李 鵬， 姚 心， 郭天宇， 李東波

(中國恩菲工程技術(shù)有限公司， 北京 100038)

0 前言

在金屬冶煉領(lǐng)域，為了滿足工業(yè)生產(chǎn)需求，熔池內(nèi)高速氣體射流攪拌高溫熔體進(jìn)行冶煉的技術(shù)被廣泛地應(yīng)用。由于氣體射流的速度較高，氣體劇烈地攪動高溫熔體流動，同時在熔池內(nèi)形成氣體射流，氣體射流流動會極大地影響爐內(nèi)化學(xué)和物理過程，如氧化反應(yīng)、氣液混合、熔體噴濺及渣金分離等，因此氣體流動對冶金熔煉過程具有較大的影響，對氣體射流在熔池內(nèi)的流動行為已有較為全面的研究成果，但不同的噴吹方式具有獨(dú)特的行為特征，因此學(xué)術(shù)界對其仍然缺乏統(tǒng)一的認(rèn)識。

Valencia等[1-3]利用數(shù)值模擬的方法研究側(cè)面和底部射流在Teniente型銅轉(zhuǎn)爐模型的流體動力學(xué)。研究了三種不同模型下水分布、流速矢量、熔池表面攪動和氣體體積分?jǐn)?shù)。從側(cè)面注入的氣體射流產(chǎn)生湍流射流，促進(jìn)氣液相混合，而在底部射流的作用下，提升了熔池內(nèi)部氣液相互作用,攪動和混合的效果(2013)。利用水模型實(shí)驗(yàn)計算了液體表面的駐波，求解了勢流的波動方程。研究了進(jìn)氣速度對熔池動態(tài)的影響，得出了最佳的混合效果和最小飛濺(2004)。測量了熔池振蕩的平均振幅和頻率。數(shù)值模擬的結(jié)果能夠看出軸向渣層位移、熔池振蕩與射流形成(2006)。Themelis等[4]提出了描述在熔池中氣體射流的流動軌跡方程，在不同弗勞德數(shù)下,氣體入射到水中的理論和實(shí)驗(yàn)結(jié)果較為吻合，并且預(yù)測了氣體射流在冰銅中的流動軌跡。Gonzalez等[5]進(jìn)行了底吹銅轉(zhuǎn)爐的計算流體力學(xué)模擬研究，發(fā)現(xiàn)空氣入口速度和熔池混合之間不是線性關(guān)系，這意味著不需要特別高的氣體流速就可以實(shí)現(xiàn)較為理想的熔池混合效果。Chibwe等[6-7]在數(shù)值模擬研究中發(fā)現(xiàn)：在P- S轉(zhuǎn)爐模型中存在一個臨界渣層厚度，氣體流速的增加會導(dǎo)致渣的混合時間延長。為了減少金屬損失，提高工藝效率，他們提出了采用頂吹和側(cè)向噴嘴的組合噴吹結(jié)構(gòu)。相比較而言，組合噴吹的熔池攪拌效果較為理想。koohi等[8]探究了不同氣體噴吹角度，氣體流量和噴吹距離下對熔池中液體噴濺的影響。

上述的研究成果都是采用數(shù)值模擬的方法對熔池內(nèi)的氣液流動現(xiàn)象進(jìn)行了探究，還有部分學(xué)者利用水模型實(shí)驗(yàn)，對熔池內(nèi)的氣體射流流動開展研究。AOKI等[9]論述了引起風(fēng)口耐火材料沖蝕的主要因素是水下氣體射流間歇性的出現(xiàn)氣體攜帶液體反向運(yùn)動撞擊噴嘴。他們把這種氣體射流回流的現(xiàn)象定義為“回?fù)簟?，并發(fā)現(xiàn)噴射回流是在噴氣后縮頸發(fā)生的。YANG等[10-11]通過研究氣體射流的不穩(wěn)定性，提出“空穴模型”理論用以解釋側(cè)吹熔池風(fēng)口腐蝕現(xiàn)象。WEILAND等[12]利用高速攝像探究水下氣液兩相流界面的穩(wěn)定性，發(fā)現(xiàn)無論是氣流在膨脹，完全膨脹或過度擴(kuò)張“回?fù)簟笨偸浅霈F(xiàn)[13-14]。

