Untersuchung instationärer und thermischer Strömungseffekte in Stranggießverteilern

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1 1 GALA Tagung, Lasermethoden in der Strömungsmesstechnik, Shaker, , Rostock, Untersuchung instationärer und thermischer Strömungseffekte in Stranggießverteilern H-J Odenthal, R Bölling, H Pfeifer Institut für Industrieofenbau und Wärmetechnik - IOB, RWTH Aachen, Kopernikusstr 16, D-5274 Aachen, wwwrwth-aachende/iob 1 Einleitung Etwa 94 % der weltweit erzeugten Stahlmenge wird heute mit Stranggießverfahren vergossen Eine Strangießanlage besteht u a aus dem Pfannendrehturm, mehreren Transportgefäßen, den sogenannten Stahlgießpfannen, dem Stranggießverteiler, der Kokille und dem darunter liegenden Rollengerüst [4,5] Der Stranggießverteiler stellt die Koppelung zwischen der diskontinuierlichen Sekundärmetallurgie in der Pfanne und dem kontinuierlichen Gießen in der Kokille dar Die numerische Simulation (CFD) von Stahlströmungen in metallurgischen Reaktoren hat in den letzten Jahren große Fortschritte erzielt Dem gegenüber ermöglicht die physikalische Simulation an Wassermodellen effiziente und kostengünstige Parameterstudien Da die kinematischen Viskositäten von Wasser und flüssigem Stahl nahezu gleich groß und die Fließeigenschaften somit ähnlich sind, kann Wasser zur physikalischen Modellierung von Stahlströmungen eingesetzt werden Laseroptische Untersuchungen am Wassermodell liefern rasche, aussagekräftige Ergebnisse zu phänomenologischen Strömungseffekten Insbesondere dienen sie dazu, Resultate von CFD-Simulationen zu validieren Während des Stranggießens von Stahl werden zwei Betriebsarten unterschieden: Stationäres Gießen: Der aus der Pfanne über das Schattenrohr (SR) in den Verteiler eintretende Massenstrom ist gleich dem durch das Tauchrohr (TR) in die Kokille austretenden Massenstrom ( m & SR = m& TR ) Der Füllstand im Verteiler ist während dieser Gießphase konstant Instationäres Gießen: Für das Angießen wird der vorgeheizte Verteiler befüllt Hierbei treten insbesondere während des Füllbeginns Splashingeffekte auf [3] Der zufließende Massenstrom kann beim Füllen bis zu dreimal so groß wie beim stationären Gießen sein ( m & SR 3 m& TR ) Ab einem bestimmten, von der betrieblichen Erfahrung abhängigen Verteilerfüllstand wird das Tauchrohr geöffnet und der Stahl fließt in die Kokille Nach dem Entleeren der ersten Pfanne wird die nächste Pfanne mit dem Pfannendrehturm in Gießposition gebracht Während dieser Zeit sinkt der Verteilerspiegel bis auf ca 7-8 % des stationären Füllstandes ab Durch den fehlenden Eintrittsimpuls des Gießstrahls baut sich die Turbulenz ab und die Schmelze fließt in Form einer Kolbenströmung zum Ausguss Eine typische Gießsequenz mit dem zeitlichen Verlauf der Stahlmasse in Pfanne und Verteiler zeigt Bild 1 Generell ist die Strömungsführung im Verteiler so auszulegen, dass sich vor allem während der instationären Betriebsphasen (Füllen, Pfannenwechsel, Entleeren) keine Strömungszustände einstellen, die die Produktqualität, z B durch eine erhöhte Anzahl nichtmetallischer Partikel (z B Al 2 O 3, SiO 2 ) in Bramme oder Knüppel, negativ beeinträchtigen Die Praxis zeigt, dass gerade die beim instationären Gießen erzeugten Brammen (Anfahr- und Mischbrammen) und die daraus warm- und kaltgewalzten Bänder gegenüber den im stationären Betrieb erzeugten Normalbrammen eine erhöhte Fehleranzahl aufweisen

