冷卻水導流板厚度對轉爐氧槍噴頭冷卻水流動特性的影響※

李東軒，鄧家慶，張新子，寧會峰

（1.天水岷山機械有限責任公司，甘肅 天水 741000；2.蘭州理工大學機電工程學院，甘肅 蘭州 730050）

1 引言

鍛壓組合式氧槍噴頭是冶金轉爐煉鋼用氧槍的關鍵設備，其性能和壽命直接影響著轉爐煉鋼的生產效率和生產成本[1]。氧氣頂吹轉爐煉鋼對氧槍噴頭的要求可歸結為以下幾點:

（1）提供冶煉所需要的供氧強度。

（2）在足夠高的槍位下，氧射流對鐵水熔池的沖擊能量大，能滿足達到良好冶煉效果所要求的沖擊深度，使得對熔池的攪拌均勻。

（3）在足夠高的槍位下，氧射流對熔池的沖擊作用區域大，使鐵水化學反應均勻。

（4）不致引起大的噴濺，使金屬收得率高。

（5）氧槍噴頭壽命長。

冷卻水導流板作為氧槍結構中隔離進水和出水的關鍵設備，其幾何結構對于冷卻水流在氧槍流道內的分布及流速具有較大的影響。東北大學李寶寬等人通過對傳統氧槍噴頭冷卻水流擋板結構上增加若干導流筋來改變冷卻水的流道狀態，結果使改進后氧槍端面整體溫度平均下降約10℃，大幅提升氧槍噴頭壽命[2]；中鋼集團鞍山熱能研究院有限公司李山宏等人通過分析406 型氧槍噴頭的三種水冷擋板結構，選擇出了符合406型氧槍噴頭的最佳水冷擋板結構[3]。

通過對國內外轉爐冶金煉鋼領域的調研發現，目前對于氧槍噴頭冷卻水擋板結構的研究大多數都以改變幾何結構為主，而對于冷卻水擋板厚度對氧槍噴頭冷卻水流動特性的影響相關研究較少[4,5]。本研究以天水岷山機械有限責任公司最新研發的YP356H（5+1 孔）型氧槍噴頭為研究對象，采用數值模擬方法研究在不同厚度的冷卻水導流板作用下的冷卻水在氧槍流道內的流動特性，從而確定適合該型號氧槍的最佳冷卻水流擋板厚度及冷卻水導流板在氧槍中的位置。

2 數學模型及計算方法

2.1 氧槍噴頭結構

YP356H（5+1 孔）型氧槍噴頭結構主要由底部、上喉一體、冷卻水導流板、氧管、中管、外管六大部件組成，如圖1 所示。

圖1 YP356H（5+1 孔）氧槍噴頭及零部件示意圖

其中，底部與上喉一體的材料為無氧銅（Cu>99.97%）,中管與外管的材料多為20# 鋼，氧管的材料有20# 鋼或304 不銹鋼。本工作采用SOLIDWORKS 建立氧槍噴頭模型，然后利用Flow Simulation 進行冷卻水在氧槍流道內的模擬仿真。由于氧槍噴頭與冷卻水流道的結構比較復雜，因此假設冷卻水在流道內的流動為理想流動，忽略流體在流動中的粘性損失。

2.2 數學模型

綜合考慮本型號氧槍冷卻水流道內水流的流動特性，采用工程中常用的高雷諾數紊流的K-ε 模型進行數值模擬，其控制方程包括時均連續性方程、時均動量方程、紊動能及其耗散率方程[6]。為了研究的方便，同時又能反映問題的本質，對氧槍冷卻水流擋板上端處所在的對稱面進行模擬計算，在二維圓柱坐標系下控制方程的統一形式可寫為

式中：φ 為通用變量，當φ=1，vz，vr，K，ε 時，控制方程分別代表時均連續性方程、z 方向和r方向的時均動量方程、紊動能及其耗散率方程；Гφ為廣義擴散系數；Sφ為廣義源項。Гφ和Sφ的具體形式列于表1。

表1 控制方程中的廣義擴散系數和廣義源項[7]

表1 中：ρ 為流體密度；v 為流體的粘度系數；p 為壓力；μ 為紊流粘度系數；μ=cμK2/ε；veff為有效粘度系數，veff=ν+μ；G 為紊動能的產生項

cμ，c1，c2，σK和σz均為K-ε 模型中的系數，其值列于表2。

表2 紊流K-ε 模型中的系數[7]

2.3 基本假設

（1） 假定冷卻水的流動過程為理想流體，即滿足伯努利方程。

（2） 氧槍噴頭外壁面邊界條件設定不變，壓力設定條件以模型中管與外管的上表面所在的平面為邊界，依據伯努利方程及流體在槍內的平均流速，進口設定為進口邊界條件，設置為0.3 MPa，出口設定為壓力出口邊界條件[8]。各零件配合時根據實際工件情況，選擇所建模的主要平面之間的距離來控制。

2.4 模型求解

將建好模的氧槍噴頭各零部件依據實際工況進行組裝。因本次模擬實際是以探究冷卻水導流板為主，故實際組裝時忽略部分配合結構，以實際產品的結構進行組裝，從而模擬出更貼近實際工況的實驗數據。

模型求解利用Flow Simulation，通過設置邊界條件及流體的流動狀態參數，計算中采用非均勻剖分網格，通過不同的迭代次數對模型進行網格劃分，計算出氧槍噴頭幾何機構在相同工況參數條件下，槍內流體場的排布情況，同時得到等速度梯度線，進而得到噴頭各位置速度參數，從側面反映出換熱速率的大小。

