Analyse dynamischer Strömungsvorgänge im Stranggießverteiler mit Turbostopper mittels LDA, PIV und CFD-Methoden

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1 9. GALA Fachtagung, Shaker Verlag, Winterthur, , S Analyse dynamischer Strömungsvorgänge im Stranggießverteiler mit rbostopper mittels LDA, PIV und CFD-Methoden H.-J. Odenthal, R. Bölling, H. Pfeifer Institut für Industrieofenbau und Wärmetechnik, RWTH Aachen, Kopernikusstr. 6, 5274 Aachen, Einleitung Flow Control Devices (FCD) zur passiven Strömungsführung im Stranggießverteiler einer Stranggießanlage werden seit langem zur Verbesserung des Reinheitsgrades von Stahl eingesetzt (Bild ). Insbesondere rbostopper, die unter dem Schattenrohr positioniert werden, liefern diesbezüglich in Kombination mit Dämmen und Wehren gute Ergebnisse. Eine ideale Schmelzenströmung im Verteiler besitzt eine gleichmäßig hohe Verweildauer mit kontrollierter rbulenz. Hierdurch sollen Totraumgebiete und Kurzschlussströmungen vermieden und die Abscheidebedingungen für nichtmetallische Einschlüsse verbessert werden. Im Fall des Einzelstranggießverteilers treten im Gießbetrieb unerwünschte Strömungsphänomene auf, die bereits auf der GALA 999 und 2 erläutert wurden [3, 4]. Der rbostopper mit umlaufender Innenkante hat im stationären Gießbetrieb die Aufgabe, den Pfannengießstrahl in sich zurück zu lenken, dadurch großräumige Wirbel und hohe rbulenzen räumlich zu begrenzen und infolge der damit verbundenen, höheren Energiedissipation im Eingießbereich die Abscheidebedingungen im übrigen Verteiler zu verbessern. Im instationären Betrieb, wie z. B. während des Pfannenwechsels, sollen die durch den Gießstrahl induzierten Verwirbelungen und Spritzer verringert werden. Zwar sind die Auswirkungen von rbostoppern auf die Verweilzeitverteilung (RTD) bereits untersucht worden, der eigentliche Strömungsmechanismus ist jedoch weitgehend unbekannt. Diese Arbeit umfasst die physikalische Strömungssimulation an Hand von Wassermo- Entrainment Stahlgießpfanne Weitere Auswirkungen beim Einsatz eines rbostoppers sind: Der Gießstrahl wird abgebremst und gedämpft. Dadurch werden Bereiche hoher Strömungsgeschwindigkeit bzw. großräumiger Wirbelbildung reduziert und es bildet sich eine homogenere Strömung. Der in sich zurück gelenkte, aufwärts Stranggießverteiler strömende Gießstrahl teilt sich an (ndish) der Oberfläche auf und transportiert die Schlacke radial vom Gießstrahl weg, wodurch der Schlackeneintrag verringert wird. Durch die nach oben gerichtete Strömung wird der Weg der Einschlüsse bis zur Abscheidung in die Schlacke verkleinert. Erosionsschutz des Verteilerbodens. Erhöhung des Kolbenstromanteils (plug flow) der Strömung und homogenere Temperaturverteilung in der Bild : Aufbau einer Stranggießanlage Schmelze. Optimierung der Verweilzeitverteilung, z. B. durch Erhöhung der minimalen Verweilzeit.

