环境温度对超音速氧气射流特性影响的数值模拟

第36卷第5期 北京科技大学学报 Vol.36 No.5 2014年5月 Journal of University of Science and Technology Beijing May 2014 环境温度对超音速氧气射流特性影响的数值模拟 赵飞，张延玲四，朱荣，朱伶枫，田冬东 北京科技大学钢铁治金新技术国家重点实验室，北京100083 ☒通信作者，E-mail:zhangyanling@metal.usth.edu.cn 摘要通过数值模拟的方法研究了不同环境温度条件下超音速氧气射流的特性，并与前人的实验结果进行了对比分析.研 究结果表明：与低温环境条件相比，高温环境条件下超音速氧气射流的速度衰减受到抑制，射流核心段长度得到延长：不同环 境温度条件下，氧气射流的温度随着氧气射流的扩散不断升高，最终趋于环境温度：射流的压力分布趋势与射流速度分布趋 势一致.数值模拟得到的射流速度、温度和压力结果与实测值吻合度较高。 关键词炼钢：超音速流动：射流：流场：温度：数值分析 分类号TF721 Numerical simulation of environmental temperature effect on supersonic oxygen jet behavior ZHAO Fei,ZHANG Yan-ing,ZHU Rong,ZHU Ling-feng,TIAN Dong-dong State Key Laboratory of Advanced Metallurgy,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:zhangyanling@metall.ustb.edu.en ABSTRACT The characteristics of a supersonic oxygen jet at different environmental temperatures were studied by numerical simula- tion and compared with previous experimental results.It is found that the velocity attenuation of the oxygen jet is inhibited and the jet core length is extended under a high temperature environment compared with a low temperature environment.The jet temperature at different environmental temperatures becomes higher with oxygen diffusion and is close to environmental temperature finally.The jet pressure distribution has the same trend with the jet velocity distribution.The numerical simulation results of jet velocity,temperature and pressure have a relative high correlation with the measured values. KEY WORDS steelmaking:supersonic flow:jets;flow fields:temperature:numerical analysis 近年来，随着钢铁企业对环境保护重视程度的 出了射流扩散速率与马赫数之间的关系，但关于超 不断提高，要求炼钢过程中产生的钢渣量越少越好. 音速冷射流在高温气体环境中特性的变化则很少研 超音速氧气射流由于能够提供较强的冲击能力和较 究.Kapner等日研究了气体环境温度对轴对称圆形 高的反应效率，广泛用于转炉的氧气顶吹，氧气顶吹 超音速射流特性的某些影响；但由于环境温度与射 技术是控制转炉渣量的重要因素之一·自从超音速 流滞止温度差限于250℃以内，研究结果尚不能令 射流技术实现以来，国内外学者己对超音速射流行 人满意，未能找到高温气体环境中射流超音速核心 为的特性进行大量而广泛研究.很多关于射流特性 段长度随温度的变化规律，需进一步研究.Sumi 的研究都集中于射流温度与环境温度接近或高于环 等团针对不同温度气体环境中超音速氧气射流温 境温度-)，Lau等采用激光测速仪对超音速自由 度、压力沿轴向分布、马赫数轴向衰减和径向分布进 射流在常温常压气体环境中的特性进行了研究，给 行了实验研究，实验结果较为理想：但由于受到测量 收稿日期：201308-20 基金项目：国家重大科学仪器设备开发专项资助项目(2011YQ14014505):中央高校基本科研业务费资助项目(FR-AS-12004) DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.05.015:http://journals.ustb.edu.cn

