張紅亮，湯 卓，陳永明，葉龍剛

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底吹煉鉛爐內(nèi)流動的數(shù)值模擬

張紅亮，湯 卓，陳永明，葉龍剛

(中南大學(xué)冶金與環(huán)境學(xué)院，長沙410083)

以工業(yè)實(shí)踐的底吹煉鉛爐為對象，在爐內(nèi)渣相和金屬相的物性參數(shù)測定的基礎(chǔ)上，利用FLUENT軟件平臺，建立一個與實(shí)際體系一致的底吹煉鉛爐模型，并耦合VOF三相流模型和標(biāo)準(zhǔn)?湍流模型對底吹煉鉛爐內(nèi)氣?渣?金屬三相流動過程進(jìn)行模擬。通過分析數(shù)值模擬的相界面結(jié)構(gòu)、速度場分布、流線分布結(jié)果，發(fā)現(xiàn)氧槍上方區(qū)域攪動劇烈，渣層中存在渦流，強(qiáng)化了傳遞和反應(yīng)過程。另外，所建立的模型在優(yōu)化底吹爐爐體結(jié)構(gòu)和改善運(yùn)行條件方面有著重要作用，經(jīng)過分析不同條件下爐內(nèi)流體流動形態(tài)，能有效地引導(dǎo)完善底吹煉鉛爐工況。對入口流速和噴槍傾角的優(yōu)化討論中，發(fā)現(xiàn)增大入口流速能提高熔煉效果，最佳噴槍傾角為5°~7°。

底吹爐；多相流；FLUENT；結(jié)構(gòu)優(yōu)化

直接煉鉛工藝是現(xiàn)在大規(guī)模使用的煉鉛工藝，在我國氧氣底吹煉鉛法應(yīng)用尤為廣泛。這是一種將鉛精礦氧化還原的直接煉鉛工藝[1]。相比于其他直接煉鉛工藝流程，該工藝具有投資少、效益高、流程短、消除低濃度SO2污染等優(yōu)點(diǎn)，主要缺點(diǎn)是操作條件難度較高，噴槍使用壽命較短，影響爐子作業(yè)率[2?4]。

底吹煉鉛爐為氧氣底吹煉鉛法的關(guān)鍵設(shè)備，其熔池熔煉過程是從爐子底部鼓入的富氧將硫化鉛氧化成氧化鉛時，會放出大量熱量實(shí)現(xiàn)完全自熱熔煉，氧化鉛和硫化鉛交互反應(yīng)生成金屬鉛。爐子底部氧槍鼓入的高速富氧空氣進(jìn)入熔池，攪動熔渣和熔锍，加速反應(yīng)進(jìn)行，這一過程屬于典型的多相流流動過程。

國內(nèi)外許多學(xué)者對熔池熔煉的多相流流動過程進(jìn)行了研究。CHUANG等[5]運(yùn)用SOLA-VOF多相流模型對直接熔融還原爐內(nèi)流體流動情況進(jìn)行數(shù)值模擬，分析了爐內(nèi)氣?液?渣三相流動現(xiàn)象，計(jì)算并優(yōu)化了不同噴氣速度、噴嘴尺寸、底吹噴嘴分布下還原爐運(yùn)行情況。VALENCIA等[6?7]通過數(shù)值模擬以及可視化實(shí)驗(yàn)的方法研究了煉銅轉(zhuǎn)爐，他們利用VOF模型和湍流模型模擬了爐內(nèi)三相流動情況，并建立比例1:5的水模型來驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)結(jié)果。他們的研究優(yōu)化了煉銅轉(zhuǎn)爐的運(yùn)行條件。陳卓等[8]利用FLUENT軟件，模擬了機(jī)械攪拌式鋅浸出槽內(nèi)固液兩相流動過程，并由模擬結(jié)果優(yōu)化了槳葉離底高度、槳葉間距等參數(shù)。邵品 等[9]采用Eulerian-Eulerian模型描述了底吹雙噴嘴對稱噴吹的情況下底吹冰銅吹煉爐內(nèi)氣液兩相流行為。張振揚(yáng)等[10]以富氧底吹熔池熔煉爐為對象，利用VOF模型對爐內(nèi)氧氣-銅锍兩相流動進(jìn)行三維瞬態(tài)模擬。主要研究爐內(nèi)氣泡運(yùn)動情況，并與水模型實(shí)驗(yàn)中氣泡變化過程對比，來驗(yàn)證建立的數(shù)學(xué)模型的合理性。閆紅杰等[11]耦合VOF模型和Realizable?湍流模型在FLUENT軟件平臺上對高鉛渣還原爐內(nèi)氣液兩相流動情況進(jìn)行了數(shù)值模擬，并建立了水模型實(shí)驗(yàn)，再以熔池氣含率、熔體平均流速和熔體湍動能等為指標(biāo)，對比了實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值結(jié)果，得出改善還原爐運(yùn)行的最優(yōu)條件。余躍等[12]研究底吹煉銅爐中氣體上升過程中氣泡變化，對比了4種噴口結(jié)構(gòu)對爐內(nèi)流動的影響，由流動結(jié)果顯示了有益于底吹爐內(nèi)攪拌和化學(xué)反應(yīng)的噴口結(jié)構(gòu)。張振揚(yáng)等[13]采用田口方法對富氧底吹熔煉爐進(jìn)行了氧槍結(jié)構(gòu)多目標(biāo)研究，通過爐內(nèi)氣液兩相流動形態(tài)，統(tǒng)計(jì)出氧槍結(jié)構(gòu)最優(yōu)組合。