2 9. GALA Fachtagung, Shaker Verlag, Winterthur, , S dellen, wobei quantitative laseroptische Messmethoden wie die Laser-Doppler-Anemometrie (LDA) und Particle Image Velocimetry (PIV) verwendet werden. Für die numerische Simulation der Wasser- und letztlich der Stahlströmung werden gängige CFD-Verfahren eingesetzt. 2 Versuchsaufbau Die Versuche wurden an einem Wassermodell (Maßstab :.7) eines 6 t-stranggießverteilers zur Herstellung nichtrostender Stähle durchgeführt; eine detaillierte Beschreibung des Versuchsstandes ist in [4] enthalten. Im Einlauf des Schattenrohres ist ein Lochplattengleichrichter nach Laws [2] eingebaut, der den Eintrittsdrall durch die Zuleitung reduziert und somit für eine annähernd symmetrische Verteilerströmung sorgt. Die geometrischen Daten, sowohl für den 6 t-verteiler als auch für das verkleinerte Wassermodell, sind in Tabelle, die strömungstechnischen Daten in Tabelle 2 zusammengestellt. Der Volumenstrom ist V & sh = V & SEN = 3.68 l / s und entspricht der Reynolds-Ähnlichkeit mit Re=38, wobei als charakteristische Länge der hydraulische Durchmesser d hydr des durchströmten Verteilerquerschnittes A verwendet wurde. Es wurden drei runde rbostopper untersucht, deren Geometriedaten in [4] angegeben sind, und die sich im wesentlichen im Öffnungswinkel der umlaufenden Innenkante unterscheiden. Für die laseroptischen Messungen kamen ein Dantec 3D- LDA- und ein Dantec 2D-PIV-System mit den in Tabelle 3 und 4 gezeigten Anlagendaten zum Einsatz. Tabelle : Abmessungen des :.7- Wassermodells Länge des ndishs L 85 mm Tiefe des ndishs B 46 mm Neigung Seitenwände γ 7 Füllstandshöhe H 47 mm Durchmesser Schattenrohr d sh 4 mm Länge Schattenrohr l sh 9 mm Eintauchtiefe Schattenrohr z sh 38 mm Durchmesser Tauchrohr d SEN 45 mm Länge Tauchrohr l SEN mm Durchmesser Stopfen d sr 8 mm durchströmter Querschnitt A.24 m 2 hydraulischer Durchmesser d hydr.69 m Tabelle 2: Strömungstechnische Daten 6 t- Verteiler Wassermodell Dichte ρ in kg/m kin. Viskosität ν in m 2 /s Volumenstrom V & in l/s Durchströmgeschwindigkeit u in m/s.77.5 Schattenrohr- Austrittsgeschw. w sh in m/s Reynolds-Zahl Re Froude-Zahl Fr Tabelle 3: Technische Daten der 3D-LDA-Anlage 3D-Fiber Flow LDA power of argon ion laser E max 5 W with mono mode fibres wavelength λ 54.5 nm 488. nm nm optics 2D-optics (four beams) D-optics (two beams) focal length 8 mm 8 mm 8 mm expander ratio... beam diameter.35 mm.35 mm.35 mm beam intersection angle ϕ fringe spacing x 3. µm 2.2 µm 9.7 µm number of fringes n probe width d.38 mm.36 mm.36 mm probe length l 9.72 mm 8.4 mm 4.75 mm light power within the probe 3 mw 25 mw 5 mw angle between both optics δ 3 traverse system traversing range x,y,z 5 mm x mm x mm FVA, photomultiplier coincidence time t c µs (back-scatter) shift frequency f shift 4 MHz

