李海洋，王達(dá)志，包燕平

(北京科技大學(xué) 鋼鐵冶金新技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083)

隨著轉(zhuǎn)爐吹煉工藝的不斷優(yōu)化，氧槍性能對(duì)生產(chǎn)節(jié)奏和生產(chǎn)成本的影響日益顯著[1-2]。多孔氧槍噴頭作為直接影響射流特性的部件，其結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)冶煉效果有重要意義[3-4]。噴頭的喉口直徑、出口直徑?jīng)Q定了設(shè)計(jì)工況下的氧氣流量和馬赫數(shù)，提高流量或出口馬赫數(shù)能使射流具有更大的沖擊能力，提高熔池的攪拌效果，同時(shí)也會(huì)增大噴濺概率，加快爐襯侵蝕速率[5-6]；噴頭的孔數(shù)和傾角一般與轉(zhuǎn)爐大小匹配，在合適范圍內(nèi)增加噴孔數(shù)及對(duì)應(yīng)傾角可以增大氧槍的沖擊面積[7]；噴孔間距對(duì)射流融合程度有重要影響，噴孔間距過(guò)小，各流股過(guò)早融合，將造成沖擊面積減小、噴濺程度增大及氧槍的可操作性降低等不良影響[8-9]，噴孔間距過(guò)大，射流沖擊熔池難以形成穩(wěn)定的凹坑，不利于熔池的攪拌。

近些年隨著CFD數(shù)值模擬的發(fā)展，氧槍在不同條件下的射流特性逐漸成為研究熱點(diǎn)之一。唐國(guó)章[10]研究了不同噴孔間距氧槍的融合距離和熔池沖擊面積，結(jié)果表明噴孔間距從53 mm增加至59 mm，射流融合距離增加，沖擊面積增大；李子亮等[11]研究不同工況下的超音速射流行為，發(fā)現(xiàn)射流核心段長(zhǎng)度隨馬赫數(shù)增大和溫度升高而增加；唐逸興等[12]通過(guò)研究射流湍動(dòng)能分布，發(fā)現(xiàn)造成射流中心區(qū)偏移和動(dòng)壓的衰減的原因是射流與周?chē)h(huán)境的相互作用；王帥輝等[13]對(duì)比了交錯(cuò)氧槍和傳統(tǒng)氧槍的區(qū)別，研究發(fā)現(xiàn)交錯(cuò)氧槍的內(nèi)孔主要功能是攪拌熔池，而外孔主要功能是增大沖擊面積。

本文以某廠70 t轉(zhuǎn)爐4孔氧槍為原型，在其結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了多組不同噴孔間距方案，運(yùn)用fluent模擬軟件對(duì)各方案的射流融合程度、射流段長(zhǎng)度、動(dòng)壓衰減及有效沖擊面積等特性進(jìn)行深入研究，得到4孔氧槍噴頭合理的結(jié)構(gòu)參數(shù)，為轉(zhuǎn)爐氧槍噴頭結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供理論參考。

1 70 t轉(zhuǎn)爐氧槍噴頭參數(shù)

表1所示為某廠4孔氧槍的設(shè)計(jì)參數(shù)，設(shè)計(jì)壓力0.75 MPa，馬赫數(shù)1.95，各噴孔距氧槍中心軸線距離為58 mm，氧槍傾角11.3°。本文以該氧槍噴頭為原型，對(duì)其結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，共得到10組不同噴孔間距的噴頭方案，如表2所示。

表1 原氧槍噴頭尺寸

表2 各噴頭方案的結(jié)構(gòu)參數(shù) mm

采用SpaceClaim軟件進(jìn)行建模，轉(zhuǎn)爐熔池直徑1.915 m，熔池深度0.916 m。考慮到氧氣射流的應(yīng)用條件，在高度2.2 m的轉(zhuǎn)爐空間內(nèi)計(jì)算氧氣射流流場(chǎng)。為提升計(jì)算速率，取模型的四分之一作為計(jì)算域，并在模型內(nèi)部建立體網(wǎng)格加密區(qū)域，邊界條件設(shè)定如圖1所示，入口壓力0.75 MPa，出口壓力0.104 MPa，其余邊界均為壁面。

圖1 邊界條件示意圖

2 數(shù)學(xué)模型求解方法

2.1 模型假設(shè)

由于轉(zhuǎn)爐氧槍模擬的特性，對(duì)模型做出如下假設(shè)：

(1)忽略拉瓦爾噴嘴內(nèi)部摩擦力；

(2)氧氣視為可壓縮理想氣體；

(3)忽略爐壁處的受力，采用無(wú)滑移壁面及標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

2.2 控制方程

模型的質(zhì)量方程、動(dòng)量方程、能量方程如下所示：

(1)連續(xù)性方程：

(1)

