Enhanced Ladle Shroud Performance using a Novel Design Concept versus a Conventional Shroud Design
新理念设计钢包长水口提高性能
钢包长水口是炼钢中的一种重要装置，其目的是保护已脱氧的钢水在浇注和凝固前不受大气的影响二次氧化。当前钢包长水口设计的一个问题就是长水口上部碗口与钢包开浇机构的下水口连接处产生负压，为了防止空气渗透而使得用氩气密封连接处至关重要，但是反过来会导致多相流体，并有可能形成数量不受控制的大尺寸的氩气气泡，在长水口出口处，这些氩气气泡从钢水中分离出来，在冲击区内将隔绝大气的中间包覆盖剂被顶破形成TOE（中间包钢水钢水裸露）。另一个问题是在钢包开浇时候过程中产生湍流，多相流动，这些会使得开浇时刻的钢水二次氧化严重。本文运用数学和物理水模型，提出并研究了一种新的钢包长水口设计。新设计的目的是为了避免钢包长水口连接处的负压，抑制开浇时刻钢水多相湍流，从而产生微小气泡，用于钢液的进一步清洁。这种新型收敛-发散的设计与标准的反锥设计进行了性能比较。对两种设计方案的流体流动进行了仿真和实验对比，初步证明了新设计方案能够改善钢包长水口的性能。
关键词：钢包长水口；二次冶金精炼；计算流体动力学
1. 引言
1.1. 钢包长水口设计
钢包长水口是现代炼钢中必不可少的装置，连接钢包和中间包，保护钢水不受大气的影响，避免其二次氧化。近年来提出了几种新的钢包长水口设计，以改善炼钢操作。两个新设计的例子是耗散型Dissipative结构，和喇叭口/锥形Trumpet/Conical（也被称为反向锥形）设计。耗散型设计将增强钢水在长水口系统内的混合现象。[1~4]喇叭口型设计将降低钢水进入中间包速度和湍流，减少夹渣、水口堵塞、夹渣和中间包内更好的混合行为。[1,3,5,6]喇叭口或反锥形钢包长水口的使用最近在炼钢工业中变得越来越普遍，因为它比传统的恒径设计具有优势。[6]对不同长水口设计的研究主要集中在假设单相流的稳态状态下，使用物理和数学模型。[1,3,6~8]最近，研究了一些与“启动开浇”、钢包变化和氩气保护相互作用有关的瞬态现象。[5,9,10]
在炼钢过程中，为了优化中间包的钢水流场，提出了几种钢包长水口LS设计方案。[4]提出并研究了一些创新的长水口设计，如喇叭口（TLS）和锥形（CLS）长水口设计。Zhang, Yang， Li等人[1,3]通过数学和实验模型研究了在中间包内使用耗散型长水口（DLS）的影响。DLS的目标是减少进入中间包钢水的湍流，从而减少整个长水口 -中间包系统中的湍流，详细研究了长水口对中间包内钢水混合现象的影响。对于数学建模，作者使用大涡模拟（LES）模型来预测DLS内部的湍流，并使用壁面适应局部涡流粘度（WALE）方法在壁面附近进行特殊处理，适用于复杂的几何形状，如DLS。通过1:1比例的DLS水模对数学模型进行了验证。仿真结果与实验得到的油墨示踪图像吻合较好。Fang，Deng等人[5]出版的论文通过数学和物理模型分析了两种不同喇叭形钢包长水口对五流中间包多相流体流动的影响，采用一个传统的长水口设计作为比较。对稳态连铸和钢包转换操作进行了分析。作者采用VOF模型对钢-渣-空气相互作用进行了模拟。用1 / 3比例尺水模型验证了数学结果。结果表明，增大长水口内出口直径可减小钢渣界面附近的湍流，从而减少钢水的裹渣量。在换钢包过程中，长水口设计的效果要求进口流量是稳态流量的两倍。分析结果显示，与喇叭形钢包长水口相比，传统钢包长水口中空气从长水口-中间包系统中排出的时间更快。此外，还讨论了不同长水口对中间包顶开覆盖剂形成渣眼的影响。最近，Zhang和同事[6]用稳态和单相模拟比较了标准型、喇叭型和锥形钢包长水口，并在水模型实验中用RTD（停留时间分布）曲线进行了验证。同时，通过三种不同设计方案的水模拟和工业试验，获得了TOE值。结果表明：与内径不变的长水口相比，发散锥形设计降低了钢水进入中间包的入流速度，使中间包内的TOE最小，死区最小；在工业试验中，发散锥形设计湍流较小，波动较小。测量了铝损失率（[Als]）来评估二次氧化，结果表明锥形长水口设计的铝损失率最低。
