喷吹气泡运动行为及液面流动特性的试验与模拟-USB迷|专注于互联网分享

2024年2月25日发(作者：严新林)

2(>2(> 年 12 月

炼钢Dec. 2020

• 30 • 第36卷第6期SteelmakingVol. 36

No. 6喷吹气泡运动行为及液面流动特性的试验与模拟柳子豪1 ,王兴东、欧阳德刚2，刘源洞1(1.武汉科技大学冶金装备及其控制教育部重点实验室，湖北武汉43(1(181;2.宝山钢铁股份有限公司中央研究院，湖北武汉430(180)摘要：设计了一套浸没式顶吹试验装置对水、液压油和甘油中气泡运动形态进行追踪。分别研究了

浸没式顶吹的不同喷吹流量(().5、1 •()、■!. 5、2.0 m3/h)、喷管不同浸人深度（13()、200、270、34() mm)工况

下，利用V0F模型对液体中气泡的形变、运动及液面隆起高度特性进行了分析.数值模拟与试验结果吻

合良好。结果表明：不同液体黏度造成液面波动程度差异显著.随喷吹流量和浸人深度增大，液面隆起

高度增大，且三种液体中水的隆起高度最大，浸人深度较喷吹流量的影响更大；相同喷吹条件下，水、液

压油和甘油的液面流动速率依次减小，甘油中参考速度增幅最明显，但喷吹稳定时间增幅最小。关键词：浸没式顶吹;气泡;液体黏度;液面流动中图分类号：TF769文献标识码：A文章编号：1()02-1()43(202())06-0()3(>-09Experimental and simulation of blowing bubble motion and liquid surface flow

characteristicsLIU Zihao' .WANG Xingdong' .OUYANG Degang2,LIU Yuanjiong'1. Key Laboratory of Metallurgical Equipment and Control Technology, Wuhan University of Science

and Technology,Ministry of Education,Wuhan 430081,China2. Baosteel Central Research Institute, Wuhan 430080,ChinaAbstract： An immersion top blowing experimental device was designed to trace the movement of

bubbles in water, hydraulic oil and glycerin. The bubble deformation, motion characteristics of the

bubbles and the rising height of the liquid surface were studied under different gas flow rates (0. 5,

1.0,1.5,2.0 m3/h) and nozzle immersion depths (130,200,270,340 mm). The VOF model was used

to analyze the deformation, movement and bulge height characteristics of bubbles in liquid. The

numerical simulation results were in agreement with experiment. The results show that the

fluctuation degree of liquid surface caused by different liquid viscosity is significantly different. With

the increase of gas flow rate and immersion depth, the liquid surface bulge height increases, and the

bulge height of water in the three kinds of liquid is the largest, and the immersion depth has greater

influence than the gas flow rate. Under the same injection conditions, the liquid surface flow velocity

of water，hydraulic oil and glycerin decrease in turn, and the reference velocity of glycerin increases

the most obviously, but the injection stability time increases the words： immersion top blowing；bubble； viscosity of the liquid；flow-field of liquid surface气泡在液体中运动特性研究对于两相流或多

中的运动进行研究。鲁伟M等通过V0F方法对

相流的理论发展和工业应用具有重要意义。尤其

单孔浸没式顶吹气液两相流进行了以相机观测气

在冶金精炼工艺中大量存在向液态金属注人气体

泡的水模试验和数值模拟研究，得到气泡脱离尺

的工序，因此受到国内外学者的日益广泛关

寸及流场特性。鞠花[7]等研究了不同初始半径气

注[15]。目前存在浸没式底吹、侧吹和顶吹三种方

泡的上升速度以及对气泡半径变化率的影响。

式[1_3]，而顶吹的发展时间相对较短[«]。1?町111〇1^[«]等研究了气泡在不同黏性液体中的运

一般采用试验分析和数值模拟对气泡在液体动行为，得到气泡的最终形状与气泡的初始形状基金项目：国家自然科学基金资助项目（5147340)

