1.前言
銅富氧雙側吹熔池熔煉是一種高效、節能、環保的銅熔煉工藝[1-3]，其過程是通過兩側風口鼓入的富氧空氣對熔體進行強烈攪拌，使該處的熔體進行紊流運動，促使物料迅速并且均勻地分散到熔體當中，熔體與爐料以及富氧空氣之間完成傳質傳熱過程。該技術利用側吹到爐內渣層的富氧空氣攪動渣層運動，強化熔體的傳質﹑傳熱過程，減少了銅锍在爐渣中的溶解，改善了熔體反應的動力學條件。
但目前，對于該項技術基礎研究較少，工業上熔池內熔體的流動狀態不明確，致使工業上采取的氧槍的操作參數變化幅度大，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，制約著技術的優化。
近些年來，數值模擬技術快速發展，CFD(Computational Fluid Dynamics)已成為一種能夠真實揭示流體流動特性的有效方法[4-6]，在冶金行業中的應用也逐漸增多[7-10]。本文通過數值模擬的手段，運用商業軟件Ansys/Fluent13.0對熔池內多相流的流動特性進行了模擬，揭示了熔池內流體的流動規律，得到了適宜的氧槍操作條件，為進一步優化熔煉過程中的流場，傳熱、傳質等過程條件，提供了科學的理論研究依據。
2.模型的建立與驗證
2.1幾何模型的建立
運用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，忽略熔煉區域上部的爐體，模型長度887mm, 高度450mm, 最大寬度324mm，反應器兩側各分部5個進氣口，對該模型進行網格劃分，對進氣口附近網格進行加密處理，網格數量30萬。網格模型示意圖如圖2.1所示。
圖2.1 網格劃分示意圖
Fig 2.1 Mesh generation
2.2數學模型
本文運用歐拉模型模擬氣液間相互作用。只考慮反應器內流體流動，不考慮能量傳輸。數學方程如下：
熔池內的湍流流動選用標準湍流模型(Standard Turbulence Model)進行模擬。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 相關物性參數
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，反應器內的如圖2.3所示的z=0m截面的流場圖，對比由PIV[14-16]測量的流場結果和利用商業軟件Ansys/Fluent13.0計算得到的結果，如圖2.4所示。
如圖2.4所示，左側為PIV測得的流場，右側為經Ansys/Fluent13.0計算后，用Tecplot后處理軟件處理后的流場分布。通過對比，我們可以看出，水模型實驗測得的流場結果與數值模擬的結果相似。當氣流量較小時，如圖2.4(a)所示，在反應器內上部左右兩側分別會形成一個漩渦，而反應器下部流體的流動方向則是由左右兩側向反應器中心流動，之后匯聚成一體向反應器上部流動。而隨著氣體流量的增大，漩渦中心由兩個增加為了三個，如圖2.4(b)所示。而隨著氣體流量的進一步增大，流體的湍動也隨之變得更加劇烈，進而小的漩渦進一步合并為兩個大的漩渦中心，之后，當氣體流量達到25m3/h時，大漩渦又分裂為三個較小的漩渦。通過這四組圖的對比我們可以得到，該數學模型能夠很好的模擬該反應器內流體的流動情況，模擬結果很好地展現了真實的流場分布，驗證了該模型的準確性。
3.模擬結果與討論
3.1不同氣體流量下熔池內的流體流動特性
實驗條件：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，反應器內的速度分布、流場分布、湍動能分布以及氣含率的分布情況，并對實驗結果進行分析討論。
3.1.1不同氣體流量下流場的模擬結果
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
當氣體進入熔池內部時，由于流體阻力的作用，導致氣體速度瞬間減小，氣體的動能轉化為流體流動的動能，帶動流體運動，而流體在熔池內做環流運動又可以促進氣體的分散，加速熔池內部的傳質、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了漩渦，而下部流體則均呈現出由兩側向中間流動，相遇后向上方流動的情況。從速度大小來看，均呈現出上方速度較大，下方速度較小的情況?？偟膩碚f，這種流場以及速度分布有利于熔池內上方的熔煉區保持較強的攪拌強度，同時下方的銅锍區保持相對穩定的狀態。
隨著氣體流量的不斷增大，熔池上方的旋流數量由17m3/h時的兩個旋流增加為20m3/h時的三個旋流，之后隨著氣體流量的進一步增大，左側的兩個旋流有合并為一個較大的旋流的趨勢，當氣體流量為25m3/h時，形成了三個大小幾乎相同的旋流。分析該旋流數量及大小變化的原因，隨著氣體流量的增大，氣體的進氣速度也隨之增大，導致對熔池內上層的攪動也更加劇烈，從而旋流的數量由兩個變為三個，再由三個合并為兩個大的旋流，最后形成三個相差無幾的旋流。從速度大小的分布來看，隨著氣體流量的增大，整個熔池內流體的流速增大，在氣體流量為17m3/h時，熔池內下部銅锍層流體的速度較小，但上層熔煉區的流動速度也較小，當氣體流量增大到25m3/h時，雖然上層熔煉區的攪拌強度劇烈，但同時熔池下部的流體速度也隨之增大，導致熔池下方的銅锍層區域的波動增強。因此，在保證下層銅锍區穩定的前提下，適當的加大氣體流量有利于加強熔煉區的攪拌效果。
熔池內部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，隨著進氣量的增大，該截面上旋流數量由三個逐漸增加到四個，而流體速度也明顯呈現出逐漸增大的趨勢，該變化說明隨著氣體流量的增大，熔池內部熔煉區氣體對熔體的攪動更加劇烈，更有利于傳熱傳質，增大氣液間的接觸面積，促進反應的進行。從圖3.3中可以看出，在熔煉區有一個明顯的漩渦，同時在左側噴嘴上方出現了一個小的環流，該旋流的流動方向有利于加強物料加入過程中對物料的卷吸作用，促進物料在熔池內的均勻分散。