2 1 GALA Tagung, Lasermethoden in der Strömungsmesstechnik, Shaker, , Rostock, Masse im Verteiler in Tonnen Stranggießverteiler Zeit in min Stahlgießpfanne Neben der Strömung hat die Gießtemperatur einen weiteren, entscheidenden Einfluss auf die Produktqualität Pfanne und Verteiler sind über den aus der Pfanne austretenden und in den Verteiler eintretenden Massenstrom miteinander gekoppelt Der Massenstrom m& SR und die Temperatur T SR der Stahlschmelze am Austritt der Pfanne sind gleichzeitig Eintrittsgrößen des Verteilers Die Temperatur im Verteiler hängt ab vom zeitlichen Verlauf der Eintrittstemperatur des flüssigen Stahls in den Verteiler, von der Bauform des Verteilers, der Anzahl der Ausgüsse, vom Fassungsvermögen und Füllstand des Verteilers, von der Gießgeschwindigkeit, der Art der feuerfesten Zustellung, der Vorheizung des Verteilers sowie von der Art und Dicke der Abdeckmasse Die wärmetechnischen Aspekte des Stranggießens können an isothermen, d h klassischen Wassermodellen, nicht berücksichtigt werden [1,2,6,7] Beispielsweise wird über die Verteilerwände und Abdeckmasse Wärme an die Umgebung abgegeben Ein weiterer Effekt ist, dass die Schmelze der Pfanne heißer als die des Verteilers ist und die Gießtemperatur während der Pfannenentleerung abnimmt In diesem Fall führen die im Verteiler induzierten Temperaturgradienten zu freier Konvektion, wodurch sich die Strömungsstrukturen grundlegend ändern Bild 2 zeigt schematisch die Verteilereintritts- und Verteileraustrittstemperatur T SR bzw T TR für ein Pfanne-Verteiler- System Das Ziel ist die vollständige Vergießbarkeit der Schmelze während des Gießprozesses bei optimalen Prozessparametern Hohe Gießleistungen mit gleichbleibender Stahlqualität werden dann erzielt, wenn der Stahl mit einer möglichst niedrigen Übertemperatur T opt oberhalb der Liquidustemperatur T liq in die Kokille eintritt Gleichzeitig sollte die Gießtemperatur zeitlich konstant sein Eine niedrige Übertemperatur wirkt sich günstig auf die Gefügebildung während der Erstarrung aus Die Übertemperatur darf allerdings nicht zu niedrig sein, da die Viskosität des flüssigen Stahls mit abnehmender Temperatur ansteigt und nichtmetallische Partikel in der Schmelze schlechter aufsteigen und abgeschieden werden Andererseits darf die Übertemperatur auch nicht zu hoch sein, da eine zu heiße Schmelze die Gefahr von Durchbrüchen des Strangs im Rollengang erhöht In dieser Arbeit werden erstmals die beim Pfannenwechsel auftretenden instationären und thermischen Strömungseffekte in verschiedenen Wassermodellen mit der DPIV-Technik untersucht Die Basis hierzu bildet die Ähnlichkeitsanalyse der Verteilerströmung Bild 1: Stahlmassen in einer 8 t-pfanne und einem 16 t- Verteiler während einer Gießsequenz mit sechs Pfannen Stahltemperatur 1 Pfanne 2 Pfanne T opt T liq T SR T TR Zeit Bild 2: Schematische Darstellung der Stahltemperaturen als Funktion der Zeit für ein Stahlgießpfanne-Stranggießverteiler-System 8 4 Masse in der Pfanne in Tonnen