第 36 卷 第 5 期 2014 年 5 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 36 No． 5 May 2014 环境温度对超音速氧气射流特性影响的数值模拟 赵 飞，张延玲，朱 荣，朱伶枫，田冬东 北京科技大学钢铁冶金新技术国家重点实验室，北京 100083  通信作者，E-mail: zhangyanling@ metall． ustb． edu． cn 摘 要 通过数值模拟的方法研究了不同环境温度条件下超音速氧气射流的特性，并与前人的实验结果进行了对比分析． 研 究结果表明: 与低温环境条件相比，高温环境条件下超音速氧气射流的速度衰减受到抑制，射流核心段长度得到延长; 不同环 境温度条件下，氧气射流的温度随着氧气射流的扩散不断升高，最终趋于环境温度; 射流的压力分布趋势与射流速度分布趋 势一致． 数值模拟得到的射流速度、温度和压力结果与实测值吻合度较高． 关键词 炼钢; 超音速流动; 射流; 流场; 温度; 数值分析 分类号 TF 721 Numerical simulation of environmental temperature effect on supersonic oxygen jet behavior ZHAO Fei，ZHANG Yan-ling ，ZHU Ｒong，ZHU Ling-feng，TIAN Dong-dong State Key Laboratory of Advanced Metallurgy，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China  Corresponding author，E-mail: zhangyanling@ metall． ustb． edu． cn ABSTＲACT The characteristics of a supersonic oxygen jet at different environmental temperatures were studied by numerical simula￾tion and compared with previous experimental results． It is found that the velocity attenuation of the oxygen jet is inhibited and the jet core length is extended under a high temperature environment compared with a low temperature environment． The jet temperature at different environmental temperatures becomes higher with oxygen diffusion and is close to environmental temperature finally． The jet pressure distribution has the same trend with the jet velocity distribution． The numerical simulation results of jet velocity，temperature and pressure have a relative high correlation with the measured values． KEY WOＲDS steelmaking; supersonic flow; jets; flow fields; temperature; numerical analysis 收稿日期: 2013--08--20 基金项目: 国家重大科学仪器设备开发专项资助项目( 2011YQ14014505) ; 中央高校基本科研业务费资助项目( FＲF--AS--12--004) DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． 05． 015; http: / /journals． ustb． edu． cn 近年来，随着钢铁企业对环境保护重视程度的 不断提高，要求炼钢过程中产生的钢渣量越少越好． 超音速氧气射流由于能够提供较强的冲击能力和较 高的反应效率，广泛用于转炉的氧气顶吹，氧气顶吹 技术是控制转炉渣量的重要因素之一． 自从超音速 射流技术实现以来，国内外学者已对超音速射流行 为的特性进行大量而广泛研究． 很多关于射流特性 的研究都集中于射流温度与环境温度接近或高于环 境温度［1--3］，Lau 等［4］采用激光测速仪对超音速自由 射流在常温常压气体环境中的特性进行了研究，给 出了射流扩散速率与马赫数之间的关系，但关于超 音速冷射流在高温气体环境中特性的变化则很少研 究． Kapner 等［5］研究了气体环境温度对轴对称圆形 超音速射流特性的某些影响; 但由于环境温度与射 流滞止温度差限于 250 ℃ 以内，研究结果尚不能令 人满意，未能找到高温气体环境中射流超音速核心 段长度随温度 的 变 化 规 律，需 进 一 步 研 究． Sumi 等［6］针对不同温度气体环境中超音速氧气射流温 度、压力沿轴向分布、马赫数轴向衰减和径向分布进 行了实验研究，实验结果较为理想; 但由于受到测量

