變角氧槍氣體射流數(shù)值模擬

付少朋，李俊國，曾亞南，遲洪亮

(河北聯(lián)合大學(xué)冶金與能源學(xué)院，河北唐山 063009)

轉(zhuǎn)爐冶煉過程中，氧槍氣體射流直接影響化渣效果、冶煉時間和氧槍操作的穩(wěn)定性，對渣鋼混溶、爐襯侵蝕等方面產(chǎn)生重要影響，從而制約著轉(zhuǎn)爐冶煉強度和生產(chǎn)成本。課題組針對唐鋼50t轉(zhuǎn)爐用四孔氧槍，對四孔變角氧槍氣體射流特性及其對熔池作用規(guī)律進行了研究。實際應(yīng)用結(jié)果表明，四孔變角氧槍具有較強的化渣能力、噸鋼石灰消耗量和雙渣率等均不同程度降低［1］。本文采用CFD流體模擬軟件模擬了四孔變角氧槍氣體射流流場，研究了不同噴孔傾角下氣體射流的分布規(guī)律，確定了射流核心段長度，以及速度和動壓分布規(guī)律，為優(yōu)化四孔變角氧槍結(jié)構(gòu)，從而應(yīng)用于工業(yè)化生產(chǎn)奠定了理論基礎(chǔ)。

1 模型的建立與計算條件

1.1 幾何模型與網(wǎng)格劃分

實際應(yīng)用四孔氧槍噴頭結(jié)構(gòu)參數(shù)為:馬赫數(shù)2.0、喉口直徑26 mm、出口直徑35.5 mm、氧槍流量13000～15000 Nm3/h，為了研究不同噴孔傾角下氧槍氣體射流的變化規(guī)律，確定不同噴頭噴孔傾角參數(shù)，如表1所示。噴頭A每個噴孔的傾角均為10.5°，在此基礎(chǔ)上，噴頭B至噴頭E的噴孔夾角變化1°，噴頭F至噴頭I的噴孔夾角變化0.5°。

表1 噴頭類型的劃分

根據(jù)氧槍結(jié)構(gòu)參數(shù)，采用Gambit2.3軟件以直角坐標(biāo)系進行建模，在數(shù)值模擬幾何建模過程中，假設(shè)氣體射流進入一個長度3 m、半徑0.8 m的圓柱形空間內(nèi)，然后對空間內(nèi)的射流速度分布規(guī)律進行了模擬。為了進行精確計算，采用局部加密網(wǎng)格技術(shù)，噴頭部分流場較為復(fù)雜，采用加密的四面體網(wǎng)格，圓柱計算域內(nèi)采用六面體網(wǎng)格。為了保證計算精度的基礎(chǔ)上縮短模擬時間，根據(jù)噴頭的對稱性，截取模型的1/4進行計算，劃分網(wǎng)格共計約8.5萬。Fluent后處理過程中，使用了一階迎風(fēng)格式進行離散化處理，壓力場和流場采用SIMPLE算法。

圖1 氧槍計算區(qū)域模型

1.2 邊界條件

根據(jù)氧槍射流模擬過程的特性需進行下列假設(shè):

1)laval噴嘴內(nèi)部連接處光滑，摩擦力可以忽略。

2)填充氣體為可壓縮氣體，氣源為氧氣。

3)依據(jù)超音速射流特性，采用全熱模型、湍流κ－ε模型。

1.3 基本方程

1)控制方程通用形式

式中，φ為通用變量，可以代表u、v、w、T等求解變量;Γ為廣義擴散系數(shù);S為廣義源項。

對于連續(xù)方程:

對于動量方程:

式中，u、v、w分別代表坐標(biāo)軸方向的速度;ρ為密度;T為溫度;μ為黏度系數(shù);P 為黏性系數(shù);k為流體的傳熱系數(shù);cp是比熱容。

2)標(biāo)準(zhǔn)κ－ε模型

對于能量方程:

式中，Gk是由于平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項;C1ε，C2ε為經(jīng)驗常數(shù)，取值分別為1.44、1.92;σk，σε分別是與湍動能k和耗散率ε對應(yīng)的Prandtl數(shù)，取值分別為1.0、1.3;Cμ取值0.09。

1.4 邊界條件的確定

模擬采用非耦合、隱式求解算法進行，選擇常用的k-epsilon湍流模型。1)入口邊界:壓力入口，設(shè)定值為0.85 MPa;

2)出口邊界:壓力出口，設(shè)定值為:0.104 ～0.15 MPa;

3)溫度條件:取環(huán)境溫度為300K;

