气体喷吹对富氧侧吹炉内两相流动影响的数值模拟.pdf

鬻 第 53卷第 2 期 2022 年 2 月 中南大学学报自然科学版 Journal of Central South University Science and Technology Vol.53No.2 Feb. 2022 气体喷吹对富氧侧吹炉内两相流动影响的数值模拟 祝振宇 1，周萍1，陈卓1，龙鹏1，张岭2 1. 中南大学 能源科学与工程学院，湖南 长沙，410083； 2. 长沙有色冶金设计研究院，湖南 长沙，410001 摘要针对富氧侧吹熔池内气液两相的流动过程，在不同喷吹方式对吹和错吹和喷吹速度175，225和 275 m/s下进行数值模拟，分析不同工况对炉内气液两相流动状态的影响。研究结果表明在一次风速相 同的条件下，采用低风口对吹能够使熔池内部熔体的平均速度更大，对熔体的搅拌更剧烈，同时，熔体对 炉墙壁面的冲刷也越严重。另外，提高一次风速能够提高气流在熔体内的贯穿深度，且低风口处一次风气 流的贯穿深度大于高风口处的结果；静止渣液面至液面以下0.25 m区域为一次风对熔体扰动强烈的区域， 合理地增大一次风速有利于提高熔池上部区域熔体的运动强度，进而提高熔炼效率，且不会对金属相的静 置产生显著影响。 关键词富氧侧吹炉；喷吹方式；喷吹速度；气−液两相流；数值模拟 中图分类号TF812文献标志码A开放科学资源服务标识码OSID 文章编号1672-7207 （2022） 02-0398-11 Numerical simulation on effect of air injection on two-phase flow in oxygen-enriched side-blown furnace ZHU Zhenyu1, ZHOU Ping1, CHEN Zhuo1, LONG Peng1, ZHANG Ling2 1. School of Energy Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China; 2. Changsha Design and Research Institute of Nonferrous Metallurgy, Changsha 410001, China Abstract The numerical simulation of gas-liquid two-phase flow in the oxygen-enriched side-blown furnace was carried out in different gas injection modes i.e. stagger-blowing and opposite-blowing and injection speeds i.e. 175, 225 and 275 m/s, and the effects of different conditions on gas-liquid two-phase flow were analyzed. The results show that at the same injection speed, the opposite-blowing mode using low nozzles can increase the average velocity of melt, and make the melt agitated more violently. However, when using the opposite-blowing mode, more serious erosion would be caused by melt due to the larger velocity. The penetration depth of airflow becomes larger as the injection velocity increases, and the penetration depth at the low nozzle is larger than that at 收稿日期2021−10−13；修回日期2021−11−23 基金项目Foundation item国家重点研发计划项目2018YFC1901606 Project2018YFC1901606 supported by the National Key R injection mode; injection speed; gas-liquid two-phase flow; numerical simulation 基于瓦钮科夫侧吹炼铅技术，我国冶金企业 联合高等院校及研究院改进研发出富氧侧吹炼铅 工艺[1]。自2010年以来，多家小型冶炼企业应用富 氧侧吹氧化熔炼−氧气侧吹还原熔炼工艺后，企业 多项技术经济指标都取得了显著提高。 富氧侧吹炼铅工艺具有工艺流程与备料工序 简单、原料适应性强、炉床能力与一次出铅率高、 投资和生产成本低以及炉子寿命长等特点[2]。