兩排氧槍角度設(shè)置對大型底吹爐流動特性的影響

郭學(xué)益，姜保成，王親猛，王松松

(中南大學(xué) 冶金與環(huán)境學(xué)院，湖南 長沙，410083)

中國是目前世界上金屬銅生產(chǎn)量和消費量最大的國家[1-2]，發(fā)展具有自主知識產(chǎn)權(quán)的銅冶煉技術(shù)具有重要意義。氧氣底吹熔池熔煉技術(shù)是由中國有色工程設(shè)計研究總院與水口山有色金屬集團公司共同研發(fā)的現(xiàn)代銅冶煉技術(shù)[3]。自2008 年第一臺氧氣底吹銅熔煉爐投產(chǎn)以來，多家冶煉企業(yè)采用氧氣底吹熔池熔煉技術(shù)進行生產(chǎn)實踐，主要技術(shù)經(jīng)濟指標(biāo)達到了先進水平[4-6]。在當(dāng)前冶煉原料種類多、成分差異大，以及節(jié)能降碳的新趨勢下[7-8]，氧氣底吹熔池熔煉技術(shù)的優(yōu)勢愈發(fā)明顯。據(jù)報道[9-10]，常規(guī)造锍熔煉技術(shù)生產(chǎn)過程中配煤率在1%～3%之間，而氧氣底吹熔煉技術(shù)配煤率為0，符合“雙碳”政策的要求，對銅熔煉技術(shù)的發(fā)展具有重要的引領(lǐng)作用。

大型化是冶金行業(yè)降本增效的核心手段[11]，大型底吹爐處理量提高、爐體規(guī)模增大，同時供氧需求隨之上漲，給氧槍設(shè)置帶來新的挑戰(zhàn)[12-13]?？蒲泄ぷ髡哚槍Φ状禒t氧槍開展了大量研究，郭學(xué)益等[14]討論了對心異側(cè)、對心同側(cè)、非對心同側(cè)3 種不同氧槍槍位布置方式對熔煉效果的影響。戴志海等[15]分析了氧槍噴口、氧槍角度、氣流速度參數(shù)對流場波動特性的影響。穆亮照等[16]對大型底吹爐的氧槍數(shù)量、熔池深度進行了優(yōu)化，以此改善熔池攪拌、降低渣含銅。李鵬等[17]提出了基于Betti 數(shù)來定量表征底吹氣體振蕩射流強化攪拌效果，通過水模型試驗，提出底吹爐氧槍排布的優(yōu)化方案。王書曉等[18]對氧槍存在蘑菇頭時底吹爐內(nèi)的流動狀況進行模擬研究。JIANG 等[19]在底吹爐模型中模擬了羽眼的形成，系統(tǒng)研究了不同操作參數(shù)對羽眼尺寸的影響，并提出銅冶煉底吹爐中羽眼尺寸的預(yù)測方程。XI等[20]模擬了4種不同放大標(biāo)準(zhǔn)下底吹爐的氣液兩相流特性，認為修正的弗勞德數(shù)更適合作為放大標(biāo)準(zhǔn)。大型底吹爐目前設(shè)置兩排夾角不同的氧槍，形成“一大一小”的夾角設(shè)置方式[21-23]，盡管已對底吹爐模擬進行了大量研究，但兩排氧槍角度設(shè)置如何對爐內(nèi)流動產(chǎn)生影響尚不明確，缺乏相關(guān)研究以指導(dǎo)大型底吹爐的設(shè)計與應(yīng)用。

為了進一步了解大型底吹爐內(nèi)兩排氧槍的傾角和間距對熔體流動特性的影響，本文作者以某冶煉企業(yè)大型底吹爐為研究對象，建立大型底吹爐仿真模型，借助ANSYS Fluent 軟件開展數(shù)值模擬研究，以分析爐內(nèi)熔體的運動特征變化，從而為大型氧氣底吹爐設(shè)計及應(yīng)用優(yōu)化提供參考。

1 數(shù)值模型建立與驗證

1.1 物理模型

以國內(nèi)某企業(yè)大型底吹爐為研究對象，其氧槍布置如圖1 所示。該大型底吹爐通過28 支氧槍提供富氧空氣，氧槍成對固定在氧槍底座上。同時，氧槍分為兩排，上排設(shè)置為大夾角(24°)、7對(14支)氧槍，下排設(shè)置為小夾角(9°)、7對(14支)氧槍，與中小型底吹爐存在較大差距。

