宽板坯连铸结晶器流场的数值模拟

工程科学学报，第38卷，增刊1：50-55,2016年6月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,Suppl.1:50-55,June 2016 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2016.s1.009:http://journals.ustb.edu.cn 宽板坯连铸结晶器流场的数值模拟 姜平国2)四，赖朝斌2) 1)北京科技大学钢铁治金新技术国家重点实验室，北京1000832)江西理工大学治金与化学工程学院，赣州341000 ☒通信作者，E-mail:ngguo jiang@163.com 摘要针对某钢厂150mm×1503mm宽板坯连铸结晶器生产中出现的表面波动及卷渣情况，利用FLUENT软件对其进行 了三维稳态数学计算.计算以流体表面流速为主要衡量指标，研究了出水口的倾斜角度、倒角形状对该水口作用下结晶器内 流场的影响.计算结果表明，原型结晶器浸入式水口作用下，流场内的表面流速大，射流冲击深度小，液面波动大，卷渣严重. 改变出水口的倾斜角度，结晶器内表面流速依旧较大，依然有较严重的卷渣现象发生.改用方案3出水口倒角形状改为相切 后，表面流速由原型最大的0.6m/s减小到0.2m/s,冲击深度增加，流场改善，卷渣问题得到解决. 关键词结品器：数值模拟：水口形状：表面流速 分类号TG244 Numerical simulation of the flow field in a wide slab continuous casting mold JIANG Ping-guo,LAI Chao-bin?) 1)State Key Laboratory od Adanced Metallury,University of Science and Technoliogy Beijing,Beijing 100083,China 2)Institute of Metallurgical and Chemical Engineering,Jiang Xi University of Science and Technology,Ganzhou 341000,China Corresponding author,E-mail:Pingguo_jiang@163.com ABSTRACT The surface fluctuation and slag entrapment involved in the wide slab continuous casting mold of 150 mm x 1503 mm in a steel plant was caculated by FLUENT software.Surface velocity was set as the main measure to study about port angle and guide an- gular shape of the nozzle influence on flow field.The calculation results show that under the condition of original nozzle,the surface velocity was large,but the impact depth was small and the fluctuation was severe.Entrapment of slag was serious.After changed the angle of the outlet,the mold surface velocity remained large and severe entrapment of slag.When scheme 3 (outlet lead angle changed shape to tangent)was applied,surface velocity reduced from0.6m/s to 0.2m/s,impact depth improved,flow field character became better,and problem of slag entrapment was resolved. KEY WORDS mold;numerical simulation:nozzle shape;surface velocity 结晶器作为连铸过程中最重要的一环堪称连铸机为进行了众多数值计算的模拟研究习.