(2)動(dòng)量方程：

(2)

(3)能量方程：

(3)

式中：ui和uj分別為i和j方向上的速度，m/s；P為壓力,Pa；T為溫度,K；cp為比熱容,J/(kg·K)-1；λeff為有效導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K);τij為黏性應(yīng)力張量,Pa;μeff為有效黏度,Pa·s,表達(dá)式如下所示:

(4)

(5)

μeff=μ+μt

(6)

2.3 湍流模型

鑒于標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型的運(yùn)算速率高[14]，本文采取該模型計(jì)算流體湍流行為，其中湍流動(dòng)能k和湍流耗散率ε表示如下：

(7)

(8)

式中：Gk為平均速度梯度引起的湍動(dòng)能，m2·s-2；Gb為浮力引起的湍動(dòng)能，m2·s-2；C1ε,C2ε,C3ε,σk,σε以及Cμ為常量，其值分別為1.44，1.92，0.8，1.0，1.3，0.9。

本文采用三維模型進(jìn)行冷態(tài)數(shù)值模擬，環(huán)境溫度為室溫。假設(shè)射流進(jìn)入高2.2 m的沒(méi)有鋼液的轉(zhuǎn)爐空間內(nèi)，對(duì)射流特性進(jìn)行模擬計(jì)算。在保證計(jì)算精度的基礎(chǔ)上，為縮短模擬時(shí)間，采用原模型的1/4進(jìn)行計(jì)算。模型在內(nèi)部主要射流區(qū)設(shè)置體網(wǎng)格加密，并選用多面體型網(wǎng)格類型，在獲得高質(zhì)量網(wǎng)格的同時(shí)減少計(jì)算量，網(wǎng)格數(shù)量約50萬(wàn)。在模型側(cè)面邊界創(chuàng)建周期性邊界條件，壁面設(shè)為無(wú)滑移壁面。計(jì)算使用基于壓力的求解器，壓力速度耦合使用PISO格式，離散格式使用二階迎風(fēng)格式，當(dāng)能量殘差小于10-6，其他變量殘差小于10-3時(shí)可認(rèn)為計(jì)算收斂。

3 計(jì)算結(jié)果與討論

本文以70 t轉(zhuǎn)爐氧槍噴頭為研究對(duì)象，對(duì)10組不同噴孔間距的氧槍射流進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，探究噴孔間距對(duì)氧槍射流特性的影響規(guī)律。

3.1 不同噴孔間距下的射流融合規(guī)律

噴孔間距較小時(shí)，當(dāng)氧氣射流離開(kāi)噴孔出口后，各流股間的氣體受到高速射流作用，也獲得了軸線方向的速度，導(dǎo)致射流內(nèi)外側(cè)出現(xiàn)壓差，射流中心線逐漸向內(nèi)偏移至與氧槍軸線平行[15]，融合后多孔氧槍的每股氧氣流股所具有的自由射流特性逐漸消失，各流股融合為一股以較大的速度沖向熔池中心位置。融合程度與各流股和內(nèi)側(cè)氣體動(dòng)量交換大小相關(guān)，是影響射流攪拌強(qiáng)度和沖擊面積的重要特性。

圖2為噴頭軸線截面射流速度云圖，主要顯示50～500 m/s各射流段特性。整體上看，隨著噴孔間距增加，射流逐漸由完全融合狀態(tài)變?yōu)楠?dú)立射流狀態(tài)。1#、2#、3#氧槍射流中心線在距出口2 m距離內(nèi)，均偏轉(zhuǎn)至與氧槍軸線平行，此時(shí)各噴孔射流已完全融合為一股。隨著噴孔間距增加，軸線融合區(qū)域的速度不斷減小。1#氧槍軸線融合區(qū)域速度為150～200 m/s，2#氧槍軸線融合區(qū)域速度為100～150 m/s，3#YQ軸線融合區(qū)域速度為50～100 m/s。4#和5#噴頭射流中心線與噴頭軸線有一定角度，此時(shí)射流屬于未完全融合狀態(tài)，隨著噴孔間距繼續(xù)增加，射流與內(nèi)側(cè)氣體的卷吸作用將不斷減小。如表3所示，隨融合程度減小，氧槍軸線速度50 m/s以上的最遠(yuǎn)距離不斷變小，由1#噴頭的2.089 m減小為5#噴頭的1.48 m。從6#噴頭開(kāi)始，射流段已和噴頭軸線分離，逐漸發(fā)展為獨(dú)立射流。

