CN108536952B

CN108536952B - 一种确定铁水包内气液两相流气含率的计算方法

Info

Publication number: CN108536952B
Application number: CN201810296626.XA
Authority: CN
Inventors: 郑淑国; 王鑫; 朱苗勇
Original assignee: Northeastern University China
Current assignee: Northeastern University China
Priority date: 2018-04-03
Filing date: 2018-04-03
Publication date: 2020-09-29
Anticipated expiration: 2038-04-03
Also published as: CN108536952A

Abstract

本发明涉及一种确定铁水包内气液两相流气含率的计算方法，根据实际的铁水包的工艺参数，建立水模型的二维几何模型，确定水模型中的气体喷吹流量Q_m，建立气液两相流模型和气液间相互作用力模型，获得水模型中的气含率分布图以及气液相流场。本发明方法可计算出气体在铁水包出口处的气含率及溢出速度，分析得出气体溢出而导致的液相喷溅量，可通过改变喷枪气体流量及插入喷枪深度检测其对气含率、溢出速度及喷溅量的影响，用于实时准确调整各工艺参数，减少事故的发生率。

Description

一种确定铁水包内气液两相流气含率的计算方法

技术领域

本发明涉及一种确定铁水包内气液两相流气含率的计算方法，属于铁水预处理脱硫过程模拟仿真领域。

背景技术

随着钢铁行业、加工制造业以及与钢铁相关行业的发展，钢材用户对钢材质量的要求越来越高。硫作为一种钢铁中主要的有害元素，不仅容易使钢材产生热脆性，降低钢材的延展性、韧性以及耐腐蚀性，同时容易使钢材产生裂纹。所以应尽量控制硫元素的含量，从而保证钢材的质量。铁水预处理脱硫技术不仅具有较好的脱硫效果，而且脱硫费用较低，故铁水预处理技术已成为钢铁厂生产中必备的环节。目前机械搅拌法(KR法)和喷吹法是国内外最常用的两种铁水预处理方法，其中，机械搅拌法是将搅拌桨深入到铁水包中并在铁水中加入脱硫剂来达到脱硫目的；而喷吹法是通过插入铁水中的高压喷枪将镁颗粒喷入到铁水包中，通过镁颗粒汽化产生的气泡及溶解镁与硫反应。

在实际生产过程中，由于铁水温度较高，镁颗粒喷入铁水中会立即汽化并产生大量气体，气体在上浮过程中带动铁水流动，当气体到达铁水表面时破裂并伴随着铁水的喷溅。喷溅行为不仅增加炼钢厂的风险，威胁操作人员的安全而且铁耗增加，增加吨钢冶炼成本。而目前对于喷溅的预防，由于铁水温度较高，目前无法洞悉冶炼过程的内部行为，现场人员普遍依据工作经验减小喷吹量及改变喷枪位置，并未有专门的理论指导。而数值模拟方法通过求解一系列控制方程，不仅可以得到气液两相的分布情况，还可以分析相关参数对其的影响。

目前对铁水包内气液两相流气含率领域的计算较少，且铁水包内气液两相流也无法得到验证，故有必要建立一种描述铁水包-水模型内气含率的模拟方法，计算出气体在铁水包出口处的气含率及溢出速度，分析得出气体溢出而导致的液相喷溅量，通过改变喷枪气体流量及插入喷枪深度检测其对气含率、溢出速度及喷溅量的影响，以此，实时准确调整各工艺参数，减少事故的发生率。

发明内容

(一)要解决的技术问题

为了解决现有技术的上述问题，本发明提供一种确定铁水包内气液两相流气含率的计算方法，通过建立铁水包-水模型中气含率的数值模拟方法，了解气体在铁水包-水模型中的分布情况，为降低喷溅提供理论依据，弥补了目前铁水包内气液两相流数值模拟方面的空缺。