3 9. GALA Fachtagung, Shaker Verlag, Winterthur, , S Tabelle 4: Technische Daten der 2D-PIV-Anlage double cavity Nd:YAGlaser system with flexible arm (.8 m) two Kodak Megaplus ES. cameras (class-ii-chip) wavelength λ 532 nm repetition rate f 5 Hz pulse energy E max 4 mj pulse duration t 4.3 ns min. time between pulses t PIV, min µs thickness of light sheet y 3 mm resolution 8 x 8 pixel repetition rate f (double exposure) 7 Hz cell size 9-3 mm chip size 9.7 mm x 9.6 mm Die CFD-Simulationen wurden mit dem kommerziellen Strömungslöser FLUENT 5.5 (Gittergenerator GAMBIT.3) durchgeführt. Die Grundlage der numerischen Simulation für die isotherme Wasserströmung bilden die Reynoldsgleichungen für turbulente Strömungen (RANS- Reynolds-Averaged-Navier-Stokes equations): ρ + ( ρu i) =, () t x i u u i u i p u 2 u i j l uj gi ρ + = ρ + µ + δ ij + ( ρuu i j) (2) t x j xi x j x j xi 3 x l x j mit δ ij ( i = j : δ =, i j : δ = ) und l=,2,3 (Voraussetzung: quell- und senkenfreie Strömung, externe Massenkräfte vernachlässigbar). Die Reynoldsspannungen werden mit dem Realizable k-ε Modell von Shih et al. [9] modelliert, welches eine Weiterentwicklung des Standard k-ε Modells darstellt. Die zu modellierende Größe ist die turbulente Viskosität µ t, die als Funktion der turbulenten kinetischen Energie k und deren Dissipationsrate ε dargestellt wird: k = ρc. (3) ε µ t µ Im Gegensatz zum Standard k-ε Modell ist C µ beim Realizable k-ε Modell keine Konstante, sondern eine Funktion der Geschwindigkeitsgradienten. Eine weitere Veränderung stellt eine neue Differenzialgleichung für die Dissipationsrate ε dar []. Für die Berechnung der Strömung des Wassermodels wurde ein strukturiertes Gitter mit ca. 4 Elementen generiert. Aufgrund der Symmetrie in Längsrichtung wird nur eine Verteilerhälfte untersucht. Die mittlere Maschenweite beträgt im Verteiler ca. 9 mm und im Schatten- und Tauchrohr ca. 3 mm. Am Eintritt in das Schattenrohr wird ein konstantes Geschwindigkeitsprofil mit w sh =2.92 m/s und einem rbulenzgrad von =2 % vorgegeben. Als Austrittsbedingung werden am Tauchrohr die Gradienten aller Strömungsgrößen (außer dem Druck) in Normalenrichtung null gesetzt. An der freien Oberfläche wird die Symmetriebedingung verwendet. Zur numerischen Lösung wird ein Segregated Solver mit impliziter Linearisierung verwendet. Als Konvergenzkriterium für die unbekannten physikalischen Größen gilt der Residualwert R< -5. Die Diskretisierung der diffusiven Terme in den Systemgleichungen erfolgt mit dem Zentraldifferenzen-Schema, die konvektiven Terme werden mit einem Upwind-Schema 2. Ordnung diskretisiert. Die Druckkorrektur geschieht mithilfe des SIMPLE-Verfahrens. Die Berechnungen werden im Netzwerk auf PC s Pentium-III 8 MHz mit GB-RAM durchgeführt. 3 Ergebnisse Bild 2 zeigt die Ergebnisse einer 3D-LDA-Messung in der horizontalen Ebene bei z=376 mm (=.8) direkt unter dem Schattenrohr. Die Größen wurden mit den in Tabelle und 2 angegebenen Daten normiert. An jedem Punkt des Messgitters mit insgesamt x Punkten in der xy-ebene ( x= y=5 mm) wurden 496 Samples im Koinzidenzbetrieb ermittelt. Voruntersuchungen haben gezeigt, dass ab etwa 2 Samples ein konstanter Mittelwert für die drei 2

4 9. GALA Fachtagung, Shaker Verlag, Winterthur, , S dimensionless velocity Geschwindigkeitskomponenten vorliegt. Bild 2 zeigt, dass sich am Austritt des Schattenrohres ein rotationssymmetrisches turbulentes Geschwindigkeitsprofil mit einem Maximum von w/w sh =.2 ausbildet. Vergleicht man die gemessenen mit den berechneten mittleren Geschwindigkeiten in den Schnitten y/d sh = und des Freistrahls (Bild 2b), so ist eine sehr gute Übereinstimmung festzustellen. Ähnliche Ergebnisse erhält man für den Vergleich der drei Geschwindigkeitskomponenten u/w sh,v/w