)連鑄機(jī)形狀和參數(shù)用來(lái)進(jìn)行數(shù)值模擬非金屬夾雜物的團(tuán)聚和水口內(nèi)壁上的沉淀，并對(duì)塞棒端部的形狀進(jìn)行修改設(shè)計(jì)，改變鋼水流動(dòng)使得鋼水進(jìn)入水口后沿著內(nèi)腔壁平行向下平行流動(dòng)，對(duì)此進(jìn)行了調(diào)研。

在WP4工作中，在VASL鋼廠完成試驗(yàn)，為了評(píng)估非金屬夾雜物在RH脫氣過(guò)程中的演變，有用的參數(shù)是非金屬夾雜物的數(shù)量以及它們的類(lèi)型。在SALZF鋼廠項(xiàng)目執(zhí)行過(guò)程中使用RH脫氣裝置進(jìn)行試驗(yàn)，這些試驗(yàn)?zāi)軌驅(qū)?/span>VD和RH脫氣工藝進(jìn)行直接的對(duì)比。

研究結(jié)果已經(jīng)做了概述和建議指導(dǎo)。

唐杰民2021年5~6月在安徽黃山市屯溪翻譯完成，感謝黃生龍?zhí)峁┯⒄Z(yǔ)資料，水平有限，翻譯不準(zhǔn)和錯(cuò)誤之處，請(qǐng)各位看官給予指正。

（全文完！感謝各位看官的辛苦閱讀！）

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