(二)技术方案

为了达到上述目的，本发明采用的主要技术方案包括：

一种确定铁水包内气液两相流气含率的计算方法，其包括如下步骤：

S1、根据实际的铁水包的工艺参数，以一定的相似比确定水模型的几何尺寸；

S2、根据S1确定的水模型的几何尺寸，建立水模型的二维几何模型，并划分为二维结构网格模型；

S3、根据铁水包高、喷枪插入深度、喷嘴直径、镁粉的喷吹流量、载气流量及步骤S1中所述水模型的几何尺寸，确定水模型中的气体喷吹流量Q_m；

S4、气液两相流模型的建立，气液两相流模型包括欧拉多相流模型和k-ε湍流模型；所述欧拉多相流模型包括质量守恒方程和动量守恒方程；通过计算所述k-ε湍流模型得出液体的湍动能k及液体的湍流耗散率ε，根据湍动能k及液体的湍流耗散率ε计算出液相的有效黏度μ_eff并将液相的有效黏度μ_eff带入欧拉多相流模型中求解欧拉多相流模型，得出气液相的流速及气相在液相中所占的体积百分率，即气含率；

S5、动量守恒方程中气液间相互作用力M_q计算模型的建立，所述气液间相互作用力计算模型包括曳力模型控制方程、升力模型控制方程和湍流扩散力模型控制方程；

S6、设置所述水模型的网格模型的边界条件及初始条件；

S7、根据欧拉多相流模型和k-ε湍流模型，边界条件及初始条件，求解获得水模型中各点处的气液相流速及气含率分布。

如上所述的计算方法，优选地，在步骤S1中，所述工艺参数包括铁水包上口直径、铁水包包底直径、铁水包高、喷枪插入深度、喷嘴直径；所述一定的相似比为1:1～5。

在水模型中，实际铁水包中的铁水和载气分别由水和空气代替。

如上所述的计算方法，优选地，在步骤S2中，所有所述网格的质量大于0.6。

如上所述的计算方法，优选地，在步骤S3中，所述气体喷吹流量Q_m根据如下公式(1)-(7)计算获得：

(Fr)_m＝(Fr)_p (1)

Q＝A·u (4)

式中，下标m表示水模型，p表示实际铁水包；ρ_l,m为水的密度；ρ_l,p为铁水密度；ρ_g,m为空气的密度；ρ_g,p为实际喷吹气体密度；u为喷嘴处气体流速；h为熔池深度；g为重力加速度，Q为气体喷吹流量；d为喷嘴直径；A为喷嘴面积；

在高温铁水中，随载气带入的镁粉将会迅速汽化为镁蒸气，故实际铁水包内的气体喷吹流量Q_p为载气流量与镁蒸气流量之和；所述Q_p由如下式(5)-(7)计算得到：

Q_p＝Q₁+Q₂ (5)

式中，Q₁为载气流量；Q₂为镁蒸气的流量可由下式表示：

P＝P_atm+ρ_l,pgH (7)

式中Q_Mg为镁粉的喷吹流量；R为理想气体常数；P为喷嘴处压力；M_Mg为镁的摩尔质量；P_atm为标准大气压；H为喷枪插入深度。

如上所述的计算方法，优选地，在步骤S4中，所述质量守恒方程如下公式(8)，

式中，ρ_q、α_q和u_q分别为液相即q＝l和气相即q＝g时的密度、气含率和速度矢量，，S₁为质量源项；

所述动量守恒方程如下公式(9)，

式中，μ_eff为液相的有效黏度，

μ_l为液相黏度，C_μ为常数；p为气液两相的压力；M_q为气液两相间的相互作用力，g为重力加速度，S₂为动量源项，M_q由如下公式(10)计算；

M_q＝F_D+F_L+F_TD (10)