·670* 北京科技大学学报 第36卷 条件的限制，数据点较少，需要增加数据点的个数以 场进行数值模拟，模型的计算空间域包括气体进入 更加清楚地描述超音速氧气射流在不同温度环境下 拉瓦尔喷管到射流后的无限大空间，考虑到计算成 的特性 本和边界条件的合理性，整个流体计算域采用二维 随着数值模拟技术的高速发展，越来越多的研 轴旋转几何模型，射流空间计算区域为625mm× 究学者对超音速射流的行为进行数值模拟研究，但 4000mm的平面，网格为四边形网格，喷管内部及出 通过数值模拟的方法对不同环境温度条件下的超音 口处网格较密，整个模型尺寸及边界条件如图1(a) 速氧气射流行为进行研究的报道较少.尤其在目前 所示，图1(b)和图1(c)分别为计算区域和喷管内 环境温度对超音速氧气射流的行为影响还不是十分 部的网格划分 清楚的情况下，有必要开展不同环境温度下超音速 a 氧气射流行为的研究. 墙壁而 本研究针对上述问题展开，通过Fluent软件对 超音速氧气射流在三种环境温度条件下的射流特性 压力出口 进行了数模模拟研究，得到了不同环境温度条件下 绝热壁 压力入个 超音速氧气射流的速度、温度、压力和氧气体积分数 对称轴 分布趋势，并与实测值进行对比，通过分析进一步得 到超音速氧气射流行为随环境温度的变化规律. 1数学模型及网格划分 本研究采用的湍流模型为剪切压力传输湍流模 (shear stress transmission k model,SST), 该模型是典型的双方程模型，模型中湍动能k和湍 动能耗散率ω是两个未知量，与之对应的输运方 程如下式所示： 图1计算模型和网格.(a)计算域：(b)总计算网格：(c)喷 品)+是a)=n)+6-X+s, 管计算网格 Fig.1 Calculation models and grid:(a)computation domain:(b) (1) total computation grid:(c)computation grid of the nozzle ax: 计算网格划分的精确程度会直接影响计算结 是()+6-+n+s 果，使用越精确的网格，所得到的计算结果越准确， (2) 但同时也会导致计算成本的增加，因此计算网格的 式中，t为时间，i和j为方向标量，p为密度，u:为速 划分要综合考虑计算结果准确性和计算时间.图2 度在i方向上分量，G4是由平均速度梯度而产生的 所示为不同网格划分条件下超音速射流沿轴向动压 湍流动能，G,是由ω产生的湍流动能，Y和Y,表 的分布情况，其中横坐标为沿轴线方向距喷管出口 示由于湍流而引起的k和ω的耗散，T4和T。表示 的距离(X)与喷管直径(d.)的比值.图中130×50、 k和w的有效扩散率，D,是阻尼交叉扩散项，S和 220×90和340×140为喷管内部划分的网格数量， S。是自定义源相. 其对应的计算域总网格数量分别为72880、189805 本研究在建立数学模型时采取以下几点假设： 和447180.从图中可以看出，喷管内部网格划分为 (1)拉瓦尔喷管内部所有连接处都是光滑的， 220×90和340×140时的计算结果基本相同，与实 忽略管内摩擦： 测值也非常接近，而130×50时的计算结果与实测 (2)拉瓦尔管内靠近壁面的流体是黏性的，拉 值相差较大.因此，喷管内部网格为220×90时即 瓦尔管外的整个流场中的气体均为理想气体： 保证了正确的结果，又减少了计算时间，其具体网格 (3)采用总能量模型，喷管壁面是绝热面： 划分如图1(b)和图1(c)所示. (4)喷管壁面采用无滑移边界条件（壁面剪应 力r=0) 2模拟方案 本研究模型采用1：1比例对超音速氧气射流流 本研究所采用喷管设计马赫数为1.72，介质为

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 条件的限制，数据点较少，需要增加数据点的个数以 更加清楚地描述超音速氧气射流在不同温度环境下 的特性． 随着数值模拟技术的高速发展，越来越多的研 究学者对超音速射流的行为进行数值模拟研究，但 通过数值模拟的方法对不同环境温度条件下的超音 速氧气射流行为进行研究的报道较少． 尤其在目前 环境温度对超音速氧气射流的行为影响还不是十分 清楚的情况下，有必要开展不同环境温度下超音速 氧气射流行为的研究． 本研究针对上述问题展开，通过 Fluent 软件对 超音速氧气射流在三种环境温度条件下的射流特性 进行了数模模拟研究，得到了不同环境温度条件下 超音速氧气射流的速度、温度、压力和氧气体积分数 分布趋势，并与实测值进行对比，通过分析进一步得 到超音速氧气射流行为随环境温度的变化规律． 