上述的研究成果對了解熔池氣體射流的流動過程具有重要的意義，特別是對爐內(nèi)耐火材料及爐襯的保護(hù)提出建設(shè)性意見，但高速氣體射流在熔池內(nèi)的流動是一個復(fù)雜的過程，在氣體噴射過程中其內(nèi)部激波、膨脹波及射流回流等沖擊將會引起熔池振蕩、爐襯及氧槍/風(fēng)口燒損，進(jìn)而導(dǎo)致熔池不穩(wěn)定、爐體及氧槍壽命短。目前，還沒有科學(xué)、系統(tǒng)的方法量化高速氣體射流在側(cè)吹熔池內(nèi)的流動特征，而基于理論計算和實(shí)驗(yàn)測量的方法統(tǒng)計脹鼓和回?fù)纛l率的結(jié)果誤差較大且存在一定的偶然性。

本文基于實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬探究側(cè)吹氣體射流在液體中的流動特性，首先利用數(shù)值模擬計算量化氣體射流形態(tài)和速度變化，其次基于實(shí)驗(yàn)拍攝獲得氣體噴吹射流的流動型態(tài)變化驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性，最后根據(jù)單/雙側(cè)風(fēng)口噴吹、射流速度、氧槍高度對熔池氣液混合過程的影響，分析射流對熔池內(nèi)不同位置上速度場的影響，進(jìn)而總結(jié)出側(cè)吹熔池內(nèi)氣液流動特征，為側(cè)吹熔池氣體噴吹操作及風(fēng)口排布設(shè)計提出意見。

1 數(shù)學(xué)模擬

1.1 VOF模型

本次模擬主要采用VOF模型模擬氣液體混合流動過程。描述VOF模型的基本方程如下：

(1)體積分?jǐn)?shù)方程

通過求解多相體積分?jǐn)?shù)連續(xù)性方程跟蹤相界面，第q相的體積分?jǐn)?shù)方程為：

(1)

式中αq—第q相的體積分?jǐn)?shù),%；

ρq—第q相的密度,kg/m3；

u—流體速度,m/s；

Sαq—源相。

(2)動量方程

在VOF模型中，獲得速度場需通過求解區(qū)域內(nèi)單一的動量方程，速度場由各相共同作用的結(jié)果，由各相共享。通過控制計算域內(nèi)所有相的的ρ和μ決定動量方程，具體形式如下：

(2)

式中ρ—流體密度,kg/m3；

u—流體速度,m/s；

μ—流體的粘度,Pa·s；

F—體積力,N。

(3)能量方程

在VOF模型中，能量方程如下所示：

(3)

(4)

式中Eq—通過第q相的比熱容和溫度T計算所得到的；

keff—有效熱傳導(dǎo)，W/(m2·K)；

源項Sh—熱源，J。

上述密度和粘度基于體積分?jǐn)?shù)的平均值計算所得到，具體表達(dá)式為：

ρ=∑αqρq

(5)

μ=∑αqμq

(6)

1.2 標(biāo)準(zhǔn)k- ε湍流模型

標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型引入兩個未知量：湍動能k和湍動耗散率ε，渦粘系數(shù)μt表達(dá)式如下：

(7)

(8)

(9)

式中k—速度方差之和除以2；

Cμ—經(jīng)驗(yàn)常數(shù)。

兩個未知量所對應(yīng)的運(yùn)輸方程分別為：

(1)湍動能k方程

(10)

(2)湍動耗散率ε方程

(11)

(12)

式中Gk—由平均速度梯度引起的湍動能產(chǎn)生；

Gb—由熔體對氣泡浮力作用引起的湍動能產(chǎn)生；

YM—可壓縮湍流脈動膨脹對總耗散率的影響；

C1ε、C2ε、C3ε—經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，分別取值為1.44、1.92和0.09；

σk、σε—湍動能和湍動耗散率對應(yīng)的普朗特數(shù)，分別取值為1.0和1.3；

Prt—普朗特數(shù)；

gi—重力加速度在i方向上分量；

β—熱膨脹系數(shù)；

Mt—湍動馬赫數(shù)。

本文在模擬設(shè)置的時間步長為1.0×10-4s，能夠保證在計算過程中具有良好的穩(wěn)定性，同時縮短計算時間。

2 模型假設(shè)與邊界條件

側(cè)吹爐三維模型如圖1所示，爐體尺寸為7.9 m×2.5 m×7.5 m，熔池高度為1.8 m，爐體兩側(cè)共設(shè)置有10個風(fēng)口，風(fēng)口位于渣金分界面。側(cè)吹爐劃分后的網(wǎng)格如圖2所示，主要計算區(qū)域網(wǎng)格均采用六面體/楔形網(wǎng)格結(jié)構(gòu)，考慮到氣體進(jìn)口流速梯度較大，因此對風(fēng)口及噴槍區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密。借助高性能服務(wù)器計算平臺，在保證運(yùn)算速度和精度的條件下，模型的網(wǎng)格數(shù)達(dá)到4 781 228。

