浇注钢包环出钢口多孔透气塞吹氩去夹杂行为数值模拟.pdf
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1、D0I:10.132ssn1006-9356.20230243September20232023年9 月China Metallurgy中国冶金第3 3 卷第9 期Vol.33,No.9.p43-51浇注钢包环出钢口多孔透气塞吹氩去夹杂行为数值模拟刘宏强,郑淑国,朱苗勇(东北大学冶金学院,辽宁沈阳1 1 0 8 1 9)摘要:针对浇注钢包环出钢口多孔透气塞吹氩去夹杂工艺,以国内某钢厂1 3 0 t钢包为研究对象,建立VOF-DPM耦合数学模型,考察了浇注吹氩条件下钢液流场的发展过程以及余钢高度、吹氩流量、透气塞堵塞个数对钢包浇注过程夹杂物去除的影响规律。结果表明,浇注初期,随吹氩时间增加,气液
2、两相区逐渐增大,钢包水口上方的2 个循环流逐渐变大,当吹氩时间为1 2 s时,钢包内形成稳定的气液两相流;随余钢高度的降低,夹杂物的去除率逐渐增加,但当余钢高度从50 0 mm降至2 50 mm范围内时,夹杂物去除率增幅变缓;随吹氩流量的增加,夹杂物去除率存在2 个局部最优点(3 0 L/min和6 0 L/min),在这2 个局部最优吹氩流量前后,夹杂物的去除率均呈先增大后减小的趋势;与未堵塞相比,堵塞1 个透气塞时,夹杂物的去除率相差不大,而堵塞2、3 个透气塞时,夹杂物去除率下降明显。研究结果可为该工艺实际应用提供理论指导。关键词:浇注钢包;夹杂物;吹氩流量;余钢高度;透气塞堵塞个数文献
3、标志码:A文章编号:1 0 0 6-93 56(2 0 2 3)0 9-0 0 43-0 9Numerical simulation of inclusion removal behavior by argon blowingwith multiple plugs around tapping hole in teeming ladleLIU Hongqiang,2ZHENG Shuguo,2ZHU Miaoyong(School of Metallurgy,Northeastern University,Shenyang 110819,Liaoning,China)Abstract:Acco
4、rding to the inclusion removal process by argon blowing with multiple plugs around tapping hole inteeming ladle,VOF-DPM coupling mathematical model was established of a 130 t ladle to study the process of mol-ten steel flow field under argon blowing conditions and the influence of argon blowing flow
5、 rate,residual steel heightand the number of blocked plugs on inclusion removal rate during ladle teeming process.The results show that,inthe early stage of teeming,with the increase of argon blowing time,the gas-liquid two-phase region gradually in-creases,and the two circulating flows above the la
6、dle nozzle gradually become larger.When the argon blowing timeis 12 s,stable gas-liquid two-phase flow is formed in the ladle.With the decrease of the residual steel height,the in-clusion removal rate increases gradually,but when the residual steel height decreases from 500 mm to 250 mm,theincrease
7、of the inclusion removal rate slows down.With the increase of argon blowing flow rate,there are two localoptimal points(30 L/min and 60 L/min)for inclusion removal rate.Before and after the two local optimal points,the inclusion removal rate tends to increase and then decrease.Compared with unblocke
8、d,the difference in the inclu-sion removal rate is not significant when one plug is blocked,while the inclusion removal rate decreases significantlywhen two plugs or three plugs are blocked.The research results can provide theoretical guidance for practical appli-cation of the process.Key words:teem
