1.前言
銅富氧雙側(cè)吹熔池熔煉是一種高效、節(jié)能、環(huán)保的銅熔煉工藝[1-3]，其過程是通過兩側(cè)風(fēng)口鼓入的富氧空氣對(duì)熔體進(jìn)行強(qiáng)烈攪拌，使該處的熔體進(jìn)行紊流運(yùn)動(dòng)，促使物料迅速并且均勻地分散到熔體當(dāng)中，熔體與爐料以及富氧空氣之間完成傳質(zhì)傳熱過程。該技術(shù)利用側(cè)吹到爐內(nèi)渣層的富氧空氣攪動(dòng)渣層運(yùn)動(dòng)，強(qiáng)化熔體的傳質(zhì)﹑傳熱過程，減少了銅锍在爐渣中的溶解，改善了熔體反應(yīng)的動(dòng)力學(xué)條件。
但目前，對(duì)于該項(xiàng)技術(shù)基礎(chǔ)研究較少，工業(yè)上熔池內(nèi)熔體的流動(dòng)狀態(tài)不明確，致使工業(yè)上采取的氧槍的操作參數(shù)變化幅度大，在其中的一些操作中并沒有完全利用富氧，致使冶煉周期變長，造成多余的能耗，制約著技術(shù)的優(yōu)化。
近些年來，數(shù)值模擬技術(shù)快速發(fā)展，CFD(Computational Fluid Dynamics)已成為一種能夠真實(shí)揭示流體流動(dòng)特性的有效方法[4-6]，在冶金行業(yè)中的應(yīng)用也逐漸增多[7-10]。本文通過數(shù)值模擬的手段，運(yùn)用商業(yè)軟件Ansys/Fluent13.0對(duì)熔池內(nèi)多相流的流動(dòng)特性進(jìn)行了模擬，揭示了熔池內(nèi)流體的流動(dòng)規(guī)律，得到了適宜的氧槍操作條件，為進(jìn)一步優(yōu)化熔煉過程中的流場，傳熱、傳質(zhì)等過程條件，提供了科學(xué)的理論研究依據(jù)。
2.模型的建立與驗(yàn)證
2.1幾何模型的建立
運(yùn)用gambit 2.4.6建立與某銅冶煉廠熔煉爐比例為1:8的幾何模型，忽略熔煉區(qū)域上部的爐體，模型長度887mm, 高度450mm, 最大寬度324mm，反應(yīng)器兩側(cè)各分部5個(gè)進(jìn)氣口，對(duì)該模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，對(duì)進(jìn)氣口附近網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，網(wǎng)格數(shù)量30萬。網(wǎng)格模型示意圖如圖2.1所示。
圖2.1 網(wǎng)格劃分示意圖
Fig 2.1 Mesh generation
2.2數(shù)學(xué)模型
本文運(yùn)用歐拉模型模擬氣液間相互作用。只考慮反應(yīng)器內(nèi)流體流動(dòng)，不考慮能量傳輸。數(shù)學(xué)方程如下：
熔池內(nèi)的湍流流動(dòng)選用標(biāo)準(zhǔn)湍流模型(Standard Turbulence Model)進(jìn)行模擬。氣液間的作用力主要考慮相間曳力，相間曳力模型選用Schiller and Naumann[11]模型。
2.3物性參數(shù)和邊界條件
本文中流體均視為不可壓縮流體;忽略能量方程，即不考慮傳熱;壁面條件為無滑移，絕熱;外界環(huán)境大氣壓為101325Pa，重力加速度為9.81m/s2。其他物性條件如表2.1所示。
表2.1 相關(guān)物性參數(shù)
Table 2.1 Related parameters of the component
氣體入口邊界條件為速度入口邊界條件，根據(jù)相似原理[12-13]確定入口的氣體速度大小，出口邊界條件為壓力出口，壁面采用無滑移邊界條件。
2.4模型的驗(yàn)證
以空氣-水為模擬體系，在噴嘴傾角為7°，噴嘴直徑為3.7mm，噴嘴排布為如圖2.2所示工業(yè)上噴嘴排布方式，測量氣體流量分別為17m3/h，20m3/h，23m3/h和25m3/h情況下，反應(yīng)器內(nèi)的如圖2.3所示的z=0m截面的流場圖，對(duì)比由PIV[14-16]測量的流場結(jié)果和利用商業(yè)軟件Ansys/Fluent13.0計(jì)算得到的結(jié)果，如圖2.4所示。