1.2. 长水口内的多相流
在钢包长水口操作中，众所周知，是可能吸入空气的，因为在钢包长水口内产生的压力场在开浇机构的下水口于长水口连接处为负。[11]为了避免在实践中吸入大气，工业上使用氩气罩，以尽量防止空气通过吸力进入，从而损害钢液质量。研究发现，根据注入氩气量与钢液流速的比值，会在钢包长水口内产生不同的多相流动。例如，在实验中发现，为避免空气进入，所需的氩气屏蔽流量必须大于钢流量的三分之一。[7,12]然而，如果氩气流量过高，则会在中间包内产生较大的中间包覆盖剂开眼（TOE），通常会导致随后的夹渣和钢的再次氧化产物。[13~16]
研究工作的重点是通过数学和物理建模来更好地理解长水口产生的两相（氩气-钢）流动。在2018年，Mazumdar， Singh和Tiwari[17]解决了使用DPM（离散相建模）方法正确模拟长水口内的两相流的问题。DPM模型最初假设气泡流动，气体体积分数约为10%。然而，根据通常的工业氩气流量，体积分数可达25%。[4]在 2018年，Singh和Mazumdar[12]发表了一篇关于两相长水口系统的综合水模型分析，以及水口和长水口直径、长水口气体流量，特别是气-液比（Qg/Ql）等几个变量对长水口内流动特性的影响。实验使用了两个全尺寸水模型（用于方坯连铸和板坯连铸），钢-水的流速是相等。根据气液比（Qg/Ql）的不同，Singh和Mazumdar在实验中观察到三种一般的流动形式：[12]气体和钢液之间的气泡流动形式，在钢包长水口上部有自由液体射流，下部有气泡混合区。在2019年，Singh和Mazumdar[7]使用VOF多相模型预测了钢包长水口内的钢水-氩气流动，并与之前发表的实验结果进行了比较。[12]该模型通过实验测量得到了广泛的验证，作者能够提出预测钢水下行自由射流长度和防止空气侵入所需的氩气流速的相关性。数学模型的结果与水模实验进行了比较，其中观察到两种情况。当气液流量比较低（Qg/Ql = 0.025）时，开始观察到有气泡状态。当达到较高的气液流量比（Qg/Ql=0.2）时，实现了自由钢水射流。同样，当在钢包长水口内实现完全自由射流时，需要大约Qg/Ql=0.4的气液流动比来防止任何大气进入。[12] Mukherjee和mazumdar最近在物理和数学模型方面的一些研究证实，[18,19]在雷诺数保持相似的情况下，使用全尺寸水模型可以更好地研究钢包长水口系统，并且等温方法相对有效。[18]作者还发现，所研究的氩气输送系统不能实现均匀的氩气包裹覆盖钢水分布。[19]此外，提出了一种新的氩气气体输送系统，该系统可以切向输送氩气，从而增强了开浇机构下水口-长水口接头的屏蔽密封性。最近，Ranjan和Mazumdar[20]用物理和数学模型证明了中间包内气体运移或进入的负面影响，导致强烈的表面流动和湍流。
Zhang和他的同事们[10]对钢包转换过程中中间包内多相流体流动进行了VOF模拟，模拟了钢水、空气和覆盖剂三相。用1:3水模型验证了数学结果，即覆盖剂的行为。研究发现，VOF模型可以预测钢水-气体-覆盖剂的瞬态相互作用，如夹渣和中间包开眼（TOE）。在2021年，Xu, Ling， Wang等人[22]研究了中间包覆盖剂和钢包更换对中间包空气侵入和TOE的影响。采用VOF模型预测相的相互作用，并在动量方程中增加一项（F→）来模拟三相（钢水-覆盖-气体）之间的界面张力。通过将TOE与半比例水-油模型进行比较，验证了该模型的有效性。由此得出结论，在钢包更换过程中由于空气通过长水口进入钢包内，导致中间包覆盖剂渣眼TOE的形成，钢水和大气贯通发生二次氧化。
我们的研究小组[9,23]最近在一个工业锥形钢包长水口设计上的实验工作，正如数学模型所预测的那样，开浇时刻表明在长水口内会形成湍流多相流。用水模型定量地证实了这种开浇现象现象。此外，通过数学建模，还对开浇期间的飞溅和多相流发展等现象进行了3D预测。图1展示了这些发现。此外，这些实验量化了数学预测的空气进入的强大潜力（大约300升/分钟的空气）。