1 数学模型及网格划分 本研究采用的湍流模型为剪切压力传输湍流模 型［7］( shear stress transmission k-ω model，SST k-ω) ， 该模型是典型的双方程模型，模型中湍动能 k 和湍 动能耗散率 ω 是两个未知量，与之对应的输运方 程［8--9］如下式所示:  t ( ρk) +  xi ( ρkui ) =  x (j Γk k x )j + Gk － Yk + Sk， ( 1)  t ( ρω) +  xi ( ρωui ) =  x (j Γω ω x )j + Gω － Yω + Dω + Sω． ( 2) 式中，t 为时间，i 和 j 为方向标量，ρ 为密度，ui 为速 度在 i 方向上分量，Gk 是由平均速度梯度而产生的 湍流动能，Gω 是由 ω 产生的湍流动能，Yk 和 Yω 表 示由于湍流而引起的 k 和 ω 的耗散，Γk 和 Γω 表示 k 和 ω 的有效扩散率，Dω 是阻尼交叉扩散项，Sk 和 Sω 是自定义源相． 本研究在建立数学模型时采取以下几点假设: ( 1) 拉瓦尔喷管内部所有连接处都是光滑的， 忽略管内摩擦［10］; ( 2) 拉瓦尔管内靠近壁面的流体是黏性的，拉 瓦尔管外的整个流场中的气体均为理想气体; ( 3) 采用总能量模型，喷管壁面是绝热面; ( 4) 喷管壁面采用无滑移边界条件( 壁面剪应 力 τ = 0) ． 本研究模型采用 1∶ 1比例对超音速氧气射流流 场进行数值模拟，模型的计算空间域包括气体进入 拉瓦尔喷管到射流后的无限大空间，考虑到计算成 本和边界条件的合理性，整个流体计算域采用二维 轴旋转几何模型，射流空间计算区域为 625 mm × 4000 mm 的平面，网格为四边形网格，喷管内部及出 口处网格较密，整个模型尺寸及边界条件如图 1( a) 所示，图 1( b) 和图 1( c) 分别为计算区域和喷管内 部的网格划分． 图 1 计算模型和网格． ( a) 计算域; ( b) 总计算网格; ( c) 喷 管计算网格 Fig． 1 Calculation models and grid: ( a) computation domain; ( b) total computation grid; ( c) computation grid of the nozzle 计算网格划分的精确程度会直接影响计算结 果，使用越精确的网格，所得到的计算结果越准确， 但同时也会导致计算成本的增加，因此计算网格的 划分要综合考虑计算结果准确性和计算时间． 图 2 所示为不同网格划分条件下超音速射流沿轴向动压 的分布情况，其中横坐标为沿轴线方向距喷管出口 的距离( X) 与喷管直径( de ) 的比值． 图中 130 × 50、 220 × 90 和 340 × 140 为喷管内部划分的网格数量， 其对应的计算域总网格数量分别为 72880、189805 和 447180． 从图中可以看出，喷管内部网格划分为 220 × 90 和 340 × 140 时的计算结果基本相同，与实 测值也非常接近，而 130 × 50 时的计算结果与实测 值相差较大． 因此，喷管内部网格为 220 × 90 时即 保证了正确的结果，又减少了计算时间，其具体网格 划分如图 1( b) 和图 1( c) 所示． 2 模拟方案 本研究所采用喷管设计马赫数为 1. 72，介质为 · 076 ·

第5期 赵飞等：环境温度对超音速氧气射流特性影响的数值模拟 671· 纯氧，喷管流量均为150m3h-1,拉瓦尔管具体尺寸 ---,130x50 如表1所示四 -220×0 40 …340x140 边界条件直接影响计算结果的正确性，考虑到 ·实测值 压缩流体的总能量方程在压力入口边界下容易收 30 敛，根据可压缩流体的特性给出如表2所示的边界 20 条件 10 3数值模拟结果 3.1速度分布 20 30 40 50 60 氧气射流速度分布云图如图3所示.从图中可 图2不同网格划分条件下压力分布 以明显看出，随着环境温度的升高，氧气射流核心段 Fig.2 Dynamic pressure distribution of the oxygen jet along the axial 区域增加，射流速度的衰减受到抑制.图4为射流 direction using different girds 速度沿轴向的分布图，超音速射流在喷管出口处速 表1拉瓦尔管尺寸 Table 1 Size of the Laval nozzle Ma 入口直径/mm 收缩段长度/mm 喉口直径/mm 喉口段长度/mm 出口直径/mm 扩张段长度/mm 1.72 15.8 9.3 7.9 8 9.2 18.6 表2计算域边界条件 Table 2 Boundary conditions of the computational domain 入口 入口 环境 环境 环境成分（体积分数）/% Ma 压力/Pa 温度/K 压力/Pa 温度K 02 N2 C02 1.72 515491 285 101325 285 54 46 1.72 515491 285 101325 772 85 9 6 1.72 515491 285 101325 1002 88 3 0.05 500 450 。