式中，F_D表示曳力、F_L表示升力和F_TD表示湍流扩散力；

所述k-ε湍流模型包括如下公式(11)所示的湍流动能方程和如下公式(12)所示的湍流扩散方程：

式中，ρ为密度；k、ε分别为湍动能和湍流耗散率；u_i为速度矢量；μ、μ_t分别为物性黏度和湍动黏度；G_q为平均速度梯度产生的湍流动能；G_b为浮力产生的湍流动能；Y_M为可压缩湍流中过度扩散产生的波动；σ_q、σ_ε为湍流普朗特数；S_q、S_ε为自定义源项；C_1s、C_2s、C_3ε为常数。

如上所述的计算方法，优选地，在步骤S5中，所述曳力模型控制方程包括如下公式(13)-(15)

F_D＝K_gl(u_g-u_l) (13)

式中，F_D为曳力，K_gl为气液相间交换系数，u_g为气相的速度，u_l为液相的速度，d_g为气泡直径，σ为气液表面张力系数，d₀为喷嘴直径，所述曳力系数C_D根据如下公式(16)计算得到：

式中，Re为雷诺数；

所述升力模型控制方程如下公式(17)所示

式中，C_L为升力系数；

所述湍流扩散力模型控制方程包括如下公式(18)和(19)

F_TD＝-K_pqu_drift (18)

式中，F_TD为湍流扩散力，K_pq为气液两相湍流速度脉动之间的协方差系数，u_drift为滑移速度，

为湍流扩散系数，ω_pq为扩散Prandtl数。

如上所述的计算方法，优选地，在步骤S6中，所述边界条件包括：气体入口为速度入口边界条件，出口为脱气边界条件，对称面为对称边界条件，壁面为无滑移壁面边界条件；

所述速度入口边界条件满足如下公式(20)

所述脱气边界条件满足如下公式(21)-(23)

所述对称边界条件满足如下公式(24)；

所述无滑移壁面边界条件满足如下公式(25)；

k＝ε＝u_lx＝u_ly＝u_gx＝u_lx＝0 (25)

所述初始条件包括设置x方向液相速度在0.5～1.0m/s之间，y方向液相速度在0.5～1.0m/s之间，液相的湍动能在0.05～0.1m²/s²之间，液相的湍流扩散率在0.05～0.1m²/s³之间。

如上所述的计算方法，优选地，还包括步骤S8，在步骤S7中所述求解过程中，各求解变量包括：x方向液相的流速及气相的流速，y方向液相的流速及气相的流速、液相的湍动能和湍流扩散率和气相的气含率，所述液相的流速及气相的流速、液相的湍动能和湍流扩散率、气相的体积分数的绝对残差值应小于0.001。

如上所述的计算方法，优选地，还包括步骤S9，根据所述步骤S3中计算得到的气体喷吹流量、步骤S5中的气液间相互作用力、步骤S6设置的边界条件和初始条件以及步骤S8的求解变量，进行迭代求解步骤S4中的欧拉多相流模型和k-ε湍流模型，计算完毕后保存水模型中各点处液相速度、气相速度及气含率的数据，获得水模型中的气含率分布图以及气液相流场图。

(三)有益效果

本发明的有益效果是：

1)本发明的方法可用于研究铁水包中不同流量下的气含率分布；

2)本发明的方法可用于研究铁水包中气相以及液相的流场分布；

3)本发明的方法可通过考察不同工艺参数包括喷气流量、喷枪插入深度对铁水包中气体分布及气液相流场的影响，为现场操作人员提供理论依据，实时准确调整各工艺参数，提高工厂运行效率并减少喷溅事故。

附图说明

图1为实施例2中计算方法的流程图；

图2为几何模型示意图；

图3为网格模型划分示意图；

图4为不同流量下水模型内气含率分布；

图5为不同流量下水模型内液相流场；

图6为不同流量下水模型内气相流场。

【附图标记说明】

1：出口；

2：对称面；

3：入口；

4：壁面。

具体实施方式

为了更好的解释本发明，以便于理解，下面结合附图，通过具体实施方式，对本发明作详细描述。

实施例1

铁水包-水模型内气液两相流气含率的数值模拟方法，(其中本发明中采用喷吹脱硫法，喷枪采用倒“T”型喷枪)包括以下步骤：

步骤1、采集工艺参数：现场调研某钢厂炼钢车间，获取实际生产过程中铁水包的工艺参数，包括：铁水包上口直径、铁水包包底直径、铁水包高、喷枪插入深度、喷嘴直径、镁粉的喷吹流量及载气流量。