sh,w/w sh und der turbulenten kinetischen Energie k entlang der Freistrahlachse in Bild 3. Die validierten CFD-Randbedingungen geben insbesondere die Geschwindigkeit w/w sh auf der Strahlachse gut wieder. Die turbulente kinetische Energie k steigt von ca. k=. m 2 /s 2 am Austritt des Schattenrohres (=.8) bis auf k=.27 m 2 /s 2 am Verteilerboden (=) an. Innerhalb der freien Scherschicht ist k.9 m 2 /s 2. Detailliertere Messungen zeigen, dass k im Bereich des Tauchrohreinlaufs bis auf ca. k=. m 2 /s 2 absinkt. Aufgrund der leicht asymmetrischen Strömung im Wassermodell ergeben sich für die numerisch ermittelten k-werte moderate Abweichungen. a) LDA b) LDA/CFD -.5 x/d sh y/d sh Z X Y w/w sh w/w sh w/w sh y/d_sh=: LDA y/d_sh=-.375: LDA y/d_sh=: CFD y/d_sh=-.375: CFD x/d sh Bild 2: Vergleich zwischen 3D-LDA-Messung und CFD-Simulation; Strömungsgeschwindigkeit bei z=376 mm (=.8), Re-Zahl im Verteiler: Re=38 a) b) u/w_sh: LDA v/w_sh: LDA w/w_sh: LDA u/w_sh: CFD v/w_sh: CFD w/w_sh: CFD k in m²/s² LDA CFD Bild 3: Vergleich zwischen 3D-LDA-Messung und CFD-Rechnung; a) normierte mittlere Geschwindigkeiten (u/w sh,v/w sh,w/w sh ); b) turbulente kinetische Energie k entlang der Freistrahlachse des Schattenrohres, Messposition x/l =.7, y/b = (Mittelschnitt), Re=38

5 9. GALA Fachtagung, Shaker Verlag, Winterthur, , S Bild 4 zeigt Ergebnisse von 3D-LDA-Messungen in zwei Längsschnitten des Verteilers. Das Messgitter besteht aus 8x25 Punkten. Der lokale rbulenzgrad u + v + w k 3 = = v, (4) 3(u + v + w ) u ist als Graustufenverteilung dargestellt, im Verteiler nimmt er Werte von bis 3 an. Der Schattenrohrstrahl tritt mit w sh 2.92 m/s in den Verteiler ein, wird am Boden umgelenkt und strömt an den Seitenwänden bei x/l = und y/b =±.5 aufwärts. Besonders im Bereich um das Schattenrohr entstehen Wellen an der freien Oberfläche. Am Boden bildet sich ein Rezirkulationsgebiet mit einem Wirbelzentrum bei x/l =.52 und =.2 aus. Die maximale Rückströmgeschwindigkeit beträgt das 4.5-fache der mittleren Durchströmgeschwindigkeit von u =.5 m / s durch den Verteiler. Entlang der Seitenwände bei y/b =±.5 liegt eine unerwünschte Kurzschlussströmung direkt zum Tauchausguss vor (Bild 4b). Die maximalen u- Komponenten in Bodennähe liegen bei u.2 m/s und betragen somit das 3-fache von u. Der auf die mittleren, lokalen Geschwindigkeiten bezogene rbulenzgrad steigt mit zunehmender Lauflänge x an, da die mittleren Geschwindigkeiten in stärkerem Maße abgebaut werden als die turbulenten Schwankungsgeschwindigkeiten. Generell findet man mit.5 ausgeprägte rbulenz in Gebieten strömungsmechanischer Instabilitäten, wie z. B. in der Scherschicht des Rezirkulationsgebietes. Ein weiterer Bereich befindet sich in der Verteilermitte unterhalb des Badspiegels, wo sich die freie Staulinie der gegenläufig drehenden Wirbelzöpfe befindet. Diese Bereiche mit erhöhter rbulenz bei gleichzeitig niedrigen mittleren Geschwindigkeiten verstärken die Wahrscheinlichkeit, das nichtmetallische Partikel in der Stahlschmelze (z. B. Al 2 O 3, SiO 2 ) zusammenstoßen und agglomerieren. Da die mittleren Geschwindigkeiten gering sind, begünstigt das Verhältnis von Auftriebskraft zur Widerstandskraft des Partikels dessen Abscheidung. a) V sh.2 m/s b) x/l x/l V SEN.2 m/s Bild 4: 3D-LDA-Geschwindigkeits- und rbulenzmessung, a) y/b = (Mittelschnitt), b) y/b =-.5 (Seitenwand), Re=38

