工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 集束氧枪结构参数对射流流场分布特征的影响 魏光升朱荣陈书江刘福海董凯姚柳洁 Flow field characteristics of a coherent jet using various lance tip structures WEI Guang-sheng,ZHU Rong,CHENG Shu-jiang,LIU Fu-hai,DONG Kai,YAO Liu-jie 引用本文： 魏光升，朱荣，陈书江，刘福海，董凯，姚柳洁.集束氧枪结构参数对射流流场分布特征的影响.工程科学学报，2020,42S: 76-82.doi10.13374j.issn2095-9389.2020.03.20.s17 WEI Guang-sheng,ZHU Rong,CHENG Shu-jiang.LIU Fu-hai,DONG Kai,YAO Liu-jie.Flow field characteristics of a coherent jet using various lance tip structures[J].Chinese Journal of Engineering,2020,42(S):76-82.doi:10.13374/j.issn2095- 9389.2020.03.20.s17 在线阅读View online::https:/doi.org/10.13374.issn2095-9389.2020.03.20.s17 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 基于单相LBM模拟大平板反重力充型过程 Simulation of large plate castings in counter-gravity mould filling process based on single-phase LBM 工程科学学报.2018.40(1：99htps:/doi.org/10.13374.issn2095-9389.2018.01.013 卧式喷淋塔烟气脱硫的数值模拟 Numerical simulation of flue gas desulfurization by horizontal spray tower 工程科学学报.2018.40(1)：17 https:/1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2018.01.003 铌硅基高温合金定向凝固俦造温度场模拟计算 Simulation of temperature field in directional solidification casting of NbSi based alloys 工程科学学报.2020.42(9外：1165htps:/1doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.10.02.001 结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响 Numerical simulation of mold rotation and its effect on carbides in HSS ESR ingot 工程科学学报.2020,42(4：516 https::/1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.07.07.001 电弧焊接数值模拟中热源模型的研究与发展 Research and development of a heat-source model in numerical simulations for the arc welding process 工程科学学报.2018,40(4：389 https:oi.org10.13374.issn2095-9389.2018.04.001 热冷循环下外墙外保温系统耐候性能数值模拟 Numerical simulation of the weathering performance of an exterior wall external insulation system under heating-cooling cycles 工程科学学报.2018,40(6：754 https::/1doi.org10.13374.issn2095-9389.2018.06.014
集束氧枪结构参数对射流流场分布特征的影响 魏光升 朱荣 陈书江 刘福海 董凯 姚柳洁 Flow field characteristics of a coherent jet using various lance tip structures WEI Guang-sheng, ZHU Rong, CHENG Shu-jiang, LIU Fu-hai, DONG Kai, YAO Liu-jie 引用本文: 魏光升, 朱荣, 陈书江, 刘福海, 董凯, 姚柳洁. 集束氧枪结构参数对射流流场分布特征的影响[J]. 工程科学学报, 2020, 42(S): 76-82. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2020.03.20.s17 WEI Guang-sheng, ZHU Rong, CHENG Shu-jiang, LIU Fu-hai, DONG Kai, YAO Liu-jie. Flow field characteristics of a coherent jet using various lance tip structures[J]. Chinese Journal of Engineering, 2020, 42(S): 76-82. doi: 10.13374/j.issn2095- 9389.2020.03.20.s17 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.03.20.s17 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 基于单相LBM模拟大平板反重力充型过程 Simulation of large plate castings in counter-gravity mould filling process based on single-phase LBM 工程科学学报. 2018, 40(1): 99 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.01.013 卧式喷淋塔烟气脱硫的数值模拟 Numerical simulation of flue gas desulfurization by horizontal spray tower 工程科学学报. 2018, 40(1): 17 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.01.003 铌硅基高温合金定向凝固铸造温度场模拟计算 Simulation of temperature field in directional solidification casting of NbSi based alloys 工程科学学报. 2020, 42(9): 1165 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.10.02.001 结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响 Numerical simulation of mold rotation and its effect on carbides in HSS ESR ingot 工程科学学报. 2020, 42(4): 516 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.07.001 电弧焊接数值模拟中热源模型的研究与发展 Research and development of a heat-source model in numerical simulations for the arc welding process 工程科学学报. 2018, 40(4): 389 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.04.001 热冷循环下外墙外保温系统耐候性能数值模拟 Numerical simulation of the weathering performance of an exterior wall external insulation system under heating-cooling cycles 工程科学学报. 2018, 40(6): 754 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.06.014
