260 t轉(zhuǎn)爐用六孔氧槍射流偏轉(zhuǎn)特性分析

李炎鑫 劉廣強(qiáng) 劉 坤 賈宏斌

(1.遼寧科技大學(xué)，2.鞍鋼集團(tuán)鋼鐵研究所)

超音速多孔氧槍是影響轉(zhuǎn)爐冶煉效率的關(guān)鍵設(shè)備。多孔氧槍噴頭射流中心線在流場中的分布反映了多股射流邊界相互摻混的情況。從噴嘴噴出的多股射流開始較為獨(dú)立，隨著射流向前推進(jìn)，各股射流的速度不斷衰減，流股不斷擴(kuò)展，多股射流邊界逐漸相互干擾交疊，從而造成氧槍射流中心線發(fā)生偏轉(zhuǎn)與融合現(xiàn)象[1-10]。

眾多學(xué)者[11-17]研究了中小型轉(zhuǎn)爐氧槍射流偏轉(zhuǎn)、聚并行為與出口馬赫數(shù)、氧槍傾角、入口壓力等的關(guān)系。但對于噴孔數(shù)量較多的大型轉(zhuǎn)爐氧槍(比如六孔或七孔氧槍)，氧槍射流偏轉(zhuǎn)的具體原因仍需要進(jìn)一步分析，并且噴嘴的結(jié)構(gòu)特性以及流股數(shù)量，必然會對其射流偏轉(zhuǎn)特性產(chǎn)生一定影響。文章通過數(shù)值模擬，分析了射流偏轉(zhuǎn)的原因以及多因素耦合對射流偏轉(zhuǎn)的影響，希望能為大型轉(zhuǎn)爐煉鋼實(shí)際冶煉過程中的氧槍操控提供參考。

1 數(shù)學(xué)模型

利用CFD軟件對超音速氧氣流動(dòng)進(jìn)行了數(shù)值模擬。建立的數(shù)學(xué)模型包括連續(xù)方程、動(dòng)量方程和能量方程。采用的湍流模型為k-ε方程，表達(dá)式如下：

(1)

(2)

式中：Gk為平均速度的梯度引起的湍動(dòng)能k的產(chǎn)生項(xiàng)；Gb為浮力引起的湍動(dòng)能k的產(chǎn)生項(xiàng)；YM為脈動(dòng)擴(kuò)張?jiān)鲆妫沪襨為湍動(dòng)能k所對應(yīng)的Prandtl 數(shù)；σε為耗散率ε所對應(yīng)的Prandtl數(shù)；C1ε、C2ε、C3ε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)；Sk和Sε分別為用戶自定義的湍動(dòng)能源相和耗散率源相。

2 網(wǎng)格與邊界條件

從理論分析及數(shù)值模擬兩方面對某鋼廠260 t轉(zhuǎn)爐六孔氧槍射流特性進(jìn)行研究，根據(jù)氧槍設(shè)計(jì)理論和現(xiàn)場實(shí)際情況，設(shè)計(jì)了不同結(jié)構(gòu)的氧槍噴頭，分析馬赫數(shù)、氧槍傾角和槍位等因素對射流特性的影響。主要設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。

表1 主要設(shè)計(jì)參數(shù)

使用SolidWorks軟件進(jìn)行建模，考慮到氧槍結(jié)構(gòu)的對稱性，該研究建立了氧槍整體的1/3模型，模型的主要結(jié)構(gòu)為拉瓦爾噴管和半徑2 m、高度3.5 m的1/3圓柱體的無限大空間?？紤]網(wǎng)格對于數(shù)值計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性及精度的影響，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并對射流核心區(qū)進(jìn)行局部加密，如圖1所示。

圖1 幾何模型與網(wǎng)格劃分及邊界條件

采用壓力入口和壓力出口的邊界條件，圖1中所示的對稱平面被設(shè)置為周期性邊界條件，壁面為非滑移壁面。計(jì)算利用基于壓力的求解器，壓力速度耦合使用SIMPLE格式，湍動(dòng)能和湍流耗散率的離散格式使用二階迎風(fēng)格式。能量殘差的收斂準(zhǔn)則設(shè)定為10-6，其他因變量的收斂準(zhǔn)則設(shè)定為10-3。利用商業(yè)CFD軟件ANSYS fluent 19.0對數(shù)學(xué)模型進(jìn)行求解。具體邊界條件見表2。

表2 邊界條件

3 結(jié)果與討論

3.1 多孔射流動(dòng)力學(xué)特征

多孔氧槍的各股射流速度分布反映了多股射流相互摻混的情況。當(dāng)多孔氧槍射流離開噴嘴后，形成了交變壓力分布。射流交替壓縮和膨脹，使射流中心線上動(dòng)力學(xué)參數(shù)在射流核心區(qū)上下波動(dòng)。直到射流離開核心區(qū)域，射流的靜壓逐漸接近環(huán)境壓力，射流的壓縮和膨脹消失。