圖1 大型底吹爐設(shè)備原型Fig. 1 Prototype of large bottom-blown furnace equipment

選擇2個氧槍座(包含1個大夾角槍座和1個小夾角槍座，共4 支氧槍)及相鄰區(qū)域作為數(shù)值求解區(qū)域，建立大型底吹爐局部模型。計算域爐長5 m，爐徑4.7 m(去除耐火磚后)，如圖2(a)所示。氧槍夾度是指在底吹爐的爐徑截面，氧槍中心線與軸向中心線的夾角，分別為小夾角θ1和大夾角θ2，如圖2(b)所示。本研究重點考察兩排氧槍角度設(shè)置對爐內(nèi)流動特性影響，具體的氧槍角度根據(jù)實驗條件確定。單個槍座上，2 個氧槍間距為380 mm，2 個氧槍座的間距為1 150 mm。氧槍直徑為60 mm，將其簡化為氧槍與爐體相交的曲面。

圖2 數(shù)值模擬幾何模型與網(wǎng)格劃分Fig. 2 Numerical simulation geometric model and mesh division

此外，采用Fluent Meshing 設(shè)置各部分尺寸控制條件，鑒于氧槍附近流速大、流動相對復(fù)雜的特征，對氧槍所在區(qū)域利用Body of influence 方法進行局部加密，生成面網(wǎng)格，如圖2(c)所示。為適當(dāng)縮減計算消耗，采用Ploy-Hexcore方法生成體網(wǎng)格，網(wǎng)格模型內(nèi)部情況如圖2(d)所示。對計算域劃分不同尺寸網(wǎng)格以進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，網(wǎng)格數(shù)目分別為793 783、816 281 和1 015 140 個。網(wǎng)格數(shù)目對熔體速度的影響如圖2(e)所示。結(jié)果表明，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)目大于793 783個時，熔體平均速度幾乎不隨著網(wǎng)格數(shù)目的增加而出現(xiàn)較大波動。因此，模型網(wǎng)格數(shù)量最終為81 萬個，網(wǎng)格最大扭曲率為0.77，能夠較好地滿足計算要求。

1.2 數(shù)學(xué)模型

基本假設(shè)如下：

1) 重點研究大型底吹爐內(nèi)氣-锍-渣之間相互作用，忽略加料、放渣和放銅等過程；

2) 不考慮化學(xué)反應(yīng)及其熱量變化對各物相性質(zhì)的影響；

3) 爐內(nèi)流體設(shè)置氣相、渣相、锍相，其物性參數(shù)不隨時間、空間變化。

1.2.1 多相流方程

采用VOF多相流模型模擬大型底吹爐內(nèi)空氣、銅渣、銅锍三相流動。αq=0表示單元中不含第q相流體；αq=1表示單元中全部為第q相流體；0＜αq＜1表示單元中包含第q相流體和其他流體之間的界面。

通過求解多個相體積分數(shù)連續(xù)性方程，來追蹤各相之間的界面。該方程具有以下形式：

式中：ρq為第q相的密度，kg/m3；vq為第q相的速度，m/s；為從第q相向第p相的傳質(zhì)，kg；為從第p相向第q相的傳質(zhì)，kg；Sαq為質(zhì)量源項。

初相的體積分數(shù)根據(jù)以下約束條件計算：

式中：αg、αm、αs分別為計算單元中氣相、銅锍相、銅渣相的體積分數(shù)。

VOF模型在整個計算域內(nèi)求解單個動量方程，所得到的速度場在各相之間共用。動量方程與密度ρ、黏度μ和體積分數(shù)α相關(guān)，如式(3)～(5)所示：

式中：v為速度，m/s；νT為速度轉(zhuǎn)置矩陣；g為重力加速度，m/s2；F為體積力，N；Δp為壓力差，Pa。

能量方程也在各相之間共用，如式(6)所示：

式中：E為能量，J；p為壓力，Pa；T為溫度，℃；keff為有效導(dǎo)熱系數(shù)；Sh為能量方程源項。

1.2.2 湍流方程

采用Realizablek-ε湍流模型進行模擬，分別見式(7)和式(8)。

式中：k為湍動能，m2/s2；ε為湍流耗散率，%；Gk為平均速度梯度產(chǎn)生的湍動能，kg/(m·s3)；YM為浮力影響產(chǎn)生的湍動能，kg/(m·s3)；Gb為可壓速湍流脈動膨脹對總耗散率的影響，kg/(m·s3)；μt為湍流黏度，Pa·s。湍流模型中的常數(shù)C1ε=1.44，C2=1.9，σk=1.0，σε=1.2。

