連鑄鋼產(chǎn)品的質(zhì)量取決于結(jié)晶器鋼液流動(dòng)模式(MFFP)， MFFP取決于連鑄機(jī)參數(shù)：結(jié)晶器寬度、連鑄拉速和氬氣流量。在這些參數(shù)的變化過(guò)程中，未到最優(yōu)的MFFPs會(huì)引起彎月面板處的湍流，增加鋼中非金屬夾雜物(NMI)造成產(chǎn)品清潔度惡化。為了揭示連鑄工藝參數(shù)對(duì)MFFP的不利影響，采用釘浸法測(cè)量MFFP并進(jìn)行了計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)模擬。然后，MFFP與沿鑄坯寬度方向的NMI類型和位置相關(guān)。提出了一種新的參數(shù)映射來(lái)助力連鑄的控制和優(yōu)化，以獲得更高的鋼產(chǎn)品潔凈度。
在連鑄生產(chǎn)過(guò)程中，結(jié)晶器內(nèi)流體(鋼液和吹掃氣體)的傳輸現(xiàn)象在很大程度上決定了最終產(chǎn)品的質(zhì)量。注入吹掃氣體，如Ar(氬氣)，以防止環(huán)境空氣進(jìn)入并與鋼發(fā)生反應(yīng)(二次氧化和氮?dú)馕?/span>)，并清除堵塞浸入式水口(SEN)端口的氧化物。結(jié)晶器內(nèi)的鋼水流動(dòng)取決于鋼液從浸入式水口SEN流入結(jié)晶器狀況、結(jié)晶器液渣層沿彎月面(鋼液/結(jié)晶器保護(hù)渣界面)流動(dòng)、Ar的浮力向上流動(dòng)以及Ar流輔助推動(dòng)下的鋼液流動(dòng)。因此，連鑄機(jī)結(jié)晶器內(nèi)的流場(chǎng)由(a)結(jié)晶器寬度，(b)連鑄拉速和(c)給定的結(jié)晶器保護(hù)渣(已知的相穩(wěn)定性和物理特性)和SEN(恒定的SEN孔設(shè)計(jì)、床層深度/形狀和端口尺寸、角度和浸沒(méi)深度)下的Ar氣體流量決定。典型的結(jié)晶器流型有雙輥式流型DRF、不穩(wěn)定多輥式流型URF和單輥式流型SRF。[1,2]對(duì)于各自的MFFP，最終產(chǎn)品中出現(xiàn)的缺陷是(a) 雙輥式DRF：結(jié)晶器保護(hù)渣條和鋁基碎片、渣斑和氣孔；(b) 不穩(wěn)定多輥式URF：結(jié)晶器保護(hù)渣條、夾雜鋼條、煉鋼夾雜物和氣泡；(c) 單輥式SRF：結(jié)晶器保護(hù)渣條和鋁基碎片以及氣泡。這些缺陷(渣條、夾雜鋼長(zhǎng)條、渣斑點(diǎn)、氣泡)是連鑄產(chǎn)品中非金屬夾雜物與下游操作工藝(如連鑄、軋制和卷取)相互作用的結(jié)果，不僅影響表面質(zhì)量，而且影響最終產(chǎn)品的性能。鋼的夾雜物含量也稱為鋼的潔凈度標(biāo)識(shí)，因此，連鑄條件從本質(zhì)上影響著鋼的清潔度，對(duì)于給定的連鑄操作，優(yōu)化的MFFP可以生產(chǎn)出清潔度較高的連鑄坯。
鋼中夾雜物的來(lái)源有外源的(如容器內(nèi)襯耐火材料脫落、裹渣和二次氧化產(chǎn)物)和內(nèi)源的(如煉鋼過(guò)程中產(chǎn)生的)。從連鑄結(jié)晶器的角度來(lái)看，夾雜物可以分為外來(lái)進(jìn)入的夾雜物(類型 1)和新形成夾雜物(類型 2)。在圖1中，描述了影響連鑄坯清潔度的夾雜物的可能來(lái)源。[3] 下面列出了各自的夾雜物類型和來(lái)源。
圖1 影響連鑄產(chǎn)品清潔度的夾雜物來(lái)源和種類
類型1夾雜物起源于：
?鋼包/中間包裹渣(EX)。
?鋼水從鋼包到中間包或中間包到結(jié)晶器過(guò)程中的二次氧化(EX)。
?Ar氣泡被捕獲(EX)。
?夾雜物改性后的復(fù)合氧化鋁夾雜物(EN)。
類型2夾雜物起源于：
?結(jié)晶裹渣(EX：(i)保護(hù)渣爬行，(ii)氬氣泡相互作用，(iii)渦流形成，(iv)剪切層不穩(wěn)定)。
?浸入式水口SEN侵蝕及其與類型1夾雜物的二次反應(yīng)。
?浸入式水庫(kù)SEN結(jié)瘤(EX)。
?來(lái)自彎月面處裸露形成二次氧化(EX)。