其中相当一 的“心脏”0，同时为调整钢液纯净度的最后一道关 部分人从物理模拟的角度探讨研究了生产中铸坯的规 卡，这也使得结晶器中钢水的流动特征和钢液表面的 格以及浸入式水口的出水口形状、角度、浸入到结晶器 流动特性日益成为治金领域研究人员关注的焦点问 钢液中的深度对结晶器流动行为以及液面波动的影 题.如何优化浸入式水口和结晶器操作工艺参数对连 响.再结合以数值计算的手段对试验数据进行了研究 铸坯质量的提高具有重要作用.很多年以来，国际 印证，得到了随着坯子宽度的加大，钢液表面的波动随 上的治金工作者不仅对连铸结晶器的设计进行了大量 之减小的结论.除此之外如果浸入式水口的出水口角 研究调研，还对连铸过程中结晶器内部流场的流动行 度逐渐减小时，将会造成钢液表面的波动，甚至引起表 收稿日期：201601-20 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51564016)：江西省自然基金资助项目(20151BAB206029)

工程科学学报，第 38 卷，增刊 1: 50--55，2016 年 6 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，Suppl． 1: 50--55，June 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． s1． 009; http: / /journals． ustb． edu． cn 宽板坯连铸结晶器流场的数值模拟 姜平国1，2) ，赖朝斌2) 1) 北京科技大学钢铁冶金新技术国家重点实验室，北京 100083 2) 江西理工大学冶金与化学工程学院，赣州 341000  通信作者，E-mail: Pingguo_jiang@ 163． com 摘 要 针对某钢厂 150 mm × 1503 mm 宽板坯连铸结晶器生产中出现的表面波动及卷渣情况，利用 FLUENT 软件对其进行 了三维稳态数学计算． 计算以流体表面流速为主要衡量指标，研究了出水口的倾斜角度、倒角形状对该水口作用下结晶器内 流场的影响． 计算结果表明，原型结晶器浸入式水口作用下，流场内的表面流速大，射流冲击深度小，液面波动大，卷渣严重． 改变出水口的倾斜角度，结晶器内表面流速依旧较大，依然有较严重的卷渣现象发生． 改用方案 3 出水口倒角形状改为相切 后，表面流速由原型最大的 0. 6 m/ s 减小到 0. 2 m/ s，冲击深度增加，流场改善，卷渣问题得到解决． 关键词 结晶器; 数值模拟; 水口形状; 表面流速 分类号 TG244 Numerical simulation of the flow field in a wide slab continuous casting mold JIANG Ping-guo1，2)  ，LAI Chao-bin2) 1) State Key Laboratory od Adanced Metallury，University of Science and Technoliogy Beijing，Beijing 100083，China 2) Institute of Metallurgical and Chemical Engineering，Jiang Xi University of Science and Technology，Ganzhou 341000，China  Corresponding author，E-mail: Pingguo_jiang@ 163． com ABSTＲACT The surface fluctuation and slag entrapment involved in the wide slab continuous casting mold of 150 mm × 1503 mm in a steel plant was caculated by FLUENT software． Surface velocity was set as the main measure to study about port angle and guide an￾gular shape of the nozzle influence on flow field． The calculation