气体喷吹技术在有色金属生产过程中有着广泛应用，如冰铜吹炼、氧化精炼、熔池熔炼等过程[1, 2]。氧气底吹连续炼铜法就是气体喷吹技术在铜冶炼行业中的一个典型应用。该法是相对于传统炼铜间断操作而产生的一种炼铜新技术，又称SKS法，是从水口山炼铅法的基础上发展而来的[3, 4]。是我国具有自主知识产权的一种铜冶炼的新方式。该技术所采用的氧气底吹炉结构如图1.1所示。相比于原有的顶吹法和侧吹法，底吹法具有原料的适应性强、熔炼强度高、熔池搅拌强度高、劳动强度低、工艺流程短，配置简单等一系列优点[5-7]。
图1铜冶炼氧气底吹炉结构示意图
Fig.1 Bottom blown technique used in copper smelting process
该工艺由我国自主研发设计，是世界先进的铜冶炼技术之一。同时，由于其设备简单易操作，运行成本低，规模可大可小，非常适用于中小型有色金属熔炼企业的工艺技术升级和改造，因此获得了国内外铜冶炼界的广泛重视。但是，由于其问世时间短，理论积累不足，故而在炉体设计，操作参数等方面缺乏相应的科学指导，从而限制了该法的扩大生产。
目前，关于底吹炼铜炉内气泡行为的研究尚少，对于底吹技术的研究报道主要应用在转炉、钢包等反应器中。蔡志鹏等为底吹氧气连续炼铅熔炼炉做了冷态模拟试验[8]，并通过测量熔池中示踪剂混合均匀时间来优化底部枪距与隔墙的布置。王东兴、张廷安等人[9]采用水模型研究了底吹炼铜熔池内混合效率，然而上述研究尚不够充分，对于熔池中气液两相流行为的研究仅靠水模型是无法全部实现的。通过建立合适的数学模型来描述底吹熔炼炉的流动特性，不仅可以节省大量时间和成本，而且不受物理模型和实验模型的限制，能够给出熔池中详细的流体流动信息。
本文针对现有氧气底吹炼铜过程中的射流体系，采用数学模拟技术，结合水模型实验验证的方法来研究底吹炼铜过程中各个喷吹操作参数变化对熔池内气液两相流行为、混合行为的影响规律，为工业实际生产提供理论指导。
1 模型的建立
1.1 水模型实验装置的建立和测量
为了验证数值模拟的准确性，本文首先根据相似原理，以方圆公司底吹炉为原型，按横截面尺寸1:9.3比例缩小制成建立物理模型，用有机玻璃代替耐火材料制作反应器，用水代替铜锍，这样可以通过在物理模型中对气泡的行为和熔池的混合等过程的测量研究，从而获得从现场无法获取的信息。
图2 实验用底吹炼铜炉整体水模型
Fig.2 Whole water model of bottom-blowing copper smelter for experiment
为了测量炉内整体流动混合效果，本文在水模型中加入100ml饱和KCl溶液，大约0.5s内完全注入炉内，通过熔池电导率的变化确定均混程度。同时为了更准确地反映炉内整体混合效率，本文设置2个示踪剂监测点，1号测量点设在模型最右端底部，2号测量点熔池中心底部，如图3所示。通过比较不同的测量点所测得的结果，取2个监测点最长的混合时间的监测点来代表炉内整体混合效率，每组实验测量3次，取其平均值作为该条件下的混匀时间。实验中所采集的典型数据曲线如图5.8所示。其中为t时间内测得的示踪剂浓度，为完全混合后的示踪剂平衡浓度。在实验中选取，即给定点采样的浓度达到0.95~1.05的范围内，即认为满足混合要求，所耗时间即称为混匀时间。
图3 示踪剂监测点布置示意图
Fig.3 The arrangement schematic of the monitoring points in water model
图4 水模型内监测点处示踪剂浓度随时间变化的典型示意图
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 数学模型的建立
采用Euler-Euler模型对底吹炉内的气液体系进行数值模拟，液相间的相互作用力则被加载到气液两相动量守恒方程的源项，控制方程如下:
质量守恒方程：
其中，是由于曳力作用的相间动量交换系数，是气泡直径。
在方程(6)中，为气液间曳力系数，Kolve模型[125]认为在不同流动体系会造成气泡形状的变化，进而引出不同的曳力参数表达式，在他的模型中选取了三个参数、和来分别表示在粘性体系(气泡为球形)、气泡扭曲变形体系(气泡为椭球形)和气泡球冠形体系下的曳力系数，其表达式分别为：
表1 湍流模型参数
Table 1 some parameters used in turbulent model
1.3网格划分和边界条件