9、ing ladle;inclusion;argon blowing flow rate;residual steel height;number of blocked plugs连铸钢包浇注末期的下渣控制一直是困扰生产的难题之一1-5,钢包浇注过程也是去夹杂物的关键环节6-1 0 。如何采取有效的措施控制下渣1 1 3 及促进夹杂物在该过程的进一步去除是洁净钢生产呕待解决的问题。为此,笔者1 4-1 8 提出了浇注钢包环出钢口吹氩新工艺,该新工艺通过在钢包浇注过程吹氩,达到浇注前期去除夹杂物及浇注末期控制下渣的效果;首先通过物理模拟或数值模拟研究了环形吹氩元件控制下渣的吹氩工艺参数1 4-1
10、5,之后研究了浇注钢包环出钢口吹氩新工艺采用环形吹氩元件的去夹杂行为1 6-1 7 。然而,在工业应用中发现,该新工艺环形吹氩元件加工难度较大,且成本较高。基金项目:国家自然科学基金资助项目(51 97 40 7 9,52 1 7 43 1 0)作者简介:刘宏强(1 998 一),男,硕士生;E-mail:;收稿日期:2 0 2 3-0 4-1 8通信作者:郑淑国(1 97 9一),男,博士,教授;E-mail:中国冶金第3 3 卷44为此,笔者将环形吹氩元件改为了多孔吹氩透气塞,并对浇注钢包多孔透气塞吹氩工艺的控制下渣效果开展了大生产工业试验,结果表明浇注末期钢包的残余钢量减少了40%1 8
11、 1,可见该新工艺有很好的控制下渣效果。目前一些研究者研究了钢包浇注过程通过钢包底吹透气砖吹氩去夹杂行为。QUTP等1 9 通过数理模拟研究方法考察了浇注钢包吹氩过程中的去夹杂行为,结果表明随着吹氩时间的增加,夹杂物的去除率增加,但当钢液浇注量达到50%时应停止吹氩。程普红等2 0 通过物理模拟研究,发现钢包底吹氩前后夹杂物进人中间包的比例减小,钢水的洁净度提高。赵晨光2 1 研究了吹氩位置对浇注过程去夹杂的影响规律,认为不同的底吹透气砖位置因改变了钢液的流动状态,导致其对夹杂物的去除有影响。目前,关于浇注钢包环出钢口多孔透气塞吹氩工艺的去夹杂行为鲜有研究报道,该工艺过程的去夹杂行为规律尚不明
12、确角【2 2 本文针对浇注钢包环出钢口多孔透气塞吹氩工艺,以某钢厂1 3 0 t钢包为研究对象,通过建立VOF-DPM耦合数学模型,研究了浇注吹氩条件下钢液流场的发展过程以及吹氩流量、余钢高度和透气塞堵塞个数对该新工艺过程夹杂物去除的影响规律,可为该工艺的实际应用提供理论指导。1数学模型建立1.1模型假设采用VOF模型计算浇注过程空气、渣及钢液的体积分数,采用DPM模型模拟氩气泡和夹杂物颗粒的分布,采用欧拉-拉格朗日法对浇注钢包环出钢口多孔透气塞吹氩去夹杂行为进行数值模拟计算。由于浇注过程钢液的流动较为复杂,为简化计算过程,做出如下假设:1)钢液、渣、空气均为不可压缩流体;2)忽略氩气泡在上升
13、过程的体积变形率;3)钢包出水口流动充分发展,无回流;4)不考虑夹杂物与气泡的黏附行为;5)忽略夹杂物与夹杂物的碰撞聚合过程;6)壁面为无滑移壁面;7)夹杂物无初始速度;8)夹杂物全部为A12O3;9)氩气接触到渣金界面从体系中去除;10)忽略钢液温度对钢液流动(自然对流)及气泡的影响,假设整个过程钢液流场温度均匀分布1.2控制方程1)钢渣相的连续性方程。%(aupa)+V(apu)(1)式中:ps为钢渣密度,kg/m;t 为时间,s;sl为钢渣体积分数;usl为钢渣速度,m/s。2)标准k-方程。(pik)+V.(pikui)+ipie=1atVk+iG+Gp+Sk(2)k%(pe)+.(p
14、lu)-2iCle+S.(3)其中,(4)1E式中:l为钢液体积分数;pi为钢液密度,kg/m;k为湍动能,m/s;u 为钢液速度,m/s;e 为流耗散率,m/s;为分子黏度,Pas;t为流黏度,Pas;G 为由平均速度梯度引起的动能,m/s;G,为由于浮力引起的端动能,m/s;S 为动能源项;S。为湍流耗散率源项;Cle、C2、C、O、e均为经验常数,系数按Launder和Spaldingl231推荐的数据取值,Ci=1.44、C2。=1.92、C,=0.0 9、=1.0、k=1.3。3)动量方程(ipiui)+V.(piujui)=atVp+Viefr(Vu+VuT)(5)式中:Vp为流体
15、微元上的压降,Pa;efr为流有效黏度,PaS。4)气泡轨迹方程。dub=FG+FD+FB+FvM+Fp(6)dt其中,Fp=18ACoRe(也(uub(7)Obd24dFvM=CvM(u一ub(8)obdiFp=Lu Vul(9)Ob式中:ub为气泡速度,m/s;Fc 为重力,N;Fp 为电力,N;FB为浮力,N;Fv M 为虚拟质量力,N;Fp 为刘宏强,等注钢包环出钢口多孔透气夹杂行为数值模拟第9 期45压力梯度力,N;为钢液动力黏度,Pas;p为气泡密度,kg/m;d,为气泡直径,m;Cp 为电力系数;Reb为气泡雷诺数;CvM为质量系数,其值取0.5。5钢液的瞬时速度。=u+u=u+