工程科学学报.第42卷.增刊1：76-82.2020年12月 Chinese Journal of Engineering,Vol.42,Suppl.1:76-82,December 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.03.20.s17;http://cje.ustb.edu.cn 集束氧枪结构参数对射流流场分布特征的影响 魏光升)，朱荣12)，陈书江)，刘福海2,4)区，董凯，姚柳洁) 1)北京科技大学治金与生态工程学院，北京1000832)北京科技大学流体与材料相互作用教有部重点实验室，北京1000833)扬州高立 达科技产业有限公司.扬州2258004)北京科技大学国家材料服役安全科学中心.北京100083 ☒通信作者，E-mail:liufuhaisteel@126.com 摘要采用数值模拟及热态燃烧实验方法，分析了3种不同集束氧枪末端几何结构在常温及高温条件下的射流速度场及 温度场分布特性，并重点研究了常用枪位条件下射流动压对熔池的冲击形貌特点的影响.研究结果表明，采用收束式约束集 束氧枪可有效抑制射流能量向径向的扩散，从而延长伴随流高温区长度，达到提高超音速射流核心段长度及熔池搅拌效果的 目的. 关键词集束射流；流场：燃烧试验；数值模拟 分类号TG142.71 Flow field characteristics of a coherent jet using various lance tip structures WEI Guang-sheng,ZHU Rong2),CHENG Shu-jiang,LIU Fu-ha,DONG Kai,YAO Liu-jie 1)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Key Laboratory of Fluid Interaction with Material (Ministry of Education),University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 3)Yanzhou Gaolida Co.Ltd.,Yanzhou 225800.China 4)National Center for Materials Service Safety.University of Science and Technology Beijing.Beijing 00083,China Corresponding author,E-mail:liufuhaisteel@126.com ABSTRACT Coherent lances have been playing an extremely important role in the process of supplying oxygen to an electrical arc furnace,which has been widely used in metallurgy,and its metallurgical and operational benefits have been well reported.When compared with the conventional supersonic oxygen lance,the coherent lance could increase the oxygen utilization rate,strengthen penetration ability,and achieve a good stirring effect.However,there was limited research about the flow field characteristics of a coherent jet using different restriction structures for a coherent lance tip.This paper analyzed velocity and temperature profiles at various parameters and conditions.Both numerical simulation and combustion experiment have been carried out to investigate the velocity and temperature profiles using three kinds of restriction structures at room and high ambient temperature conditions.Further,the impact diameter and depth of the molten bath have also been analyzed at a certain lance height.The result shows that the restriction structure could delay energy transmission in a radial direction,which enlarges a high-temperature zone in an axial direction,resulting in the increase of the velocity potential core length and the improvement of the mixing ability of the main oxygen jet. KEY WORDS coherent lance;flow field;numerical simulation;combustion experiment 氧枪作为转炉及电弧炉炼钢的关键供氧设备 氧气射流可有效穿透渣层，使熔池内部钢液得到 广泛应用于国内外冶金行业，其所形成的超音速 充分搅拌-刘在超音速氧气射流由瓦拉尔喷管到 收稿日期：2020-03-20 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51804028)：中央高校基本科研业务资助项目(FRF-TP.17-007A1)
集束氧枪结构参数对射流流场分布特征的影响 魏光升1)，朱 荣1,2)，陈书江3)，刘福海2,4) 苣，董 凯1)，姚柳洁1) 1) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 2) 北京科技大学流体与材料相互作用教育部重点实验室，北京 100083 3) 扬州高立 达科技产业有限公司，扬州 225800 4) 北京科技大学国家材料服役安全科学中心，北京 100083 苣通信作者，E-mail：liufuhaisteel@126.com 摘 要 采用数值模拟及热态燃烧实验方法，分析了 3 种不同集束氧枪末端几何结构在常温及高温条件下的射流速度场及 温度场分布特性，并重点研究了常用枪位条件下射流动压对熔池的冲击形貌特点的影响. 研究结果表明，采用收束式约束集 束氧枪可有效抑制射流能量向径向的扩散，从而延长伴随流高温区长度，达到提高超音速射流核心段长度及熔池搅拌效果的 目的. 