results show that under the condition of original nozzle，the surface velocity was large，but the impact depth was small and the fluctuation was severe． Entrapment of slag was serious． After changed the angle of the outlet，the mold surface velocity remained large and severe entrapment of slag． When scheme 3 ( outlet lead angle changed shape to tangent) was applied，surface velocity reduced from 0. 6 m/ s to 0. 2 m/ s，impact depth improved，flow field character became better，and problem of slag entrapment was resolved． KEY WOＲDS mold; numerical simulation; nozzle shape; surface velocity 收稿日期: 2016--01--20 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( 51564016) ; 江西省自然基金资助项目( 20151BAB206029) 结晶器作为连铸过程中最重要的一环堪称连铸机 的“心脏”［1］，同时为调整钢液纯净度的最后一道关 卡，这也使得结晶器中钢水的流动特征和钢液表面的 流动特性日益成为冶金领域研究人员关注的焦点问 题． 如何优化浸入式水口和结晶器操作工艺参数对连 铸坯质量的提高具有重要作用［2］． 很多年以来，国际 上的冶金工作者不仅对连铸结晶器的设计进行了大量 研究调研，还对连铸过程中结晶器内部流场的流动行 为进行了众多数值计算的模拟研究［3--5］． 其中相当一 部分人从物理模拟的角度探讨研究了生产中铸坯的规 格以及浸入式水口的出水口形状、角度、浸入到结晶器 钢液中的深度对结晶器流动行为以及液面波动的影 响． 再结合以数值计算的手段对试验数据进行了研究 印证，得到了随着坯子宽度的加大，钢液表面的波动随 之减小的结论． 除此之外如果浸入式水口的出水口角 度逐渐减小时，将会造成钢液表面的波动，甚至引起表

姜平国等：宽板坯连铸结晶器流场的数值模拟 ·51 面卷渣.另外有一些研究人员经过了在板坯连铸结晶 动：(2)忽略因密度变化而引起的自然对流：(3)忽略 器流场数学模拟的基础上，得到了结晶器内出水口的 凝固坯壳的存在；(4)结晶器内部的钢液按照均相介 射流对结晶器窄面处冲击位置以及钢液湍动能云图的 质处理，其密度和黏度等参数设为常数：（⑤）忽略液面 分布，而且尝试了对连铸生产过程中结晶器各项参 顶部钢渣界面反应的影响：(6)忽略结晶器振动、锥度 数和浸入式水口的形状以及出口角度等数值的优化. 及弧度对流场的影响：(7)不考虑结晶器内的温度变 本文针对某钢厂连铸生产过程中，结晶器钢液表 化和化学变化对流场的影响：(8)钢液面的项部界面 面有波动甚至卷渣的现象，对其产生的原因进行分析 被视为自由面，并且忽略自由面的重力和波动的影响. 研究。以控制方程为基础，对结晶器内流场的流动行 1.2控制方程 为进行数学模拟，从速度场的分布情况以及三维液面 结晶器内钢液的流动主要取决于浸入式水口形 波动的角度深入研究了结晶器浸入式水口的倒角形状 状、结晶器断面形状及连铸工艺.在众多湍流模型中， 和倾斜角度改变对结晶器生产的影响效果.最终解决 目前较为常用的是kε方程模型，根据流体力学理论， 实际生产中卷渣的问题，达到保障生产顺行，提高治金 湍流流动可由三维稳态的连续性方程、Navier-一Stokes 效果的目的 方程（动量守恒方程）以及k一ε双方程来描述，这些方 1数学模型 程可表示如下 连续性方程： 本工作的研究对象为某钢厂150mm×1503mm规 7v=0. (1) 格的板坯连铸结晶器.水口结构如图1所示，结晶器 标准k-e模型(SKE):采用稳态雷诺平均数学模 各项尺寸参数如表1所示. 