步骤2、水模型尺寸的计算：根据步骤1采集的工艺参数，包括铁水包上口直径、铁水包包底直径、铁水包高、喷枪插入深度、喷嘴直径，基于几何相似理论，以一定的相似比确定水模型的几何尺寸。在水模型中，实际铁水包中的铁水和载气分别由水和空气代替。

步骤3、水模型内气液两相流的网格模型建立：根据步骤2中计算的水模型尺寸，建立水模型的二维几何模型，本发明考虑到模型的对称性，取其1/2模型进行研究，随后将其划分为质量良好的结构网格，即所有网格的质量大于0.6。

步骤4、水模型中喷吹气体流量的计算：根据步骤1中采集的铁水包高、喷枪插入深度、喷嘴直径、镁粉的喷吹流量、载气流量及步骤2中计算的水模型尺寸，基于动力相似，即保证水模型和实际铁水包的费鲁德准数Fr相等，确定水模型中的气体喷吹流量Q_m，由于本发明所建立的几何模型为实际水模型尺寸的1/2，故本发明中气体喷吹流量为Q_m/2，气体喷吹流量Q_m的具体表达式如下：

(Fr)_m＝(Fr)_p (1)

Q＝A·u (4)

在高温铁水中，随载气带入的镁粉将会迅速汽化为镁蒸气，故实际铁水包内的气体喷吹流量为载气流量与镁蒸气流量之和。Q_p可由下式计算得到：

Q_p＝Q₁+Q₂ (5)

式中，Q₁为载气流量；Q₂为镁蒸气的流量可由下式表示：

P＝P_atm+ρ_l,pgH (7)

式中Q_Mg为镁粉的喷吹流量；R为理想气体常数；P为喷嘴处压力；M_Mg为镁的摩尔质量；P_atm为标准大气压；H为喷枪插入深度，喷枪插入深度H＝铁水包高度-喷枪距包底距离。

步骤5、气液两相流模型的选择：包括欧拉多相流模型和k-ε湍流模型，其中：

(a)欧拉多相流模型控制方程：

质量守恒方程：

式中，ρ_q、α_q和u_q分别为液相即q＝l和气相即q＝g时的密度、气含率和速度矢量，S₁为质量源项。

动量守恒方程：

式中，μ_eff为液相的有效黏度，

μ_l为液相黏度，C_μ为常数；p为气液两相的压力；M_q为气液两相间的相互作用力，g为重力加速度，S₂为动量源项，M_q可由下式表示：

M_q＝F_D+F_L+F_TD (10)

式中，F_D表示曳力、F_L表示升力和F_TD表示湍流扩散力。

(b)k-ε湍流模型控制方程：

湍流动能方程：

湍流扩散方程：

式中，ρ为密度；k、ε分别为湍动能和湍流耗散率；u_i为速度矢量；μ、μ_t分别为物性黏度和湍动黏度；G_q为平均速度梯度产生的湍流动能；G_b为浮力产生的湍流动能；Y_M为可压缩湍流中过度扩散产生的波动；σ_q、σ_ε为湍流普朗特数；S_q、S_ε为自定义源项；C_1s、C_2s、C_3ε为常数。通过获得湍动能k和湍流耗散率ε，用于计算动量守恒方程中的有效黏度μ_eff。