因此，生產(chǎn)清潔連鑄坯的方案將以根除類型1夾雜和禁止類型2夾雜的形成為目標(biāo)。然而，該方案涉及對(duì)結(jié)晶器內(nèi)瞬態(tài)多相流體流動(dòng)的全面理解，浸入式水口SEN和結(jié)晶器保護(hù)渣的科學(xué)材料設(shè)計(jì)，以及任何操作二次氧化的預(yù)防。僅了解瞬態(tài)多相流體流動(dòng)就需要復(fù)雜的計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)建模、物理建模(水或液態(tài)金屬模型)和工廠試驗(yàn)。這樣的綜合研究既費(fèi)時(shí)又費(fèi)錢，因此，對(duì)于工業(yè)應(yīng)用來(lái)說(shuō)，了解MFFP作為工藝變量的函數(shù)及其與鑄坯質(zhì)量的關(guān)系，可以作為排除故障和工藝優(yōu)化的寶貴工具。
在目前的研究中，MFFPs將解釋有關(guān)連鑄變量(結(jié)晶器寬度，連鑄拉速和Ar流量)。將討論MFFP的測(cè)定方法，即浸釘法(NDM)和棒材偏轉(zhuǎn)法(RDM)。本文將詳細(xì)闡述EVRAZ Regina Steel公司用于結(jié)晶器不變寬度情況下MFFP測(cè)定和演變的NDM的實(shí)施，最后，MFFP的演變將與鑄坯的清潔度相關(guān)。
模態(tài)流型域映射
如前所述，典型的MFFP是雙輥式DRF、不確定輥式URF和單輥式SRF。針對(duì)特定的結(jié)晶器，Kunstreich和Dauby[4]以及Kunstreich等人[5]分別以連鑄拉速和板坯寬度為橫坐標(biāo)和縱坐標(biāo)開發(fā)了MFFP域圖。這些區(qū)域圖是根據(jù)恒定的氬氣流量和浸入式水口SEN設(shè)計(jì)/浸沒(méi)深度繪制的。Dauby[1]認(rèn)為連鑄產(chǎn)品的潔凈度與MFFPs (DRF、URF和SRF)有關(guān)。
圖2a是連鑄結(jié)晶器的代表MFFP域圖；然而，Ar的貢獻(xiàn)尚不清楚。因此，為了捕捉Ar對(duì)MFFP的影響，必須在修改的MFFP域圖中加入第三個(gè)軸，如圖2b所示。由于連鑄機(jī)操作變量(結(jié)晶器寬度、Ar流量和連鑄拉速)的組合，在連鑄機(jī)結(jié)晶器中形成的MFFP可以在三維域中表示。在這個(gè)域中，頂點(diǎn)的MFFP(深綠色：最大Ar流量和最小連鑄拉速)將導(dǎo)致SRF，逐漸變?yōu)?/span>URF(綠色梯度：中等Ar流量和中等連鑄拉速)，最終變?yōu)?/span>DRF(白色：最小Ar流量和最大連鑄拉速)。Deng等人[6]提出，URF模式范圍是由DRF和SRF組成的組合，其比值(DRF：SRF)與連鑄拉速和結(jié)晶器寬度成正比。相應(yīng)區(qū)域的面積將隨著結(jié)晶器寬度的變化而變化，而被認(rèn)為是SRF和DRF模式之間過(guò)渡的URF區(qū)域?qū)l(fā)生變化。因此，為了保持鑄坯的質(zhì)量，必須在澆鑄過(guò)程中正確設(shè)置和控制連鑄變量。為了可視化MFFP轉(zhuǎn)換，圖2c給出了MFFP (IMMFP)域圖的一個(gè)代表性的相同結(jié)晶器寬度截面。在沿AB方向的IMMFP圖ABC中，Ar流量從A(100%最大吹掃)降低到B(0%最小吹掃，單相CFD模擬中經(jīng)常出現(xiàn)這種情況)。沿著AC，連鑄拉速?gòu)?/span>A(0.4m/min)增加到C(1.4m/min)。以X點(diǎn)為例，連鑄變量為70%的Ar流量，連鑄拉速為0.6 m/min，這將導(dǎo)致UR狀態(tài)的出現(xiàn)。隨后，如果Ar流量降低到40%，連鑄狀態(tài)將轉(zhuǎn)移到位于DRF狀態(tài)的Y點(diǎn)。應(yīng)該指出的是，MFFP狀態(tài)之間的劃分并不像圖示所示的那樣嚴(yán)格。結(jié)晶器MFFP的嚴(yán)重程度必須通過(guò)檢查下游產(chǎn)品(如板坯、帶鋼、薄板或鋼管)的質(zhì)量或進(jìn)行試驗(yàn)，與鑄坯產(chǎn)品的潔凈度相關(guān)聯(lián)。在連鑄過(guò)程中，中間包或結(jié)晶器液位的無(wú)意中的下降會(huì)導(dǎo)致結(jié)晶器內(nèi)液態(tài)鋼水量(連鑄拉速)的瞬態(tài)不平衡，從而導(dǎo)致MFFP的變化。MFFP的瞬態(tài)變化影響了澆鑄中類型1和類型2夾雜的數(shù)量。因此，在本研究中，這種不平衡將在一定的中寬鑄坯澆鑄中得到強(qiáng)調(diào)。