如圖2.4所示，左側(cè)為PIV測得的流場，右側(cè)為經(jīng)Ansys/Fluent13.0計(jì)算后，用Tecplot后處理軟件處理后的流場分布。通過對(duì)比，我們可以看出，水模型實(shí)驗(yàn)測得的流場結(jié)果與數(shù)值模擬的結(jié)果相似。當(dāng)氣流量較小時(shí)，如圖2.4(a)所示，在反應(yīng)器內(nèi)上部左右兩側(cè)分別會(huì)形成一個(gè)漩渦，而反應(yīng)器下部流體的流動(dòng)方向則是由左右兩側(cè)向反應(yīng)器中心流動(dòng)，之后匯聚成一體向反應(yīng)器上部流動(dòng)。而隨著氣體流量的增大，漩渦中心由兩個(gè)增加為了三個(gè)，如圖2.4(b)所示。而隨著氣體流量的進(jìn)一步增大，流體的湍動(dòng)也隨之變得更加劇烈，進(jìn)而小的漩渦進(jìn)一步合并為兩個(gè)大的漩渦中心，之后，當(dāng)氣體流量達(dá)到25m3/h時(shí)，大漩渦又分裂為三個(gè)較小的漩渦。通過這四組圖的對(duì)比我們可以得到，該數(shù)學(xué)模型能夠很好的模擬該反應(yīng)器內(nèi)流體的流動(dòng)情況，模擬結(jié)果很好地展現(xiàn)了真實(shí)的流場分布，驗(yàn)證了該模型的準(zhǔn)確性。
3.模擬結(jié)果與討論
3.1不同氣體流量下熔池內(nèi)的流體流動(dòng)特性
實(shí)驗(yàn)條件：在噴嘴傾角為7°，噴嘴直徑為3.7mm，模擬氣體流量分別為17m3/h，20m3/h，23m3/h和25m3/h情況下，反應(yīng)器內(nèi)的速度分布、流場分布、湍動(dòng)能分布以及氣含率的分布情況，并對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析討論。
3.1.1不同氣體流量下流場的模擬結(jié)果
圖3.1 不同氣體流量下z=0m截面的流場
Fig 3.1 The flow fields at the section z=0m under different gas flow rates
當(dāng)氣體進(jìn)入熔池內(nèi)部時(shí)，由于流體阻力的作用，導(dǎo)致氣體速度瞬間減小，氣體的動(dòng)能轉(zhuǎn)化為流體流動(dòng)的動(dòng)能，帶動(dòng)流體運(yùn)動(dòng)，而流體在熔池內(nèi)做環(huán)流運(yùn)動(dòng)又可以促進(jìn)氣體的分散，加速熔池內(nèi)部的傳質(zhì)、傳熱等過程。圖3.1顯示了不同氣流量下z=0m截面上流場的分布情況，從圖中可以看出，在熔池的上部均出現(xiàn)了漩渦，而下部流體則均呈現(xiàn)出由兩側(cè)向中間流動(dòng)，相遇后向上方流動(dòng)的情況。從速度大小來看，均呈現(xiàn)出上方速度較大，下方速度較小的情況。總的來說，這種流場以及速度分布有利于熔池內(nèi)上方的熔煉區(qū)保持較強(qiáng)的攪拌強(qiáng)度，同時(shí)下方的銅锍區(qū)保持相對(duì)穩(wěn)定的狀態(tài)。
隨著氣體流量的不斷增大，熔池上方的旋流數(shù)量由17m3/h時(shí)的兩個(gè)旋流增加為20m3/h時(shí)的三個(gè)旋流，之后隨著氣體流量的進(jìn)一步增大，左側(cè)的兩個(gè)旋流有合并為一個(gè)較大的旋流的趨勢，當(dāng)氣體流量為25m3/h時(shí)，形成了三個(gè)大小幾乎相同的旋流。分析該旋流數(shù)量及大小變化的原因，隨著氣體流量的增大，氣體的進(jìn)氣速度也隨之增大，導(dǎo)致對(duì)熔池內(nèi)上層的攪動(dòng)也更加劇烈，從而旋流的數(shù)量由兩個(gè)變?yōu)槿齻€(gè)，再由三個(gè)合并為兩個(gè)大的旋流，最后形成三個(gè)相差無幾的旋流。從速度大小的分布來看，隨著氣體流量的增大，整個(gè)熔池內(nèi)流體的流速增大，在氣體流量為17m3/h時(shí)，熔池內(nèi)下部銅锍層流體的速度較小，但上層熔煉區(qū)的流動(dòng)速度也較小，當(dāng)氣體流量增大到25m3/h時(shí)，雖然上層熔煉區(qū)的攪拌強(qiáng)度劇烈，但同時(shí)熔池下部的流體速度也隨之增大，導(dǎo)致熔池下方的銅锍層區(qū)域的波動(dòng)增強(qiáng)。因此，在保證下層銅锍區(qū)穩(wěn)定的前提下，適當(dāng)?shù)募哟髿怏w流量有利于加強(qiáng)熔煉區(qū)的攪拌效果。
熔池內(nèi)部y=-0.105m和x=0m截面上的流場分布如圖3.2和圖3.3所示。
圖3.2 不同氣體流量下y=-0.105m截面流場