关键词 集束射流；流场；燃烧试验；数值模拟 分类号 TG142.71 Flow field characteristics of a coherent jet using various lance tip structures WEI Guang-sheng1) ，ZHU Rong1,2) ，CHENG Shu-jiang3) ，LIU Fu-hai2,4) 苣 ，DONG Kai1) ，YAO Liu-jie1) 1) School of Metallurgical and Ecological Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) Key Laboratory of Fluid Interaction with Material (Ministry of Education), University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 3) Yanzhou Gaolida Co. Ltd., Yanzhou 225800, China 4) National Center for Materials Service Safety, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 苣 Corresponding author, E-mail: liufuhaisteel@126.com ABSTRACT Coherent lances have been playing an extremely important role in the process of supplying oxygen to an electrical arc furnace, which has been widely used in metallurgy, and its metallurgical and operational benefits have been well reported. When compared with the conventional supersonic oxygen lance, the coherent lance could increase the oxygen utilization rate, strengthen penetration ability, and achieve a good stirring effect. However, there was limited research about the flow field characteristics of a coherent jet using different restriction structures for a coherent lance tip. This paper analyzed velocity and temperature profiles at various parameters and conditions. Both numerical simulation and combustion experiment have been carried out to investigate the velocity and temperature profiles using three kinds of restriction structures at room and high ambient temperature conditions. Further, the impact diameter and depth of the molten bath have also been analyzed at a certain lance height. The result shows that the restriction structure could delay energy transmission in a radial direction, which enlarges a high-temperature zone in an axial direction, resulting in the increase of the velocity potential core length and the improvement of the mixing ability of the main oxygen jet. KEY WORDS coherent lance；flow field；numerical simulation；combustion experiment 氧枪作为转炉及电弧炉炼钢的关键供氧设备 广泛应用于国内外冶金行业，其所形成的超音速 氧气射流可有效穿透渣层，使熔池内部钢液得到 充分搅拌[1−2] . 在超音速氧气射流由瓦拉尔喷管到 收稿日期: 2020−03−20 基金项目: 国家自然科学基金资助项目（51804028）；中央高校基本科研业务资助项目（FRF-TP-17-007A1） 工程科学学报，第 42 卷，增刊 1：76−82，2020 年 12 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 42, Suppl. 1: 76−82, December 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.03.20.s17; http://cje.ustb.edu.cn
魏光升等：集束氧枪结构参数对射流流场分布特征的影响 77 钢液表面过程中，氧气射流的冲击穿透能力受到 随CO2混入比例的提高而降低，但降低幅度逐渐下 不稳定炉气持续干扰而不断下降，削弱了其熔池 降.目前，国内外研究人员主要利用数值模拟及热态 搅拌效果为提高氧气射流对熔池的冲击搅拌 燃烧实验方法开展集束射流流场分布特点研究， 效果，冶金工作者提出了集束射流技术，即采用燃 并根据结果对集束氧枪结构参数进行优化升级， 气及氧气形成高温燃烧火焰以包裹中心主氧射 再结合后续工业试验生产数据确定优化后集束氧 流，达到隔绝炉气对氧气射流的不利影响的目的. 枪结构参数的可靠性及合理性.现有研究成果大 受集束氧枪工况及供气模式限制，集束氧枪大多 多研究集束氧枪中拉瓦尔喷管结构参数或供气模 只应用于电弧炉炼钢过程，但其冶金性能及经济 式对射流流场分布特点的影响，集束氧枪末端结构 优势已得到广泛认可-6.目前，主要通过两种方 参数对氧超音速射流影响规律的相关研究较少 法实现集束氧枪主氧射流冲击搅拌能力的进一步 本研究首先确定了集束氧枪主氧拉瓦尔喷管 提升：首先是提高气源来流温度或燃气配比含量， 及伴随流喷嘴的初始结构及布置模式，且在相同 用于增大集束射流的初始内能：其次是优化拉瓦 气源来流状态下进行相关模拟与实验研究，通过 尔管及伴随流喷口的几何结构参数，用于抑制流 对不同轴向位置下主氧射流的速度及温度进行在 股间的相互干扰，提高射流稳定性7 线测量，对比数值模拟结果的可靠性，分析了3种 Liu等)分析了环缝式拉瓦尔喷管结构对高温 不同的氧枪末端约束结构对主氧射流流场分布模 伴随射流流动特性的影响规律，结果表明虽然氧射 式的影响规律，并对比了常用枪位下集束射流对 流核心段长度随伴随流初始温度的提高而增大， 熔池表面的冲击特点 但氧气核心段速度则呈下降趋势.Odenthal等详 1集束氧枪结构 细总结了不同拉瓦尔喷管几何结构在相同喷吹模 式下主氧射流形貌分布模式及相关工业试验数 本研究氧枪参数如图1所示，其主要区别为枪 据.wei等o分析了利用CO,作为部分伴随流气 身末端是否具有对集束射流的约束结构.后文中， 源条件下，不同混入状态对主氧射流速度场及温 将收束式与直管式约束集束氧枪分别简称为收束 度场的影响规律，认为主氧射流轴向速度及温度 集束氧枪及直管集束氧枪.本研究所采用主氧拉 z7171 Y72以z 4545 90 a (b (c) (d) 图1不同结构氧枪参数截面示意图.(a)收束式约束集束氧枪：(b)直管式约束集束氧枪：(c)传统集束氧枪：(d)传统超音速氧枪（单位：mm) Fig.1 Schematic of the different lance structures:(a)flap restricted coherent lance;(b)open restricted coherent lance;(c)conventional coherent lance. (d)conventional lance (unit:mm)
钢液表面过程中，氧气射流的冲击穿透能力受到 不稳定炉气持续干扰而不断下降，削弱了其熔池 搅拌效果[3−4] . 为提高氧气射流对熔池的冲击搅拌 效果，冶金工作者提出了集束射流技术，即采用燃 气及氧气形成高温燃烧火焰以包裹中心主氧射 流，达到隔绝炉气对氧气射流的不利影响的目的. 受集束氧枪工况及供气模式限制，集束氧枪大多 只应用于电弧炉炼钢过程，但其冶金性能及经济 优势已得到广泛认可[5−6] . 目前，主要通过两种方 法实现集束氧枪主氧射流冲击搅拌能力的进一步 提升：首先是提高气源来流温度或燃气配比含量， 用于增大集束射流的初始内能；其次是优化拉瓦 尔管及伴随流喷口的几何结构参数，用于抑制流 股间的相互干扰，提高射流稳定性[7] . Liu 等[8] 分析了环缝式拉瓦尔喷管结构对高温 伴随射流流动特性的影响规律，结果表明虽然氧射 流核心段长度随伴随流初始温度的提高而增大， 但氧气核心段速度则呈下降趋势. Odenthal 等[9] 详 细总结了不同拉瓦尔喷管几何结构在相同喷吹模 式下主氧射流形貌分布模式及相关工业试验数 据. Wei 等[10] 分析了利用 CO2 作为部分伴随流气 源条件下，不同混入状态对主氧射流速度场及温 度场的影响规律，认为主氧射流轴向速度及温度 随 CO2 混入比例的提高而降低，但降低幅度逐渐下 降. 