底吹炉喷枪强化冷却仿真优化

余 跃 李东波 陈学刚 裴忠冶 苟海鹏 王书晓

(中国恩菲工程技术有限公司，北京 100083)

0 前言

喷枪是熔池熔炼的关键设备，起到输送反应所需气体和搅拌熔池的作用[1-2]。常规的浸没式喷枪的前端暴露在高温熔体中，受热后，弹性模量和屈服强度下降，导致材料许用应力急剧下降，在熔体冲刷和喷枪后坐力的综合作用下，喷枪易发生变形、烧损和磨损。因此，降低枪管的使用温度是提高浸没式喷枪寿命的关键所在。目前，降低喷枪使用温度有两种方式，其一是提高冷却介质的流速，如提高外层冷却风的风速，有的喷枪使用过程中的冷却风工况流速已经接近声速；其二是采用更好的冷却介质，如水和油等。如果采用提高风速的方法，需要配备更好的压缩机和管道系统，能耗高，并且枪口处气体高速喷吹容易造成更加严重的气泡后坐现象，从而加剧喷枪的磨损。而水冷和油冷的方式目前由于安全和造价原因在浸没式喷枪中也很罕见。由于上述两种提高喷枪冷却效果方法的安全性和经济性较差，设计了两种新型喷枪结构，以提高喷枪的散热能力，从而间接提高喷枪的使用寿命。

1 喷枪模拟的物理模型与数学模型

1.1 物理模型

以某公司使用的底吹炉喷枪为研究对象，其结构如图1 所示。喷枪总长度为900 mm，前端花瓣头长度为210 mm，外径为45 mm。氧枪出口由中间的一个圆孔和周围的三层扇形孔组成，如图2 所示。最内层的12 个扇形孔和中心圆孔共同组成了氧枪的内管，内管内流通的气体为富氧空气；次外层的16 个扇形孔组成了氧枪的中管，中管内流通的气体为空气；最外层的28 个扇形孔组成了氧枪的外管，外管内流通的气体为氮气和水混合物，主要起冷却喷枪的作用。

图1 底吹喷枪剖面图

图2 底吹炉喷枪截面图(原始方案)

喷枪在使用过程中，外管温度最高，为了降低其使用温度，一般采用高速喷吹的气体或者汽水混合物进行冷却。为了增大空气的冷却面积，喷枪的外管一般设计为多孔结构，但是以往的设计通常是外管内壁光滑，次外层管壁呈多肋片状突起，其冷却效果有待提高。因此，本研究中设计了两种新型喷枪结构，并通过模拟对比其冷却效果。这两种新型喷枪只有前端花瓣头结构与原始方案有所区别，其余部分结构完全相同。对比例的花瓣头结构如图3 所示。

利用GAMBIT 软件对原始方案和改进后的两种方案的喷枪进行建模和网格划分。由于三种喷枪后端结构完全相同，只针对前端花瓣头进行建模。为了量化喷枪的冷却效果，对喷枪周围的枪口砖也进行建模，枪口砖区域的建模尺寸为200 mm ×200 mm×210 mm。采用分块网格划分技术，对所建立的模型进行网格划分，总网格数为80 万，网格扭曲度都在0.3 以下，网格质量较高，满足计算需求。

图3 改进后的喷枪花瓣头结构

1.2 数学模型

1.2.1 输运方程

喷枪内的气体流动过程为单相流。由于喷枪内的气体压力和流速都比较高，采用可压缩流模型对枪内的流动过程进行模拟。可压缩流动过程的输运方程以及湍流模型基本方程[3-4]如下所示:

在式(1)中，从左往右分别为时间项、对流项、扩散项和源相。对于不同的控制方程，φ、Γφ和Sφ按照表1 进行取值。

表1 流动控制方程

式中:U、V、W——x、y、z方向的速度分量，m/s；

T——温度，K；

μ——动力粘度，Pa·s；

λ——导热系数，W/(m·K)；

cp——扩散系数，m2/s；

ρ——密度，kg/m3；

p——压力，Pa；

fx、fy、fz——x、y、z方向受力分量，N；

t——时间，s。

湍流模型采用可实现的k-ε模型进行描述。该模型可用于计算旋转均匀的剪切流，包括射流和混合流的自由流动、管道内流动、边界层流动以及带有分离的流动等。

1.2.2 边界条件

由于氧枪内的气体流动属于典型的可压缩流动，在对其进行模拟时，氧枪的进口和出口都设置为压力边界条件。在模拟过程中，还考虑了气体在高速喷吹时所遇到的摩擦阻力，将壁面设置为粗糙壁面。

氧枪进口设置为压力进口边界条件，内管和外管的进口压力设置为一致，均为0.6 MPa，进口总温为298 K。

在生产过程中，一般要保证氧枪出口有一定的富余压力，此富余压力一般建议为0.1～0.3 MPa。因此，在进行出口边界条件设置时，出口压力设为0.275～0.475 MPa。

在可压缩流中，当进口压力条件已知时，出口背压与气体流量具有一一对应的关系，所以在计算过程中，先以上述计算值为出口压力条件的初始值，然后通过不断调节出口压力，使气体流量与目标流量一致。

喷枪前端面为定壁温边界条件，温度为1 473 K。

在气体高速流动过程中，壁面的摩擦会对氧枪内的压阻等特性产生巨大的影响。因此，不能将管壁简化成光滑壁面。管壁的粗糙度主要受两个因素影响:管壁材料及壁面处理方法。另外，随着氧枪使用时间的增加，管壁粗糙度也会发生变化。通过查阅相关文献[5]，综合各方面因素，取氧枪壁面的粗糙度为0.024 mm，壁面摩擦系数为0.5。

1.2.3 求解策略

由于计算的是速度较高的可压缩流动过程，计算时采用基于压力的求解器。该求解器以矢量的形式同时求解连续性方程、动量方程和能量方程。湍动能和耗散率输运方程的离散采用一阶迎风格式，其余输运方程的离散采用二阶迎风格式。连续性方程残差控制为10-5，其余方程的残差都控制为10-3。

2 三种方案喷枪的仿真结果分析

2.1 流动阻力特性分析

喷枪中心截面和沿流动方向各横截面的压力云图如图4、图5 所示。从图4、图5 中可以看到，受流动边界效应影响，面积不同，通道的流动阻力特性存在较大差异。各个方案的喷枪总压和阻力损失见表2。从表2 可知，内管的中心圆孔处流通面积最大，其阻力损失最小，大约为500 Pa；而外管流通面积很小，其阻力损失较大，平均总压损失约为0.2 MPa。三个方案的内管的流动阻力特性基本一致。改进方案I 的外管阻力损失最小，改进方案Ⅱ次之，这两个改进方案的外管总压比原始方案低6 000 Pa 左右。因此，在能量利用效率方面，改进方案的阻力更小，效率更高。

图4 三种方案喷枪中心截面的压力云图

图5 三种方案喷枪沿流动方向各截面的压力云图

表2 各个方案的喷枪总压和阻力损失

2.2 温度特性分析

三种方案的喷枪和枪口砖中心截面的温度云图如图6 所示。从图6 中可以看出，枪口砖前端约20 mm 范围内温度均处于较高范围，但由于喷枪内部高速气体的冷却作用，其温度相对较低。以图6(a)中的点1 和点2 为例，若无气体的冷却作用，喷枪的导热系数高于枪口砖，点2 处的温度应明显高于点1，但是由于气体的冷却作用，点2 处的温度低于点1 处的温度约400 K。