通讯作者：王兴东（1970—），男.博士，教授；E-mail:117<)*************;收稿日期：2020-03-19

第6期柳子豪，等:喷吹气泡运动行为及液面流动特性的试验与模拟• 31 •和液体黏度物性等因素密切相关。Bari[9]等试验

研究了液体中上升气泡的运动行为，分析了不同

喷吹条件对气泡运动的影响。娄文涛n"]等采用

VOF模型模拟了高速气流在熔池中气泡形成、膨

胀、上浮至液面处破裂，模拟仿真与试验结果吻合

良好。Mehravaran111 ]等对黏性液体中气泡的运

动进行了数值模拟，得到气泡的运动特征及液体

内部的流场特性。该文采用试验研究与数值模拟的方法，研究

了不同液体环境中单孔浸没式顶吹工况下，气泡

的形变及运动行为。分别以水、液压油和甘油为

对象展开试验研究，并通过数值模拟进行了对比

验证，获得液体物理特性、喷吹流量和喷管浸没深

度对气泡的形变、运动特征及气液间的作用规律。1试验设计1.1试验装置搭建了顶吹试验平台，示意图如图1所示。

供气系统包括空气压缩机、流量计、压力表、软管

和单孔喷管;图像采集系统包括光源、相机和存储

单元。试验中主要仪器参数见表1。1.空气压缩机;2.压力表;3.阀门；4.流量计;5.喷管；6.岡柱体透明玻璃罐;7.高速相机;8.图像存储单元;y.光源

图1试验平台7K意图Fig. 1 Schematic diagram of experiment system表1试验仪器名称及型号规格Table 1 Name and standards of the experimental devices名称型号规格透明玻璃罐直径 200 mm，高 500 mm玻璃转子流量计LZB-10有油空气压缩机W-0.9/12.5有机玻璃喷管内径1() mm，外径12 mm高速数字相机SONY/DSC-RX100M51.2气液特征观测首先检查装置气密性;确定相机与玻璃罐空间距离，调节相机各项参数，保证采集图像质量的

最优化。压缩空气通过喷枪喷入罐内液体中，调

节流量计控制喷吹气体流量。设定相机拍摄速率为1 〇()()

FPS[12]，连续拍

摄不同工况下玻璃罐内气液变化，并将采集的数

据保存到图像储存单元。为研究单孔浸没式顶吹

条件与气泡流型的关系，对连续获取的图像，记录

两类结果：1) 气泡运动变化时间：形成与喷管外径相同

尺寸气泡的时间M、脱离喷口时间G及其到达

液面时间2) 喷吹稳定后液面隆起高度/t:喷吹前罐内

液面静止高度42()

mm(如图2a)，喷吹后气泡搅

拌液体，液面剧烈波动，形成一定髙度的动态轮

廓;将试验图片液面动态轮廓最高点与静止液面

间距离定义为液面瞬态隆起高度（如图2b);取稳

定后连续张图片，得到相应液面瞬态隆起高度

的平均值，即为办。(a)喷吹前(b)喷吹稳定图2液面隆起高度测量Fig. 2 Measured the spout height of liquid surface2数学模型条件及计算2.1控制传输方程气泡在液体中运动属于两相流体系，根据混

相理论仍遵守基本的流体力学运动方程[13_14]，须

满足质量守恒方程(连续性方程）：rip ,

dcPUj^ _at

3Xi(1)动量守恒方程（Navier-Stokes方程）:d(RUi、+

3(PUjUj i =

dt dXj

F(2)式中：(°为密度,kg/m3;f为时间，为方向

• 32 •炼钢第36卷矢量，htt为液体有效黏度，Pa*s;M为速度矢量，

P为微元流体上压力，Pa;

F为微元流体上体积

力，N。为描述气泡在液相流体中的形变和运动，采

用界面追踪数学模型[W5]中VOF模型。对每一

相引人一个变量且互不相融，所有相的体积分数

之和为1，即气液两相流运动满足：cpg~~ cp = 1 (3)式中分别为气相和液相的体积分数，各相

在计算域内所有变量和参数都共享同一单元空

间，但仅占自己的体积分数。满足：当％ = 0,该

单元被液体充满；当％ = 1，该单元被气体充满；

当0<%<1，该单元部分是气体、部分是液体，包

含分界面，为混合单元。对任意一计算单元，其理想状态下单元密度

夕和黏度/分别由式(4)、式(5)给出：P = + d _

(P^P (4)=丨〇)

式中：仏、A分别为气相和液相的密度，kg/m3;

