转炉氧枪喷头热负荷及冷却分析

李宝宽1张建师1 王芳1 齐凤升1周建安1    ?

（1. 东北大学 材料与冶金学院，辽宁 沈阳 110004）(2. 江苏博际?

 

摘  要：转炉氧枪喷头的射流特性与冷却效果直接决定转炉冶炼效果和设备寿命。本文利用商业软件FLUENT对传统氧枪喷头铜体及其冷却水内部流场进行了流固耦合数值模拟，发现传统氧枪喷头内冷却水流道中存在着流动“死区”，影响了喷头的冷却效果。为了防止喷头变形或烧坏，本文提出在传统的氧枪喷头结构基础上另加有若干条流线型导流筋的改进方案，并对新结构氧枪喷头的冷却效果进行模拟分析，获得了具有旋转流动的冷却水流场分布，同时增加了冷却水的湍流强度，因此强化了喷头的冷却效果。同传统氧枪喷头的冷却效果进行比较，发现改进后喷头端面整体温度平均下降达10℃，从而可大大提高氧枪喷头的使用寿命。

关键词： 氧枪；热负荷；旋流；温度场；数值模拟

Numerical Analysis on Heat Loadings of Oxygen Lance Tips

in Converter

LI Bao-kuan1，ZHANG Jian-shi1，WANG Fang1，QI Feng-sheng1，ZHOU Jian-an1

(1.      School of Materials & Metallurgy, Northeastern University, Shenyang 110004, China. Correspondent: LI bao-kuan, E-mail: libk@smm.neu.edu.cn)

(2.      ?)

Abstract：The metallurical efficiency and life of oxygen lance tips depend on oxygen jet and cooling water flows in the lance tips. This paper presented a numerical analysis on fluid-solid conjuncted heat transfer and flow of cooling water in oxygen lance tips, using commercial software FLUENT. The results show there are some dead zones in flow passage of conventional oxygen lance tips, so that the cooling effect is not enough. In order to prevent deformation or damage and reasonably distribute the cooling flows, it is proposed that a number of blades are fixed at the cooling water flow passage. Swirling flow is produced and turbulence intensity increased, thus the cooling of tips is reinforced. Numerical results show that the temperature in face of tips fall about 10℃.

Key words：oxygen lance；heat loading；swirling flow；temperature field；numerical simulation

 

纯铜氧枪喷头是转炉炼钢用氧枪的关键设备[1]，氧枪喷头工艺参数和寿命对提高钢的产量、质量和降低生产成本至关重要。氧枪喷头的工艺参数的寻优与结构优化和使用等问题，受到炼钢界的极大关注。Tago等[2-3]研究了氧气射流规律及衰减特性，发现氧气射流长度及其其它特性由喷氧孔出口直径和炉内气氛决定。张春霞、蔡志鹏等[4]在转炉氧枪超音速射流速度衰减和分布参数的研究中，基于湍流射流理论，得到了速度关系参数与喷头出口马赫数和滞止压力的关系。Higuchi[5]等分别用热态和冷态试验分析了氧气射流特性及其对转炉熔池的影响。钟良才等[6]通过冷态模拟试验发现采用旋流（射流）氧枪喷头能够提升溅渣护炉效果，使溅渣率提升为原来的2倍。Robertson等[7-8]对喷头内冷却水的流动进行了数值模拟，得出喷头冷却水流动特性。Hemphill[9]提出通过调整喷头材料成分能够减少喷头腐蚀，可以延长喷头使用寿命。Swift等[10-13]研究了氧气射流同渣层的相互作用，并提出了合适的枪位能够延长喷头使用寿命。

然而,喷头在吹炼期间要承受炉内钢液的热辐射和渣流以及金属液滴的冲刷,其端面承受很高的热负荷。以热电偶进行的实际测定表明，其端面和侧面的热流密度分别达(0.9～1.4)MW/m2和(0.6～1.1)MW/m2[7]，因此，必须对喷头进行有效冷却，否则喷头在使用过程中会发生热变形，造成喷射流量下降，多股射流掺混现象严重，并伴随射流速度的降低，甚至喷头很快被烧坏。本工作中，根据实际氧枪喷头，对枪头铜体及冷却水流动进行了流固耦合模拟分析。通过模拟发现，掌握冷却水流动及传热规律，能够保证氧枪喷头冶金特性，延长氧枪喷头寿命。

1 数值模型

如图1所示为氧枪喷头结构，本工作采用PRO/E建立氧枪喷头模型，然后导入FLUENT划分网格，网格划分如图2所示。由于氧枪喷头和冷却水流道的几何形状比较复杂，我们采用非结构网格划分方法，而无缝钢管部分则采用结构网格划分方法。有限单元数总计为574207个。

