王杰杰 張 旭

(1.河北英博認證有限公司，2.北京城建設計發(fā)展集團股份有限公司)

氧槍是轉(zhuǎn)爐煉鋼必不可少的設備，其射流的攪拌作用直接影響冶煉效果[1]。在實際使用時，降低氧槍的槍位可以獲得較好的吹煉效果，但這樣操作極易燒槍，縮短氧槍的使用壽命。

聚合射流氧槍的原理是在傳統(tǒng)超音速Laval氧槍噴頭外層設置一層保護氣體[2]，形成伴隨流，隔絕外界環(huán)境與氧槍主孔氧氣射流的接觸，有效降低外界環(huán)境氣流對氧槍中心主孔射流的衰減作用，提高氧槍射流的沖擊能力，加快鋼液的反應速度。眾多學者[3-7]對聚合射流、轉(zhuǎn)爐頂吹氧槍多相流進行了水模型試驗和模擬研究，為研究聚合射流與熔池的相互作用奠定了基礎。目前鮮有對聚合射流氧槍沖擊熔池的多相流模擬，尤其是多孔聚合射流氧槍。文中采用Fluent軟件進行模擬計算，選用四孔聚合射流氧槍，建立了頂吹轉(zhuǎn)爐三相流模型，研究了氧槍槍位和噴孔夾角對熔池的沖擊深度和沖擊面積的影響規(guī)律。

1 數(shù)學模型

1.1 假設條件

(1)Laval噴管內(nèi)壁，且忽略噴管內(nèi)的摩擦；

(2)噴管外側流場中氣體為理想氣體狀態(tài)，靠近噴管內(nèi)壁表面的流體具有粘性；

(3)轉(zhuǎn)爐爐體內(nèi)壁為絕熱壁面；

(4)不考慮轉(zhuǎn)爐熔池內(nèi)氣體與液體之間產(chǎn)生的化學反應。

1.2 選取的控制方程與湍流模型

聚合射流氧槍與傳統(tǒng)氧槍相比較，在控制方程中增加了組分傳輸模型，其次是邊界條件的變化，其他方面條件設置均相同。

組分傳輸模型方面，通過對流擴散方程估算出組分i的質(zhì)量分數(shù)Yi，該方程表達式為[8]：

(1)

式中：Ji為組分i的擴散通量；Ri為組分i的凈生成速率，kg/(m3·s)；Si為組分i的額外產(chǎn)生速率；ρ為平均流體密度；v為速度失量。

假設組分中共有N種物質(zhì)，計算時需要解N-1個上述方程。由于所有組分的質(zhì)量分數(shù)總和為1，第N種組分的質(zhì)量分數(shù)為1減去另外N-1個組分的質(zhì)量分數(shù)之和。為了減小計算誤差，將質(zhì)量分數(shù)最大的組分定為這第N種物質(zhì)。

湍流模型方面，文章選取k-ε雙方程模型。

湍流脈動動能k方程：

(2)

湍流脈動動能散耗率ε方程：

(3)

式中：k為湍動能：ε為湍流耗散率；μ為運動粘性系數(shù)；μt為湍流粘度；Gb為浮力引起的湍流動能；σk、σε為普朗特數(shù)；C1ε、C2ε、C3ε為經(jīng)驗常數(shù)；YM為在可壓縮湍流流動時，射流擴散引起的波動對總耗散率的影響量；Gk為層流速度梯度引起的平均湍流動能；ρ為平均流體密度；t為時間；ui為時均速度。

1.3 選取的物理模型

以100 t轉(zhuǎn)爐為計算背景，轉(zhuǎn)爐直徑為4 m，熔池深度選取1.2 m，渣層厚度選取0.1 m；氧槍選用四孔氧槍，喉口直徑為36 mm，出口直徑為47 mm，氧槍噴孔夾角選取10°、11°和12°，槍位選取1.2、1.5和1.8 m。根據(jù)四孔氧槍對稱性，文章選取1/4模型進行數(shù)值模擬計算。

為了簡化模型，在傳統(tǒng)氧槍每個噴孔周圍增加一個等面積的環(huán)縫，由前人研究可知環(huán)縫寬度取3～5 mm為宜[9]，文章取4 mm，利用Gambit軟件進行建模與網(wǎng)格劃分，整體采用六面體網(wǎng)格劃分。在氧槍噴頭以及沿氧槍射流方向?qū)W(wǎng)格進行加密，以便得到更加準確的計算結果。

1.4 邊界條件及初始條件

邊界條件包括2個壓力入口，1個壓力出口，兩個截面定義為兩個對稱面，其余面設置為壁面。

(1)氧氣入口設為inlet1，入口壓力為0.8 MPa、溫度為300 K；

(2)出口設為outlet，出口壓力為0.103 MPa、溫度為1 873 K；

(3)副孔設為inlet2，入口壓力為0.2 MPa、溫度為300 K。

采用數(shù)值模擬軟件Fluent 14.0，選用Tecplot 360軟件對計算結果進行后處理。計算過程選取非穩(wěn)態(tài)方式，界面插值采用Geometric Reconstruction，壓力和速度采用PISO算法，離散格式均采用二階迎風格式，根據(jù)Mikael Ersson等[10]模擬得出的結論，選用k-ε湍流模型，當能量方程殘差為10-6、其余都為10-3時視為計算收斂。