图1 耗散型长水口内多相流发展的物理和数学模型。来自文献9
1.3. 气泡在炼钢中的应用
在炼钢操作中，惰性气体气泡用于清除钢中的污染气体（C， O， N， H,）以及有害的非金属夹杂物。这些氩气泡可以有意地做得非常小，只要它们的形成条件合适。
在2017年和2021年，Chang、Isac、Guthrie等人[25,26]通过水模和工业测试证实，中间包中产生小气泡（<1mm）是可能的。建立了一个多相数学模型，研究了中间包内气泡大小、气泡分布及其对覆盖剂的影响。采用VOF模型、标准k-ε湍流模型和DPM模型分别对气泡、湍流场和气泡轨迹产生的渣眼张开进行了模拟。在计算气泡轨迹时，考虑了重力（FG）、阻力（FD）和虚质量（FVM）力。气泡的大小是通过水模拟实验先验确定的。此外，还引入传热方程，研究了渣眼张开引起的热损失，包括热辐射和对流。研究结果表明，气泡尺寸越小（0.5 mm），分散效果越好，气泡较多地覆盖在中间包钢水上部，氩气清除钢中各种尺寸夹杂团块的能力越大。这些微气泡同时降低了由较大气泡（4-6mm）引起的覆盖剂扰动和随之而来的热损失。它们会产生气体驱动的羽流、中间包渣眼张开（TOE）、更高的热损失和夹渣问题。
最近，Li、Xu、Li等人提出了一种气体搅拌炼钢钢包的多尺度自适应模型。[27,28]作者将VOF和DPM模型与自适应网格细化（ARM）相结合，研究了钢包内多尺度、多相、氩气-钢水-顶渣流动。用VOF模型跟踪相的大尺度界面，用DPM模型跟踪离散的小尺度气泡，用VOF- AMR和DPM模型进行尺度间的过渡。所建立的模型用于研究渣-气相互作用、气泡聚集和聚并长大以及渣眼形成等现象。预测的气泡大小分布、渣滴夹带和渣眼大小与空气-水-油实验结果吻合较好，表明了气泡耦合方法在炼钢生产中的实用性。
He、Liu、Su和他们的同事发表了一项研究，[29]在实际的工业试验中，通过向钢包长水口注入标准氩气，证明了氩气微泡的存在。气泡是通过“冷钢板浸渍”试验方法捕获的，该试验将钢板取样器浸入钢液中，冷却熔融金属板，促进快速凝固并捕获气泡。利用扫描电镜（SEM）对浸渍钢水后的钢板试样进行分析，测得尺寸在100 ~ 1 000μm的球形气泡。此外，还获得了附着在气泡上的氧化铝基夹杂物的SEM图像，进一步证明了氩气微气泡通过附着去除夹杂物的能力。本工作的一些结果[29]显示了捕获的气泡和附着在气泡上的氧化铝夹杂物以及夹杂物的EDS分析。
Chang等人[26]最近提出了一种钢包长水口设计，利用液体自由落体在充满氩气的中间包中产生微气泡，钢包长水口的一部分部分浸没在，作为屏蔽物，以抑制由于落流撞击引起的表面波动。作者测量了在不同液体流速和自由落体长度下产生的气泡，得到了空气-水系统中气泡的大小在0.37到3.76 mm之间。
根据所评论的文献回顾，如图2(b)所示，一种新的钢包长水口（LS）收敛-发散设计的概念化考虑了三个主要目的：
图2 不同的钢包长水口设计。(a)炼钢工业目前使用的设计。(b)拟议的新设计
1. 避免在开浇机构下水口-长水口连接处产生负压。为了防止这种负真空压力，连接处的压力（图2(b)中的A）和中间包表面钢处的压力(b)都应该是大气压力。
下面是在炼钢厂运行并研究过的实际长水口的B点直径（DB）（长水口浸入中间包中最大钢液液位）的计算结果。[9]伯努利方程计算考虑入口速度为0.8 m/s，初始内径为50 mm (DA)：
2.用新设计抑制开浇启动时的初始湍流多相流。
3. 在B点产生气体微气泡（直径<0.5 mm），因此被称为“缩流断面”，此处的剪切应力预计最高，从而增加了产生小尺寸气泡的可能性，[31~34]以提供更高清洁度的钢水。这包括许多小于50 1×10−6 m的小尺寸夹杂团块，目前不可能在工业上去除。（译注：50μm的夹杂物太大，应该能够在精炼过程中去除的）