3 1 GALA Tagung, Lasermethoden in der Strömungsmesstechnik, Shaker, , Rostock, Versuchsaufbau Die Versuche wurden an verkleinerten Wassermodellen eines 16 t-stranggießverteilers zur Herstellung nichtrostender CrNi-Stähle durchgeführt Eine für diesen Verteiler typische Gießsequenz wurde bereits in Bild 1 gezeigt Die Bezeichnungen und Abmessungen des Originalverteilers mit flüssigem Stahl sind in Bild 3 und Tabelle 1 dargestellt d SR Schattenrohr z x Stopfen d ST Tauchrohr γ y z z SR H L SR L TR d TR L 1 B 1 Bild 3: Geometrische Bezeichnungen des 16 t-stranggießverteilers Tabelle 1: Abmessungen des Originalverteilers Verteilervolumen bei H V 2275 m 3 Bodenlänge Verteiler L m Bodenbreite Verteiler B 1 78 m Neigung der Seitenwände γ 7 Füllstand stat Gießen H 8 m Position Schattenrohr L SR 335 m Durchmesser Schattenrohr d SR 68 m Höhe Boden-Schattenrohr z SR 6 m Position Tauchrohr L TR 2885 m Durchmesser Tauchrohr d TR 7 m Durchmesser Stopfen d ST 127 m durchströmter Querschnitt A 73 m 2 hydraulischer Durchmesser d hydr 1175 m Durchströmgeschwindigkeit u 77 m/s Zur Simulation des instationären Gießens, d h des Pfannenwechsels, wurde ein isothermes Wassermodell im Maßstab 1:17 verwendet, dessen Funktionsweise in Bild 4a gezeigt ist Der Versuchsstand, der auf der GALA 2 und 21 vorgestellt worden ist [4,5], wurde dahingehend erweitert, dass sich die zu- und abfließenden Volumenströme SR bzw TR unabhängig voneinander regeln lassen Damit kann nun sowohl der stationäre als auch instationäre Gießbetrieb simuliert werden Für die in Bild 4a dargestellte Position des 3/2-Wegeventils fließt das Wasser im geschlossenen Kreislauf durch den Verteiler, wodurch der stationäre Gießbetrieb mit SR = V& TR = 368 l/s wiedergegeben wird Beim Pfannenwechsel wird der hydrostatische Druck p T am Verteilerboden über einen Drucksensor gemessen und in die momentane Füllstandshöhe h(t) umgerechnet, so dass die zu regelnde Größe, die Wassermasse im Verteiler, zu jedem Zeitpunkt ermittelt werden kann Die Steuerung und Messwerterfassung der Anlage erfolgt über die Software LABVIEW (Bild 4b) Im Allgemeinen werden Experimente am Wassermodell bei konstanter Wassertemperatur durchgeführt Damit lassen sich nichtisotherme Effekte, wie z B zeitlich veränderliche Eintrittstemperaturen des Stahls in den Verteiler und damit gekoppelte Konvektionsströmungen, nicht darstellen Zur Abschätzung dieser Phänomene wurde am IOB ein Versuchsstand im Maßstab 1:4 aufgebaut, an dem die Eintrittstemperatur T SR am Schattenrohr vorgegeben werden kann (Bild 5) Im Folgenden wird dieser Versuchsstand als thermisches Verteilermodell bezeichnet Im geschlossenen Kreislauf fließt das aus dem Tauchrohr austretende Wasser über einen Vorratsbehälter, Pumpe, Durchflussmessgerät, Regelventil und Schattenrohr wieder in den Verteiler T SR, T TR und T V werden mit Widerstandsthermometern (Pt1) gemessen Gleichzeitig wird der Frischwasserzulauf mit einem Durchlauferhitzer erwärmt, wobei die Temperatur T vor ebenfalls erfasst wird Zum Zeitpunkt t = werden die Ventile 1 und 2 umgeschaltet, das erwärmte Wasser fließt zunächst in den Verteiler und von dort über den Vorratsbehälter in den Abfluss Im offenen Kreislauf ist eine Rückwirkung des Tauchrohrab-