為減少干擾因素，對計算模型進(jìn)行合理簡化，只考慮爐膛區(qū)域作為流體計算區(qū)域，忽略進(jìn)料口及煙道出口，除此之外，計算過程中還設(shè)置了如下的假設(shè)條件：

(1)假設(shè)熔池內(nèi)氣液兩相流為牛頓流體且不可壓縮；

(2)初始熔池高度穩(wěn)定不變，不考慮投料及放料對熔池高度的影響；

(3)研究熔池內(nèi)氣液混合流動過程，不考慮化學(xué)反應(yīng)及對流體流動的影響。

熔池初始化溫度為1 423 K，爐體壁面絕熱，入口氣體為可壓縮氣體。單個氧槍入口速度為250 m/s，湍流強(qiáng)度為5%，入口壓力為0.6 MPa，采用無滑移邊界條件，壁面處速度為零。出口為壓力出口，出口壓力為50 Pa。流體的物性參數(shù)設(shè)置如表1所示。

圖1 側(cè)吹三維模型與劃分網(wǎng)格

表1 爐內(nèi)的主要物性參數(shù)

3 模型驗(yàn)證

3.1 物理模型與實(shí)驗(yàn)裝置

根據(jù)側(cè)吹熔煉爐的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)以及相似原理，搭建與真實(shí)側(cè)吹爐大小為1∶10相似水力學(xué)模型實(shí)驗(yàn)平臺，模型的主體尺寸為0.8 m×0.25 m×0.75 m，熔池側(cè)面均勻分布氧槍風(fēng)口，槍口直徑均為0.04 m。水模型實(shí)物圖如圖2所示。

水力學(xué)模型內(nèi)部液體為水，液體高度為0.4 m。透明膠管連接電磁式小型空氣壓縮機(jī)、玻璃轉(zhuǎn)子流量計及氧槍，其中玻璃轉(zhuǎn)子流量計測量范圍是0.25～2.5 m3/h。利用高速攝像儀拍攝水力學(xué)模型內(nèi)氣液混合流動過程，拍攝過程中打開探照燈光源，同時需要最大限度地減少外部光線的影響。

在實(shí)驗(yàn)過程示意圖如圖3所示。依據(jù)水模型與數(shù)值模型中氣液混合流動特性對模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證，從而驗(yàn)證多相流湍流模型計算精度。水模型實(shí)驗(yàn)主要是采用水來模擬流動熔體，其物理性質(zhì)如表2所示。

圖2 側(cè)吹熔池水模型

表2 水模型主要物理性質(zhì)

1.側(cè)吹爐 2.風(fēng)口 3.膠管 4.煙道出口 5.流量計 6.高度攝像儀 7.電源 8.計算機(jī) 9.閥門 10.氣泵圖3 側(cè)吹熔池實(shí)驗(yàn)裝置示意圖

3.2 模型驗(yàn)證結(jié)果分析

實(shí)驗(yàn)拍攝圖與數(shù)值模擬圖對比如圖4所示?？梢园l(fā)現(xiàn)側(cè)吹氣體流型主要為三個階段，第一階段氣體射流鼓入熔池內(nèi)，首先氣體射流會形成大氣泡射流；第二階段當(dāng)氣體射流在流動一段距離后，大氣泡破碎成多個小氣泡群，在熔池內(nèi)分散，并在浮力的作用下開始豎直向熔池上部流動，第三階段當(dāng)大量氣泡進(jìn)入熔池后，氣泡相互融合在熔池內(nèi)形成穩(wěn)定的氣體射流柱，氣體射流柱整體呈現(xiàn)曲線形態(tài)。

圖4 單槍/雙槍噴吹氣體射流噴吹過程流型變化

圖4是不同條件下水模型實(shí)驗(yàn)拍攝氣液兩相流動的形態(tài)圖與數(shù)值模擬結(jié)果的對比，可以看出在不同階段模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的流動形態(tài)較為吻合。本文采用的數(shù)值模擬方法可以較好的反映側(cè)吹氣體射流實(shí)際流動情況。