拟(RANS)方法，控制方程如下： 表1结品器数值模拟尺寸参数 (1)质量守恒（连续性方程）： Table 1 Numerical simulation of mold size parameters a=0 (2) 参数 相应数值 : 结品器长度/mm 1100 (2)动量守恒(Navier-Stokes方程)： 板坯宽度/mm 1503 (3) 结品器窄面宽度/mm 150 0-是是（尝尝） p dxidxi dx: 保护渣黏度/(Pa·s) 1.5 V=vo +V' (4) 板坯规格/(mm×mm) 150×1503 CK V= (5) 水口出口形状/(mm×mm) 92(长)×16（宽） (3)描述湍流运动的k一ε方程： 92 品a)a+台) +G-p8, (6) ax (7) 式中：G=-p24=pc. 一0. (4)湍动能耗散方程（ε方程）： a引a+台)引+cc-6w (8) 图1原型水口结构示意图（单位：mm) 其中，G为湍动能产生项，由下式确定： Fig.1 Diagram of original submerged entry nozzle structure (unit: mm） G=μ，aa, (9) 1.1基本假设 其中，μ。为有效黏性系数，Pas,其表达式为： 实际生产过程中结晶器内的情况十分复杂，同时 、2 (10) 有传质和传热的交互作用，根据其流动特征和研究目 h.=μ+4，=u+pC.E 的可对结晶器流场的计算作以下简化和假设： 式中：p为密度，kg/m3;x代表速度，m/sp为压强，Pa; (1)结晶器内的钢液流动为稳态黏性不可压缩流 ur为有效黏度系数，Pa·sya是有效黏度为分子黏度

姜平国等: 宽板坯连铸结晶器流场的数值模拟 面卷渣． 另外有一些研究人员经过了在板坯连铸结晶 器流场数学模拟的基础上，得到了结晶器内出水口的 射流对结晶器窄面处冲击位置以及钢液湍动能云图的 分布［6］，而且尝试了对连铸生产过程中结晶器各项参 数和浸入式水口的形状以及出口角度等数值的优化． 本文针对某钢厂连铸生产过程中，结晶器钢液表 面有波动甚至卷渣的现象，对其产生的原因进行分析 研究． 以控制方程为基础，对结晶器内流场的流动行 为进行数学模拟，从速度场的分布情况以及三维液面 波动的角度深入研究了结晶器浸入式水口的倒角形状 和倾斜角度改变对结晶器生产的影响效果． 最终解决 实际生产中卷渣的问题，达到保障生产顺行，提高冶金 效果的目的． 1 数学模型 本工作的研究对象为某钢厂 150 mm × 1503 mm 规 格的板坯连铸结晶器． 水口结构如图 1 所示，结晶器 各项尺寸参数如表 1 所示． 表 1 结晶器数值模拟尺寸参数 Table 1 Numerical simulation of mold size parameters 参数 相应数值 结晶器长度/mm 1100 板坯宽度/mm 1503 结晶器窄面宽度/mm 150 保护渣黏度/( Pa·s) 1. 5 板坯规格/( mm × mm) 150 × 1503 水口出口形状/( mm × mm) 92( 长) × 16( 宽) 图 1 原型水口结构示意图( 单位: mm) Fig． 1 Diagram of original submerged entry nozzle structure ( unit: mm) 1. 1 基本假设 实际生产过程中结晶器内的情况十分复杂，同时 有传质和传热的交互作用，根据其流动特征和研究目 的可对结晶器流场的计算作以下简化和假设［7--9］: ( 1) 结晶器内的钢液流动为稳态黏性不可压缩流 动; ( 2) 忽略因密度变化而引起的自然对流; ( 3) 忽略 凝固坯壳的存在; ( 4) 结晶器内部的钢液按照均相介 质处理，其密度和黏度等参数设为常数; ( 5) 忽略液面 顶部钢渣界面反应的影响; ( 6) 忽略结晶器振动、锥度 及弧度对流场的影响; ( 7) 不考虑结晶器内的温度变 化和化学变化对流场的影响; ( 8) 钢液面的顶部界面 被视为自由面，并且忽略自由面的重力和波动的影响． 1. 2 控制方程 结晶器内钢液的流动主要取决于浸入式水口形 状、结晶器断面形状及连铸工艺． 在众多湍流模型中， 目前较为常用的是 k--ε 方程模型，根据流体力学理论， 湍流流动可由三维稳态的连续性方程、Navier--Stokes 方程( 动量守恒方程) 以及 k--ε 双方程来描述，这些方 程可表示如下． 