4 1 GALA Tagung, Lasermethoden in der Strömungsmesstechnik, Shaker, , Rostock, laufes auf den Schattenrohrzulauf ausgeschlossen Mit dem Versuchsstand lässt sich eine Sprungantwort der Eintrittstemperatur in den Verteiler, wie sie näherungsweise beim Pfannenwechsel auftritt, realisieren Unberücksichtigt bleibt in diesem Versuchsstadium die zeitlich abnehmende Verteilereintrittstemperatur (vgl Bild 2) und die Tatsache, dass der Schattenrohrstrahl in die absinkende, beruhigte Verteilerströmung eintritt a) b) V Pump-, Messund Regeleinheit M 1 3/2-Wegeventil (Kugelhahn) V SR H Druckmessung p T h(t) Verteiler stationär instationär Pump-, Messund Regeleinheit V TR 3/2- Wegeventil SR TR 1 füllen V& = stationär SR füllen stationär Vorratsbehälter h h = H h = h min Pfanne n Wechsel Pfanne n +1 Bild 4: a) Funktionsweise des Wassermodell-Versuchsstandes (Maßstab 1:17) zur Simulation des Pfannenwechsels b) Ablaufplan beim Pfannenwechsel Schattenrohr T SR Durchlauferhitzer Ventil 1 Ventil 2 Schattenrohr T Stopfen V Thermoelement 3 Abfluss Frischwasser Gerüst Tauchrohr Schieber T TR Vorratsbehälter Pumpe Bild 5: Prinzipskizze des thermischen Versuchsstandes (Maßstab 1:4) M Σ PC-Labview Messwerterfassung Für die laseroptischen Messungen kam ein Dantec 2D-DPIV-System zum Einsatz [4,5] Es besteht u a aus zwei Nd:YAG-Lasern mit je 14 mj Leistung bei einer Pulsrate von 15 Hz und einer Pulsdauer von 43 ns Die Aufnahmen erfolgten in allen Fällen mit zwei parallel nebeneinander montierten Kodak Megaplus ES 1 1k x 1k-CCD-Kameras mit 24-5 mm-nikon Objektiven Die Zeitverzögerung zwischen zwei Pulsen eines Doppelbildes wurde an die jeweiligen Strömungsgeschwindigkeiten angepasst und betrug 1-3 ms Pro Bildserie wurden 1 Doppelbilder aufgenommen und validiert

5 1 GALA Tagung, Lasermethoden in der Strömungsmesstechnik, Shaker, , Rostock, Ähnlichkeitsbetrachtung Bei der Übertragung von Messergebnissen vom Modell auf das Original muss neben der geometrischen Ähnlichkeit die strömungs- und thermodynamische Ähnlichkeit gewährleistet sein Für isotherme Strömungen liefert die Dimensionsanalyse des Verteilers nach dem Π- Theorem von Buckingham als Kennzahlen u a die Reynolds-, Froude- und Strouhal-Zahl: 1 ν eff = (1) Re u d hydr 1 gdhydr = (2) Fr u 1 u t = (3) Str d hydr Hierin sind u = / A die mittlere Durchströmgeschwindigkeit durch den Verteiler und d hydr der hydraulische Durchmesser des durchströmten Querschnittes A Folglich erhält man für die Re-Ähnlichkeit den am Wassermodell einzustellenden Volumenstrom (W: Wasser, St: Stahl) d ν hydr,w W V& W = V& St (4) dhydr,st ν St und für die Fr-Ähnlichkeit ergibt sich 5 2 dhydr,w W = St d (5) hydr,st Gl (4) und Gl (5) verdeutlichen, dass trotz der Voraussetzung ν W ν St die Re- und Fr- Ähnlichkeiten an verkleinerten Modellen nicht gleichzeitig einzuhalten sind Allerdings haben Untersuchungen am IOB gezeigt, dass die Strömungsfelder sowohl bei unterschiedlichen Re- Zahlen als auch verschiedenen Modellmaßstäben ähnlich sind, solange die Strömung turbulent ist Die Grundlage zur Simulation des Pfannenwechsels und der dabei auftretenden Zeitmaßstäbe stellt die Str-Zahl (Gl 3) dar Sie ist das Verhältnis der Zeit d hydr / u, die ein Teilchen der Geschwindigkeit u benötigt, um die Strecke d hydr zurückzulegen, und der für den instationären Vorgang typischen Zeit t Als Zeitmaß erhält man d u hydr,w St t W = tst (6) dhydr,st uw Aus den bekannten Prozessdaten des Originalverteilers können mit Gl (4) - (6) die beim Pfannenwechsel wichtigen Kenndaten für das Wassermodell berechnet werden; diese Daten sind in Tabelle 2 zusammengestellt