金属熔池埋入式气–固喷吹冲击的特征规律

工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 金属熔池埋入式气固喷吹冲击的特征规律 魏光升朱荣田博涵董凯杨凌志 Impact characteristics of submerged gas-solid injection in the manufacturing process of steel WEI Guang-sheng.ZHU Rong.TIAN Bo-han,DONG Kai,YANG Ling-zhi 引用本文： 魏光升，朱荣，田博涵，董凯，杨凌志.金属熔池埋入式气固喷吹冲击的特征规律工程科学学报，2020,42(S:47-53.doi: 10.13374j.issn2095-9389.2020.04.05.s03 WEI Guang-sheng,ZHU Rong,TIAN Bo-han,DONG Kai,YANG Ling-zhi.Impact characteristics of submerged gassolid injection in the manufacturing process of steel[J].Chinese Journal of Engineering,2020,42(S):47-53.doi:10.13374/j.issn2095- 9389.2020.04.05.s03 在线阅读View online::https:/doi.org/10.13374.issn2095-9389.2020.04.05.s03 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in π型向心径向流吸附器气固两相模型传热传质特性 Heat and mass transfer characteristics of the gassolid two-phase model in a -shaped centripetal radial flow adsorber 工程科学学报.2019,41(11)：1473 https:ldoi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.03.26.001 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::/1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2018.04.001 棒式文丘里除尘器气液两相流阻力特性 Resistance characteristics of gas-liquid two-phase flow in stick venturi scrubbers 工程科学学报.2017,393：449 https::/doi.org10.13374j.issn2095-9389.2017.03.018 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(1：17htps:/1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2018.01.003 连铸坯脱氢退火数值模拟 Numerical simulation of dehydrogenation annealing in bloom 工程科学学报.2020,42(7)：862 https:ldoi.org10.13374j.issn2095-9389.2020.03.16.003 铝电解槽废阴极炭块电热耦合处理过程数值模拟 Numerical simulation of electrothermal coupling process for spent cathode carbon block from aluminum electrolysis cell 工程科学学报.2020,42(6：731 https:/1oi.org10.13374j.issn2095-9389.2019.06.10.002

金属熔池埋入式气固喷吹冲击的特征规律 魏光升 朱荣 田博涵 董凯 杨凌志 Impact characteristics of submerged gas–solid injection in the manufacturing process of steel WEI Guang-sheng, ZHU Rong, TIAN Bo-han, DONG Kai, YANG Ling-zhi 引用本文: 魏光升, 朱荣, 田博涵, 董凯, 杨凌志. 金属熔池埋入式气固喷吹冲击的特征规律[J]. 工程科学学报, 2020, 42(S): 47-53. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.05.s03 WEI Guang-sheng, ZHU Rong, TIAN Bo-han, DONG Kai, YANG Ling-zhi. Impact characteristics of submerged gassolid injection in the manufacturing process of steel[J]. Chinese Journal of Engineering, 2020, 42(S): 47-53. doi: 10.13374/j.issn2095- 9389.2020.04.05.s03 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.05.s03 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in π型向心径向流吸附器气固两相模型传热传质特性 Heat and mass transfer characteristics of the gassolid two-phase model in a π-shaped centripetal radial flow adsorber 工程科学学报. 2019, 41(11): 1473 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.03.26.001 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 棒式文丘里除尘器气液两相流阻力特性 Resistance characteristics of gas-liquid two-phase flow in stick venturi scrubbers 工程科学学报. 2017, 39(3): 449 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.03.018 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 连铸坯脱氢退火数值模拟 Numerical simulation of dehydrogenation annealing in bloom 工程科学学报. 2020, 42(7): 862 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.03.16.003 铝电解槽废阴极炭块电热耦合处理过程数值模拟 Numerical simulation of electrothermal coupling process for spent cathode carbon block from aluminum electrolysis cell 工程科学学报. 2020, 42(6): 731 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.10.002

工程科学学报.第42卷，增刊1：47-53.2020年12月 Chinese Journal of Engineering,Vol.42,Suppl.1:47-53,December 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.05.s03;http://cje.ustb.edu.cn 金属熔池埋入式气-固喷吹冲击的特征规律 魏光升，2)，朱荣12，田博涵2)，董凯2)，杨凌志)区 1)北京科技大学治金与生态工程学院.北京1000832)高端金属材料特种熔炼与制备北京市重点实验室，北京1000833)中南大学资源 加工与生物工程学院.长沙410083 区通信作者，E-mail:yanglingzhi(@163.com 摘要电弧炉炼钢以废钢为基本原料，熔清后磷含量波动大，且受炉型结构限制，反应动力学条件差，深脱磷困难：全废钢 冶炼熔清碳含量低，熔池内C-O反应缺乏，气泡产生数量少：且吹氧强化搅拌造成渣中FO含量高、钢液易过氧化.电弧炉 熔池内气-固喷吹治炼新工艺，通过向熔池内部直接喷射石灰粉或碳粉，有效解决上述问题.本文通过数值模拟和水力学模 拟实验研究了金属熔池内埋入式气体喷吹和气-固喷吹的冲击特征规律.熔池内射流水平和竖直冲击深度随气体喷吹流量 增加而增加，而当气体喷吹流量一定时，随着喷枪安装角度的增大，熔池内射流竖直冲击深度增加，而水平冲击深度减少，同 时发现，粉剂颗粒提高了气体射流的冲击动能，增加了气体射流的冲击穿透深度 关键词电弧炉炼钢：埋人式气-固喷吹：冲击特性：数值模拟：水模型实验 分类号TF743 Impact characteristics of submerged gas-solid injection in the manufacturing process of steel WEI Guang-sheng2)ZHU Rong2,TIAN Bo-han2,DONG Kai2),YANG Ling-hi 1)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Beijing Key Laboratory of Special Melting and Preparation of High-End Metal Materials,Beijing 100083,China 3)School of Minerals Processing and Bioengineering,Central South University,Changsha 410083,China Corresponding author,E-mail:yanglingzhi@163.com ABSTRACT Scrap is used as a basic raw material in an electric arc furnace(EAF)steelmaking process.During the process of melting. the phosphorus content fluctuates greatly,which is affected by various parameters such as the furnace structure and poor reaction dynamic conditions.Moreover,dephosphorization is very difficult to achieve.It is known that the carbon content of all melting scraps is low,C-O reaction in the molten pool is not sufficient,and number of bubbles is small;the FeO content in slag is high and molten steel is very easily oxidized by blowing oxygen and effective stirring.This study proposed a new process of submerged gas-solid injection and implemented it in EAF steelmaking.which effectively solved the aforementioned problems by delivering lime powder or carbon powder directly into the molten pool.In this study,the impact characteristics of submerged gas-solid injection in molten bath were investigated using numerical simulations and water model experiments.It is observed that when the gas flow rate was increased,the horizontal and vertical penetration distances were also increased.Meanwhile,when the installed angle of the nozzle was increased,the horizontal penetration distance was also increased,whereas,there was a decrease in vertical penetration distance.Further,the results obtained also show that both the kinetic energy of gas jet and impact penetration depth are increased by the proposed powder injection process 收稿日期：2020-04-05 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51804345)：中国博士后科学基金资助项目(2020T130053.2019M660459):中央高校基本科研业务 费资助项目(FRF-TP.19-031A1)