2.5 參數設定

本研究中所用氧槍噴頭為某鋼鐵公司210 t轉爐使用。氧槍設計特性參數：平均出鋼量：230-235 t；噴孔數：5+1 孔；中心傾角：15°；馬赫數：中心2.04，圓周2.06；喉口直徑?36.5，出口直徑?48.2；圓周喉口直徑?44.1，出口直徑?58.8；氧流量：50 000 Nm3/h；氧氣工作壓力：0.92 MPa

3 結果與分析

本次工作中，以冷卻水流擋板上孔結構處軸心線厚度δ 為變量，冷卻水流擋板底端距噴頭底端所在的平面的距離h 為配合尺寸，為不變量，如圖2 所示。

圖2 氧槍冷卻水流擋板局部裝配結構示意圖

圖3 所示為氧槍冷卻水流擋板局部結構參數圖，保證冷卻水導流板相應參數不變，在原厚度δ=17 mm 的基礎上，額外增加了δ=5 mm、δ=8 mm、δ=11 mm、δ=14 mm 的等梯度厚度冷卻水流擋板。借助Flow Simulation 進行冷卻水在氧槍流道內的模擬仿真，計算了五種厚度的冷卻水導流板下氧槍內部冷卻水流的流道及流速的影響規律。

圖3 原氧槍冷卻水流擋板局部結構參數圖

3.1 冷卻水流動特性

當冷卻水流擋板的厚度為5 mm 時，氧槍流道內的“靜水區”較多，水流在該區域不能很好地流動，流道內水流最大流速僅為8 m/s，且所占區域極小，直接導致氧槍冷卻效果不佳，如圖4 所示；當冷卻水流擋板厚度增加到8 mm 時，氧槍水流道內的“靜水區”較厚度為5 mm 時有所減少，最大流速介于10-12 m/s 之間，但所占區域仍比較小，如圖5 所示；當冷卻水流擋板厚度增加到11 mm 時，氧槍水流道內的“靜水區”明顯減少，從俯視圖來看，流道內水流速率明顯上升，最大速率達到12 m/s，且高流速區域明顯增多，如圖6所示；當冷卻水導流板厚度進一步增加到14 mm時，氧槍流道內“靜水區”較厚度為11 mm 時略有增加，最大速度差別不大，如圖7 所示；當冷卻水流擋板厚度為17 mm 時，由俯視圖可以看出，最大速率僅為10 m/s，且所占區域面積較小，如圖8所示。

圖4 冷卻水流擋板厚度為5 mm 時流道及流速仿真圖

圖5 冷卻水流擋板厚度為8 mm 時流道及流速仿真圖

圖6 冷卻水流擋板厚度為11 mm 時流道及流速仿真圖

圖7 冷卻水流擋板厚度為14 mm 時流道及流速仿真圖

綜合考慮冷卻水流擋板在厚度δ 為5、8、11、14、17mm 時，發現冷卻水流擋板結構對于轉爐氧槍噴頭內冷卻水流道有著重要的影響。在相同條件下，冷卻水流道中的流動“靜水區”數量以及換熱效果隨著冷卻水流擋板的厚度呈現一種類似正態分布的規律。在設置的5 個梯度厚度冷卻水流擋板中，11 mm 厚度的冷卻水流擋板局部最大水流速率較原來工藝中的局部最大水流速度提升近20%，從而可大幅提高氧槍噴頭的使用壽命[9]。其主要原因是，冷卻水流擋板厚度變化時，其對于冷卻水的流道產生了不同的阻礙作用，導致水流的局部湍動程度改變，從而引起水流的劇烈變化。

3.2 冷卻水內流場速度對比

為進一步探索出冷卻水流擋板厚度δ 對于冷卻水流速的影響規律，如圖9 所示，在不同冷卻水流擋板時的氧槍相同位置取a、b、c、d、e、f、g七個節點處水流速率，得到如圖10 所示的不同厚度下冷卻水流速率在氧槍內不同節點處的速率變化曲線，1、2、3、4 代表的折線分別表示冷卻水流擋板厚度δ=5、8、14、17 mm 時的狀況，虛線表示δ=11 mm 時的狀況。

圖10 冷卻水在不同厚度冷卻水流擋板不同位置處的流速變化曲線

如圖10 所示，在不同厚度的冷卻水流擋板條件下，氧槍流道內所取的七個節點位置處的速率有較大差異。同時，依據氧槍設計經驗分析，氧槍流道內的水流速率應大于6 m/s。在此條件下，在現有的5 個厚度冷卻水流擋板中，δ=11 mm時，表現出最佳的水冷狀態，最大速率相較δ=17mm 時提升近20%。

4 結論

（1）通過對噴頭銅體、無縫鋼管及內部流場的模擬，得到噴頭內冷卻水流動特性及速率分布曲線，發現冷卻水流道中存在一定量的流動“靜水區”，這嚴重影響了噴頭的冷卻效果。

（2）冷卻水流擋板的厚度對于水流在氧槍噴頭內部的流動有較大的影響。

（3）在所試驗的厚度為5、8、11、14、17 mm 的五個冷卻水流擋板中，11 mm 厚度的冷卻水流擋板相較原來17 mm 的冷卻水流擋板，能有效地增大流體的速度（局部速率提升20%），增強氧槍的換熱效果，同時反映出該型號的氧槍最佳分水盤厚度為11～14 mm。

（4）冷卻水流擋板的厚度對水流特性的影響規律不呈單一的正比或反比，而是類似于一種正態分布，這對鍛壓組合式氧槍噴頭結構的設計和壽命提升提供了一種參考。