图6 三种方案喷枪及枪口砖中心截面的温度云图

图7 三种方案喷枪外管沿流动方向各截面的平均温度变化

三种方案喷枪的外管平均温度变化如图7 所示。从图7 中可知，喷枪外管沿流动方向0～175 mm 区域的壁温接近常温，沿流动方向175～210 mm 区域的温度急剧上升，三个方案距离喷枪出口的倒数第二个计算节点(因最后一个节点为计算边界，并且边界条件为定壁温，故将倒数第二个计算节点作为横向对比参考节点)所在截面的平均温度分别为978 K、963 K 和897 K。三种方案喷枪外管沿流动方向各截面的最高温度变化如图8 所示，三个方案距离喷枪出口的倒数第二个计算节点所在截面的最高温度分别为1 034 K、1 006 K 和974 K。由计算结果可知，喷枪的外管为温度最高的区域，由于原始方案和改进方案Ⅰ的外管为光管，高温面的换热面积较小，喷枪冷却效果不佳。改进方案Ⅱ将外管内壁设计为花纹结构，增加其换热面积，所以冷却效果明显增强。同时，改进后的花纹结构与原扇形结构相比，流动死角少，阻力损失小。

图8 三种方案喷枪外管沿流动方向截面的最高温度变化

3 改进方案Ⅱ冷却效果量化计算

根据上述模拟，改进方案Ⅱ的外管总压比原始方案低6 000 Pa，特征位置处的平均温度降低了81 K，特征位置处的最高温度降低了60 K。实际使用过程中，喷枪冷却效果越好，其寿命越长。现场可以通过提高进口处的气体压力和质量流量强化冷却效果。

以当前改进方案Ⅱ的冷却效果(外管特征区域平均温度为897 K)作为参考，增大原始方案喷枪进口的气体压力和质量流量，当其特征区域的平均温度与改进方案Ⅱ的平均温度大致一致(温度误差小于0.1%)时，可认为两者冷却效果相等。对比此时原始方案的进口总压与改进方案Ⅱ的进口总压，可求出能耗指标；对比此时原始方案的质量流量与改进方案Ⅱ的质量流量，可求得物耗指标(冷却气体消耗量)，实现对改进方案Ⅱ强化冷却效果的量化计算。

原始喷枪强化冷却方案的中心截面温度云图如图9 所示。图9 的结果与图6(c)所示的结果相近。通过对比此强化冷却方案与改进方案Ⅱ的喷枪外管特征区域的平均温度(图10)发现，两者沿流动方向距离为206.5 mm 处的温度分别为896.84 K 和897.56 K，温度误差不超过0.1%，可以近似认为两种方案的喷枪冷却效果相同。此时的喷枪中心截面总压云图、沿流动方向各截面的压力云图如图11 和图12 所示。从图11 和图12中可以看到，若要达到相同的冷却效果，原始方案的喷枪外管进口总压需从0.6 MPa 提高至0.778 MPa，气体质量流量需从0.055 7 kg/s 提高至0.091 2 kg/s。因此，改进方案Ⅱ与原始方案相比，能耗指标降低了22.9%，物耗指标降低了38.9%(仅限本文工况)。

图9 原始喷枪强化冷却方案喷枪及枪口砖中心截面的温度云图

图10 原始喷枪强化冷却方案与改进方案Ⅱ喷枪外管壁面的平均温度变化

图11 原始喷枪强化冷却方案中心截面的压力云图

4 结束语

图12 原始喷枪强化冷却方案沿流动方向各截面的压力云图

通过对某企业原始喷枪和两种改进方案的喷枪进行建模和仿真，对比了三种方案喷枪的外管冷却效果。结果表明，由于改进方案Ⅱ将外管内壁面由光滑改为花纹结构，加大了喷枪冷却气体与高温壁面的接触面积，其冷却效果明显优于原始方案，特征区域的平均温度降低了81 K，最高温度降低了60 K。此外，通过提高喷枪进口的气体压力和质量流量，使原始喷枪的冷却效果达到外管内壁为花纹结构的喷枪冷却效果，以计算改进后喷枪的能耗指标和物耗指标。通过对比，在本文冷却效果工况下(特征区域平均温度为897 K 左右)，改进后喷枪的能耗指标降低了22.9%，物耗指标降低了38.9%。