4)對稱條件:根據(jù)截取模型的對稱性，在降低計算量的同時并保證能分析流場內(nèi)全部區(qū)域的射流分布規(guī)律，根據(jù)模型結(jié)構(gòu)特點相關(guān)面應(yīng)設(shè)置為對稱面(Symmetry);

5)壁面條件:采用壁面函數(shù)(Wall);

6)耦合方式與插值方法:壓力速度耦合采用SIMPLE算法，插值方法采用PRESTO!，各流動變量的無量綱殘差設(shè)置為不大于10－3數(shù)量級;

7)初始化后，迭代計算過程中適時調(diào)整松弛因子，保證結(jié)果收斂，最后迭代穩(wěn)定后保存文件并分析模擬結(jié)果。

2 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

多孔氧槍的每個氧氣流股與其它氧氣流股相融合之前，都保持著自由射流的特性。當(dāng)各氧氣流股開始融合后，流股間就存在相互間的動量交換，這種融合首先從射股邊緣開始，逐漸向中心軸線發(fā)展，與此同時，單流股所具有的自由射流特性逐漸消失。如果多孔氧槍各流股在融合前與熔池液面相接觸，氧槍操作更加平穩(wěn)，有利于熔池攪拌［3，4］。多孔氧槍流股的融合除了與單個氧氣流股射流特征有關(guān)外，主要取決于氧槍噴孔夾角。噴孔夾角過小，氧氣流股將過早融合，射流與熔池液面接觸時將與單個自由射流相似，不利于熔池吹煉;增加噴孔夾角后，氧氣流股融合較慢，射流與熔池液面接觸時沖擊面積增加，吹煉平穩(wěn);但噴孔夾角過大時，氧氣流股動能衰減過快，不利于熔池攪拌。因此，在設(shè)計氧槍時，需要針對不同氧槍噴孔夾角選擇合適的槍位，從而保證氧氣流股在到達(dá)熔池液面前，基本上不融合，這樣就能夠充分發(fā)揮多孔噴頭的優(yōu)越性。

2.1 氧槍氣體射流流場模擬結(jié)果

表1給出的不同噴頭夾角下，氧氣射流流場如圖2所示。由圖2可見，噴孔傾角變化1°或0.5°情況下，氣體射流流場基本相似。超音速氧氣從噴孔噴出后在一定距離內(nèi)都將保持自由射流的特性，在離開噴孔出口后，各流股與周圍的氣體相接觸，由于流股內(nèi)氣體靜壓力低于外界氣體的壓力，周圍氣體不斷被射流卷入，流股直徑不斷增加，射流橫截面不斷擴大，同時射流流速不斷降低。多股氧流內(nèi)側(cè)卷入氣體量比射流外側(cè)卷吸的氣體量少，因此射流內(nèi)側(cè)氧流速度衰減較慢，外側(cè)氧流速度衰減較快，使得各氧氣流股的最大速度點將偏離各流股的幾何中心軸線，而傾向氧槍軸線方向，出現(xiàn)了各氧氣流股逐漸向氧槍中心線靠攏的趨勢［5］。從射流流速的衰減過程來看，當(dāng)氣體離開噴口截面后，由于射流氣體與外界氣體間的摩擦、擴散等相互作用，流股邊緣氣體的流速逐漸下降，逐漸有超音速向亞音速過渡。從射流等速段開始直至射流其中心線上的速度仍然大于聲速的區(qū)域稱為超聲速核心段［6］，該核心段是反應(yīng)氧槍射流特性的基本參數(shù)。由模擬結(jié)果可以看出，與噴頭A相比，隨著噴孔傾角的增大，其射流的核心段長度有所增大;噴孔傾角偏移1°噴頭射流的核心段長度比偏移0.5°噴頭的射流核心段更長些。