(a) 氧枪喷头
 

(b) 冷却水流道
 
  

图1氧枪喷头实物图                                    图2 计算区域网格划分

Fig.1 The entity of oxygen lance tip                    Fig.2 The grid mesh for computing area

 

1.1控制方程

流体的连续方程：                                                              (1)

流体的动量方程：                (2)

流体－固体共用的能量方程：                               (3)

其中为i,j,k三个方向的速度，为湍流有效粘度，为普朗特数，为湍流普朗特数。

本文中采用SIMPLEC算法求解。流动方程、湍流方程及能量方程均选择二阶迎风差值格式。收敛判定为动量方程、连续方程、湍动能k和耗散率等均为10－3，能量方程为10－6。

1.2边界条件

在本文中给定氧枪喷头外壁面边界条件为综合了对流换热和辐射传热的综合换热边界条件。给定对流来源温度为2200K，对流换热系数100w/(m2·K)，并给定辐射源温度为2200K，辐射系数为0.9。与氧气内部射流相邻的内壁面设定来流温度为270K，对流换热系数为50w/(m2·K)。进口设定为压力进口边界条件，进口压力为12atm，静压为11.9atm，出口为压力出口边界条件，出口压力拟定为11.5atm。回流温度为350K。

流固耦合边界采用第三类边界条件。

2 结果及分析

2.1 氧枪喷头结构改进前

本文中所用的氧枪喷头是针对某钢铁公司的180t转炉设计的，其几何相关尺寸如表1，氧枪特性参数如表2。

如图3所示，通过将模拟的喷头铜体端面温度分布(图3中的(a)图)同实际使用中的报废喷头(图3中的(b)图)的端面进行对比发现，在模拟结果中显示的高温区域，即喷头铜体端面的中心鼻探子部位以及喷头周边区域，就是喷头铜体容易损坏的部位。从该图我们可以看出本模拟具有很高的可信度。

 

表1 喷头的尺寸参数

Table 1 The dimension parameter for lance tip

项目

相关尺寸

孔数n

个

4

入口径d1

mm

53

喉口径dc

mm

44

出口径d2

mm

59

入口长L1

mm

35

喉口长Lc

mm

4.4

扩张段L2

mm

107

出口长L3

mm

12

喷嘴长L

mm

158.4

扩张角β

°

3.6

孔倾角γ

°

12

二孔半角

°

8

氧管径D1

mm

159

进水管D2

mm

245

出水管D3

mm

299

喷孔壁厚

mm

8

喷头端厚

mm

12

表2 氧枪设计特性参数

Table 2 The characteristic parameter for the design of oxygen lance

参数

水量

进水速度

出水速度

氧量

氧压

马赫数

单位

 

设计值

216

2.721

3.803

619.336

10.5

2.127

（a）
 

（b）
 
  

图3拟喷头与实际喷头对比图 (a)局部剖面  (b)整体外部端面

Fig.3 The oxygen lance comparation between the one simulated and the one in use

从图4（a）可以看出：喷头鼻子附近相应的冷却水速度较低，所以冷却效果较差，而喷孔周边的高温还因为喷氧孔出口区域也同样遭受着和喷头一样的热效应。另外从图4（b）可以看到在喷头冷却水流道中有一些流动区区域的冷却水速度很低，致使冷却效果很差，形成了我们通常所说的“死区”。正是因为这些“死区”导致喷头冷却效果不好，大大缩短了喷头的寿命。

（b）
 

（a）
 

图4冷却水流道内对称面上 (a)速度矢量分布 和 (b)迹线分布

Fig.4 (a) The velocity vector and (b) the path lines distribution in symmetry in cooling water flow passage

2.2 氧枪喷头结构改进后

为了能够产生具有良好水流特性的水流形式，强化喷头传热，延长喷头寿命，本文提出一种新型转炉氧枪喷头结构[14]，它包括传统的氧枪喷头结构，其特征在于另加有若干条流线型导流筋，使冷却水产生旋流。几何模型如图5所示。

（a）改进前喷头结构           （b）改进后喷头结构

图5氧枪喷头结构改进

Fig.5 The improvement for oxygen lance tip

在该结构中，在导流筋的导向作用下，入口的水流得到了合理的组织，使得冷却水以旋流形式流入喷头流道当中。由于旋流的强湍流特性，使得冷却水以很大的速度最大限度的流过喷头的各个流道区域，不仅能够大幅减少“死区”区域数量和面积，还能在很多关键区域产生较原冷却水流速大很多的流动。

表3 改进前后喷头端面温度对比

Table 3 The comparison of temperature in the face of tip between conventional and new

