70 t轉(zhuǎn)爐氧槍結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化研究

李海洋，王達志，包燕平

(北京科技大學 鋼鐵冶金新技術(shù)國家重點實驗室，北京 100083)

隨著轉(zhuǎn)爐吹煉工藝的不斷優(yōu)化，氧槍性能對生產(chǎn)節(jié)奏和生產(chǎn)成本的影響日益顯著[1-2]。多孔氧槍噴頭作為直接影響射流特性的部件，其結(jié)構(gòu)參數(shù)對冶煉效果有重要意義[3-4]。噴頭的喉口直徑、出口直徑?jīng)Q定了設(shè)計工況下的氧氣流量和馬赫數(shù)，提高流量或出口馬赫數(shù)能使射流具有更大的沖擊能力，提高熔池的攪拌效果，同時也會增大噴濺概率，加快爐襯侵蝕速率[5-6]；噴頭的孔數(shù)和傾角一般與轉(zhuǎn)爐大小匹配，在合適范圍內(nèi)增加噴孔數(shù)及對應(yīng)傾角可以增大氧槍的沖擊面積[7]；噴孔間距對射流融合程度有重要影響，噴孔間距過小，各流股過早融合，將造成沖擊面積減小、噴濺程度增大及氧槍的可操作性降低等不良影響[8-9]，噴孔間距過大，射流沖擊熔池難以形成穩(wěn)定的凹坑，不利于熔池的攪拌。

近些年隨著CFD數(shù)值模擬的發(fā)展，氧槍在不同條件下的射流特性逐漸成為研究熱點之一。唐國章[10]研究了不同噴孔間距氧槍的融合距離和熔池沖擊面積，結(jié)果表明噴孔間距從53 mm增加至59 mm，射流融合距離增加，沖擊面積增大；李子亮等[11]研究不同工況下的超音速射流行為，發(fā)現(xiàn)射流核心段長度隨馬赫數(shù)增大和溫度升高而增加；唐逸興等[12]通過研究射流湍動能分布，發(fā)現(xiàn)造成射流中心區(qū)偏移和動壓的衰減的原因是射流與周圍環(huán)境的相互作用；王帥輝等[13]對比了交錯氧槍和傳統(tǒng)氧槍的區(qū)別，研究發(fā)現(xiàn)交錯氧槍的內(nèi)孔主要功能是攪拌熔池，而外孔主要功能是增大沖擊面積。

本文以某廠70 t轉(zhuǎn)爐4孔氧槍為原型，在其結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上設(shè)計了多組不同噴孔間距方案，運用fluent模擬軟件對各方案的射流融合程度、射流段長度、動壓衰減及有效沖擊面積等特性進行深入研究，得到4孔氧槍噴頭合理的結(jié)構(gòu)參數(shù)，為轉(zhuǎn)爐氧槍噴頭結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供理論參考。

1 70 t轉(zhuǎn)爐氧槍噴頭參數(shù)

表1所示為某廠4孔氧槍的設(shè)計參數(shù)，設(shè)計壓力0.75 MPa，馬赫數(shù)1.95，各噴孔距氧槍中心軸線距離為58 mm，氧槍傾角11.3°。本文以該氧槍噴頭為原型，對其結(jié)構(gòu)參數(shù)進行優(yōu)化設(shè)計，共得到10組不同噴孔間距的噴頭方案，如表2所示。

表1 原氧槍噴頭尺寸

表2 各噴頭方案的結(jié)構(gòu)參數(shù) mm

采用SpaceClaim軟件進行建模，轉(zhuǎn)爐熔池直徑1.915 m，熔池深度0.916 m。考慮到氧氣射流的應(yīng)用條件，在高度2.2 m的轉(zhuǎn)爐空間內(nèi)計算氧氣射流流場。為提升計算速率，取模型的四分之一作為計算域，并在模型內(nèi)部建立體網(wǎng)格加密區(qū)域，邊界條件設(shè)定如圖1所示，入口壓力0.75 MPa，出口壓力0.104 MPa，其余邊界均為壁面。

圖1 邊界條件示意圖

2 數(shù)學模型求解方法

2.1 模型假設(shè)

