DOI:10.14186/j.cnki.1671－6620.2026.03.009
中图分类号:TF777.1
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拉坯速度与水口浸入深度对结晶器内液态保护渣及钢液流动行为的影响
结晶器保护渣的物理和化学性能在连铸工艺的平稳运行、钢坯质量的提高，以及特种钢的制作过程中， 起着举足轻重的作用[1]. 目前，连铸生产通常采用预先熔融的固态粉渣， 作为连铸结晶器过程的保护性渣层.然而，在高铝钢生产过程中，钢液中的铝会与保护渣内的SiO2 发生反应，生成碱性氧化物Al2O3，导致保护渣碱度升高，进而改变其黏度、熔融温度、结晶特性及传热性能，极易引发铸坯凹陷、裂纹等缺陷[2]，严重时甚至会出现漏钢事故[3].
在连铸工艺中，普遍采用的保护渣一般需要加入CaF2、Na2O 和K2O 等助熔化合物，用以降低黏度和熔点，从而保证连铸过程的流畅运行.但是，这些化学成分对环境可能带来隐患[4].为此，Cho 等[5]提出了一种新方案，即在连铸过程中以液态结晶器保护渣取代固态保护渣.具体而言，该方法在结晶器外部设置熔炼装置，将保护渣熔化后连续注入结晶器；利用钢液传热形成的液渣，实现夹杂物上浮、润滑、均匀分布，以及调控凝固坯壳向结晶器传热等功能[6-7].
近年来，研究人员采用数值模拟、物理模拟等方法，对连铸结晶器内钢液的流动行为开展了系统分析[8-11].在数学模型应用方面，学者们运用多种模拟技术与模型，探究了结晶器内湍流流动特征，定量分析了液位波动、钢渣界面运动等现象，阐明了拉坯速度、水口浸入深度等工艺参数，以及保护渣黏度、表面张力等物性参数对钢液流场与界面稳定性的作用机制[12-17].但现有研究多以常规固态粉渣工况下的钢液流动及钢渣界面波动为研究对象，针对结晶器内液态保护渣的流动与传热行为的分析仍较为有限.
基于此，本文以国内某钢厂板坯连铸结晶器为研究对象，建立了包含空气、液态保护渣及钢液三相流体相互作用的三维多相流数学模型；通过该模型，分析拉坯速度与水口浸入深度对板坯结晶器内液态保护渣瞬态流动行为的影响，以期为连铸工艺优化提供理论依据.
1 模型建立及描述
1.1 数学模型假设及物性参数
在模型计算过程中，使用的钢液、结晶器的物性参数及边界条件见表1 和2.为了减少计算量，作出以下假设：①结晶器内的钢液和液态保护渣均被视为不可压缩的牛顿流体；②忽略弯月面对液渣层流动的影响；③未考虑坯壳凝固和结晶器因液渣流动行为产生的振动作用；④忽略连铸过程中保护渣的耗损量.
表1 物性参数
Table 1 Physical parameters
?
表2 结晶器参数与边界条件
Table 2 Mold parameters and boundary conditions
?
1.2 控制方程
通过求解连续性方程、动量方程、能量方程及湍流模型方程，采用流体体积(VOF)函数模型对结晶器内三维多相流动行为进行数值模拟，并追踪各相流体的体积分数，连续性方程可表示为
式中：t 为时间；αsteel为钢液的体积分数；ρsteel 为钢液密度；v 为速度矢量； ˙mslag-steel、 ˙msteel-slag 为相间传输质量.
根据各相的体积分数，求解动量方程可表示为
式中：ρmix为有效密度；P 为压力；μmix为有效黏度；g 为重力加速度；Fσ为表面张力造成的压力损失；Sm为凝固造成的压力损失；αslag为渣的体积分数；ρslag为渣的密度；μsteel 为钢液的黏度；μslag 为渣的黏度.
Fσ由Brackbill 连续表面力模型(CSF)计算得出：
式中：αslag-steel为钢水与保护渣界面张力；κ 为表面曲率.