目前，国内外研究人员主要利用数值模拟及热态 燃烧实验方法开展集束射流流场分布特点研究， 并根据结果对集束氧枪结构参数进行优化升级， 再结合后续工业试验生产数据确定优化后集束氧 枪结构参数的可靠性及合理性. 现有研究成果大 多研究集束氧枪中拉瓦尔喷管结构参数或供气模 式对射流流场分布特点的影响，集束氧枪末端结构 参数对氧超音速射流影响规律的相关研究较少. 本研究首先确定了集束氧枪主氧拉瓦尔喷管 及伴随流喷嘴的初始结构及布置模式，且在相同 气源来流状态下进行相关模拟与实验研究，通过 对不同轴向位置下主氧射流的速度及温度进行在 线测量，对比数值模拟结果的可靠性，分析了 3 种 不同的氧枪末端约束结构对主氧射流流场分布模 式的影响规律，并对比了常用枪位下集束射流对 熔池表面的冲击特点. 1 集束氧枪结构 本研究氧枪参数如图 1 所示，其主要区别为枪 身末端是否具有对集束射流的约束结构. 后文中， 将收束式与直管式约束集束氧枪分别简称为收束 集束氧枪及直管集束氧枪. 本研究所采用主氧拉 45 45 159 99 90 190 130 190 (c) (d) (a) (b) 190 图 1 不同结构氧枪参数截面示意图. （a）收束式约束集束氧枪；（b）直管式约束集束氧枪；（c）传统集束氧枪；（d）传统超音速氧枪（单位：mm） Fig.1 Schematic of the different lance structures: (a) flap restricted coherent lance; (b) open restricted coherent lance; (c) conventional coherent lance; (d) conventional lance (unit: mm) 魏光升等： 集束氧枪结构参数对射流流场分布特征的影响 · 77 ·
·78 工程科学学报.第42卷，增刊1 瓦尔喷管设计马赫数均为2.0，其喉口及出口直径 a(pui） u+ 分别为23.8mm及30.8mm,设计流量2100m3h- Ce dxi +pC1S- 伴随流喷管中心管喷吹甲烷气体，外侧及内侧喷 吹氧气，伴随流喷管半径由内到外分别为42.0mm pCsk+i运 (7) 及57.0mm,伴随流甲烷及氧气流量分别为200m3-h 式中，C1e、C2e、k及o为计算常数，其数值分别为 及100m3h.燃烧实验过程中采用热电偶及水冷 144、1.92、1.0及1.32；u为流动速度.μ为层流黏 皮头管采集主氧中心射流的温度及压力，并根据 度系数，Pas:4为湍流黏度系数，Pas;浮力剪 采集的温度值与压力值计算氧气射流速度，计算 切层内主流方向与重力方向一致时，Ce常数为1； 公式如公式(1)及(2)所示阁： 浮力剪切层内主流方向垂直于重力方向时，C3常 数为0：G及G,分别代表因平均速度梯度与耗散 1) 率产生的湍流动能源项，kgms;YM为可压缩湍 流的脉动值，其计算公式如下： k (2) YM=2p8 (8) 1+Y-1Md yRT 利用涡耗散模型及多组分燃烧机理(GI- 式中，V为氧气射流速度，ms;Ma氧枪设计马赫 Mech3.0)计算集束射流中各项的传质运动模式， 数；p及Po分别为射流动压及静压，Pa:T及T。分 计算公式如下所示： 别为射流动温及静温，K;R为气态常数，JmoK; y为氧气比热容比，数值为1.4 ai(PY)+V-(puY)=-VJ:+R (9) 2数值模拟模型 式中，Y,为局部i项质量分数，%：J:为i项的扩散 率，kg.s-1.m3;R为i项在燃烧过程中的净增速率， 2.1 控制方程 kg.sl.m3 利用雷诺时均纳维-斯托克斯方程(Reynolds- 2.2模型建立 averaged Navier-Stokes equations)对各流动方程 图2为集束氧枪的三维网格几何结构示意图 进行积分，分析可压缩理想气体流动状态的时均 主氧射流及伴随流股流动域为本模型的计算域， 纳维-斯托克斯方程如下所示山 以1D。为主氧拉瓦尔管出口直径长度.为降低拉 连续性方程： 瓦尔管特征直径大小对射流流场发展特性的影 apui =0 (3) Oxi 响，增强研究适用性，本文以D作为长度计量单 动量方程： 位.本数值模拟研究计算域轴向长度为80D。,径向 (puuj） =-p+-p, (4) 直径为25D.初始状态下，计算域充满静止的空 Oxj oxi Ox 气，表1及表2分别为模型边界条件及相关物化 能量方程： 参数 d(pujCpT) bui dgi 模型中CH4的定压摩尔热容(C)为定值 x0xj (5) oxj J0xi 2.252JkgK,空气定压摩尔热容(Cpr)与氧气 式中：4，及4，分别为在i或j方向的平均速度分量， (Cp.oxygen)定压摩尔热容求解方法，分别如式(10) ms;x及x分别为在i或j方向的位置分量，m: 和(11)所示： t为黏性应力，Nm2;T为温度，K;p为氧气实际 Cp.ir=1161.48-2.36×T。+1.49×10-2×T2- 密度，kgm3;Cp为比热容，JkgK;g为物质在 5.03×10-5×T。3+9.93×10-8×T。4-1.11×1010× j方向的热传导矢量，Js T。5+6.54×10-14×T6-1.57×10-17×T。7 采用可实现湍流模型计算射流流场分布模 (10) 式，其中湍流动能(k)及湍流耗散率（ε）计算公式如 Cpm.oxygen=834.83+0.29×T。-1.49×104×T。2+ 下所示叫： 3.41×10-7×T。3-2.28×10-10×T。4 (11) -Gk+Gb-p8-YM 本研究中，各项气体密度均采用理想气体模 (6) 型计算.数值模拟计算模型采用压力基计算方法
瓦尔喷管设计马赫数均为 2.0，其喉口及出口直径 分别为 23.8 mm 及 30.8 mm，设计流量 2100 m 3 ·h−1 . 伴随流喷管中心管喷吹甲烷气体，外侧及内侧喷 吹氧气，伴随流喷管半径由内到外分别为 42.0 mm 及 57.0 mm，伴随流甲烷及氧气流量分别为 200 m3 ·h−1 及 100 m3 ·h−1 . 燃烧实验过程中采用热电偶及水冷 皮头管采集主氧中心射流的温度及压力，并根据 采集的温度值与压力值计算氧气射流速度，计算 公式如公式（1）及（2）所示[8] ： V = vt 2RTγ γ−1 ( po p )(γ−1)/γ −1 （1） T = To 1 1+ γ−1 2 Ma2 （2） 式中，V 为氧气射流速度，m·s−1 ；Ma 氧枪设计马赫 数 ；p 及 po 分别为射流动压及静压，Pa；T 及 To 分 别为射流动温及静温，K；R 为气态常数，J·mol−1·K−1 ； γ 为氧气比热容比，数值为 1.4. 2 数值模拟模型 2.1 控制方程 利用雷诺时均纳维−斯托克斯方程（Reynoldsaveraged Navier–Stokes equations）对各流动方程 进行积分，分析可压缩理想气体流动状态的时均 纳维−斯托克斯方程如下所示[11] . 连续性方程： ∂ρui ∂xi = 0 （3） 动量方程： ∂(ρuiuj) ∂xj = − ∂p ∂xi + ∂(τi j −ρuiuj) ∂xj （4） 能量方程： ∂(ρujCpT) ∂x j = uj ∂p ∂x j +τi j ∂ui ∂xj − ∂qj ∂xj （5） 式中：ui 及 uj 分别为在 i 或 j 方向的平均速度分量， m·s−1 ；xi 及 xj 分别为在 i 或 j 方向的位置分量，m； τij 为黏性应力，N·m−2 ；T 为温度，K；ρ 为氧气实际 密度，kg·m−3 ；CP 为比热容，J·kg −1·K−1 ；qj 为物质在 j 方向的热传导矢量，J·s−1 . 采用可实现湍流模型计算射流流场分布模 式，其中湍流动能（k）及湍流耗散率（ε）计算公式如 下所示[11] ： ∂ ∂xi (ρkui) = ∂ ∂x j [(µ+ µt σk ) ∂k ∂xi ] −Gk +Gb −ρε−YM （6） ∂(ρεui) ∂xi = ∂ ∂xj ( µ+ µt σε ∂ε ∂xi ) +ρC1εS ε− ρC2ε ε 2 k+ √ uε +C1ε ε k C3εGb （7） 式中，C1ε、C2ε、σk 及 σε 为计算常数，其数值分别为 1.44、1.92、1.0 及 1.3[12] ；u 为流动速度. μ 为层流黏 度系数, Pa·s−1 ；μt 为湍流黏度系数, Pa·s−1；浮力剪 切层内主流方向与重力方向一致时，C3ε 常数为 1； 浮力剪切层内主流方向垂直于重力方向时，C3ε 常 数为 0；Gk 及 Gb 分别代表因平均速度梯度与耗散 率产生的湍流动能源项, kg·m−1·s−3 ；YM 为可压缩湍 流的脉动值，其计算公式如下： YM = 2ρε k γRT （8） 利用涡耗散模型及多组分燃烧机理 （ GRIMech 3.0）计算集束射流中各项的传质运动模式， 计算公式如下所示[12] ： ∂ ∂t (ρYi)+∇ ·(ρuYi) = −∇Ji +Ri （9） 式中，Yi 为局部 i 项质量分数，%；Ji 为 i 项的扩散 率，kg·s−1·m−3 ；Ri 为 i 项在燃烧过程中的净增速率， kg·s−1·m−3 . 