關(guān)于底吹爐的研究大多在煉銅、煉鋅體系中進(jìn)行的。而煉鉛體系反應(yīng)的復(fù)雜度高，其爐內(nèi)熔體性質(zhì)及爐內(nèi)流動形態(tài)勢必與其他底吹爐冶煉體系存在差異，目前對底吹煉鉛爐內(nèi)多相流的模擬尚少，爐內(nèi)流動規(guī)律不明確，底吹煉鉛爐結(jié)構(gòu)改善上存在很大的空間。

根據(jù)以上文獻(xiàn)資料發(fā)現(xiàn)，CFD軟件是研究熔池內(nèi)流體流動情況以及物理化學(xué)過程的一種非常有效的方法。許多學(xué)者通過數(shù)值模擬方法分析熔池內(nèi)工藝參數(shù)變化對流場的影響，并結(jié)合水力學(xué)實(shí)驗(yàn)來驗(yàn)證模擬結(jié)果，達(dá)到了優(yōu)化冶金爐工藝條件和結(jié)構(gòu)參數(shù)的目的，研究冶金爐爐內(nèi)多相流流動形態(tài)能直觀的反映出爐內(nèi)攪拌、化學(xué)反應(yīng)發(fā)生及爐子運(yùn)行的優(yōu)劣情況，爐內(nèi)流場分布結(jié)果能引導(dǎo)改善爐體結(jié)構(gòu)參數(shù)。

本文作者旨在建立一個與實(shí)際體系一致的底吹煉鉛爐模型，應(yīng)用VOF多相流模型和湍流模型對底吹煉鉛爐內(nèi)金屬?爐渣?氣體三相流動過程進(jìn)行模擬，分析爐內(nèi)流體流動形態(tài)，為優(yōu)化底吹煉鉛爐技術(shù)的應(yīng)用實(shí)踐提供理論依據(jù)。

1 模型與假設(shè)

1.1 數(shù)學(xué)模型

底吹煉鉛熔煉爐內(nèi)部流體流動是個典型的復(fù)雜多相流過程。目前，有兩種多相流的數(shù)值計(jì)算方法：歐拉?拉格朗日法和歐拉?歐拉法，在本研究計(jì)算中采用的是歐拉?歐拉法。在ANSYS FLUENT中，有VOF、Mixture、Eulerian這3種模型可用于歐拉?歐拉法計(jì)算。對于底吹煉鉛爐，常采用VOF模型計(jì)算。

1) VOF模型

VOF 模型，是一種在固定的歐拉網(wǎng)格下的表面跟蹤方法。當(dāng)需要得到一種或多種互不相融流體間的交界面時，可以采用這種模型。在VOF模型中，不同的流體組分共用著一套動量方程，計(jì)算時在全流場的每個計(jì)算單元內(nèi)，都記錄下各流體組分所占有的體積率。

VOF公式依靠的是兩種或多種流體(或相)沒有互相穿插。在單元中，如果第相流體的容積比率記為，那么下面的3個條件是可能的：

=0：第相流體在單元中是空的。

=1：第相流體在單元中是充滿的。

0＜＜1：單元中包含了第相流體和一相或者其他多相流體的界面。

跟蹤相之間的界面是通過求解一相或多相的容積比率的連續(xù)方程來完成的。對第相，這個方程如下：

(2)