步骤6、气液间相互作用力模型的设置：在多相流模型求解过程中，步骤5中的气液间相互作用力M_q将会显著影响气液流动行为。故根据动量守恒方程中的气液间相互作用力M_q，包括曳力、升力和湍流扩散力，其对气液两相流的准确预测有着十分重要的意义，故应设置相应的曳力模型、升力模型及湍流扩散力模型来准确计算气液相间相互作用力M_k。其控制方程如下：

(a)Schiller and Naumann曳力模型控制方程：

F_D＝K_gl(u_g-u_l) (13)

式中，F_D为曳力，K_gl为气液相间交换系数，u_g和u_l分别为气相和液相的速度，d_g为气泡直径，σ为气液表面张力系数，d₀为喷嘴直径，曳力系数C_D根据Schiller and Naumann计算得到：

式中，Re为雷诺数。

(b)Moraga升力模型控制方程：

F_L＝-α_gC_Lρ_l(u_g-u_l)×(▽×u_l) (17)

式中C_L为升力系数，根据Moraga计算得到C_L＝0.0767。

(c)Simonin湍流扩散力模型控制方程：

F_TD＝-K_pqu_drift (18)

为湍流扩散系数，ω_pq为扩散Prandtl数，取为0.75。

(d)气液间相互作用力M_k：

M_k＝F_D+F_L+F_TD

步骤7、边界条件及初始条件的设置：

边界条件的设置：在步骤5选择的欧拉多相流模型和k-ε湍流模型的基础上，为网格模型设置相应的边界条件，设置气体入口为速度入口边界条件，出口为脱气边界条件，对称面为对称边界条件，壁面为无滑移壁面边界条件(a)速度入口边界条件控制方程：

(b)在脱气边界处，允许气体以到达出口的速度离开，气体的离开对质量和动量守恒方程的影响如下，将下述方程带入质量和动量守恒方程源项中求解出口处气液相速度及其气含率：

质量源项：

液相动量源项：

气相动量源项：

在对称边界处令对称边界上的法向速度为零，其它变量则是法向梯度为零，即：

(c)在无滑移壁面处所有变量都为零，即：

k＝ε＝u_lx＝u_ly＝u_gx＝u_lx＝0 (25)

初始条件的设置：为使模型的求解更易收敛，需赋予求解变量合适的数值，设置x方向液相速度在0.5-1.0m/s之间，y方向液相速度在0.5-1.0m/s之间，液相的湍动能在0.05-0.1m²/s²之间，液相的湍流扩散率在0.05-0.1m²/s³之间。

步骤8、求解方法及运行参数：

欧拉多相流模型和k-ε湍流模型，边界条件及初始条件设置完毕后，采用Phase-Coupled SIMPLE方法求解多相流模型及湍流模型控制方程，获得水模型中各点处的气液相流速及气含率分布。为保证其收敛性，并设置求解过程参数，包括时间步长Δt≤0.02、最大时间步数根据经验确定及时间步长内最大间隔为20-200。

步骤9、残差设置：设置各求解变量的绝对残差值。在求解过程中，当所有求解变量的迭代残差值都小于各自的绝对残差值时，表示计算收敛并停止运算。各求解变量包括：x方向液相的流速及气相的流速，y方向液相的流速及气相的流速、液相的湍动能和湍流扩散率、气相的体积分数(气含率)，液相的流速及气相的流速、液相的湍动能和湍流扩散率、气相的体积分数的绝对残差值应小于0.001。

步骤10：运算并获取结果：根据步骤4中计算得到的气体流量、步骤6中设置的气液间相互作用力模型、步骤7设置的边界条件和初始条件以及步骤8采用的求解方法和运行参数，在Run Calculation中点击Calculation按钮来求解步骤5中的欧拉多相流和k-ε湍流控制方程，计算完毕后保存水模型中各点处液相速度、气相速度及气含率的数据，并将数据导入Tecplot软件中，获得水模型中的气含率分布图以及气液相流场图。