2.2 模型建立 图 2 为集束氧枪的三维网格几何结构示意图. 主氧射流及伴随流股流动域为本模型的计算域， 以 1De 为主氧拉瓦尔管出口直径长度. 为降低拉 瓦尔管特征直径大小对射流流场发展特性的影 响，增强研究适用性，本文以 De 作为长度计量单 位. 本数值模拟研究计算域轴向长度为 80De，径向 直径为 25De . 初始状态下，计算域充满静止的空 气 ，表 1 及表 2 分别为模型边界条件及相关物化 参数. 模 型 中 CH4 的 定 压 摩 尔 热 容 （ Cp） 为 定 值 2.252 J·kg−1·K−1，空气定压摩尔热容（Cp,air）与氧气 （Cp,oxygen）定压摩尔热容求解方法，分别如式（10） 和（11）所示： Cp,air = 1161.48−2.36×To +1.49×10−2 ×To 2− 5.03×10−5 ×To 3 +9.93×10−8 ×To 4 −1.11×10−10× To 5 +6.54×10−14 ×To 6 −1.57×10−17 ×To 7 （10） Cp,oxygen = 834.83+0.29×To −1.49×10−4 ×To 2+ 3.41×10−7 ×To 3 −2.28×10−10 ×To 4 （11） 本研究中，各项气体密度均采用理想气体模 型计算. 数值模拟计算模型采用压力基计算方法， · 78 · 工程科学学报，第 42 卷，增刊 1
魏光升等：集束氧枪结构参数对射流流场分布特征的影响 79· 表2气相物化参数 Table 2 Parameters of the gas flow Gas Viscosity/(kg-ms)Thermal conductivity/(W.m1.K-) Oxygen gas 1.919×105 0.0246 CHa 1.087×10-5 0.0332 Air 1.789×105 0.0242 3结果与分析 图2计算域网格结构图 Fig.2 Simulation model of the computational domain 3.1集束射流速度分布规律 图3为不同环境温度及几何结构下集束氧枪 表1数值模拟模型边界条件 主氧射流轴线速度分布模式.图中X代表距拉瓦 Table 1 Simulation boundary conditions 尔出口处的轴向距离.同时，室温及高温条件分别 Lable Type Value 代指环境温度为298K及1700K.如图3所示，数 Mass inlet/(kg's) 0.9921 值模拟与试验测量值结果相近，表明数值模拟结 Main oxygen jet Mass fraction/% 02,100 果可靠.模拟结果表明：在室温条件下，传统集束 Temperature/K 298 氧枪、直管式约束集束氧枪和收束式约束集束氧 Mass inlet/(kgs) 0.1190 枪射流速度核心段长度分别为22D,27D。和 Shrouding oxygen jet Mass fraction/% 02,100 29D:在高温环境下，传统集束氧枪、直管式约束 Temperature/K 298 集束氧枪和收束式约束集束氧枪射流速度核心段 Mass inlet/(kgs) 0.0595 长度分别为26De,29D。及31D。同时，传统超音速 Shrouiding CHa Mass fraction/% CH,100 氧枪在室温和高温时，其速度核心段长度分别为 Temperature/K 298 11和16D。.结果表明，约束式集束氧枪平均速度 Pressure/Pa 101325 核心段长度分别为传统超音速氧枪及传统集束氧 Outlet Mass fraction/% 02,23;N2,77 枪的2.22倍及1.25倍.因此，约束式集束氧枪可 Temperature/K 298,1700 有效提高射流冲击能力，且收束式约束集束氧枪 在抑制射流动能衰减方便效果最优 结合稳态计算模式求解雷诺时均方程.Standard离散 研究结果表明，高温条件下传统超音速氧枪、 方程用于计算气体压力，其他物理项（能量，湍流 传统集束氧枪、直管式约束集束氧枪和收束式约 动能及耗散率)则采用QUICK离散方程进行计算， 束集束氧枪射流速度核心段长度分别为其在常温 壁面选取标准壁面无滑移模式.辐射及灰度方程 条件下的1.45倍、1.18倍、1.07倍和1.07倍.因 分别为DO及WSGG模型.模型收敛标准定义为：能 此，尽管环境温度的提高可有效延长射流速度核 量残差小于10？，其余各相残差小于10，且计算域 心段长度，但其影响效果对传统超音速氧枪最大， 出口平均温度及速度分别小于1.0Kand1.0ms 对收束式约束集束氧枪最弱 500 a 500 400 400 300 300 200 200 100 T=298K 100 7T=1700K 0 0 20 40 60 80 20 40 60 80 XD。 XID. 图3主氧射流轴线速度分布模式.(a)环境温度为298K:(b)环境温度为1700K Fig.3 Axial velocity of main oxygen jet at centerline:(a)the ambient temperature is 298 K;(b)ambient temperature is 1700 K
结合稳态计算模式求解雷诺时均方程. Standard 离散 方程用于计算气体压力，其他物理项（能量，湍流 动能及耗散率）则采用 QUICK 离散方程进行计算， 壁面选取标准壁面无滑移模式. 辐射及灰度方程 分别为 DO 及 WSGG 模型. 模型收敛标准定义为：能 量残差小于 10−7，其余各相残差小于 10−5，且计算域 出口平均温度及速度分别小于 1.0 K and 1.0 m·s−1 . 3 结果与分析 3.1 集束射流速度分布规律 图 3 为不同环境温度及几何结构下集束氧枪 主氧射流轴线速度分布模式. 图中 X 代表距拉瓦 尔出口处的轴向距离. 同时，室温及高温条件分别 代指环境温度为 298 K 及 1700 K. 如图 3 所示，数 值模拟与试验测量值结果相近，表明数值模拟结 果可靠. 模拟结果表明：在室温条件下，传统集束 氧枪、直管式约束集束氧枪和收束式约束集束氧 枪 射 流 速 度 核 心 段 长 度 分 别 为 22De， 27De 和 29De；在高温环境下，传统集束氧枪、直管式约束 集束氧枪和收束式约束集束氧枪射流速度核心段 长度分别为 26De，29De 及 31De . 同时，传统超音速 氧枪在室温和高温时，其速度核心段长度分别为 11 和 16De . 结果表明，约束式集束氧枪平均速度 核心段长度分别为传统超音速氧枪及传统集束氧 枪的 2.22 倍及 1.25 倍. 因此，约束式集束氧枪可 有效提高射流冲击能力，且收束式约束集束氧枪 在抑制射流动能衰减方便效果最优. 研究结果表明，高温条件下传统超音速氧枪、 传统集束氧枪、直管式约束集束氧枪和收束式约 束集束氧枪射流速度核心段长度分别为其在常温 条件下的 1.45 倍 、 1.18 倍 、 1.07 倍和 1.07 倍. 因 此，尽管环境温度的提高可有效延长射流速度核 心段长度，但其影响效果对传统超音速氧枪最大， 对收束式约束集束氧枪最弱. 表 1 数值模拟模型边界条件 Table 1 Simulation boundary conditions Lable Type Value Main oxygen jet Mass inlet/(kg·s−1) 0.9921 Mass fraction/% O2 , 100 Temperature/K 298 Shrouding oxygen jet Mass inlet/(kg·s−1) 0.1190 Mass fraction/% O2 , 100 Temperature/K 298 Shrouiding CH4 Mass inlet/(kg·s−1) 0.0595 Mass fraction/% CH4 , 100 Temperature/K 298 Outlet Pressure/Pa 101325 Mass fraction/% O2 , 23; N2 ,77 Temperature/K 298, 1700 表 2 气相物化参数 Table 2 Parameters of the gas flow Gas Viscosity/(kg·m−1·s−1) Thermal conductivity/(W·m−1·K−1) Oxygen gas 1.919×10−5 0.0246 CH4 1.087×10−5 0.0332 Air 