噴孔傾角對aod轉(zhuǎn)爐用氧槍射流特性的影響

噴孔傾角對aod轉(zhuǎn)爐用氧槍射流特性的影響

0射流特性的模擬研究在側(cè)底吹掃aod轉(zhuǎn)爐的過程中，頂吹氧槍是一種重要的供氧設(shè)備。氧氣槍的射流特性與冶金的性質(zhì)密切相關(guān)。因此，對氧氣槍的氣體輻射特性的研究可以優(yōu)化氧槍噴嘴的設(shè)計(jì)，指導(dǎo)生產(chǎn)實(shí)踐。在已有報(bào)道中,對氧槍射流的研究主要集中在對頂吹轉(zhuǎn)爐或頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐用氧槍的模擬研究,劉坤等利用數(shù)值模擬方法研究了在不同滯止壓力下,單孔拉瓦爾管內(nèi)流體流動狀態(tài)和激波的產(chǎn)生情況。YUAN等用實(shí)驗(yàn)方法研究了300t轉(zhuǎn)爐用雙參數(shù)多孔氧槍的射流特性。劉坤等模擬研究了單孔氧槍噴頭射流流場,分析滯止壓力,環(huán)境溫度對射流特性的影響。李存牢等對單孔氧槍射流對熔池的沖擊深度進(jìn)行了研究。WANG等對多孔氧槍射流作了三維數(shù)值模擬,研究了射流的混合特性。而對AOD轉(zhuǎn)爐用氧槍射流的模擬研究至今文獻(xiàn)中尚未見報(bào)道,寶鋼120tAOD轉(zhuǎn)爐起初用的氧槍為單孔拉瓦爾氧槍,但是在冶煉中存在脫碳速度低,熔池中的鉻氧化嚴(yán)重等現(xiàn)象,后來開發(fā)應(yīng)用三孔11度氧槍后,冶煉效果得到了很好的改善。顯然,對于AOD爐冶煉來說,利用多孔氧槍比利用單孔氧槍更加能提高生產(chǎn)效率。所以,對AOD轉(zhuǎn)爐三孔射流特性進(jìn)行模擬研究尤為必要。然而,在實(shí)驗(yàn)室的條件下,不可能模擬真正的冶煉環(huán)境下的射流,因此,模擬結(jié)果不能很好的反應(yīng)實(shí)際冶煉環(huán)境中射流特性,而計(jì)算流體力學(xué)的發(fā)展很好的解決了這一問題,利用CFD軟件,可以模擬在實(shí)際AOD轉(zhuǎn)爐冶煉環(huán)境下的氣體射流,彌補(bǔ)了在實(shí)驗(yàn)室研究氧槍射流的不足。本文采用FLUENT6.3商業(yè)軟件,在一定的氧壓,不同噴孔傾角的工況下,對110tAOD轉(zhuǎn)爐用三孔氧槍射流進(jìn)行了數(shù)值模擬研究,所得出的結(jié)論為AOD轉(zhuǎn)爐用氧槍噴頭的設(shè)計(jì)和氧槍操作工藝的優(yōu)化提供了可靠的理論基礎(chǔ)。1計(jì)算模型的構(gòu)建1.1非等溫過程模型為了建立傳輸方程,本模擬做如下假設(shè):(1)氧氣為可壓縮理想氣體;(2)整個(gè)過程為穩(wěn)態(tài),非等溫過程;(3)忽略噴孔內(nèi)壁摩擦對射流的影響。1.2物理守恒定律根據(jù)流體力學(xué)的基本理論,通過氧槍噴頭產(chǎn)生的超音速氣體射流遵循基本的物理守恒定律,即質(zhì)量守恒、動量守恒、能量守恒?？刂品匠叹褪菍@些定律的數(shù)學(xué)描述。不少文獻(xiàn)已經(jīng)報(bào)道,標(biāo)準(zhǔn)的κ-ε模型的模擬結(jié)果可以很好的和實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合,因此,本文采用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型進(jìn)行計(jì)算。1傳熱系數(shù)的值控制方程的通用形式為:式中,Ф為通用變量,代表u、v、w、T等變量,Г為廣義擴(kuò)散系數(shù),S為廣義源項(xiàng)。