圖2 (a) 以結(jié)晶器寬度和連鑄拉速為軸的結(jié)晶器狀態(tài)(MFFP)域圖，(b) 以吹Ar流量為第三軸的三維MFFP空間，(c) 同等結(jié)晶器寬度MFFP (IMFFP)域圖
由于連鑄機(jī)結(jié)晶器的不透明和高溫條件，IMFFPs的測(cè)定具有挑戰(zhàn)性。因此，已經(jīng)發(fā)展了幾種工業(yè)方法來(lái)探測(cè)彎月面上或附近某一特定點(diǎn)的液體流動(dòng)。在下一節(jié)中，我們將討論一些流行的方法。
結(jié)晶器鋼水流動(dòng)模式的確定
結(jié)晶器鋼水流動(dòng)模式MFFP可通過(guò)在彎月面插入物理探針(如NDM或RDM)或使用電磁傳感器測(cè)量鋼液流動(dòng)產(chǎn)生的磁場(chǎng)電流來(lái)識(shí)別。在圖3中，介紹了通過(guò)探測(cè)彎月面NDM[7~9]或RDM[10,11]來(lái)測(cè)定連鑄結(jié)晶器中鋼水流速的技術(shù)。
圖3 結(jié)晶器示意圖及浸釘法(NDM)和棒偏轉(zhuǎn)法(RDM)
NDM方法包含一組鋼釘(鋼釘直徑φ2~10mm)浸入在彎月面處，鋼釘(釘)阻擋撞擊的鋼水運(yùn)動(dòng)軌跡，并在鋼釘尖部形成凝固的金屬塊，在一個(gè)特定的平面上(如x-z平面，見(jiàn)圖4)，鋼釘尖部凝結(jié)塊產(chǎn)生的高度差提供了彎月面處流體速度的方向和大小。需要注意的是，只要鋼釘(等寬的)垂直于彎月面浸入，鋼液流動(dòng)速度與鋼釘?shù)慕肷疃仁菬o(wú)關(guān)的。當(dāng)浸入時(shí)間為3-5秒時(shí)，速度測(cè)量可以認(rèn)為是瞬時(shí)的。使用一組鋼釘可以測(cè)量結(jié)晶器寬度方向和厚度方向上鋼液流動(dòng)瞬間速率，從MFFP可以導(dǎo)出結(jié)晶器內(nèi)鋼液流動(dòng)速度。為了減少誤差，在同一連鑄條件下，多次浸入試驗(yàn)是必不可少的。從機(jī)械角度看(見(jiàn)圖4)，鋼釘凝固塊是釘子阻礙了(a)彎月面處的鋼水流動(dòng)推動(dòng)力(FL)和(b)由結(jié)晶器保護(hù)渣(液體和稠糊狀)引起的界面摩擦力(FD)的結(jié)果。FD取決于保護(hù)渣性能(粘度、界面張力、液固比)和液渣性能，可以從保護(hù)渣的化學(xué)性質(zhì)來(lái)測(cè)量或估計(jì)。液渣層厚度也可以通過(guò)沿結(jié)晶器寬度方向上浸入一組鋁棒和鐵棒來(lái)進(jìn)行測(cè)量。
圖4 在NDM和RDM測(cè)量期間的作用力
RDM是將直徑φ10-50mm[10]的陶瓷棒或不銹鋼棒浸入水中，由于初始鋼液流力(FL)而發(fā)生偏轉(zhuǎn)，在給定的棒材桿浸入深度(L3)下進(jìn)行力平衡，就可以計(jì)算出區(qū)域平均速度。頂部的配重通過(guò)沿棒桿(L2)使重心更靠近旋轉(zhuǎn)支點(diǎn)(L1)來(lái)增加靈敏度。因此，RDM提供了區(qū)域平均鋼流的方向和大小。操作變量為棒桿直徑、浸沒(méi)深度、棒桿材料密度和配重重量。從機(jī)械力平衡的角度(圖4)，考慮(a) FL，(b)棒桿浸入后的浮力(Fb)，(c)棒桿重量(FG)和(d)界面摩擦力(FD)。根據(jù)現(xiàn)有文獻(xiàn)[6,7]關(guān)于RDM，只使用一個(gè)探頭，在浸入時(shí)間(~30秒)內(nèi)可以獲得多個(gè)測(cè)量值；然而，由于浸入鋼水間的侵蝕，棒桿的機(jī)械完整性還沒(méi)有報(bào)道。由此確定的速度是面積平均和時(shí)間平均的，可以識(shí)別出彎月面處或以上的MFFP。
已有報(bào)道稱NDM和RDM測(cè)量的彎月面速度相似，但RDM的應(yīng)用和維護(hù)比較復(fù)雜。在本研究中，由于應(yīng)用方便和測(cè)量粒度較高，我們采用NDM來(lái)探索MFFP在確定鑄坯寬度下的演變。NDM的設(shè)置、實(shí)現(xiàn)和結(jié)果將在下一節(jié)中討論。