一285K模拟值 285K轴线 速度m-s ·772K模 400 +一10O2K模拟值 口一285 0.05 450 350 0-772K 实测值 400 350 300 p △一1002K实测值 772K抽线 300 250 200 0.05 AA 150 00 150 1002K轴线 50 100 0.051 0 10203040 50 60 0 0.050.100.150.200.25030 距喷管出口轴向距离m 图3氧气射流速度分布云图 图4射流速度沿轴向分布 Fig.3 Velocity contours of the oxygen jet Fig.4 Velocity distribution of the oxygen jet along the axial direction 度为435ms',射流在速度核心段内保持速度的稳 环境气体密度比低温环境气体密度小，射流喷出喷 定，之后沿着轴向不断衰减，不同环境温度条件下射 管后引射的环境气体量减少，受到环境气体的阻碍 流速度的模拟值与实测值吻合性较高。与常温环境 也变小，因此减缓了射流速度的衰减 相比，高温环境下的氧气射流特性有所不同，随着环 氧气射流在径向也有速度分布，不同环境温度 境温度的升高，射流速度的衰减变得缓慢.射流在 条件下氧气射流在径向某一截面处速度为中心速度 运动的过程中不断与周围介质进行质量和动量交 的1/2时所对应的射流宽度如图5所示，纵坐标为 换，引起和带动周围介质流动，在高温环境条件下， 沿径向方向距喷管轴线的距离(Y)与喷管出口直

第 5 期 赵 飞等: 环境温度对超音速氧气射流特性影响的数值模拟 图 2 不同网格划分条件下压力分布 Fig． 2 Dynamic pressure distribution of the oxygen jet along the axial direction using different girds 纯氧，喷管流量均为 150 m3 ·h － 1，拉瓦尔管具体尺寸 如表 1 所示［11］． 边界条件直接影响计算结果的正确性，考虑到 压缩流体的总能量方程在压力入口边界下容易收 敛，根据可压缩流体的特性给出如表 2 所示的边界 条件． 3 数值模拟结果 3. 1 速度分布 氧气射流速度分布云图如图 3 所示． 从图中可 以明显看出，随着环境温度的升高，氧气射流核心段 区域增加，射流速度的衰减受到抑制． 图 4 为射流 速度沿轴向的分布图，超音速射流在喷管出口处速 表 1 拉瓦尔管尺寸 Table 1 Size of the Laval nozzle Ma 入口直径/mm 收缩段长度/mm 喉口直径/mm 喉口段长度/mm 出口直径/mm 扩张段长度/mm 1. 72 15. 8 9. 3 7. 9 8 9. 2 18. 6 表 2 计算域边界条件 Table 2 Boundary conditions of the computational domain Ma 入口 压力/Pa 入口 温度/K 环境 压力/Pa 环境 温度/K 环境成分( 体积分数) /% O2 N2 CO2 1. 72 515491 285 101325 285 54 46 — 1. 72 515491 285 101325 772 85 9 6 1. 72 515491 285 101325 1002 88 3 9 图 3 氧气射流速度分布云图 Fig． 3 Velocity contours of the oxygen jet 度为 435 m·s － 1，射流在速度核心段内保持速度的稳 定，之后沿着轴向不断衰减，不同环境温度条件下射 流速度的模拟值与实测值吻合性较高． 与常温环境 相比，高温环境下的氧气射流特性有所不同，随着环 境温度的升高，射流速度的衰减变得缓慢． 射流在 运动的过程中不断与周围介质进行质量和动量交 换，引起和带动周围介质流动，在高温环境条件下， 图 4 射流速度沿轴向分布 Fig． 4 Velocity distribution of the oxygen jet along the axial direction 环境气体密度比低温环境气体密度小，射流喷出喷 管后引射的环境气体量减少，受到环境气体的阻碍 也变小，因此减缓了射流速度的衰减． 氧气射流在径向也有速度分布，不同环境温度 条件下氧气射流在径向某一截面处速度为中心速度 的 1 /2 时所对应的射流宽度如图 5 所示，纵坐标为 沿径向方向距喷管轴线的距离( Yh ) 与喷管出口直 · 176 ·