4 模擬結(jié)果與討論

4.1 側(cè)吹氣體射流流動特征

圖5 氣體射流攪拌熔池隨時間演化過程

在側(cè)吹氣體射流噴吹下，氣液混合流動的模擬計算結(jié)果如圖5所示。在氣體剛鼓入熔池內(nèi)時，熔池內(nèi)側(cè)壁風(fēng)口具有一定的壓力，使得氣體射流在風(fēng)口出口處會慢慢形成氣團(tuán)聚集，隨著氣體不斷的鼓入，氣體射流在慣性力的作用下具有一定的穿透能力，因此氣體體積及穿透深度能夠不斷增加，同時熔體內(nèi)部的阻力作用使得射流速度不斷降低，隨后氣體射流便在浮力的作用下向上流動，射流在上述流動的過程中不斷卷吸并攜帶熔體一起流動，實(shí)現(xiàn)對渣層良好的攪拌效果。隨著噴吹持續(xù)進(jìn)行，氣體射流對渣層的攪拌面積不斷擴(kuò)大，但大都維持在風(fēng)口水平線及其上方位置，說明側(cè)吹噴吹強(qiáng)化冶煉方式對于熔池渣層的攪拌較為理想，而對于熔池底部金屬锍體的攪動較少，有利于熔池內(nèi)的渣金分離，降低渣含金屬量。在噴吹過程中，氣體射流的形態(tài)都較為穩(wěn)定，整個渣層表面的攪動更為劇烈，甚至在噴吹達(dá)到一定的時間后，渣層表面因劇烈的攪動作用出現(xiàn)一定高度的噴濺，而抑制熔池表面噴濺對于保護(hù)爐襯，延長爐體壽命具有重要作用。

由于側(cè)壁風(fēng)口出口處氣體射流流動速度較大，鼓入熔池內(nèi)的氣體體積會迅速膨脹，同時處于氣體射流邊界層的小氣泡會向四周擴(kuò)散，氣泡帶動高溫熔體流動沖擊爐體側(cè)壁面，即側(cè)吹射流“回?fù)簟爆F(xiàn)象，造成爐體損傷。適度的氣體膨脹有利于帶動更多的熔體流動、減少熔池攪拌死區(qū)，而過量噴吹會加重風(fēng)口處爐襯侵蝕、壁面燒損及液面熔體噴濺等現(xiàn)象。因此合理噴吹方式能夠保證熔池內(nèi)具有良好動力學(xué)條件，減小熔池內(nèi)攪拌死區(qū)面積，同時延長爐體壽命，提高冶煉效率。

4.2 單/雙風(fēng)口噴吹對熔體流動的影響

圖6 單/雙風(fēng)口射流攪拌對比

如圖7所示，由于氣體射流在噴吹過程中攪動的熔體，單側(cè)噴吹熔池的攪動較為穩(wěn)定，而在雙風(fēng)口相對噴吹條件下，熔池中心區(qū)域共有兩股射流共同攪拌，使得熔池中部區(qū)域具有更多的動能，熔池中心的攪動就更為劇烈，壁面附近區(qū)域的攪動相對較低。當(dāng)兩射流在熔池中心區(qū)域接觸后就會相互排斥，射流向兩側(cè)壁面靠近，而當(dāng)射流觸碰到爐體壁面后，壁面與射流間的作用力擠壓射流向熔池內(nèi)部流動，又使得兩股射流相互靠近。如圖6所示，在同一時刻下，當(dāng)單側(cè)風(fēng)口噴吹時，熔池液面的攪動幅度較小，噴濺幅度也不劇烈，氣體只在單側(cè)熔池內(nèi)流動，但當(dāng)兩側(cè)風(fēng)口對噴時，熔池氣液混合更為均勻，熔池攪動更為劇烈，渣層表面有濺起。因此雙風(fēng)口噴吹能夠獲得更好的攪拌效果，氣體與礦料混合更為均勻，化學(xué)反應(yīng)更為徹底，放熱效果好，但需注意控制熔池噴濺。

