炼钢转炉顶吹氧气射流特性的CFD数值分析

炼钢转炉顶吹氧气射流特性的CFD数值分析
李强;李明明;李琳;邹宗树
【摘要】联合标准的k～ε湍流模型,建立了转炉顶吹可压缩氧气射流的CFD模型.对氧气在拉瓦尔喷管内外的射流行为进行了数值模拟研究,考察了不同操作压力以及环境温度下氧射流的流动行为,并分析了射流激波现象.实验结果表明,当操作压力小于设计压力时,喷管出口处形成斜激波,压缩波与膨胀波交替进行;当操作压力大于设计压力时,喷管出口形成扇形膨胀波,膨胀波与压缩波交替进行.模拟结果也表明,环境温度增加,射流动压基本不变,但超音速区长度增加.通过回归分析,给出了射流核心长度与操作压力的定量关系.
【期刊名称】《东北大学学报（自然科学版）》
【年(卷),期】2013(034)006
【总页数】4页(P828-831)
【关键词】氧气射流;拉瓦尔喷管;射流核心长度;转炉;数值模拟
【作者】李强;李明明;李琳;邹宗树
【作者单位】东北大学材料与冶金学院,辽宁沈阳110819;东北大学材料与冶金学院,辽宁沈阳110819;东北大学材料与冶金学院,辽宁沈阳110819;东北大学材料与冶金学院,辽宁沈阳110819
【正文语种】中文
【中图分类】TP274
顶吹及复吹转炉生产过程中，氧气通过氧枪将压力能转化为动能，形成超音速射流.氧气射流的特性对于氧枪枪位制度的制定、化渣、脱碳、脱磷及熔池的搅拌特性都至关重要.对自由射流行为，有学者[1-3]进行了冷模型及热模型的实验研究，然而对于预测实际转炉内高马赫数、高温等复杂条件下射流动力学行为还比较困难.近年来随着CFD技术的发展，Hatta等[4]和Peng等[5]通过建立数学模型，模拟了稳态、准一维条件下气体在拉瓦尔喷管内的流动特性.Odenthal等[6]对单孔射流流经拉瓦尔喷管的稳态、可压缩行为进行了数值模拟.Wang等[7]研究了转炉内多孔可压缩气体射流在转炉内的流动特性，并考虑了流体密度和黏性、温度以及马赫数对气体流动特性的影响.Odenthal等[8]研究了不同操作工况时氧气在拉瓦尔喷管内外的流动，并给出了射流在喷管外超音速区长度与环境压力的关系.这些研究成果能够预测氧射流在转炉内的流体动力学行为，然而，对于非设计工况下易于出现激波现象的研究还少见报道.
本文建立了二维轴对称、可压缩、稳态条件下氧气在转炉氧枪拉瓦尔喷管内外流动的数学模型，湍流模型选择标准的k～ε湍流模型，考察了设计工况条件下、非设计操作工况下和环境温度下自由射流运动行为，并分析了射流激波现象，同时给出射流超音速区即射流核心长度与操作压力、环境温度的相互关系，为指导转炉氧枪吹炼操作提供理论依据.
1 数学模型
1.1 控制方程
在大多数转炉生产过程中，氧枪射流马赫数达到2.0左右，因此气体可压缩性对气流的衰减规律影响很大，模型中气体射流作为可压缩气体处理.建立描述气体自由射流数学模型：
连续性方程
·(ρu)=0.
(1)
动量方程
·(ρuu)=-p+μeff2u.
(2)
能量方程
(3)
理想气体状态方程
(4)
式中：ρ为气体密度，kg/m3；u为速度矢量，m/s；μeff为有效湍流黏度，
kg/(m·s)；T为气体温度，K；κeff为有效导热系数，W/(m·K)；R为气体常数；M为摩尔质量，kg/mol；τij为黏性应力量，
湍流模型选择标准的k～ε模型，其控制方程为
Gk-ρε-Ym，
(5)
(6)
上述湍流模型参数计算过程中均取标准值.
1.2 模型几何参数及边界条件
拉瓦尔喷管尺寸：入口直径36 mm，喉口直径30 mm，出口直径43.4 mm，收
缩段长度54 mm，喉口段长度12 mm，扩张段长度96 mm，设计马赫数2.25.入口设为压力入口，出口及压力边界均设为压力出口，采用无滑移壁面边界条件，近壁处采用标准壁函数.CFD计算采用基于可压缩密度方法，离散格式采用二阶迎风格式.
2 结果及讨论
2.1 设计工况下射流特性
根据某厂操作实践，滞止温度T0为308 K，炉内压力为101 325 Pa.根据等熵理论，设计工况时操作压力p0为158 067 Pa，出口马赫数Ma为2.25.数值模拟结果如图1和图2所示.
图1 设计工况下射流特性Fig.1 Characteristic of jet under design
condition(a)—速度场； (b)—温度场.
图2 设计工况下射流中心线上速度与温度变化Fig.2 Relationship of velocity and temperature oncentre line of jet under design condition
为了验证数值模拟的正确性，模拟结果与等熵理论计算值进行了比较，结果见表1.实验模拟结果与理论计算结果的质量流量误差为1.1%.同时由图1和图2可知，喷管出口外射流Ma，T，p及ρ存在振荡，即存在压缩波和膨胀波.