Fig 3.2 The flow fields at the section y=-0.105m under different gas flow rates
圖3.3不同表觀氣速下X=-0.074m截面流場
Fig 3.3 The flow fields at the section x=-0.074 m under different gas flow rates
由圖3.2可知，隨著進(jìn)氣量的增大，該截面上旋流數(shù)量由三個(gè)逐漸增加到四個(gè)，而流體速度也明顯呈現(xiàn)出逐漸增大的趨勢，該變化說明隨著氣體流量的增大，熔池內(nèi)部熔煉區(qū)氣體對(duì)熔體的攪動(dòng)更加劇烈，更有利于傳熱傳質(zhì)，增大氣液間的接觸面積，促進(jìn)反應(yīng)的進(jìn)行。從圖3.3中可以看出，在熔煉區(qū)有一個(gè)明顯的漩渦，同時(shí)在左側(cè)噴嘴上方出現(xiàn)了一個(gè)小的環(huán)流，該旋流的流動(dòng)方向有利于加強(qiáng)物料加入過程中對(duì)物料的卷吸作用，促進(jìn)物料在熔池內(nèi)的均勻分散。
綜上所述，氣體流量過大，會(huì)導(dǎo)致銅锍層的攪動(dòng)增強(qiáng)，不利于銅锍的沉降分離，氣體流量過小則熔煉區(qū)的攪拌強(qiáng)度不足，不利于熔煉過程的進(jìn)行。因此，最佳的氣體流量為20m3/h~23m3/h。
3.1.2熔池內(nèi)氣含率的分布情況
圖3.4不同氣體流量下熔煉區(qū)氣含率的分布情況
Fig 3.4 The gas holdup distribution of smelting zone under different gas flow rates
氣含率是反應(yīng)器設(shè)計(jì)必不可少的重要參數(shù)，它對(duì)氣液接觸面積、反應(yīng)速率等其他流體力學(xué)參數(shù)有重要影響，也是表征氣液兩相流體力學(xué)的重要參數(shù)。圖3.4考察了各個(gè)x軸截面上的平均氣含率，從該圖中可以得到，熔池內(nèi)的氣含率呈現(xiàn)出中間高，兩邊低的分布狀況，同時(shí)氣含率的大小在熔池內(nèi)自左至右呈上下波動(dòng)的情況，這與噴嘴的分布情況有關(guān)，在靠近噴嘴的截面上，氣含率較大，而遠(yuǎn)離噴嘴的截面上，氣含率則較小。在這種情況下，熔池內(nèi)中心處的反應(yīng)強(qiáng)度將更加劇烈，兩端則相對(duì)較弱，持續(xù)的富氧空氣的通入，使熔池內(nèi)氣體始終保持該分布方式，而熔體在該熔煉區(qū)是以環(huán)流形式流動(dòng)的，從而帶動(dòng)熔池內(nèi)的物料也隨之流動(dòng)，進(jìn)而保證了氣體能夠不斷的和爐料進(jìn)行接觸，并發(fā)生反應(yīng)，使反應(yīng)能夠均勻的發(fā)生。
對(duì)比不同氣流量下氣含率的分布情況，可以看到，當(dāng)氣體流量為25m3/h時(shí)，氣含率分別出現(xiàn)最大值16.0%和最小值0.5%，也就是說，當(dāng)氣體流量過大時(shí)，會(huì)導(dǎo)致氣含率的分布更加不均勻，這對(duì)熔煉的進(jìn)行是不利的，而當(dāng)氣體流量為17m3/h，其氣含率也最小，同樣不利于氣液間的傳熱傳質(zhì)等過程，因此，在氣體流量為20m3/h~23m3/h時(shí)，其氣含率的分布狀況更有利于熔煉的進(jìn)行。
3.2不同噴嘴傾角下熔池內(nèi)的流體流動(dòng)特性
實(shí)驗(yàn)條件：在氣體流量為20m3/h，噴嘴直徑為3.7mm，模擬噴嘴傾角分別為0°、7°、12°、17°情況下，反應(yīng)器內(nèi)的速度分布、流場分布、湍動(dòng)能分布以及氣含率的分布情況，并對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析討論。
3.2.1不同傾角下流場的分布
圖3.5不同噴嘴傾角下z=0m截面的流場分布
Fig 3.5 The flow fields at the section z=0m under different nozzle angles