Pg、内分别为气相和液相的黏度，Pa*s。采用标准/c-e模型求解，VOF模型中仅计算

一套湍动能方程，/

该方程由式(6)和式(7)组成。dkP Tt .+

d /,^Pku-^3dXj(6)de,d否+ $(F)

一式中：/C为揣动能，:he为湍动能耗散率；C,、C2、

.和&均为常数；为平均速度引起的湍动能，

J，可表示为：& ="'尝(1|+载） (8)a为揣流黏性系数，可表示为：fj-t = pCu~ (9)式中：C„为常数。以上多相流传输控制方程，可描述气液间传

输和运动，是进一步研究各相流体在黏性液体中

自由运动及相间相互作用的理论基础。2.2模型假设及主要参数

为建立数值仿真模型的假设：1)罐内各相流体按不相混溶处理，各相流体的黏度系数为固定值；2)采用的VOF模型考虑了各相流体间表面

张力的影响，各相的形状、聚集和破碎由该模型决定。建立了与试验中玻璃罐相同尺寸的三维几何

模型，流体介质物理属性[15]见表2。表2流体介质的物理属性Table 2 Physical properties of fluid media介质密度/

黏度/

气-液表面张力/

(kg.m—3)(Pa-s)(1)水998.21.003Xl〇-30.046液压油8724.011X10-20.075甘油1 2601.4991.192空气1.291.78X1Q-5—2.3建模和计算方法采用六面体划分网格，图3为三维网格模型，

总单元数为643 200个。根据喷吹流量和喷管喷

口面积确定采用速度人口；出口采用压力出口；罐

壁面为无滑移壁面;求解算法为压力-速度耦合格

式进行瞬态计算，采用几何重构方法追踪气液两

相间的自由表面形状。时间步长为1(T5

s，对于

连续吹气，求解瞬态的湍流扩散方程，计算喷吹2.0

s内各相形状、体积分数等随时间的变化特

征。喷吹中，气泡在液面破裂、释放能量，液面区

域液体单元所受约束比内部小，该区域液体流动

变化复杂。该文以静止液面上下各30

mm，共60

mm高的指定流场区域，为液面流动特性研究区

域(如图3a)，通过计算分析该区域中的流场速

度，研究该区域液面的液相流场速度特性。在液面流场区域均匀取N (200)个点，仿真

可得到各点的速度。因该流场为无规律紊流场，

只考虑速度的大小,不考虑其方向。液面流场域

内的平均速度可表示为：« =

jy1

I (1〇)3试验与仿真结果分析为研究不同黏性液体中气泡的运动，分别在

水、液压油及甘油3种液体中、4种不同喷管浸入

深度和4种不同喷吹流量下，进行了共计54种工

况的试验及对应数值模拟。从气泡形变和液面气

液混合形态等方面对比，评估仿真结果，分析不同

液体的黏度和密度对各工况特征结果的影响程度。

第6期柳子豪，等:喷吹气泡运动行为及液面流动特性的试验与模拟• 33 •H(a)前视图

（b)俯视图(c)中心剖视图图3三维网格模型

Fig. 3 3D mesh model3.1

气泡形成及上升变化过程分析

度34〇111111、喷吹流量().5〇13/11条件下，气泡从形图4和图5分别为试验和仿真中浸人甘油深成到接触液面、破裂的完整变化过程。M(a) 0.019 s

(b) 0.200 s

I(c) 0.375 s

ER M(d) 0.500 s

l H(e) 0.543 s (f) 0.700 s (g) 1.150

j(h) 1.500 s图4试验中气泡在甘油中的形变运动过程

Fig. 4 rig. 4 The I he deformation process of bubbles in glycerol in the experiment(a) 0.018

j(b) 0.270 s (c) 0.392 s (d) 0.400 s (e) 0.650 s (f) 0.780 s(g)