圖2 氧槍射流速度分布云圖

表3 氧槍軸線速度50m/s時(shí)距出口最大距離 m

圖3為各噴頭150～250 m/s的2個(gè)高速射流段長(zhǎng)度變化圖?？梢钥闯觯S著噴孔間距增加，三個(gè)射流段長(zhǎng)度都呈現(xiàn)出先減小后增大最后減小的規(guī)律。這是由于在射流融合階段，噴孔間距增大后射流內(nèi)側(cè)空間擴(kuò)大，射流融合需消耗的動(dòng)能更多，因此1#、2#、3#氧槍的射流段長(zhǎng)度不斷減??；4#～8#噴頭的噴孔間距繼續(xù)增大后，射流融合程度降低，射流中心線不斷遠(yuǎn)離氧槍軸線，與內(nèi)側(cè)空氣相互作用減少，射流段長(zhǎng)度回升；9#和10#噴頭的射流已成為獨(dú)立射流，由于整體動(dòng)壓的衰減變大，射流段長(zhǎng)度減小。綜上所述，噴孔間距由小到大變化，射流將由完全融合狀態(tài)變?yōu)楠?dú)立射流，在融合程度不斷減小的過(guò)程中，150～200 m/s和200～250 m/s的射流段長(zhǎng)度均呈現(xiàn)先減小后增大最后再減小的規(guī)律。

圖3 不同噴孔間距射流段長(zhǎng)度對(duì)比圖

3.2 不同噴孔間距下射流動(dòng)壓隨距離變化規(guī)律

在轉(zhuǎn)爐冶煉過(guò)程中，射流對(duì)攪拌熔池的能力對(duì)冶煉效果有重要影響，一般要求射流在軸向方向的動(dòng)壓衰減程度較小。由于動(dòng)壓衰減與射流和周?chē)h(huán)境相互作用有關(guān)，因此各噴頭射流在不同距離處的動(dòng)壓衰減變化是研究其射流特性的重要規(guī)律之一。

如圖4(a)所示，通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算得到10組不同噴孔間距噴頭在距出口一定距離處的動(dòng)壓，其中橫坐標(biāo)為射流噴出氧槍噴頭后距離噴頭的軸向距離，縱坐標(biāo)為在對(duì)應(yīng)距離的水平橫截面上射流最大動(dòng)壓。整體來(lái)看，射流的最大動(dòng)壓隨著軸向距離的增大呈減小的趨勢(shì)，這是因?yàn)樯淞髋c外界氣體存在動(dòng)量和能量的傳遞。在軸向距離1.3 m時(shí)，各噴頭最大動(dòng)壓集中分布在19～22 kPa，最大差值1.6 kPa隨著軸向距離增加，不同噴頭的最大動(dòng)壓差值不斷增大，軸向距離1.9 m時(shí)最大差值達(dá)到4.85 kPa。這說(shuō)明隨著軸向距離的增加，不同間距噴頭的動(dòng)壓衰減速度不同。如圖4(b)所示，可以看出軸向距離相同的情況下，最大動(dòng)壓隨噴孔間距的增加呈現(xiàn)先減小后增大最后穩(wěn)定的規(guī)律。在噴孔間距由58 mm增加至70 mm時(shí)，射流距中心水平距離增加，射流內(nèi)側(cè)空間不斷變大，與內(nèi)側(cè)氣體融合所消耗的動(dòng)壓更多，因此射流本身的最大動(dòng)壓不斷減??；在噴孔間距由70 mm增加至82 mm時(shí)，射流由融合狀態(tài)逐漸發(fā)展為獨(dú)立射流，與內(nèi)側(cè)氣體的交互作用減弱，最大動(dòng)壓不斷增大；在噴孔間距由82 mm增加至94 mm時(shí)，射流已經(jīng)成為獨(dú)立射流，射流與周?chē)鷼怏w的卷吸作用較小，因此最大動(dòng)壓基本保持穩(wěn)定。綜上所述，射流的最大動(dòng)壓隨距離增加不斷減小，同一距離下，由于射流融合作用，最大動(dòng)壓隨噴孔間距增加呈現(xiàn)先減小后增大最后穩(wěn)定的規(guī)律，在所有噴頭中1#噴頭動(dòng)壓最大，4#噴頭動(dòng)壓最小。

