陳紹春 ， 李京社， 朱 榮， 何春來

（1. 福州大學機械工程及自動化學院，福建 福州 350001; 2. 北京科技大學冶金與生態(tài)工程學院，北京 100083）

電弧爐用氧技術是利用氧槍將氧氣從熔池上方噴射入電弧爐中，利用超音速氧氣射流為煉鋼提供氧氣助熔，并促進熔池的攪拌，將極大提高電弧爐冶煉效率，而其中用氧技術是射流技術核心[1-4]。利用多相流計算機數(shù)值模擬手段研究超音速氧氣射流和熔池的相互作用[5-6]，考察在高溫（1500～1600℃）冶煉過程中的常規(guī)檢測手段難以檢測到電弧爐熔池多相流間的物理、化學作用，研究開發(fā)射流技術的更有效應用，對電弧爐冶煉工藝的提高有著十分積極的意義[7-8]。

本研究使用計算流體力學軟件Fluent 6.3，利用多相流VOF模型建立了某鋼廠150t電弧爐冶煉過程中不同供氧流量下氧氣射流沖擊熔池的三維三相流數(shù)值模型，研究電弧爐熔池在爐壁側吹氧槍作用下的流場分布及其變化情況，探討氧氣射流對電弧爐熔池的物理作用，為進一步研究煉鋼熔池中的物理化學反應打下基礎。

1 數(shù)值模型

1.1 基本假設

在數(shù)值模型建立過程中分別采取了氧氣射流、渣液和鋼液均為牛頓流體；氧氣為可壓縮流體，渣液和鋼液為不可壓縮流體；氧氣、渣液和鋼液不可滲透混合；采用無滑移壁面和標準壁面函數(shù)等4個假設。

1.2 控制方程

使用多相流VOF模型。VOF模型中，每一相都有各自的體積分數(shù)αq，在任意一個計算區(qū)域內，各相的體積分數(shù)之和為1。

控制體中的變量和參數(shù)利用各相體積百分數(shù)通過體積平均的方法計算得到。密度ρ的計算公式如下

其他的物理屬性也通過這種方式求得。

VOF中的連續(xù)性方程如下

其中mij為第i相流向第j相的質量；mji為第j相流向第i相的質量。

動量守恒方程如下

其中的密度等屬性通過體積平均方式求得。

湍流模型采用標準k-ε模型。湍流動能k和湍流耗散率ε通過以下兩式求得

1.3 幾何形狀和操作條件

電弧爐模型的尺寸為某鋼廠 150t電弧爐爐型尺寸，該電弧爐繞爐壁分布四支氧槍。模型建立過程中，對爐門、偏心爐底等作了一定的簡化。電弧爐熔池模型的形狀及網(wǎng)格劃分如圖1所示、相關尺寸如表1所示、模擬計算中三相物質的熱物理屬性參數(shù)如表2所示。

1.4 初始和邊界條件

模擬初始時刻，熔池未受氧氣射流沖擊。渣液層均勻分布在鋼液面上。氧槍入口采用壓力入口，其壓力根據(jù)實際生產中的供氧模式確定。具體在文中采用的4種供氧流量下對應的入口壓力如表3所示。爐頂出口壓力為微正壓，3000 Pa。

圖1 電弧爐熔池模型的形狀及網(wǎng)格劃分

表1 電弧爐物理模型的主要參數(shù)

表2 三相的物理屬性參數(shù)表

表3 不同供氧模式下的供氧壓力

1.5 計算方法

模擬采用流體動力學軟件FLUENT6.3來完成。計算區(qū)域采用結構網(wǎng)格，網(wǎng)格節(jié)點數(shù)為1,024,621，壓力和速度采用PISO算法耦合，進行非穩(wěn)態(tài)計算。壓力采用Body force weighted方法進行離散，體積分數(shù)采用CICSAM進行離散，其余變量采用一階迎風格式離散。收斂標準以殘差達到系統(tǒng)默認值，即除能量達10-6外，其他達到10-3，同時凈進出計算域的總質量小于總進入質量的5%。利用HP Optiplex 960計算120小時可以計算實際流場約2s左右的數(shù)據(jù)。

2 模擬的結果及分析

本研究分別模擬了 150t電弧爐供氧流量為500m3/h、1450 m3/h、1800m3/h和2000m3/h時，氧槍開始供氧后約 2s后的射流沖擊作用下的熔池流場。研究氧氣射流對熔池的沖擊面積、深度的影響，反映熔池對氧氣的吸附面積；研究了熔池在射流作用下的速度場，反映射流對熔池的攪拌能力。

2.1 熔池速度

不同供氧流量下鋼液面下0.2 m處鋼液的速度分布圖如圖2所示。圖3為不同供氧流量下，渣層中間水平橫截面，即渣面下0.05m處的水平橫截面上與過氧槍軸線的縱截面交線上的渣液速度變化統(tǒng)計情況。從圖3統(tǒng)計結果可知，熔池由射流沖擊得到的流動速度（動能）以波的形式向熔池中心傳遞，供氧流量為 2000 m3/h、1800m3/h、1450 m3/h和500 m3/h時，渣層的最大速度分別可達到0.26m/s、0.17m/s、0.13m/s和0.09m/s。在距熔池中心1m以內的區(qū)域，速度較小，在0.05～0.13m/s的范圍內。結合圖 2圖3分析可以看出，隨著供氧流量的增加，熔池中鋼液和渣液的流速增加。熔池速度分布呈現(xiàn)“周圍高、中心低，表層高、底部低”的趨勢。在氧槍正下方的熔液速度最大，由于流動渣液鋼液將加重對爐襯耐火材料的侵蝕，流場數(shù)值模擬結果就很好解釋了實際生產中氧槍下方爐襯侵蝕嚴重的現(xiàn)象。