Tabelle 2: Prozessparameter beim Pfannenwechsel; Grundlage: Re- und Str-Ähnlichkeit Original (M 1:1, Stahl) Modell (M 1:17, Wasser) Entleeren Befüllen Entleeren Befüllen Volumenstrom TR in l/s Volumenstrom SR in l/s Zeit t in s min Verteilerfüllstand h min in m min Verteilervolumen in m Treten im Strömungsfeld Temperaturgradienten und damit verbundene Dichteunterschiede auf, so ist eine temperaturinduzierte Auftriebskraft zu berücksichtigen Damle und Sahai [2] haben die Navier-Stokes- und Energiegleichung normiert und neben Re, Fr und Str folgende weitere dimensionslose Gruppen gefunden:

6 1 GALA Tagung, Lasermethoden in der Strömungsmesstechnik, Shaker, , Rostock, Gr Re β Td = 2 u g hydr = 2 1 PrRe λ ρ c u d p hydr Ri, (7) eff = (8) Das Verhältnis von Auftriebs- zu Trägheitskraft bezeichnet man als Richardson-Zahl T ist eine beliebige Temperaturdifferenz, z B zwischen dem Ein- und Austritt des Verteilers und β der thermische Ausdehnungskoeffizient Ist Ri << 1 so ist die Auftriebskraft wesentlich kleiner als die Trägheitskraft, d h die Strömung wird durch Trägheits- und Reibungskräfte bestimmt (erzwungene Konvektion) Für Ri >> 1 wird die Strömung durch Auftriebs- und Reibungskräfte Gr/Re² mittlere Durchströmgeschwindigkeit durch den Verteiler Geschwindigkeit u in m/s Bild 6: Verlauf von Ri = Gr/Re 2 in Abhängigkeit der Strömungsgeschwindigkeit u im Originalverteiler (Strömungsmedium: Stahl bei T = 151 C, Maßstab 1:1) bestimmt (freie Konvektion) Bild 6 zeigt den Ri-Verlauf für den Originalverteiler mit flüssigem Stahl bei T = 151 C Für T wurde die im Verteiler maximal zu erwartende Temperaturdifferenz von T = 25 C gewählt Solche Differenzen treten z B zwischen gut durchmischten Strömungsgebieten und Totraumzonen auf Für den Ausdehnungskoeffizienten von Stahl findet man β = K -1 Die mittlere Geschwindigkeit durch den Verteiler von u = 77 m/s ist als Senkrechte im Bild eingetragen Im Einlaufbereich des Verteilers treten wegen des energiereichen Schattenrohrstrahls hohe Geschwindigkeiten auf, so dass freie Konvektion hier kaum eine Rolle spielt Im Auslaufbereich liegt die Geschwindigkeit jedoch deutlich unter 1 m/s, wodurch lokale Gebiete entstehen, in denen Ri >> 1 ist und freie Konvektion dominiert Neben Re, Fr und Str müssen also zusätzlich die in Gl (7) und Gl (8) angegebenen Kennzahlen zwischen Modell und Original übereinstimmen, um die Stahlströmung anhand von nichtisothermen Experimenten am Wassermodell zu interpretieren 4 Ergebnisse 41 Isotherme Versuche am 1:17-Verteilermodell Bild 7 zeigt die mit 2D-DPIV gemessenen Geschwindigkeiten im Mittelschnitt (y = ) des Verteilers während der stationären Gießphase mit SR = V& TR = 368 l/s (Re-Ähnlichkeit) Die Eintauchtiefe des Schattenrohres beträgt vom Boden gemessen 75 H Die Messungen erfolgten mit zwei CCD-Kameras, die jeweils 1 Doppelbilder zeitlich synchron mit 7 Hz erfassten Die Größe der Auswertefenster ist 64 x 64 Pixel bei 75%iger Überlappung Zur besseren Ü- bersicht wurde das resultierende feine Messraster mit 12 x 6 Punkten auf ein grobes Raster mit 8 x 4 Punkten interpoliert Im zeitlichen Mittel tritt der Schattenrohrstrahl mit w SR = 298 m/s in den Verteiler ein, trifft auf den Boden und wird dort umgelenkt An den Seitenwänden strömt das Fluid nach oben und induziert oszillierende Oberflächenwellen In der Verteilermitte entsteht bei x = 12 mm ein Rezirkulationsgebiet, dessen maximale Rückströmung ca das dreifache der mittleren Durchströmgeschwindigkeit u = 77 m/s beträgt Die DPIV-Messungen zeigen, dass auch beim stationären Gießen instationäre Strömungseffekte auftreten, deren Ursache z B im Pendeln des Schattenrohrstrahls liegt Diese Effekte

