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本文作者：邵品張廷安劉燕王東興作者單位：東北大學(xué)材料與冶金學(xué)院

氧氣底吹爐連續(xù)煉銅法是相對(duì)于傳統(tǒng)煉銅間斷操作而產(chǎn)生的一種煉銅新技術(shù),也是我國自主研發(fā)的一種銅冶煉方式[1-2]。其底吹噴射形成的擴(kuò)散區(qū)較頂吹爐和側(cè)吹更均勻,區(qū)域更廣,無死角,爐襯無特殊物理受蝕部位。更具有原料的適應(yīng)性強(qiáng)、熔煉強(qiáng)度高、熔煉工藝流程短、配置簡單等優(yōu)點(diǎn)。

目前,關(guān)于底吹煉銅爐內(nèi)氣泡行為的研究尚少,對(duì)于底吹技術(shù)的研究報(bào)道主要應(yīng)用在轉(zhuǎn)爐、鋼包等反應(yīng)器中。蔡志鵬等為底吹氧氣連續(xù)煉鉛熔煉爐做了冷態(tài)模擬試驗(yàn)[3],作者通過測(cè)量熔池中示蹤劑混合均勻時(shí)間來優(yōu)化底部槍距與隔墻的布置。然而,上述研究尚不夠充分,對(duì)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(shí)現(xiàn)的。

在數(shù)值模擬方面,對(duì)于底吹氣液兩相流的模擬方法可以分為Euler-Lagrange模型與Euler-Euler模型。Johansen等[4-7]采用Euler-Lagrange模型描述了鋼包與轉(zhuǎn)爐中的底吹氣液兩相流流動(dòng),其中把液體處理為Euler坐標(biāo)系,氣泡視為Lagrange坐標(biāo)系,但由于模型本身不考慮第二相(離散型)在空間上的體積分?jǐn)?shù),因而該模型的一個(gè)基本假設(shè)是,作為離散的第二相的體積比率應(yīng)很低。Venturini等[8-11]采用歐拉-歐拉模型來描述底吹氣泡行為,氣液兩相被處理為歐拉坐標(biāo)系,并在模型方程中引入氣含率。

但以上模型的共同特點(diǎn)是描述氣流量較低的鼓泡流,而在氧氣底吹煉銅時(shí),氧氣多為超音速射流,射流行為與鼓泡流行為在氣泡尺寸、分布及氣液兩相流行為均有較大區(qū)別。為了更好地改進(jìn)底吹工藝,設(shè)計(jì)和操作底吹氣體噴射裝置,需要了解和掌握噴吹參數(shù)、噴射區(qū)幾何形狀、氣液上升速度及氣含率等。本文采用Eulerian-Eulerian模型考察底吹雙噴嘴對(duì)稱噴吹的情況下氣液兩相流行為,以及增大對(duì)噴角度對(duì)氣液兩相的分布、液面噴濺情況、湍動(dòng)能及氣含率的影響。

1模型的建立

1.1幾何模型及網(wǎng)格劃分

圖1是根據(jù)相似原理,按照5∶1比例制作的底吹爐的水模型及其網(wǎng)格模型,模型氣量根據(jù)修正Fr準(zhǔn)數(shù)來確定。其中主要以底吹射流反應(yīng)區(qū)斷面來進(jìn)行建模,以方便氣泡微細(xì)化情況的觀察。

表1為模型與原型的參數(shù)表。數(shù)學(xué)建模時(shí),為了節(jié)省計(jì)算資源,僅建立1/4模型體,然后進(jìn)行對(duì)稱處理即可得到與水模型原型等效的幾何模型。同時(shí)對(duì)幾何模型采用分塊劃分六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。為了更好地觀測(cè)噴射區(qū)的氣相狀態(tài),對(duì)根據(jù)水模型實(shí)驗(yàn)得到的氣相范圍進(jìn)行了相應(yīng)網(wǎng)格加密處理。

1.2數(shù)學(xué)模型的建立（略）。

1.3邊界條件及求解方法

設(shè)定水模型的頂部為壓力出口邊界條件,氣體體積分?jǐn)?shù)為100%,即沒有液體溢出和進(jìn)入。設(shè)置噴嘴處為氣體質(zhì)量入口邊界條件,具體數(shù)值根據(jù)不同噴氣速度有所調(diào)整;對(duì)稱面上所有變量梯度為零;近壁面處使用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。采用商業(yè)軟件FLUENT對(duì)模型進(jìn)行求解,采用patch命令定義初始時(shí)兩相的體積區(qū)域。收斂以各個(gè)變量的無量綱殘差小于1×10-3為標(biāo)志。初始時(shí)間步為0。0001s,同時(shí)選擇adaptive,即隨計(jì)算時(shí)間時(shí)時(shí)調(diào)整步長。