上述方法可计算出气体在铁水包出口处的气含率及溢出速度，分析得出气体溢出而导致的液相喷溅量，可通过改变喷枪气体流量及插入喷枪深度检测其对气含率、溢出速度及喷溅量的影响，用于实时准确调整各工艺参数，减少事故的发生率。

实施例2

步骤1、采集工艺参数：现场调研某钢厂炼钢车间，获取实际生产过程中的工艺参数，包括：铁水包上口直径、铁水包包底直径、铁水包高、喷枪插入深度、喷嘴直径、镁粉喷吹流量及载气流量。其具体数据如表1所示：

表1工艺参数

步骤2、水模型尺寸的计算：根据步骤1中采集的工艺参数，包括铁水包上口直径、铁水包包底直径、铁水包高、喷枪插入深度、喷嘴直径，基于几何相似理论，确定水模型的几何尺寸，相似比为1:5即按1:5的尺寸缩小，水模型的尺寸如表2所示：

表2水模型尺寸

步骤3、水模型内气液两相流的网格模型建立：根据步骤2中计算的水模型尺寸，在ICEM软件的Geometry选项中建立水模型的二维几何模型，本发明考虑到模型的对称性，取其1/2模型进行研究，如图2所示。随后在Blocking选项中将其划分为质量良好的结构网格，如图3所示，每个网格的尺寸为1mm×1mm且网格质量大于0.6。

步骤4、水模型中喷吹气体流量的计算：根据步骤1中采集的工艺参数及步骤2中计算的水模型尺寸，基于动力相似，根据实施例1中步骤4中的计算公式(1)-(7)，可计算出水模型中的气体喷吹流量Q_m的范围为0.64-3.62m³/h，基于步骤3所建立的几何模型，本实施例的水模型取气体的喷吹流量为0.25m³/h、0.5m³/h、1.0m³/h、2.0m³/h。

步骤5、气液两相流模型的选择设置：在Fluent 16.0软件中读入步骤4中建立的网格模型。在Multiphase Model中选择Eulerian，来激活欧拉多相流模型；在Viscous Model中选择k-epsilon，来激活标准k-ε湍流模型。

步骤6、气液间相互作用力模型的设置：本发明在Phase Interaction选项的Drag中选择schiller-naumann曳力模型、Lift中选择tomiyama升力模型及TurbulenceInteraction中选择simonin湍流扩散模型，以此来计算曳力、升力和湍流扩散力的大小，并将其结果气液两相间的相互作用力M_k带入动量守恒方程中得到M_k值。

步骤7、边界条件及初始条件的设置：

边界条件的设置：在步骤5选择的数学模型基础上，为网格模型设置相应的边界条件，即在Boundary Conditions选项中设置气体入口为速度入口边界条件，根据步骤3中计算得出的气体喷吹流量，对应该气体入口处的速度分别为11m/s、22m/s、44m/s、78m/s，出口为脱气边界条件，对称面为对称边界条件，壁面为无滑移壁面边界条件。

初始条件的设置：为使模型的求解更易收敛，需要赋予求解变量合适的数值，即在Solution Initialization选项中设置液相的x方向速度为0.8m/s，液相的y方向速度为1.0m/s，液相的湍动能为0.1m²/s²，液相的湍流扩散率为0.08m²/s³。

步骤8、求解方法及运行参数：

数学模型及边界条件设置完毕后，在Solution Methods选项中选择适当的求解方法来计算多相流模型及湍流模型控制方程，本实施例采用Phase-Coupled SIMPLE方法。为保证其收敛性，在Run Calculation选项中设置求解过程参数，在该实例中时间步长为0.02，最大时间步数为10000，时间步长内最大间隔为40。

步骤9、残差设置：在Residual Monitors中设置各求解变量的绝对残差值。在求解过程中，当所有求解变量的迭代残差值都小于各自的绝对残差值时，表示计算收敛并结束计算。在该实例中，x方向上液相的流速及气相的流速、y方向上液相的流速及气相的流速、液相的湍动能和湍流扩散率、气相的体积分数的绝对残差值都设为0.0001。

