100 t转炉四孔聚合射流氧枪三相流数值模拟

2023-06-01王杰杰

冶金能源 2023年3期

王杰杰张旭

(1.河北英博认证有限公司，2.北京城建设计发展集团股份有限公司)

氧枪是转炉炼钢必不可少的设备，其射流的搅拌作用直接影响冶炼效果[1]。在实际使用时，降低氧枪的枪位可以获得较好的吹炼效果，但这样操作极易烧枪，缩短氧枪的使用寿命。

聚合射流氧枪的原理是在传统超音速Laval氧枪喷头外层设置一层保护气体[2]，形成伴随流，隔绝外界环境与氧枪主孔氧气射流的接触，有效降低外界环境气流对氧枪中心主孔射流的衰减作用，提高氧枪射流的冲击能力，加快钢液的反应速度。众多学者[3-7]对聚合射流、转炉顶吹氧枪多相流进行了水模型试验和模拟研究，为研究聚合射流与熔池的相互作用奠定了基础。目前鲜有对聚合射流氧枪冲击熔池的多相流模拟，尤其是多孔聚合射流氧枪。文中采用Fluent软件进行模拟计算，选用四孔聚合射流氧枪，建立了顶吹转炉三相流模型，研究了氧枪枪位和喷孔夹角对熔池的冲击深度和冲击面积的影响规律。

1 数学模型

1.1 假设条件

(1)Laval喷管内壁，且忽略喷管内的摩擦；

(2)喷管外侧流场中气体为理想气体状态，靠近喷管内壁表面的流体具有粘性；

(3)转炉炉体内壁为绝热壁面；

(4)不考虑转炉熔池内气体与液体之间产生的化学反应。

1.2 选取的控制方程与湍流模型

聚合射流氧枪与传统氧枪相比较，在控制方程中增加了组分传输模型，其次是边界条件的变化，其他方面条件设置均相同。

组分传输模型方面，通过对流扩散方程估算出组分i的质量分数Yi，该方程表达式为[8]：

(1)

式中：Ji为组分i的扩散通量；Ri为组分i的净生成速率，kg/(m3·s)；Si为组分i的额外产生速率；ρ为平均流体密度；v为速度失量。

假设组分中共有N种物质，计算时需要解N-1个上述方程。由于所有组分的质量分数总和为1，第N种组分的质量分数为1减去另外N-1个组分的质量分数之和。为了减小计算误差，将质量分数最大的组分定为这第N种物质。

湍流模型方面，文章选取k-ε双方程模型。

湍流脉动动能k方程：

(2)

湍流脉动动能散耗率ε方程：

(3)

式中：k为湍动能：ε为湍流耗散率；μ为运动粘性系数；μt为湍流粘度；Gb为浮力引起的湍流动能；σk、σε为普朗特数；C1ε、C2ε、C3ε为经验常数；YM为在可压缩湍流流动时，射流扩散引起的波动对总耗散率的影响量；Gk为层流速度梯度引起的平均湍流动能；ρ为平均流体密度；t为时间；ui为时均速度。

1.3 选取的物理模型

以100 t转炉为计算背景，转炉直径为4 m，熔池深度选取1.2 m，渣层厚度选取0.1 m；氧枪选用四孔氧枪，喉口直径为36 mm，出口直径为47 mm，氧枪喷孔夹角选取10°、11°和12°，枪位选取1.2、1.5和1.8 m。根据四孔氧枪对称性，文章选取1/4模型进行数值模拟计算。

为了简化模型，在传统氧枪每个喷孔周围增加一个等面积的环缝，由前人研究可知环缝宽度取3～5 mm为宜[9]，文章取4 mm，利用Gambit软件进行建模与网格划分，整体采用六面体网格划分。在氧枪喷头以及沿氧枪射流方向对网格进行加密，以便得到更加准确的计算结果。

1.4 边界条件及初始条件

边界条件包括2个压力入口，1个压力出口，两个截面定义为两个对称面，其余面设置为壁面。

(1)氧气入口设为inlet1，入口压力为0.8 MPa、温度为300 K；

(2)出口设为outlet，出口压力为0.103 MPa、温度为1 873 K；

(3)副孔设为inlet2，入口压力为0.2 MPa、温度为300 K。

采用数值模拟软件Fluent 14.0，选用Tecplot 360软件对计算结果进行后处理。计算过程选取非稳态方式，界面插值采用Geometric Reconstruction，压力和速度采用PISO算法，离散格式均采用二阶迎风格式，根据Mikael Ersson等[10]模拟得出的结论，选用k-ε湍流模型，当能量方程残差为10-6、其余都为10-3时视为计算收敛。

