余 躍 李東波 陳學(xué)剛 裴忠冶 茍海鵬 王書曉

(中國恩菲工程技術(shù)有限公司，北京 100083)

0 前言

噴槍是熔池熔煉的關(guān)鍵設(shè)備，起到輸送反應(yīng)所需氣體和攪拌熔池的作用[1-2]。常規(guī)的浸沒式噴槍的前端暴露在高溫熔體中，受熱后，彈性模量和屈服強度下降，導(dǎo)致材料許用應(yīng)力急劇下降，在熔體沖刷和噴槍后坐力的綜合作用下，噴槍易發(fā)生變形、燒損和磨損。因此，降低槍管的使用溫度是提高浸沒式噴槍壽命的關(guān)鍵所在。目前，降低噴槍使用溫度有兩種方式，其一是提高冷卻介質(zhì)的流速，如提高外層冷卻風(fēng)的風(fēng)速，有的噴槍使用過程中的冷卻風(fēng)工況流速已經(jīng)接近聲速；其二是采用更好的冷卻介質(zhì)，如水和油等。如果采用提高風(fēng)速的方法，需要配備更好的壓縮機和管道系統(tǒng)，能耗高，并且槍口處氣體高速噴吹容易造成更加嚴(yán)重的氣泡后坐現(xiàn)象，從而加劇噴槍的磨損。而水冷和油冷的方式目前由于安全和造價原因在浸沒式噴槍中也很罕見。由于上述兩種提高噴槍冷卻效果方法的安全性和經(jīng)濟性較差，設(shè)計了兩種新型噴槍結(jié)構(gòu)，以提高噴槍的散熱能力，從而間接提高噴槍的使用壽命。

1 噴槍模擬的物理模型與數(shù)學(xué)模型

1.1 物理模型

以某公司使用的底吹爐噴槍為研究對象，其結(jié)構(gòu)如圖1 所示。噴槍總長度為900 mm，前端花瓣頭長度為210 mm，外徑為45 mm。氧槍出口由中間的一個圓孔和周圍的三層扇形孔組成，如圖2 所示。最內(nèi)層的12 個扇形孔和中心圓孔共同組成了氧槍的內(nèi)管，內(nèi)管內(nèi)流通的氣體為富氧空氣；次外層的16 個扇形孔組成了氧槍的中管，中管內(nèi)流通的氣體為空氣；最外層的28 個扇形孔組成了氧槍的外管，外管內(nèi)流通的氣體為氮氣和水混合物，主要起冷卻噴槍的作用。

圖1 底吹噴槍剖面圖

圖2 底吹爐噴槍截面圖(原始方案)

噴槍在使用過程中，外管溫度最高，為了降低其使用溫度，一般采用高速噴吹的氣體或者汽水混合物進行冷卻。為了增大空氣的冷卻面積，噴槍的外管一般設(shè)計為多孔結(jié)構(gòu)，但是以往的設(shè)計通常是外管內(nèi)壁光滑，次外層管壁呈多肋片狀突起，其冷卻效果有待提高。因此，本研究中設(shè)計了兩種新型噴槍結(jié)構(gòu)，并通過模擬對比其冷卻效果。這兩種新型噴槍只有前端花瓣頭結(jié)構(gòu)與原始方案有所區(qū)別，其余部分結(jié)構(gòu)完全相同。對比例的花瓣頭結(jié)構(gòu)如圖3 所示。

利用GAMBIT 軟件對原始方案和改進后的兩種方案的噴槍進行建模和網(wǎng)格劃分。由于三種噴槍后端結(jié)構(gòu)完全相同，只針對前端花瓣頭進行建模。為了量化噴槍的冷卻效果，對噴槍周圍的槍口磚也進行建模，槍口磚區(qū)域的建模尺寸為200 mm ×200 mm×210 mm。采用分塊網(wǎng)格劃分技術(shù)，對所建立的模型進行網(wǎng)格劃分，總網(wǎng)格數(shù)為80 萬，網(wǎng)格扭曲度都在0.3 以下，網(wǎng)格質(zhì)量較高，滿足計算需求。

圖3 改進后的噴槍花瓣頭結(jié)構(gòu)

1.2 數(shù)學(xué)模型

1.2.1 輸運方程

噴槍內(nèi)的氣體流動過程為單相流。由于噴槍內(nèi)的氣體壓力和流速都比較高，采用可壓縮流模型對槍內(nèi)的流動過程進行模擬?？蓧嚎s流動過程的輸運方程以及湍流模型基本方程[3-4]如下所示:

在式(1)中，從左往右分別為時間項、對流項、擴散項和源相。對于不同的控制方程，φ、Γφ和Sφ按照表1 進行取值。

表1 流動控制方程

式中:U、V、W——x、y、z方向的速度分量，m/s；

T——溫度，K；

μ——動力粘度，Pa·s；

λ——導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；

cp——擴散系數(shù)，m2/s；

ρ——密度，kg/m3；

p——壓力，Pa；

fx、fy、fz——x、y、z方向受力分量，N；

t——時間，s。

湍流模型采用可實現(xiàn)的k-ε模型進行描述。該模型可用于計算旋轉(zhuǎn)均勻的剪切流，包括射流和混合流的自由流動、管道內(nèi)流動、邊界層流動以及帶有分離的流動等。

1.2.2 邊界條件

由于氧槍內(nèi)的氣體流動屬于典型的可壓縮流動，在對其進行模擬時，氧槍的進口和出口都設(shè)置為壓力邊界條件。在模擬過程中，還考慮了氣體在高速噴吹時所遇到的摩擦阻力，將壁面設(shè)置為粗糙壁面。

氧槍進口設(shè)置為壓力進口邊界條件，內(nèi)管和外管的進口壓力設(shè)置為一致，均為0.6 MPa，進口總溫為298 K。

在生產(chǎn)過程中，一般要保證氧槍出口有一定的富余壓力，此富余壓力一般建議為0.1～0.3 MPa。因此，在進行出口邊界條件設(shè)置時，出口壓力設(shè)為0.275～0.475 MPa。

在可壓縮流中，當(dāng)進口壓力條件已知時，出口背壓與氣體流量具有一一對應(yīng)的關(guān)系，所以在計算過程中，先以上述計算值為出口壓力條件的初始值，然后通過不斷調(diào)節(jié)出口壓力，使氣體流量與目標(biāo)流量一致。

噴槍前端面為定壁溫邊界條件，溫度為1 473 K。

在氣體高速流動過程中，壁面的摩擦?xí)ρ鯓寖?nèi)的壓阻等特性產(chǎn)生巨大的影響。因此，不能將管壁簡化成光滑壁面。管壁的粗糙度主要受兩個因素影響:管壁材料及壁面處理方法。另外，隨著氧槍使用時間的增加，管壁粗糙度也會發(fā)生變化。通過查閱相關(guān)文獻[5]，綜合各方面因素，取氧槍壁面的粗糙度為0.024 mm，壁面摩擦系數(shù)為0.5。

1.2.3 求解策略

由于計算的是速度較高的可壓縮流動過程，計算時采用基于壓力的求解器。該求解器以矢量的形式同時求解連續(xù)性方程、動量方程和能量方程。湍動能和耗散率輸運方程的離散采用一階迎風(fēng)格式，其余輸運方程的離散采用二階迎風(fēng)格式。連續(xù)性方程殘差控制為10-5，其余方程的殘差都控制為10-3。

2 三種方案噴槍的仿真結(jié)果分析

2.1 流動阻力特性分析

噴槍中心截面和沿流動方向各橫截面的壓力云圖如圖4、圖5 所示。從圖4、圖5 中可以看到，受流動邊界效應(yīng)影響，面積不同，通道的流動阻力特性存在較大差異。各個方案的噴槍總壓和阻力損失見表2。從表2 可知，內(nèi)管的中心圓孔處流通面積最大，其阻力損失最小，大約為500 Pa；而外管流通面積很小，其阻力損失較大，平均總壓損失約為0.2 MPa。三個方案的內(nèi)管的流動阻力特性基本一致。改進方案I 的外管阻力損失最小，改進方案Ⅱ次之，這兩個改進方案的外管總壓比原始方案低6 000 Pa 左右。因此，在能量利用效率方面，改進方案的阻力更小，效率更高。

圖4 三種方案噴槍中心截面的壓力云圖

圖5 三種方案噴槍沿流動方向各截面的壓力云圖

表2 各個方案的噴槍總壓和阻力損失

2.2 溫度特性分析

三種方案的噴槍和槍口磚中心截面的溫度云圖如圖6 所示。從圖6 中可以看出，槍口磚前端約20 mm 范圍內(nèi)溫度均處于較高范圍，但由于噴槍內(nèi)部高速氣體的冷卻作用，其溫度相對較低。以圖6(a)中的點1 和點2 為例，若無氣體的冷卻作用，噴槍的導(dǎo)熱系數(shù)高于槍口磚，點2 處的溫度應(yīng)明顯高于點1，但是由于氣體的冷卻作用，點2 處的溫度低于點1 處的溫度約400 K。