1.3 邊界條件及物性參數(shù)

模型中，以爐頂部的煙氣出口為壓力出口，根據(jù)生產(chǎn)實際情況，出口為微負壓狀態(tài)(-20 Pa)；計算域內(nèi)其他表面設(shè)置為標(biāo)準(zhǔn)壁面；簡化的氧槍面設(shè)為質(zhì)量流量入口，其流量根據(jù)實際生產(chǎn)工況由式(9)換算得到，即每個氧槍面流量為0.65 kg/s。

式中：Q為噴吹流量，m3/h；A為氧槍截面積，m2。

根據(jù)已有研究和生產(chǎn)實際情況[24-25]，模擬時所使用的氣相、銅锍相和銅渣相物性參數(shù)如表1 所示。用patch 功能對熔體區(qū)域進行局部初始化，完成爐內(nèi)銅锍、銅渣和空氣的設(shè)置。結(jié)合生產(chǎn)實際情況，銅锍厚度設(shè)置為1 300 mm、渣層厚度為800 mm。

表1 氣相、銅锍相和銅渣相的物性參數(shù)Table 1 Physical parameters of gas phase, copper matte phase and copper slag phase

1.4 求解策略

采用PISO 算法利用瞬態(tài)求解器進行數(shù)值求解，動量方程與能量方程的離散方式使用二階差分格式，亞松弛因子保持默認值。時間步長為0.001 s，求解的時間步數(shù)為5 000 步，計算時間為5 s。

由于模擬采用瞬態(tài)計算方式，因此需要確定大型底吹爐內(nèi)熔體從開始擾動到動態(tài)平衡(即“準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)”)狀態(tài)所需的時間。模擬過程中，提取出熔池內(nèi)的熔體(包含銅渣和銅锍)區(qū)域如圖3(a)所示，計算該區(qū)域的平均速度。

圖3 熔體區(qū)及其速度變化情況Fig. 3 Melt zone and its velocity change

圖3(b)所示為不同工況下熔體區(qū)平均速度隨時間的變化情況，其中，工況1和工況2中，氧槍夾角組合分別為0°&15°和3°&8°?？梢钥闯觯瑒傞_始噴吹時，熔體速度呈現(xiàn)出急劇增大的趨勢，當(dāng)增長到峰值后會有一定程度的回落；1.9 s后，2個工況下的熔體區(qū)平均速度存在一定波動，但都趨于穩(wěn)定，因此，認為已經(jīng)進入底吹氣體對熔體攪拌的“準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)”階段。

1.5 模型驗證

模型驗證通常是針對所建立數(shù)學(xué)模型的驗證。在早期的研究[26-27]中，VOF模型和k-ε湍流模型已經(jīng)得到廣泛的討論和驗證，模擬結(jié)果與實驗結(jié)果相對誤差小于5%，可以很好地重構(gòu)底吹氣體在熔池內(nèi)的運動情況。此外，本研究中模擬的氣體運動特性，與SHUI 等[28]的人水模型實驗結(jié)果一致，底吹氣體在熔池內(nèi)形成氣泡柱，進而擾動熔池，如圖4 所示。因此，可認為所建立的模型合理可靠。

2 結(jié)果與討論

大型底吹爐在兩排氧槍設(shè)置時，兩排氧槍的傾角和間距是影響熔池內(nèi)多相流動的重要因素，也是大型底吹爐熔煉過程優(yōu)化的重要方向。為了研究兩排氧槍的傾角和間距對熔體流動特性的影響，固定兩排氧槍夾角間距為15°進行不同傾角的數(shù)值模擬，固定小夾角氧槍為9°進行不同夾角間距的數(shù)值模擬，以此分析爐內(nèi)熔體流動狀況的變化情況。