本工作的目的是通过数学和物理建模来研究所提出的新的钢包长水口设计。所提出设计的具体尺寸如图3所示。这些用于CFD模拟和全尺寸水模型构建。计算流体动力学（CFD），利用商业软件ANSYS Fluent 19.1对所提出设计的多相流行为进行初步预测。这使我们能够与传统的反向锥度设计性能进行初步比较。[9,23] 使用全尺寸塑料长水口原型进行水物理建模，以评估长水口内流体流动行为的数学预测，并分析新型长水口操作的一些实际方面。为了对两种设计进行精确的数学和实验比较，长水口上端内腔直径为φ50 mm，两种长水口长度相同为880 mm，出口端相同。此外，在“缩流断面”处进行了气体注入测试，以确认产生微气泡的最佳能力。
图3 新的钢包长水口计尺寸，用于构建3D模型
2. 方法
2.1. 数学建模
类似于我们的论文，[9]开发了一个瞬态等温数学模型来初步测试简化几何形状的新的长水口设计。第二种情况的实际几何形状的中间包冲击区和它的所有组成部分，例如，钢包开浇机构下水口和长水口连接方式，钢水流量，实际中间包壁厚度和几何尺寸，也被来进行研究。开浇机构下水口-长水口处连接的设计模仿了工业中使用的重叠连接类型，复制了之前的工作，[23]连接的尺寸进行了调整，以减少系统内部的空间，因为预计不需要注入氩气来避免任何潜在的气体吸入，这与标准做法相反，开浇机构下水口与长水口连接的负压需要氩气包裹。图4显示了第一种情况的几何形状、尺寸和边界条件，图5显示了第二种情况的几何形状、尺寸和边界条件。目前的模拟考虑了已经研究过的工业反锥形钢包长水口的运行条件和数学预测，即进口质量流量和运行液体高度，以比较两种设计在相似工艺条件下的性能和行为。两种情况的边界条件如图4和图5所示：①入口速度为0.8 m/s，相当于钢包开浇机构100%完全打开，钢水下行最大量，钢的体积分数为1；②对称平面；③具有防移动边界条件的固体墙壁；④压力出口，具有零表压力。对于这两种情况，最初假设系统充满空气，体积分数等于1。与反向锥形研究相比，对于这种长水口设计，将不考虑吹氩，这是设计的主要目的之一，以避免系统顶部的负压，从而消除了氩气屏蔽操作的必要性。
图4 第一种情况的几何形状和边界条件
图5 第二种情况的几何形状和边界条件
表1给出了用于数学建模的材料的性质。根据先前的工作，气相（空气和氩气）的密度和粘度参考了1873 K。[9,23]
表1 材料特性
表1注：第一行：密度，ρ（kg/m3）；第二行：运动黏度，μ（Pas）；第三行：钢水-气体表面张力，σ（N/m）。第二列到第三列分别是在1600℃温度下的钢水，在20℃温度下的水，空气。
利用商用CFD软件ANSYS Fluent 19.1在求解所需控制方程的基础上，结合有限体积法（FVM）对流场进行求解。各时间步需要解的方程如下：
流体体积（VOF）多相模型连续性方程：
其中ρ、α和u→分别对应于第qth相（钢、空气或氩气）的密度、时间、相体积分数和速度，t对应于时间，m·pq和m·qp分别对应于从相p到相q和从相q到相p的质量传递。式(5)表示约束条件，其中所有相体积分数之和必须始终对等等于，这样，就可以通过这个约束来计算相的体积分数。
VOF显式离散化方程：
公式(6)对应于通过显式公式对体积分数进行时间依赖的离散化，其中n、αn q,f、V和Un f分别对应于前一个时间步长的指数、第qth相体积分数的面值、网格单元体积和通过面的法向体积通量。
动量输送方程：
公式(7)对应于单个动量方程，该动量方程求解并对所有相共享。方程(7)依赖于通过ρ和μeff计算的相的体积分数。公式(8)和公式(9)得到体积分数、平均密度和有效粘度，其中包括湍流模型计算的湍流粘度μt。v→，p，g→分别代表混合物的速度，压力，重力。
标准k-ε湍流模型：
公式10对应紊流黏度的定义，这里的Cμ是模型常数（0.09），k对应湍流动能，ε对应耗散率。这两项都可以通过公式11和公式12求解。Gk对应剪切功产生的湍流动能，σk、σε、C1、C2对应模型常数，分别为1.0、1.3、1.43、1.92。