圖6 三種方案噴槍及槍口磚中心截面的溫度云圖

圖7 三種方案噴槍外管沿流動方向各截面的平均溫度變化

三種方案噴槍的外管平均溫度變化如圖7 所示。從圖7 中可知，噴槍外管沿流動方向0～175 mm 區(qū)域的壁溫接近常溫，沿流動方向175～210 mm 區(qū)域的溫度急劇上升，三個方案距離噴槍出口的倒數(shù)第二個計算節(jié)點(因最后一個節(jié)點為計算邊界，并且邊界條件為定壁溫，故將倒數(shù)第二個計算節(jié)點作為橫向?qū)Ρ葏⒖脊?jié)點)所在截面的平均溫度分別為978 K、963 K 和897 K。三種方案噴槍外管沿流動方向各截面的最高溫度變化如圖8 所示，三個方案距離噴槍出口的倒數(shù)第二個計算節(jié)點所在截面的最高溫度分別為1 034 K、1 006 K 和974 K。由計算結(jié)果可知，噴槍的外管為溫度最高的區(qū)域，由于原始方案和改進方案Ⅰ的外管為光管，高溫面的換熱面積較小，噴槍冷卻效果不佳。改進方案Ⅱ?qū)⑼夤軆?nèi)壁設(shè)計為花紋結(jié)構(gòu)，增加其換熱面積，所以冷卻效果明顯增強。同時，改進后的花紋結(jié)構(gòu)與原扇形結(jié)構(gòu)相比，流動死角少，阻力損失小。

圖8 三種方案噴槍外管沿流動方向截面的最高溫度變化

3 改進方案Ⅱ冷卻效果量化計算

根據(jù)上述模擬，改進方案Ⅱ的外管總壓比原始方案低6 000 Pa，特征位置處的平均溫度降低了81 K，特征位置處的最高溫度降低了60 K。實際使用過程中，噴槍冷卻效果越好，其壽命越長?，F(xiàn)場可以通過提高進口處的氣體壓力和質(zhì)量流量強化冷卻效果。

以當(dāng)前改進方案Ⅱ的冷卻效果(外管特征區(qū)域平均溫度為897 K)作為參考，增大原始方案噴槍進口的氣體壓力和質(zhì)量流量，當(dāng)其特征區(qū)域的平均溫度與改進方案Ⅱ的平均溫度大致一致(溫度誤差小于0.1%)時，可認為兩者冷卻效果相等。對比此時原始方案的進口總壓與改進方案Ⅱ的進口總壓，可求出能耗指標(biāo)；對比此時原始方案的質(zhì)量流量與改進方案Ⅱ的質(zhì)量流量，可求得物耗指標(biāo)(冷卻氣體消耗量)，實現(xiàn)對改進方案Ⅱ強化冷卻效果的量化計算。

原始噴槍強化冷卻方案的中心截面溫度云圖如圖9 所示。圖9 的結(jié)果與圖6(c)所示的結(jié)果相近。通過對比此強化冷卻方案與改進方案Ⅱ的噴槍外管特征區(qū)域的平均溫度(圖10)發(fā)現(xiàn)，兩者沿流動方向距離為206.5 mm 處的溫度分別為896.84 K 和897.56 K，溫度誤差不超過0.1%，可以近似認為兩種方案的噴槍冷卻效果相同。此時的噴槍中心截面總壓云圖、沿流動方向各截面的壓力云圖如圖11 和圖12 所示。從圖11 和圖12中可以看到，若要達到相同的冷卻效果，原始方案的噴槍外管進口總壓需從0.6 MPa 提高至0.778 MPa，氣體質(zhì)量流量需從0.055 7 kg/s 提高至0.091 2 kg/s。因此，改進方案Ⅱ與原始方案相比，能耗指標(biāo)降低了22.9%，物耗指標(biāo)降低了38.9%(僅限本文工況)。

圖9 原始噴槍強化冷卻方案噴槍及槍口磚中心截面的溫度云圖

圖10 原始噴槍強化冷卻方案與改進方案Ⅱ噴槍外管壁面的平均溫度變化

圖11 原始噴槍強化冷卻方案中心截面的壓力云圖

4 結(jié)束語

圖12 原始噴槍強化冷卻方案沿流動方向各截面的壓力云圖

通過對某企業(yè)原始噴槍和兩種改進方案的噴槍進行建模和仿真，對比了三種方案噴槍的外管冷卻效果。結(jié)果表明，由于改進方案Ⅱ?qū)⑼夤軆?nèi)壁面由光滑改為花紋結(jié)構(gòu)，加大了噴槍冷卻氣體與高溫壁面的接觸面積，其冷卻效果明顯優(yōu)于原始方案，特征區(qū)域的平均溫度降低了81 K，最高溫度降低了60 K。此外，通過提高噴槍進口的氣體壓力和質(zhì)量流量，使原始噴槍的冷卻效果達到外管內(nèi)壁為花紋結(jié)構(gòu)的噴槍冷卻效果，以計算改進后噴槍的能耗指標(biāo)和物耗指標(biāo)。通過對比，在本文冷卻效果工況下(特征區(qū)域平均溫度為897 K 左右)，改進后噴槍的能耗指標(biāo)降低了22.9%，物耗指標(biāo)降低了38.9%。