預熱溫度對于混合噴吹O2+CO2旋流氧槍噴頭射流特性的影響

陳圣楨 ，朱 榮 ，馮 超 ，董 凱，魏光升

(1.北京科技大學 冶金與生態(tài)工程學院， 北京 100083；2.高端金屬材料特種熔煉與制備北京市重點實驗室，北京 100083)

氧槍噴頭的射流特性直接影響轉(zhuǎn)爐冶煉指標和能耗。旋流氧槍噴頭與傳統(tǒng)氧槍噴頭相比，具有更大的射流徑向速度、沖擊面積和攪拌能等優(yōu)勢，許多學者對旋流氧槍噴頭進行了大量的研究[1-3]。呂明等人[4]研究了轉(zhuǎn)爐內(nèi)不同槍位條件下的頂吹氣體射流特性，發(fā)現(xiàn)單孔氧槍數(shù)值模擬的沖擊深度小于理論計算值、沖擊面積大于理論計算值，且隨著槍位的提高，沖擊深度差值變小，沖擊面積差值變大。Ziliang Li等人[5]采用四種湍流模型，對冷態(tài)超音速氧氣射流進入高溫環(huán)境的射流行為進行了預測，并討論了環(huán)境溫度對射流的動壓力和多股射流聚并的影響。Mingming Li等人[6]對超音速射流的聚結(jié)特性進行模擬，結(jié)果表明多股射流無干擾的臨界值為25°。關(guān)于預熱溫度對于旋流氧槍噴頭混合噴吹O2+CO2的射流特性研究較少，本文研究了供氣流量為18 400和27 600 m3/h(標準)和預熱溫度為300、600 K條件下，噴吹90%O2+10%CO2混合氣射流的特性，著重分析了噴孔射流軸向、徑向等射流特性的變化。

1 模型與控制方程的建立

1.1 控制方程

本研究涉及的質(zhì)量方程、動量方程和能量方程如式(1)～式(3)所示：

(1)

(2)

(3)

式中：ρ為氣體密度，kg/m3，ρ=p/RT；ui為第i方向的速度，m/s；p為系統(tǒng)的壓力，Pa；τij為分子黏度產(chǎn)生的黏性應力,Pa；ui和uj為速度分量，m/s，下標i是第i個方向的速度，j是第j個方向的速度。

本文采用了一種常用的標準k-ε湍流模型，其湍動能k和耗散率ε如式(4)和式(5)所示：

(4)

(5)

式中：Gk為層流速度梯度產(chǎn)生的湍流能量；Gb為浮力產(chǎn)生的湍流能量；Ym為可壓縮湍流過度擴散引起的波動；σk為k方程的湍流普朗特數(shù)，σε為ε方程的湍流普朗特數(shù)，分別為1.0，1.3；C1ε，C2ε和C3ε是常數(shù)，分別為1.44，1.92，0.8。

1.2 計算域和邊界條件

本研究以4孔全尺寸旋流氧槍噴頭作為模擬對象。噴頭尺寸及相關(guān)工藝參數(shù)如表1所示。

表1 噴頭尺寸及相關(guān)工藝參數(shù)

圖1為四孔旋流氧槍噴頭的具體形狀和孔型布局。其中，噴頭的出口直徑為De，噴頭的喉口直徑為Dt，主吹孔中心傾角為α1，擴張段半錐角為α2，旋流角為α3。

圖1 氧槍噴頭結(jié)構(gòu)

本研究通過ICEM CFD軟件進行網(wǎng)格劃分，圖2為具有646 050個網(wǎng)格點的四孔旋流氧槍噴頭的計算域和邊界條件設置。入口邊界選擇質(zhì)量流量，出口邊界選擇壓力出口，其余設置為Wall，用隱式方法計算了壓力、速度、溫度和密度，將能量項的收斂條件設置為小于10-6，其他項的收斂條件設置為10-5。

圖2 氧槍噴頭的計算區(qū)域結(jié)構(gòu)和邊界條件

2 模擬結(jié)果討論分析

2.1 預熱溫度對噴孔軸向射流特性的影響

2.1.1 噴孔軸向的射流特性

式(6)～式(8)分別給出了溫度與速度的關(guān)系、密度與溫度的關(guān)系、速度與溫度及壓力的關(guān)系。

(6)

(7)

(8)

根據(jù)公式(6)中速度與溫度的關(guān)系，可知預熱溫度越高，射流速度越大。圖3為分別在300 K和600 K的預熱溫度下，噴孔軸線處的速度、動壓、馬赫數(shù)和湍動能分布，流量為18 400 m3/h(標準)的噴孔射流數(shù)據(jù)用虛線表示，流量為27 600 m3/h(標準)的噴孔射流數(shù)據(jù)用實線表示。圖3(a)為不同溫度條件下，沿噴孔軸線的射流速度分布，在相同的溫度條件下，供氣流量的增大，有利于射流軸向速度的增大；在相同的流量下，軸向速度隨溫度升高而增大，這與式(6)中速度與溫度的關(guān)系規(guī)律相一致。圖3(b)為不同溫度條件下沿噴孔軸線的馬赫數(shù)分布，將馬赫數(shù)大于1的氣體射流長度定義為射流核心段長度，從而可得出如下規(guī)律：在相同的溫度條件下，增加供氣流量能夠延長射流核心段長度；在相同的流量下，射流核心段長度隨溫度升高而變長。圖3(c)為不同溫度條件下沿噴孔軸線的動壓分布，在相同的溫度條件下，供氣流量越大射流軸線動壓越大；在相同的流量下，動壓隨溫度升高而增大。圖3(d)顯示了相同的溫度條件下，流量的增大使湍動能增大；在相同的流量下，預熱溫度越高，射流軸線上的湍動能越高，預熱溫度越高，射流從噴孔噴出時膨脹越大，流股與周圍環(huán)境氣體間的卷吸作用也越強，因此溫度越高，射流湍動能越大。