由于轉(zhuǎn)爐氧槍模擬的特性，對模型做出如下假設(shè)：

(1)忽略拉瓦爾噴嘴內(nèi)部摩擦力；

(2)氧氣視為可壓縮理想氣體；

(3)忽略爐壁處的受力，采用無滑移壁面及標準壁面函數(shù)。

2.2 控制方程

模型的質(zhì)量方程、動量方程、能量方程如下所示：

(1)連續(xù)性方程：

(1)

(2)動量方程：

(2)

(3)能量方程：

(3)

式中：ui和uj分別為i和j方向上的速度，m/s；P為壓力,Pa；T為溫度,K；cp為比熱容,J/(kg·K)-1；λeff為有效導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K);τij為黏性應(yīng)力張量,Pa;μeff為有效黏度,Pa·s,表達式如下所示:

(4)

(5)

μeff=μ+μt

(6)

2.3 湍流模型

鑒于標準k-ε模型的運算速率高[14]，本文采取該模型計算流體湍流行為，其中湍流動能k和湍流耗散率ε表示如下：

(7)

(8)

式中：Gk為平均速度梯度引起的湍動能，m2·s-2；Gb為浮力引起的湍動能，m2·s-2；C1ε,C2ε,C3ε,σk,σε以及Cμ為常量，其值分別為1.44，1.92，0.8，1.0，1.3，0.9。

本文采用三維模型進行冷態(tài)數(shù)值模擬，環(huán)境溫度為室溫。假設(shè)射流進入高2.2 m的沒有鋼液的轉(zhuǎn)爐空間內(nèi)，對射流特性進行模擬計算。在保證計算精度的基礎(chǔ)上，為縮短模擬時間，采用原模型的1/4進行計算。模型在內(nèi)部主要射流區(qū)設(shè)置體網(wǎng)格加密，并選用多面體型網(wǎng)格類型，在獲得高質(zhì)量網(wǎng)格的同時減少計算量，網(wǎng)格數(shù)量約50萬。在模型側(cè)面邊界創(chuàng)建周期性邊界條件，壁面設(shè)為無滑移壁面。計算使用基于壓力的求解器，壓力速度耦合使用PISO格式，離散格式使用二階迎風格式，當能量殘差小于10-6，其他變量殘差小于10-3時可認為計算收斂。

3 計算結(jié)果與討論

本文以70 t轉(zhuǎn)爐氧槍噴頭為研究對象，對10組不同噴孔間距的氧槍射流進行數(shù)值模擬計算，探究噴孔間距對氧槍射流特性的影響規(guī)律。

3.1 不同噴孔間距下的射流融合規(guī)律

噴孔間距較小時，當氧氣射流離開噴孔出口后，各流股間的氣體受到高速射流作用，也獲得了軸線方向的速度，導(dǎo)致射流內(nèi)外側(cè)出現(xiàn)壓差，射流中心線逐漸向內(nèi)偏移至與氧槍軸線平行[15]，融合后多孔氧槍的每股氧氣流股所具有的自由射流特性逐漸消失，各流股融合為一股以較大的速度沖向熔池中心位置。融合程度與各流股和內(nèi)側(cè)氣體動量交換大小相關(guān)，是影響射流攪拌強度和沖擊面積的重要特性。

圖2為噴頭軸線截面射流速度云圖，主要顯示50～500 m/s各射流段特性。整體上看，隨著噴孔間距增加，射流逐漸由完全融合狀態(tài)變?yōu)楠毩⑸淞鳡顟B(tài)。1#、2#、3#氧槍射流中心線在距出口2 m距離內(nèi)，均偏轉(zhuǎn)至與氧槍軸線平行，此時各噴孔射流已完全融合為一股。隨著噴孔間距增加，軸線融合區(qū)域的速度不斷減小。1#氧槍軸線融合區(qū)域速度為150～200 m/s，2#氧槍軸線融合區(qū)域速度為100～150 m/s，3#YQ軸線融合區(qū)域速度為50～100 m/s。4#和5#噴頭射流中心線與噴頭軸線有一定角度，此時射流屬于未完全融合狀態(tài)，隨著噴孔間距繼續(xù)增加，射流與內(nèi)側(cè)氣體的卷吸作用將不斷減小。如表3所示，隨融合程度減小，氧槍軸線速度50 m/s以上的最遠距離不斷變小，由1#噴頭的2.089 m減小為5#噴頭的1.48 m。從6#噴頭開始，射流段已和噴頭軸線分離，逐漸發(fā)展為獨立射流。