表1 CFD模拟结果与等熵理论计算值比较Table 1 Comparison between CFD simulation results and isentropic theory solution类别
p/p0T/T0ρ/ρ0MaG/(kg·s-1)Δm/m/%CFD喉口
0.54950.84440.65100.971.9822出口0.09200.50940.18032.21等熵理论喉口0.52830.83330.63391.002.0036出口0.08650.49890.17402.251.1
2.2 非工况条件下的射流特性
对于实际转炉操作，由于操作水平和设备误差，一般在非设计工况下进行.当喷枪处于设计工况条件喷吹时，出口外存在压缩波即斜激波的临界点，此时射流为完全
膨胀射流.进口压力低于设计工况压力时，则出口外侧为压缩波强波，此时射流为
过度膨胀射流，射流中压缩波与膨胀波交替进行；进口压力高于设计工况时，则出口外侧为膨胀波，射流为未完全膨胀射流，射流中膨胀波与压缩波交替进行.图3
给出了不同操作压力下射流特征，其中a～d的操作压力逐渐增大.
图3 操作压力对射流特性的影响Fig.3 Influence of operating pressureon characteristic of jet
当操作压力小于设计工况压力时(图3a)，出口处形成斜激波，射流有效截面减小，压缩波与膨胀波交替进行.由图3c～3d可知，当操作压力大于设计工况压力时，
射流在出口外膨胀，形成扇形的膨胀波，膨胀波与压缩波交替进行.当压力进一步
增加时(图3d)，射流与环境间较大的压力差形成马赫盘.氧气流股的收缩和膨胀，
使得射流很不稳定，且能量损失较大，不利于吹炼，因此实际生产中应避免压缩波和膨胀波的产生.
为了考察操作压力与射流特性的定量关系，以无因次射流核心长度x/de和无因次操作压力p/p0作图，如图4所示.
图4 射流核心长度与操作压力关系Fig.4 Relationship between length of jet supersonicregion and operating pressure
由图4可知，无因次射流核心长度与无因次操作压力有很好的线性关系.经线性回
归所得定量关系为：x/de=12.93p/p0+10.3.所得实验结果与Naito等[2]和Tago 等[3]的研究结果较吻合.
2.3 环境温度对射流特性影响
在转炉炼钢顶吹及复吹过程中，随吹炼过程的进行，转炉内温度逐渐增加，炉内温度达1 600 K以上，在整个一炉钢的吹炼过程中，熔池温度约提高350 ℃左右.低温氧射流从喷口射出通过热的环境，到达熔池表面之前被加热.由于密度等气体性
质的剧烈变化，气体加热过程对射流的行为有很大影响.然而很少有环境温度对气
体行为影响的研究，因为包括气体之类的射流行为的精确测量非常困难[9].图5和图6给出了设计工况下环境温度为 300，1 773 K 时射流特性的比较.结果表明，环境温度影响射流的膨胀，环境温度增加，喷管出口外射流势流核心区的速度基本不变，但射流超音速区长度增加.这是由于环境温度影响气体的密度，温度越高，气体密度越小，导致气体射流速度衰减越慢，此实验结果与文献[3]一致.图6也表明，在亚音速区，射流速度逐渐趋于一致.
图5 不同环境温度下射流特性Fig.5 Characteristic of jet under differentambient temperatures(a)—1 773 K； (b)—300 K.
图6 不同温度下射流中心线上速度曲线Fig.6 Velocity curves of jet on center lineunder different temperatures
3 结论
1) 数值模拟结果与等熵理论计算结果相一致，设计工况下，喷管出口外形成激波.
2) 当入口压力小于操作压力时，出口处形成斜激波，射流有效截面减小，压缩波与膨胀波交替进行；当入口压力大于操作压力时，射流在出口外膨胀，形成扇形的膨胀波，膨胀波与压缩波交替进行，当压力进一步增加时，形成马赫盘；给出了无因次射流核心长度与无因次入口压力之间的定量关系.
3) 环境温度对射流特性有较大影响，环境温度增加，核心区长度增加，但势流核心速度基本不变.通常氧枪设计过程中都要经过冷态实验，但冷态实验的结果也需要根据转炉内温度特点进行相应的校正.
参考文献：
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[3] Tago Y，Higuchi Y.Fluid flow analysis of jets from nozzles in top blown process[J].ISIJ International，2003，43(2)：209-215.
[4] Hatta N，Fujimoto H，Ishii R，et al.Numerical study on supersonic flows of gas-liquid particle mixture in a de Laval nozzle[J].ISIJ International，1989，29(11)：911-918.
[5] Peng Y，Han T.Gas-particle flow in a de Laval nozzle with curved convergent configuration[J].ISIJ International，1996，36(3)：263-268. [6] Odenthal H J，Kempken J，Schlüter J，et al.Advantageous numerical simulation of the converter blowing process[J].Iron Steel Technology，2007，4(11)：71-89.
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