金属熔池埋入式气–固喷吹冲击的特征规律 魏光升1,2)，朱    荣1,2)，田博涵1,2)，董    凯1,2)，杨凌志3) 苣 1) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083    2) 高端金属材料特种熔炼与制备北京市重点实验室，北京 100083    3) 中南大学资源 加工与生物工程学院，长沙 410083 苣通信作者，E-mail：yanglingzhi@163.com 摘    要    电弧炉炼钢以废钢为基本原料，熔清后磷含量波动大，且受炉型结构限制，反应动力学条件差，深脱磷困难；全废钢 冶炼熔清碳含量低，熔池内 C–O 反应缺乏，气泡产生数量少；且吹氧强化搅拌造成渣中 FeO 含量高、钢液易过氧化. 电弧炉 熔池内气–固喷吹冶炼新工艺，通过向熔池内部直接喷射石灰粉或碳粉，有效解决上述问题. 本文通过数值模拟和水力学模 拟实验研究了金属熔池内埋入式气体喷吹和气–固喷吹的冲击特征规律. 熔池内射流水平和竖直冲击深度随气体喷吹流量 增加而增加，而当气体喷吹流量一定时，随着喷枪安装角度的增大，熔池内射流竖直冲击深度增加，而水平冲击深度减少. 同 时发现，粉剂颗粒提高了气体射流的冲击动能，增加了气体射流的冲击穿透深度. 关键词    电弧炉炼钢；埋入式气–固喷吹；冲击特性；数值模拟；水模型实验 分类号    TF743 Impact characteristics of submerged gas–solid injection in the manufacturing process of steel WEI Guang-sheng1,2) ，ZHU Rong1,2) ，TIAN Bo-han1,2) ，DONG Kai1,2) ，YANG Ling-zhi3) 苣 1) School of Metallurgical and Ecological Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) Beijing Key Laboratory of Special Melting and Preparation of High-End Metal Materials, Beijing 100083, China 3) School of Minerals Processing and Bioengineering, Central South University, Changsha 410083, China 苣 Corresponding author, E-mail: yanglingzhi@163.com ABSTRACT    Scrap is used as a basic raw material in an electric arc furnace (EAF) steelmaking process. During the process of melting, the  phosphorus  content  fluctuates  greatly,  which  is  affected  by  various  parameters  such  as  the  furnace  structure  and  poor  reaction dynamic conditions. Moreover, dephosphorization is very difficult to achieve. It is known that the carbon content of all melting scraps is low, C–O reaction in the molten pool is not sufficient, and number of bubbles is small; the FeO content in slag is high and molten steel is very easily oxidized by blowing oxygen and effective stirring. This study proposed a new process of submerged gas–solid injection and implemented it in EAF steelmaking, which effectively solved the aforementioned problems by delivering lime powder or carbon powder directly into the molten pool. In this study, the impact characteristics of submerged gas–solid injection in molten bath were investigated using numerical simulations and water model experiments. It is observed that when the gas flow rate was increased, the horizontal and vertical  penetration  distances  were  also  increased.  Meanwhile,  when  the  installed  angle  of  the  nozzle  was  increased,  the  horizontal penetration distance was also increased, whereas, there was a decrease in vertical penetration distance. Further, the results obtained also show that both the kinetic energy of gas jet and impact penetration depth are increased by the proposed powder injection process. 收稿日期: 2020−04−05 基金项目: 国家自然科学基金资助项目（51804345）；中国博士后科学基金资助项目（2020T130053，2019M660459）；中央高校基本科研业务 费资助项目（FRF-TP-19-031A1） 工程科学学报，第 42 卷，增刊 1：47−53，2020 年 12 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 42, Suppl. 1: 47−53, December 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.05.s03; http://cje.ustb.edu.cn

48 工程科学学报.第42卷，增刊1 KEY WORDS EAF steelmaking;submerged gas-solid injection;impact characteristics;numerical simulation;water model experi- ment 电弧炉炼钢以废钢为基本原料，熔清后磷含 金各相体积分数之和满足： 量波动大，且受炉型结构限制，反应动力学条件 agas +a'slag +metal =1 (2) 差，深脱磷困难斗：全废钢冶炼熔清碳含量低， 单元体内的流体密度一般采用体积加权平均 熔池内C-O反应缺乏，气泡产生数量少；且吹 法计算.对于气-渣-金三相流动，单元体内流体密 氧强化搅拌造成渣中FeO含量高、钢液易过氧 度p通过式(3)计算 化1因此，电弧炉埋入式气-固喷吹冶炼新工艺 p=agasPgas+aslagPslag+metalpmetal (3) 得以开发，通过向熔池内部直接喷射石灰粉或碳 粉，加快冶炼节奏，提升钢液品质？-0在电弧炉埋 连续性方程： 入式气-固喷吹冶炼技术中，气体或气-粉通常以 10 Pap）+7.(ap) Sa+ mi-mii (4) 高速射流的形式射入熔池内部，不仅能够高效供 给冶金反应介质，也可以大幅度强化熔池搅拌，然 式中，P,和a,分别是第i相的密度和体积分数； 而，由于电弧炉特殊的炉型结构，喷枪的埋人深 y是i方向的速度分量；m,是i相流向j相的质量： 度、安装角度、喷吹参数等对电弧炉熔池流动、喷 m:是j相流向i相的质量；1是时间；Sa是自定义 吹元件寿命等会产生重要影响.因此，须研究 源项 电弧炉熔池内气体或气-固喷吹的流体流动和变 动量守恒方程： 化内在规律，为该冶炼工艺的工业化应用提供指 导依据 e+p)-p+4+p8+i 本文结合数值模拟和水力学模拟等手段，研 (5) 究了金属熔池内埋人式气体喷吹和气-固喷吹的 式中，p是气体密度；v是流体的瞬时速度：p是静 冲击特征规律，分析了不同气体流量、喷粉速率条 压；μ是黏度；F是微元体受其他外力的合力 件下的埋入式气体射流穿透行为特征 能量守恒方程： a(pE) 数值模拟 +V.(ue(pE+p))=V.(ker VT)+Sh (6) 本研究采用VOF(The volume of fluid)模型s-1m 式中，4是有效黏性应力，km是有效导热系数， 和DPM(Discrete Phase Model)模型u&1y模拟金属 E是能量，T是温度，S是自定义源项 熔池内埋入式气体喷吹和气-固喷吹的气-渣-金 本研究采用标准k-e方程20四进行计算.湍 三相流动情况，获取较为精确的冲击区形貌.模型 动能k和湍动能耗散率ε分别由式(7)和式(8)进 建立过程中提出以下主要假设： 行计算 (1)不考虑吹入气体介质与金属熔池内的化 a(pk)(pkvi) 0 +Gk+Gb-ps-YM+Sk 学反应； (7) (2)喷枪和壁面均假设为光滑壁面，流体与壁 a(ps),a(pevi）_ 面间摩擦力忽略不计； (3)钢液温度假设是恒定的，始终为1873K. 1.1控制方程 Cie元(G+C3eGm)-C2aP元+Se (8) 本数值模拟采用VOF模型和DPM模型.相 关控制方程如下： =pCw (9) 在计算域内的任意一个单元体内，各相分别 式中，G是由层流速度梯度产生的湍流动能； 有各自的体积分数a,各相体积分数总和为1. G,是由浮力产生的湍流动能；YM是可压缩湍流中 = (1) 过度扩散产生的波动；Sk是自定义源项；C1gC2e, C3e,k,0和C1分别取值为144,1.92,0.8,1.0,0.9 对于气-渣-金三相流动，其单元体内气、渣、 和0.009