4.3 不同風(fēng)口高度下速度場變化研究

熔池風(fēng)口出口處、熔池對稱中軸面及渣層表面建立速度監(jiān)測模型，如圖7所示，在熔池風(fēng)口界面上，根據(jù)熔池熔煉的分層情況分別標(biāo)注底部熔锍層、渣金分界面/風(fēng)口水平面、渣層中部、渣層表面為A、B、C、D層。因熔池呈現(xiàn)對稱結(jié)構(gòu)，因此只需監(jiān)測半個熔池的速度場，并根據(jù)距離風(fēng)口位置分別標(biāo)注風(fēng)口處、熔池四分之一寬度處、熔池對稱面處為1、2、3。根據(jù)此監(jiān)測模型由下向上分別標(biāo)注風(fēng)口下方熔锍層監(jiān)測點(diǎn)為A1，渣金分界面風(fēng)口處監(jiān)測點(diǎn)位置即為B1，風(fēng)口上方渣層內(nèi)部監(jiān)測點(diǎn)為C1，渣層表面監(jiān)測點(diǎn)為D1，以此類推。監(jiān)測模型示意圖如圖7所示。

圖8 不同風(fēng)口高度下锍層速度變化

圖7 熔池監(jiān)測模型示意圖

設(shè)置單側(cè)吹熔池噴吹速度為300 m/s，熔池高度為1.8 m，風(fēng)口距離爐底垂直高度H分別為0.9 m、1.0 m，在相同熔池高度下渣金分界面均位于風(fēng)口中心線位置。分析熔池內(nèi)關(guān)鍵位置速度變化，探究不同噴吹高度下對熔體流動過程的影響。

圖8曲線為熔池底部金屬锍層速度變化圖，在0～10 s內(nèi)锍層內(nèi)速度不斷增加，10 s左右到達(dá)峰值，在10～20 s內(nèi)速度大致趨于穩(wěn)定，而20～30 s內(nèi)速度降低，隨后基本處于穩(wěn)定狀態(tài)。在不同風(fēng)口噴吹高度下，0.9 m風(fēng)口高度噴吹下熔池底部锍層速度均值更低，因此0.9 m風(fēng)口高度噴吹相對于1.0 m風(fēng)口高度側(cè)吹氣體射流對于底部锍的擾動更小。同時可以看出在1.0 m高度下噴吹對于锍層中心區(qū)域的擾動力遠(yuǎn)小于近風(fēng)口附近，而0.9 m噴吹下三個監(jiān)控位置速度變化較為一致。

圖9 不同風(fēng)口高度下渣金分界面速度變化

在模擬計算的過程中兩種風(fēng)口高度下，噴吹氣體入口均位于渣金分界面處，因此氣體射流進(jìn)入熔池后攪動的是渣金分界面，因氣體出口速度較大，在風(fēng)口附近存在著湍流流動，距離風(fēng)口較近的熔體流動速度較大，而對于熔池內(nèi)部的擾動效果并不明顯。因熔池內(nèi)存在一定的壓力，風(fēng)口位置越低所受壓力越大，在0.9風(fēng)口高度噴吹下，風(fēng)口附近速度峰值要遠(yuǎn)高于1.0風(fēng)口附近的速度峰值，因此風(fēng)口位置越高熔體的流動更為劇烈，沖擊風(fēng)口及爐襯的速度也越大。

圖10 不同風(fēng)口高度下渣層速度變化

熔池熔煉主要是利用氣體攪拌熔體流動，氣體中的氧氣與渣中硫化物接觸反應(yīng)放出熱量，滿足冶煉所需，氣體射流同時起到攪拌和放熱的作用，因此氣體攪動渣層的效果決定冶煉是否順行的決定性因素。通過對比圖10兩種不同風(fēng)口高度下渣層速度變化可以發(fā)現(xiàn)，側(cè)吹氣體射流對于渣層的攪動更多的是集中在風(fēng)口正上方的區(qū)域內(nèi)，而對于熔池中心的攪動效果不明顯；同時可以看出因0.9 m風(fēng)口高度噴吹的氣體射流相對于1.0風(fēng)口高度噴吹的氣體在熔池內(nèi)流動的距離更長，在熔體阻力的作用下，到達(dá)渣層后氣體射流的峰值速度更小，這對于熔池渣層噴濺控制具有一定的作用。