圖2 氧槍射流速度分布云圖

表3 氧槍軸線速度50m/s時距出口最大距離 m

圖3為各噴頭150～250 m/s的2個高速射流段長度變化圖。可以看出，隨著噴孔間距增加，三個射流段長度都呈現(xiàn)出先減小后增大最后減小的規(guī)律。這是由于在射流融合階段，噴孔間距增大后射流內(nèi)側(cè)空間擴大，射流融合需消耗的動能更多，因此1#、2#、3#氧槍的射流段長度不斷減小；4#～8#噴頭的噴孔間距繼續(xù)增大后，射流融合程度降低，射流中心線不斷遠離氧槍軸線，與內(nèi)側(cè)空氣相互作用減少，射流段長度回升；9#和10#噴頭的射流已成為獨立射流，由于整體動壓的衰減變大，射流段長度減小。綜上所述，噴孔間距由小到大變化，射流將由完全融合狀態(tài)變?yōu)楠毩⑸淞鳎谌诤铣潭炔粩鄿p小的過程中，150～200 m/s和200～250 m/s的射流段長度均呈現(xiàn)先減小后增大最后再減小的規(guī)律。

圖3 不同噴孔間距射流段長度對比圖

3.2 不同噴孔間距下射流動壓隨距離變化規(guī)律

在轉(zhuǎn)爐冶煉過程中，射流對攪拌熔池的能力對冶煉效果有重要影響，一般要求射流在軸向方向的動壓衰減程度較小。由于動壓衰減與射流和周圍環(huán)境相互作用有關(guān)，因此各噴頭射流在不同距離處的動壓衰減變化是研究其射流特性的重要規(guī)律之一。

如圖4(a)所示，通過數(shù)值模擬計算得到10組不同噴孔間距噴頭在距出口一定距離處的動壓，其中橫坐標為射流噴出氧槍噴頭后距離噴頭的軸向距離，縱坐標為在對應(yīng)距離的水平橫截面上射流最大動壓。整體來看，射流的最大動壓隨著軸向距離的增大呈減小的趨勢，這是因為射流與外界氣體存在動量和能量的傳遞。在軸向距離1.3 m時，各噴頭最大動壓集中分布在19～22 kPa，最大差值1.6 kPa隨著軸向距離增加，不同噴頭的最大動壓差值不斷增大，軸向距離1.9 m時最大差值達到4.85 kPa。這說明隨著軸向距離的增加，不同間距噴頭的動壓衰減速度不同。如圖4(b)所示，可以看出軸向距離相同的情況下，最大動壓隨噴孔間距的增加呈現(xiàn)先減小后增大最后穩(wěn)定的規(guī)律。在噴孔間距由58 mm增加至70 mm時，射流距中心水平距離增加，射流內(nèi)側(cè)空間不斷變大，與內(nèi)側(cè)氣體融合所消耗的動壓更多，因此射流本身的最大動壓不斷減小；在噴孔間距由70 mm增加至82 mm時，射流由融合狀態(tài)逐漸發(fā)展為獨立射流，與內(nèi)側(cè)氣體的交互作用減弱，最大動壓不斷增大；在噴孔間距由82 mm增加至94 mm時，射流已經(jīng)成為獨立射流，射流與周圍氣體的卷吸作用較小，因此最大動壓基本保持穩(wěn)定。綜上所述，射流的最大動壓隨距離增加不斷減小，同一距離下，由于射流融合作用，最大動壓隨噴孔間距增加呈現(xiàn)先減小后增大最后穩(wěn)定的規(guī)律，在所有噴頭中1#噴頭動壓最大，4#噴頭動壓最小。