2 數(shù)值模擬結果

2.1 槍位對熔池流動狀況的影響

聚合射流氧槍槍位分別為1.2、1.5和1.8 m時射流到達熔池液面時的速度分布如圖1所示。沿射流中心軸線速度在槍位為1.2 m時最小，在槍位為1.8 m時最大，這是由于低槍位時射流到達熔池界面的距離較近，即中心區(qū)域流股間的融合距離短，且射流沿徑向的擴張不充分，使得中心速度小。沿半徑方向速度先逐漸增大，當單個流股中心速度達到峰值后逐漸減小，且低槍位時峰值更高。但由于外圍區(qū)域高槍位射流徑向擴張比較充分，射流外圍區(qū)域上高槍位射流的整體速度高于低槍位的，這樣可以增大沖擊面積。傳統(tǒng)氧槍槍位1.5 m與聚合射流氧槍槍位1.8 m的沖擊效果近似，說明聚合射流氧槍可以提高對熔池的沖擊力。

圖1 不同槍位下射流到達熔池液面速度

表1為不同槍位下聚合射流氧槍的沖擊深度與沖擊直徑。隨著槍位的提高，沖擊直徑由1.93 m增大到2.30 m，沖擊深度由0.48 m降低到0.32 m，且三種槍位下的沖擊深度變化幅度減小，沖擊直徑變化幅度增大。因此可以通過提高吹煉槍位來延長氧槍使用壽命，同時在不破壞爐底的情況下加強對熔池下部的攪拌。

表1 不同槍位下的沖擊深度與沖擊直徑 m

圖2給出了不同槍位下轉(zhuǎn)爐縱截面射流速度分布情況，等速線上的數(shù)字表示速度值。隨著氧槍槍位的提高，射流對熔池表面的沖擊能力逐漸降低，且熔池中心部位無射流，僅受到流股偏移的影響，射流速度較小。熔池內(nèi)部速度場變化更為明顯，低槍位時熔池下部鋼液速度整體較高槍位時的偏小，而在熔池上部鋼液流動情況相反，表明低槍位促進上部鋼液流動，高槍位促進下部鋼液流動。當槍位為1.2 m時熔池內(nèi)速度場相對更加均勻，有利于均勻熔池內(nèi)的各種成分。

圖2 不同槍位下轉(zhuǎn)爐縱截面射流速度(m/s)

2.2 氧槍噴孔夾角對熔池流動狀況的影響

不同噴孔夾角下聚合射流到達熔池液面的速度分布如圖3所示。隨著噴孔夾角增大，射流沿中心軸線上的速度逐漸減小，且最大速度點逐漸外移。當噴孔夾角較小時，流股距中心位置位移小，在短時間內(nèi)即可產(chǎn)生融合，致使流股速度發(fā)生變化并達到最大值。射流對中心區(qū)域產(chǎn)生的沖擊很大，但其速度降低較快，無法沖擊外圍區(qū)域，影響沖擊面積。傳統(tǒng)氧槍12°時的射流速度整體上明顯低于聚合射流12°的，若利用聚合射流氧槍減小噴孔夾角進行吹煉，在射流離開噴孔出口后加速流股間的相互融合，可以在保證噴吹面積的前提下對熔池中心區(qū)域產(chǎn)生足夠大的沖擊力。

圖3 不同噴孔夾角下射流到達熔池液面速度

表2為不同噴孔夾角下聚合射流氧槍的沖擊深度與沖擊直徑。由表2可知，噴孔夾角由10°增大到12°，沖擊直徑由1.41 m增加到2.14 m，沖擊深度由0.60 m降低到0.48 m，且在12°時沖擊效果更明顯。

表2 不同噴孔夾角下的沖擊深度與沖擊直徑

圖4為不同噴孔夾角下轉(zhuǎn)爐縱截面射流速度分布情況。隨著氧槍噴孔夾角的增大，射流沖擊熔池表面的區(qū)域逐漸增大，射流流股與熔池表面接觸時的反射面積增大，在熔池表面可以獲得更大面積的高速區(qū)。當噴孔夾角較小時，射流可能直接沖擊爐底、侵蝕爐底中間部位。當噴孔夾角逐漸增大時，等速線間距變大且排列趨于均勻，熔池內(nèi)中心部位等速線位置相對上移，減小了對爐底的影響；同時也有利于均勻熔池，促進鋼—渣充分混合。因此，采用聚合射流氧槍進行轉(zhuǎn)爐吹煉時，不宜選用夾角偏小的噴頭，噴孔夾角為12°比較合適。

圖4 不同夾角下轉(zhuǎn)爐縱截面射流速度(m/s)

3 結論

文章以100 t轉(zhuǎn)爐為計算背景，氧槍槍位選取1.2、1.5、1.8 m，噴孔夾角選取10°、11°、12°。采用Fluent數(shù)值模擬軟件進行模擬計算，選用四孔聚合射流氧槍，建立了頂吹轉(zhuǎn)爐三相流模型，對不同操作條件下熔池流動狀況進行分析，結論如下：

(1)在相同操作條件下，隨著聚合射流氧槍槍位的提高，射流對熔池的沖擊面積增加、沖擊深度降低；低槍位時射流對熔池的沖擊動能大，有利于增大熔池上部鋼液流速；高槍位有利于促進熔池下部鋼液的流動；高槍位時聚合射流氧槍對熔池的沖擊影響更明顯；在保證沖擊效果的前提下提高槍位有助于延長氧槍壽命；

(2)在同一噴吹槍位下，隨著氧槍噴孔夾角的增大，射流對轉(zhuǎn)爐熔池的沖擊深度逐漸降低、沖擊面積逐漸增大。在保證噴吹面積的前提下，使用較小的噴孔夾角進行吹煉，有利于對熔池中心區(qū)域的沖擊，但不宜選用夾角過于偏小的噴頭，噴孔夾角12°為宜。