6 9. GALA Fachtagung, Shaker Verlag, Winterthur, , S Anhand von Bild 5 wird gezeigt, wie sich die Verteilerströmung durch einen rbostopper kontrollieren lässt. Der mit hoher Geschwindigkeit in den rbostopper eintretende Schattenrohrstrahl wird am Boden und den Seitenwänden umgelenkt, in den Eintrittsstrahl zurück geführt, verzögert und strömt dann vertikal nach oben. Im rbostopper entsteht ein stationärer Ringwirbel, dessen Größe und Intensität vom Öffnungswinkel der umlaufenden Innenkante abhängt. Bei großen Winkeln - wie in Bild 5 gezeigt - liegt der Ringwirbel vollständig innerhalb des rbostoppers. Die aus der kleinen Öffnungsfläche A resultierende hohe kinetische E- nergie des austretenden Wassers induziert bei =.46 einen zum Eintrittsstrahl rotationssymmetrischen Scherschichtwirbel, in dem ein Großteil der Energie dissipiert wird. Der Scherschichtwirbel verdrängt das aus dem rbostopper austretende Wasser zunächst radial nach außen. Infolge der Entrainmentwirkung des Eintrittsstrahls legt sich das aufwärts strömende Wasser ab ca. >.7 an den Eintrittsstrahl an. Für.7 weitet sich der Bereich des aufwärts strömenden Wassers wie in einem Diffusor auf, so dass nur geringe Aufwärtsgeschwindigkeiten von ca. w=.28 m/s entstehen. Die Wellenbildung an der freien Oberfläche ist gering und der Badspiegel sehr ruhig. a) b) Scherschichtwirbel.8 V sh.2 m/s freie Scherschicht Schattenrohr.6.4 rbostopper Scherschichtwirbel.2..2 x/l Ringwirbel Bild 5: a) 2D-PIV-Geschwindigkeitsmessungen am rbostopper bei y/b = und Re 38; b) Prinzipielle Funktionsweise eines rbostoppers Bild 6 zeigt die Geschwindigkeits- und rbulenzverteilung in Horizontalebenen bei z=4 mm (=.3) und 235 mm (=.5) über dem rbostopper. Deutlich ist die mit ca. w=.28 m/s aus dem rbostopper austretende und aufwärts gerichtete Strömung zu erkennen, die die eintretenden Geschwindigkeitsvektoren von w sh 2.92 m/s in dieser Darstellung ausblendet. Ferner sind die inneren und äußeren Scherschichten mit Werten von bis zu =3 sowie die dazwischen liegenden turbulenzarmen Zonen des Freistrahls (Zentrum) und des aus dem rbostopper austretenden Wassers (Kreisring) zu sehen. Während im Mittelschnitt (y/b =) rechts vom rbostopper ungehindert Wasser aus der Umgebung angesaugt und eine Aufwärtsbewegung induziert wird, entsteht infolge der räumlichen Begrenzung durch die Stirnwand bei x/l = sowie die Seitenwände bei y/b =±.5 dort eine Abwärtsbewegung. Die aus [3] bekannte Drehrichtung des Doppelwirbels wird durch den rbostopper umgekehrt. Infolge der dissipativen Eigenschaften des rbostoppers ist die Intensität des Doppelwirbels jedoch deutlich geringer (vgl. Bild 8). Bild 7 zeigt, wie sich die großräumigen Stömungsstrukturen im Verteiler mit dem rbostopper optimieren lassen. Im Mittelschnitt wird eine Aufwärtsbewegung mit w=.6 m/s (<x/l <.4) bzw..2 m/s (.6<x/L <) induziert, die die Abscheidung nichtmetallischer Par-