各股射流剛流出噴頭時(shí)并不相交，隨著射流向前推進(jìn)，射流速度逐漸衰減而流股不斷擴(kuò)展，射流邊界迅速相交。來自多噴嘴的射流，每個(gè)噴嘴的射流中心線逐漸偏離其噴嘴軸，由于多股射流相互作用和吸引最終發(fā)生聚并行為。在轉(zhuǎn)爐煉鋼過程中，聚并行為決定了供氧效率和射流對熔池表面的沖擊寬度及深度。

隨著射流的進(jìn)行，射流卷吸周圍氣體造成射流與幾何中心軸線產(chǎn)生壓力差，在幾何中心軸線附近形成負(fù)壓區(qū)，使得射流偏離噴孔軸線方向，趨于聚合。負(fù)壓區(qū)的位置與氧槍傾角密不可分。

Ma=2.15時(shí)，幾何中心軸線上靜壓與氧槍傾角的關(guān)系如圖2所示。幾何中心軸線前端存在負(fù)壓，氧槍傾角增大，最小壓力增大，氧槍射流獨(dú)立性更好。隨著噴孔出口軸向距離的增加，壓力差逐漸消失，射流內(nèi)外側(cè)壓力相等并與環(huán)境壓力一致。

圖2 靜壓與氧槍傾角的關(guān)系

Ma=2.15時(shí)，幾何中心軸線上速度與氧槍傾角的關(guān)系如圖3所示。隨著噴孔出口軸向距離的增加，幾何中心軸線上速度增幅減小。在同槍位下，隨著氧槍傾角增大，幾何中心軸線上速度減小。

圖3 速度與氧槍傾角的關(guān)系

3.2 氧槍傾角對射流特性的影響

Lee[9]研究表明，可以用臨界角θe作為多孔氧槍射流發(fā)生交匯與不交匯的臨界值。

(3)

式中：θe為臨界角；θc為臨界傾斜角，由模擬仿真或?qū)嶒?yàn)確定；n為氧槍孔數(shù)。

氧槍傾角對射流中心線偏轉(zhuǎn)影響如圖4所示。

圖4 氧槍傾角對射流中心線偏轉(zhuǎn)的影響

Ma=2.05時(shí)，不同氧槍傾角對射流中心線偏轉(zhuǎn)影響如圖4(b)所示。當(dāng)θ=14°～15°時(shí)，射流流股較短且過早發(fā)生聚并行為，大量交匯，射流偏轉(zhuǎn)明顯；當(dāng)θ=16°～17°時(shí)，獨(dú)立的射流流股明顯變長且聚并行為一般，此時(shí)少量交匯或者幾乎不發(fā)生交匯，射流偏轉(zhuǎn)程度減小。由式(3)對臨界角θe的定義可知，Ma=2.05、θc=16°的六孔氧槍，計(jì)算得臨界角θe=7.92°。

當(dāng)Ma=2.00、θ=14°～16°，Ma=2.05～2.15、θ=14°～15°，Ma=2.20、θ=14°時(shí)，氧槍射流各流股在距噴頭較近處發(fā)生交匯(約20de)，凈偏移量Δy較大，射流偏轉(zhuǎn)較明顯。當(dāng)Ma=2.00、θ=17°，Ma=2.05～2.15、θ=16°～17°，Ma=2.20、θ=15°～17°時(shí)，氧槍射流各流股在距噴頭較近的位置比較獨(dú)立，在較遠(yuǎn)處發(fā)生交匯(約30de～35de)，凈偏移量Δy較小，射流偏轉(zhuǎn)不太明顯。

3.3 馬赫數(shù)對射流特性的影響

氧槍傾角和氧槍出口馬赫數(shù)等共同影響射流偏轉(zhuǎn)，通過數(shù)值模擬由式(3)計(jì)算得到了臨界角，與前人[14]的研究成果相差不大，具體如表3所示。

表3 臨界角匯總表

當(dāng)θ=16°時(shí)，出口馬赫數(shù)對射流中心線偏轉(zhuǎn)的影響如圖5所示。隨著出口馬赫數(shù)的增大，射流偏轉(zhuǎn)程度減小。這是由于馬赫數(shù)增大，射流中心線上速度變大，產(chǎn)生抵抗射流偏轉(zhuǎn)的反作用增大，射流獨(dú)立性增強(qiáng)。

圖5 出口馬赫數(shù)對射流中心線偏轉(zhuǎn)的影響

前人給出了描述射流中心線的公式(4)、(5)[18]，可用偏轉(zhuǎn)系數(shù)a3對射流偏轉(zhuǎn)程度進(jìn)行量化。

(4)

(5)

縱向坐標(biāo)Y為氧槍傾角與凈偏移量Δy的函數(shù)，而氧槍傾角在選定氧槍結(jié)構(gòu)參數(shù)時(shí)為確定參數(shù)。凈偏移量Δy僅與偏轉(zhuǎn)系數(shù)a3有關(guān)。偏轉(zhuǎn)系數(shù)越大，則射流中心線偏轉(zhuǎn)越明顯。

