氣體噴吹技術在有色金屬生產過程中有著廣泛應用，如冰銅吹煉、氧化精煉、熔池熔煉等過程[1, 2]。氧氣底吹連續煉銅法就是氣體噴吹技術在銅冶煉行業中的一個典型應用。該法是相對于傳統煉銅間斷操作而產生的一種煉銅新技術，又稱SKS法，是從水口山煉鉛法的基礎上發展而來的[3, 4]。是我國具有自主知識產權的一種銅冶煉的新方式。該技術所采用的氧氣底吹爐結構如圖1.1所示。相比于原有的頂吹法和側吹法，底吹法具有原料的適應性強、熔煉強度高、熔池攪拌強度高、勞動強度低、工藝流程短，配置簡單等一系列優點[5-7]。
圖1銅冶煉氧氣底吹爐結構示意圖
Fig.1 Bottom blown technique used in copper smelting process
該工藝由我國自主研發設計，是世界先進的銅冶煉技術之一。同時，由于其設備簡單易操作，運行成本低，規?？纱罂尚?，非常適用于中小型有色金屬熔煉企業的工藝技術升級和改造，因此獲得了國內外銅冶煉界的廣泛重視。但是，由于其問世時間短，理論積累不足，故而在爐體設計，操作參數等方面缺乏相應的科學指導，從而限制了該法的擴大生產。
目前，關于底吹煉銅爐內氣泡行為的研究尚少，對于底吹技術的研究報道主要應用在轉爐、鋼包等反應器中。蔡志鵬等為底吹氧氣連續煉鉛熔煉爐做了冷態模擬試驗[8]，并通過測量熔池中示蹤劑混合均勻時間來優化底部槍距與隔墻的布置。王東興、張廷安等人[9]采用水模型研究了底吹煉銅熔池內混合效率，然而上述研究尚不夠充分，對于熔池中氣液兩相流行為的研究僅靠水模型是無法全部實現的。通過建立合適的數學模型來描述底吹熔煉爐的流動特性，不僅可以節省大量時間和成本，而且不受物理模型和實驗模型的限制，能夠給出熔池中詳細的流體流動信息。
本文針對現有氧氣底吹煉銅過程中的射流體系，采用數學模擬技術，結合水模型實驗驗證的方法來研究底吹煉銅過程中各個噴吹操作參數變化對熔池內氣液兩相流行為、混合行為的影響規律，為工業實際生產提供理論指導。
1 模型的建立
1.1 水模型實驗裝置的建立和測量
為了驗證數值模擬的準確性，本文首先根據相似原理，以方圓公司底吹爐為原型，按橫截面尺寸1:9.3比例縮小制成建立物理模型，用有機玻璃代替耐火材料制作反應器，用水代替銅锍，這樣可以通過在物理模型中對氣泡的行為和熔池的混合等過程的測量研究，從而獲得從現場無法獲取的信息。
圖2 實驗用底吹煉銅爐整體水模型
Fig.2 Whole water model of bottom-blowing copper smelter for experiment
為了測量爐內整體流動混合效果，本文在水模型中加入100ml飽和KCl溶液，大約0.5s內完全注入爐內，通過熔池電導率的變化確定均混程度。同時為了更準確地反映爐內整體混合效率，本文設置2個示蹤劑監測點，1號測量點設在模型最右端底部，2號測量點熔池中心底部，如圖3所示。通過比較不同的測量點所測得的結果，取2個監測點最長的混合時間的監測點來代表爐內整體混合效率，每組實驗測量3次，取其平均值作為該條件下的混勻時間。實驗中所采集的典型數據曲線如圖5.8所示。其中為t時間內測得的示蹤劑濃度，為完全混合后的示蹤劑平衡濃度。在實驗中選取，即給定點采樣的濃度達到0.95~1.05的范圍內，即認為滿足混合要求，所耗時間即稱為混勻時間。
圖3 示蹤劑監測點布置示意圖
Fig.3 The arrangement schematic of the monitoring points in water model
圖4 水模型內監測點處示蹤劑濃度隨時間變化的典型示意圖
Fig.4 The typical variation of tracer dimensionless concentration of the monitoring point with time in the water model of bottom-blowing copper smelter
1.2 數學模型的建立
采用Euler-Euler模型對底吹爐內的氣液體系進行數值模擬，液相間的相互作用力則被加載到氣液兩相動量守恒方程的源項，控制方程如下:
質量守恒方程：
其中，是由于曳力作用的相間動量交換系數，是氣泡直徑。