1.789×10−5 0.0242 图 2 计算域网格结构图 Fig.2 Simulation model of the computational domain 0 20 40 60 80 0 100 200 300 400 500 T=298 K Axial velocity/(m·s−1 ) 0 100 200 300 400 500 Axial velocity/(m·s−1 ) 0 20 40 60 80 (a) Flap coherent lance Open coherent lance Conventional coherent lance Conventional lance T=1700 K (b) Flap coherent lance Open coherent lance Conventional coherent lance Conventional lance 图 3 主氧射流轴线速度分布模式. （a）环境温度为 298 K；（b）环境温度为 1700 K Fig.3 Axial velocity of main oxygen jet at centerline: (a) the ambient temperature is 298 K; (b) ambient temperature is 1700 K 魏光升等： 集束氧枪结构参数对射流流场分布特征的影响 · 79 ·
80 工程科学学报.第42卷，增刊1 为分析不同集束氧枪结构对伴随流速度的影 小略有区别.其中传统超音速氧枪的氧浓度核心 响，在数值模拟模型中选取一个垂直于射流流动 段长度小于其速度核心段长度：集束氧枪氧浓度 方向的同心圆环进行数据分析.该同心圆环位于 核心段长度则大于或等于速度核心段长度.约束 射流出口外100mm,其最大及最小半径分别为57mm 式集束氧枪平均氧浓度核心段长度分别为传统超 和42mm.同心圆环截面处集束射流平均速度及 音速氧枪及传统集束氧枪的2.5倍及1.3倍.因 平均温度统计如表3所示.研究结果表明，不同环 此，约束式集束氧枪可有效抑制射流氧气在径向 境温度下，圆环截面的平均温度均明显大于主氧射 的扩散，且收束式约束集束氧枪在提高氧气利用 流入射温度(298K).因此，该圆环截面所通过气 率方面效果最优 体为高温伴随流.相较于传统集束氧枪，约束式集 3.3集束射流动压分布规律 束氧枪可明显提高伴随流在近氧枪出口端的速度 集束氧枪动压分布模式在一定程度上决定了 及温度，且收束式约束集束氧枪提高效果最明显 熔池表面冲击凹坑的形貌特点，因此本研究分析 3.2集束射流氧气浓度分布规律 了特定位置下不同集束氧枪结构对射流径向动压 如图4所示，当氧气通过拉瓦尔管后，由于主 分布模式的影响规律.考虑到本研究所用氧枪的 氧射流与高温伴随流或外界环境存在氧气浓度梯 氧气设计流量及工业应用特点，选取集束氧枪枪 度，主氧外围氧气浓度率先下降，且氧气浓度下降 位为X=30D。处的动压分布情况作为主要研究对 趋势逐步蔓延到主氧射流中心位置.待射流通过 象，模拟结果如图5所示. 氧气浓度核心段后，轴线氧气浓度逐步下降，并逐 模拟结果表明，在室温条件下，传统超音速氧 步趋近与大气环境下氧浓度相同. 枪、传统集束氧枪、直管式约束集束氧枪和收束 模拟结果表明，在室温条件下，传统集束氧 式约束集束氧枪射流最大动压分别为2.2×10， 枪、直管式约束集束氧枪和收束式约束集束氧枪 11.4×10,21.4×10和25.0×104Pa:高温条件下，传 射流氧浓度核心段长度分别为22De,28D。和32De; 统超音速氧枪、传统集束氧枪、直管式约束集束 在高温环境下传统集束氧枪、直管式约束集束氧 氧枪和收束式约束集束氧枪射流最大动压分别为 枪和收束式约束集束氧枪射流氧浓度核心段长度 2.5×104Pa,22.7×10Pa,21.3×10和25.1×104Pa.高 分别为26De,29D。和33D。.同时，传统超音速氧枪 温条件下传统超音速氧枪、传统集束氧枪、直管 在室温和高温时，其氧浓度核心段长度分别为10D。 式约束集束氧枪及收束式约束集束氧枪射流最大 和14D。.结果表明，速度核心段与氧浓度核心段大 动压分别为其在常温条件下的1.14倍、1.99倍、 表3同心圆环截面处集束射流平均速度及平均温度统计 Table 3 Average static temperature and axial velocity for various coherent lances 298K 1700K Lance Average temperature/K Average axial velocity/(m's) Average temperature/K Average axial velocity/(m's) Conventional coherent lance 953 61 1355 90 Open restricted coherent lance 1531 102 1501 160 Flap restricted coherent lance 1980 212 1723 288 -Flp coherert lance -Flap coherent lance (a) 1.0 Open coherent lance (b) 1.0h -Open coherent lance 06 g047=298K T=1700K 0.2L 0.2L 0 20 40 60 80 0 20 40 60 XiD X/D. 图4不同环境温度下，主氧射流轴线氧气含量分布模式.()298K:(b)1700K Fig.4 Oxygen mass fraction of main oxygen jet at centerline at different ambient temperatures:(a)298 K;(b)1700 K
为分析不同集束氧枪结构对伴随流速度的影 响，在数值模拟模型中选取一个垂直于射流流动 方向的同心圆环进行数据分析. 该同心圆环位于 射流出口外 100 mm，其最大及最小半径分别为 57 mm 和 42 mm. 同心圆环截面处集束射流平均速度及 平均温度统计如表 3 所示. 研究结果表明，不同环 境温度下，圆环截面的平均温度均明显大于主氧射 流入射温度（298 K）. 因此，该圆环截面所通过气 体为高温伴随流. 相较于传统集束氧枪，约束式集 束氧枪可明显提高伴随流在近氧枪出口端的速度 及温度，且收束式约束集束氧枪提高效果最明显. 3.2 集束射流氧气浓度分布规律 如图 4 所示，当氧气通过拉瓦尔管后，由于主 氧射流与高温伴随流或外界环境存在氧气浓度梯 度，主氧外围氧气浓度率先下降，且氧气浓度下降 趋势逐步蔓延到主氧射流中心位置. 待射流通过 氧气浓度核心段后，轴线氧气浓度逐步下降，并逐 步趋近与大气环境下氧浓度相同. 模拟结果表明，在室温条件下，传统集束氧 枪、直管式约束集束氧枪和收束式约束集束氧枪 射流氧浓度核心段长度分别为 22De，28De 和 32De； 在高温环境下传统集束氧枪、直管式约束集束氧 枪和收束式约束集束氧枪射流氧浓度核心段长度 分别为 26De，29De 和 33De . 同时，传统超音速氧枪 在室温和高温时，其氧浓度核心段长度分别为 10De 和 14De . 结果表明，速度核心段与氧浓度核心段大 小略有区别. 其中传统超音速氧枪的氧浓度核心 段长度小于其速度核心段长度；集束氧枪氧浓度 核心段长度则大于或等于速度核心段长度. 约束 式集束氧枪平均氧浓度核心段长度分别为传统超 音速氧枪及传统集束氧枪的 2.5 倍及 1.3 倍. 因 此，约束式集束氧枪可有效抑制射流氧气在径向 的扩散，且收束式约束集束氧枪在提高氧气利用 率方面效果最优. 3.3 集束射流动压分布规律 集束氧枪动压分布模式在一定程度上决定了 熔池表面冲击凹坑的形貌特点，因此本研究分析 了特定位置下不同集束氧枪结构对射流径向动压 分布模式的影响规律. 考虑到本研究所用氧枪的 氧气设计流量及工业应用特点，选取集束氧枪枪 位为 X = 30De 处的动压分布情况作为主要研究对 象，模拟结果如图 5 所示. 模拟结果表明，在室温条件下，传统超音速氧 枪、传统集束氧枪、直管式约束集束氧枪和收束 式约束集束氧枪射流最大动压分别 为 2.2×104 ， 11.4×104 ，21.4×104 和 25.0×104 Pa；高温条件下，传 统超音速氧枪、传统集束氧枪、直管式约束集束 氧枪和收束式约束集束氧枪射流最大动压分别为 2.5×104 Pa，22.7×104 Pa，21.3×104 和 25.1×104 Pa. 