不同傾角下熔池內(nèi)流場的分布如圖3.5所示，由圖中可以看出，在熔池上部，均形成了三個(gè)旋流中心，且流動(dòng)方向幾乎相同，說明噴嘴傾角的改變，對(duì)于熔煉區(qū)流體的流形影響較小。在該熔煉區(qū)，由于環(huán)流帶來的攪動(dòng)效果，使上層液體的流速很大，這樣的強(qiáng)烈的攪動(dòng)在工業(yè)上是有利于冰銅滴碰撞凝聚長大的，能使懸浮在爐渣中的銅锍液滴與底部銅锍成分保持一致，減少銅锍在渣中的溶解，同時(shí)還能強(qiáng)化難熔組分的擴(kuò)散過程，改善了熔池冶煉的動(dòng)力學(xué)條件。與此同時(shí)，在不同噴嘴傾角的條件下，熔池下部均形成了較穩(wěn)定的流形，均未出現(xiàn)旋流，有利于下層的銅锍區(qū)保持穩(wěn)定，但對(duì)比不同噴吹角度下流場的分布情況可以看出，0°時(shí)，該截面上的流場更加紊亂，出現(xiàn)了兩股向上流動(dòng)的流體，該流場分布不利于銅锍層保持穩(wěn)定，其產(chǎn)生原因是：當(dāng)噴吹角度較小時(shí)，氣體橫向進(jìn)入熔池的深度加大，因此導(dǎo)致中心截面處的流場分布更加復(fù)雜。
3.2.2不同傾角下熔池內(nèi)的氣含率
從圖3.6可以看到，熔池內(nèi)熔煉區(qū)的氣含率隨著噴吹角度的增大呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，在噴吹角度為0°時(shí)，氣含率最小，為1.92%，噴吹角度為12°時(shí)，氣含率最大，為2.26%，較0°時(shí)增大了17.7%。
圖3.6不同噴嘴角度下熔煉區(qū)的氣含率
Fig 3.6 The gas holdup of the smelting zone under different nozzle angles
當(dāng)噴吹角度增大時(shí)，氣體在熔池內(nèi)向縱向的噴吹深度加大，氣體在熔池內(nèi)的停留時(shí)間增長，同時(shí)也更好的分散在熔池當(dāng)中，進(jìn)而熔池內(nèi)的氣體體積增大，氣含率增大;但當(dāng)噴吹角度過大時(shí)，氣體橫向的速度過小，進(jìn)入熔池時(shí)的橫向深度減小，使氣體主要分布在熔池的近壁面處，因而氣體無法均勻的分散在熔池當(dāng)中，導(dǎo)致氣含率減小。
綜上所述，當(dāng)噴嘴傾角為7~12°時(shí)，熔池內(nèi)的氣含率較大，氣體能夠更好地分散到熔池當(dāng)中，促進(jìn)熔池內(nèi)熔煉反應(yīng)的進(jìn)行，故最佳噴吹角度為7~12°。
4.結(jié)論
本文針對(duì)銅富氧雙側(cè)吹熔池熔煉過程中流體的流動(dòng)特性進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，結(jié)論如下：
(1) 建立了銅富氧雙側(cè)吹熔煉爐中多相流的數(shù)學(xué)模型，采用歐拉模型模擬熔池中多相流的流動(dòng)過程，運(yùn)用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型模擬湍流的流動(dòng)情況，將數(shù)值模擬的結(jié)果與PIV獲得的流場進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。
(2) 氣體流量增大，氣體進(jìn)入熔池時(shí)的表觀氣速增大，對(duì)熔池內(nèi)的攪拌強(qiáng)度增大，有利于熔池內(nèi)傳熱傳質(zhì)的進(jìn)行，但氣體流量過大時(shí)，會(huì)對(duì)熔池下部的銅锍層的攪動(dòng)加劇，造成銅锍損失增大，同時(shí)其氣含率的分布也更加不均。因此，在保證銅锍區(qū)穩(wěn)定的前提下，適當(dāng)?shù)募哟髿怏w流量有助于強(qiáng)化熔煉過程，最佳氣體流量為20m3/h~23m3/h。
(3)噴吹角度的增大，氣體縱向的分速度增大，橫向的穿透深度減小，導(dǎo)致熔池中心處的攪拌強(qiáng)度隨之減小，在噴吹角度較小時(shí)，噴吹角度的增大有助于氣體在熔池內(nèi)的分散，熔池內(nèi)的氣含率增大，但噴吹角度過大時(shí)，氣體在熔池內(nèi)的停留時(shí)間減小，氣含率反而下降，最佳的噴吹角度為7~12°。
該數(shù)值模擬結(jié)果為進(jìn)一步優(yōu)化銅富氧雙側(cè)吹熔煉過程中的流場，傳熱、傳質(zhì)等過程條件，提供了科學(xué)的理論研究依據(jù)。
參考文獻(xiàn)
1. 葛曉鳴，王舉良. 銅富氧側(cè)吹熔池熔煉的生產(chǎn)實(shí)踐[J]，有色金屬(冶煉部分)，2011，8：13-16.