步骤10：运算并获取结果：根据步骤4中计算得到的气体流量、步骤6中设置的气液间相互作用力模型、步骤7设置的边界条件和初始条件以及步骤8采用的求解方法和运行参数，在Run Calculation中点击Calculation按钮来求解步骤5中的欧拉多相流和k-ε湍流控制方程，当满足步骤8中的收敛条件时，计算结束。保存计算数据文件，将其导入Tecplot软件中进行处理，得到水模型中的气含率分布如图4所示以及气液相流场图，分别如图5、6所示。其中图4、5、6中的(a)、(b)、(c)、(d)分别对应的流量是0.25m³/h、0.5m³/h、1.0m³/h、2.0m³/h。

以上所述，仅是本发明的较佳实施例而已，并非是对本发明做其它形式的限制，任何本领域技术人员可以利用上述公开的技术内容加以变更或改型为等同变化的等效实施例。但是凡是未脱离本发明技术方案内容，依据本发明的技术实质对以上实施例所作的任何简单修改、等同变化与改型，仍属于本发明技术方案的保护范围。

Claims

1.一种确定铁水包内气液两相流气含率的计算方法，其特征在于，其包括如下步骤：

S2、根据步骤S1中确定的水模型的几何尺寸，建立水模型的二维几何模型，并划分为二维结构网格模型；

S4、气液两相流模型的建立，所述气液两相流模型包括欧拉多相流模型和k-ε湍流模型；所述欧拉多相流模型包括质量守恒方程和动量守恒方程；通过计算所述k-ε湍流模型得出液体的湍动能k及液体的湍流耗散率ε，根据湍动能k及液体的湍流耗散率ε计算出液相的有效黏度μ_eff并将液相的有效黏度μ_eff带入欧拉多相流模型中求解欧拉多相流模型，得出气液相的流速及气相在液相中所占的体积百分率，即气含率；

S5、动量守恒方程中气液间相互作用力M_q计算模型的建立，所述气液间相互作用力M_q计算模型包括曳力模型控制方程、升力模型控制方程和湍流扩散力模型控制方程；

S6、设置所述水模型的网格模型的边界条件及初始条件；

S7、根据欧拉多相流模型和k-ε湍流模型，边界条件及初始条件，求解获得水模型中各点处的气液相流速及气含率分布；

其中，在步骤S4中，所述质量守恒方程如下公式(8)，

式中，t为时间，▽为矢量微分算符，ρ_q、α_q和u_q分别为液相即q＝l时的密度、体积分数和速度矢量及气相即q＝g时的密度、气含率和速度矢量，S₁为质量源项；

所述动量守恒方程如下公式(9)，

式中，μ_eff为液相的有效黏度，

μ_l为液相黏度，C_μ为常数；p为气液两相的压力；M_q为气液两相间的相互作用力，g为重力加速度，S₂为动量源项，M_q由如下公式(10)计算：

M_q＝F_D+F_L+F_TD (10)

式中，F_D表示曳力、F_L表示升力和F_TD表示湍流扩散力；

式中，ρ为密度；k、ε分别为湍动能和湍流耗散率；u_i为速度矢量；μ、μ_t分别为物性黏度和湍动黏度；G_k为平均速度梯度产生的湍流动能；G_b为浮力产生的湍流动能；Y_M为可压缩湍流中过度扩散产生的波动；σ_k、σ_ε为湍流普朗特数；S_k、S_ε为自定义源项；C_1s、C_2s、C_3ε为常数。

2.如权利要求1所述的计算方法，其特征在于，在步骤S1中，所述工艺参数包括铁水包上口直径、铁水包包底直径、铁水包高、喷枪插入深度、喷嘴直径；所述一定的相似比为1:1～5。