同样，根据相体积分数，求解能量方程可表达为
式中：Emix为混合焓；Keff为综合传热系数(包括传导和辐射)；T 为温度.
采用k-ε 修正模型对湍流黏度模型进行了调整，并在新的传输方程中加入耗散率.
式中：β 为流体体积分数；Amush 为糊状区域的常数；vpull为拉坯速度；St 为湍流引起的压力损失；φ为求解的湍流数量.
1.3 网格划分及边界条件
本模拟计算中采用1/2 结晶器模型，充分利用流场的对称性，有效缩短了计算时间.该模型采用四面体非结构网格与六面体网格相结合的划分方式，总网格数量约为110 万个.图1 展示了网格的具体划分情况.
图1 模型网格划分
Fig. 1 Model meshing
在本模型中，钢液入口区域采用速度入口边界条件，入口速度依据结晶器结构与连铸工艺参数计算确定，拉坯速度方向与入口方向保持一致.结晶器宽面与窄面边界采用无滑移壁面条件，并运用标准壁面函数进行处理；湍流强度与水力直径按照公式(9)~(11)计算.
式中：I 为湍流强度；Re 为雷诺数；L 为水力直径；v、ρ、μ 分别为流体的流速、密度与黏度；d 为特征长度；A 为面积；P 为周长.
1.4 水模型实验
水模型实验装置如图2 所示.将1/2 结晶器沿窄面方向八等分，利用LGY-6 型多路波高仪分别测量1/8 窄面、1/4 窄面及3/8 窄面位置的液面波高，分析不同拉坯速度与水口浸入深度对结晶器内部流场的影响.以高锰酸钾为示踪剂，在结晶器前方布设高速摄像机以记录流场演化过程；通过调节玻璃转子流量计，模拟连铸过程中不同拉坯速度. 最后在DataManagement 软件中，对PANGU 无纸记录仪导出的波高仪数据进行处理与分析.
图2 水模型实验原理图和装置图
Fig. 2 Schematic diagram and device of water model experiment
1—示踪仪；2—流量计；3—波高仪；4—浸入式水口；5—计算机；6—模具；7—缓流装置；8—阀门.
2 结果与讨论
2.1 水模型实验结果
图3示出了在拉坯速度为1.2 m/min 条件下水口浸入深度对流型的影响.从图3 中可看出，液面波动随水口浸入深度的增大而减弱.其原因在于，水口浸入深度的增大使上回流钢液到达钢液上表面的路径延长，进而加剧了动能耗散.
图3 不同水口浸入深度下的流型(拉坯速度为1.2 m/min)
Fig. 3 Flow patterns under different immersed depths(the pulling velocity is 1.2 m/min )
(a)—140 mm； (b)—190 mm； (c)—240 mm.
图4示出了在水口浸出深度190 mm 的条件下拉坯速度对流型的影响.从图4 中可看出，液面波动随拉坯速度的提高而增强.这是由于拉坯速度的提高使上回流钢液流速增大，对钢液上表面的冲击作用更强.实验观测到的流型变化特征与数值模拟结果相符，这表明本文所建数学模型能够准确反映结晶器内真实的流动行为.
图4 不同拉坯速度下的流型(水口浸入深度为190 mm)
Fig. 4 Flow patterns under different pulling velocities(the immersed depth is 190 mm)
(a)—1.0 m/min；(b)—1.2 m/min；(c)—1.4 m/min.
2.2 拉坯速度对液态保护渣流动行为的影响
图5示出了当水口倾角为15°、浸入深度为140 mm 时，不同拉坯速度(1.0、1.2、1.4 m/min)下液态保护渣的流动行为.
图5 不同拉坯速度下液态保护渣的流动行为
Fig. 5 Flow behavior of liquid protective slag at different casting speeds
(a1)—1.0 m/min，钢渣界面；(a2)—1.0 m/min，理想液渣中心面；(a3)—1.0 m/min，液渣表面；(b1)—1.2 m/min，钢渣界面；(b2)—1.2 m/min，理想液渣中心面；(b3)—1.2 m/min，液渣表面；(c1)—1.4 m/min，钢渣界面；(c2)—1.4 m/min，理想液渣中心面；(c3)—1.4 m/min，液渣表面.