根据模型尺寸，采用Gambit软件分别构建几何模型，选择六面体网格分结构将模型划分为约300000个网格，由于在炉底喷嘴附近流体的速度梯度较大，特在该区域加密了网格数量以保证计算结果的稳定连续性，如图5所示。
图5铜炉水模型的几何模型及网格划分
Fig.5 Gometry and mesh of bottom-blowing copper smelter water mode
设定水模型的顶部为压力出口边界条件，气体体积分数为100%，即没有液体溢出和进入。设置喷嘴处为气体质量入口边界条件，具体数值根据不同喷气速度有所调整。对称面上所有变量梯度为零。近壁面处使用标准壁面函数。采用商业软件FLUENT对模型进行求解，采用patch命令定义初始时两相的体积区域。收敛以各个变量的无量纲残差小于1×10-3为标志。初始时间步为0.0001s，同时选择adaptive，即随计算时间时时调整步长。
2. 结果与讨论
在底吹炼铜熔炼炉中，气液两相流是熔池主要反应场所，其两相区中的湍流流动、气含率分布、气泡停留时间都是影响熔池反应速率的主要因素。因而研究底吹喷嘴的布置、数量及底吹气流量等参数对气液两相流行为、混合行为的影响规律，对提高熔池内氧气利用率和反应效率有着重要意义。
图6 炉底A、B两组喷嘴布置示意图
Fig.6 The schematic of nozzle arrangement of group A and group B at the bottom of the bath
在实际生产过程中，底吹喷嘴的布置非常复杂，为了说明喷嘴具体布置方案，本文把所有喷嘴分为A、B两组，在每一组上喷嘴均采用相同的布置角度，对于底部喷嘴布置9个喷嘴时，在A组上布置5个喷嘴数量，而在B组上布置4个喷嘴，如图6所示。通过研究A、B两组喷嘴不同布置角度(和)对熔池内气液两相流、混合效率及气液间质量传输行为的影响来提出合理的喷嘴布置优化方案。
2.1 喷嘴布置为=0deg;=0deg、7deg、14deg、21deg、28deg
图7 =0deg，不同下熔池内部气含率分布的预测结果
(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
图7 是当A组喷嘴布置角度为0deg，B组喷嘴布置角度分别为0deg、7deg、14deg、21deg及28deg等5种方案时，整体模型熔池内气液两相流行为的预测结果。由图可见，当A、B两组均布置在0deg时，在径向截面内，底吹气流形成鼓泡流，并带动金属熔体形成对称环流运动。随着B组喷嘴布置角度的增加，气泡流股逐渐向边壁移动，流股与壁面之间的环流区域也随之减小，另外气泡流股相互远离，它们之间的相互作用也逐渐减小。
熔池内部气体总体积的大小直接影响到气液反应速率，为了定量描述不同喷嘴布置与喷吹参数对熔池内部气体总体积的影响，本文定义熔池内部的气体总体积与气体体积分数及熔池内单元体积的关系式如下：
图8是在为0deg，分别为0deg、7deg、14deg、21deg及28deg下，熔池内部气泡的总体积的预测结果。由图可见，随着B组喷嘴布置角度逐渐增大，熔池内气泡体积先增大而后减小，当喷为7deg时，熔池内气体总体积最大。为28°时，气体总体积最小。这主要是因为当和均为0deg时，两个气泡流股之间距离较小，且在熔池上部流股相互重叠，降低了气泡利用率。随着的增大，气泡分散性变好，但当超过7deg时，气泡的上浮距离逐渐变小，气泡停留时间变短，因而气泡的总体积逐渐降低。
图9是在为0deg，分别为0deg、7deg、14deg、21deg及28deg下，熔池内在距离液面30mm处液体流场的预测结果。由图可见，当与均为0deg时，在气体喷吹区域即反应区，由于气泡的强烈搅拌上浮，该区域液体流速较大，且由气液两相流中心流向熔池侧壁。另外在两个气泡流股之间，由于液体流动方向相反会形成低速区。而在熔池轴向两端部分，液体流速较弱，并沿着轴向形成了两个对称的环流运动。随着B排喷嘴布置角度的逐渐增大，气泡流股逐渐靠近壁面，在熔池喷射区内，由于气泡上浮距离变小，液体速度也逐渐变小，且气泡之间低速区也逐渐变大。而在熔池轴向两端，轴向环流趋势略有加强，且环流中心逐渐向边壁偏移。