7 1 GALA Tagung, Lasermethoden in der Strömungsmesstechnik, Shaker, , Rostock, beeinflussen die Mischungsvorgänge im Verteiler Ein für den Reinheitsgrad wichtiger Aspekt, der auf instationäre Bewegungen zurückzuführen ist, sind instationäre Wirbelbewegungen an V 5 m/s der Badoberfläche SR Im Zentrum dieser 4 Wirbel entstehen Unterdrücke, wodurch sich an der Badoberfläche Tütenwirbel bilden, die nichtmetallische Partikel aus der Abdeckmasse in die Schmelze reißen können Bild 7: 2D-DPIV-Geschwindigkeitsmessung im Mittelschnitt (y = ) des Bild 8 zeigt den Verlauf von SR, TR Wassermodells, Re = 138, 64 x 64 Pixel mit 75 % Overlap und der über den Drucksensor gemessenen Fluidmasse m im Verteiler beim simulierten Pfannenwechsel als Funktion der normierten Zeit t θ =, mit der theoretischen Verweilzeit t = V / V& = 1262 s (9) t Die theoretische Verweilzeit t wurde mit dem Volumenstrom SR beim stationären Gießen berechnet θ = kennzeichnet den Beginn des 55 7 SR, theor 5 Pfannenwechsels nach m 6 Entleerung der n-ten 45 SR 5 Pfanne Gemäß den 4 Vorgaben aus Tabelle 2 TR 4 steigt SR beim Öffnen 35 der n+1-ten Pfanne ab 3 3 θ = 261 bis auf TR an und wird 25 Pfannenwechsel Pfanne n+1 1 ab θ = 626 reduziert zum stationären Gießen 2 Während der gesamten 15 Gießphase ist das Tauchrohr geöffnet, d h dimensionslose Zeit θ TR = 368 l/s Abweichungen zwischen den Bild 8: Zeitlicher Verlauf der Volumenströme und der Masse im Verteiler als Funktion von θ = t / t, t =1262 s theoretischen Volumenstrom-Vorgaben des Originalverteilers ( SR,theor) und dem Wassermodell ( SR ) treten durch die gerätespezifischen Kennlinien des 3/2-Wege- und Drosselventils auf Vorgabe bei der Regelung ist allerdings nicht der Volumenstrom, sondern letztlich die Füllstandshöhe bzw die Masse im Verteiler Beim Pfannenwechsel sinkt die Badoberfläche im Verteiler bis auf ca 77 % des maximalen Füllstandes ab, wodurch die Masse von m = 462 kg auf 343 kg reduziert wird Masse m im Verteiler in kg Pfanne n Bild 9 zeigt exemplarisch die zu Bild 8 analogen Ergebnisse der DPIV-Messung Bei θ = 261 (t = 33 s) ist die Oberfläche bis auf den minimalen Füllstand abgesunken und das Schattenrohr wird geöffnet (Bild 9a) Infolge des niedrigen Füllstandes werden Luftblasen in das Was- Volumenstrom in l/s

8 1 GALA Tagung, Lasermethoden in der Strömungsmesstechnik, Shaker, , Rostock, ser eingezogen, welche zeitweise zu erheblichen Streulichtreflexionen führen; bei der DPIV- Auswertung können daher nicht alle Zonen unter dem Schattenrohr validiert, sondern müssen ausgeblendet werden a) θ = 261 (t = 33 s, Öffnen der Pfanne) b) θ = 269 (t = 34 s) 5 V SR stationärer Füllstand 5 m/s 5 V SR stationärer Füllstand 5 m/s c) θ = 277 (t = 35 s) d) θ = 285 (t = 36 s) 5 V SR stationärer Füllstand 5 m/s 5 V SR stationärer Füllstand 5 m/s e) θ = 293 (t = 37 s) f) θ = 31 (t = 38 s) 5 V SR stationärer Füllstand 5 m/s 5 V SR stationärer Füllstand 5 m/s g) θ = 39 (t = 39 s) h) θ = 317 (t = 4 s) 5 V SR stationärer Füllstand 5 m/s 5 V SR stationärer Füllstand 5 m/s Bild 9: Instationäres Gießen; 2D-DPIV Geschwindigkeitsmessung am Wassermodell (M :17); Öffnen der Pfanne bei θ = 261 (t = 33 s): = 172 V& = 632 l/s SR TR