由图5 可知，在理想液渣中心面上，液态保护渣流速达到最小值.这是因为上回流区钢液会带动液渣层形成与其流向相反的涡流，而理想液渣中心面正处于该涡流中心，故流速较低.随着拉坯速度的提高，水口侧孔钢液的喷射速度相应增加，上回流强度随之增大，钢液对钢渣界面的冲击也更为剧烈，这使得液态保护渣流速整体呈上升趋势.
为便于讨论各界面不同位置处的液态保护渣流速分布，本文中对结晶器区域进行四等分，得到3 个位置点：宽面中心即接近浸入式水口处，1/4 宽面即截面云图的中心处，近宽面处即接近结晶器侧壁处.从图6 中可以观察到，钢渣界面的整体流速随拉坯速度提高呈上升趋势，速度峰值出现在距结晶器窄面约150 mm 处，即钢液对钢渣界面的冲击区域.拉坯速度的提高使钢液整体流速加快，上回流区回流强度显著增强，进而减少了钢液冲击界面时的能量损耗，最终导致界面速度升高.当拉坯速度由1.0 m/min 升至1.4 m/min 时，宽面中心、1/4 宽面及近宽面处速度最大值分别由0.131、0.127、0.118 m/s 增至0.224、0.218、0.210 m/s.
图6 不同拉坯速度下钢渣界面的液态保护渣流速分布
Fig. 6 Velocity distribution of liquid slag on steel-slag interface with different pulling velocities
(a)—宽面中心；(b)—1/4 宽面；(c)—近宽面处.
由图7 可知，理想液渣中心面的整体流速随拉坯速度提高呈上升趋势.当拉坯速度由1.0 m/min逐步升至1.4 m/min 时，宽面中心、1/4 宽面及近宽面处速度最大值分别由0.024、0.018、0.045 m/s 升至0.053、0.051、0.073 m/s.这是由于拉坯速度的提高使钢液流速加快， 进而带动液态保护渣流速增大.但液渣在流向结晶器窄面附近时，上部环流逐渐耗散，湍动能降低，导致环流速度急剧减小.
图7 不同拉坯速度下理想液渣中心面的液态保护渣流速分布
Fig. 7 Velocity distribution of liquid slag on the ideal liquid slag central section with different pulling velocities
(a)—宽面中心；(b)—1/4 宽面；(c)—近宽面处.
由图8 可知，当拉坯速度从1.0 m/min 逐步升至1.4 m/min 时，液渣表面宽面中心、1/4 宽面及近宽面的速度最大值分别由0.048、0.062、0.082 m/s升至0.083、0.112、0.133 m/s.
图8 不同拉坯速度下液渣表面的液态保护渣流速分布
Fig. 8 Velocity distribution of liquid slag on liquid slag surface with different pulling velocities
(a)—宽面中心；(b)—1/4 宽面；(c)—近宽面处.
这表明拉坯速度的提高不仅影响钢液流动，也显著改变了液态保护渣的流动特性.拉坯速度提高使钢液流动强度增大，进而带动液渣流速提高，在上回流区域，液渣流速的增幅尤为明显.
2.3 水口浸入深度对液态保护渣流动行为的影响
如图9 所示，在水口倾角为15°、拉坯速度为1.2 m/min 的条件下，当水口浸入深度由140 mm分别增至190 mm 和240 mm 时，结晶器内液渣层整体速度分布发生明显变化.随着水口浸入深度的增大，钢渣界面处保护渣流速逐渐降低.其原因在于，钢液冲击位置向结晶器窄面偏移，使得涡流整体高度下移.上回流区到达钢渣界面的路径延长，能量损失随之增大；同时，涡流高度下移但范围基本不变，涡流与钢渣界面的汇聚点逐渐向水口方向靠近，速度峰值也随冲击点位置的调整向远离窄面的方向移动.