混合是浓度均匀化的过程，并直接关系着熔池内部的冶金反应效率。为了更加准确反映炉内的混合过程，本文在模型熔池内选择13个示踪剂监测点(M1-M13)，其具体布置见图10。图11是当示踪剂从熔池中心液面加入熔池时，采用当前模型预测的熔池中13个监测点(M1-M13)的示踪剂浓度随时间的典型变化示意图。由图可见，各个监测点上的达到0.95~1.05的范围内的时间是明显不同的，且差别较大。比如熔池中M3、M5、M11三个监测点上的示踪剂浓度较快进入混匀区，而M1点上的示踪剂浓度则是最后一个进入混匀区，因而整个熔池的混匀时间为304.5 s。
图10 示踪剂监测点(M1-M13)示意图
Fig.10Arrangement of tracer monitoring points(M1 to M13) in bath
图11 模型预测的熔池中13个监测点(M1-M13)的示踪剂浓度随时间的典型变化示意图
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
图12 =0deg，不同对熔池内混匀时间的预测与实测结果的影响
Fig.12 The effect of different on the Predicted and measured mixing time in the bath with the of 0deg
图12是在为0deg，分别为0deg、7deg、14deg、21deg及28deg下，熔池内混匀时间的模拟预测与实测结果的对比。由图可见，混匀时间的模拟预测结果与实际测量值吻合良好。当A、B两组喷嘴均位于中心，即时，熔池内混匀时间最长，这主要是因于对称的气泡流股在熔池内形成了相互对称的环流区域，各个环流区域之间相互独立且质量传输较小。随着角度逐渐增大，各个小区之间流动加强，熔池内混匀时间逐渐降低。但当超过14deg时，由于B组喷嘴位置距液面较近，气泡上浮较快，对熔池搅拌不充分导致混合效率降低。
2.2喷嘴布置为=7deg;=7deg、14deg、21deg、28deg
图13是当A组喷嘴布置角度为7deg，B组喷嘴布置角度为7deg、14deg、21deg及28deg等4种方案时，整体模型熔池内气体总体积的预测结果。由图6.15可以看出，随着的逐渐增大，熔池内气体总体积逐渐减小，这是因为过高的喷嘴布置角度会使气泡上浮至液面的距离缩短，降低气泡在熔池的停留时间。
图13 =7deg，不同对预测的熔池内部气体总体积的影响
Fig.13The effect of different on the predicted gas total volume in the bath with the of 7deg
图14 =7deg，不同对熔池内混匀时间的预测与实测结果的影响
Fig.14 The effect of different on the predicted and measured mixing time in the bath with the of 7deg
图14是在为7deg，分别为7deg、14deg、21deg及28deg下，熔池内混合时间的预测与实测结果的对比。由图可见，在不同喷嘴布置下，混匀时间的模拟预测结果与实测结果吻合良好，随着的增大，熔池内液体混匀时间先减小后增大。这是因为当A、B两组喷嘴均位于7deg时，即，喷嘴位置接近中心，在熔池内形成了相互对称的环流区域，各个环流区域之间相互独立且质量传输较小，其混合效率最低。随着的增大，各个环流之间流动趋势增强，有利于熔池内组分混合。但当喷嘴过高布置会降低气泡的上浮距离，且喷射区内气泡流股之间的低速区逐渐增大，进而降低了熔池内的混合效率。
2.3喷嘴布置为=14deg;=14deg、21deg、28deg的情况
图15 =14deg，不同对熔池内部气体总体积的影响
Fig.15 The effect of different on the predicted gas total volume in the bath with the of 14deg
图15是当A组喷嘴布置角度为14deg，B组喷嘴布置角度分别为14deg、21deg及28deg等3种方案时，整体模型熔池内气体总体积的预测结果。由图可见，当为14deg时气体总体积最大，随着的逐渐增大，熔池内气体总体积减小，因为喷嘴过高的角度布置会使气泡上浮至液面的距离缩短，降低气泡在熔池内的停留时间。
图16 =14deg，不同对熔池内混匀时间的预测与实测结果的影响
Fig.16 The effect of different on the predicted and measured mixing time in the bath with the of 14deg