项目

中心温度

喷孔周边温度

喷孔断面温度

喷头端面周线温度

温度范围

最低

最高

最低

最高

最低

最高

最低

最高

改进前

423

432

396

441

351

369

369

389

改进后

389

406

389

423

346

363

380

414

从表3可以看出，改进后使得喷头端面整体平均温降达10℃左右，而喷头热负荷最大的鼻探子（中心区域）温度下降达30℃左右之多，这能够大大延长喷头的使用寿命。

如图6所示，在喷头改进后，喷头内环端面，和冷却水进喷头端部的端面内产生了较强的旋转流动，这些具有强湍流特性的旋转流动的形成，大大减少了冷却水流动的死区区域，使得冷却水以更大的速度流经喷头端面，带走了更多的热量，最终使得喷头端面整体温度呈明显下降趋势（如表3所示）。另外，从图6中(c)图和(d)图我们可以明显看出，在中间部分冷却水形成了规则的顺时针方向旋转流动。这些旋流的形成大大加强了喷头端部冷却水的湍流性能，减少了死区区域。

 

(a) 改进前内环端面                  (b) 改进前y＝0.09m

 

(c) 改进后内环端面                 (d) 改进后y＝0.09m

图6改进前后速度矢量对比

Fig.6 The velocity vector compare for before improvement and after improvement

3 总结

（1）通过对喷头铜体、无缝钢管及内部流场的流固耦合传热数值模拟，得到喷头内冷却水流动特性及喷头温度分布。发现冷却水流道中存在一定量的流动“死区”，这严重影响了喷头的冷却效果。

（2）针对模拟结果，对原有喷头提出了改进方案，即在传统的氧枪喷头结构基础上另加有若干条流线型导流筋，并对改进后喷头进行了模拟。

（3）对新结构的模拟表明，新结构使冷却水产生了旋转流动，增加了冷却水的湍流性能，因此强化了喷头的冷却效果，使得喷头端面整体平均温降达10℃左右，而喷头热负荷最大的鼻探子（中心区域）温度下降达30℃左右之多，提高了喷头的寿命。

 

参考文献

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2.          Tago, Yukari. Fluid flow analysis of jets from nozzles in top blown process [J], ISIJ International, 2003, 43(2): 209-215.

3.          Malfa, Enrico. Numerical simulation of a supersonic oxygen lance for industrial application in EAFs [J], MPT Metallurgical Plant and Technology International, 2005, 28(2): 44-50.

4.          张春霞，蔡志鹏，马恩祥，涂鸿．多孔氧枪喷头轴线上速度分布特征的研究[J]，化工冶金，1994，15(3)：196-200.

Zhang Chun-xia，Cai Zhi-peng，Ma En-xiang and Tu Hong. Study on the Characteristics of Velocity Distribution along the Centerline of a Multijet Oxygen Lance[J]. Engineering Chemistry & Metallurgy，1994，15(3)：196-200.

5.          Higuchi, Yoshihiko. Effect of lance design on jet behavior and spitting rate in top blown process [J], ISIJ International, 2001, 41(12): 1454-1459.

6.          钟良才，朱英雄等．旋流氧枪喷头对转炉溅渣护炉效果的影响[J]，炼钢，2000，16(6)：45-48.

Zhong Liang-cai，Zhu Ying-xiong，et al. Influence of Oxygen Lance Nozzles with Revolving Holes on Slag Splashing[J]. Steelmaking，2000，16(6)：45-48.

7.          Robertson, T. Computational flow modelling applied to BOS oxygen lance design [J], Ironmaking and Steelmaking, 1989, 16(5): 345-352.

8.          Ma, Xiang-Jun. Numerical simulation on flow behavior of cooling water in oxygen lance [J], Huanan Ligong Daxue Xuebao/Journal of South China University of Technology (Natural Science), 2003, 31(5): p43.

9.          Hemphill, J. B. EFFECT OF LANCE HEAD EROSION ON BASIC OXYGEN FURNACE LINING LIFE [J], Proceedings - National Open Hearth and Basic Oxygen Steel Conference, 1975, 16: 455-464.

10.       Swift, T. BOF bath level measurement for lance height control at the Sparrows Point Plant [J], Iron and Steelmaker (I and SM), 2002, 29(6): 37-40.

11.       McGee, P.; Irons, G.A. The penetration of oxygen lance jets in foaming slags [J], Iron and Steelmaker (I and SM), 2002, 29(1): 56-68.

12.       Lee, M.S.; O'Rourke, S.L.; Molloy, N.A. Fluid flow and surface waves in the BOF [J], Iron and Steelmaker (I and SM), 2002, 29(10): 56-65.

13.       Olivares, Octavio. Physical and mathematical models of gas-liquid dynamics in BOF converters [J], Steelmaking Conference Proceedings, 2002, 85: 737-748.

14.       李宝宽，张建师．专利：一种转炉氧枪喷头结构[ZL]. ZL 2007 20013355.X.