连续性方程: Δ ν = 0． ( 1) 标准 k--ε 模型( SKE) : 采用稳态雷诺平均数学模 拟( ＲANS) 方法，控制方程如下: ( 1) 质量守恒( 连续性方程) : ui xi = 0． ( 2) ( 2) 动量守恒( Navier--Stokes 方程) : D( ui ) Dt = － 1 ρ p xi +  xj ( veff ( ) ui xj + uj x ) i ， ( 3) νeff = ν0 + νt， ( 4) νt = Cμ k 2 ε ． ( 5) ( 3) 描述湍流运动的 k--ε 方程:  xi ( ρkui ) =  x (j μ0 + μt σ ) k k xj + Gk － ρε， ( 6)  xi ( ρεui ) =  x (j μ0 + μt σ ) k ε xj + C1 ε k Gk + C2 ρ ε2 k ， ( 7) 式中: Gk = － ρ u'iu'j uj xi ，μt = ρCu k 2 ε ． ( 4) 湍动能耗散方程( ε 方程) : ρ ( utε) xi =  x [ ( i μe + μt σ ) ε ε x ]i + ε k ( C1G － C2 ρε) ． ( 8) 其中，G 为湍动能产生项，由下式确定: G = μt uj x ( i ui xj + uj x ) i ． ( 9) 其中，μe 为有效黏性系数，Pa·s，其表达式为: μe = μ + μt = μ + ρCμ k 2 ε ． ( 10) 式中: ρ 为密度，kg /m3 ; v 代表速度，m / s; p 为压强，Pa; μeff为有效黏度系数，Pa·s; νeff是有效黏度为分子黏度 · 15 ·

·52 工程科学学报，第38卷，增刊1 。和动力黏度y,之和.p为流体密度，kg/m3:u:,u分 别为i方向的速度，m/s;x,x分别为i,方向的坐标 2实验方案 值，mg:为i方向的重力加速度，m/s2:P为压力，Pa;k 对原型浸入式水口结晶器进行流场的数值模拟， 为湍动能，m21s2;e为湍动能耗散率，m2/s34,为湍流 分析结果.原型水口的出水口角度为与水平面夹角 黏性系数，Pasμ为分子黏性系数，Pas. 12°，浸入深度（出水口中心线的位置与结晶器表面的 C,、C2、C,、k、s为经验常数，取Laundering和Spal- 距离)为140mm,见图3.从浸入式水口的出水口倾斜 ding所推荐的数据，如表2所示. 角度和出水口的倒角形状两个角度来考虑结晶器流场 流动的变化情况，以及对结晶器液面卷渣情况的影响， 表2k一ε方程中的经验常数 Table 2 Constants in k-s equation 为解决实际生产中表面卷渣问题提供理论指导.现拟 对该结晶器不同出水口倾斜角度和倒角形状进行数值 C Cu 计算，对计算结果进行比对分析，具体方案如表3 1.44 1.92 0.09 1.0 1.3 所示. 1.3网格划分 表3结品器数学模拟实验方案 根据连铸生产用结晶器结构几何对称的特点，简 Table 3 Mathematical simulation experiment scheme of mold 化数值计算模型，取1/4水口结晶器为研究对象，沿着 方案 水口浸入深度/mm水口出口角度/()水口倒角 结晶器宽度的方向对其进行结构化网格划分.图2为 方案1 140 12 原型弧形 对结晶器计算区域及水口的网格划分示意图 方案2 140 18 原型弧形 方案3 140 12 直接相切 3结果与讨论 图4、图5和图6显示的依次是方案1、方案2和 方案3的结晶器宽面中心面速度矢量图和结晶器宽面 速度云图以及结晶器表面(free-surface)的速度矢 量图. 可以看到原型水口时的结晶器中心面上的流场分 布情况.射流在撞击到结晶器窄面后形成上升流和下 降流，上升流流股强劲，沿着窄面向上运动流向弯月 面，并在靠近上表面的过程中逐渐折向水口方向，在结 图2计算区域的网格划分 晶器上部形成较强的上回流区：下降流沿着窄面向下 Fig.2 Grid partition for computing area 运动，一部分流股随连铸的进行向下运动，另一部分则 逐渐弯曲向上运动，在结晶器下部形成下回流区.但 (原型出水口倒角形状 (b)方案3出水口倒角形状 图3不同方案出水口倒角形状示意图 Fig.3 Diagram of different scheme nozzle shape