2.1 不同氧槍傾角對熔體流動的影響

2.1.1 工況參數(shù)設(shè)置

在研究氧槍傾角時，固定兩排氧槍夾角間距為15°，兩排氧槍分別設(shè)置12°&27°、9°&24°、6°&21°、3°&18°、0°&15°共5 個組合，通過轉(zhuǎn)動爐體來調(diào)整氧槍傾角，不同氧槍傾角設(shè)置方案示意圖如圖5所示。

2.1.2 氣體運動特征

圖6所示為t=4.6 s時不同氧槍傾角下爐內(nèi)氣相體積分數(shù)等于0.9的等值面，反映了底吹氣體在爐內(nèi)的運動情況。從圖6(a)可知，底吹氣體在熔池內(nèi)形成4個氣泡柱，對爐內(nèi)的熔體進行攪拌。在相同氧槍夾角下，氣體上浮軌跡基本相同，對熔池的擾動作用也相同。但不同氧槍夾角下，氣體上浮軌跡在爐內(nèi)空間分布有較大差異，對熔體的擾動也會有所不同。因此，調(diào)整氧槍夾角對熔體流動將產(chǎn)生重要影響。同時可以看出，不同氧槍傾角對氣體運動路徑的改變可從爐徑方向重點分析。從圖6(b)～(f)可知，隨著兩排氧槍傾角的增大，氣泡形態(tài)上未發(fā)生較大變化，但上浮過程中氣泡運動方向開始出現(xiàn)擺動，熔池內(nèi)部增加了一定程度的波動。同時需要注意，氣泡上浮路徑開始向爐壁一側(cè)偏移，這會導(dǎo)致核心反應(yīng)區(qū)也隨之發(fā)生改變，熔煉反應(yīng)和溫度中心發(fā)生偏移。

圖6 不同氧槍傾角下爐內(nèi)氣相等值面分布情況(t=4.6 s)Fig. 6 Distribution of gas equivalence plane in furnace under different oxygen lance inclination angles(t=4.6 s)

2.1.3 熔池內(nèi)速度及氣含率分布情況

為了深入分析熔池內(nèi)不同空間位置熔體相的速度和熔池氣含率分布情況，在爐內(nèi)設(shè)置若干截面作為監(jiān)測面，如圖7所示，其中，坐標(biāo)原點O位于計算域中心。t=4.6 s時各監(jiān)測面計算結(jié)果分別如圖8和圖9所示。

圖7 熔池內(nèi)部監(jiān)測面設(shè)置情況Fig. 7 Setting of monitoring surface inside the molten pool

圖8 不同氧槍傾角下爐長方向熔池狀況分析Fig. 8 Analysis of molten pool condition in the direction of furnace length at different oxygen lance inclination angles

圖9 不同氧槍傾角下爐徑方向熔池狀況分析Fig. 9 Analysis of molten pool condition in the direction of furnace diameter at different oxygen lance inclination angles

根據(jù)數(shù)據(jù)分布規(guī)律，在熔池內(nèi)部可劃分出核心攪拌區(qū)和高氣含區(qū)。從圖8(a)可以看出，當(dāng)氧槍角度組合由0°&15°轉(zhuǎn)變到12°&27°(即氧槍傾角增大)時，核心攪拌區(qū)速度峰值降低約0.2 m/s，區(qū)域內(nèi)速度變得比較接近，速度峰谷不再明顯。說明對該區(qū)域內(nèi)的熔體攪拌能力有所下降，冶煉反應(yīng)動力被削弱。從圖8(b)可以看出，隨著氧槍傾角增大，熔池內(nèi)高氣含區(qū)的范圍有一定程度增加，讓熔池內(nèi)更多的熔體參與到熔煉反應(yīng)中。

從圖9(a)可以看出，隨著氧槍傾角增大，核心攪拌區(qū)出現(xiàn)非常明顯的偏移，使氧槍所在一側(cè)熔體受到更強烈的攪拌。從圖9(b)可以看出，隨著氧槍傾角增大，熔池內(nèi)氣相分布由“中間高兩端低”轉(zhuǎn)變?yōu)椤把鯓屢粋?cè)高”的形式，同時還呈現(xiàn)出氣相向爐壁一側(cè)擠壓的狀態(tài)，熔池內(nèi)氣相分布呈現(xiàn)出嚴重的不對稱，也會造成熔煉反應(yīng)在爐內(nèi)的不對稱分布。此外，在低氣含區(qū)出現(xiàn)少部分氣含率偏高的情況(圖中橢圓區(qū)域)，主要是熔體噴濺后回落至熔池內(nèi)，使一部分氣體進入熔池區(qū)域造成的。