KEY WORDS    EAF steelmaking；submerged gas –solid injection；impact characteristics；numerical simulation；water model experi￾ment 电弧炉炼钢以废钢为基本原料，熔清后磷含 量波动大，且受炉型结构限制，反应动力学条件 差，深脱磷困难[1‒ 2] ；全废钢冶炼熔清碳含量低， 熔池内 C – O 反应缺乏 ，气泡产生数量少 ；且吹 氧强化搅拌造成渣中 FeO 含量高、钢液易过氧 化[3–6] . 因此，电弧炉埋入式气–固喷吹冶炼新工艺 得以开发，通过向熔池内部直接喷射石灰粉或碳 粉，加快冶炼节奏，提升钢液品质[7–10] . 在电弧炉埋 入式气–固喷吹冶炼技术中，气体或气–粉通常以 高速射流的形式射入熔池内部，不仅能够高效供 给冶金反应介质，也可以大幅度强化熔池搅拌. 然 而，由于电弧炉特殊的炉型结构，喷枪的埋入深 度、安装角度、喷吹参数等对电弧炉熔池流动、喷 吹元件寿命等会产生重要影响[11–14] . 因此，须研究 电弧炉熔池内气体或气–固喷吹的流体流动和变 化内在规律，为该冶炼工艺的工业化应用提供指 导依据. 本文结合数值模拟和水力学模拟等手段，研 究了金属熔池内埋入式气体喷吹和气–固喷吹的 冲击特征规律，分析了不同气体流量、喷粉速率条 件下的埋入式气体射流穿透行为特征. 1    数值模拟 本研究采用 VOF（The volume of fluid）模型[15–17] 和 DPM（Discrete Phase Model）模型[18‒ 19] 模拟金属 熔池内埋入式气体喷吹和气–固喷吹的气–渣–金 三相流动情况，获取较为精确的冲击区形貌. 模型 建立过程中提出以下主要假设： （1）不考虑吹入气体介质与金属熔池内的化 学反应； （2）喷枪和壁面均假设为光滑壁面，流体与壁 面间摩擦力忽略不计； （3）钢液温度假设是恒定的，始终为 1873 K. 1.1    控制方程 本数值模拟采用 VOF 模型和 DPM 模型. 相 关控制方程如下： 在计算域内的任意一个单元体内，各相分别 有各自的体积分数 α，各相体积分数总和为 1. ∑n i=1 αi = 1 （1） 对于气–渣–金三相流动，其单元体内气、渣、 金各相体积分数之和满足： αgas +αslag +αmetal = 1 （2） 单元体内的流体密度一般采用体积加权平均 法计算. 对于气–渣–金三相流动，单元体内流体密 度 ρ 通过式（3）计算. ρ = αgasρgas +αslagρslag +αmetalρmetal （3） 连续性方程： 1 ρi [ ∂ ∂t (αiρi)+∇ ·(αiρivi) ] = S αi + ∑n i=1 ( mji −mi j) （4） S αi 式中 ， ρi 和 αi 分别是第 i 相的密度和体积分数 ； vi 是 i 方向的速度分量；mij 是 i 相流向 j 相的质量； mji 是 j 相流向 i 相的质量；t 是时间； 是自定义 源项. 动量守恒方程： ∂ ∂t ( ρ ⇀ v ) +∇ ·( ρ ⇀ v ⇀ v ) =−∇p+∇ ·[ µ ( ∇ ⇀ v +∇ ⇀ v T )]+ρ ⇀ g + ⇀ F （5） ⇀ v ⇀ F 式中，ρ 是气体密度； 是流体的瞬时速度；p 是静 压；μ 是黏度； 是微元体受其他外力的合力. 能量守恒方程： ∂(ρE) ∂t +∇ ·(µe(ρE + p)) = ∇ ·(keff∇T)+S h （6） 式中， μe 是有效黏性应力， keff 是有效导热系数， E 是能量，T 是温度，Sh 是自定义源项. 本研究采用标准 k‒ε 方程[20– 22] 进行计算. 湍 动能 k 和湍动能耗散率 ε 分别由式（7）和式（8）进 行计算. ∂(ρk) ∂t + ∂(ρkvi) ∂xi = ∂ ∂xj [(µ+ µt σk ) · ∂k ∂xi ] +Gk+Gb−ρε−YM+S k （7） ∂(ρε) ∂t + ∂(ρεvi) ∂xi = ∂ ∂xj [(µ+ µt σε ) · ∂ε ∂xi ] + C1ε ε k (Gk +C3εGb)−C2ερ ε 2 k +S ε （8） µt = ρCµ ε 2 k （9） 式中 ， Gk 是由层流速度梯度产生的湍流动能 ； Gb 是由浮力产生的湍流动能；YM 是可压缩湍流中 过度扩散产生的波动；Sk 是自定义源项；C1ε，C2ε， C3ε，σk，σε 和 Cμ 分别取值为 1.44，1.92，0.8，1.0，0.9 和 0.009. · 48 · 工程科学学报，第 42 卷，增刊 1

魏光升等：金属熔池埋人式气-固喷吹冲击的特征规律 49… DPM模型23-2刘中，通过积分拉氏坐标下的颗 本数值计算选用基于压力求解器.具体材料 粒作用力微分方程来求解离散项颗粒的轨道，颗 属性见表1.其边界条件设置如下： 粒的作用力平衡方程在笛卡尔坐标下的形式为 (1)喷枪入口采用质量流量入口(Mass-flow (x方向)为： inlet),实验共采用200、400、600m3h三种入口 =FnlM-p)+8-P F 边界条件，入口温度采用300K; (10) dt Pp (2)出口采用压力出口(Pressure outlet),压力 式中，FD(u-p)为颗粒的单位质量曳力，其中 值采用101325Pa,环境温度300K; FD=18u CDRe (3)喷枪管壁及炉壁壁面均设为wal,采用无 Pp4,224 (11) 滑移边界条件 pdplup-u 模拟过程采用非稳态计算求解多相流的连续 Re≡- (12) 性方程、动量方程、能量方程.二阶空间离散用于 式中，u为流体相速度，CD为曳力系数，为颗粒 求解质量方程.体积分数、湍动能及湍流耗散率 相速度，为流体动力黏度，p为流体密度，Pp为颗粒 采用一阶迎风格式差分求解，其他变量采用二阶 密度，d,为颗粒直径，Re为颗粒雷诺数 迎风格式差分.计算过程中，压力和速度采用 1.2模型建立 Phase Coupled SIMPLE算法耦合，进行非稳态计 本数值模拟几何模型包括熔池内喷枪及熔 算.收敛标准设定为对各相的残差标准小于10 池内部的空间范围，具体几何尺寸见图1.实验 能量的残差标准小于106，时间步长为非稳态变步 中使用规则几何体结构，重点探究单一熔池内喷 长进行计算 枪喷吹气体及气-固射流浸入熔池后的冲击特 13实验方案 性.实验过程中不同喷吹方案的喷枪埋入深度的 本文分别研究不同喷枪安装角度、不同气体 熔池高度全部相同.采用ICEM软件进行网格划 喷吹流量条件下的熔池内气体射流特征，对比分 分，整个计算域采用六面体结构化网格，为提高 析相同喷枪安装角度、相同气体喷吹流量条件下 模拟精度及减少模拟计算时间，对不同位置设定 粉剂的加入对熔池内气-固射流特性的影响.具体 了不同的网格大小和密度，网格数约为50万.各 数值模拟方案见表2和表3 组实验喷枪几何尺寸一致，只是喷枪喷吹角度不 2水模型实验 同，喷枪均为直管型设计，内径为12mm,长度 100mm 本研究搭建了金属熔池埋入式气-固喷吹水 2000 600 2000 单位：mm 1000 图1几何计算域及网格划分 Fig.I Geometric calculation domain and mesh generation 表1各相物理属性参数 Table 1 Physical property parameters of each phase Property parameters Density/(kg.m)Viscosity/(kg-ms) Thermal conductivity/(W-mK) Heat capacity/(J.kgK)Temperature/K Molten steel 7200 0.0065 为 670 1873 Oxygen Ideal gas 1.919×105 0.0246 Piecewise-polynomial 300