圖4 不同噴孔間距射流動(dòng)壓變化圖

3.3 射流融合對(duì)有效沖擊面積的影響規(guī)律

有效沖擊面積的定義為氣液界面動(dòng)壓在4 kPa(30 mmHg)以上的橫截面積，在有效沖擊面積內(nèi)，氧氣射流能夠吹開(kāi)渣層，與鋼液發(fā)生相互作用。通過(guò)tecplot360做出1.3 m至1.9 m槍位下各噴頭的動(dòng)壓等值線圖，等值線動(dòng)壓最小值為4 kPa，相鄰等值線動(dòng)壓差值為2 kPa，采用origin軟件提取動(dòng)壓為4 kPa時(shí)圍成的沖擊面積來(lái)定量不同槍位下各噴頭有效沖擊面積的變化規(guī)律。

圖5為1.3 m槍位下各噴頭的有效沖擊面積對(duì)比圖。整體上看，隨著噴孔間距的增加，有效沖擊面積不斷向遠(yuǎn)離中心方向移動(dòng)。從1#～4#噴頭的有效沖擊面積圖可以看出，當(dāng)射流融合程度較高時(shí)，中心融合區(qū)域的動(dòng)壓較大，整體有效沖擊面積較小，隨著融合程度減弱，射流發(fā)生融合時(shí)的動(dòng)壓減小，各噴孔的有效沖擊面積逐漸完整，整體面積不斷增大；5#～7#噴頭的射流逐漸由融合狀態(tài)變?yōu)楠?dú)立狀態(tài)，此時(shí)各噴孔的有效沖擊面積已經(jīng)完整，而射流與內(nèi)側(cè)氣體的卷吸作用不斷減弱，因此整體上有效沖擊面積不斷變小；8#～10#噴頭的射流均已成為獨(dú)立射流，此時(shí)在總動(dòng)壓的衰減下，有效沖擊面積進(jìn)一步衰減。如圖6(a)所示，在噴孔間距58～70 mm有效沖擊面積不斷增大，70～82 mm有效沖擊面積上下波動(dòng)，整體上呈減小規(guī)律，82～94 mm有效沖擊面積穩(wěn)定減小。

圖5 槍位為1.3 m時(shí)不同噴頭的有效沖擊面積對(duì)比圖

圖7為噴孔間距70 mm的4#噴頭在1.3、1.5、1.7和1.9 m槍位下有效沖擊面積變化圖?？梢钥闯鰳屛簧吆?，有效沖擊面積先增大后減小。這是因?yàn)闃屛簧吆?，射流到達(dá)氣液界面時(shí)與周?chē)鷼怏w交互作用更多，射流的寬度不斷變大，中心的高動(dòng)壓轉(zhuǎn)化為更大的有效沖擊面積；高槍位繼續(xù)升高時(shí)，動(dòng)壓衰減過(guò)大，有效沖擊面積開(kāi)始減小。在槍位升高過(guò)程中，有效沖擊面積的形狀也發(fā)生了變化。在1.3 m和1.5 m槍位下，有效沖擊面積為長(zhǎng)軸穿過(guò)中心的橢圓形狀，1.7 m槍位下，各噴孔的有效沖擊面積分離，形狀接近圓形，1.9 m槍位下有效沖擊面積為短軸穿過(guò)中心的橢圓形狀。整體變化規(guī)律如圖6(b)所示，隨著槍位升高，有效面積呈先增后減的規(guī)律，在該氧壓下槍位1.8時(shí)有效沖擊面積達(dá)到最大值。因此可以確定噴孔間距為70 mm的噴頭有效沖擊面積最大，且在1.8 m槍位下有最大值。

圖6 各噴頭在不同槍位的有效沖擊面積變化圖

圖7 1#噴頭在不同槍位的有效沖擊面積變化圖

4 結(jié) 論

(1)原氧槍射流完全融合，提高槍位有效沖擊面積變化較小，化渣效率低。適當(dāng)增加噴孔間距后，射流融合程度減弱，噴濺減少，氧槍的可操作性提高。

(2)射流與周?chē)鷼怏w的相互作用是造成射流動(dòng)壓衰減和有效沖擊面積增大的主要原因，噴孔間距增加，射流與周?chē)h(huán)境的相互作用先增強(qiáng)后減弱。

(3)隨著槍位升高，射流到達(dá)液面時(shí)的動(dòng)壓持續(xù)減小，有效沖擊面積先增大后減小。原氧槍在槍位1.6 m時(shí)有效沖擊面積最大，其余方案氧槍氧槍均在槍位1.8 m時(shí)有效沖擊面積最大。

(4)隨著噴孔間距增加，各噴頭的有效沖擊面積均呈現(xiàn)先增大后減小的規(guī)律。在噴孔間距70 mm時(shí) 70 t轉(zhuǎn)爐用4孔氧槍有效沖擊面積達(dá)到最大。