2. 黃賢盛，王國軍. 金峰銅業(yè)有限公司雙側(cè)吹熔池熔煉的生產(chǎn)實(shí)踐[J]，中國有色冶金·重金屬，2008，6：31-33.
3. 羅銀華，王志超. 富邦富氧側(cè)吹熔池?zé)掋~爐生產(chǎn)實(shí)踐(冶煉部分)[J]，2013，7：19-22.
4. Sokoliehin A. , Eigenberger G Lapin A—Dynamical numerical simulation of gas-liquid two-phase flows[J]. Chemical Engineering Science, 1997, 52(9): 611-626.
5. Torvikr, Svendsen H. F. Modeling of slurry reactors.A fundamental approach[J], Chemical Engineering Science, 1990, 45(6): 2325-2336.
6. Jakobsen H.A., Svendsen H.E, Hiarbo K.W.. On the prediction of local flow structures in internal loop and bubble column reactors using a two fluid model[J].Chemical Engineering Science, 1993, 17(5): 531—536.
7. Wilhelmi H. , Steiumetz. E. , Schlosscr G, Renz U, Hillemaeher. B. , Lange F. . Flow simulation in bottom—blown metallurgical ladles(Flow simulation in bottom-blown metallurgical ladles)[J]. Steel Research, 1991, 62(11): 492-495.
8. 詹樹華，賴朝斌，蕭澤強(qiáng). 側(cè)吹金屬熔池內(nèi)的攪動(dòng)現(xiàn)象[J]，中南工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2003，34(2)：148-151.
9. 丁建國，程樹森等. 單水口帶氣幕擋墻梯形中間包流場數(shù)值模擬[J]. 中國稀土學(xué)報(bào)，2006，24：155-158.
10. LI Bao-kuan，HE Ji-cheng.Numerical simulation on flow and mixing processes in bottom blown ladle[J]. Process Metallurgy&Miscellaneous, 1993, 6(5): 359-363.
11. Schiller L, Naumann Z. über die grundlegenden berechnungen bei der schwerkraft aufbereitung [J], Z. Ver. Dtsch. Ing., 1935, 77: 318–320.
12. 肖興國，謝藴國. 冶金反應(yīng)工程學(xué)基礎(chǔ)[M]，北京：冶金工業(yè)出版社，1997，5.
13. 朱苗勇，蕭澤強(qiáng). 鋼的精煉過程數(shù)學(xué)物理模擬[M]，北京:冶金工業(yè)出版社，1998: 123.
14. Chung K H K, Barigou M, Simmons M J H. Reconstruction of 3-D Field inside Miniature Stirred Vessels Using a 2-D PIV Technique[C]. 12th European conference on mixing, Bologan, 2006, 407-414.
15. Huchet F, Line A, Morchain, J. Evaluation of local kinetic energy dissipation rate in the impeller stream of a Rushton turbine by time-resolved PIV[J], Chemical Engineering Research and Design, 2009, 87(4): 369-376.
16. Guida A, Nienow A W, Barigou M. The effects of the azimuthal position of the measurement plane on the flow parameters determined by PIV within a stirred vessel [J], Chemical Engineering Science, 2010, 65(8): 2454-2463.
聲明：
“銅雙側(cè)吹熔煉過程的數(shù)值模擬” 該技術(shù)專利(論文)所有權(quán)利歸屬于技術(shù)(論文)所有人。僅供學(xué)習(xí)研究，如用于商業(yè)用途，請聯(lián)系該技術(shù)所有人。
我是此專利(論文)的發(fā)明人(作者)
1430
編輯：中冶有色技術(shù)網(wǎng)
來源：東北大學(xué)
分享 0
舉報(bào) 0
收藏 0
反對(duì) 0
點(diǎn)贊 0
中冶有色技術(shù)平臺(tái)
2025年03月28日 ~ 30日 
京公網(wǎng)安備 11010702002294號(hào)