9 1 GALA Tagung, Lasermethoden in der Strömungsmesstechnik, Shaker, , Rostock, Bild 9b verdeutlicht, dass sich bereits eine Sekunde (θ = 269, t = 34 s) nach dem Öffnen der Pfanne die für Freistrahlen typischen Strömungsformen ausbilden Der instabile Scherschichtrand rollt sich zu Wirbeln auf, die mit der Hauptströmung fort transportiert werden, auf den Verteilerboden treffen (Bild 9c) und an den Seitenwänden in Richtung der freien Oberfläche fließen (Bild 9d-h) Die Untersuchungen zeigen, dass das Rezirkulationsgebiet seinen Ursprung in einem aufgerollten Wirbel des Freistrahls findet und auch seine Energie hieraus bezieht Die Messungen geben u a Aufschluss darüber, wie lange Wirbel nach dem Entleeren der Pfanne im Stranggießverteiler erhalten bleiben und wie schnell sie sich nach Öffnung der Pfanne wieder aufbauen So stellt man fest, dass sich die aus Bild 7 bekannten statistisch-stationären Strukturen erst ca 15 s nach dem Öffnen der Pfanne, also ab θ = 38, formiert haben, obwohl der Volumenstrom bis zu diesem Zeitpunkt dem 172-fachen des stationären Gießens entspricht Überträgt man diese Zeit mittels Gl (6) auf die Stahlströmung im Originalverteiler, so erhält man die Zeit bis zum vollständigen Wirbelaufbau nach dem Öffnen der Pfanne zu t = 5 s 42 Nichtisotherme Versuche am 1:4-Verteilermodell Bild 1 zeigt die normierten Temperaturen im Schattenrohr T* Damle und Sahai Schattenrohr (SR) Tauchrohr (TR) Verteiler (V) θ Bild 1: Normierte Temperaturen T* am thermischen Wassermodell (M 1:4) in Abhängigkeit der normierten Zeit θ = t / t ; t = 2133 s, = 167 l/s, T V, = 134 C, T SR = 12 C, Re = 112, Fr = , Ri = 75 T * SR, Tauchrohr * TR T und Verteiler T * V als Funktion der nach Gl (9) normierten Zeit θ Die Temperatur wird normiert nach T TV, T* = (1) T T SR V, T V, ist die mittlere Verteilertemperatur (vgl Bild 5) vor dem Versuchsbeginn, die aus einer Messung von 6 Sekunden Dauer vor Änderung der Eintrittstemperatur T SR ermittelt wird Sie ist im vorliegenden Fall T V, = 134 C Infolge der begrenzten elektrischen Leistung und des hohen Druckverlustes des Durchlauferhitzers konnte am thermischen Modell nicht die Re-, sondern nur die Fr-Ähnlichkeit realisiert werden Zum Zeitpunkt θ = wird T SR in Form eines Sprung-Eingangssignals um T SR = 12 C erhöht Durch diese Temperaturdifferenz ist gewährleistet, dass die Ri-Zahlen für Original und Modell gleich groß sind (Ri St = Ri W ) Die Temperatur T * V in der Verteilermitte dient zur Validierung von CFD-Simulationen Sie steigt bereits nach θ = 1 an, während das Antwortsignal T * TR am Tauchrohr erst nach θ = 25 zu verzeichnen ist Infolge der langen Wegstrecke hat sich das Fluid bis zum Tauchrohr gut vermischt, so dass der T* TR -Verlauf gleichmäßiger als der T* V -Verlauf ist Die eigenen Resultate stimmen gut mit denen von Damle und Sahai [2] für verschiedene Verteilermodelle überein Bild 11 zeigt Momentanwerte instationärer DPIV-Messungen mit zwei CCD-Kameras für den Mittelschnitt (y = ) und die Seitenwand (y = -97 mm) des 1:4-Verteilers Die Austrittsgeschwindigkeit aus dem Schattenrohr ist w SR = 74 m/s Bild 11a verdeutlicht, dass die momentanen Strömungsstrukturen drei Sekunden (θ = 14) nach Änderung von T SR noch ähn-