鋼釘浸入法試驗(yàn)
鋼釘裝置由EVRAZ研發(fā)中心準(zhǔn)備，并與EVRAZ Regina鋼廠合作進(jìn)行試驗(yàn)。圖5顯示了鋼釘傾斜裝置的計(jì)算機(jī)輔助設(shè)計(jì)(CAD)模型以及組裝裝置。安裝設(shè)計(jì)經(jīng)過(guò)了幾次修改，以減輕重量，并允許在試驗(yàn)期間安全、易于操作。
圖5 (a) 計(jì)算機(jī)輔助設(shè)計(jì)的鋼釘裝置，(b) 測(cè)量頭組件，(c) 實(shí)際鋼釘浸入裝置，(d) 測(cè)量頭組裝
在鋼釘頭組裝方式采用快速更換方案，在試驗(yàn)期間連續(xù)快速更換鋼釘頭組件。每一組鋼釘頭由一系列鋼釘(St)和鋁釘(Al)組成，并與鋼棒相連在一起，作為操作人員在浸入和抽出后測(cè)量時(shí)的參考線。在圖6中，顯示了鋼釘St(帶有凝固鋼塊)和鋁釘Al組浸入鋼水后的示意圖，從基準(zhǔn)線開始，測(cè)量到鋼水液面(基準(zhǔn)線到凝固塊頂部的距離)和到保護(hù)渣液面(基準(zhǔn)線到鋁釘尖端的距離)。因此，從這一系列試樣的鋼釘鋁釘中，鋼、保護(hù)渣和彎月面(鋼/渣)液面沿結(jié)晶器寬度確定(從浸入式水口SEN到特定一側(cè)的窄邊)。
圖6 (a) 鋼釘 St和鋁釘Al的示意圖，(b) 典型的浸入后抽出鋼釘St和鋁釘Al狀態(tài)
Akhtar等人[13]曾報(bào)道，由于從彎月面附近散發(fā)出來(lái)的熱量給鋼棒逐步加溫回火，在浸入鋼水后鋼棒上產(chǎn)生了一個(gè)彩色帶。據(jù)報(bào)道，[14]當(dāng)鋼暴露在427°C (700 K)以上的溫度下時(shí)，鋼材會(huì)發(fā)出白熾的激發(fā)光量子(短暫地)，冷卻后會(huì)變回到灰色。低于427°C (700 K)的部分會(huì)形成氧化層，冷卻時(shí)產(chǎn)生一系列顏色，表明所達(dá)到的溫度。鋼在冷卻時(shí)產(chǎn)生一系列顏色，表明所達(dá)到的溫度。圖7a顯示了Akhtar等人[13]在不同溫度回火時(shí)鋼棒上氧化層的顏色排列。圖7b顯示了本試驗(yàn)在鋼釘上觀察到的顏色帶的一個(gè)代表性例子，顏色的梯度是根據(jù)結(jié)晶器頂部附近傳來(lái)的熱量而產(chǎn)生的，在這個(gè)顏色帶中，標(biāo)記了藍(lán)/紫顏色轉(zhuǎn)變(~300°C)，其與基準(zhǔn)線的距離提供了間接測(cè)量鋼水液面的方法(假設(shè)彎月面溫度和熱傳遞不變)。
圖7 (a) 鋼在不同溫度回火時(shí)所觀察到的顏色[13,14] ，(b)本次試驗(yàn)鋼棒溫度色帶的代表例子
如前所述，當(dāng)鋼釘浸入鋼液時(shí)，浸入部分產(chǎn)生凝固塊，這有助于測(cè)量彎月面處的鋼水流動(dòng)速度，如圖8所示，測(cè)量凝固塊(φskull)的直徑和凝固塊尖端高度差值(hskull)。[7,15]由于凝固塊具有三維特征，所以可以沿著兩個(gè)不同的軸(x軸:hx,skull，y軸:hy,skull)測(cè)量hskull。在本研究中，我們測(cè)量了凝固塊的hx,skull，以確定彎月面沿x軸(vx)的速度分量，這被認(rèn)為是沿SEN到窄面流動(dòng)速度。因此，如圖8所示，根據(jù)Liu等人[7]提出的經(jīng)驗(yàn)公式7,vx=0.624?φskull-0.696?hx，skull0567，可以計(jì)算出各鋼釘位置的vx。
圖8 (a) 鋼釘凝固塊示意圖，(b) 分析過(guò)程中所遵循的坐標(biāo)
結(jié)果與討論
在兩套鋼釘浸入試驗(yàn)NDM（試驗(yàn)1和試驗(yàn)2）中，使用相同的結(jié)晶器寬度，在穩(wěn)態(tài)和非穩(wěn)態(tài)條件下，測(cè)量彎月面輪廓和鋼水流動(dòng)速度。
試驗(yàn)1的穩(wěn)定狀態(tài)是指中間包液位恒定在80%左右。在本試驗(yàn)中，釘組由7枚鋼釘和3枚鋁釘組成，連續(xù)進(jìn)行三次浸入試驗(yàn)(釘組1、2和3)。