DPM 模型[23‒24] 中，通过积分拉氏坐标下的颗 粒作用力微分方程来求解离散项颗粒的轨道，颗 粒的作用力平衡方程在笛卡尔坐标下的形式为 （x 方向）为： dup dt = FD(u−up)+ gx(ρp −ρ) ρp + Fx （10） 式中， FD(u−up) 为颗粒的单位质量曳力，其中 FD = 18µ ρpdp 2 CDRe 24 （11） Re ≡ ρdp|up −u| u （12） µ ρ ρp 式中，u 为流体相速度，CD 为曳力系数，up 为颗粒 相速度， 为流体动力黏度， 为流体密度， 为颗粒 密度，dp 为颗粒直径，Re 为颗粒雷诺数. 1.2    模型建立 本数值模拟几何模型包括熔池内喷枪及熔 池内部的空间范围，具体几何尺寸见图 1. 实验 中使用规则几何体结构，重点探究单一熔池内喷 枪喷吹气体及气–固射流浸入熔池后的冲击特 性. 实验过程中不同喷吹方案的喷枪埋入深度的 熔池高度全部相同. 采用 ICEM 软件进行网格划 分，整个计算域采用六面体结构化网格，为提高 模拟精度及减少模拟计算时间，对不同位置设定 了不同的网格大小和密度，网格数约为 50 万. 各 组实验喷枪几何尺寸一致，只是喷枪喷吹角度不 同，喷枪均为直管型设计，内径 为 12 mm， 长 度 100 mm. 本数值计算选用基于压力求解器. 具体材料 属性见表 1. 其边界条件设置如下： （ 1）喷枪入口采用质量流量入口（Mass-flow inlet），实验共采用 200、400、600 m3 ·h−1 三种入口 边界条件，入口温度采用 300 K； （2）出口采用压力出口（Pressure outlet），压力 值采用 101325 Pa，环境温度 300 K； （3）喷枪管壁及炉壁壁面均设为 wall，采用无 滑移边界条件. 模拟过程采用非稳态计算求解多相流的连续 性方程、动量方程、能量方程. 二阶空间离散用于 求解质量方程. 体积分数、湍动能及湍流耗散率 采用一阶迎风格式差分求解，其他变量采用二阶 迎风格式差分. 计算过程中 ，压力和速度采用 Phase Coupled SIMPLE 算法耦合 ，进行非稳态计 算. 收敛标准设定为对各相的残差标准小于 10−3 ， 能量的残差标准小于 10−6，时间步长为非稳态变步 长进行计算. 1.3    实验方案 本文分别研究不同喷枪安装角度、不同气体 喷吹流量条件下的熔池内气体射流特征，对比分 析相同喷枪安装角度、相同气体喷吹流量条件下 粉剂的加入对熔池内气–固射流特性的影响. 具体 数值模拟方案见表 2 和表 3. 2    水模型实验 本研究搭建了金属熔池埋入式气–固喷吹水 表 1 各相物理属性参数 Table 1 Physical property parameters of each phase Property parameters Density/(kg·m−3) Viscosity/(kg·m−1·s−1) Thermal conductivity/(W·m−1·K−1) Heat capacity/(J·kg−1·K−1) Temperature/K Molten steel 7200 0.0065 15 670 1873 Oxygen Ideal gas 1.919×10−5 0.0246 Piecewise-polynomial 300 单位：mm 2000 1000 600 2000 0° 5° 15° 10° 图 1    几何计算域及网格划分 Fig.1    Geometric calculation domain and mesh generation 魏光升等： 金属熔池埋入式气–固喷吹冲击的特征规律 · 49 ·

50 工程科学学报.第42卷，增刊1 表2埋入式气体喷吹数值模拟方案 表3埋入式气-固喷吹数值模拟方案 Table 2 Numerical simulation scheme of submerged gas injection Table 3 Numerical simulation scheme of submerged Serial number Installation angle/() Gas flow rate/(m3-h) gas-solid injection Serial Installation Gas flow Powder injection 0 200 number angle/() rate/(m2.h) rate/(kgmin) 0 400 o 200 10 3 0 600 2 10 400 10 5 200 3 10 600 10 5 400 6 5 600 10 200 模型实验平台，如图2所示.利用水形态的可记录 10 400 性，实时监测冲击形貌.本实验研究喷枪安装角 9 10 600 度、喷吹气体流量对熔池内气体喷吹射流运动轨 b 小 200 迹的影响，并对比研究了喷粉速率对熔池内气体 15 400 射流穿透特性的作用规律.具体实验方案见表4 15 600 和表5. Injector Valve Flowmeter Camera Air Water model tank Air compressor Powder tank Valve 图2水模型实验平台 Fig.2 Water model experiment platform 表4埋入式气体喷吹水模型实验方案 与纯气体射流喷吹速度场类似，在喷枪出口处气一 Table 4 Water model experiments scheme of submerged gas injection 固射流具有较大的初速度，受钢液阻力及浮力作 Variable Installation angle/() Gas flow rate/(m3.h) 用伴随强烈的能量交换射流速度逐渐衰减并开始 Parameter 0,5,10,15 3.5,8.10,12,15 上浮直至由熔池表面溢出.与纯气体射流喷吹不 同，喷枪出口处气-固射流速度较纯气体射流速度 长方体熔池模型使用透明有机玻璃制作，长 小，主要原因在于：与纯气体不同，粉气流作为一 700mm,宽400mm,高900mm.喷枪使用不锈钢 种连续介质，其密度较气体密度大，在喷枪出口处 直管制作，外径6mm,内径4mm.气体流量采用 射流速度偏低.此时，虽然其出口速度变小，但喷 转子流量计控制.转子流量计、喷射器及喷枪之 吹系统的高压势能将转换为粉剂颗粒的动能，使 间均用PVC胶管连接，喷枪通过橡胶塞固定，橡胶 得气-固射流具有更大的冲击动能.从图3可知， 塞中心钻取不同角度的通孔，进而改变喷枪在熔 粉剂加入后气-固射流速度衰减速度变慢，由于气- 池内的喷吹角度 固射流较纯气流具有更大的冲击动量，故其在水 3实验结果分析 平及竖直方向具有更大的冲击深度 图4为埋入式气-固喷吹纯空气喷吹和空气+ 3.1 埋入式气-固喷吹射流轨迹分析 粉剂(SO2粉)射流形态对比.对比发现，在相同气 图3为熔池内气-固喷吹射流速度分布云图 体喷吹流量的条件下，粉剂的加入能够提高气-固 表5埋入式气-固喷吹水模型实验方案 Table5 Water model experiments scheme of submerged gas-solid injection Variable Installation angle/() Gas flow rate/(m3.h) Installation depth/mm Powder injection rate/(g'min) Parameter 0,10 10 200 20.40.60