3.如权利要求1所述的计算方法，其特征在于，在步骤S2中，二维结构网格模型中的所有网格的网格质量大于0.6。

4.如权利要求1所述的计算方法，其特征在于，在步骤S3中，所述水模型中的气体喷吹流量Q_m根据如下公式(1)-(7)计算获得：

(Fr)_m＝(Fr)_p (1)

Q＝A·u (4)

式中，Fr为佛罗德数，下标m表示水模型，p表示实际铁水包；ρ_g为气体密度；ρ_l为液体密度；ρ_l,m为水的密度；ρ_l,p为铁水密度；ρ_g,m为空气的密度；ρ_g,p为实际喷吹气体密度；u为喷嘴处气体流速；h为熔池深度；Q_p为铁水包内气体喷吹流量；d_p为铁水包内喷嘴直径；d_m为水模型内喷嘴直径；A为喷嘴面积；Q为气体喷吹流量；

Q_p＝Q₁+Q₂ (5)

式中，Q₁为载气流量；Q₂为镁蒸气的流量由下式表示：

P＝P_atm+ρ_l,pgH (7)

式中Q_Mg为镁粉的喷吹流量；R为理想气体常数；T为铁水温度；P为喷嘴处压力；M_Mg为镁的摩尔质量；P_atm为标准大气压；H为喷枪插入深度。

5.如权利要求1所述的计算方法，其特征在于，在步骤S5中，曳力模型控制方程包括如下公式(13)-(15)

F_D＝K_gl(u_g-u_l) (13)

式中，K_gl为气液相间交换系数，C_D为曳力系数，d_g为气泡直径，σ为气液表面张力系数，d₀为喷嘴直径，曳力系数C_D根据如下公式(16)计算得到：

式中，Re为雷诺数；

所述升力模型控制方程如下公式(17)所示

F_L＝-α_gC_Lρ_l(u_g-u_l)×(▽×u_l) (17)

式中，C_L为升力系数；

所述湍流扩散力模型控制方程包括如下公式(18)和(19)

F_TD＝-K_pqu_drift (18)

式中，K_pq为气液两相湍流速度脉动之间的协方差系数，u_drift为滑移速度，

为湍流扩散系数，ω_pq为扩散Prandtl数。

6.如权利要求1所述的计算方法，其特征在于，在步骤S6中，所述边界条件包括：气体入口为速度入口边界条件，出口为脱气边界条件，对称面为对称边界条件，壁面为无滑移壁面边界条件；

所述速度入口边界条件满足如下公式(20)

式中，u_in为入口速度，d_m为水模型内喷嘴直径；

所述脱气边界条件满足如下公式(21)-(23)

式中，S_g为质量源项，

为液相动量源项，

为气相动量源项；

所述对称边界条件满足如下公式(24)：

所述无滑移壁面边界条件满足如下公式(25)：

k＝ε＝u_lx＝u_ly＝u_gx＝u_lx＝0 (25)。

7.如权利要求1所述的计算方法，其特征在于，在步骤S6中，所述初始条件包括设置x方向液相速度在0.5～1.0m/s之间，y方向液相速度在0.5～1.0m/s之间，液相的湍动能在0.05～0.1m²/s²之间，液相的湍流扩散率在0.05～0.1m²/s³之间。

8.如权利要求1所述的计算方法，其特征在于，在步骤S7求解过程中，各求解变量包括：x方向和y方向的液相的流速及气相的流速、液相的湍动能和湍流扩散率、气相的气含率，x方向和y方向的液相的流速及气相的流速、液相的湍动能和湍流扩散率、气相的气含率的绝对残差值应小于0.001。

9.如权利要求8所述的计算方法，其特征在于，根据步骤S3中计算得到的气体喷吹流量、步骤S5中的气液间相互作用力、步骤S6设置的边界条件和初始条件以及步骤S7的求解变量，进行迭代求解步骤S4中的欧拉多相流模型和k-ε湍流模型，计算完毕后保存水模型中各点处液相速度、气相速度及气含率的数据，获得水模型中的气含率分布图以及气液相流场图。