2.1.4 熔體噴濺情況

為了分析熔體在爐內(nèi)的噴濺情況，在熔池上方設(shè)置19個監(jiān)測面，如圖10所示。由于熔體噴濺主要由銅锍組成，因此將各截面的銅锍相體積分數(shù)提取出來并繪制于圖11中。

圖10 熔池上方監(jiān)測面設(shè)置情況Fig. 10 Setting of monitoring surface above molten pool

圖11 所示為t=4.6 s 時不同氧槍傾角下熔池上方銅锍相體積分數(shù)分布情況。從圖11 可知，不同氧槍傾角下都存在熔體噴濺，但噴濺程度有所不同。0°&15°氧槍角度組合時，熔體噴濺量程度較輕，對爐襯傷害較??；12°&27°氧槍角度組合時，熔體噴濺最為強烈，噴濺高度可達Y=1.65 m 的監(jiān)測面。同時，噴濺的銅锍已經(jīng)接近爐體頂部，對耐火材料的壽命威脅最大，不利于大型底吹爐的長期運行。

2.2 不同氧槍角度間距對熔體流動的影響

2.2.1 工況參數(shù)設(shè)置

固定小夾角氧槍為9°，兩排氧槍分別設(shè)置9°&24°、9°&21°、9°&18°、9°&15°、9°&12°共5 個組合，通過重排氧槍使氧槍夾角間距分別為15°、12°、9°、6°、3°，不同氧槍角度間距設(shè)置方案示意圖如圖12所示。

圖12 不同氧槍角度間距設(shè)置方案示意圖(爐底視圖)Fig. 12 Schematic diagram of different oxygen lance angle spacing setting schemes(furnace bottom view)

2.2.2 氣體運動特征

圖13 所示為t=4.6 s 時不同氧槍角度間距下爐內(nèi)氣相體積分數(shù)等于0.9 的等值面。由圖13 可知，從爐徑方向來看，隨著兩排氧槍角度間距的增大，2個不同夾角氧槍產(chǎn)生的氣泡柱開始分離，大夾角的氧槍噴吹氣體路徑向爐壁一側(cè)轉(zhuǎn)移，氣泡上浮路徑存在一定的錯位空間，這將導(dǎo)致氣體對熔體擾動的中心和范圍發(fā)生改變。另外，角度間距較小時，2個不同夾角氧槍產(chǎn)生的氣泡形態(tài)具有較高的相似性，因此對熔池產(chǎn)生的擾動作用也較為一致，并且擾動范圍會存在一定程度的重疊。

圖13 不同角度間距下爐內(nèi)氣相等值面分布情況(t=4.6 s)Fig. 13 Distribution of equal value surface of gas in furnace at different angle spacings(t=4.6 s)

2.2.3 熔池內(nèi)速度及氣含率分布情況

圖14 所示為t=4.6 s 時不同角度間距下熔池內(nèi)的熔體相平均速度和氣含率爐長方向的分布情況。從圖14(a)可以看出，不同角度間距下，爐長方向底吹氣體形成的核心攪拌區(qū)范圍基本一致，傳遞給熔體的速度也比較相似，速度最高峰值在0.82～1.30 m/s之間。從圖14(b)可以看出，熔池的氣含率呈現(xiàn)出“中間高、兩端低”的分布形態(tài)，角度間距較小(9°&12°組合)或角度間距較大(9°&24°組合)時，高氣含區(qū)范圍會有所減小，其他角度間距下則保持一個較寬的范圍，氣體在熔池內(nèi)部得到較好的分散。

圖14 不同角度間距下爐長方向熔池狀況分析Fig. 14 Analysis of molten pool condition in the direction of furnace length under different angle spacings