模型实验平台，如图 2 所示. 利用水形态的可记录 性，实时监测冲击形貌. 本实验研究喷枪安装角 度、喷吹气体流量对熔池内气体喷吹射流运动轨 迹的影响，并对比研究了喷粉速率对熔池内气体 射流穿透特性的作用规律. 具体实验方案见表 4 和表 5. 长方体熔池模型使用透明有机玻璃制作，长 700 mm，宽 400 mm，高 900 mm. 喷枪使用不锈钢 直管制作，外径 6 mm，内径 4 mm. 气体流量采用 转子流量计控制. 转子流量计、喷射器及喷枪之 间均用 PVC 胶管连接，喷枪通过橡胶塞固定，橡胶 塞中心钻取不同角度的通孔，进而改变喷枪在熔 池内的喷吹角度. 3    实验结果分析 3.1    埋入式气–固喷吹射流轨迹分析 图 3 为熔池内气–固喷吹射流速度分布云图. 与纯气体射流喷吹速度场类似，在喷枪出口处气– 固射流具有较大的初速度，受钢液阻力及浮力作 用伴随强烈的能量交换射流速度逐渐衰减并开始 上浮直至由熔池表面溢出. 与纯气体射流喷吹不 同，喷枪出口处气–固射流速度较纯气体射流速度 小，主要原因在于：与纯气体不同，粉气流作为一 种连续介质，其密度较气体密度大，在喷枪出口处 射流速度偏低. 此时，虽然其出口速度变小，但喷 吹系统的高压势能将转换为粉剂颗粒的动能，使 得气–固射流具有更大的冲击动能. 从图 3 可知， 粉剂加入后气–固射流速度衰减速度变慢，由于气– 固射流较纯气流具有更大的冲击动量，故其在水 平及竖直方向具有更大的冲击深度. 图 4 为埋入式气–固喷吹纯空气喷吹和空气+ 粉剂（SiO2 粉）射流形态对比. 对比发现，在相同气 体喷吹流量的条件下，粉剂的加入能够提高气–固 表 2    埋入式气体喷吹数值模拟方案 Table 2    Numerical simulation scheme of submerged gas injection Serial number Installation angle/(°) Gas flow rate/(m3 ·h−1) 1 0 200 2 0 400 3 0 600 4 5 200 5 5 400 6 5 600 7 10 200 8 10 400 9 10 600 10 15 200 11 15 400 12 15 600 表 3    埋入式气–固喷吹数值模拟方案 Table 3    Numerical  simulation  scheme  of  submerged gas–solid injection Serial number Installation angle/(°) Gas flow rate/(m3 ·h−1) Powder injection rate/(kg·min−1) 1 10 200 10 2 10 400 10 3 10 600 10 表 4    埋入式气体喷吹水模型实验方案 Table 4    Water model experiments scheme of submerged gas injection Variable Installation angle/(°) Gas flow rate/(m3 ·h−1) Parameter 0, 5, 10, 15 3, 5, 8, 10, 12, 15 表 5 埋入式气–固喷吹水模型实验方案 Table 5 Water model experiments scheme of submerged gas–solid injection Variable Installation angle/(°) Gas flow rate/(m3 ·h−1) Installation depth/mm Powder injection rate/(g·min−1) Parameter 0, 10 10 200 20, 40, 60 Air compressor Valve Flowmeter Air tank Valve Powder tank Camera Injector Water model 图 2    水模型实验平台 Fig.2    Water model experiment platform · 50 · 工程科学学报，第 42 卷，增刊 1

魏光升等：金属熔池埋人式气-固喷吹冲击的特征规律 51 Velocity-magnitude:1235102050100150200250300350400450500 Gas injection Gas-solid injection 600m3-h-1 400m3.h-1 200m3h- 图3埋入式气-固喷吹数值模拟速度分布云图 Fig.3 Velocity distribution nephogram of numerical simulation of submerged gas-solid injection (b) 240 -○-200m3-h-1 200 -△-400m3h-1 -▣-600m3.h-l 160 图4气体喷吹与埋入式气-固喷吹冲击效果对比.()纯空气喷吹： 号120 (b)空气+粉剂(SiO2粉) 80F Fig.4 Comparison of the impact effect between submerged gas-solid ■ injection and gas injection:(a)pure air injection,(b)air powder(SiO2 powder) 喷吹射流冲击动能，进而延长射流冲击深度：同时 0 0 5 10 15 在相同喷枪埋入深度的条件下，气-固射流液面上 Installation angles of submerged nozzles/() 方水花溅起高度小于纯气体喷吹，熔池内液体能 困5埋入式气体喷吹竖直冲击深度随气体流量和喷枪安装角度的 够更有效吸收气-固射流的动能，搅拌效果优于纯 变化 空气喷吹.与纯气体喷吹相比，喷吹粉剂时熔池内 Fig.5 Variation of vertical impact depth of the submerged gas injection with the gas flow rates and installation angles of the submerged nozzle 气泡更小，熔池内气液界面增大，气体及聚集在气 体表面的粉剂能够更有效地参与反应 3.2埋入式气体喷吹射流影响因素分析 500 -○-200m3.h- 图5为竖直冲击深度随气体流量和喷枪安装 450 -△-400m3h- 角度的变化情况.可知，气体喷吹流量由200m3h1 400 -☐-600m3.h- 增加至600m3h,当喷枪安装角度为0时，竖直 冲击深度增加约33mm,当喷枪安装角度为15时， 7 竖直冲击深度增加约133mm,增大幅度明显.同 口 时当喷枪安装角度由0增加至15°，当气体喷吹流 250 量为200m3h时，竖直冲击深度增加约61mm, 200 当气体喷吹流量为600m3h时，竖直冲击深度增 150 加约162mm,增大幅度明显. 0 15 Installation angles of submerged nozzle/() 图6为水平冲击深度随气体流量和喷枪安装 图6熔池内气体喷吹水平冲击深度随气体流量和喷枪安装角度变化 角度的变化情况.可以发现，当喷枪安装角度一定 Fig.6 Variation of horizontal impact depth of the submerged gas 时，随着气体喷吹流量变大，熔池内射流水平冲击 injection with the gas flow rates and installation angles of the submerged 深度明显变大：而当气体喷吹流量一定时，随着喷 nozzle