生成了约60万个单元的四面体网格，最大偏度为0.70。通过对多个网格进行测试，得到与网格无关的解，确定单元个数。模拟在288核MMPC的高性能计算机集群中运行，该集群包括一个头节点和5个相邻节点，每个节点64 GB，以及一个英特尔至强处理器。为每个可变时间步长设置最多20次迭代，并使用公式6中所示的显式VOF公式调整为保持全局Courant （Co）数0.25。时间步长为1×10−7 ~ 1×10−5秒。所有变量的残差设为1 × 10−6。仿真采用速度-压力耦合算法。
2.2. 物理建模
全尺寸水模型已被证明是研究长水口-中间包系统的有效工具。[12,18 - 20,23,35,36]在以前的工作中，[9,24]尽管材料性能不同，但已经证明了水-空气全尺寸模型定性描述工业钢包长水口系统的能力。为了进一步参考，建议读者参阅文献[24]钢水-空气和水-空气模拟与全尺寸水模型物理模拟的比较及其相似之处。实验工作温度在20℃左右（20℃时水的性质ρ水= 998.21 kg/m3, 20℃时水的性质υ水=1.00 × 10−6 m2/s），工作温度变化不大。建立了钢包长水口设计的塑性全尺寸模型，进行了水实验，观察了新型钢包盖设计中的流体流动特性。原型由5mm柔性亚克力板构成，尺寸如图3所示。边缘被焊接起来，完整的部分被插入到直径76mm的透明PVC管中，其中我们制造了10mm厚的环，并插入管内，以支持新的全真模型的倾斜壁。为了模拟下水口-长水口连接，长水口塑料模型设计中加入了一个头部碗口，遵循之前工作的过程，并使用相同的钢包下水口进行工业反锥度设计研究。[23]装配示意图如图6(a)所示，在McGill Metals Processing Cente（MMPC）实验室运行的物理模型图片如图6(b)所示。在“缩流断面”直径为23mm地方钻一个1.2mm的孔，并在孔处连接带有气体流量计（0 ~ 0.5 LPM）的气体接头，用于注气和产生气泡。先前建造的中间包槽[23,24]被用于新长水口设计的实验，与标准的反向锥度设计进行直接的物理建模比较。关于中间包槽的构造和水模型实验的更多细节在我们以前的出版物中提出。
图6 (a)新长水口设计的全尺寸物理模型示意图。(b)实验设置
实验中，进水流速为0.8 m/s（约1.6 LPM）来模拟开浇启动/填充阶段的操作，这与之前的反锥设计研究中使用的流速相同。[9]用尼康D5300相机进行录像和拍照，观察系统内部流体的流动行为。在不同的气体流量（0.1、0.2、0.3、0.4和0.5 LPM）下，在“缩流断面”处产生气泡，并对气泡进行拍照，观察不同气体流量条件下气泡的大致大小。
3. 结果
3.1. 数学建模结果
接下来介绍了在浇注阶段和准稳态运行期间，传统的反向锥形长水口设计（初始内径为φ50 mm，最终内径为φ75 mm）与建议设计（初始内径为φ50 mm， B点内径为直径23 mm，最终内径为φ50 mm）之间的CFD模拟比较。通过瞬态计算来跟踪系统钢水开始充填中间包和后面稳态运行期间的界面行为，即中间包钢水液面高度达到其运行最终水平。在这两种情况下，入口速度都指定为0.8米/秒。反向锥度设计的结果是先前发表的工作的一部分。[23,24]图7和8显示了两种情况下不同时间的预测钢体积分数轮廓，在一个横向平面上进行二维可视化。可以观察到，在反向锥形钢包长水口设计中，长水口形成了下降流，由于内径ID的发散，钢包长水口没有充满钢水。从图7中可以看出，在14.413秒时，长水口实际上充满了钢水，避免了与系统中初始空气的混合，避免了钢的二次氧化。对于反锥设计，在29.765秒时，系统内产生湍流多相流，钢内产生气泡。这样可以促进钢液的二次氧化。采用所提出的设计，在28.254秒时，产生了单相且湍流较小的流动，流体的流动行为得到了重要改善。图8显示了这两种情况在较长的时间下的预测结果。对于反向锥度设计（图8(a)），可以观察到湍流多相流如何持续到“水口盒子”充满钢水。在37.303秒时，采用反向锥形设计，沿长水口产生气泡，这对钢水的质量是不利的。另一方面，采用新的设计，在不同的时间内实现静态流动，直到系统充满钢液，避免了相之间的任何混合，如图8(b)所示。数学模型表明，采用所提出的长水口设计可以改善填充阶段。在反锥设计中观察到的湍流多相流在新的长水口LS设计中不存在。