圖4 不同噴孔間距射流動壓變化圖

3.3 射流融合對有效沖擊面積的影響規(guī)律

有效沖擊面積的定義為氣液界面動壓在4 kPa(30 mmHg)以上的橫截面積，在有效沖擊面積內(nèi)，氧氣射流能夠吹開渣層，與鋼液發(fā)生相互作用。通過tecplot360做出1.3 m至1.9 m槍位下各噴頭的動壓等值線圖，等值線動壓最小值為4 kPa，相鄰等值線動壓差值為2 kPa，采用origin軟件提取動壓為4 kPa時圍成的沖擊面積來定量不同槍位下各噴頭有效沖擊面積的變化規(guī)律。

圖5為1.3 m槍位下各噴頭的有效沖擊面積對比圖。整體上看，隨著噴孔間距的增加，有效沖擊面積不斷向遠離中心方向移動。從1#～4#噴頭的有效沖擊面積圖可以看出，當射流融合程度較高時，中心融合區(qū)域的動壓較大，整體有效沖擊面積較小，隨著融合程度減弱，射流發(fā)生融合時的動壓減小，各噴孔的有效沖擊面積逐漸完整，整體面積不斷增大；5#～7#噴頭的射流逐漸由融合狀態(tài)變?yōu)楠毩顟B(tài)，此時各噴孔的有效沖擊面積已經(jīng)完整，而射流與內(nèi)側(cè)氣體的卷吸作用不斷減弱，因此整體上有效沖擊面積不斷變小；8#～10#噴頭的射流均已成為獨立射流，此時在總動壓的衰減下，有效沖擊面積進一步衰減。如圖6(a)所示，在噴孔間距58～70 mm有效沖擊面積不斷增大，70～82 mm有效沖擊面積上下波動，整體上呈減小規(guī)律，82～94 mm有效沖擊面積穩(wěn)定減小。

圖5 槍位為1.3 m時不同噴頭的有效沖擊面積對比圖

圖7為噴孔間距70 mm的4#噴頭在1.3、1.5、1.7和1.9 m槍位下有效沖擊面積變化圖。可以看出槍位升高后，有效沖擊面積先增大后減小。這是因為槍位升高后，射流到達氣液界面時與周圍氣體交互作用更多，射流的寬度不斷變大，中心的高動壓轉(zhuǎn)化為更大的有效沖擊面積；高槍位繼續(xù)升高時，動壓衰減過大，有效沖擊面積開始減小。在槍位升高過程中，有效沖擊面積的形狀也發(fā)生了變化。在1.3 m和1.5 m槍位下，有效沖擊面積為長軸穿過中心的橢圓形狀，1.7 m槍位下，各噴孔的有效沖擊面積分離，形狀接近圓形，1.9 m槍位下有效沖擊面積為短軸穿過中心的橢圓形狀。整體變化規(guī)律如圖6(b)所示，隨著槍位升高，有效面積呈先增后減的規(guī)律，在該氧壓下槍位1.8時有效沖擊面積達到最大值。因此可以確定噴孔間距為70 mm的噴頭有效沖擊面積最大，且在1.8 m槍位下有最大值。

圖6 各噴頭在不同槍位的有效沖擊面積變化圖

圖7 1#噴頭在不同槍位的有效沖擊面積變化圖

4 結(jié) 論

(1)原氧槍射流完全融合，提高槍位有效沖擊面積變化較小，化渣效率低。適當增加噴孔間距后，射流融合程度減弱，噴濺減少，氧槍的可操作性提高。

(2)射流與周圍氣體的相互作用是造成射流動壓衰減和有效沖擊面積增大的主要原因，噴孔間距增加，射流與周圍環(huán)境的相互作用先增強后減弱。

(3)隨著槍位升高，射流到達液面時的動壓持續(xù)減小，有效沖擊面積先增大后減小。原氧槍在槍位1.6 m時有效沖擊面積最大，其余方案氧槍氧槍均在槍位1.8 m時有效沖擊面積最大。

(4)隨著噴孔間距增加，各噴頭的有效沖擊面積均呈現(xiàn)先增大后減小的規(guī)律。在噴孔間距70 mm時 70 t轉(zhuǎn)爐用4孔氧槍有效沖擊面積達到最大。