對于不同的方程,各變量的值為:連續(xù)性方程:Ф=1;Г=0;S=0;動量方程:Ф=ui;Г=μ;S=??p?xiS=-?p?xi;能量方程:Ф=T;Γ=kcpΓ=kcp;S=0;式中,u、v、w分別代表三個(gè)坐標(biāo)軸方向的速度,m/s;ρ—流體的密度kg/m3;T—流體溫度,K;μ—粘性系數(shù);P—壓力,Pa;k—流體的傳熱系數(shù);cp—比熱容J·kg-1·K-1。2和的經(jīng)驗(yàn)常數(shù)Gk是由于平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項(xiàng);C1ε和C2ε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù),取值分別為1.44和1.92;σk,和σε分別是與湍動能k和耗散率ε對應(yīng)的Prandtl數(shù),取值分別為1.0和1.3;Cμ取值0.09。1.3螺釘計(jì)算域的確定假設(shè)氧氣射流自噴孔噴出后進(jìn)入了一個(gè)長3m,半徑0.8m的圓柱內(nèi),為了減少計(jì)算時(shí)間,取整個(gè)模型的三分之一作為計(jì)算域。噴頭結(jié)構(gòu)和計(jì)算域如圖1所示。噴頭主要結(jié)構(gòu)參數(shù)和工藝參數(shù)如表1所示。1.4初始和邊界條件(1)采用壓力輸入，表壓1.2MPa,溫度為308K;(2)出口采用壓力出口邊界條件，表壓為0.0961MPa,出口溫度為1873K;(3)收斂殘差分析模擬采用穩(wěn)態(tài),耦合,隱式算法求解,選用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε湍流模型,收斂殘差除能量方程為10-6外,其余都為10-3,計(jì)算結(jié)果用Tecplot360可視化軟件后處理。2數(shù)值模擬結(jié)果及其分析2.1結(jié)果對比與實(shí)驗(yàn)測定值的對比為了保證數(shù)學(xué)模型參數(shù)設(shè)置的正確性和模擬結(jié)果的可靠性,將氧槍射流的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)給出的實(shí)驗(yàn)測定值進(jìn)行對比,結(jié)果如圖2所示。其中縱坐標(biāo)為射流速度沿射流軸線方向的無因次值,橫坐標(biāo)為距噴口出口的距離與拉瓦爾噴管喉口直徑的比值。由圖2可以看出,計(jì)算結(jié)果和實(shí)測結(jié)果吻合較好。2.2射流的速度分布圖3(a)、(b)、(c)、(d)分別為三孔氧槍在噴孔傾角為9度、10度、11度和12度時(shí)射流的速度場分布云圖,由圖3可以很明顯的看出,射流流股自噴孔噴出后,不是沿著噴孔軸線向前推進(jìn),而是向氧槍軸線靠攏。沿著氧槍軸線方向,距離噴孔出口一定距離處,射流流股會相互融合,各個(gè)流股漸漸的失去獨(dú)立流股的運(yùn)動特性。自噴孔噴出的超音速氣流在流動的過程中,不斷的吸收周圍環(huán)境介質(zhì),射流橫截面積不斷增大。而在三個(gè)流股相夾的中間區(qū)域,即沿著氧槍軸線方向的區(qū)域,由于射流流股的隔離作用,射流流股內(nèi)側(cè)吸入的環(huán)境介質(zhì)比其外側(cè)吸入的要少,所以壓力比射流外圍的壓力要低。因此,射流在外圍壓力的作用下,流股向氧槍軸線方向靠攏,這樣,在距噴孔一定的距離上,射流就會相互吸引融合。由數(shù)值計(jì)算可得,在氧壓為1.2MPa時(shí),9度、10度、11度和12度氧槍噴孔出口射流速度都為513m/s。