在方程(6)中，為氣液間曳力系數，Kolve模型[125]認為在不同流動體系會造成氣泡形狀的變化，進而引出不同的曳力參數表達式，在他的模型中選取了三個參數、和來分別表示在粘性體系(氣泡為球形)、氣泡扭曲變形體系(氣泡為橢球形)和氣泡球冠形體系下的曳力系數，其表達式分別為：
表1 湍流模型參數
Table 1 some parameters used in turbulent model
1.3網格劃分和邊界條件
根據模型尺寸，采用Gambit軟件分別構建幾何模型，選擇六面體網格分結構將模型劃分為約300000個網格，由于在爐底噴嘴附近流體的速度梯度較大，特在該區域加密了網格數量以保證計算結果的穩定連續性，如圖5所示。
圖5銅爐水模型的幾何模型及網格劃分
Fig.5 Gometry and mesh of bottom-blowing copper smelter water mode
設定水模型的頂部為壓力出口邊界條件，氣體體積分數為100%，即沒有液體溢出和進入。設置噴嘴處為氣體質量入口邊界條件，具體數值根據不同噴氣速度有所調整。對稱面上所有變量梯度為零。近壁面處使用標準壁面函數。采用商業軟件FLUENT對模型進行求解，采用patch命令定義初始時兩相的體積區域。收斂以各個變量的無量綱殘差小于1×10-3為標志。初始時間步為0.0001s，同時選擇adaptive，即隨計算時間時時調整步長。
2. 結果與討論
在底吹煉銅熔煉爐中，氣液兩相流是熔池主要反應場所，其兩相區中的湍流流動、氣含率分布、氣泡停留時間都是影響熔池反應速率的主要因素。因而研究底吹噴嘴的布置、數量及底吹氣流量等參數對氣液兩相流行為、混合行為的影響規律，對提高熔池內氧氣利用率和反應效率有著重要意義。
圖6 爐底A、B兩組噴嘴布置示意圖
Fig.6 The schematic of nozzle arrangement of group A and group B at the bottom of the bath
在實際生產過程中，底吹噴嘴的布置非常復雜，為了說明噴嘴具體布置方案，本文把所有噴嘴分為A、B兩組，在每一組上噴嘴均采用相同的布置角度，對于底部噴嘴布置9個噴嘴時，在A組上布置5個噴嘴數量，而在B組上布置4個噴嘴，如圖6所示。通過研究A、B兩組噴嘴不同布置角度(和)對熔池內氣液兩相流、混合效率及氣液間質量傳輸行為的影響來提出合理的噴嘴布置優化方案。
2.1 噴嘴布置為=0deg;=0deg、7deg、14deg、21deg、28deg
圖7 =0deg，不同下熔池內部氣含率分布的預測結果
(a)=0deg，(b)=7deg，(c)=14deg，(d)=21deg，(e)=28deg
Fig.7 The predicted local gas volume fraction in the bath with different different nozzles arrangement, where the is 0deg, and the is (a) 0deg, (b) 7deg, (c)14deg, (d) 21deg and (e) 28deg, respectively
圖7 是當A組噴嘴布置角度為0deg，B組噴嘴布置角度分別為0deg、7deg、14deg、21deg及28deg等5種方案時，整體模型熔池內氣液兩相流行為的預測結果。由圖可見，當A、B兩組均布置在0deg時，在徑向截面內，底吹氣流形成鼓泡流，并帶動金屬熔體形成對稱環流運動。隨著B組噴嘴布置角度的增加，氣泡流股逐漸向邊壁移動，流股與壁面之間的環流區域也隨之減小，另外氣泡流股相互遠離，它們之間的相互作用也逐漸減小。
熔池內部氣體總體積的大小直接影響到氣液反應速率，為了定量描述不同噴嘴布置與噴吹參數對熔池內部氣體總體積的影響，本文定義熔池內部的氣體總體積與氣體體積分數及熔池內單元體積的關系式如下：
圖8是在為0deg，分別為0deg、7deg、14deg、21deg及28deg下，熔池內部氣泡的總體積的預測結果。由圖可見，隨著B組噴嘴布置角度逐漸增大，熔池內氣泡體積先增大而后減小，當噴為7deg時，熔池內氣體總體積最大。為28°時，氣體總體積最小。這主要是因為當和均為0deg時，兩個氣泡流股之間距離較小，且在熔池上部流股相互重疊，降低了氣泡利用率。隨著的增大，氣泡分散性變好，但當超過7deg時，氣泡的上浮距離逐漸變小，氣泡停留時間變短，因而氣泡的總體積逐漸降低。
