基于特征線法單孔氧槍的射流特性數值模擬

安 號, 王宏丹, 任兵芝, 韓志偉

(1.重慶科技學院 冶金與材料工程學院，重慶 401331；2.中冶賽迪技術研究中心有限公司，重慶 400013)

1 前 言

氧槍的作用主要是向轉爐中吹送氧氣，是轉爐煉鋼的專用設備之一[1]。而氧氣在冶煉過程中作為攪拌介質，已在轉爐吹煉過程中得到普遍運用。氧氣在槍體內由壓力能轉變為動能，形成氧氣射流，其特性決定轉爐煉鋼過程中氧氣射流對熔池的攪拌效果，進而關聯煉鋼的工藝措施和質量控制，對煉鋼過程的冶金性能有著重大影響[2]。為提高氧氣利用率和冶金效果，Tago[3]和Odenthal[4]根據等熵理論模擬了在室溫和高溫條件下，單孔拉瓦爾氧槍的射流特性。劉坤等人[1]對單孔拉瓦爾氧槍內外的射流流場進行了數值模擬，分析了不同滯止壓力下射流流場的分布特征并驗證了k-ε湍流模型的適用性。王文靜等人[5]以O2、N2和CO2射流為例，對4孔氧槍1個噴孔進行了二維射流流場模擬，對比分析了多種氣體的射流特性，為進一步優化氧槍參數提供依據。包麗明等人[2]分析了操作壓力和環境溫度對單孔氧槍射流特性的影響。魏光升等人[6]分析了3種不同集束氧槍末端槍位條件下，射流動壓對熔池沖擊深度的影響。張國新等人[7]分析了新型雙結構氧槍噴頭和傳統結構氧槍噴頭在不同工況下的射流特性與轉爐熔池攪拌強度的分布規律。劉福海等人[8]對氧槍結構進行優化，設計了新型曲線拉瓦爾氧槍，研究了其在高溫條件下射流馬赫數等射流特性。

目前，冶金領域學者對拉瓦爾氧槍的噴頭結構、噴孔數量、喉部結構、氣源以及不同工況條件下的射流特性等做了大量的學術研究和報道，但是，對于拉瓦爾氧槍的幾何結構的相關研究還少見報道。

本文基于特征線法[9]思想，對拉瓦爾氧槍幾何結構進行優化設計，并采用Ansys APDL軟件，建立二維軸對稱模型并對其網格化以生成相關計算區域。采用可壓縮理想氣體、基于壓力耦合算法，在穩態條件下展開對不同操作壓力下氧氣射流特性的研究，為進一步指導優化氧槍結構在轉爐煉鋼中的設計和運用提供理論依據[10]。

2 數值模擬模型建立

2.1 模型參數與網格劃分

為研究新型結構氧槍的射流特性，本文采用Ansys APDL軟件的Plane 55單元進行建模和網格劃分，圖1為單孔拉瓦爾氧槍的二維軸對稱網格幾何結構示意圖，計算域均采用結構化網格，氧槍具體參數見表1。

圖1 模型網格示意圖

表1 氧槍結構參數 mm

2.2 基本假設

對于氧槍射流的數值模擬做了以下符合控制方程的假設：①假定氧氣為牛頓流體[11]；②氧氣為理想氣體，在求解過程中滿足理想氣體狀態方程；③計算域中的環境溫度假定為常溫(300 K)，出口壓力假定為環境壓力；④計算域的流體流動符合等熵理論；⑤氧槍內部流體流動無摩擦且壁面絕熱；⑥不考慮界面張力和表面張力[12]。

2.3 控制方程

根據計算流體力學，氧氣經氧槍噴孔出口后產生的射流遵守基本的物理守恒定律，其中就包括質量守恒、能量守恒、動量守恒等定律[8]。為了更精確地滿足以上基本定律，其中控制方程的選用就是對定律的數學描述，本文使用雷諾方法(Navier-Stokes)求解控制方程，其通用表達式如下所示：

連續性方程：

(1)

動量方程：

(2)

湍流動能(k)方程：

(3)

湍流動能耗散率(ε)方程：

(4)

理想氣體狀態方程：

(5)

式中：ρ為理想氣體密度，kg/m3;R為理想氣體常數;M為摩爾質量，g/mol;u為速度矢量，m/s;μeff為有效導熱系數，W/(m·K);ΔT為氣體溫度，K;ε為耗散率;C1,C2，σk，σε為計算常數;Gk為因平均速度梯度或耗散率產生的湍動能源項。

2.4 邊界條件及物性參數

本文設計的操作壓力為1.0 MPa，根據現場冶煉數據波動情況，操作壓力在一定范圍內波動是允許的，所以本文模擬的具體操作壓力設置為0.8，1.0，1.2 MPa；出口壓力設置為標準大氣壓(0.1 MPa)；環境溫度為常溫(300 K)。采用商業軟件Ansys Fluent中的標準k-ε湍流模型進行數值模擬，壓力、密度和動量采用二階迎風差分格式，能量采用一階迎風差分格式，使用Coupled耦合求解法計算。設置入口為壓力入口，出口及邊界均為壓力出口，采用無滑移壁面函數[13]，近壁處采用標準壁面函數，具體物性參數見表2。