高 温条件下传统超音速氧枪、传统集束氧枪、直管 式约束集束氧枪及收束式约束集束氧枪射流最大 动压分别为其在常温条件下的 1.14 倍 、1.99 倍 、 表 3 同心圆环截面处集束射流平均速度及平均温度统计 Table 3 Average static temperature and axial velocity for various coherent lances Lance 298 K 1700 K Average temperature/K Average axial velocity/(m·s−1) Average temperature/K Average axial velocity/(m·s−1) Conventional coherent lance 953 61 1355 90 Open restricted coherent lance 1531 102 1501 160 Flap restricted coherent lance 1980 212 1723 288 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 T=298 K Oxygen mass fraction/ % Oxygen mass fraction/ % (a) Flap coherent lance Open coherent lance Conventional coherent lance Conventional lance Flap coherent lance Open coherent lance Conventional coherent lance Conventional lance T=1700 K (b) 0 20 40 60 80 0 20 40 60 80 图 4 不同环境温度下，主氧射流轴线氧气含量分布模式. （a）298 K；（b）1700 K Fig.4 Oxygen mass fraction of main oxygen jet at centerline at different ambient temperatures: (a) 298 K; (b) 1700 K · 80 · 工程科学学报，第 42 卷，增刊 1
魏光升等：集束氧枪结构参数对射流流场分布特征的影响 81 吃 -Flap coherent lance (b) Flap coherent lance 是25 Open coherent lance Open coherent lance -Conventional coherent lance 至25 -Conventional coherent lance 20 -Conventional lance 20 -Conventional lance 15 T=298K =1700K 石 0 0 0.3 0.6 0.9 1.2 1.5 0 0.3 0.6 0.9 1.2 1.5 XID. 图5不同环境温度下，主氧射流径向动压分布模式.(a)298K:(b)1700K Fig.5 Dynamic pressure of main oxygen jet in radial direction at different ambient temperatures:(a)298 K:(b)1700K 1.00倍及1.00倍.因此，增大环境温度可有效提高 值.随着环境温度的增大，传统集束氧枪形成的射 射流最大动压值.同时，随着环境温度的增大，传 流动压值提升最大，而约束集束氧枪形成的射流 统集束氧枪形成的射流动压值提升最大，而约束 动压值提升最小.不同集束氧枪在熔池所形成的 集束氧枪形成的射流动压值提升最小 冲击凹坑尺寸排序为：收束式约束集束氧枪>直管 射流平均动压越大，所形成的冲击凹坑直径 式约束集束氧枪>传统集束氧枪 越大.本研究选取图5中径向位置在0~1.0D。作 为动压数据采集位置，分析不同集束射流结构下 参考文献 主氧射流平均动压面积.模拟结果表明，在室温条 [1]Zhou X B,Ersson M,Zhong L C,et al.Mathematical and physical 件下，传统超音速氧枪、传统集束氧枪、直管式约 simulation of a top blown converter.Steel Res Int,2014,85(2): 束集束氧枪和收束式约束集束氧枪射流动压平 273 均面积分别为1.9×10,5.1×101,6.9×10和8.4×10 [2]Li Q,Li MM,Kuang S B,et al.Numerical simulation of the PaDe;高温条件下，传统超音速氧枪、传统集束氧 interaction between supersonic oxygen jets and molten slag-metal bath in steelmaking BOF process.Metall Mater Trans B.2015. 枪、直管式约束集束氧枪和收束式约束集束氧枪 46(3):1494 射流动压平均面积分别为3.6×10,8.0×10,8.1× [3] Asahara N,Naito K I,Kitagawa I,et al.Fundamental study on 10和9.6×10PaDe.结果表明，不同集束氧枪在熔 interaction between top blown jet and liquid bath.Steel Res Int, 池所形成的冲击凹坑尺寸排序为：收束式约束集 2011,82(5):587 束氧枪>直管式约束集束氧枪>传统集束氧枪.因 [4]Wang H,Zhu R,Lu M,et al.Numerical simulation of swirl-type 此，收束式约束集束氧枪可有效提高集束射流与 lances in vanadium extraction process.J Univ Sci Technol Beijing, 熔池的接触面积，从而增大主氧射流的脱磷及脱 2014.36(1):89 碳效果 (王慧，朱荣，吕明，等.提钒用旋流氧枪喷头的数值模拟.北京 科技大学学报，2014,36(1)：89) 4结论 [5]Alam M.Naser J.Brooks G,et al.Computational fluid dynamics modeling of supersonic coherent jets for electric arc fumace (1)约束式集束氧枪平均速度核心段长度分 steelmaking process.Metall Mater Trans B,2010,41(6):1354 别为传统超音速氧枪及传统集束氧枪的2.22倍及 [6]Sumi I,Kishimoto Y,Kikuchi Y,et al.Effect of high-temperature 1.25倍，表明约束式集束氧枪可有效提高射流冲 field on supersonic oxygen jet behavior./SI/Int,2006,46(9): 击能力，且收束式约束集束氧枪在抑制射流动能 1312 衰减方面效果最优. [7]Tang G W,Chen Y C,Silaen A K,et al.Effects of fuel input on (2)速度核心段与氧浓度核心段大小略有区 coherent jet length at various ambient temperatures.App/Therm 别.其中传统超音速氧枪的氧浓度核心段长度小 Eg,2019,153:513 于其速度核心段长度；集束氧枪氧浓度核心段长 [8]Liu F H,Sun D B,Zhu R,et al.Effect of shrouding gas temperature on characteristics of a supersonic jet flow field with a 度则大于或等于速度核心段长度.约束式集束氧 shrouding laval nozzle structure.Metall Mater Trans B,2018, 枪其平均氧浓度核心段长度分别为传统超音速氧 49(4):2050 枪及传统集束氧枪的2.5倍及1.3倍 [9]Odenthal H J.Bui P,Reifferscheid M,et al.Advanced design of (3)增大环境温度可有效提高射流最大动压 bumer/injector systems in electric arc fumaces (EAFV/4th Intern