圖9是在為0deg，分別為0deg、7deg、14deg、21deg及28deg下，熔池內在距離液面30mm處液體流場的預測結果。由圖可見，當與均為0deg時，在氣體噴吹區域即反應區，由于氣泡的強烈攪拌上浮，該區域液體流速較大，且由氣液兩相流中心流向熔池側壁。另外在兩個氣泡流股之間，由于液體流動方向相反會形成低速區。而在熔池軸向兩端部分，液體流速較弱，并沿著軸向形成了兩個對稱的環流運動。隨著B排噴嘴布置角度的逐漸增大，氣泡流股逐漸靠近壁面，在熔池噴射區內，由于氣泡上浮距離變小，液體速度也逐漸變小，且氣泡之間低速區也逐漸變大。而在熔池軸向兩端，軸向環流趨勢略有加強，且環流中心逐漸向邊壁偏移。
混合是濃度均勻化的過程，并直接關系著熔池內部的冶金反應效率。為了更加準確反映爐內的混合過程，本文在模型熔池內選擇13個示蹤劑監測點(M1-M13)，其具體布置見圖10。圖11是當示蹤劑從熔池中心液面加入熔池時，采用當前模型預測的熔池中13個監測點(M1-M13)的示蹤劑濃度隨時間的典型變化示意圖。由圖可見，各個監測點上的達到0.95~1.05的范圍內的時間是明顯不同的，且差別較大。比如熔池中M3、M5、M11三個監測點上的示蹤劑濃度較快進入混勻區，而M1點上的示蹤劑濃度則是最后一個進入混勻區，因而整個熔池的混勻時間為304.5 s。
圖10 示蹤劑監測點(M1-M13)示意圖
Fig.10Arrangement of tracer monitoring points(M1 to M13) in bath
圖11 模型預測的熔池中13個監測點(M1-M13)的示蹤劑濃度隨時間的典型變化示意圖
Fig.11 Predicted variation of tracer mass concentration of the thirteen monitoring points (M1-M13) with time after the tracer added to the bath respectively
圖12 =0deg，不同對熔池內混勻時間的預測與實測結果的影響
Fig.12 The effect of different on the Predicted and measured mixing time in the bath with the of 0deg
圖12是在為0deg，分別為0deg、7deg、14deg、21deg及28deg下，熔池內混勻時間的模擬預測與實測結果的對比。由圖可見，混勻時間的模擬預測結果與實際測量值吻合良好。當A、B兩組噴嘴均位于中心，即時，熔池內混勻時間最長，這主要是因于對稱的氣泡流股在熔池內形成了相互對稱的環流區域，各個環流區域之間相互獨立且質量傳輸較小。隨著角度逐漸增大，各個小區之間流動加強，熔池內混勻時間逐漸降低。但當超過14deg時，由于B組噴嘴位置距液面較近，氣泡上浮較快，對熔池攪拌不充分導致混合效率降低。
2.2噴嘴布置為=7deg;=7deg、14deg、21deg、28deg
圖13是當A組噴嘴布置角度為7deg，B組噴嘴布置角度為7deg、14deg、21deg及28deg等4種方案時，整體模型熔池內氣體總體積的預測結果。由圖6.15可以看出，隨著的逐漸增大，熔池內氣體總體積逐漸減小，這是因為過高的噴嘴布置角度會使氣泡上浮至液面的距離縮短，降低氣泡在熔池的停留時間。
圖13 =7deg，不同對預測的熔池內部氣體總體積的影響
Fig.13The effect of different on the predicted gas total volume in the bath with the of 7deg
圖14 =7deg，不同對熔池內混勻時間的預測與實測結果的影響
Fig.14 The effect of different on the predicted and measured mixing time in the bath with the of 7deg
圖14是在為7deg，分別為7deg、14deg、21deg及28deg下，熔池內混合時間的預測與實測結果的對比。由圖可見，在不同噴嘴布置下，混勻時間的模擬預測結果與實測結果吻合良好，隨著的增大，熔池內液體混勻時間先減小后增大。這是因為當A、B兩組噴嘴均位于7deg時，即，噴嘴位置接近中心，在熔池內形成了相互對稱的環流區域，各個環流區域之間相互獨立且質量傳輸較小，其混合效率最低。隨著的增大，各個環流之間流動趨勢增強，有利于熔池內組分混合。但當噴嘴過高布置會降低氣泡的上浮距離，且噴射區內氣泡流股之間的低速區逐漸增大，進而降低了熔池內的混合效率。