图7 在不同时间，反向锥形长水口(a) [22]和建议设计第一种情况(b)在对称面上的预测钢体积分数轮廓
图8 在不同时间，反向锥形长水口(a)[22]和建议设计第一种情况(b)在对称面上的预测钢体积分数轮廓
图9给出了两种设计在稳态运行下的绝对压力的预测轮廓图形。如图9(a)所示，正如反向锥度设计所预期的那样，在系统的顶部，钢包开浇下水口-长水口连接的部位，预计会出现一个负压（低于1atm）。如果没有达到完美的密封，就会产生空气流入。前面已经讨论过的数学计算证明了这一点。图10显示了两种设计在稳态运行时的预测速度数值。在新型长水口LS设计的“缩流断面”中实现的高速度（3米/秒）可用于产生微气泡，用于高级钢种清洁作用。在这两种情况下，钢水离开长水口进入中间包的速度约为1.2米/秒，这意味着使用新设计不会对连铸拉速和生产率产生影响。
图9 预测当前反向锥形长水口(a) [22]和提议的设计第一种情况(b)在稳态运行下的绝对压力轮廓情况
图10 当前反向锥形长水口(a) [22]的预测速度轮廓，以及在稳态运行时提出的设计第一种情况(b)
图11至图13展示了两种设计的向中间包充填钢水阶段的三维模拟对比，显示了预测的三维钢体积分数。在这种情况下，新设计考虑了钢包开浇机构下水口-长水口连接的几何形状，“转弯流”，并复制了中间包冲击区的中间包壁。在我们之前的工作中[9]提出的结果与反向锥形长水口被用于这种比较。主题是在类似的时间提出的两种情况下，以比较多相流在浇注阶段的发展。图11显示了浇注过程的初始阶段，在0.5到5秒之间。由于反向锥形设计的几何形状（图11(a)），如前所述，当气流在3.276秒和4.993秒首次撞击“转弯流”时，形成了一个下降的气流，产生了可见的飞溅，几乎达到了水平高度的16英寸。在新设计的情况下（图11(b)），初始钢液流在0.757秒沿钢包长水口壁下降，分散了大部分动能。它避免了在3.364秒发生的标准钢包长水口设计的剧烈飞溅。通过比较，预测此时及以后的钢包长水口内钢水填充量主要为钢水，长水口内可见气泡，但在4.964秒时长水口内钢水填充量主要为静止状态。图12显示了转换钢包开浇后7到33秒之间的结果。图12(a)为反锥度设计的多相流，在17.299秒和32.506秒时，中间包钢液内出现了广泛的气泡，此时长水口内的降流开始崩塌，形成了气泡状的两相流。新设计如图12(b)所示，在7.164秒和17.608秒时，预测的气泡更少，表面波动也更小。在33.025秒时，在钢包长水口紧靠底部下方观察到一些气泡，但在新设计的长水口内部观察到的主要是单相流动。开浇的最后阶段在35到80秒之间，如图13所示。对于反向锥形设计（图13(a)），在35.36秒时，可以看到长水口内的多相湍流，该湍流扩展到40.11秒，在中间包内产生气泡。在80.01秒时，达到准稳定状态，由于氩气屏蔽包裹作用，中间包内仅可见氩气泡。对于新设计，如图13(b)所示，单相流主要存在于末级阶段，并在79.79秒达到准稳态。在第一种情况（图7和图8）和第二种情况（根据工业标准设计）之间，在填充阶段可以观察到一些差异。第一种情况下，简化了开浇机构下水口-长水口的连接，第二种情况下，根据工业标准设计了该连接处。期望的单相流动行为略有延迟，但在整个填充阶段是主要保持的。先前的分析使我们能够观察到新提出的设计与反向锥形设计相比的一些有希望的优点，例如，在开浇初始钢液流入中间包时飞溅较少，在填充的早期阶段单相静态流动，同时消除了中间包内由传统设计中湍流多相流产生的大气泡。这些潜在的改进应能提高炼钢厂的生产率，并消除或减少启动开浇时固有的一些条件，例如，二次氧化、溅钢、热损失等。