1.00 倍及 1.00 倍. 因此，增大环境温度可有效提高 射流最大动压值. 同时，随着环境温度的增大，传 统集束氧枪形成的射流动压值提升最大，而约束 集束氧枪形成的射流动压值提升最小. 射流平均动压越大，所形成的冲击凹坑直径 越大. 本研究选取图 5 中径向位置在 0～1.0De 作 为动压数据采集位置，分析不同集束射流结构下 主氧射流平均动压面积. 模拟结果表明，在室温条 件下，传统超音速氧枪、传统集束氧枪、直管式约 束集束氧枪和收束式约束集束氧枪射流动压平 均面积分别为 1.9×104 ， 5.1×104 ， 6.9×104 和 8.4×104 Pa·De；高温条件下，传统超音速氧枪、传统集束氧 枪、直管式约束集束氧枪和收束式约束集束氧枪 射流动压平均面积分别为 3.6×104 ， 8.0×104 ， 8.1× 104 和 9.6×104 Pa·De . 结果表明，不同集束氧枪在熔 池所形成的冲击凹坑尺寸排序为：收束式约束集 束氧枪>直管式约束集束氧枪>传统集束氧枪. 因 此，收束式约束集束氧枪可有效提高集束射流与 熔池的接触面积，从而增大主氧射流的脱磷及脱 碳效果. 4 结论 （1）约束式集束氧枪平均速度核心段长度分 别为传统超音速氧枪及传统集束氧枪的 2.22 倍及 1.25 倍，表明约束式集束氧枪可有效提高射流冲 击能力，且收束式约束集束氧枪在抑制射流动能 衰减方面效果最优. （2）速度核心段与氧浓度核心段大小略有区 别. 其中传统超音速氧枪的氧浓度核心段长度小 于其速度核心段长度；集束氧枪氧浓度核心段长 度则大于或等于速度核心段长度. 约束式集束氧 枪其平均氧浓度核心段长度分别为传统超音速氧 枪及传统集束氧枪的 2.5 倍及 1.3 倍. （3）增大环境温度可有效提高射流最大动压 值. 随着环境温度的增大，传统集束氧枪形成的射 流动压值提升最大，而约束集束氧枪形成的射流 动压值提升最小. 不同集束氧枪在熔池所形成的 冲击凹坑尺寸排序为：收束式约束集束氧枪>直管 式约束集束氧枪>传统集束氧枪. 参 考 文 献 Zhou X B, Ersson M, Zhong L C, et al. Mathematical and physical simulation of a top blown converter. Steel Res Int, 2014, 85（2）: 273 [1] Li Q, Li M M, Kuang S B, et al. Numerical simulation of the interaction between supersonic oxygen jets and molten slag-metal bath in steelmaking BOF process. Metall Mater Trans B, 2015, 46（3）: 1494 [2] Asahara N, Naito K I, Kitagawa I, et al. Fundamental study on interaction between top blown jet and liquid bath. Steel Res Int, 2011, 82（5）: 587 [3] Wang H, Zhu R, Lü M, et al. Numerical simulation of swirl-type lances in vanadium extraction process. J Univ Sci Technol Beijing, 2014, 36（1）: 89 （王慧, 朱荣, 吕明, 等. 提钒用旋流氧枪喷头的数值模拟. 北京 科技大学学报, 2014, 36（1）：89） [4] Alam M, Naser J, Brooks G, et al. Computational fluid dynamics modeling of supersonic coherent jets for electric arc furnace steelmaking process. Metall Mater Trans B, 2010, 41（6）: 1354 [5] Sumi I, Kishimoto Y, Kikuchi Y, et al. Effect of high-temperature field on supersonic oxygen jet behavior. ISIJ Int, 2006, 46（9）: 1312 [6] Tang G W, Chen Y C, Silaen A K, et al. Effects of fuel input on coherent jet length at various ambient temperatures. Appl Therm Eng, 2019, 153: 513 [7] Liu F H, Sun D B, Zhu R, et al. Effect of shrouding gas temperature on characteristics of a supersonic jet flow field with a shrouding laval nozzle structure. Metall Mater Trans B, 2018, 49（4）: 2050 [8] Odenthal H J, Bui P, Reifferscheid M, et al. Advanced design of burner/injector systems in electric arc furnaces (EAF)//4th Intern. [9] T=298 K T=1700 K 0 0.3 0.6 0.9 1.2 1.5 0 5 10 15 20 25 30 Dynamic pressure/(10 4 Pa) 0 0.3 0.6 0.9 1.2 1.5 0 5 10 15 20 25 30 Dynamic pressure/(10 4 Pa) (a) Flap coherent lance Open coherent lance Conventional coherent lance Conventional lance Flap coherent lance Open coherent lance Conventional coherent lance Conventional lance (b) 图 5 不同环境温度下，主氧射流径向动压分布模式. （a）298 K；（b）1700 K Fig.5 Dynamic pressure of main oxygen jet in radial direction at different ambient temperatures: (a) 298 K; (b) 1700 K 魏光升等： 集束氧枪结构参数对射流流场分布特征的影响 · 81 ·
82 工程科学学报.第42卷，增刊1 Conf.on Modelling and Simulation of Metallurgical Processes in 2015,46(3):1405 Steelmaking.Dusseldorf,2011:1 [11]Papamoschou D,Roshko A.The compressible turbulent shear [10]Wei G S,Zhu R,Wu X T,et al.Study on the fluid flow layer:an experimental study.JFluid Mech,1988,197:453 characteristics of coherent jets with CO,and O,mixed injection in [12]Launder B E,Spalding D B.The numerical computation of electric arc furnace steelmaking processes.Metall Mater Trans B, turbulent flows.Comput Meth Appl Mech Eng,1974,3(2):269
Conf. on Modelling and Simulation of Metallurgical Processes in Steelmaking. Dusseldorf, 2011: 1 Wei G S, Zhu R, Wu X T, et al. Study on the fluid flow characteristics of coherent jets with CO2 and O2 mixed injection in electric arc furnace steelmaking processes. Metall Mater Trans B, [10] 2015, 46（3）: 1405 Papamoschou D, Roshko A. The compressible turbulent shear layer: an experimental study. J Fluid Mech, 1988, 197: 453 [11] Launder B E, Spalding D B. The numerical computation of turbulent flows. Comput Meth Appl Mech Eng, 1974, 3（2）: 269 [12] · 82 · 工程科学学报，第 42 卷，增刊 1