喷吹射流冲击动能，进而延长射流冲击深度；同时 在相同喷枪埋入深度的条件下，气–固射流液面上 方水花溅起高度小于纯气体喷吹，熔池内液体能 够更有效吸收气–固射流的动能，搅拌效果优于纯 空气喷吹. 与纯气体喷吹相比，喷吹粉剂时熔池内 气泡更小，熔池内气液界面增大，气体及聚集在气 体表面的粉剂能够更有效地参与反应. 3.2    埋入式气体喷吹射流影响因素分析 图 5 为竖直冲击深度随气体流量和喷枪安装 角度的变化情况. 可知，气体喷吹流量由 200 m3 ·h−1 增加至 600 m3 ·h−1，当喷枪安装角度为 0°时，竖直 冲击深度增加约 33 mm，当喷枪安装角度为 15°时， 竖直冲击深度增加约 133 mm，增大幅度明显. 同 时当喷枪安装角度由 0°增加至 15°，当气体喷吹流 量为 200 m3 ·h−1 时，竖直冲击深度增加约 61 mm， 当气体喷吹流量为 600 m3 ·h−1 时，竖直冲击深度增 加约 162 mm，增大幅度明显. 图 6 为水平冲击深度随气体流量和喷枪安装 角度的变化情况. 可以发现，当喷枪安装角度一定 时，随着气体喷吹流量变大，熔池内射流水平冲击 深度明显变大；而当气体喷吹流量一定时，随着喷 Velocity-magnitude: Gas injection Gas-solid injection 600 m3 ·h−1 400 m3 ·h−1 200 m3 ·h−1 1 2 3 5 10 20 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 图 3    埋入式气−固喷吹数值模拟速度分布云图 Fig.3    Velocity distribution nephogram of numerical simulation of submerged gas–solid injection (a) (b) 图 4    气体喷吹与埋入式气−固喷吹冲击效果对比. （a）纯空气喷吹； （b）空气+粉剂（SiO2 粉） Fig.4     Comparison  of  the  impact  effect  between  submerged  gas –solid injection and gas injection: (a) pure air injection; (b) air + powder (SiO2 powder) 0 5 10 15 0 40 80 120 160 200 240 Vertical impact depth/mm Installation angles of submerged nozzles/(°) 200 m3 ·h−1 400 m3 ·h−1 600 m3 ·h−1 图 5    埋入式气体喷吹竖直冲击深度随气体流量和喷枪安装角度的 变化 Fig.5    Variation of vertical impact depth of the submerged gas injection with the gas flow rates and installation angles of the submerged nozzle 0 5 10 15 150 200 250 300 350 400 450 500 Horizontal impact depth/mm Installation angles of submerged nozzle/(°) 200 m3 ·h−1 400 m3 ·h−1 600 m3 ·h−1 图 6    熔池内气体喷吹水平冲击深度随气体流量和喷枪安装角度变化 Fig.6     Variation  of  horizontal  impact  depth  of  the  submerged  gas injection with the gas flow rates and installation angles of the submerged nozzle 魏光升等： 金属熔池埋入式气–固喷吹冲击的特征规律 · 51 ·

52 工程科学学报.第42卷，增刊1 枪安装角度的增大，熔池内射流水平冲击深度明 体射流在水平方向上冲击深度较小，所以在现场 显减少.由图6可知，气体喷吹流量由200m3h1 生产过程中需选择合理的喷枪埋人深度及安装 增加至600m3h,当喷枪安装角度为0时，水平 角度 冲击深度增加约219mm,当喷枪安装角度为 3.3粉剂颗粒对埋入式气体喷吹射流的影响 15时，水平冲击深度增加约68mm,增大幅度逐渐 图7为喷枪安装角度为10时气体与气-固喷 减少.另一方面，喷枪安装角度由0增加至15°，当 吹冲击深度对比情况.由图可知，随着粉剂的加 喷吹流量为200m3h时，水平冲击深度减少约 入，气-固射流的冲击深度比纯气体射流无论在水 44mm,当喷吹流量为600m3h时，水平冲击深度 平方向和竖直方向均有较为明显的提升，且随着 减少约195mm,减小幅度明显增大.虽然随喷 气体流量的增加冲击深度增加幅度较大.在本实 枪安装角度增大，气体射流在熔池内运动距离更 验中，随着气体流量增加，气-固喷吹粉气比减小， 长，更有利于对熔池内钢液进行搅拌，但会导致气 气-固喷吹射流冲击动能较气体喷吹变化明显 500 250 (a) Gas injection (b) Gas injection Gas-solid injection (10 kg min-) Gas-solid injection(10 kgmin-) 400 200 338.52 301.68% 150.84 300 267.84 150 133.68 241.682 200 181.44194.76 100 83.6491.68 60.0062.52 100 200 400 600 200 400 600 Gas flow rate/(m3h) Gas flow rate/(m3.h) 图7()埋人式气-固喷吹与气体喷吹水平冲击深度数值模拟结果对比：(b)埋人式气-固喷吹与气体喷吹竖直冲击深度数值模拟结果对比 Fig.7 Comparison of the numerical simulation results of(a)horizontal impact depth between submerged gas-solid injection and gas injection and (b)vertical impact depth between submerged gas-solid injection and gas injection 图8为气体喷吹流量为12m3h1时，粉剂喷 竖直冲击深度增加 吹速率对熔池内气体喷吹射流冲击深度的影响 4结论 可以发现，相较于纯气体喷吹，气-固喷吹无论是 水平还是竖直冲击深度都要更远，且喷吹少量粉 本文基于数值模拟和水模型实验研究分析了金 剂就可使冲击深度发生较为明显的变化，且在一 属熔池埋入式气体喷吹和气-固喷吹的冲击特征规 定范围内随着粉剂喷吹量的增加，射流的水平及 律，分析了粉剂颗粒对气体射流冲击特性的影响 520(a) ☐0° 45 ▣ b)0° ---0 --0 ○10° O10° 0 480 35 Q 440 30 ◇ 25 400 20 360 10 G 320 20 40 60 20 40 60 Powder injection rate/(g-min) Powder injection rate/(g-min) 图8()水平冲击深度随喷粉速率的变化：(b)竖直冲击深度随喷粉速率的变化 Fig.8 Relation impact depth and powder injection rate:(a)horizontal impact depth;(b)vertical impact depth