圖2 不同槍型氣體射流流場

2.2 氧槍氣體射流速度分布規(guī)律

在氧槍射流流場模擬的基礎(chǔ)上，確定不同噴孔傾角噴頭氣體射流流速沿噴孔出口方向的分布規(guī)律，如圖3所示。

圖3 不同槍型氣體射流速度分布曲線

由圖3可以看出，各噴頭氣體射流的中心軸線速度分布基本相似，距噴頭距離越近，射流速度分布范圍也就越寬，一定距離后射流基本達(dá)到平穩(wěn)。由噴孔傾角均為10.5°噴頭A的射流速度分布可以看出，射流距噴嘴出口0～1 m內(nèi)，射流速度分布范圍較大，氣體射流速度衰減較快;射流距噴嘴超過1.6 m后，射流流速過小，沖擊能量不足，從而造成對熔池的沖擊力較弱，不容易滿足轉(zhuǎn)爐的冶煉條件。因此，為了保證冶煉過程的平穩(wěn)進行，噴頭A的槍位控制在1～1.6 m較為適宜。與噴頭A相比，噴頭B、C、D和E的對角的噴孔傾角相差1°，同理可確定噴頭B、C、D 和E 的槍位分別控制在1～1.6 m、1～1.7 m、1～1.8 m 和1～1.9 m 較為適宜。當(dāng)對角噴孔的噴孔傾角相差0.5°時，與噴頭 A相比較，噴頭 F、G、H和 I的槍位分別控制在1 ～1.55 m、1 ～1.6 m、1 ～1.65 m 和1 ～1.75 m 時更適于吹煉操作。

2.3 氧槍氣體射流動壓分布規(guī)律

在氣體射流動壓作用下，熔池液面將形成凹坑，對熔池進行攪拌。而射流對熔池的機械攪拌作用與氧氣射在射流橫截面上的流股動壓分布密切相關(guān)，決定著射流對熔池的沖擊面積。所謂的沖擊面積，是指氧氣流股與熔池液面(渣面)接觸的面積，而有效沖擊面積與射流動壓相關(guān)。一般將氣流與液面接觸的時動壓為30 mmHg以上的橫截面積定義為有效沖擊面積，此時，氧氣流股可以吹開渣層與鐵水發(fā)生機械和化學(xué)作用。根據(jù)模擬結(jié)果，對射流方向不同位置處氣體射流在橫截面積上動壓分布進行了統(tǒng)計，如圖4所示。

圖4 不同槍型射流的動壓分布曲線

由圖4可以看出，各噴頭氣體射流動壓分布規(guī)律基本相似，距噴頭距離越近，射流動壓分布范圍也就越寬，同一截面處壓力變化較大，射流達(dá)到一定距離后，射流動壓基本一致，射流沖擊熔池時基本達(dá)到穩(wěn)定。由噴孔傾角均為10.5°噴頭A的射流速度分布可以看出，在距噴嘴0～1.6 m時，射流動壓均大于30 mmHg(即4000Pa)，射流長度繼續(xù)增加，動壓持續(xù)降低，不能滿足沖擊熔池的要求。因此，在距噴嘴0～1.7 m時，射流動壓能夠滿足冶煉要求，繼續(xù)延長射流，有效沖擊面積將減小，不能滿足冶煉要求。與之相比，噴頭B、C、D和E的槍位分別控制在1～1.6 m、1～1.7 m、1～1.8 m和1～1.9 m較為適宜。當(dāng)對角噴孔的噴孔傾角相差0.5°時，與噴頭A 相比較，噴頭 F、G、H 和I的槍位分別控制在1 ～1.55 m、1 ～1.6 m、1 ～1.65 m 和1 ～1.75 m時更適于吹煉操作。

3 結(jié)論

通過Fluent軟件，對不同噴孔傾角氧槍的射流流場進行了模擬，分析了射流速度分布和動壓分布隨射流長度的變化規(guī)律，為變角氧槍噴孔傾角的設(shè)計奠定了基礎(chǔ)，得到如下結(jié)論:

(1)與噴孔傾角均為10.5°的噴頭A射流相比，噴孔傾角變化1°或0.5°情況下，氣體射流流場基本相似，一定距離內(nèi)各流股都將保持自由射流的特性;隨著氧氣噴孔傾角增大，射流的核心段長度有所增加;

(2)對于不同噴孔傾角噴頭，距噴孔出口距離越近，射流速度分布范圍也就越寬，一定距離后射流速度基本達(dá)到平穩(wěn);噴頭A的槍位控制在1～1.6 m較為適宜;噴孔傾角變化1°時，噴頭B、C、D和E的槍位分別控制在1 ～1.6 m、1 ～1.7 m、1 ～1.8 m 和1 ～1.9 m 較為適宜;噴孔傾角變化0.5°時，噴頭 F、G、H 和 I的槍位分別控制在1 ～1.55 m、1 ～1.6 m、1 ～1.65 m 和1 ～1.75 m 時更適于吹煉操作;

(3)對于不同噴孔傾角噴頭，各噴頭氣體射流動壓分布規(guī)律基本相似;距噴頭距離越近，射流動壓分布范圍也就越寬;射流達(dá)到一定距離后，射流動壓基本一致，實際槍位控制與射流速度分布規(guī)律的結(jié)論相吻合。

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