在VOF模型中，通過求解區(qū)域內(nèi)的單一動量方程，得到的速度場在各相中是共享的。如下所示，動量方程取決于通過屬性和的所有相的容積比率。

式中：表示密度；表示速度；表示黏度；表示壓力；表示源項(xiàng)。

VOF模型可以包含沿著每一對相之間的表面張力的影響。計(jì)算中附加的表面張力導(dǎo)致了動量方程的源項(xiàng)。表面張力可以根據(jù)越過表面的壓力跳躍寫出，表面力使用散度定理可以表示為體積力，正是這個體積力成了添加給動量方程的源項(xiàng)。它的形式如下：

2)?模型

多相流的問題需要利用湍流模型解決，而?模型由于其適用范圍廣、經(jīng)濟(jì)、合理的精度，在工業(yè)流場和熱交換模擬中有廣泛的應(yīng)用。標(biāo)準(zhǔn)?模型是個半經(jīng)驗(yàn)公式，主要是基于湍流動能和擴(kuò)散率。方程是個精確方程，方程是個由經(jīng)驗(yàn)公式導(dǎo)出的方程。方程如下：

(5)

式中：表示密度；表示速度；,m表示湍流黏度；G,m表示由層流速度梯度而產(chǎn)生的湍流動能；G,m表示由浮力產(chǎn)生的湍流動能；、σ分別是和的湍流普朗特?cái)?shù)。模型中的常量分別為1=1.44，2=1.92，3=0，=1.0，σ=1.3。

對于底吹煉鉛熔煉過程，標(biāo)準(zhǔn)模型和?模型均能模擬這類湍流流動，?模型在標(biāo)準(zhǔn)?模型基礎(chǔ)上增加了計(jì)算條件，要比標(biāo)準(zhǔn)?模型多消耗10%~15%的CPU時間，為了減少計(jì)算步驟，方便模型收斂，本文作者選用標(biāo)準(zhǔn)?湍流模型。對近壁區(qū)的流動，采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法模擬。

1.2 求解過程

利用商業(yè)軟件FLUENT14.5對方程(1)~(6)進(jìn)行求解，壓力速度的耦合用SIMPLEC算法，壓力基分離求解器用PRESTO格式，動量方程用二階迎風(fēng)格式。對于VOF模型和標(biāo)準(zhǔn)?模型求解的最小時間步長Δ=1×10?4s，計(jì)算的底吹煉鉛爐模型運(yùn)行的總時間為19.42 s。

1.3 物理模型

1.3.1 研究對象

以長沙有色冶金設(shè)計(jì)研究院設(shè)計(jì)的臥式底吹煉鉛熔煉爐作為研究對象。爐體左邊結(jié)構(gòu)參數(shù)為2.2 m×9.363 m，右邊參數(shù)為2.36 m×1.688 m，中間連接處長度0.605 m。氣體入口為位于爐子底部的3個噴嘴，噴嘴的總有效面積為284.456 cm2。煙氣出口在爐體左上部，偏離中心線0.2 m，尺寸為1.244 m×1.044 m×0.283 m。其結(jié)構(gòu)示意圖如圖1和2所示。底吹煉鉛爐內(nèi)主要有熔锍、渣層和氣相，其中下部金屬層深度0.5 m，中部渣層深度0.7 m，入口氣體速度70 m/s，噴嘴傾角0° 。

1.3.2 物性參數(shù)

在底吹爐內(nèi)流體模擬過程中，為使流體參數(shù)與實(shí)際流體一致，本研究使用RTW?10熔體物性測試儀，對從某公司工業(yè)生產(chǎn)底吹煉鉛爐中取得的爐渣和熔锍進(jìn)行黏度、密度、表面張力等物性參數(shù)的測定。下面對測定過程進(jìn)行介紹。

底吹煉鉛爐內(nèi)流體流動是高溫條件下的流動過程，爐缸內(nèi)溫度一般在1200 ℃至1300 ℃之間，因此本研究物性參數(shù)在1250 ℃下測定。利用RTW?10型熔體物性測試儀將爐渣和熔锍加熱至1300 ℃后緩緩冷卻到1250 ℃，測定該溫度下熔體的黏度、密度和表面張力，其結(jié)果如表1所示。