圖3 不同預熱溫度下氧槍噴孔軸線的射流特性

2.1.2 噴頭中心線的射流特性

圖4為兩組不同流量的旋流噴頭在不同預熱溫度條件下的中心線射流特性的分布。圖4(a)顯示了射流速度沿噴頭中心線的分布，結(jié)果表明，隨著距噴頭距離的增加，噴頭中心線射流速度在一定距離后逐漸增大，且較大流量旋流噴頭的中心線速度更大。氧槍噴頭中心線速度的提高主要是因為多股射流對周圍氣體的持續(xù)卷吸，中心線上環(huán)境氣體因此急劇減少，隨著射流半徑的增加，射流氣體對中心線上環(huán)境氣體的影響增強，中心線上的環(huán)境氣體速度不斷增加。在供氣流量一定時，伴隨預熱溫度的升高，射流的卷吸作用和速度的波動越明顯，中心線上的湍動也更大，因此溫度越高噴頭中心線上的速度也更大。圖4(b)為氧槍噴頭中心線上馬赫數(shù)的分布，圖4(c)為氧槍噴頭中心線的動壓分布。結(jié)果表明，600 K時中心線的動壓和馬赫數(shù)均大于300 K時的動壓和馬赫數(shù)，這同樣解釋了圖4(a)中不同預熱溫度下的速度分布規(guī)律。圖4(d)為湍動能在中心線的分布，結(jié)果表明，伴隨預熱溫度和射流流量的增加，噴頭中心線處的湍動能就越大，即射流混合要更為劇烈。

圖4 不同預熱溫度下氧槍噴頭中心線的射流特性

2.2 預熱溫度對噴頭徑向射流特性的影響

圖5顯示了不同的噴吹距離和預熱溫度對射流徑向速度分布的影響。結(jié)果表明，相同噴吹距離條件下，射流預熱溫度越高射流徑向速度越大；伴隨噴吹距離的增加，射流徑向速度的最大值減小。伴隨噴吹距離的增大，射流卷吸環(huán)境氣體量逐漸增加，根據(jù)能量守恒定律，射流速度呈現(xiàn)逐漸降低趨勢。進一步觀察發(fā)現(xiàn)預熱溫度越高，射流最大速度點離中心線的距離越近，即射流的偏移量越大，因為氣體預熱溫度越高，射流對于氧槍噴頭軸線方向的環(huán)境氣體卷吸量越大，氧槍噴頭軸線處的壓強越低，多股射流的聚并現(xiàn)象也越明顯。

圖6顯示了不同預熱溫度下射流的徑向馬赫數(shù)分布。結(jié)果表明，在相同預熱溫度條件下，供氣流量越大，射流核心段寬度越大；在相同的供氣流量條件下，預熱溫度越高，射流核心段寬度也越大，與圖3(b)的馬赫數(shù)分布規(guī)律相一致。供氣流量和預熱溫度的增大都能提高射流軸線速度，減緩射流衰減，延長射流核心段長度，因此供氣流量和預熱溫度的升高使射流在相同的噴吹距離條件下，射流的達到超音速的徑向范圍越大。

圖7顯示了供氣流量為18 400 m3/h(標準)旋流氧槍射流的速度場分布。結(jié)果表明，在相同的噴吹距離處，伴隨預熱溫度的升高，射流的高速區(qū)增大，沖擊面積增大；在同一預熱溫度下，伴隨噴吹距離增大，射流速度越小，沖擊面積越大，這與圖5所示的徑向速度分布規(guī)律相一致。因為射流沿程卷吸環(huán)境氣體使射流的速度逐漸減小，氧槍噴頭具有一定的中心傾角，因此射流對于熔池的沖擊面積伴隨噴吹距離的增大而增大。

圖5 不同預熱溫度下氧槍噴頭徑向速度分布

圖6 不同預熱溫度下氧槍噴頭徑向馬赫數(shù)分布

圖7 18 400 m3/h(標準)旋流噴頭射流速度場分布

由于氣體預熱溫度的升高使射流的軸向速度增大，射流速度衰減減緩，使射流具有更好的沖擊性能，因此預熱溫度的升高使射流對于熔池沖擊的高速區(qū)和沖擊面積增大。

3 結(jié) 論

本文采用數(shù)值模擬的研究方法，分析了供氣流量和預熱溫度對于混合90%O2+10%CO2的四孔旋流噴頭射流特性，本研究的結(jié)論總結(jié)如下：

(1)伴隨預熱溫度和供氣流量的增大，噴孔射流軸向速度衰減變慢，射流軸向速度增大，核心段長度延長。

(2)伴隨預熱溫度和供氣流量的增大，噴頭中心線射流速度增大，多股射流的摻混程度加劇。

(3)伴隨預熱溫度和供氣流量的增大，射流徑向速度增大，射流直徑增加，且射流對于熔池的沖擊面積增大。