1.263

j(h) 1.500 s图5数值仿真中气泡在甘油中的形变运动过程

Fig. 5 The deformation process of bubbles in glycerol in numerical simulation从图4可看出，喷吹至0.019

s时，喷口形成与

的二维图像，造成两者视觉观测上存在差异，且试

喷管外径相同的气泡;继续膨胀并上升;0.375

s时

验中存在机械振动现象，试验图像中气泡运动分

气泡脱离喷口;气泡继续上升、发生融合;1.150

s时

布区域更宽泛及其动态特性更明显，但两者在气

到达液面;与自由液面相互作用发生波动。泡的形变、运动特征方面吻合良好。从图5数值结果可看出，喷吹时刻0.018

s，表3为浸人深度均为M) _、不同液体介质和

喷口形成与喷管外径相同气泡;气泡继续膨胀并不同喷吹流量的气泡运动变化时刻的试验和仿真对

上升，到0.392

s脱离喷口；气泡继续形变上升；

比。不同喷吹流量下，3种液体介质中气泡3个运动

1.263

s时到达液面，气泡破裂、液面波动。变化时间的试验和仿真值接近。甘油中K2和L

从图4和图5对比分析可知，仿真与试验结

的最大相对误差分别为7.1 %、9.8 %和±9.8 %;液

果在3个气泡运动变化时刻上基本吻合，由于试

压油中分别为_ 7.7 %、_ 7.1 %和-7.8 %;水中分

验拍摄为准三维图像，而仿真得到的是中心截面别为— 9.1 %、_8.8 %和4.4 %。

• 34 •炼钢第36卷表3浸入水深度340 mm时不同黏性液体中气泡运动变化时间Table 3 The time of bubble movement change in different viscous liquids with nozzle immersion depths 340 mm液体

喷吹流量/ ________形成时间h/s_______________脱离喷口时间t2/s___________到达液面时间t3/s介质(m'-h'1)试验仿真相对误差试验仿真相对误差试验仿真相对误差0.50.0190.018-5.3 %0.3750.3924.5 %1.1501.2639.8 %甘油1.00.0170.0170 %0.3150.3469.8

%1.0970.989-9.8 %1.50.0160.015- 6.3 %0.2650.246-7.2 %0.9130.856-6.2 %2.00.0140.0157.1

%0.2160.198-8.3 %0.8020.769-4.1 %0.50.0150.0166.7 %0.2450.2626.9 %0.7230.687-5.0 %液压1.00.0130.012-1.1 %0.2130.2245.2 %0.6050.6436.3 %油1.50.0100.0110 %0.1680.156-7.1 %0.5630.5680.9 %2.00.0090.0090 %0.1450.136- 6.2 %0.5020.463-7.8 %0.50.0150.014-6.7 %0.1830.172-6.0 %0.5620.5813.4 %0.0120.0120.1620.1651.9 %0.5200.5434.4 %水1.00 %1.50.0110.010-9.1

%0.1370.125-8.8 %0.4530.4622.0 %2.00. 0070.0070 %0.1080.1167.4 %0.4120.4232.7 %从表3可知，相同喷吹条件下，喷吹流量越