16、2kuo(10)3式中:ulo为钢液的瞬时速度,m/s;u 为钢液运动的时均速度,m/s;u i 为钢液的脉动速度,m/s;为随机分布常数。6)当气泡从透气塞中运动到钢液中时,气泡的直径和速度按照SANOM等2 4 提出的表达式计算。6od。db=+0.0248(Qid)0.867(11)igQ=ubo A(12)式中:为表面张力,N/m;d。为透气塞直径,m;g为重力加速度,m/s;Q b 为氩气体积流量,m/s;ubo为气泡出透气塞的初始速度,m/s;A 为透气塞的有效透气面积,m。7)夹杂物的粒径分布服从Rosin-Rammler函数。Yd=e-(d/dmn(13)m式中:Ya为夹杂物颗
17、粒的质量分数;d为夹杂物的粒径,m;d m 为夹杂物的平均粒径,m;n 为传播系数,其值取3。1.3模型参数及求解设置本文以某钢厂1 3 0 t钢包为研究对象,数值模拟具体参数见表1。图1 所示为浇注钢包环出钢口多孔透气塞位置示意图。钢包底部透气塞共计4个,分别处于钢包长水口四周,透气塞中心连线为正方形。氩气通过透气塞进人到钢液内部,从钢渣界面处逸出。表1 1 3 0 t钢包数值模拟具体参数Table 1Specific parameters of 130 t ladle numerical simulation顶部直径/mm底部直径/mm钢包高度/mm液面高度/mm水口直径/mm吹氩流量/(
18、Lmin-1)通钢量/tmin-1)302026003630303270101502.84注:单流板坏连铸机,铸坏断面为1 2 3 0 mmX150mm,拉速为2.2 m/min。453.92mmu809t9746.08mm图1浇注钢包环出钢口吹氩透气塞位置示意图Fig.1Position diagram of argon blowingplugs around tapping hole in teeming ladle钢包顶部采用压力人口,钢包长水口出口采用压力出口,两者的表压均为0 Pa,操作压力为101.325Pa,其余均为无滑移壁面。采用ICEM16.1软件对钢包模型进行六面体网格划分
19、,网格数目约为35万,具体如图2 所示。计算过程各材料的物性参数见表2 5。夹杂物在0.0 0 5s内无初速度加人钢液,其粒径最小值为3 1.5m,最大值为6 7.6 m,平均粒径为45.0 m,粒径分布满足式(1 3)。气泡和夹杂物的去除通过自定义函数(UDF)加载到FLUNET16.1中。氩气喷吹时间设为1 50 0 S。采用二阶隐式空间离散格式和压力速度耦合算法(PISO)。当各项残差小于1 0-4时认为送代收敛,时间步长设为0.0 0 5s。压力入口无滑移壁面压力出口图2钢包模型网格划分Fig.2Meshing division of ladle model第3 3 卷中国冶金46表2
20、 材料物性参数Table 2Property parameters of materials物性参数数值钢液密度/(kgm-3)7000渣密度/(kgm-3)2.700钢液黏度/(Pas)0.006空气密度/(kgm-3)1.225空气黏度/(Pas)0.00001钢渣表面张力/(Nm-1)1.4渣空气表面张力/(Nm-1)0.6氩气密度/(kgm-3)1.6228渣黏度/(Pa s)0.131.4网格无关性检验为了考察网格数量对数值模拟计算的影响,选取了2 0 万、3 5万、50 万和6 5万4种方案验证数值模拟结果的稳定性。以吹氩流量6 0 L/min为例,探索网格独立性。不同网格数量下3
21、 0 0 0 mm余钢高度处液面速度数值的分布情况如图3 所示。由图可知,采用2 0 万网格数量的计算结果与其他三者的计算结果相差较大。当网格数量超过3 5万以后,各网格数量所计算的结果相差不大,故可认为网格数量超过3 5万以后对计算结果的影响可以忽略。为了兼顾计算结果的精度与效率,在当前数值模拟过程中采用3 5万网格进行计算。0.003520万35万0.003050万V65万0.00250.00200.00150.00100.00050.0000-0.0005-1.5-1.0-0.50.00.51.01.5水平方向/m图3不同网格数量下钢液面速度数值分布Fig.3Velocity magni
22、tude distribution of moltensteel under different grid numbers1.5模型验证为了验证计算模型的准确性,按照文献2 2 中的试验条件,采用1.0:4.5的物理模型,用水模拟钢液,用乳状液滴模拟夹杂物,考察浇注钢包不同余钢高度对夹杂物去除率的影响,计算得到不同余钢高度下夹杂物的去除率,其与相应物理模拟值的对比如图4所示。可以看出,数值模拟得到的结果与物理模拟结果吻合较好,这表明可以用当前的数学模型对浇注过程钢液的流动及去夹杂行为进行数值模拟。75数值模拟值70物理模拟值2 6560555045402500200015001.0005002
23、50余钢高度/mm图4数学模型夹杂物去除率验证Fig.4Verification of inclusion removalrateof mathematical model2结果与讨论2.1浇注吹氩条件下钢液流场的发展过程图5所示为6 0 L/min吹氩流量下浇注初期不同时刻钢液的流线图。由图可知,刚开始吹氩时(图5(a)),钢液未受到氩气泡影响,整体上自顶部向钢包水口流动。当吹氩时间为1 s时(图5(b),钢液在氩气泡驱动下产生向上的运动,由于此时氩气泡数量较少,驱动钢液的能力较弱,钢液上升流的速度较小,钢液向上运动的高度较低,钢液上升至最高点处后向两侧回流,并在水口上方形成2 个小循环流,
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