圖2 不同供氧流量鋼液面下0.2 m處熔池的速度分布

圖3 渣層中間水平截面的渣液速度變化（1#氧槍縱截面處）

圖4是過氧槍軸線并與水平面呈42o角的斜截面上的流場矢量軌跡圖。分析可知，射流的沖擊在熔池內部生成渦流，促使熔池中心鋼液向沖擊凹坑處匯集。渦流中心的速度很小，是鋼液旋轉流動的軸心。射流的沖擊強度不一樣，在熔池中形成的速度場相應變化，但流動規(guī)律一致。

各種供氧流量下渦流中心位置如表4所示。結果顯示，供氧流量的增加，渦流中心距氧槍的水平距離越遠，從500 m3/h到1450m3/h渦流中心變深，但當流量超過 1450m3/h時，渦流中心的深度在0.20～0.26 m區(qū)域變動，不再隨流量增加而變深。渦流中心的位置及深度變化反應了射流影響范圍和鋼液成分及對溫度混勻能力及效果，反應了射流的攪拌能力。結合上面研究結果可知，隨著供氧流量的增加，熔池流場流速增加，射流攪拌能力加強，影響范圍加大，促進熔池成分及溫度的均勻，促進熔池的各項氧化反應。

圖4 1#氧槍軸線斜截面上不同供氧流量下的流場矢量軌跡圖

表4 不同供氧流量下的渦流中心位置

2.2 沖擊凹坑

當熔池表面受到高速氧氣射流的沖擊后，形成沖擊凹坑。凹坑在氧氣射流沖擊力和鋼液渣液靜壓力的綜合作用，形狀不斷變化。沖擊凹坑形狀的變化引起熔池液面的波動。由于沖擊凹坑形狀不規(guī)則，對其表面積的準確測量比較困難，因此研究以渣層中間水平橫截面上沖擊凹坑截面面積（沖擊面積）和沖擊凹坑最大沖擊深度來反映沖擊凹坑的形狀和表面積。

1） 沖擊面積

以渣層中間水平橫截面上渣的體積分數(shù)小于0.5的區(qū)域面積作為氧氣射流沖擊凹坑的沖擊面積。圖5為渣層中間水平橫截面上的渣體積分數(shù)分布圖，該圖直觀表達出沖擊凹坑沖擊面積。對4支氧槍在不同供氧流量下形成的沖擊面積進行統(tǒng)計，統(tǒng)計結果如圖6所示。4支氧槍沖擊面積的平均值如表5所示。

圖5 渣層中間截面渣體積分布圖，供氧流量1800 m3/h

圖6 沖擊面積對比

表5 不同供氧流量下沖擊凹坑沖擊特性

對3相的體積分數(shù)的分析表明，除供氧流量為500m3/h以外，其它3種供氧流量下射流均穿透熔池表面渣層；而所有強度射流均在熔池表面形成沖擊出凹坑。對沖擊面積的分析表明，隨著供氧流量的增大，沖擊凹坑沖擊面積等比例增大。沖擊凹坑的沖擊面積與供氧流量回歸公式可以表示為

其中，S：沖擊面積，單位為m2；QO2：供氧流量，單位為m3/h。

2） 沖擊深度

在射流的作用下，熔池液面不斷波動，沖擊凹坑的深度也不斷變化。依照慣例研究設定以射流沖擊出的最大沖擊深度代表沖擊凹坑的沖擊深度。

利用過氧槍軸線的縱截面上的鋼液體積分布模擬，如圖7所示。假設以鋼液體積分數(shù)為0.85的面為鋼液表面及沖擊凹坑邊界，測得4支氧槍在不同供氧流量下對熔池的沖擊深度。不同供氧流量下的4支氧槍沖擊深度平均值如表5所示。結果顯示，隨著供氧流量的增大，射流的沖擊深度變大。結合對供氧流量和沖擊凹坑沖擊面積關系研究結果表明，隨著供氧流量增大，射流沖擊凹坑沖擊面積和沖擊深度均相應增加，射流沖擊凹坑表面面積增加，熔池吸附氧氣的面積增大，促進熔池氧化反應的進行。

圖7 縱截面的鋼液體積分數(shù)分布圖（1#氧槍）

3 結 論

通過對某鋼廠 150t電弧爐冶煉過程中不同供氧流量下超音速氧氣射流沖擊熔池流場進行三維三相流數(shù)值模擬，研究電弧爐熔池在爐壁側吹氧槍作用下的流場分布及其變化情況，探討超音速氧氣射流對電弧爐熔池的物理作用，得到以下結論：

1） 熔池由射流沖擊得到的速度（動能）以波的形式由沖擊點向熔池中心傳遞，熔池的速度場呈現(xiàn)“周圍高、中心低，表層高、底部低”的趨勢，在氧槍正下方的鋼液渣液速度最大。

2） 由于射流的作用，熔池中形成渦流。渦流中心是鋼液循環(huán)的中心，對速度場有重要作用。隨著供氧流量的增加，渦流中心越遠離氧槍，且在熔池中深度越深，同時熔池中鋼液和渣液的流速增加，反應射流作用強度及范圍均加大，攪拌能力增強。

3） 隨著供氧流量增大，射流沖擊凹坑沖擊面積和沖擊深度均相應增加，射流沖擊凹坑表面面積增加，反應熔池吸附氧氣的面積增大。

4） 氧氣射流沖擊凹坑沖擊面積S(m2)和供氧流量QO2(m3/h)成線性關系，可表示為

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