大、液体黏度越小，气泡3个运动变化时间越短。

从表2可知，三种液体密度差异较小，黏度差异显

著(甘油、液压油分别为水的约1 500倍和40倍），

故可认为相同喷吹条件下，液体黏度的差异是气

泡在3种介质中产生不同运动特征的主要原因。从表3还可发现：对于小喷吹流量（0.5

m3/h)的3种液体，仅气泡形成时间f,接近，说明

气体开始缓慢进人液体，气泡横截面积不大于喷

管内径阶段，液体特性对其生成影响不大;但随体

积进一步增加，气泡生长受液体特性影响显著。

3.2喷吹流量和浸入深度对气泡形变及

(a) 0.5 m3/h (b) 1.0 m3/h (c) 1.5 m3/h (d) 2.0 m3/h

运动特征的影响图6不同喷吹流量下稳定后水中气液混合形态

图6为试验和仿真中喷管浸人水深度340

Fig. 6 Gas-liquid mixture configuration of steady

status in water in different gas flow rate〇1〇1、喷吹流量分别为0.5、1.0、1.5、2.0 1113/11条

件下，喷吹稳定后气液混合形态。图7为试验和

仿真中喷吹流量().5

m3/h、浸人液压油深度分别

为130、200、270、340

mm条件下，喷吹稳定后气

液混合形态。随喷吹流量和浸人深度增大，气泡

运动对液相搅拌及液面震荡越来越剧烈。对于图6和图7的水和液压油，不同喷吹流

量和浸人深度下，气泡沿喷管轴线上升过程中，试

验和仿真均出现若干明显的气液集中区域（如图

6c和图7c)，流量越大、浸人越深，集中区域体积

越大，接近液面的集中区域内气液运动更加复杂。不同喷吹条件下，试验和仿真的液面隆起高

度对比分别见表4和表5。同一浸人深度（340

(a) 130 mm (b) 200 mm (c) 270 mm (d) 340 mm

图7不同浸入深度下稳定后液压油中气液混合形态

mm)，不同喷吹流量下，水、液压油和甘油液面隆

Fig. 7 Gas-liquid mixture configuration of steady status

起高度的最大相对误差分别为8.7 %、- 9.7 %in oil in different depths of nozzle

第6期柳子豪，等:喷吹气泡运动行为及液面流动特性的试验与模拟• 35 •和-9.() %;同一喷吹流量，不同浸入深度下，最

大相对误差分别为8.1 %、-9.7 %和8.5 %。结

表合表2,相同喷吹条件下，随介质黏度的增大，水、液压油和甘油的液面隆起高度值递减。不同喷吹流量下液面隆起高度4浸入深度340 mm时Table 4 Rising height of liquid surface under different gas flow rate with nozzle immersion depths 340 mm喷吹流量/

水隆起高度/mm

试验仿真相对误差液压油隆起高度/mm

试验仿真相对误差试验甘油隆起高度/mm仿真相对误差(m3.h

丨）0.51.01.52.048.1452.4657.1577.3152.0454.8662.1477.67表8.1 %4.6 %8.7 %0.5 %喷吹流量42.3846.4951.7663.3838.2643.5853.4960. 79-9.7 %_ 6.3 %3.3 %-4.1 %30.2534.5942.1750.8631.5831.4639.6946.954.4 %-9.0 %-5.9 %-7.7 %50.5 m3/h时喷管不同浸入深度下液面隆起高度Table 5 Rising height of liquid surface under different depths of nozzle with gas flow rates 0.5 m3/h浸入深度/

水隆起高度/mm试验仿真相对误差液压油隆起高度/mm试验仿真相对误差试验甘油隆起高度/mm仿真相对误差mm13.6035.4941.2648.1429.3738.3340.3752.046.4 %8.0 %-2.2 %8.1

%23.1828.7434.6742.3821.6328.1535.6938.26-6.7 %-2.1 %2.9 %-9.7 %15.8621.7425.9330.2514.5623.5926.1731.58-8.2 %8.5

%0.9 %4.4 %从表4可知，喷吹流量分别为(>.5、l.U、1.5

征，基于建立的数值仿真模型计算结果，进一步对

指定流动域平均速度的统计分析，确定各工况下

液面的流场特性。mVh条件下，液面隆起高度的递增率约1() %;而

喷吹流量2.()