試驗(yàn)2在非穩(wěn)定條件即中間包鋼水液位在50~80%之間的波動(dòng)，在本試驗(yàn)中，釘組由三枚鋼釘和一枚鋁釘組成。連續(xù)進(jìn)行三次浸入試驗(yàn)(釘組1、2和3)。
在本節(jié)中，平均和單個(gè)(釘組1)彎月面速度在試驗(yàn)1進(jìn)行了討論，然后比較了試驗(yàn)1和試驗(yàn)2中測(cè)得的彎月面速度(vx)的x方向分量，并討論了結(jié)果對(duì)鑄坯清潔度的影響。
試驗(yàn)1
圖9顯示了鋼、保護(hù)渣從水口中心沿著結(jié)晶器寬度方向到窄面的三組平均液位，以及鋼棒表現(xiàn)出來(lái)的藍(lán)色/紫色線的三組位置，通過(guò)將釘子相對(duì)于半個(gè)結(jié)晶器寬度的相對(duì)位置歸一化處理，計(jì)算出了橫切面中的歸一化寬度。鋼水液面(圖中藍(lán)線)表示z方向彎月面速度分量(vz)，它由鋼液涌入、氬氣輔助鋼流動(dòng)和重力作用于z方向的力構(gòu)成，氬氣作用鋼水流動(dòng)導(dǎo)致大量的氬氣泡上浮離開結(jié)晶器對(duì)鋼水產(chǎn)生的阻力。
圖9 從水口中心線沿著結(jié)晶器寬度到窄面測(cè)量鋼水液面、液態(tài)保護(hù)渣液面和鋼棒藍(lán)色/紫色位置圖
在圖9中，由于氬氣流和雙輥流鋼液的回流對(duì)鋼水流動(dòng)的影響存在，在SEN附近和窄面處鋼水液面最高。應(yīng)該注意的是，鋼水液面的最高位置在鋼釘St1(最接近浸入式水口SEN)，其次是St2和St3。液面的變化波動(dòng)差是由于氬氣泡在SEN和結(jié)晶器內(nèi)中破裂、合并和附著引起的Ar氣泡運(yùn)動(dòng)的隨機(jī)性，鋼棒藍(lán)色/紫色位置(鋼水液面間接指示)與測(cè)量的鋼水液面相印證。由于只使用了三根鋁釘(Al1、Al2和Al3)，液渣液面測(cè)量數(shù)量有限，液渣層厚度在結(jié)晶器寬度方向上為0.18~0.66英寸范圍內(nèi)，基本恒定。鋼水液面和保護(hù)渣液渣液面的相似位置曲線給出了對(duì)vz(鋼在彎月面速度的z向分量)大小的定性理解，表明vz足以將鋼水液面和保護(hù)渣液面推高(這里的~ -110 mm是指在基準(zhǔn)線以下測(cè)量鋼水液面的基準(zhǔn)線)。
圖10a顯示了沿著結(jié)晶器寬度方向從SEN浸入式水口到窄面(NF)x方向(vx,avg)彎月面速度分量的矢量。箭頭的長(zhǎng)度表示數(shù)值大小。圖10b顯示了vx,avg的大小，其中鋼水流動(dòng)從SEN水口流向窄面NF的方向被認(rèn)為是負(fù)值。vx的方向，平均變化從負(fù)的鋼釘St1到接近零的St2，然后再次從負(fù)的St3到逐漸正的St5。這種方向性的改變是鋼液(Vst)與Ar氣輔助推動(dòng)鋼液(VAr)相互作用的結(jié)果?？拷胧剿赟EN(位置St1到St3)，鋼液從浸入式水口SEN流出帶動(dòng)大量Ar氣泡流出離開結(jié)晶器而產(chǎn)生的VAr。此外，Ar氣泡行為的隨機(jī)性質(zhì)導(dǎo)致了St1和St2位置的額外方差。需要注意的是，在A、B、C點(diǎn)(紅叉)的vx，平均值幾乎為零(紅虛線)。
圖10 (a) 彎月面速度的平均x分量(vx, avg)相對(duì)于鋼釘St位置的矢量圖，由St1到St7；(b) 以及沿結(jié)晶器半寬(從水口SEN到窄面)的vx,avg大小
圖11顯示了彎月面速度矢量的x分量和vx的大小，試驗(yàn)1中鋼釘組1，對(duì)于這個(gè)特殊的鋼釘組，在圖11b 中vx1所示的M、N、P和Q四個(gè)點(diǎn)上等于0(紅叉)。在M點(diǎn)和N點(diǎn)之間以及P點(diǎn)和Q點(diǎn)之間標(biāo)記為E和F的區(qū)域顯示出最大值，這可能是由于Vst和VAr的疊加的貢獻(xiàn)。E和F區(qū)域?qū)?yīng)著兩個(gè)離散的Ar氣泡從彎月面逃離結(jié)晶器的位置。這兩個(gè)Ar氣泡群應(yīng)該是(a)靠近水口SEN(區(qū)域E)出口的大氣泡和(b)較小的氣泡，它們被拖向NF(區(qū)域F)。