7 9. GALA Fachtagung, Shaker Verlag, Winterthur, , S tikel unterstützt. Die für den Verteiler ohne rbostopper (Bild 4a) gezeigte Rezirkulation in der Verteilermitte wird vermieden. Entlang der Seitenwände bildet sich ein leichte Abwärtsströmung. Gebiete mit intensiver Vermischung und hoher absoluter rbulenz erstrecken sich lediglich auf den Einlaufbereich. Der rbulenzgrad gemäß Gl. (4), d. h. die relative rbulenz, steigt vor allem im Mittelschnitt mit der Lauflänge x an, wodurch sich günstige Abscheidebedingungen ergeben Z rbostopper 9 Y.2 m/s X ndish Bild 6: 3D-LDA-Messung am rbostopper, Messebenen bei =.3 und.5, Re=38 a) b) V sh x/l x/l.2 m/s V SEN.2 m/s Bild 7: 3D-LDA-Geschwindigkeits- und rbulenzmessung mit rbostopper, a) y/b = (Mittelschnitt), b) y/b =-.5 (Seitenwand), Re=38

8 9. GALA Fachtagung, Shaker Verlag, Winterthur, , S Bild 8 stellt das Ergebnis einer CFD-Simulation für verschiedene yz-querschnitte dar. Gut zu erkennen ist das sich durch den Verteiler erstreckende Wirbelsystem mit Achse in Längsrichtung, dessen Intensität gegenüber dem Verteiler ohne rbostopper jedoch geringer ist.. m/s Bild 8: CFD-Simulation für den Verteiler mit rbostopper, yz-ebenen bei x/l =.2,.4,.6,.8,.92 (Stopfen), Re=38 y/b 4 Zusammenfassung Die Strömung in einem Stranggießverteiler mit rbostopper wird physikalisch und numerisch simuliert. Bei den Messungen kommen LDA und PIV zum Einsatz; die numerischen Berechnungen werden mit dem Programm FLUENT 5.5 durchgeführt. Die Ergebnisse zeigen, dass sich die Strömung im Verteiler durch den rbostopper optimieren lässt. Dadurch, dass der eintretende Schattenrohrstrahl in sich selbst zurückgeführt wird, wird rbulenz produziert und die kinetische Energie in den sich bildenden, instabilen Scherschichten und Wirbelsystemen dissipiert. Hierdurch wird im restlichen Verteiler eine gleichmäßigere Strömung erzeugt. Gebiete mit hoher absoluter rbulenz beschränken sich dann nur noch auf den unmittelbaren Einlauf des Verteilers, die rbulenz wird folglich kontrolliert. Weitere Untersuchungen, insbesondere zum Verweilzeit- und Abscheideverhalten von Partikeln, erfolgen derzeit am Institut für Industrieofenbau und Wärmetechnik. So zeigen erste Verweilzeitmessungen am Wassermodell, dass runde und eckige rbostopper-geometrien bei ansonsten gleichen Randbedingungen unterschiedliche Verweilzeitverteilungen besitzen. 5 Literatur FLUENT: User s guide, Laws, E.M.: Flow conditioning - A new development, Flow Meas. Instr., No. 3, 99, p Odenthal, H.-J., Pfeifer, H.: Anwendung der Particle Image Velocimetry zur Optimierung metallurgischer Prozesse, 7. GALA Fachtagung, Lasermethoden in der Strömungsmeßtechnik, Saint- Louis, , S Odenthal, H.-J., Pfeifer, H.: PIV- und LDA-Messungen an rbostoppern zur Strömungsoptimierung in Stranggießverteilern, 8. GALA Fachtagung, Lasermethoden in der Strömungsmeßtechnik, Shaker Verlag, München, , S Sahai, Y., Emi, T.: Criteria for water modeling of melt flow and inclusion removal in continuous casting tundishes, ISIJ International, Vol. 36, No. 9, 996, p Sahai, Y., Emi, T.: Physical modeling of melt flow in continuous casting tundishes, Current advances in Materials and Processes, Vol. 9, No., 996, p Saylor, K., Bolger, D.: Preventing turbulence in the tundish, Steel Techn. Intern., 996, p Schäfer, M.: Numerische Methoden im Maschinenbau, Springer Verlag, Shih, T.-H., Liou, W.W., Shabbir, A., Yang, Z., Zhu, J.: A new k-ε eddy viscosity model for high Reynolds number turbulent flows, Computers Fluids, Vol. 24, No. 3, 995, p x/l

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