枪安装角度的增大，熔池内射流水平冲击深度明 显减少. 由图 6 可知，气体喷吹流量由 200 m3 ·h−1 增加至 600 m3 ·h−1，当喷枪安装角度为 0°时，水平 冲 击 深 度 增 加 约 219  mm， 当 喷 枪 安 装 角 度 为 15°时，水平冲击深度增加约 68 mm，增大幅度逐渐 减少. 另一方面，喷枪安装角度由 0°增加至 15°，当 喷吹流量为 200 m3 ·h−1 时，水平冲击深度减少约 44 mm，当喷吹流量为 600 m3 ·h−1 时，水平冲击深度 减少约 195 mm，减小幅度明显增大. 虽然随喷 枪安装角度增大，气体射流在熔池内运动距离更 长，更有利于对熔池内钢液进行搅拌，但会导致气 体射流在水平方向上冲击深度较小，所以在现场 生产过程中需选择合理的喷枪埋入深度及安装 角度. 3.3    粉剂颗粒对埋入式气体喷吹射流的影响 图 7 为喷枪安装角度为 10°时气体与气–固喷 吹冲击深度对比情况. 由图可知，随着粉剂的加 入，气–固射流的冲击深度比纯气体射流无论在水 平方向和竖直方向均有较为明显的提升，且随着 气体流量的增加冲击深度增加幅度较大. 在本实 验中，随着气体流量增加，气–固喷吹粉气比减小， 气–固喷吹射流冲击动能较气体喷吹变化明显. 181.44 241.68 301.68 194.76 267.84 338.52 200 400 600 0 100 200 300 400 500 (a) Horizontal impact depth/mm Gas flow rate/(m3 ·h−1 ) Gas injection Gas-solid injection (10 kg·min−1 ) Gas flow rate/(m3 ·h−1 ) 60.00 83.64 133.68 62.52 91.68 150.84 200 400 600 0 50 100 150 200 250 (b) Vertical impact depth/mm Gas injection Gas-solid injection (10 kg·min−1 ) 图 7    （a）埋入式气−固喷吹与气体喷吹水平冲击深度数值模拟结果对比；（b）埋入式气−固喷吹与气体喷吹竖直冲击深度数值模拟结果对比 Fig.7     Comparison  of  the  numerical  simulation  results  of  (a)  horizontal  impact  depth  between  submerged  gas –solid  injection  and  gas  injection  and (b) vertical impact depth between submerged gas–solid injection and gas injection 图 8 为气体喷吹流量为 12 m3 ·h−1 时，粉剂喷 吹速率对熔池内气体喷吹射流冲击深度的影响. 可以发现，相较于纯气体喷吹，气–固喷吹无论是 水平还是竖直冲击深度都要更远，且喷吹少量粉 剂就可使冲击深度发生较为明显的变化，且在一 定范围内随着粉剂喷吹量的增加，射流的水平及 竖直冲击深度增加. 4    结论 本文基于数值模拟和水模型实验研究分析了金 属熔池埋入式气体喷吹和气–固喷吹的冲击特征规 律，分析了粉剂颗粒对气体射流冲击特性的影响. 0 20 40 60 320 360 400 440 480 520 (a) 0° 10° Horizontal impact depth/mm Powder injection rate/(g·min−1 ) Powder injection rate/(g·min−1 ) 0 20 40 60 5 10 15 20 25 30 35 40 45 (b) 0° 10° Vertical impact depth/mm 图 8    （a）水平冲击深度随喷粉速率的变化；（b）竖直冲击深度随喷粉速率的变化 Fig.8    Relation impact depth and powder injection rate: (a) horizontal impact depth; (b) vertical impact depth · 52 · 工程科学学报，第 42 卷，增刊 1

魏光升等：金属熔池埋人式气-固喷吹冲击的特征规律 53 (1)当喷枪安装角度一定时，随着气体喷吹流 power electric arc fumace.Spec Steel,2001,22(5):1 量增大，熔池内射流水平和竖直冲击深度增加. (间立懿.现代超高功率电弧炉的技术特征.特殊钢，2001， (2)当气体喷吹流量一定时，随着喷枪安装角 22(5):1) [11]Dong K,Wei G S,Chang J,et al,Fluid flow characteristics of 度的增大，熔池内射流竖直冲击深度增加，而水平 molten bath with bottom-blowing in EAF steelmaking,Chin/Eng, 冲击深度减少 2018.40(Suppl1):93 (3)相比于熔池内气体喷吹，本研究熔池内气- (董凯魏光升，常军，等.底吹条件下电弧炉炼钢熔池的流体流 固喷吹条件（稀相输送）下，粉剂颗粒使得气-固射 动特性.工程科学学报，2018,40（增刊1）：93) 流具有更大的冲击动能，因此，可以产生更大的水 [12]Ma G H,Zhu R,Liu R Z,et al.Development and application of 平和竖直冲击深度 electric arc furnace composite blowing technology.Ind Heat, 2015,44(2):1 参考文献 (马国宏，朱荣，刘润藻，等.电弧炉炼钢复合吹炼技术的发展及 应用.工业加热，2015,44(2)：1) [1]Ikei Mori.Electric Arc Furnace Steelmaking.Translated by Zhu G L.Beijing:Metallurgical Industry Press,2006 [13]He Q,Guo Z.Technical development of increasing oxygen used in (森井廉.电弧炉炼钢法.朱果灵，译.北京：治金工业出版社， EAF process.JIron Steel Res,2004,16(5):1 2006) (贺庆，郭征.电弧炉炼钢强化用氧技术的进展.钢铁研究学报， [2]Zhu R,Wei G S,Tang T P.Technologies of purification 2004,16(5):1) production in electric arc fumace steelmaking processes. [14]Alam M,Irons G,Brooks G,et al.Inclined jetting and splashing in Steelmaking,2018,34(1):10 electric arc furnace steelmaking./SI//nt,2011,51(9):1439 (朱荣，魏光升，唐天平.电弧炉炼钢流程洁净化冶炼技术.炼钢， [15]Hirt C W,Nichols B D.Volume of fluid (VOF)method for the 2018,34(1):10) dynamics of free boundaries.Comput Phys,1981,39(1):201 [3]He C L.Zhu R,Dong K.et al.Decarburization model of EAF [16]Mu Z W,Zhang Z Y,Zhao T.Numerical simulation of 3-D flow steelmaking based on fume composition detecting.J Univ Sci field of spillway based on VOF method.Procedia Eng,2012,28: Technol Beijing,2010,32(12):1537 808 (何春来，朱荣，董凯，等.基于烟气成分分析的电弧炉炼钢脱碳 [17]Kleefsman K MT,Fekken G,Veldman A E P,et al.A Volume-of- 模型.北京科技大学学报，2010,32(12)：1537) Fluid based simulation method for wave impact problems. [4]Sandberg E,Lennox B.Undvall P.Scrap management by Comput Phys,,2005,206(1):363 statistical evaluation of EAF process data.Control Eng Pract, [18]Wijayanta A T,Alam M S,Nakaso K,et al.Combustibility of 2007,15(9):1063 biochar injected into the raceway of a blast fumace.Fuel Process [5]Zhang JL,Liu Y Q.Zhang Z W,et al.A new high quality EAF Technol,2014,117:53 charge.Int J Miner Metall Mater,2001,(1):20 [19]Peters B.Measurements and application of a discrete particle [6]Dankwah J R,Koshy P,Sahajwalla V.Reduction of FeO in EAF model (DPM)to simulate combustion of a packed bed of steelmaking slag by blends of metallurgical coke and end-of-life individual fuel particles.Combust Flame,2002,131(1-2):132 polyethylene terephthalate.Ironmaking Steelmaking,2014,41(6): [20]Li Q,Li MM,Kuang S B,et al.Numerical simulation of the 401 interaction between supersonic oxygen jets and molten slag-metal [7]Dong K,Zhu R,Liu W J,et al.Influencing factors of EAF off-gas bath in steelmaking BOF process.Metall Mater Trans B,2015, composition.JUniv SciTechnol Beijing,2011,33(Suppl 1):77 46(3):1494 (董凯，朱荣，刘文娟，等.电弧炉炉气成分的影响因素北京科 [21]Lv M,Zhu R,Guo Y G,et al.Simulation of flow fluid in the BOF 技大学学报，2011,33（增刊1）上77) steelmaking process.Metall Mater Trans B,2013,44(6):1560 [8]Wei G S,Zhu R,Wu X T,et al.Technological innovations of [22]Li MM,Li Q,Kuang S B,et al.Transferring characteristics of carbon dioxide injection in EAF-LF steelmaking.JOM,2018 momentum/energy during oxygen jetting into the molten bath in 70(6):969 BOFs:a computational exploration.Stee/Res Int,2016,87(3): [9]Zhu R,Hu S Y,Dong K,et al.A kind of Bottom Blowing Element 288 for Oxygen Supply and Powder Injection at the Bottom of [23]Feng Y Q,Yu A B.Assessment of model formulations in the Comverter:China Patent,CN201610620240.0.2017-02-08 discrete particle simulation of gas-solid flow.Ind Eng Chem Res, (朱荣，胡绍岩，董凯，等.一种用于转炉底部供氧喷粉的底吹元 2004.43(26):8378 件：中国专利，CN201610620240.0.2017-02-08) [24]Miyata M,Higuchi Y.Fluid dynamics analysis of gas jet with [10]Yan L Y.Technology characteritics of contemporary ultra-high- particles.ISIJ Int,2017,57(10):1742