图9 不同浸入深度的液态保护渣流动行为
Fig. 9 Flow behavior of liquid protective slag at different immersion depths
(a1)—140 mm，钢渣界面；(a2)—140 mm，理想液渣中心面；(a3)—140 mm，液渣表面；(b1)—190 mm，钢渣界面；(b2)—190 mm，理想液渣中心面；(b3)—190 mm，液渣表面；(c1)—240 mm，钢渣界面；(c2)—240 mm，理想液渣中心面；(c3)—240 mm，液渣表面.
由图10 可知，当水口浸入深度从140 mm 增至240 mm 时，钢渣界面上宽面中心、1/4 宽面及近宽面的速度最大值分别由0.181、0. 176、0.162 m/s降至0.159、0.169、0.155 m/s.同时，钢液与液渣层下表面的汇聚区域向水口方向偏移，速度最大值出现在水口附近.上述速度分布变化表明，增大水口浸入深度不仅降低了液态保护渣的流速，也改变了其速度分布形态，使速度峰值位置向水口附近移动.
图10 不同水口浸入深度下钢渣界面的液态保护渣流速分布
Fig. 10 Velocity distribution of liquid slag on steel-slag interface with different immersed depths
(a)—宽面中心；(b)—1/4 宽面；(c)—近宽面处.
由图11 可知，液态保护渣在纵截面上的流速分布存在明显波峰，该波峰主要由液渣内部形成的较强环流所致.同时，理想液渣中心面受钢液流动带动，液渣整体向水口方向迁移.当水口浸入深度由140 mm 增至240 mm 时，宽面中心速度最大值由0.034 m/s 降至0.026 m/s，说明浸入深度增大使该位置液渣流速有所降低；而1/4 宽面与近宽面的速度最大值则分别由0.028、0.053 m/s升至0.031、0.077 m/s，这是浸入深度增大引起液渣流动状态改变的结果.随着水口浸入深度的增大，钢液冲击点下移，其环流到达上表面的路径延长，冲击液渣层下表面时的湍动能损耗增大，最终导致液渣速度场分布发生相应变化.
图11 不同水口浸入深度下理想液渣中心面的液态保护渣流速分布
Fig. 11 Velocity distribution of liquid slag on ideal liquid slag center surface with different immersed depths
(a)—宽面中心；(b)—1/4 宽面；(c)—近宽面处.
由图12 可知，当水口浸入深度由140 mm 增至240 mm时，液渣表面不同位置的最大速度均有所降低. 当水口浸入深度从140 mm 增大到240 mm时，宽面中心、1/4 宽面、近宽面最大速度分别从0.064、0.084、0.109 m/s 降至0.048、0.078、0.098 m/s.该结果进一步验证了上述分析，即水口浸入深度的增大会导致液态保护渣整体速度下降，尤其是在宽面中心区域和结晶器窄面附近的区域.
图12 不同水口浸入深度下液渣表面的液态保护渣流速分布
Fig. 12 Velocity distribution of liquid slag on liquid slag surface with different immersed depths
(a)—宽面中心；(b)—1/4 宽面；(c)—近宽面处.
3 结论
(1)结晶器内的钢液流动模式呈现出特定区域的循环流动，这是重力与初始速度共同作用的结果，并在结晶器窄面附近形成了上、下两个循环流动区域.
(2)当拉坯速度从1.0 m/min 升至1.4 m/min时，钢渣界面、理想液渣中心面及液渣表面的液态保护渣流速均有所增加，对不同拉速下的各特征面速度最大值作平均处理，发现三者的速度峰值分别提升了68.6%、112.9%和68.6%.
(3)随着水口浸入深度从140 mm 增加至240 mm，钢渣界面、理想液渣中心面及液渣表面的速度均呈现下降趋势，对不同拉速下的各特征面速度最大值作平均处理，发现三者的速度峰值分别降低了7.3%、19.6%和12.2%.
(4)与水口浸入深度的变化相比，拉坯速度变化对液态保护渣流动行为的影响更显著.
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Influence of pulling velocity and nozzle immersed depth on flow behavior of liquid slag and molten steel in mold