通過對比劉海洋等[14]測定實(shí)驗(yàn)，本研究測定結(jié)果合理，符合一般實(shí)際工業(yè)情況下爐內(nèi)熔體性質(zhì)。

1.3.3 網(wǎng)格劃分

ANSYS有限元網(wǎng)格劃分是進(jìn)行數(shù)值模擬分析至關(guān)重要的一步，直接影響后續(xù)數(shù)值計(jì)算分析結(jié)果的精確性。底吹爐內(nèi)流動速度差異大，為適應(yīng)計(jì)算數(shù)據(jù)分布特點(diǎn)，采用分塊網(wǎng)格和局部加密的方法對模型進(jìn)行離散。由于氧槍作為進(jìn)氣口，計(jì)算速度數(shù)據(jù)變化梯度大，為了較好地反應(yīng)該位置數(shù)據(jù)變化規(guī)律同時也為保證數(shù)值精度，對氧槍部位采用較密的網(wǎng)格，而在其他計(jì)算數(shù)據(jù)變化較小的部位，為減小模型規(guī)模，則劃分相對較稀疏的網(wǎng)格。網(wǎng)格模型如圖3所示，該模型整體網(wǎng)格總數(shù)為65萬個。

圖1 底吹煉鉛爐結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 底吹煉鉛爐軸向結(jié)構(gòu)示意圖

表1 物性參數(shù)

圖3 底吹煉鉛爐網(wǎng)格模型

1.3.4 邊界條件

網(wǎng)格生成后，首先導(dǎo)入ANSYS CFX?設(shè)定入氣口和出氣口，再讀入FLUENT中。在計(jì)算前，求解類型、物性參數(shù)、邊界條件都需準(zhǔn)確規(guī)定。FLUENT設(shè)定如表2所列，邊界條件如表3所列。

表2 FLUENT設(shè)定

表3 邊界條件

1.4 假設(shè)與簡化

由于該底吹爐流場包括氣相、爐渣和熔锍3種物相，而氣相分別從3個進(jìn)氣口高速噴入，設(shè)備和操作工藝較為復(fù)雜，為突出重點(diǎn)并簡化計(jì)算，作出如下假設(shè)：

1) 爐渣、熔锍為均一、穩(wěn)定且不可壓縮的液相。為了簡化計(jì)算，工程上在氣相流速不高的場合，可忽略其壓縮性，故將其作為不可壓縮流體來處理。因此計(jì)算過程中認(rèn)為氣相和熔體的密度和黏度等物理性質(zhì)保持不變；

2) 由于熔池內(nèi)反應(yīng)復(fù)雜，這里主要研究爐內(nèi)流動過程，未考慮化學(xué)反應(yīng)，初始化時爐內(nèi)各處溫度均勻分布，忽略溫度對氣相的影響。

3) 由于爐頂煙氣排放口離液面有一定距離，且其僅維持極為微弱的負(fù)壓，故認(rèn)為煙氣排放口的主要目的是回收煙氣并防止泄露，而對熔體的運(yùn)動幾乎不產(chǎn)生任何作用，故忽略煙氣排放口的影響，認(rèn)為三相流場的上邊界為液面。

1.5 模型驗(yàn)證

底吹煉鉛爐爐內(nèi)物理化學(xué)過程復(fù)雜，且多為高溫環(huán)境，受目前測試條件限制，現(xiàn)階段還無法實(shí)時監(jiān)測爐內(nèi)流體，所以不能通過現(xiàn)場試驗(yàn)的方法來驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的可靠性。因此，依據(jù)文獻(xiàn)[11]中所建立的底吹爐水模型實(shí)驗(yàn)結(jié)果，通過分析、對比水模型實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算所得結(jié)果來驗(yàn)證該數(shù)學(xué)模型的可靠性。將文獻(xiàn)中水模型實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對比，如圖4所示。對比發(fā)現(xiàn)，圖4(a)和(b)、(c)和(d)所示的氣團(tuán)形態(tài)趨勢基本一致，其存在的細(xì)微差別是由入口流速及熔體與水之間物性參數(shù)差異造成的。