圖11 (a) 對(duì)應(yīng)的鋼釘(St)在x方向(vx,1)的平均彎月面速度分量矢量圖，(b) 沿結(jié)晶器半寬(從水口SEN到窄面)的vx,1的大小
圖10和圖11所示的點(diǎn)A、B、C和M、N、P、Q分別為駐點(diǎn)，一個(gè)駐點(diǎn)(2D形式)在彎月面處形成一個(gè)波(3D形式)，在這個(gè)波處VAr(由一群浮力氬氣泡輔助推動(dòng)的鋼流)有望抵消Vst(回流循環(huán)鋼液流)。
在圖12中，CC結(jié)晶器的頂面寬視圖中，彎月面上有一個(gè)駐點(diǎn)N，當(dāng)Vst(鋼流)抵消了彎月面處的VAr (Ar輔助推動(dòng)鋼流)時(shí)，駐點(diǎn)周圍產(chǎn)生了駐點(diǎn)波。在彎月面上，兩組Ar氣泡影響彎月面流動(dòng)的兩個(gè)區(qū)域分別表示為E和F。在N點(diǎn)，由于不協(xié)調(diào)的剪切流，停滯波可能會(huì)產(chǎn)生渦旋，如圖12所示。[3,16]較強(qiáng)的渦流會(huì)拖曳保護(hù)渣液渣，形成類型2夾雜物。在使用全尺寸水模型的物理模擬實(shí)驗(yàn)中，[17]報(bào)道了類似的漩渦形成裹渣，圖10和圖11中vx,avg和vx,1的數(shù)值約為0.20 m/s，表明彎月面鋼流狀態(tài)穩(wěn)定。
圖12 結(jié)晶器內(nèi)流體流動(dòng)和駐點(diǎn)N的圖解表示，E和F區(qū)域表示兩組Ar氣泡群
試驗(yàn)1和試驗(yàn)2中彎月面速度分量(vx)的比較分析
在隨后的試驗(yàn)中，在保持結(jié)晶器鋼水液面不變的情況下，鋼包鋼水連續(xù)向中間包填充，進(jìn)行了3次鋼釘浸入試驗(yàn)。由于鋼液流入的瞬態(tài)變化(由于由于鋼釘頭組件浸入造成液流入結(jié)晶器的壓頭增大)，而且Ar氣體的恒定，試驗(yàn)2的鋼液彎月面速度分量vx隨時(shí)間的變化如圖13所示。
圖13 在試驗(yàn)1和2中測(cè)量的vx(彎月面速度的x分量)大小。X1和X2分別表示結(jié)晶器半寬位置。I1, J1和I2表示在試驗(yàn)1和2中觀察到vx最大值的彎月面區(qū)域
圖13給出了試驗(yàn)1和試驗(yàn)2在x方向的平均彎月面速度分量(vx,avg)。在試驗(yàn)2中，vx的完整輪廓無(wú)法確定，因?yàn)橹挥腥M鋼釘被浸入。試驗(yàn)1和試驗(yàn)2的中間寬度位置分別記為X1和X2。
在試驗(yàn)1中，平均速度曲線由三個(gè)連續(xù)的浸入試驗(yàn)來(lái)確定。計(jì)算的誤差很大，然而，這是由于第三次浸入導(dǎo)致的，造成這種偏差的原因可能是鋼釘組件安放時(shí)候傾斜造成的問(wèn)題(鋼釘組沿著彎月面擺動(dòng))或MFFP的瞬態(tài)變化。如前所述，vx曲線中的兩個(gè)最大值(I1和J1)是由于兩群Ar氣泡溢出結(jié)晶器造成的。X1處的速度是-0.18m/s，位于I1和J1之間。
在試驗(yàn)2中，vx曲線隨時(shí)間變化(N2-A, N2-B到N2-C)，在X2(與SEN等距X1)處達(dá)到峰值。該峰代表第一個(gè)最大值，記為I2(不穩(wěn)定氬泡演化區(qū)域)。N2-A的vx約為0.35 m/s，這是由于氬輔助推動(dòng)鋼液流動(dòng)(VAr)占主導(dǎo)地位，鋼液流速(Vst)較弱，是中間包鋼水液位下降時(shí)的典型現(xiàn)象。
彎月面曲線表明，在試驗(yàn)1和2中，結(jié)晶器鋼水流動(dòng)模式MFFP均位于不穩(wěn)定多輥式URF區(qū)域。如前所述，在試驗(yàn)1的穩(wěn)定條件下，URF可以看作是DRF和SRF的組合，[6]在此結(jié)晶器寬度和Ar流量下，DRF/SRF比值較高。但在試驗(yàn)2中，隨著Vst從N2-A、N2-B到N2-C的增加，vx曲線逐漸發(fā)生變化，DRF/SRF比值隨之增加。因此，可以得出結(jié)論，這種操作變化影響彎月面速度，只能使用IMFFP域映射可視化。
相同結(jié)晶器寬度截面MFFP與鋼清潔度之間的關(guān)聯(lián)