2.3噴嘴布置為=14deg;=14deg、21deg、28deg的情況
圖15 =14deg，不同對熔池內部氣體總體積的影響
Fig.15 The effect of different on the predicted gas total volume in the bath with the of 14deg
圖15是當A組噴嘴布置角度為14deg，B組噴嘴布置角度分別為14deg、21deg及28deg等3種方案時，整體模型熔池內氣體總體積的預測結果。由圖可見，當為14deg時氣體總體積最大，隨著的逐漸增大，熔池內氣體總體積減小，因為噴嘴過高的角度布置會使氣泡上浮至液面的距離縮短，降低氣泡在熔池內的停留時間。
圖16 =14deg，不同對熔池內混勻時間的預測與實測結果的影響
Fig.16 The effect of different on the predicted and measured mixing time in the bath with the of 14deg
圖16是在為14deg，分別為14deg、21deg及28deg下，熔池內混勻時間的預測與實測結果的對比，由圖可見，當，熔池內的混勻時間最大，隨著的增大，熔池內液體混勻時間先減小后增大。
3.4 噴嘴布置為=21deg、28deg;=21deg、28deg的情況
圖17是熔池內部的氣泡總體積，隨著、的增大，熔池內氣泡體積迅速降低，尤其是當有一組噴嘴布置角度為28deg時，由于氣泡的上浮距離變小，氣泡停留時間變短，熔池內氣體總體積變的更小
圖17 =21deg和28deg，不同對模型預測的熔池內部氣體總體積的影響
Fig.17 The effect of different on the predicted gas total volume in the bath, when the is 21deg and 28deg, respectively
圖18 和28deg，不同對熔池內混勻時間預測與實測結果的影響
Fig.18 The effect of different on the predicted and measured mixing time in the bath, when the is 21deg and 28deg, respectively
由圖18可見，當A、B兩組噴嘴均位于21deg時，即，熔池內的混合時間較小，隨著的增大，熔池內液體混勻時間迅速增大。這主要是因為當噴嘴過高布置會減小氣泡對液體流動的帶動作用，進而降低了熔池內的混合效率。
3 結論
針對現有氧氣底吹爐煉銅過程中的射流體系，本文根據冶金反應過程理論和CFD原理建立了氧氣底吹煉銅轉爐的數學模型以研究了15種不同噴吹模式對熔池的氣泡行為及混合效率的影響規律，同時利用相似理論進行了水模型實驗為數值模擬的結果提供驗證基礎。在數值模擬與實驗結果吻合良好的基礎上，得到以下結論：
(1)當與布置在中心附近時，如0deg和7deg，熔池內氣體總體積較大，但是熔池混合效率不高，熔池混勻時間過長。
(2)當噴嘴布置角度過大時，如21deg和28deg，過高布置使氣泡上浮至液面的距離縮短，降低氣泡在熔池內的總體積和混合效率。
因此根據上述研究結果，本文選取了 - 為7deg-14deg的噴嘴布置為最優方案，在此條件下，熔池混均時間為251.5s，是15種布置方案所取得的最小值，熔池內氣泡總體積為5.71L。
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聲明：
“銅底吹過程中氣液兩相流的數值模擬” 該技術專利(論文)所有權利歸屬于技術(論文)所有人。僅供學習研究，如用于商業用途，請聯系該技術所有人。
我是此專利(論文)的發明人(作者)
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編輯：吉利娜
來源：東北大學
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