ＴｏｔａｌＮｏ．１７１冶金设备总第１７１期Ｏｃｔｏｂｅｒ２００８ＭＥＴＡＬＬＵＲＧＩＣＡＬＥＱＵＩＰＭＥＮＴ２００８年ｌＯ月第５期基于数值模拟的电炉氧枪结构及参数优化尹振江①朱荣王慧霞卢帝维李国丰刘纲董凯（北京科技大学冶金与生态工程学院北京１０００８３）摘要探索基于数值模拟对电炉氧枪结构及参数进行优化。
在氧枪常用工作压力等条件下，应用数值模拟软件对氧枪射流特征进行了模拟，得到了不同氧枪结构及参数下的射流特性。
经比较，主氧压力０．７９ＭＰａ情况下当弧形燃烧室长度为８０ｍｍ，环氧流量为４５０ｍ３／ｈ时，氧枪超音速核心段长度最长，氧枪聚合度最好，射流特性最优。
并进行了冷热态实验，实验结果与数值模拟结果基本相符，证明了数值模拟结果的可信性。
关键词电炉氧枪数值模拟优化中图分类号ＴＦ３４１．１文献标识码ＡＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｏｆＥＡＦＬａｎｃｅＳｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄＰａｒａｍｅｔｅｒｓＢａｓｅｄｏｎＮｕｍｅｒｉｃａｌＳｉｍｕｌａｔｉｏｎＹｉｎＺｈｅｎｊｉａｎｇＺｈｕＲｏｎｇＷａｎｇＨｕｉｘｉａＬｕＤｉｗｅｉＬｉＧｕｏｆｅｎｇＬｉｕＧａｎｇＤｏｎｇＫａｉ（ＭｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌａｎｄＥｃｏｌｏｇｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＳｃｈｏｏｌ，ＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇ）ＡＢＳＴＲＡＣＴ１懿ｓｒｅｓｅａｌ℃ｈｉｓａｂｏｕｔｔｈｅｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｏｆＥＡＦｌａｎｃｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｐａｒａｍｅｔｅｒｓｂａｓｅｄｏｎｎｕｍｅｒｉ－ｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ．Ｉｎｔｈｅｌａｎｃｅｎｏｒｍａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｃｏｎｄｉｔｉｏｎ．ｔｈｅｊｅｔｃｈａｒａｃｔｅｒ“ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｌａｎｃｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｐａｒａｍｅｔｅｒｓｉｓｅａｌｃｕｌａｔｅｄｔｈｒｏｕ曲ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｓｏｆｔｗａｒｅ．Ｔｈｅｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｂｅｓｔｊｅｔｃｈａｒａｃｔｅｒａｐｐｅａｒｓｗｈｅｎｔｈｅｍａｉｎｐｒｅｓｓｕｒｅｉｓ０．７９ＭＰａ．ｔｈｅｆｉｒｅｂｏｘｌｅｎｇｔｈｉｓ８０ｍｍａｎｄｃｉｒｃｕｌａｒｏｘｙｇｅｎｆｌｏｗｒａｔｅｉｓ４５０ｍ３／ｈ．Ｉｎｔｈｉｓｃｏｎｄｉｔｉｏｎ，ｔｈｅｃｏｊｅｔ（ｎｕｃｌｅｕｓｄｉｓｔａｎｃｅｉｎｓｕｐｅｒｓｏｎｉｃｓｐｅｅｄｏｆｌａｎｃｅ）ｒｅａｃｈｅ８ｔｈｅｍａ】【ｉｍｕＩｎｌｅｎｇｔｈａｎｄｂｅｓｔＣＯ＇－ｈｅｒｅｎｔ．Ｔｈｅｎｏｒｍａｌｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｉｓａｌｓｏｔａｋｅｎａｎｄｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｍａｔｃｈｔｈｅｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ．ＴＩＩｉｓｐｒｏｖｅｄｔｈｅｒｅｌｉａｂｉｌｉｔｙｏｆｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔ．ＫＥＹＷＯＲＤＳＥＡＦｌａｎｃｅＮｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ当前国内电弧炉所用氧枪的射流理论研究较为薄弱，氧枪结构参数的改变，多由人工经验及简单计算确定，造成氧枪参数设计不合理，氧气利用率低，节电效果较差¨。
２Ｊ。
借助于基本的理论分析，运用数值模拟软件可以替代大量的物理模型实验。
本研究在氧枪常用工作压力等条件下，应用数值模拟软件对氧枪射流特征进行模拟，尝试基于数值模拟对氧枪结构及参数进行优化，并进行冷热态实验验证。
ｌ数值模拟ｐ“１选取弧形燃烧室长度分别为８０ｒａｍ、１２０ｍｍ和１６０ｍｍ的三组氧枪，在环氧流量分别为２００、２５０、３００、３５０、４００、４５０、５００ｍ３／ｈ并在主氧０．７９ＭＰａ条件下进行模拟（共计２１组数据）；对环氧４５０ｍ３／ｈ，，燃烧室８０ｒａｍ情况下直筒燃烧室进行了模拟并与同等条件下的弧形燃烧室对比。
模拟结果如图１所示，主氧０．７９ＭＰａ不同弧形燃烧室长度下，不同环氧流量超音速核心段长①作者简介：尹振江，男，１９８５年出生，硕士研究生，北京科技大学毕业，研究方向电炉炼钢高效化及节能工艺研究・－－——４６・－－——万方数据尹振江等：基于数值模拟的电炉氧枪结构及参数优化２００８年１０月第５期度变化。
由图可知主氧０．７９ＭＰａ情况下弧形燃烧室长度８０ｍｍ，环氧４５０ｍ３／ｈ，超音速核心段长度最长。
环氧流量／（ｍ３／ａ）图１超音速核心段长度随环氧流量变化图图２表示在主氧０．７９ＭＰａ，环氧４５０ｍ３／ｈ，燃烧室长度分别为８０、１２０、１６０ｍｍ条件下射流模拟图。
由图可知８０ｍｍ弧形燃烧室具有更高的聚合度。
图２弧形燃烧室不同条件下的对比图图３为８０ｒａｍ直筒和弧形燃烧室在主氧０．７９ＭＰａ，环氧４５０ｍ３／ｈ条件下的对比图。
比较得知，弧形燃烧室氧枪射流长度更长，聚合性更高，射流特性更优。
图３直筒和弧形燃烧室同等条件下的对比图较大的射流长度和较高的聚合度使得能够具有更大的冲击强度，能够增加射流对熔池的搅拌作用，提高钢液成分和温度的均匀性。
另外，由于氧气能够喷入到熔池更深的地方，增大了与熔池中钢液的接触时间，所以可以有效地提高氧气的利用率，减少炼钢的氧气消耗，降低冶炼成本。
２冷态实验２．１实验装置及方案冷态实验测定的主要内容集中在射流速度轴向及径向的衰减状况。
带弧形燃烧室氧枪和带直筒燃烧室氧枪的射流两种情况下，比较集束射流的衰减程度的差别。
实验示意如图４所示。
图４冷态实验速度测试根据氧枪数值模拟设定环氧流量条件和中心氧气压力条件，分别测试了所选喷头的距氧枪端部不同距离处中心的流速和相同距离处距中心０．１ｍ和０．２ｍ处的速度。
测试系统由测速仪来完成。
测速仪是利用其内置的Ｕ型压力计测得两点的压力差，从而计算出所测点的速度值，并直接从表读出。
１）需要测试的各种燃烧室依次序放在实验台上，依次安装好进行测量。
２）通过计算机输人参数，测量实验用毕托管，测量时沿着氧枪的轴向移动。
当轴向位移量分别为Ｄ、２Ｄ、３Ｄ、４Ｄ……时，测定轴向中心速度的衰减规律。
（其中Ｄ是一个固定的位移量，本实验选取０．２ｍ）。
研究径向中心速度的衰减规律时，在固定的轴向位移，使毕托管作上下移动，当径向位移量分别为￡、２￡、３Ｌ、４Ｌ……时，测定径向中心速度的衰减规律。
（其中￡是一个固定的位移量，本实验选取０．２ｍ）。
２．２实验结果及分析主氧压力为０．７９ＭＰａ，弧形燃烧室长度为８０ｍｍ，环氧流量为２００，２５０，３００，３５０，４００，４５０，５００ｍ３／ｈ条件下分别进行冷态实验。
图５所示在射流轴向上不同环氧流量下的中心气体流速分布情况。
由图可知：在射流中心，弧形燃烧室长度为８０ｍｍ，主氧压力为０．７９ＭＰａ情况下环氧流量４５０ｍ３／ｈ射流比其他具有更高的气体流速。