試驗(yàn)1和試驗(yàn)2之間的IMFFP變化體現(xiàn)在鑄坯的清潔度上，在試驗(yàn)2狀態(tài)下，鑄坯中出現(xiàn)了較多的長(zhǎng)條缺陷，然而，分析這些缺陷的化學(xué)性質(zhì)無(wú)法將它們歸類為類型1或類型2夾雜物。在連鑄生產(chǎn)過(guò)程中，更換鋼包和中間包鋼水液面下降會(huì)增加這些長(zhǎng)條缺陷的風(fēng)險(xiǎn)。這一研究表明，如果確定了結(jié)晶器流體流動(dòng)的演變，可以與鑄坯產(chǎn)品中夾雜形成的頻率相關(guān)。原則上，鑄坯產(chǎn)品中夾雜物的數(shù)量和位置可以與IMFFP疇圖相關(guān)聯(lián)。因此，在特定結(jié)晶器寬度的連鑄過(guò)程中，可以建立包含夾雜的頻率、化學(xué)性質(zhì)和位置的數(shù)據(jù)庫(kù)。然后，該數(shù)據(jù)庫(kù)可以生成與IMFFP相關(guān)的鋼鐵清潔度的圖形表示，如圖14所示。每個(gè)橢圓形狀內(nèi)表示各自包含夾雜物類型(類型1或類型2)的頻率，顏色表示連鑄產(chǎn)品中的位置。在連鑄產(chǎn)品中，紅色和藍(lán)色分別表示中心(靠近浸入式水口SEN)和邊緣(靠近窄面)的夾雜物。有了這些數(shù)據(jù)庫(kù)，IMFFPs就可以用來(lái)確定最佳的連鑄條件，從而使鑄坯具有優(yōu)良的潔凈度。
圖14 在IMFFP域圖中觀察到的夾雜物的類型、頻率(橢圓形的大小)和位置(紅色和藍(lán)色分別表示接近水口SEN和窄面NF)的圖像表示
結(jié)論
在本研究中，我們回顧了典型的結(jié)晶器鋼液流動(dòng)模式MFFP對(duì)最終產(chǎn)品清潔度的可能影響，鑄坯中產(chǎn)生的夾雜物分為類型1(結(jié)晶器外形成的外生夾雜物)和類型2(結(jié)晶器內(nèi)生產(chǎn)的夾雜物)。
討論了結(jié)晶器鋼液流動(dòng)模式MFFP隨鑄坯變量(鑄型寬度、連鑄拉速和氬氣流量)的變化規(guī)律，并針對(duì)給定的結(jié)晶器寬度提出了IMFFP域映射的概念。
介紹了兩種常用的MFFPs測(cè)量方法- 浸釘法(NDM)和棒材偏轉(zhuǎn)法(RDM)，NDM測(cè)定的彎月面速度與MFFPs之間存在相關(guān)性。
NDM已應(yīng)用于EVRAZ Regina鋼廠的連鑄機(jī)上，測(cè)定了彎月面鋼液流動(dòng)速度。除穩(wěn)態(tài)連鑄外，還進(jìn)行了非穩(wěn)態(tài)連鑄試驗(yàn)，并對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了討論。
穩(wěn)態(tài)條件下，特定鑄坯寬度下的最大平均彎月面鋼水流動(dòng)速度在0.2(±0.1)m/s以內(nèi)，裹渣量最小。
在不穩(wěn)定狀態(tài)下，測(cè)得的彎月面鋼液流動(dòng)速度的不穩(wěn)定性可能導(dǎo)致旋渦的形成，導(dǎo)致類型2夾雜。
在一定結(jié)晶器寬度的連鑄操作運(yùn)行過(guò)程中，流體在穩(wěn)態(tài)和非穩(wěn)態(tài)下的流動(dòng)演變對(duì)鋼的清潔度產(chǎn)生影響，這可以通過(guò)IMFFP域映射觀察到。
目前正在對(duì)幾種結(jié)晶器寬度進(jìn)行后續(xù)的CFD建模，通過(guò)整合工廠試驗(yàn)、計(jì)算和物理建模開發(fā)的IMFFP域地圖將有助于排除故障并提高鑄鋼的清潔度。
致謝
作者感謝A. Hamilton, M. Arafin, M. Fedin和L. Collins (EVRAZ R&D)， K. Dunnett和S. Fuka (EVRAZ Regina Steel)的技術(shù)投入。感謝EVRAZ Regina鋼鐵公司連鑄操作團(tuán)隊(duì)的支持。
參考文獻(xiàn)
1. P.H. Dauby, “Continuous Casting: Make Better Steel and More of It!” Revue de Métallurgie, Vol. 109, No. 2, 2012, pp. 113–136.