2結(jié)果分析與討論

2.1模擬結(jié)果驗(yàn)證

圖2是在不同條件下水模型實(shí)驗(yàn)所拍攝氣液兩相流運(yùn)動(dòng)形態(tài)照片與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比,其中噴氣速度340m/s,氧槍直徑3mm,液面高度342mm。由圖可見,在不同實(shí)驗(yàn)條件下,氣液兩相區(qū)的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果的吻合程度良好。另外,單孔中心噴吹的液面噴濺量要大于偏心情況,而雙孔噴吹的液面波動(dòng)也要大于單孔噴吹的情況,本文所采用的數(shù)值模擬方法可以較好地反映氣液兩相流實(shí)際流動(dòng)狀態(tài)。

2.2底吹熔池內(nèi)氣液兩相流運(yùn)動(dòng)過程

圖3即為雙噴嘴底吹氣液兩相流運(yùn)動(dòng)行為的模擬結(jié)果,其中兩噴嘴中心呈28°對(duì)噴,底吹氣速為340m/s。從圖中可以看出,整個(gè)對(duì)噴過程的液面起伏波動(dòng)很大,而液體噴濺及氣柱間距等均隨時(shí)間而相應(yīng)變化。圖3a~3c是氣柱沖出液面后的流場變化。從圖3b可以看出,在氣柱剛沖出液面的時(shí)候,液面波動(dòng)明顯,高速氣流柱瞬間噴涌至熔池頂部,而此時(shí)會(huì)有液相夾雜其中,隨之噴出熔池,造成劇烈噴濺,這在工業(yè)上是需要極力避免的狀況。而在經(jīng)過一定的時(shí)間后,液面波動(dòng)有所緩和,圖3c的液面波動(dòng)高度較圖3b明顯降低,整個(gè)過程與實(shí)際液面的變化過程能相互吻合,證明了模擬的切實(shí)可行性。

2.3對(duì)噴角度對(duì)氣液兩相分布的影響

圖4是底吹雙噴嘴對(duì)噴,底吹氣速為340m/s,液面高度342mm,不同噴吹角度下,氣液兩相的分布示意圖。從圖中可以看出,14°對(duì)噴角度下的噴濺現(xiàn)象最為嚴(yán)重,而且隨著噴吹角度的增大,噴濺情況也相應(yīng)有所減弱,說明增加對(duì)噴角度對(duì)降低液面噴濺情況有一定的意義。經(jīng)分析認(rèn)為是由于高速氣流沖入熔池內(nèi)部以后相互吸引,且由于噴吹傾斜角度較小,故而氣體在熔池內(nèi)部通過的路徑也相應(yīng)減小,所受液相對(duì)其的阻力也相應(yīng)較小,兩條氣柱急劇相交,形成了較大的噴濺。由圖5可以看出,同等條件下,28°對(duì)噴的情況下,液面下方的氣體總體積是最大的。結(jié)合前面的內(nèi)容,經(jīng)分析認(rèn)為,這是由于28°對(duì)噴情況下,高速氣柱的相互影響適中,氣柱部分重疊,增大了局部氣體體積的同時(shí),又由于噴吹角度原因,氣泡從噴入熔池到噴至液面的路徑長短合適,增大了氣泡在熔池內(nèi)的停留時(shí)間,故而其整體氣體含量在同等條件下為最高。

2.4對(duì)噴角度對(duì)氣流速度和湍動(dòng)能的影響

圖6描述的是氣速340m/s,液面高度342mm條件下,湍動(dòng)能隨噴吹角度的變化而發(fā)生的變化。湍動(dòng)能對(duì)氣泡的分散和破裂有著直接的影響,是影響氣泡微細(xì)化效果的關(guān)鍵因素之一。從圖6中可以看出,在14°情況下湍動(dòng)能主要分布于兩氣柱重疊區(qū)域,而隨著噴吹角度的增大,湍動(dòng)能的分布區(qū)域相應(yīng)增大,說明熔池內(nèi)部氣泡微細(xì)化的狀態(tài)整體有所提高,有利于提高氣泡利用率,相應(yīng)地也加速了氣液反應(yīng)速度;但在44°時(shí),兩股射流相互影響作用減弱,湍動(dòng)能反而有所降低。

3結(jié)論

1)14°對(duì)噴角度下的噴濺現(xiàn)象最為嚴(yán)重,隨著噴吹角度的增大,可以減少氣體對(duì)液面的沖擊噴濺情況也相應(yīng)有所減弱。

2)隨著對(duì)噴角度的增大,射流橫向速度增加,穿透距離增大,氣泡分布更均勻,停留時(shí)間更長。但當(dāng)夾角超過一定范圍后,繼續(xù)增大角度會(huì)使射流出口到液面垂直距離減小,氣泡在熔池中的停留時(shí)間反而減小,不利于氧氣利用率的提高。同等條件下,28°對(duì)噴情況下,氣含率是最高的。

3)隨著噴吹角度的增大,湍動(dòng)能的分布區(qū)域相應(yīng)增大,說明熔池內(nèi)部氣泡微細(xì)化的狀態(tài)整體有所提高,有利于提高氣泡利用率,相應(yīng)地也加速了氣液反應(yīng)的速度,在44°時(shí),兩股射流相互影響作用減弱,湍動(dòng)能反而有所降低。