10 1 GALA Tagung, Lasermethoden in der Strömungsmesstechnik, Shaker, , Rostock, lich zu denen in Bild 7 gezeigten statistisch-stationären Strukturen sind Aufgrund zunehmender Dichteunterschiede ändert sich die Hauptströmung, so dass nach 43 Sekunden (θ = 22) im Mittelschnitt eine deutliche Aufwärtsbewegung mit einer oberflächennahen Strömung resultiert Zu sehen ist, dass auch die Strömung entlang der Seitenwände mit zunehmender x-koordinate deutlich zur Oberfläche strebt Dadurch ändert sich das gesamte Strömungsfeld im hinteren Teil des Verteilers a) θ = 14 (t = 3 s) y = (Mitte) Z Y X V SR 1 m/s b) θ = 14 (t = 3 s) y = -97 mm c) θ = 22 (t = 43 s) y = (Mitte) d) θ = 22 (t = 43 s) y = -97 mm Z Z Z Y X Y Y X X V TR V SR 1 m/s V TR V SR 1 m/s V TR V SR 1 m/s V TR Bild 11: 2D-DPIV Geschwindigkeitsmessung am thermischen Wassermodell (M 1:4); Erhöhung der Eintrittstemperatur T SR am Schattenrohr um T SR = 12 C bei θ =, SR = V& TR = 167 l/s; Re = 112, Fr = , Ri = 75 5 Ausblick Die Untersuchungen zeigen, dass instationäre und nichtisotherme Strömungseffekte an Wassermodellen von Stranggießverteilern eine dominierende Rolle spielen und mit der DPIV-

11 1 GALA Tagung, Lasermethoden in der Strömungsmesstechnik, Shaker, , Rostock, Technik gut erfasst werden können Während sich bisherige Messungen hauptsächlich auf das stationäre Gießen beschränken, sollen zukünftig die beim instationären Gießen (Füllen, Pfannenwechsel, Entleeren) auftretenden Strömungsphänomene untersucht werden Die physikalische Simulation wird hierbei als effizientes Mittel angesehen, um numerische Simulationen zu validieren Dank Die Autoren danken der Deutschen Forschungsgemeinschaft für die finanzielle Unterstützung der Arbeiten, die im Rahmen des Projektes PF 394/2-1 durchgeführt wurden 6 Literatur [1] Barreto-Sandoval, J de J, Barrón Meza, MA, Morales, RD: Physical and mathematical modeling of steel flow and heat transfer in tundishes under non-isothermal and nonadiabatic conditions, ISIJ International, Vol 36 (1996) No 5, p [2] Damle, C, Sahai, Y: A criterion for water modeling of non-isothermal melt flows in continuous casting tundishs, ISIJ International, Vol 36 (1996) No 9, p [3] Odenthal, H-J, Bölling, R, Koitzsch, R, Pfeifer, H: Numerical simulation of the transient fluid flow in the tundish of a continuous caster, 5th World Congress on Computational Mechanics, Wien, 7-127, 22 [4] Odenthal, H-J, Pfeifer, H: PIV- und LDA-Messungen an Turbostoppern zur Strömungsoptimierung in Stranggießverteilern, 8 GALA Fachtagung, Lasermethoden in der Strömungsmeßtechnik, Shaker Verlag, München, , S [5] Odenthal, H-J, Bölling, R, Pfeifer, H: Analyse dynamischer Strömungsphänomene im Stranggießverteiler mit Turbostopper mittels LDA-, PIV- und CFD-Methoden, 9 GALA Fachtagung, Lasermethoden in der Strömungsmeßtechnik, Shaker Verlag, Winterthur, , S 41-8 [6] Sahai, Y, Emi, T: Criteria for water modeling of melt flow and inclusion removal in continuous casting tundishes, ISIJ International, Vol 36 (1996) No 9, p [7] Sahai, Y, Emi, T: Physical modeling of melt flow in continuous casting tundishes, Current Advances in Materials and Processes, Vol 9 (1996) No 1, p