表2 材料熱物性參數

3 結果與討論

3.1 氧槍結構內部流場分布

在設計操作壓力下，錐線氧槍及曲線氧槍二者內部速度分布如圖2所示，結果表明，曲線氧槍(見圖2(a))在喉管處速度發生階躍式跳變，即從300 m/s變化到350 m/s。而錐線氧槍(見圖2(b))在喉管處速度保持穩定，處于250 m/s。分析其原因為，錐線氧槍的收縮段與喉管部分呈尖角形銜接，其可等效為收縮段與喉口處的橫截面積突然擴大，導致在壁面附近形成復雜的波系，即膨脹波。喉管附近流場發生突變，說明射流存在激波或者膨脹波，發生這種現象的原因是噴孔在不滿足設計參數的條件下工作。由于曲線拉瓦爾氧槍喉管處的流線比較順滑，所以氣體流速在氧槍內部分布比較均衡，波系形狀相同，不存在復雜波系。

圖2 不同結構拉瓦爾氧槍內部流場分布

3.2 氧槍結構的速度場分布

圖3(a)為錐線氧槍與曲線氧槍在操作壓力為1.0 MPa時射流軸線上速度的變化情況。結果表明，在操作壓力為1.0 MPa條件下，錐線氧槍與曲線氧槍的射流速度核心段長度分別為0.4 m和0.75 m左右，曲線氧槍的平均速度核心段長度約為錐線氧槍的1.8倍，因此，曲線氧槍可以有效提高射流沖擊能力。

圖3(b)為錐線氧槍與曲線氧槍在操作壓力為1.0 MPa時射流徑向速度的變化情況。結果表明，錐線氧槍與曲線氧槍的徑向速度衰減趨勢一致，均呈直線式下降，并且，曲線氧槍的徑向速度曲率更大，速度變化幅度也更大。對于曲線氧槍和錐線氧槍的射流區域分布分別為0.22 m和0.1 m，曲線氧槍的射流區域寬度為錐線氧槍的2.2倍，由此分析，曲線氧槍可有效提高射流與熔池的接觸面積，從而改善氧氣射流的脫磷與脫碳效果。

圖3 不同結構拉瓦爾氧槍的速度場分布

3.3 不同操作壓力下氧槍內部速度場的分布特征

圖4為錐線氧槍和曲線氧槍在不同操作壓力下射流中心線上的速度變化曲線。對于錐線氧槍，在壓力為0.8，1.0，1.2 MPa時的核心區長度近似為0.64，0.75，0.82 m；對于曲線氧槍，在壓力為0.8，1.0，1.2 MPa時核心區長度近似為0.70，0.76，0.90 m左右，由此分析得知：操作壓力對射流的核心區長度的變化較為顯著。在同一操作壓力條件下，曲線氧槍與錐線氧槍相比，其射流速度明顯更大。綜上分析表明，改變操作壓力既能夠提高射流速度，又能夠明顯改善核心區長度；優化氧槍結構，對核心區長度和射流速度均有所提高，能夠提升熔池沖擊面積，從而改善冶煉效果。

圖4 不同氧槍結構，在不同操作壓力下的軸向速度分布曲線

圖5為不同氧槍結構在不同操作壓力下的徑向速度分布，結果顯示，錐線氧槍比曲線氧槍的徑向速度下降曲率更大，且在出口處徑向速度達到最大值，波動范圍不大。隨著操作壓力的升高，徑向速度下降曲率增大，相應徑向速度也隨之升高。在相同操作壓力下，曲線氧槍和錐線氧槍相比，徑向速度下降曲率明顯減小，且射流區域寬度明顯增加120 mm左右，從而提高射流與熔池的接觸面積。

4 結 論

(1)數值模擬結果表明，在相同工況下，基于特征線法設計的曲線拉瓦爾氧槍喉口處的弧線結構能夠有效改善氧槍內部流場穩定性，減少激波或膨脹波等復雜波系的發生，提高了氧氣射流的超聲速段長度，從而優化氧氣射流對熔池的攪拌效果。

圖5 不同氧槍結構在不同操作壓力下徑向速度分布曲線

(2)設計操作壓力為1.0 MPa，在保證壓力在20%上下波動范圍內，分別研究了操作壓力為0.8，1.0，1.2 MPa的條件下，錐線氧槍與曲線氧槍的軸向速度的分布特征。結果表明，隨著操作壓力的升高，曲線氧槍的軸向速度較錐形氧槍均有提高且操作壓力對氧氣射流的核心區長度有很大影響，相比錐形氧槍，曲線氧槍的射流核心區長度有明顯提高，從而有效提升氧氣射流對熔池的沖擊面積，改善冶煉效果。

(3)隨著操作壓力的提高，氧氣射流的徑向速度隨之提高，然而射流的徑向速度下降曲率會隨之增大；在相同操作壓力條件下，曲線氧槍與錐線氧槍相比，徑向速度的下降曲率變緩，且射流區域寬度提升120 mm左右，能夠有效提高氧氣射流與熔池的接觸面積。