mVh较1.5

mVh，水中液面隆起高

度最大，增率约35 %，液压油和甘油的增率约

2(> %。同一浸人深度下，液体黏度越大，气泡到

达液面时间越长，破裂前的速度越小，则液面隆起

高度越小。浸入深度2(>(>

mm较13U

mm，甘油的液面隆

起高度最大.增率约为37 %,水和液压油的增率

约为25 %。浸人深度分别为200、270、340

条件下，液面隆起高度的递增率约为2() %。随浸

人深度增大.液面隆起高度逐渐增大，但增大幅度

逐渐减小。同一液体内，浸人深度越大，气泡加速

上升运动的时间越长，破裂前的速度越大，则液面

隆起高度越大。结合表4、表5可看出，喷吹流量从0.5

m3/h

增加4倍到2.0

mVh，液面隆起高度最大增幅为68.1 %;而浸人深度从130

mm增加2.6倍到340

4.1喷吹流量对液面流动特性的影响图8为浸人深度340

mm，喷吹流量0• 5、1.0、

1.5、2.(>

mVh四种条件下，水、液压油及甘油的

液面流动特性研究区域（见图3a)中平均速度随

喷吹时间的变化曲线。从图8可看出，随喷吹进行，当气泡运动到液

面，与表面液体相互作用，产生剧烈运动，流场速

度迅速增大。相同喷吹条件下，水、液压油和甘油

中液面流动速度依次减小;但()〜2. (>

s内，变化趋

势相近。通过试验观测，1.6

s后所有工况的液面波动

趋近稳定。取1.6〜2.0

s内液面流动特性研究区

域的平均速度作为参考稳定速度从喷吹开始

至平均速度首次达到10 %区间的时刻，为液

面开始波动时间广；喷吹稳定时间《'2为该时刻

后平均速度全部稳定在m ± 10 %区间内。图8d可看出，浸人深度340

mm、喷吹流量

2.0

m3/h条件下，气体进人水后f', =0_45

s时，

液面开始波动.喷吹到=〗.37

s后，液面流动

速度逐渐稳定。表6给出了三种液体在4种喷吹流量下的特

征值U、、C)，喷吹流量从0. 5

m3/h增至2.0

mm.最小增幅为74.4 %。可认为浸人深度较喷

吹流量对液面隆起高度影响更大，且气泡在不同

介质中各阶段形变、运动特征及液面隆起高度等

方面的试验和仿真结果都吻合良好，证明了理论

模型和数值it算的准确性。4液面流动特性分析为研究不同喷吹条件下液面的流体动态特m3/h，水、液压油和甘油中it分别增加46 %、

• 36 •炼钢第36卷46 %，但t'2分别增加9.6 %、13 %和43 %。74 %和100 % ;广分别缩短22 %、33 %和

(C)甘油图8(d)速度参考线黏性液体在不同喷吹流量下流场速度变化曲线

Fig. 8 Velocity curves of flow field of viscous liquid in different gas flow rate表6 浸入深度340 mm时不同喷吹流量下的特征值Table 6 Characteristic values under different gas flow with nozzle immersion depths 340 mm喷吹流量/

水液压油t'2/s甘油t'2/s(trf.h-1)0.51.01.52.0i6/(mas"1)0.7110.8140. 8951.040tsit/Cm-s'1)0.5230.6340.8450.909tst6/(m*s~1)0.3350.4630.6240.670t’i/s0.960.870.690.52t'2/s0.580.520.480.451.251.311.341.370.860.780.720.580.920.961.021.041.021.121.151.464.2喷管浸入深度对液面流动特性的影响

340

mm,喷吹稳定后，水、液压油和甘油中w分

别增加71 %、72 %和89 %;

C分别增加81 %、

54 % 和 41 % “'2 分别增加 28 %、42 % 和 24 %。进一步完成了所有工况条件下的仿真计算，

得到与表6和表7相似的结果。综合分析可知，

三个特征值（从、匕、"2)能明晰表征浸没式顶吹

条件下不同液体的液面流动特性；同一浸人深度，

液体黏度越大，上升阻力越大，M值越小，f',和

图9为喷吹流量0. 5

m3/h、浸入深度分别为

130、200、270、340

mm四种喷吹条件下，水、液压

油及甘油的液面流动特性研究区域中的平均速度

随喷吹时间的变化曲线。从图9可看出，喷吹初

始阶段，液面流动平均速度较小;继续喷吹，平均

速度增大，且浸人越深，平均速度越大。采用与4_ 1节相同处理方式，得到不同浸入

深度下的M、广和A值，如表7。从表7可看出，当浸入深度从130

mm增至C值越大；同一液体内，浸人深度越大，气泡上

升加速时间越长，'2值都越大；随喷吹

第6期柳子豪，等:喷吹气泡运动行为及液面流动特性的试验与模拟• 37 •■ 130 mm

j— 200 mm

-B— 270 mm

((-©— 340 mmll_'./)^i/i^B^s«Tfrt0.40.8 1.0 1.20.4 0.6 0.81.0

1.2时间/s

时间/s

⑷水(b)液压油-130 mm

—200 mm

-S——270 mm

-©—340l.:(sl)s./e.i«^s/^7ist^fr(0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0

00.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0时间/s

时间/s(c)甘油

（d)速度参考线图9喷管不同浸人深度下流场速度变化曲线

Fig. 9 The velocity curve of flow field of in different depths of nozzle表7喷吹流量0.5

m3/h时喷管不同浸入深度下的特征值Table 7 Characteristic values under different depths of nozzle with gas flow rates 0. 5 m'/h浸人深度/水液压油甘油mmu/(m*s"1)tstr2/sw/(m*s"1)tst'2/sM,/(m«s"1)tstr2/s1300.4170.320.980.3040.560.650.1770.680.822000.5270.461.120.3390.690.780.2860.780.892700.6430.541.200.4370.720.820.3100.850.933400.7110.581.250.5230.860.920.335().%1.02流量和浸入深度增加，甘油中参考稳定速度m的