（1）当喷枪安装角度一定时，随着气体喷吹流 量增大，熔池内射流水平和竖直冲击深度增加. （2）当气体喷吹流量一定时，随着喷枪安装角 度的增大，熔池内射流竖直冲击深度增加，而水平 冲击深度减少. （3）相比于熔池内气体喷吹，本研究熔池内气– 固喷吹条件（稀相输送）下，粉剂颗粒使得气–固射 流具有更大的冲击动能，因此，可以产生更大的水 平和竖直冲击深度. 参    考    文    献 Ikei Mori. Electric Arc Furnace Steelmaking. Translated by Zhu G L. Beijing: Metallurgical Industry Press, 2006 （森井廉. 电弧炉炼钢法. 朱果灵, 译. 北京: 冶金工业出版社, 2006） [1] Zhu  R,  Wei  G  S,  Tang  T  P.  Technologies  of  purification production  in  electric  arc  furnace  steelmaking  processes. Steelmaking, 2018, 34（1）: 10 （朱荣, 魏光升, 唐天平. 电弧炉炼钢流程洁净化冶炼技术. 炼钢, 2018, 34（1）：10） [2] He  C  L,  Zhu  R,  Dong  K,  et  al.  Decarburization  model  of  EAF steelmaking  based  on  fume  composition  detecting. J Univ Sci Technol Beijing, 2010, 32（12）: 1537 （何春来, 朱荣, 董凯, 等. 基于烟气成分分析的电弧炉炼钢脱碳 模型. 北京科技大学学报, 2010, 32（12）：1537） [3] Sandberg  E,  Lennox  B,  Undvall  P.  Scrap  management  by statistical  evaluation  of  EAF  process  data. Control Eng Pract, 2007, 15（9）: 1063 [4] Zhang J L, Liu Y Q, Zhang Z W, et al. A new high quality EAF charge. Int J Miner Metall Mater, 2001, 8（1）: 20 [5] Dankwah J R, Koshy P, Sahajwalla V. Reduction of FeO in EAF steelmaking  slag  by  blends  of  metallurgical  coke  and  end-of-life polyethylene terephthalate. Ironmaking Steelmaking, 2014, 41（6）: 401 [6] Dong K, Zhu R, Liu W J, et al. Influencing factors of EAF off-gas composition. J Univ Sci Technol Beijing, 2011, 33(Suppl 1): 77 （董凯, 朱荣, 刘文娟, 等. 电弧炉炉气成分的影响因素. 北京科 技大学学报, 2011, 33(增刊1): 77） [7] Wei  G  S,  Zhu  R,  Wu  X  T,  et  al.  Technological  innovations  of carbon  dioxide  injection  in  EAF-LF  steelmaking. JOM,  2018, 70（6）: 969 [8] Zhu R, Hu S Y, Dong K, et al. A kind of Bottom Blowing Element for Oxygen Supply and Powder Injection at the Bottom of Converter: China Patent, CN201610620240.0. 2017-02-08 （朱荣, 胡绍岩, 董凯, 等. 一种用于转炉底部供氧喷粉的底吹元 件: 中国专利, CN201610620240.0. 2017-02-08） [9] [10] Yan  L  Y.  Technology  characteritics  of  contemporary  ultra-high￾power electric arc furnace. Spec Steel, 2001, 22（5）: 1 （阎立懿. 现代超高功率电弧炉的技术特征. 特殊钢, 2001, 22（5）：1） Dong  K,  Wei  G  S,  Chang  J,  et  al,  Fluid  flow  characteristics  of molten bath with bottom-blowing in EAF steelmaking, Chin J Eng, 2018, 40(Suppl 1): 93 （董凯, 魏光升, 常军, 等. 底吹条件下电弧炉炼钢熔池的流体流 动特性. 工程科学学报, 2018, 40(增刊1): 93） [11] Ma G H, Zhu R, Liu R Z, et al. Development and application of electric  arc  furnace  composite  blowing  technology. Ind Heat, 2015, 44（2）: 1 （马国宏, 朱荣, 刘润藻, 等. 电弧炉炼钢复合吹炼技术的发展及 应用. 工业加热, 2015, 44（2）：1） [12] He Q, Guo Z. Technical development of increasing oxygen used in EAF process. J Iron Steel Res, 2004, 16（5）: 1 （贺庆, 郭征. 电弧炉炼钢强化用氧技术的进展. 钢铁研究学报, 2004, 16（5）：1） [13] Alam M, Irons G, Brooks G, et al. Inclined jetting and splashing in electric arc furnace steelmaking. ISIJ Int, 2011, 51（9）: 1439 [14] Hirt  C  W,  Nichols  B  D.  Volume  of  fluid  (VOF)  method  for  the dynamics of free boundaries. J Comput Phys, 1981, 39（1）: 201 [15] Mu Z W, Zhang Z Y, Zhao T. Numerical simulation of 3-D flow field of spillway based on VOF method. Procedia Eng, 2012, 28: 808 [16] Kleefsman K M T, Fekken G, Veldman A E P, et al. A Volume-of￾Fluid  based  simulation  method  for  wave  impact  problems. J Comput Phys, 2005, 206（1）: 363 [17] Wijayanta  A  T,  Alam  M  S,  Nakaso  K,  et  al.  Combustibility  of biochar injected into the raceway of a blast furnace. Fuel Process Technol, 2014, 117: 53 [18] Peters  B.  Measurements  and  application  of  a  discrete  particle model  (DPM)  to  simulate  combustion  of  a  packed  bed  of individual fuel particles. Combust Flame, 2002, 131（1-2）: 132 [19] 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 [20] Lv M, Zhu R, Guo Y G, et al. Simulation of flow fluid in the BOF steelmaking process. Metall Mater Trans B, 2013, 44（6）: 1560 [21] Li  M  M,  Li  Q,  Kuang  S  B,  et  al.  Transferring  characteristics  of momentum/energy  during  oxygen  jetting  into  the  molten  bath  in BOFs:  a  computational  exploration. Steel Res Int,  2016,  87（3）: 288 [22] Feng  Y  Q,  Yu  A  B.  Assessment  of  model  formulations  in  the discrete particle simulation of gas-solid flow. Ind Eng Chem Res, 2004, 43（26）: 8378 [23] Miyata  M,  Higuchi  Y.  Fluid  dynamics  analysis  of  gas  jet  with particles. ISIJ Int, 2017, 57（10）: 1742 [24] 魏光升等： 金属熔池埋入式气–固喷吹冲击的特征规律 · 53 ·