圖11 不同風(fēng)口高度下渣層表面速度變化

通過對比圖11兩種風(fēng)口高度噴吹后渣層的速度變化可以得知，在噴吹剛開始階段在風(fēng)口上方的渣層表面速度均較大，但達(dá)到峰值后渣層表面速度峰值不斷降低，在15 s以后速度基本維持在5 m/s以下，因此兩種風(fēng)口高度下氣體噴吹下渣層表面流動速度變化趨勢基本一致。而在實(shí)際生產(chǎn)中，側(cè)吹氣體在鼓入熔池的開始階段是通過不斷提高初始速度的方式，而不是計算模擬從一開始設(shè)置較大的數(shù)值直接進(jìn)行噴吹，因此實(shí)際生產(chǎn)過程在初始階段渣層表面的速度峰值會更小，但是模擬結(jié)果中可以發(fā)現(xiàn)渣層表面速度峰值是逐漸降低的趨勢，這對于控制熔池噴濺較為有利。

綜上所述，風(fēng)口噴吹高度為0.9 m對于锍層的擾動更小，有利于渣金分離，對于風(fēng)口附近熔體流動攪動更為穩(wěn)定，同時渣層的流動更好，有利于化學(xué)反應(yīng)進(jìn)行，因此應(yīng)采用0.9 m的風(fēng)口高度噴吹對于側(cè)吹熔池的噴吹攪拌效果更好。

4.4 風(fēng)口附近“回?fù)簟爆F(xiàn)象研究

圖12所示為側(cè)吹氧槍噴槍口附近流場速度矢量圖，由藍(lán)色到紅色代表速度由小到大，箭頭方向代表流體的運(yùn)動方向。從圖中可以看出，風(fēng)口出口處中心速度較大，中心氣體射流大量向熔池內(nèi)流動，運(yùn)動方向較為一致，但是在射流在流動一段距離后，在浮力的作用下氣體開始向上運(yùn)動，并且速度快速降低；而射流氣體在出口處向周圍膨脹，一方面是因?yàn)闅怏w體積增加，另一方面氣體受熱膨脹；在流動一段距離后，射流遇到爐內(nèi)熔體的阻力作用，邊界層氣體帶動熔體形成渦流；同時在風(fēng)口出口處射流速度較大，容易形成局部湍流。因此從風(fēng)口出口處的射流首先會發(fā)生氣體膨脹，邊界層渦流與出口湍流共同作用，導(dǎo)致封口出口處的熔體流動較為復(fù)雜，氣體射流會帶動高溫熔體沖擊風(fēng)口及附近爐襯，這也就解釋了在實(shí)際生產(chǎn)中風(fēng)口處爐襯位置容易受損的原因。因此接下來需要進(jìn)一步探究風(fēng)口噴吹角度與噴槍伸入熔池距離與風(fēng)口出口處速度場的關(guān)系。

圖12 側(cè)吹氧槍噴槍口附近流場速度矢量圖

5 結(jié)論

本文采用VOF多相流模型，模擬了側(cè)吹氣體在熔池流動過程，在水模型實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證的基礎(chǔ)之上，得到側(cè)吹氣體射流的流動型態(tài)變化特征和數(shù)據(jù)。通過整理數(shù)據(jù)和后處理結(jié)果總結(jié)如下結(jié)論：

(1)對比水模型實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果可以看出：實(shí)驗(yàn)拍攝圖像與數(shù)值模擬氣體射流的流動形態(tài)較為類似，氣泡流動規(guī)律和階段特征基本吻合，驗(yàn)證了VOF數(shù)值模型的可靠性。

(2)側(cè)噴吹氣體進(jìn)入熔池后形成氣泡，然后發(fā)展成射流，氣體射流對風(fēng)口以上的熔體攪拌效果較好，但側(cè)吹氣體的動量有限，氣體流動更多的是集中在熔池一側(cè)，因此采用雙側(cè)噴吹更有利于獲得良好的動力學(xué)條件，但是需注意控制熔池表面噴濺。

(3)在不同風(fēng)口高度下熔池速度變化可以發(fā)現(xiàn)：在0.9 m的風(fēng)口高度下噴吹在對于渣層的攪拌效果更好，且更有利于保護(hù)風(fēng)口和爐襯等關(guān)鍵部位，爐體壽命更長。

(4)風(fēng)口附近在氣體膨脹、渦流及湍流共同的作用下導(dǎo)致熔體流動較為復(fù)雜，高速的中心射流攪動熔池，而射流邊界層氣體帶動高溫熔體回?fù)麸L(fēng)口及爐襯，對爐體的壽命損害較大。