图11 不同时间的反向锥形钢包长水口(a)和建议设计(b)的预测钢体积分数3D效果图
图12 不同时间的反向锥形钢包长水口(a)和建议设计(b)的预测钢体积分数3D效果图
图13 不同时间的反向锥形钢包长水口(a)和建议设计(b)的预测钢体积分数3D效果图
图14为两种设计在准状态下，充填开始后80秒，在对称面上的预测速度等高线。图14(a)为反向锥形设计的速度场，其中速度最高的部分在长水口顶部，由于氩气屏蔽包覆操作导致氩气和钢的混合，速度在长水口底部降低。在新设计中，如图14(b)所示，在“缩流断面”处达到最大速度，使其成为生成微气泡的理想注射位置，[31,33]并且高速度将有助于避免“缩流断面”的任何潜在堵塞。然后，钢水流速降低流入到中间包内，促进了类似的反向锥形长水口浇铸速度。与之前的设计相比，新设计的钢包长水口下端的流速比以前的设计高，这将进入的湍流引导到中间包的底部壁上，并可能减少进入的湍流对表面覆盖剂的影响。如前所述，在两种设计中，从长水口底部进入中间包的流体速度没有很大的差异。
图14 在80秒（准稳态）时，反向锥形长水口(a)和建议设计(b)的预测钢水速度示意
图15给出了两种情况在准稳态下的湍流动能。可以观察到一些重要的差异。如图15(a)所示，在反锥度设计中，由于多相流的湍流，钢包长水口顶部的湍流度更高。相比之下，对于新设计，在准稳态条件下，在“缩流断面”以下，从钢包长水口进入中间包的发散流动中，湍流度更高。
图15 在80秒（准稳态）时，反向锥形钢包长水口(a)和建议设计(b)的预测湍流动能轮廓
3.2. 物理模拟结果
然后用新的长水口设计进行了水模拟实验，以验证填充过程的预测。图16为相似充填阶段的钢水体积分数等高线CFD预测及水模拟结果照片。定性地确定了充注过程，确认了长水口容易充注液体，抑制了湍流下降的液体流，从而促进了启动后不久的单相流动。此外，根据数学预测（图7(b)，在14.413秒时），水最初附着在左侧壁上下降，消散了入射液体的一些能量。通过水模型对这一行为所拍摄的照片如图17所示，人们可以观察到水沿着左侧壁面下降，与自由落体的液体流相比，显著减少了飞溅和冲击力。
图16 新钢包长水口对称面上的预测钢体积分数轮廓(a)和水模型试验照片(b)在不同填充阶段
图17 新钢包长水口设计的水模型初始填充阶段的照片
两种设计之间的直接比较如图18所示。图18(a)为之前实验中得到的反锥长水口设计水模型灌满三个不同时刻的照片。[23]在5秒和30秒时观察到湍流下降水流，然后逐渐转变为钢-渣-空气/（氩气）的高度多相湍流，在60秒时产生气泡，气泡从长水口进入模型中间包内的水中。图18(b)为新长水口设计的等效图。在新的设计中，下降的水流转化为钢包长水口内的钢和气体的两相流被消除。当模型中间包内的水位达到长水口底部30秒时，可以观察到模型中间包内的上升水产生一些气泡，但这些气泡很快就会消除。当水（钢水）到达缩流断面时，钢水在长水口内的单相流动已经完全建立，如图19所示。
图18 (a)反锥形钢包长水口和(b)新钢包长水口设计中间包水模型在不同时间的填充阶段
图19 采用新型长水口设计，在“缩流断面”注入不同气体流速（LPM）时产生微气泡
总之，通过数学预测和水模拟实验验证了新设计可以实现更静态的填充，与传统的反向锥形设计相比，单相流允许在新的钢包长水口内产生微气泡。反过来，这将使整个行业的钢液质量得到实质性改善。
因此，在“缩流断面”处进行了注气，并拍摄了不同气体流速下产生的气泡的照片，留下了新的长水口设计，如图19所示。作为参考，给出了无流量（0 LPM）时系统稳态运行时的无气泡图。图中显示了0.1、0.2、0.3、0.4和0.5 LPM注气时的照片，并附有10mm刻度作为尺寸参考。对不同气体流速下的气泡大小进行了分析。
