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(xiàn)在流場(chǎng)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(kāi)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(xiàn)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(duì)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(huì)對(duì)其射流偏轉(zhuǎn)特性產(chǎn)生一定影響。文章通過(guò)數(shù)值模擬，分析了射流偏轉(zhuǎn)的原因以及多因素耦合對(duì)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(guò)程中的氧槍操控提供參考。

1 數(shù)學(xué)模型

利用CFD軟件對(duì)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?；σk為湍動(dòng)能k所對(duì)應(yīng)的Prandtl 數(shù)；σε為耗散率ε所對(duì)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(hù)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(duì)某鋼廠(chǎng)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(chǎng)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(duì)射流特性的影響。主要設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)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(duì)稱(chēng)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(wú)限大空間?？紤]網(wǎng)格對(duì)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(duì)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(duì)稱(chēng)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(duì)數(shù)學(xué)模型進(jìn)行求解。具體邊界條件見(jiàn)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(kāi)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(xiàn)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(kāi)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(lái)自多噴嘴的射流，每個(gè)噴嘴的射流中心線(xiàn)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(guò)程中，聚并行為決定了供氧效率和射流對(duì)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?chē)鷼怏w造成射流與幾何中心軸線(xiàn)產(chǎn)生壓力差，在幾何中心軸線(xiàn)附近形成負(fù)壓區(qū)，使得射流偏離噴孔軸線(xiàn)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(xiàn)上靜壓與氧槍傾角的關(guān)系如圖2所示。幾何中心軸線(xiàn)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(xiàn)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(xiàn)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(xiàn)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(duì)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(duì)射流中心線(xiàn)偏轉(zhuǎn)影響如圖4所示。

圖4 氧槍傾角對(duì)射流中心線(xiàn)偏轉(zhuǎn)的影響

Ma=2.05時(shí)，不同氧槍傾角對(duì)射流中心線(xiàn)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(guò)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(zhǎng)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(duì)臨界角θe的定義可知，Ma=2.05、θc=16°的六孔氧槍?zhuān)?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(duì)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(guò)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(duì)射流中心線(xiàn)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(xiàn)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(duì)射流中心線(xiàn)偏轉(zhuǎn)的影響

前人給出了描述射流中心線(xiàn)的公式(4)、(5)[18]，可用偏轉(zhuǎn)系數(shù)a3對(duì)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(xiàn)偏轉(zhuǎn)越明顯。

通過(guò)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(xiàn)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(xiàn)偏轉(zhuǎn)程度較小。

表4 不同氧槍傾角對(duì)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(duì)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(duì)應(yīng)的偏轉(zhuǎn)系數(shù)?？芍谘鯓寖A角確定，且無(wú)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(duì)射流特性的影響

不同入口壓力下幾何中心軸線(xiàn)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(xiàn)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(xiàn)前端出現(xiàn)負(fù)壓區(qū)，導(dǎo)致射流中心線(xiàn)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(xiàn)處壓力，故對(duì)幾何中心軸線(xiàn)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(duì)幾何中心軸線(xiàn)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(xiàn)處壓力，對(duì)幾何中心軸線(xiàn)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(xiàn)上的靜壓

入口壓力對(duì)射流中心線(xiàn)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(xiàn)偏轉(zhuǎn)程度最小；當(dāng)入口壓力為0.8P0時(shí)，射流中心線(xiàn)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(xiàn)偏轉(zhuǎn)程度基本相同且最明顯。

圖7 入口壓力對(duì)射流中心線(xiàn)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(huì)加快射流速度。同時(shí)，隨著入口壓力增加，幾何中心軸線(xiàn)上負(fù)壓減小。兩者對(duì)于射流中心線(xiàn)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(xiàn)偏轉(zhuǎn)程度基本一樣。

在0.8P0、0.9P0時(shí)，幾何中心軸線(xiàn)處不存在負(fù)壓區(qū)，故對(duì)氧槍射流中心線(xiàn)的偏轉(zhuǎn)無(wú)影響。隨著入口壓力的提高，射流速度增加，射流中心線(xiàn)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(xiàn)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(xiàn)速度變大，射流獨(dú)立性增強(qiáng)。

(2)不同出口馬赫數(shù)對(duì)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(xiàn)負(fù)壓與射流中心線(xiàn)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(xiàn)不發(fā)生偏轉(zhuǎn)。