圖4 數(shù)值計(jì)算與水模型實(shí)驗(yàn)氣泡形態(tài)圖

通過對比數(shù)值計(jì)算與水模型實(shí)驗(yàn)氣泡形態(tài)只能定性地驗(yàn)證模型的可靠性。文獻(xiàn)[15]提出了對氣泡尺寸與噴槍直徑之比進(jìn)行定量分析的方法，而文獻(xiàn)[11]所建的水模型與本研究相似，故將其水模型的氣泡尺寸與噴槍直徑之比結(jié)果和本研究模擬結(jié)果進(jìn)行對比，結(jié)果如表4所列。

由上述定性和定量分析可知，數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)中氣泡形態(tài)大體一致，氣泡尺寸與噴槍直徑之比也比較吻合。因此，本文作者所建立的底吹煉鉛爐的數(shù)學(xué)模型可靠性高，可以模擬底吹煉鉛爐內(nèi)流動行為。

表4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)結(jié)果比較

1: Bubble diameter;2: Lance diameter

2 結(jié)果與分析

對底吹煉鉛爐內(nèi)三相流流動過程進(jìn)行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)許多爐子熔煉過程中不能直接觀察或測量的特征。例如：噴入氣流對熔體的攪動情況；射流區(qū)域渣層的起伏波動情況；沉降區(qū)金屬相和渣相的運(yùn)動情況等。

2.1 相界面結(jié)構(gòu)

計(jì)算時間=19.42 s時，氣相、渣相和金屬相的界面分布結(jié)果如圖5所示。氣相與渣層界面、金屬相與渣層界面從時間0.26 s到19.42 s的演變結(jié)果如圖6所示。

氣體以70m/s流速從爐體底部噴嘴連續(xù)噴入爐內(nèi)，因?yàn)闅怏w的動壓力遠(yuǎn)大于爐內(nèi)熔體的壓力水頭，所以會形成氣流穿過金屬相和渣層的過程。在這一過程中，氣體最初進(jìn)入液相形成“氣體射流核心”，如圖6(a)~(d)所示。氣體不斷撞擊穿越金屬相和渣相，形成氣相與渣相、金屬相與渣相之間的波動界面，如圖5(a)和(b)所示，氣相與液相的界面波動隨時間演化的過程曲線如圖7所示，圖中橫坐標(biāo)為時間，縱坐標(biāo)為m，m表征了界面的整體變形狀況，其定義表達(dá)式如下：

式中：表示液面波動量；表示初始液面面積；“〈〉”表示定義域內(nèi)積分。

從界面波動曲線可知：隨著氣體進(jìn)入熔體，氣?液相界面波動不斷增大，在2.22 s時達(dá)到最大值，此后，由于氣體逸出液相，界面波動逐漸下降并趨于平緩。

爐子底部噴嘴不斷地朝垂直方向鼓入氣體，氣體在熔體中上涌形成射流。從圖6中可以看出射流的形成和變化過程，射流帶動熔體向上運(yùn)動，熔體不斷削減射流動能，射流漸漸擴(kuò)大，但是主射流依然以氣舌狀上涌。當(dāng)射流穿過渣層到達(dá)熔池面時，氣體逸出，熔體回流，使熔池內(nèi)部熔體循環(huán)流動。如圖5中所示，噴嘴上方的渣層區(qū)域攪動劇烈，而金屬相區(qū)域攪動相對平靜，在渣層與金屬相交接的界面波動也很小，這有利于金屬的沉積。這樣的流場分布情況非常有利，化學(xué)反應(yīng)充分地發(fā)生在渣層區(qū)域，金屬沉降在攪動較小的沉積區(qū)域。

圖5 t=19.42 s時，不同軸向位置的渣相體積分?jǐn)?shù)云圖

圖6 不同時間步時渣體積分?jǐn)?shù)為0.5的云圖

圖7 氣相與液相界面波動

2.2 速度場分布

入口氣體速度70 m/s，噴嘴傾角0°時，熔池不同位置的速度矢量圖和云圖如圖8至圖10所示，其中圖8(c)~(e)對應(yīng)噴嘴軸向速度分布圖。由這些速度場圖可以發(fā)現(xiàn)，底吹煉鉛爐內(nèi)流體的流動形態(tài)是與之前流場結(jié)果一致的。從圖中可明顯觀察到渣層附近的流動形態(tài)非常復(fù)雜、不穩(wěn)定，并且有漩渦的存在，這是氣相、渣相和金屬相之間黏度、流速等性質(zhì)的差異而形成的。由于黏性作用，具有不同流速的相鄰流體層之間將產(chǎn)生剪切力，從而產(chǎn)生漩渦的傾向，流層的波動產(chǎn)生局部橫向壓強(qiáng)梯度，促使漩渦生成。爐內(nèi)熔體流動不穩(wěn)定，形成紊亂、不規(guī)則的湍流流場，它強(qiáng)化了傳遞和反應(yīng)過程。