綜上所述，氣體流量過大，會導致銅锍層的攪動增強，不利于銅锍的沉降分離，氣體流量過小則熔煉區的攪拌強度不足，不利于熔煉過程的進行。因此，最佳的氣體流量為20m3/h~23m3/h。
3.1.2熔池內氣含率的分布情況
圖3.4不同氣體流量下熔煉區氣含率的分布情況
Fig 3.4 The gas holdup distribution of smelting zone under different gas flow rates
氣含率是反應器設計必不可少的重要參數，它對氣液接觸面積、反應速率等其他流體力學參數有重要影響，也是表征氣液兩相流體力學的重要參數。圖3.4考察了各個x軸截面上的平均氣含率，從該圖中可以得到，熔池內的氣含率呈現出中間高，兩邊低的分布狀況，同時氣含率的大小在熔池內自左至右呈上下波動的情況，這與噴嘴的分布情況有關，在靠近噴嘴的截面上，氣含率較大，而遠離噴嘴的截面上，氣含率則較小。在這種情況下，熔池內中心處的反應強度將更加劇烈，兩端則相對較弱，持續的富氧空氣的通入，使熔池內氣體始終保持該分布方式，而熔體在該熔煉區是以環流形式流動的，從而帶動熔池內的物料也隨之流動，進而保證了氣體能夠不斷的和爐料進行接觸，并發生反應，使反應能夠均勻的發生。
對比不同氣流量下氣含率的分布情況，可以看到，當氣體流量為25m3/h時，氣含率分別出現最大值16.0%和最小值0.5%，也就是說，當氣體流量過大時，會導致氣含率的分布更加不均勻，這對熔煉的進行是不利的，而當氣體流量為17m3/h，其氣含率也最小，同樣不利于氣液間的傳熱傳質等過程，因此，在氣體流量為20m3/h~23m3/h時，其氣含率的分布狀況更有利于熔煉的進行。
3.2不同噴嘴傾角下熔池內的流體流動特性
實驗條件：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，反應器內的速度分布、流場分布、湍動能分布以及氣含率的分布情況，并對實驗結果進行分析討論。
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，均形成了三個旋流中心，且流動方向幾乎相同，說明噴嘴傾角的改變，對于熔煉區流體的流形影響較小。在該熔煉區，由于環流帶來的攪動效果，使上層液體的流速很大，這樣的強烈的攪動在工業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，同時還能強化難熔組分的擴散過程，改善了熔池冶煉的動力學條件。與此同時，在不同噴嘴傾角的條件下，熔池下部均形成了較穩定的流形，均未出現旋流，有利于下層的銅锍區保持穩定，但對比不同噴吹角度下流場的分布情況可以看出，0°時，該截面上的流場更加紊亂，出現了兩股向上流動的流體，該流場分布不利于銅锍層保持穩定，其產生原因是：當噴吹角度較小時，氣體橫向進入熔池的深度加大，因此導致中心截面處的流場分布更加復雜。
3.2.2不同傾角下熔池內的氣含率
從圖3.6可以看到，熔池內熔煉區的氣含率隨著噴吹角度的增大呈現出先增大后減小的趨勢，在噴吹角度為0°時，氣含率最小，為1.92%，噴吹角度為12°時，氣含率最大，為2.26%，較0°時增大了17.7%。
圖3.6不同噴嘴角度下熔煉區的氣含率
Fig 3.6 The gas holdup of the smelting zone under different nozzle angles
當噴吹角度增大時，氣體在熔池內向縱向的噴吹深度加大，氣體在熔池內的停留時間增長，同時也更好的分散在熔池當中，進而熔池內的氣體體積增大，氣含率增大;但當噴吹角度過大時，氣體橫向的速度過小，進入熔池時的橫向深度減小，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中，導致氣含率減小。
綜上所述，當噴嘴傾角為7~12°時，熔池內的氣含率較大，氣體能夠更好地分散到熔池當中，促進熔池內熔煉反應的進行，故最佳噴吹角度為7~12°。
4.結論
本文針對銅富氧雙側吹熔池熔煉過程中流體的流動特性進行了數值模擬研究，結論如下：
(1) 建立了銅富氧雙側吹熔煉爐中多相流的數學模型，采用歐拉模型模擬熔池中多相流的流動過程，運用標準k-ε模型模擬湍流的流動情況，將數值模擬的結果與PIV獲得的流場進行對比，驗證了模型的準確性。
(2) 氣體流量增大，氣體進入熔池時的表觀氣速增大，對熔池內的攪拌強度增大，有利于熔池內傳熱傳質的進行，但氣體流量過大時，會對熔池下部的銅锍層的攪動加劇，造成銅锍損失增大，同時其氣含率的分布也更加不均。因此，在保證銅锍區穩定的前提下，適當的加大氣體流量有助于強化熔煉過程，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，導致熔池中心處的攪拌強度隨之減小，在噴吹角度較小時，噴吹角度的增大有助于氣體在熔池內的分散，熔池內的氣含率增大，但噴吹角度過大時，氣體在熔池內的停留時間減小，氣含率反而下降，最佳的噴吹角度為7~12°。
該數值模擬結果為進一步優化銅富氧雙側吹熔煉過程中的流場，傳熱、傳質等過程條件，提供了科學的理論研究依據。
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聲明：
“銅雙側吹熔煉過程的數值模擬” 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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