通過式(4)、(5)與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行計(jì)算可得出各情況下a3值，如表4所示。氧槍傾角小于臨界傾斜角時(shí)，a3均值為6.72，射流中心線偏轉(zhuǎn)程度較明顯；氧槍傾角大于臨界傾斜角時(shí)，a3均值為4.29，射流中心線偏轉(zhuǎn)程度較小。

表4 不同氧槍傾角對應(yīng)的a3值

當(dāng)氧槍傾角一定時(shí)，隨著馬赫數(shù)的增加，偏轉(zhuǎn)系數(shù)減小。氧槍傾角為14°時(shí)，各馬赫數(shù)條件下的偏轉(zhuǎn)系數(shù)均大于臨界角對應(yīng)的偏轉(zhuǎn)系數(shù)；氧槍傾角為17°時(shí)，各馬赫數(shù)條件下的偏轉(zhuǎn)系數(shù)均小于臨界角對應(yīng)的偏轉(zhuǎn)系數(shù)。可知在氧槍傾角確定，且無臨界傾斜角突變時(shí)，偏轉(zhuǎn)系數(shù)均隨著馬赫數(shù)的增加而減小。

3.4 入口壓力對射流特性的影響

不同入口壓力下幾何中心軸線上的靜壓如圖6所示。當(dāng)入口壓力為0.8P0、0.9P0時(shí)，氧槍幾何中心軸線前端不存在負(fù)壓區(qū)，而當(dāng)入口壓力為1.0P0、1.1P0、1.2P0時(shí)，氧槍幾何中心軸線前端出現(xiàn)負(fù)壓區(qū)，導(dǎo)致射流中心線偏移。入口壓力為0.8P0、0.9P0時(shí)，射流出口壓力小于環(huán)境壓力，同樣小于幾何中心軸線處壓力，故對幾何中心軸線處的抽引作用大大降低。在入口壓力為1.0P0時(shí)，射流出口壓力等于環(huán)境壓力，氣流發(fā)生完全膨脹，射流對幾何中心軸線處存在抽引作用，產(chǎn)生負(fù)壓。在入口壓力為1.1P0、1.2P0時(shí)，未完全膨脹射流出口壓力大于環(huán)境壓力，同樣大于幾何中心軸線處壓力，對幾何中心軸線處的抽引作用大大增加，產(chǎn)生更大的負(fù)壓。

圖6 不同入口壓力下幾何中心軸線上的靜壓

入口壓力對射流中心線偏轉(zhuǎn)的影響如圖7所示。當(dāng)入口壓力為0.9P0時(shí)，射流中心線偏轉(zhuǎn)程度最小；當(dāng)入口壓力為0.8P0時(shí)，射流中心線偏轉(zhuǎn)程度次之；當(dāng)入口壓力為1.0P0～1.2P0時(shí)，射流中心線偏轉(zhuǎn)程度基本相同且最明顯。

圖7 入口壓力對射流中心線偏轉(zhuǎn)的影響

多孔氧槍射流為未完全膨脹射流，出口射流存在膨脹波，會加快射流速度。同時(shí)，隨著入口壓力增加，幾何中心軸線上負(fù)壓減小。兩者對于射流中心線偏轉(zhuǎn)的影響相互抵消，使得在入口壓力為1.0P0～1.2P0時(shí)氧槍射流中心線偏轉(zhuǎn)程度基本一樣。

在0.8P0、0.9P0時(shí)，幾何中心軸線處不存在負(fù)壓區(qū)，故對氧槍射流中心線的偏轉(zhuǎn)無影響。隨著入口壓力的提高，射流速度增加，射流中心線的偏轉(zhuǎn)程度減小。

4 結(jié)論

(1)氧槍傾角越小，幾何中心軸線上負(fù)壓越小，射流偏轉(zhuǎn)越明顯，聚并作用增大；氧槍傾角越大，射流偏轉(zhuǎn)程度越小。馬赫數(shù)增大，射流中心線速度變大，射流獨(dú)立性增強(qiáng)。

(2)不同出口馬赫數(shù)對應(yīng)不同臨界角，并且出口馬赫數(shù)越大，臨界角越小。六孔氧槍的臨界角θe=7.43°～8.40°，氧槍傾角θ=15°～17°。

(3)氧槍傾角小于臨界傾斜角時(shí)，偏轉(zhuǎn)系數(shù)a3均值為6.72；氧槍傾角大于臨界傾斜角時(shí)，偏轉(zhuǎn)系數(shù)a3均值為4.29。

(4)在幾何中心軸線負(fù)壓與射流中心線速度的協(xié)同影響下，工作壓力大于設(shè)計(jì)壓力時(shí)，氧槍射流中心線不發(fā)生偏轉(zhuǎn)。