工程科学学报，第 38 卷，增刊 1 ν0 和动力黏度 νt 之和． ρ 为流体密度，kg /m3 ; ui，uj 分 别为 i，j 方向的速度，m / s; xi，xj 分别为 i，j 方向的坐标 值，m; gi 为 i 方向的重力加速度，m / s2 ; P 为压力，Pa; k 为湍动能，m2 / s2 ; ε 为湍动能耗散率，m2 / s3 ; μt 为湍流 黏性系数，Pa·s; μ 为分子黏性系数，Pa·s． C1、C2、C3、k、ε 为经验常数，取 Laundering 和 Spal￾ding 所推荐的数据，如表 2 所示． 表 2 k--ε 方程中的经验常数 Table 2 Constants in k--ε equation C1 C2 Cμ σk σε 1. 44 1. 92 0. 09 1. 0 1. 3 1. 3 网格划分 根据连铸生产用结晶器结构几何对称的特点，简 化数值计算模型，取 1 /4 水口结晶器为研究对象，沿着 结晶器宽度的方向对其进行结构化网格划分． 图 2 为 对结晶器计算区域及水口的网格划分示意图． 图 3 不同方案出水口倒角形状示意图 Fig． 3 Diagram of different scheme nozzle shape 图 2 计算区域的网格划分 Fig． 2 Grid partition for computing area 2 实验方案 对原型浸入式水口结晶器进行流场的数值模拟， 分析结果． 原型水口的出水口角度为与水平面夹角 12°，浸入深度( 出水口中心线的位置与结晶器表面的 距离) 为 140 mm，见图 3． 从浸入式水口的出水口倾斜 角度和出水口的倒角形状两个角度来考虑结晶器流场 流动的变化情况，以及对结晶器液面卷渣情况的影响， 为解决实际生产中表面卷渣问题提供理论指导． 现拟 对该结晶器不同出水口倾斜角度和倒角形状进行数值 计算，对 计 算 结 果 进 行 比 对 分 析，具 体 方 案 如 表 3 所示． 表 3 结晶器数学模拟实验方案 Table 3 Mathematical simulation experiment scheme of mold 方案 水口浸入深度/mm 水口出口角度/( °) 水口倒角 方案 1 140 12 原型弧形 方案 2 140 18 原型弧形 方案 3 140 12 直接相切 3 结果与讨论 图 4、图 5 和图 6 显示的依次是方案 1、方案 2 和 方案 3 的结晶器宽面中心面速度矢量图和结晶器宽面 速度 云 图 以 及 结 晶 器 表 面 ( free-surface ) 的 速 度 矢 量图． 可以看到原型水口时的结晶器中心面上的流场分 布情况． 射流在撞击到结晶器窄面后形成上升流和下 降流，上升流流股强劲，沿着窄面向上运动流向弯月 面，并在靠近上表面的过程中逐渐折向水口方向，在结 晶器上部形成较强的上回流区; 下降流沿着窄面向下 运动，一部分流股随连铸的进行向下运动，另一部分则 逐渐弯曲向上运动，在结晶器下部形成下回流区． 但 · 25 ·

姜平国等：宽板坯连铸结晶器流场的数值模拟 ·53· 2.0 1.8 16 1.4 1.2 1.0 0.8 0.6 0.4 0.2 t/ms) )速度云图及流线图 b)结晶器宽面速度矢量图 r/(m's-) 0.5nm 0.050.100.150.200.250.300.350.400.450.50 (©)结晶器表面速度 图4方案1中结品器内钢液速度分布图 Fig.4 Velocity of steel in mold of scheme 1 20 1.8 1.2 1.0 0.8 06 0.4 0.2 r/(m's-) (a速度云图及流线图 )结晶器宽面速度矢量图 nl(m's) 00m0060101401n0220760303M030042 0.5 m/s (e)结晶器表面速度 图5方案2中结品器内钢液速度分布图 Fig.5 Velocity of steel in mold of scheme 2 综合分析来看，原型水口的设计不合理，使得水口射出 形状后，由图6看到向上冲击的分流在表面处的最大 的流股末端向上卷，从而带动钢液表面的流速过快，最 速度降低至0.2m/s,出现最大速度的区域也发生了明 大速度处距离水口上方较近，折回速度最大可达0.5 显的后移，这都是由于水口出口处流股形态改变造成 m/s,这种形式的流场会造成液面的高低起伏，极容易 的，而此时的表面速度能明显降低表面的波动和卷渣 造成卷渣 情况 由图4和图5发现仅仅将水口出口倾角由原型的 通过图7中各曲线的比较发现，各条曲线都表现 12°改为18°并未明显改善流场的流动特性，结晶器液 出了速度值随着距离的增加先增大后减小的趋势.并 面最大速度均在0.5m/s左右.而当改变了水口倒角 且修改水口倒角之后钢液表面的速度峰值明显降低