氣相、渣層、金屬層最大的流速分別為：1.338、9.172和70 m/s(高速氣體噴入爐內(nèi)速度)，造成這種流速銳減的現(xiàn)象是由于氣體與熔體之間巨大的密度比，使氣體穿過熔體需要消耗大量動能，這也是促使湍流流動形成的原因之一。通過觀察圖8(a)、(b)和(f)以及圖9和圖10(d)可知，在噴嘴兩側(cè)的流速非常小，而在噴嘴區(qū)域及上方氣相區(qū)域流速相對較大。噴嘴上方區(qū)域，即氣?液直接作用區(qū)，氣相對熔體攪拌強(qiáng)，利于化學(xué)反應(yīng)發(fā)生，此區(qū)域?yàn)闋t內(nèi)化學(xué)反應(yīng)區(qū)；在噴嘴兩側(cè)區(qū)域，也是非氣?液直接作用區(qū)，氣相對熔體的攪拌弱，利于金屬沉積，為金屬沉積區(qū)。因此，利用本文作者所建模型，通過改變底吹爐結(jié)構(gòu)參數(shù)(如噴氣速率、噴槍傾角、噴槍直徑、噴槍數(shù)量等)來計(jì)算，分析爐內(nèi)流動過程，以熔體平均速度、熔體湍動能及熔池氣含率作為評價(jià)指標(biāo)，獲取反應(yīng)區(qū)和沉積區(qū)最佳的流動形態(tài)。

圖8 Z軸截面速度分布圖

圖10 Y軸截面速度分布圖

2.3 流線分布

圖11所示為富氧空氣的流線圖。由圖11可知，氧槍噴入的氣體直接進(jìn)入熔體，穿過金屬相和渣層，從氧槍上部的渣層與煙氣界面溢出。氧槍區(qū)域的流線濃密混亂，這是氣體攪動熔體的主要區(qū)域；氧槍左側(cè)渣層存在輕微攪動，而在氧槍右側(cè)渣層攪動甚少。說明當(dāng)前的噴氣速度和氧槍間距或噴氣角度不能很好地?cái)噭诱麄€渣層，即氧槍結(jié)構(gòu)安排不甚合理。渣層上方的空氣流動呈現(xiàn)湍流狀，原料顆粒加入后受自身重力和速度以及空氣湍流的力，使原料顆粒能分散的分布在反應(yīng)區(qū)，增大顆粒的反應(yīng)率，這也是確定原料顆粒分布情況的基礎(chǔ)。

2.4 入口流速影響

氣體以不同的初速度進(jìn)入熔體，帶動熔體運(yùn)動，起到攪拌作用，但由于熔體的黏度、熔體與空氣之間的表面張力很大，氣體在穿越熔體時需要相當(dāng)大的動能，因此不同的初始入口速度，對熔池?cái)嚢栊Ч兴町?，探究不同入口流速對熔體流動的影響是有必要的。本文作者所建立的底吹煉鉛爐模型，分別計(jì)算了噴嘴傾角0°，入口流速為70、100、130和160 m/s條件下的熔體狀態(tài)。

為方便對計(jì)算出的流場結(jié)果作直觀性的評價(jià)，本研究引入熔池氣含率、熔體平均流速、熔體平均湍動能[11]3個評價(jià)指標(biāo)來表征流場結(jié)果的好壞。其表征結(jié)果如圖12所示。由圖12可知，入口流速對爐內(nèi)流場的影響非常顯著，隨著入口流速的增大，氣相對熔體攪拌力變強(qiáng)，氣含率、平均流速和湍動能逐漸增大，熔煉過程得到強(qiáng)化。由上可知，加大入口流速，即噴槍噴氣速率，能改善氣體攪拌效果，達(dá)到優(yōu)化底吹爐參數(shù)的目的。

圖12 熔池氣含率、平均流速和平均湍動能與入口流速的變化關(guān)系

2.5 噴槍傾角影響

噴槍傾角決定了氣體進(jìn)入爐內(nèi)的方向，是影響冶煉效果的一個重要因素。噴槍傾角的研究是控制噴槍入口流速不變，改變噴槍與縱截面的角度進(jìn)行計(jì)算，得到噴槍角度與熔池氣含率、平均流速、平均湍動能的關(guān)系。