可以观察到，在0.1 LPM时，可以观察到约0.2 mm范围内均匀分布的小气泡。与0.1 LPM的情况相比，在0.3 LPM的情况下观察到更大的气泡，尺寸变化明显更多。在0.5 LPM时，可以看到更大的气泡，其大小和形状变化更大。很明显，在所有情况下，气体流速的增加将促进稍大气泡的产生。它似乎也促进了更多的气泡合并和破裂，因为侧面的气泡明显比离开长水口底部的气泡大。气泡以受控的方式产生，测量的尺寸范围初步在0.2 mm至约5 mm之间，对于不同的使用气体流速，约50%的测量气泡的尺寸小于0.7 mm。这些气泡不会干扰流体流动，因为它们是分散的相，这与用标准顶部氩气罩观察到的多相流相反。[7,9,12,17,20]在不同的液体和气体流速条件下，详细的气泡尺寸分析将在未来的工作中进行，以及非润湿接触角对所得气泡尺寸的影响。在新的钢包长水口设计中，气泡的合并和破裂似乎在气泡的产生中起着重要作用。这些对小气泡的观察证明，在“缩流断面”的横流状态下，使用气体注入可以产生微气泡。高剪切速率下的气泡产生已被证明较少依赖于流体性质（例如密度、粘度、表面张力和接触角），如先前的工作所示，[32,33]其中使用水-空气系统模拟钢-氩气系统中横流状态下气泡产生的有效性。也进行了讨论。此外，我们还使用了Cerrolow的低温熔体，证实了这些结果与模拟钢熔体的液态金属相似。[34,37]此外，值得一提的是，这些实验是在润湿条件下进行的，没有表面改性，以促进炼钢-氩-耐火系统中存在的非润湿接触角。但一般来说，我们可以预期钢-氩气系统的气泡尺寸比水-空气系统的大。
4. 结论
目前的工作提供了数学结果，并通过物理水模型进行了定性验证。在相同工况下，将本设计的聚合-发散型钢包长水口与工业反锥设计进行了比较。研究结果表明，与以往类似设计相比，新型长水口聚散设计具有以下四个潜在优势：
•可以避免在开浇机构下水口-钢包长水口连接处吸入空气，因此也可以减少氩气屏蔽罩，这要得益于将长水口的负压增加到大气压，或者，在钢包长水口的顶部连接处与钢包的滑动水口下水口处略高于大气压。
•因此在长水口内产生单相流动，而不是湍流的两相流动。
•与反向锥形设计相比，在开浇过程中，通过抑制从钢包长水口流出的湍流多相流，可以促进静态填充和减少飞溅。
因此，可以在“缩流断面”处产生可控尺寸的氩气微泡，以促进微泡群，用于液态金属的深度清洁。实验通过在“缩流断面”处注气获得φ0.2 ~ 5mm大小的气泡。在今后的工作中，将详细分析各变量对气泡大小的影响。
目前，工业试验使用了一种新的收敛-发散设计的钢包长水口，以验证数学和物理建模的有希望的结果。本发明已申请国际专利（WO 2024/19252338）。
利益冲突声明
作者没有需要披露的利益冲突。
致谢
作者感谢加拿大自然科学与工程研究委员会（NSERC）和魁北克省铝研究与发展中心（CQRDA）以及麦吉尔金属加工中心的成员公司提供的资金支持。作者还想感谢ANSYS Inc.（Canonsburg， PA，USA）在软件许可方面的支持，以促进这项研究。
命名法
P：压力（atm）
G：重力加速度（s/m2）
ID：内径（mm）
H：高度(m)
D：直径(m)
u：线速度（m/s）
T：温度(K)
ρ：密度，（kg/m3）
μ：运动粘度，（Pa s）
μeff：有效粘度，（Pa s）
μt：湍流粘度，（Pa s）
k：导热系数（W/m k）
Cp：热容（J/Kg K）
σ：表面张力（N/m）
K：湍流动能（m2/s2）
ε：湍流耗散率（m2/s3）
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作者
Daniel Ricardo GONZALEZ-MORALES, Mihaiela Minea ISAC* and Roderick Ian Lawrence GUTHRIE：
Department of Materials Engineering, Faculty of Engineering, McGill University, Montreal Quebec, H3A 0C5 Canada.
* 通讯作者E-mail: Mihaiela.Isac@mcgill.ca