姜平国等: 宽板坯连铸结晶器流场的数值模拟 图 4 方案 1 中结晶器内钢液速度分布图 Fig． 4 Velocity of steel in mold of scheme 1 图 5 方案 2 中结晶器内钢液速度分布图 Fig． 5 Velocity of steel in mold of scheme 2 综合分析来看，原型水口的设计不合理，使得水口射出 的流股末端向上卷，从而带动钢液表面的流速过快，最 大速度处距离水口上方较近，折回速度最大可达 0. 5 m / s，这种形式的流场会造成液面的高低起伏，极容易 造成卷渣． 由图 4 和图 5 发现仅仅将水口出口倾角由原型的 12°改为 18°并未明显改善流场的流动特性，结晶器液 面最大速度均在 0. 5 m / s 左右． 而当改变了水口倒角 形状后，由图 6 看到向上冲击的分流在表面处的最大 速度降低至 0. 2 m / s，出现最大速度的区域也发生了明 显的后移，这都是由于水口出口处流股形态改变造成 的，而此时的表面速度能明显降低表面的波动和卷渣 情况． 通过图 7 中各曲线的比较发现，各条曲线都表现 出了速度值随着距离的增加先增大后减小的趋势． 并 且修改水口倒角之后钢液表面的速度峰值明显降低， · 35 ·

54· 工程科学学报，第38卷，增刊1 2.0- 1.0 18 16 0.8 1.4 1.2 0.6 1.0 p 0.4 0.6 0.4 0.2 0.2 t/m's-) -0.5 1 0.5 宽度/m a)速度云图及流线图 )结晶器宽面速度矢量图 t/(ms-) 0.5ms (⊙)结晶器表面速度 图6方案3中结晶器内钢液速度分布图 Fig.6 Velocity of steel in mold of scheme 3 0.50 0.60 (a)方案1 0.45 0.55 (b)方案2 0.50 0.40 0.45 0.35 0.40 0.30 0.35 0.25 · 0.30 020 025 贸 0.15 0.20 0.10 一改性表面 0.15 。一原型表面 0.10 005 一。改性低于50mm 0.05 +-原型低于50mm 0.00 0.1 0.2 0.30.40.50.6 0.7 0.8 0.0 0.10.2 0.30.4050.60.70.8 水口中心距离 水口中心距离m 0.6 (c)方案3 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 。-改性低于100mm 。-原型低于100mm 0.0 0.1 0.20.30.40.50.60.708 水口中心距离/m 图7距离表面不同距离处速度变化曲线 Fig.7 Curve of velocity in different distance from the surface 由之前的0.6m/s降低至0.2m/s,结晶器液面速度的 射程，进一步影响了流股射出的形态和窄面冲击点的 降低有利于减少液面波动，进而减少卷渣和吸气吸夹 位置和强度以及上下回流的强度.在设置的两个水口 杂情况的发生，有利于实际生产 出口角度中，出口角度为12°改为18°后并未解决射流 流股向上翘的问题，因此出口角度并不是造成卷渣的 4结论 影响因素 (1)浸入式水口出口角度主要影响射流的方向和 (2)不改变水口出口角度，将原型中平滑过渡的

工程科学学报，第 38 卷，增刊 1 图 6 方案 3 中结晶器内钢液速度分布图 Fig． 6 Velocity of steel in mold of scheme 3 图 7 距离表面不同距离处速度变化曲线 Fig． 7 Curve of velocity in different distance from the surface 由之前的 0. 6 m / s 降低至 0. 2 m / s，结晶器液面速度的 降低有利于减少液面波动，进而减少卷渣和吸气吸夹 杂情况的发生，有利于实际生产． 4 结论 ( 1) 浸入式水口出口角度主要影响射流的方向和 射程，进一步影响了流股射出的形态和窄面冲击点的 位置和强度以及上下回流的强度． 在设置的两个水口 出口角度中，出口角度为 12°改为 18°后并未解决射流 流股向上翘的问题，因此出口角度并不是造成卷渣的 影响因素． ( 2) 不改变水口出口角度，将原型中平滑过渡的 · 45 ·