·672 北京科技大学学报 第36卷 径(d)的比值.在相同环境温度条件下，随着射流 温较快. 的不断向前运动，中心速度值的1/2所对应的射流 3.3压力和氧气浓度分布 宽度值在不断增加，也就是射流的宽度在不断增加 图7所示为射流动压沿轴向的分布趋势.三种 高温环境条件下比低温环境条件下射流宽度小，这 环境温度条件下，射流动压沿轴向分布的趋势相同， 是由于高温条件下周围介质密度小，射流的质量增 射流动压沿着轴向不断降低，射流动压的模拟值与 加较低温条件下少，射流喷出喷管后引射的环境气 实测值具有较高的吻合度.射流动压是由于射流的 体量减少，射流宽度也就较小 运动产生的，随着射流的不断扩散，射流的速度不断 减小，因此射流的动压也随之减少.射流动压沿轴 285K模拟值 。772K模拟值 向分布与图4所示的射流速度沿轴向的分布趋势相 。一1002K模拟值 同，但动压衰减的程度要明显大于速度衰减的程度， 285K 实测值 一772k实测值 这符合动压和速度间的二次方关系.对比不同环境 6-1002K实测值 温度条件下射流动压分布趋势，随着环境温度的升 。9。 高，射流的动压不断提高，并且动压的衰减变得缓 慢，这与不同环境温度条件下射流速度的衰减趋势 也是相同的. 0 2025 30354045505560 60 一285K模拟值 50 ·一772K模拟 图5射流速度沿径向分布 一4一1002K模拟值 Fig.5 Velocity distribution of the oxygen jet along the radial direc- 40 口一285K实测值 772k实测值 tion 30 一1002K实测值 3.2温度分布 20 射流温度沿轴向的分布如图6所示.三种环境 10 温度条件下，射流温度沿轴向分布的趋势相同，射流 温度均沿着轴向不断增加，最终趋近于环境温度，模 20 30 40 50 60 Xld 拟得到的温度分布与实测值吻合性较高.随着射流 的不断向前运动，射流不断引射周围环境的气体，环 图7射流动压沿轴向分布 Fig.7 Dynamic pressure distribution of the oxygen jet along the axial 境气体与氧气射流的比例在不断增大，高温环境气 direction 体与氧气射流进行热量交换，最终使射流温度趋于 环境温度.与低温环境条件相比，高温环境条件下 射流氧气浓度沿轴向的分布如图8所示.三种 氧气射流的升温速率较快.这是因为随着环境温度 环境温度条件下，射流氧气体积分数沿轴向分布的 的提高，环境气体温度与氧气射流的温差增大，根据 趋势相同，且沿着轴向不断降低，最终趋于环境中氧 传热学可知，温度梯度的增大导致氧气射流温度升 气体积分数，这同样也是由于射流在向前运动的过 I000 100 900 合。。拾。8 800 80 700 0 600 -285K模拟值 ·-285K模拟值 500 ·772K模拟值 。772拟值 -▲1002K模拟值 40 1002K模拟镇 285K实测值 400 -285K实测值 。-772K实测值 0-772K实测值 300 1002K实测值 △-1002K实测值 20 20 30 40 20 30 40 50 60 0 Xid Xld 图6射流温度沿轴向分布 图8射流氧气浓度沿轴向分布 Fig.6 Temperature distribution of the oxygen jet along the axial di- Fig.8 Oxygen concentration distribution of the oxygen jet along the rection axial direction

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 径( de ) 的比值． 在相同环境温度条件下，随着射流 的不断向前运动，中心速度值的 1 /2 所对应的射流 宽度值在不断增加，也就是射流的宽度在不断增加． 高温环境条件下比低温环境条件下射流宽度小，这 是由于高温条件下周围介质密度小，射流的质量增 加较低温条件下少，射流喷出喷管后引射的环境气 体量减少，射流宽度也就较小． 图 5 射流速度沿径向分布 Fig． 5 Velocity distribution of the oxygen jet along the radial direc￾tion 图 6 射流温度沿轴向分布 Fig． 6 Temperature distribution of the oxygen jet along the axial di￾rection 3. 2 温度分布 射流温度沿轴向的分布如图 6 所示． 三种环境 温度条件下，射流温度沿轴向分布的趋势相同，射流 温度均沿着轴向不断增加，最终趋近于环境温度，模 拟得到的温度分布与实测值吻合性较高． 随着射流 的不断向前运动，射流不断引射周围环境的气体，环 境气体与氧气射流的比例在不断增大，高温环境气 体与氧气射流进行热量交换，最终使射流温度趋于 环境温度． 与低温环境条件相比，高温环境条件下 氧气射流的升温速率较快． 这是因为随着环境温度 的提高，环境气体温度与氧气射流的温差增大，根据 传热学可知，温度梯度的增大导致氧气射流温度升 温较快． 3. 