當(dāng)傾角為9度時(shí),在距離噴孔出口1.2m以后,射流速度增加到180m/s,且在此距離后,射流速度幾乎保持平穩(wěn),10度與9度也有相似的趨勢,但是由于傾角增大,射流融合距離較9度的大,所射流沿氧槍軸線方向的速度較低,在距離噴孔出口1.2m以后,射流軸向最大速為125m/s。對110tAOD轉(zhuǎn)爐來說,冶煉時(shí)槍位較高,一般在2m以上,因此,從射流的速度分布分析,噴孔傾角為9度和10度時(shí)射流的特性比較適合冶煉操作,因?yàn)楫?dāng)搶位在大于2m冶煉時(shí),射流的速度變化比較穩(wěn)定,不易形成噴濺。而噴孔傾角為11度和12度時(shí),射流的軸向速度更小,均小于100m/s,對熔池的沖擊速度不夠,達(dá)不到必要的沖擊深度。2.3氧槍的操作位置圖5為射流動壓在距噴孔出口不同距離橫截面上的面積加權(quán)平均值隨著該距離和噴孔傾角的變化關(guān)系,從圖5中可以看出,9度和10度的動壓平均值隨軸向距離的增加衰減速度比10度和12度的小,在槍位1m到1.2m之間動壓達(dá)到最大值。11度和12度氧槍在槍位為2.5m以后,動壓迅速衰減,這是因?yàn)閲娍變A角越大,射流在前進(jìn)過程中吸收的周圍氣體介質(zhì)就越多,流股橫截面積增大,壓力降低,動壓衰減的就比較快。對110tAOD轉(zhuǎn)爐特殊的冶煉環(huán)境來說,氧槍的操作槍位一般大于2m。顯然,11度和12度的動壓在搶位為2m時(shí)就開始迅速衰減,這就意味著當(dāng)使用11度和12度氧槍時(shí),槍位高于2m時(shí),動壓衰減速度太快,調(diào)節(jié)槍位動壓波動太大,不利于穩(wěn)定冶煉,且動壓較小,對熔池液面的沖擊不夠,因此,從射流動壓的分布來看,110tAOD爐氧槍的噴孔傾角在9度到10度之間為宜。2.4噴孔傾角和距噴孔出口距離的影響對于AOD轉(zhuǎn)爐,頂槍射流的沖擊面積不宜過大,具體射流的沖擊面積占熔池表面面積的多少為最優(yōu),文獻(xiàn)中至今尚未見報(bào)道。但是根據(jù)李冬剛等的研究結(jié)果,頂槍射流不能與側(cè)吹射流溢出鋼液表面的位置重合,否則,射流的動能會和側(cè)吹氣體的溢出動能相互抵消,而造成動能的耗散損失,這樣頂吹和側(cè)吹對熔池的攪拌作用就不能完的發(fā)揮,以致熔池混合時(shí)間延長,不利于提高熔池的傳質(zhì)速度。圖6為射流沖擊半徑與噴孔傾角和距噴孔出口距離的關(guān)系。由圖6可以看出,隨著距噴孔出口距離的增加,射流的沖擊半徑增大,在距噴孔一定的距離上,即一定的操作槍位下,射流的沖擊半徑隨著噴孔傾角的增大而增大。噴孔傾角為9度、10度、11度和12度時(shí),在操作槍位為2.5m到2.8m范圍內(nèi),射流的沖擊半徑幾乎保持不變,分別為0.5m、0.58m、0.62m、0.68m。根據(jù)蕭澤強(qiáng)等的研究結(jié)果,側(cè)吹氣流在熔池中的水平穿透距離約為側(cè)吹風(fēng)槍內(nèi)徑的30倍,然后氣流突然轉(zhuǎn)折形成彌散的氣泡上浮。所以,對于110tAOD轉(zhuǎn)爐,熔池表面直徑約為2m,這樣計(jì)算,側(cè)吹射流氣體的溢出位置大約在離轉(zhuǎn)爐軸線0.6m的位置。顯然,當(dāng)噴孔傾角為11度和12度時(shí),射流的熔池半徑都大于0.6m,所以,從理論上講,對110tAOD轉(zhuǎn)爐,這兩個(gè)角度是不適合的。而傾角為9度和10度的射流沖擊半徑都小于0.6m,所以,9度和10度是比較適合的。3噴孔角度的影響在氧氣壓力1.2MPa、入口溫度為300K、出口溫度為1873K條件下,對射流軸線速度、動壓和沖擊半徑隨著噴孔傾角的變化規(guī)律進(jìn)