2. B. Konar, D. Li and K. Chattopadhyay, “Demystifying the CC Mold at University of Toronto: The First Full-Scale Mold Water Model in North American Academia,” AISTech 2019 Conference Proceedings, 2019, pp. 1331–1344.
3. L.C. Hibbeler and B.G. Thomas, “Mold Slag Entrainment Mechanisms in Continuous Casting Molds,” AISTech 2013 Conference Proceedings, 2013, pp. 1215–1230.
4. S. Kunstreich and P.H. Dauby, “Effect of Liquid Steel Flow Pattern on Slab Quality and the Need for Dynamic Electromagnetic Control in the Mould,” Ironmaking & Steelmaking, Vol. 32, No. 1, 2005, pp. 80–86.
5. S. Kunstreich, P.H. Dauby, S-K. Baek and S-M. Lee, “Multi-Mode EMS in Thick Slab Caster Moulds and Effect on Coil Quality and Machine Performance,” 5th European Continuous Casting Conference, Nice, France, 2005, pp. 482–489.
6. X. Deng, C. Ji, Y. Cui, L. Li, X. Yin, Y. Yang and A. Mclean, “Flow Pattern Control in Continuous Slab Casting Moulds: Physical Modelling and Plant Trials,” Ironmaking & Steelmaking, Vol. 44, No. 6, 2017, pp. 461–471.
7. R. Liu, J. Sengupta, D. Crosbie, S. Chung, M. Trinh and B.G. Thomas, “Measurement of Molten Steel Surface Velocity With SVC and Nail Dipping During Continuous Casting Process,” Sensors, Sampling, and Simulation for Process Control, Thomas, B.G.; Yurko, J.A.; Zhang, L., eds. John Wiley & Sons Inc., Hoboken, N.J., 2011, pp. 51–58.
8. B. Rietow and B.G. Thomas, “Using Nail Board Experiments to Quantify Surface Velocity in the CC Mold,” AISTech 2008 Conference Proceedings, 2008, pp. 1–11.
9. C. Ji, J. Li, H. Tang and S. Yang, “Effect of EMBr on Flow in Slab Continuous Casting Mold and Evaluation Using Nail Dipping Measurement,” Steel Research International, Vol. 84, No. 3, 2013, pp. 259–268.
10. J. Kubota, K. Okimoto, A. Shirayam and H. Murakami, “Development of Flow Control Technology in Continuous Casting Mold at High Speeds,” Steelmaking Conference, Iron & Steel Society, Washington, D.C., USA, 1991, pp. 233–241.
11. T. Zhang, J. Yang and P. Jiang, “Measurement of Molten Steel Velocity Near the Surface and Modeling for Transient Fluid Flow in the Continuous Casting Mold,” Metals, Vol. 9, No. 1, 2019, pp. 36–51.
12. R. Liu, J. Sengupta, D. Crosbie, S. Chung, M. Trinh and B.G. Thomas, “Measurement of Molten Steel Surface Velocity With SVC and Nail Dipping during Continuous Casting Process,” Sensors, Sampling, and Simulation for Process Control, Thomas, B.G.; Yurko, J.A.; Zhang, L., eds. John Wiley & Sons Inc., Hoboken, N.J., USA, 2011, pp. 51–58.
13. A. Akhtar, B.G. Thomas and J. Sengupta, “Analysis of Nail Board Measurement of Liquid Slag Layer Depth,” AISTech 2016 Conference Proceedings, 2016, pp. 1427-1438.
14. http://threeplanes.net/toolsteel.html, A Woodworker’s Guide to Tool Steel and Heat Treating, accessed 15 January 2020.
15. B. Rietow and B.G. Thomas, “Using Nail Board Experiments to Quantify Surface Velocity in the CC Mold,” AISTech 2008 Conference Proceedings, 2018.
16. Z. Liu, F. Qi, B. Li and M. Jiang, “Vortex Flow Pattern in a Slab Continuous Casting Mold With Argon Gas Injection,” Journal of Iron and Steel Research International, Vol. 21, No. 12, 2014, pp. 1081-1089.
17. B. Konar, D. Li and K. Chattopadhyay, “Physical Simulation and Stateof-the-Art Visualization of Complex Continuous Casting Flows Using a Full-Scale Water Model System,” STEELSIM 2019, Toronto, Canada, 2019, pp. 780–791.
作者
Bikram Konar：Research Engineer — Senior, EVRAZ North America Research and Development, Regina, Sask., Canada bikram.konar@evrazna.com
Jyoti Saroop：Product Engineer, Core Linepipe Inc., Calgary, Alta., Canada
Shaojie Chen：Research Engineer — Principal, EVRAZ North America Research and Development, Regina, Sask., Canada