圖15 所示為t=4.6 s 時不同角度間距下熔池內(nèi)的熔體相平均速度和氣含率爐徑方向的分布情況。從圖15(a)可以看出，隨著角度間距增大，核心攪拌區(qū)的速度峰由尖銳逐漸變得平緩，最終分裂為2個峰。對于熔池內(nèi)部就意味著氣動攪拌模式由共同攪拌轉(zhuǎn)變?yōu)?個獨立的攪拌源進行攪拌，攪拌范圍進一步擴大。從圖15(b)可以看出，隨著角度間距增大，氣含率峰也呈現(xiàn)出減弱并分裂的趨勢。角度間距為12°(9°&21°組合)時，氣相在熔池內(nèi)分布范圍最廣，有較多空間區(qū)域的氣含率大于9%，極大增加了氣液接觸面積，有利于熔煉反應(yīng)的發(fā)生。

圖15 不同角度間距下爐徑方向熔池狀況分析Fig. 15 Analysis of molten pool condition in the direction of furnace diameter under different angle spacings

2.2.4 熔體噴濺情況

圖16 所示為t=4.6 s 時不同角度間距下熔池上方銅锍相體積分數(shù)分布情況。從圖16 可知，隨著角度間距增大，銅锍噴濺的高度呈現(xiàn)出增大的趨勢，噴濺更加劇烈。但是噴濺的銅锍距離爐壁較遠，僅在爐膛內(nèi)運動，對耐火材料的侵蝕較輕，尚處于可接受范圍。

圖16 不同角度間距下熔池上方銅锍相體積分數(shù)分布情況Fig. 16 Volume fraction distribution of copper matte phase above the molten pool at different angle spacings

2.3 優(yōu)化措施分析

隨著氧槍傾角增大，底吹爐內(nèi)核心反應(yīng)區(qū)會向氧槍所在一側(cè)偏移，然而底吹爐物料落在熔池中心區(qū)域會被推向低氣含區(qū)，導(dǎo)致入爐物料反應(yīng)不充分，造成嚴重金屬損失。此外，核心反應(yīng)區(qū)向爐壁偏移，使溫度中心隨之改變，爐內(nèi)溫度分布不均，熔體沖刷與局部高溫共同作用下會加劇爐襯損傷，縮短爐體壽命。

隨著角度間距增大，氣動攪拌內(nèi)部的產(chǎn)生模式發(fā)生改變，底吹攪拌源會分散為兩個獨立攪拌源。將避免攪拌范圍的過度重疊，使氣體攪拌作用逐漸分散，入爐物料也將獲得更充分的攪拌，熔煉反應(yīng)環(huán)境得到提升。

在調(diào)控兩排氧槍的傾角和間距時，0°&15°與9°&21°的氧槍夾角組合表現(xiàn)出一定優(yōu)勢。9°&21°的氧槍夾角組合優(yōu)勢主要表現(xiàn)在熔池氣含率方面，氣含率大于9%的范圍較寬，增加了氣體和熔體的接觸面積，但也存在一些不足。一是攪拌強度略低，速度峰最大值僅為0.88 m/s；二是攪拌范圍有限，爐徑方向核心攪拌區(qū)寬度僅為1.2 m?？傮w而言，0°&15°的氧槍夾角組合具有更強的擾動能力，速度峰最大值為1.76 m/s，爐徑方向核心攪拌區(qū)寬度為1.6 m。并且入爐物料落到熔池中心后，該工況下與入爐物料承接比較充分，核心攪拌區(qū)與物料落點匹配度高，攪拌更具針對性。此外，采用0°&15°的氧槍夾角組合時，調(diào)整措施也容易實施，不必進行較大改造，在現(xiàn)有設(shè)備上通過旋轉(zhuǎn)爐體即可實現(xiàn)，是一個適宜的角度。

3 結(jié)論

1) 氧槍傾角主要對核心攪拌區(qū)的空間位置產(chǎn)生“偏移”作用。隨著氧槍傾角增大，會加劇大型底吹爐熔池狀況的不對稱性，速度和氣含率分布往爐壁一側(cè)偏移，使相關(guān)指標(biāo)局部增高，同時帶來更多的惡性噴濺。

2) 角度間距主要對核心攪拌區(qū)的擾動狀態(tài)產(chǎn)生“分散”作用。隨著角度間距增大，氣動攪拌內(nèi)部的產(chǎn)生模式發(fā)生改變，分散為兩個獨立的攪拌源，攪拌范圍重疊減小，但熔體噴濺有一定程度增強。

3) 0°&15°的氧槍角度組合可獲得較強的熔池攪拌，并且氣體在熔池的擴散范圍較大，有利于提升熔煉效率。