2 数值模拟结果

2.1 枪位对熔池流动状况的影响

聚合射流氧枪枪位分别为1.2、1.5和1.8 m时射流到达熔池液面时的速度分布如图1所示。沿射流中心轴线速度在枪位为1.2 m时最小，在枪位为1.8 m时最大，这是由于低枪位时射流到达熔池界面的距离较近，即中心区域流股间的融合距离短，且射流沿径向的扩张不充分，使得中心速度小。沿半径方向速度先逐渐增大，当单个流股中心速度达到峰值后逐渐减小，且低枪位时峰值更高。但由于外围区域高枪位射流径向扩张比较充分，射流外围区域上高枪位射流的整体速度高于低枪位的，这样可以增大冲击面积。传统氧枪枪位1.5 m与聚合射流氧枪枪位1.8 m的冲击效果近似，说明聚合射流氧枪可以提高对熔池的冲击力。

图1 不同枪位下射流到达熔池液面速度

表1为不同枪位下聚合射流氧枪的冲击深度与冲击直径。随着枪位的提高，冲击直径由1.93 m增大到2.30 m，冲击深度由0.48 m降低到0.32 m，且三种枪位下的冲击深度变化幅度减小，冲击直径变化幅度增大。因此可以通过提高吹炼枪位来延长氧枪使用寿命，同时在不破坏炉底的情况下加强对熔池下部的搅拌。

表1 不同枪位下的冲击深度与冲击直径 m

图2给出了不同枪位下转炉纵截面射流速度分布情况，等速线上的数字表示速度值。随着氧枪枪位的提高，射流对熔池表面的冲击能力逐渐降低，且熔池中心部位无射流，仅受到流股偏移的影响，射流速度较小。熔池内部速度场变化更为明显，低枪位时熔池下部钢液速度整体较高枪位时的偏小，而在熔池上部钢液流动情况相反，表明低枪位促进上部钢液流动，高枪位促进下部钢液流动。当枪位为1.2 m时熔池内速度场相对更加均匀，有利于均匀熔池内的各种成分。

图2 不同枪位下转炉纵截面射流速度(m/s)

2.2 氧枪喷孔夹角对熔池流动状况的影响

不同喷孔夹角下聚合射流到达熔池液面的速度分布如图3所示。随着喷孔夹角增大，射流沿中心轴线上的速度逐渐减小，且最大速度点逐渐外移。当喷孔夹角较小时，流股距中心位置位移小，在短时间内即可产生融合，致使流股速度发生变化并达到最大值。射流对中心区域产生的冲击很大，但其速度降低较快，无法冲击外围区域，影响冲击面积。传统氧枪12°时的射流速度整体上明显低于聚合射流12°的，若利用聚合射流氧枪减小喷孔夹角进行吹炼，在射流离开喷孔出口后加速流股间的相互融合，可以在保证喷吹面积的前提下对熔池中心区域产生足够大的冲击力。

图3 不同喷孔夹角下射流到达熔池液面速度

表2为不同喷孔夹角下聚合射流氧枪的冲击深度与冲击直径。由表2可知，喷孔夹角由10°增大到12°，冲击直径由1.41 m增加到2.14 m，冲击深度由0.60 m降低到0.48 m，且在12°时冲击效果更明显。

表2 不同喷孔夹角下的冲击深度与冲击直径

图4为不同喷孔夹角下转炉纵截面射流速度分布情况。随着氧枪喷孔夹角的增大，射流冲击熔池表面的区域逐渐增大，射流流股与熔池表面接触时的反射面积增大，在熔池表面可以获得更大面积的高速区。当喷孔夹角较小时，射流可能直接冲击炉底、侵蚀炉底中间部位。当喷孔夹角逐渐增大时，等速线间距变大且排列趋于均匀，熔池内中心部位等速线位置相对上移，减小了对炉底的影响；同时也有利于均匀熔池，促进钢—渣充分混合。因此，采用聚合射流氧枪进行转炉吹炼时，不宜选用夹角偏小的喷头，喷孔夹角为12°比较合适。