在距氧枪头出口１．４ｍ处，仍一４７一馋砸弭乃缱酷研讲ｎＱ讲讲ｎＱｎｍＱ万方数据总第１７１期冶金设备２００８年１０月第５期保持较高的气体流速。
薹錾距喷枪端部距离，（呻图５中心气体流速分布图图６所示为弧形燃烧室及直筒燃烧室在燃烧室长度为８０ｒａｍ，主氧压力为０．７９ＭＰａ环氧流量４５０ｍ３／ｈ情况下在射流径向上气体流速分布情况。
由图可知：距氧枪出口距离相同时，弧形燃烧室射流流股的速度变化率比直筒燃烧室射流流股内的速度变化率大。
这说明弧形燃烧室在距喷头端部１．Ｏｍ和１．２ｍ处集束射流具有更高的聚合度，同等条件下该弧形燃烧室氧枪比直筒燃烧室氧枪射流特性更优。
ｌ誊螽ｌ甓蛙ｒ１－＇＝－１ｊ１吾１联蛙ｒ－０．２一Ｕ．１０．００．１０．２—０．２—０．１０．０Ｏ．１０．Ｚ径向距射流中心的距离“ｍ）径向距射流中心的距离，（ｍ）图６射流径向分布（ａ）工＝１．Ｏｍ；（ｂ）工＝１．２ｍ３热态模拟实验３．１实验装置及方案在冷态实验的基础上进行热态模拟实验，通过观察和比较氧枪的火焰特征，进一步验证射流数值模拟的结果。
实验示意图如图７所示。
图７热态模拟实验示意图ｌ一流量计；２一压力表；３一氧枪；４—热电偶；５—燃烧炉用煤气代替环氧，中心射流用氧气，喷吹时火焰长度可以从一定程度上反映这种枪的射流长度，火焰的聚合性也可以反映真实氧气射流的．—－——４８－－－——聚合性。
主要实验仪器：氧枪及附属设备、计算机控制系统、氧气罐、空气压缩机、输水管、燃烧炉、热电偶等。
通过计算机控制系统可以分别对氧气和煤气的流量进行设定以及实时监控，根据不同要求来调节二者的流量和压力，从而满足实验的要求。
仪表柜内的显示仪表可实时显示空气、氧气的瞬时流量和累计流量，管道压力，燃烧炉内温度的变化，计算机也同步显示各个参数的变化。
３．２实验结果及分析・在主氧压力０．７９ＭＰａ下，进行了弧形、直筒燃烧室长度８０ｍｍ不同环氧流量情况下的实验。
图８、９所示为工作压力０．７９ＭＰａ，环氧流量４５０ｍ３／ｈ，燃烧室长度８０ｍｍ弧形和直筒燃烧室情况下火焰图。
图８弧形燃烧室火焰图图９直筒燃烧室火焰图实验结果表明，数值模拟出的最优化氧枪弧形燃烧室长度为８０ｍｍ，环氧流量为４５０ｍ３／ｈ时的射流长度和聚合性都比其他结构及参数下的射流特性更佳。
４结论１）通过改变电炉氧枪结构及参数，在主氧０．７９ＭＰａ条件下分别模拟了氧枪不同环氧流量不同结构及长度燃烧室情况下的射流特性。
经比较，发现８０ｍｍ弧形燃烧室４５０ｍ３／ｈ环氧流量氧枪具有相对更优的射流特性。
２）通过冷热态模拟实验，所得实验数据与数值模拟结果基本一致，８０ｍｍ弧形燃烧室４５０ｍ３／ｈ环氧流量氧枪具有相对更优的射流特性，验（转２４页）万方数据总第１７１期冶金设备２００８年１０月第５期的辊身磨损凸度变化规律。
可以看出，轧制压力对辊身磨损凸度的影响较大。
轧制压力越大，辊身磨损凸度越大，变化也越明显。
平整钢卷致／卷图７不同轧制压力下辊身磨损凸度变化５．４窜辊方式图８为三种不同的窜辊方式下对应的辊身磨损凸度变化情况。
对比发现，三条曲线虽然变化趋势相似，但由于窜辊步长和节奏不同，曲线拐点和斜率差别较大，辊身磨损凸度表现出较大差异。
由此推断，可以通过寻找合理的窜辊方式达到减小辊身磨损凸度的目的。
呈蟊日鬟嘛群平整钢卷致，卷图８不同窜辊方式下辊身磨损凸度变化综合以上分析，工作辊不均匀磨损程度与平整量、带钢规格、材质、轧制力、窜辊方式等因素有关。
而在实际生产中，平整计划中的带钢规格材质是确定的，为了保证目标延伸率，平整轧制力也相对稳定。
因此，窜辊方式是影响辊身磨损凸度的诸多因素中最为活跃的因素，不同的窜辊方式下辊身磨损凸度变化不同，相应的轧辊不均匀磨损程度也不同。
因此，可以通过选择合理的窜辊方式减小工作辊不均匀磨损。
６结论１）根据热轧平整机现场数据，分析了平整机工作辊磨损的特点，指出热轧带钢平整机的“Ｗ形”不均匀磨损会严重影响平整机板形调控性能。
２）建立了热轧带钢平整机工作辊磨损预报模型。