吹流量对液面隆起高度影响更大。增加最明显，且喷吹稳定时间的增幅最小。3) 相较于液体密度，黏度的差异是气泡在液

5结论体介质中产生不同运动特征的主要因素；基于仿

真模型结果，定量分析了喷吹流量和浸人深度对

为分析不同喷吹流量和喷管浸入深度对水、

不同黏性液体液面流动特性的影响.随喷吹流量

液压油和甘油中气泡和液面流动的影响，分别进

和浸人深度增加，甘油中的增幅最明显，且

行了数值模拟和试验研究，结论如下。的增幅最小。1) 通过气液两相流试验研究和数值模拟，发

4) 该文方法对气液两相流的理论研究及工业

现两者数据吻合良好，验证仿真的可行性和准确

生产具有参考价值，对于高成本试验，可只采用数

性。值模拟得到的数据进行参考分析。在工业应用中

2) 随喷吹流量和浸入深度的增大，液面隆起

还需根据实际工况的最佳喷吹流量、浸人深度和

高度增大，但增大幅度逐渐减小，且浸入深度较喷流体物理属性做适当修正。

• 38 •[参考文献]炼钢第36卷[8] RAYMOND F. ROSANT J M. A numerical and experimental

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出版社，1997.拟研究[J].西安理工大学学报，2011，27(3): 344-349.(上接第18页）进一步降低.粘枪、粘烟罩的次数减少，提高了现

场的生产效率，实现了节能降本。5结论1)

[1低温、低硅铁水冶炼的优化主要通过前期

31.86

min，为现场的快节奏生产提供了支持，并且

改善了钢铁料消耗和氧枪枪龄等技术指标。[参考文献]]

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吹并向熔池补加适量烧结矿，达到全程化渣及脱

[3磷的目的。2) 通过优化将供氧3

min时炉渣碱度由1.87

降低至1.4，渣中w(FeO)由1(). 46 %提高至

24. 7 %，得出优化前由于炉渣氧化性较低，使得

[5]

李建新•郝旭东，仇圣桃，等.复吹转炉多功能法脱磷工艺

[J].工程科学学报，2009，31 ( 8): 970-971 •脱磷环节受到限制，虽有较多的C2S固相•但脱磷

[6]

廖鹏,侯泽旺，秦哲，等.复吹转炉双渣吹炼脱鱗试验[J].钢

率较低;优化后3

min时炉渣有着合适的氧化性及

铁，2()13,48(1):3。-31.[7] HEALY G W. A new look at phosphorus distribution [J]. J

黏度，促进了脱磷反应的进行，所以炉渣液相中有

Iron Steel Institute, 1970, 208(7)： 664-668.较多的磷元素，脱磷率也较高。[8] INOUE R, SUITO H. Phosphorous partition between 2CaO*

3) 通过优化提高了前期的熔池温度及渣中

Si〇2 particles and CaO~Si〇2-Fe，0 slags [ J ]. ISIJ

International. 2006, 46(2)：含量，加速了成渣速度，使得熔池内炉渣始终

[9]

李辽沙，于学峰，武杏荣，等.不同稳定化处理转炉钢渣中磷

保持较好的黏度，保证脱磷反应的动力学条件，从

元素的分布[J].金属矿山，2006 (1()):78-81.而做到全程脱磷，为一倒出钢提供条件。[10]

吕延春，王新华，秦登平，等.转炉炼钢渣磷元素的富集及影

2017,52(10):29-37.4) 优化后的低温、低硅铁水的冶炼工艺使得现

响因素[J] •钢铁，[11]

吕延春，王新华，秦登平，等.转炉炼钢低碱度钢渣的高效脱

磷与固磷[J] •钢铁，2(>18,53(6):31-38.场一倒脱磷率由72.1 %提高至86_6 %，一倒出钢

率由68.4 %提高至74.3 %，每天可节约冶炼时间