图16是在为14deg，分别为14deg、21deg及28deg下，熔池内混匀时间的预测与实测结果的对比，由图可见，当，熔池内的混匀时间最大，随着的增大，熔池内液体混匀时间先减小后增大。
3.4 喷嘴布置为=21deg、28deg;=21deg、28deg的情况
图17是熔池内部的气泡总体积，随着、的增大，熔池内气泡体积迅速降低，尤其是当有一组喷嘴布置角度为28deg时，由于气泡的上浮距离变小，气泡停留时间变短，熔池内气体总体积变的更小
图17 =21deg和28deg，不同对模型预测的熔池内部气体总体积的影响
Fig.17 The effect of different on the predicted gas total volume in the bath, when the is 21deg and 28deg, respectively
图18 和28deg，不同对熔池内混匀时间预测与实测结果的影响
Fig.18 The effect of different on the predicted and measured mixing time in the bath, when the is 21deg and 28deg, respectively
由图18可见，当A、B两组喷嘴均位于21deg时，即，熔池内的混合时间较小，随着的增大，熔池内液体混匀时间迅速增大。这主要是因为当喷嘴过高布置会减小气泡对液体流动的带动作用，进而降低了熔池内的混合效率。
3 结论
针对现有氧气底吹炉炼铜过程中的射流体系，本文根据冶金反应过程理论和CFD原理建立了氧气底吹炼铜转炉的数学模型以研究了15种不同喷吹模式对熔池的气泡行为及混合效率的影响规律，同时利用相似理论进行了水模型实验为数值模拟的结果提供验证基础。在数值模拟与实验结果吻合良好的基础上，得到以下结论：
(1)当与布置在中心附近时，如0deg和7deg，熔池内气体总体积较大，但是熔池混合效率不高，熔池混匀时间过长。
(2)当喷嘴布置角度过大时，如21deg和28deg，过高布置使气泡上浮至液面的距离缩短，降低气泡在熔池内的总体积和混合效率。
因此根据上述研究结果，本文选取了 - 为7deg-14deg的喷嘴布置为最优方案，在此条件下，熔池混均时间为251.5s，是15种布置方案所取得的最小值，熔池内气泡总体积为5.71L。
参考文献：
[1] 邱竹贤. 有色金属冶金学[M]，北京：冶金工业出版社，2010，109.
[2] 朱祖泽，贺家齐. 现代铜冶金学[M]，北京：科学出版社，2003，37.
[3] 陈知若. 底吹熔池炼铜技术的应用[J].中国有色冶金, 2009, 10(5): 16 - 22.
[4] 崔志祥, 申殿邦, 王智等. 高富氧底吹熔池炼铜新工艺[J]. 有色金属：冶炼部分: 2010, 3: 17 - 20.
[5] 山东东营方圆有色金属公司，中国恩菲工程技术有限公司. 氧气底吹熔炼多金属捕集技术的产业化实践[J]，资源再生，2009, 11：46-49.
[6] 胡立琼，李栋.氧气底吹熔炼炉的研发与应用[J]，有色设备，2011, 1：34-50.
[7] 徐培伦.氧气底吹炉处理高铜铅精矿的生产实践[J]，中国有色冶金， 2009，3：29-30.
[8] 蔡志鹏, 梁云等. 底吹氧气连续炼铅模型试验研究(一)底吹枪距与隔墙的合理布置[J]. 化工冶金，1985, 12:113-122
[9] Dongxing Wang, Yan Liu, Zimu Zhang, Pin Shao, and Ting'an Zhang. Experimental study of bottom blown oxygen copper smelting process for water model[C], Powders and Grains 2013, 2013, 1304-1307, Australia, Sydney.
声明：
“铜底吹过程中气液两相流的数值模拟” 该技术专利(论文)所有权利归属于技术(论文)所有人。仅供学习研究，如用于商业用途，请联系该技术所有人。
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编辑：中冶有色技术网
来源：东北大学
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