本研究設(shè)計(jì)了5組噴槍傾角實(shí)驗(yàn)，分別為0°、5°、10°、15°和20°，入口流速為70 m/s，每組計(jì)算時間為10 s。

不同噴槍傾角條件下的熔池氣含率、平均流速和平均湍動能分布如圖13所示。由圖13可知，噴槍傾角在0°~5°之間時，隨著噴槍傾角的增加，氣含率、平均流速和平均湍動能顯著增大，并在5°附近達(dá)到最大值；隨后隨著噴槍傾角的增加，氣含率、平均流速和平均湍動能均出現(xiàn)減小情況，當(dāng)噴槍傾角大于10°時，氣含率、平均流速和平均湍動能變得平穩(wěn)。綜合3個評價(jià)指標(biāo)分析可知：當(dāng)噴槍傾角在5°~7°之間時，3個熔池因素均處于較高水平，因此，可認(rèn)為噴槍傾角為5°~7°時，有利于熔煉過程進(jìn)行。

圖13 熔池氣含率、平均流速和平均湍動能與噴槍傾角的變化關(guān)系

3 結(jié)論

1) 結(jié)合工業(yè)應(yīng)用中底吹爐爐體結(jié)構(gòu)以及爐內(nèi)熔體物性參數(shù)的測定，建立了一個與實(shí)際體系一致的底吹煉鉛爐模型。

2) 在富氧空氣攪動熔池時，渣層發(fā)生顯著地變形，氧槍上部的渣層也愈加活躍。通過模擬能明顯的發(fā)現(xiàn)渣層的渦流，正是由于氣相、渣相和金屬相之間黏度、流速等性質(zhì)的差異最終形成了爐內(nèi)熔體湍流流動的復(fù)雜形態(tài)。

3) 入口流速對底吹爐影響顯著，增大入口流速能提高熔煉效果；在優(yōu)化底吹爐參數(shù)過程中，認(rèn)為最佳噴槍傾角為5°~7°。

4) 所建立的模型提供了一種研究爐體結(jié)構(gòu)和運(yùn)行條件的方法。如改變氧槍數(shù)目、噴氣角度、噴氣速度、渣層和金屬層的高度、爐體的外形結(jié)構(gòu)等。

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(編輯 何學(xué)鋒)

Numerical simulation of multiphase flow in bottom-blowing furnace for lead smelting

ZHANG Hong-liang, TANG Zhuo, CHEN Yong-ming, YE Long-gang

(School of Metallurgy Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)

Based on the material properties of furnace slag phase and metal phase, a mathematical model for the actual system of bottom-blowing lead smelting furnace was built by computational fluid dynamics software FLUENT. Three-phase VOF model and standard-turbulence model were applied to simulate the gas-slag-metal phase flow process in the furnace. Phase interface structure, velocity distribution and streamline distribution were obtained by this model. Strong stirring and vortex slag layer were found in the upper area of the tuyere which benefits chemical reactions. The proposed model that simulates the multi-phase flow in the furnace is significant for furnace structure and operating conditions optimization. The analysis of flow patterns under different conditions can effectively guide the improvement of bottom blowing furnace working conditions. In the optimization of inlet velocity and lance inclination angle, it is found that increasing inlet velocity can improve the melting efficiency, and the best lance inclination range is from 5° to 7°.

bottom blowing furnace; multiphase flow; FLUENT; structure optimization

Projects (51674300, 51274241, 51574289, 61533020, 61321003) supported by the National Science Foundation of China; Project (2015CXS017) supported by the Innovation-driven Plan of Central South University

2016-03-11; Accepted date: 2016-10-26

CHEN Yong-ming; Tel: +86-18684685548; E-mail: 15746386@qq.com

10.19476/j.ysxb.1004.0609.2017.03.023

1004-0609(2017)-03-0637-11

TF821

A

國家自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目(51674300, 51274241, 51574289)；國家自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目(61533020)；國家自然科學(xué)基金創(chuàng)新群體(61321003)；中南大學(xué)創(chuàng)新驅(qū)動計(jì)劃項(xiàng)目(2015CXS017)

2016-03-11；

2016-10-26

陳永明，副教授，博士；電話：18684685548；E-mail：15746386@qq.com