3 压力和氧气浓度分布 图 7 所示为射流动压沿轴向的分布趋势． 三种 环境温度条件下，射流动压沿轴向分布的趋势相同， 射流动压沿着轴向不断降低，射流动压的模拟值与 实测值具有较高的吻合度． 射流动压是由于射流的 运动产生的，随着射流的不断扩散，射流的速度不断 减小，因此射流的动压也随之减少． 射流动压沿轴 向分布与图 4 所示的射流速度沿轴向的分布趋势相 同，但动压衰减的程度要明显大于速度衰减的程度， 这符合动压和速度间的二次方关系． 对比不同环境 温度条件下射流动压分布趋势，随着环境温度的升 高，射流的动压不断提高，并且动压的衰减变得缓 慢，这与不同环境温度条件下射流速度的衰减趋势 也是相同的． 图 7 射流动压沿轴向分布 Fig． 7 Dynamic pressure distribution of the oxygen jet along the axial direction 图 8 射流氧气浓度沿轴向分布 Fig． 8 Oxygen concentration distribution of the oxygen jet along the axial direction 射流氧气浓度沿轴向的分布如图 8 所示． 三种 环境温度条件下，射流氧气体积分数沿轴向分布的 趋势相同，且沿着轴向不断降低，最终趋于环境中氧 气体积分数，这同样也是由于射流在向前运动的过 · 276 ·

第5期 赵飞等：环境温度对超音速氧气射流特性影响的数值模拟 ·673· 程中引射环境气体导致的.氧气体积分数的模拟值 B]Sforza P M,Stasi W.Heated three-dimensional turbulent jets.J 与实测值的吻合度较高.高温环境条件与低温环境 Heat Transfer,1979,101(2):353 4]Lau J C,Morris P J,Fisher M J.Measurements in subsonic and 条件相比，氧气体积分数衰减趋势较为缓慢.这主 supersonic free jets using a laser velocimeter.J Fluid Mechs 要由两个方面原因导致的：一方面是高温环境下射 1979,93(1):1 流引射的环境气体量较少：另一方面是高温条件下， [5]Kapner J D,Li K,Larson R H.An experimental study of mixing 环境中氧气含量比低温环境中氧气含量要高（如表 phenomena of turbulent supersonic jets.Int Heat Mass Transfer, 2所示). 1970,13(5):932 [6]Sumi 1,Kishimoto Y,Kikuchi Y,et al.Effect of high-tempera- 4结论 ture field on supersonic oxygen jet behavior.ISIJ Int,2006,46 (9):1312 (1)高温环境条件与低温环境条件相比，超音 D]Menter F R.Two-equation eddyviscosity turbulence models for 速氧气射流的速度衰减受到抑制，射流核心段长度 engineering applications.AIAA J,1994,32(8):1598 得到延长. [8]Zhang D L.A Course in Computational Fluid Dynamics.Beijing (2)不同环境温度条件下，氧气射流的温度随 Higher Educiation Press,2010 (张德良.计算流体力学教程.北京：高等教育出版社，2010) 着氧气射流的扩散不断升高，最终趋于环境温度. Anderson J D Jr.Computational Fluid Dynamics.Yao Z H,Zhou (3)射流的压力分布趋势与射流速度分布趋势 Q,Translated.Beijing:Tsinghua University Press,2010 一致.数值模拟得到的射流速度、温度和压力结果 (Anderson J D Jr..计算流体力学入门.姚朝晖，周强，译.北 与实测值吻合度较高 京：清华大学出版社，2010) [10]Shen Y S,Li B W.Basis of Metallurgy Transfer Principle.Bei- jing:Metallurgical Industry Press,2000 参考文献 (沈颐身，李保卫.治金传输原理基础。北京：治金工业出版 Corrsin S,Uberoi M S.Further experiments on the flow and heat 社，2000) transfer in a heated turbulent air jet //National Advisory Commit- [11]Yuan Z F,Pan Y F.Oxygen Lance Technology for Steelmaking. tee for Aeronautics,1950,998:1865 Beijing:Metallurgical Industry Press,2007 2]Kataoka K,Takam T.Experimental study of eddy diffusion model (袁章福，潘贻芳.炼钢氧枪技术.北京：治金工业出版社， for heated turbulent free jets.A/ChE J,1977,23 (6):889 2007)

第 5 期 赵 飞等: 环境温度对超音速氧气射流特性影响的数值模拟 程中引射环境气体导致的． 氧气体积分数的模拟值 与实测值的吻合度较高． 高温环境条件与低温环境 条件相比，氧气体积分数衰减趋势较为缓慢． 这主 要由两个方面原因导致的: 一方面是高温环境下射 流引射的环境气体量较少; 另一方面是高温条件下， 环境中氧气含量比低温环境中氧气含量要高( 如表 2 所示) ． 4 结论 ( 1) 高温环境条件与低温环境条件相比，超音 速氧气射流的速度衰减受到抑制，射流核心段长度 得到延长． ( 2) 不同环境温度条件下，氧气射流的温度随 着氧气射流的扩散不断升高，最终趋于环境温度． ( 3) 射流的压力分布趋势与射流速度分布趋势 一致． 数值模拟得到的射流速度、温度和压力结果 与实测值吻合度较高． 参 考 文 献 ［1］ Corrsin S，Uberoi M S． Further experiments on the flow and heat transfer in a heated turbulent air jet / / National Advisory Commit￾tee for Aeronautics，1950，998: 1865 ［2］ Kataoka K，Takam T． Experimental study of eddy diffusion model for heated turbulent free jets． AIChE J，1977，23( 6) : 889 ［3］ Sforza P M，Stasi W． Heated three-dimensional turbulent jets． J Heat Transfer，1979，101( 2) : 353 ［4］ Lau J C，Morris P J，Fisher M J． Measurements in subsonic and supersonic free jets using a laser velocimeter． J Fluid Mechs， 1979，93( 1) : 1 ［5］ Kapner J D，Li K，Larson Ｒ H． An experimental study of mixing phenomena of turbulent supersonic jets． Int J Heat Mass Transfer， 1970，13( 5) : 932 ［6］ Sumi I，Kishimoto Y，Kikuchi Y，et al． Effect of high-tempera￾ture field on supersonic oxygen jet behavior． ISIJ Int，2006，46 ( 9) : 1312 ［7］ Menter F Ｒ． Two-equation eddy-viscosity turbulence models for engineering applications． AIAA J，1994，32( 8) : 1598 ［8］ Zhang D L． A Course in Computational Fluid Dynamics． Beijing: Higher Educiation Press，2010 ( 张德良． 计算流体力学教程． 北京: 高等教育出版社，2010) ［9］ Anderson J D Jr． Computational Fluid Dynamics． Yao Z H，Zhou Q，Translated． Beijing: Tsinghua University Press，2010 ( Anderson J D Jr． 计算流体力学入门． 姚朝晖，周强，译． 北 京: 清华大学出版社，2010) ［10］ Shen Y S，Li B W． Basis of Metallurgy Transfer Principle． Bei￾jing: Metallurgical Industry Press，2000 ( 沈颐身，李保卫． 冶金传输原理基础． 北京: 冶金工业出版 社，2000) ［11］ Yuan Z F，Pan Y F． Oxygen Lance Technology for Steelmaking． Beijing: Metallurgical Industry Press，2007 ( 袁章福，潘贻芳． 炼钢氧枪技术． 北京: 冶金工业出版社， 2007) · 376 ·