研究 表明，富氧侧吹炼铅工艺的铅回收率比富氧底吹 炼铅工艺的铅回收率高1.38[3]。近年来，富氧侧 吹熔炼工艺也逐步拓展应用至铋、锑及工业废料 冶炼生产中[4−5]。 富氧侧吹炼铅工艺在我国的广泛应用使得其 相关的研究工作也得以迅速发展。2007年，在我 国首届熔池熔炼技术及装备专题研讨会上，宾万 达[6]针对我国富氧侧吹炼铅技术的大型工业化应 用，提出了2个亟需解决的问题，即氧化区和还原 区的连接问题以及铅渣还原过程中如何实现“焦 层过滤”的问题。这些问题成为后续研究的重点 方向。张立等[7]对高铅渣的还原过程进行了分析， 认为尽管熔池内部熔体搅拌剧烈，但新生的铅液 滴在相互碰撞后聚合长大并沉降到喷枪以下的安 静区域，因此在铅还原炉中不需要额外设置铅渣 分离区。李允斌[8]指出在富氧侧吹炉氧化段炉体采 用铜水套虽然造成了熔炼过程需要补热的局面， 但是这一措施对于喷枪和壁面耐火材料起到了良 好的保护作用。白桦等[9−11]对氧气侧吹技术在铅锌 共生氧化矿上的应用进行了研究，实现了冶炼废 渣的无害化处理。祁栋等[12]对富氧侧吹炉处理废旧 电池铅泥过程进行了初步的评述，认为在熔池内 部产生剧烈搅拌的情况下，富氧侧吹炉内的气液 固相间反应极快，炉床能力比其他炉型的高，适 合用于处理废旧电池铅泥等。赵娜等[13]通过分析富 氧侧吹氧化炉的电除尘设备运行数据，认为氧化 炉出口烟气量、含尘浓度和硫酸浓度等波动较小， 炉子整体运行稳定。经过多年的研究，富氧侧吹 炼铅技术在废旧材料和低品位精矿处理方面表现 出巨大应用潜力，但富氧侧吹炼铅过程在整体能 耗、泡沫渣[14]和烟尘率[1]处理方面仍具有进一步提 高和完善的潜力，且有关其熔池内部熔体流动与 传热传质过程方面的系统性研究仍有待深入。 近年来，随着计算机算力的飞速提升，数值 模拟成为诸多领域中[15−16]不可或缺的重要研究手 段，并在冶金多相体系的研究中得到了广泛应用， 包括对P-S转炉[17−19]、瓦钮科夫炉[20−22]、烟化炉[23−24] 和锰铁脱碳炉[25−26]等冶金炉窑的生产过程解析，但 针对富氧侧吹炉的数值模拟研究较少。LIU等[27]对 不同湍流模型在侧吹熔池数值模拟中的适用性进 行过综合比较与分析，为进一步深入研究奠定了 基础。 为了进一步了解富氧侧吹炉一次风喷吹方式 和喷吹速度对熔池内熔体运动的影响，本文以铅 熔炼富氧侧吹炉为对象，分别针对生产中常见的 “对吹”和“错吹”2 种喷吹方式，在风速 175， 225和275 m/s下开展数值模拟，以分析不同条件 下富氧侧吹炉内熔体的运动特点，从而为富氧侧 吹炉操作制度的优化提供重要参考。 1数值模型的建立与验证 1.1物理模型 铅熔炼富氧侧吹炉的炉体结构大致可以分为 上部的烟气区域、中部的渣相区域以及底部的金 属相区域3个区域，炉体结构简图如图1所示。炉 体全长为9.75 m，高约6.10 m，渣相上部区域熔 池喷吹区域的宽度为2.20 m。在渣相区域的炉体 两侧分别布置有13对一次风口，呈高低交错排布， 其中低风口7对，高风口6对，各风口直径均为 32 mm。同侧相邻两个风口之间相距0.75 m，高风 口距离静止渣液面的浸没深度为0.500 m，低风口 浸没深度为0.625 m。在实际生产过程中，13对风 万方数据 第 2 期祝振宇，等气体喷吹对富氧侧吹炉内两相流动影响的数值模拟 the high nozzle. Meanwhile, the area from free level to 0.25 m below is the strongly agitated area, and increasing the air-flow speed reasonably is not only good for strengthening the movement intensity of slag and the improvement of smelting efficiency, but also will not disturb the metal standstill. Key words oxygen-enriched side-blown furnace; injection mode; injection speed; gas-liquid two-phase flow; numerical simulation 基于瓦钮科夫侧吹炼铅技术，我国冶金企业 联合高等院校及研究院改进研发出富氧侧吹炼铅 工艺[1]。自2010年以来，多家小型冶炼企业应用富 氧侧吹氧化熔炼−氧气侧吹还原熔炼工艺后，企业 多项技术经济指标都取得了显著提高。 富氧侧吹炼铅工艺具有工艺流程与备料工序 简单、原料适应性强、炉床能力与一次出铅率高、 投资和生产成本低以及炉子寿命长等特点[2]。研究 表明，富氧侧吹炼铅工艺的铅回收率比富氧底吹 炼铅工艺的铅回收率高1.38[3]。近年来，富氧侧 吹熔炼工艺也逐步拓展应用至铋、锑及工业废料 冶炼生产中[4−5]。 富氧侧吹炼铅工艺在我国的广泛应用使得其 相关的研究工作也得以迅速发展。2007年，在我 国首届熔池熔炼技术及装备专题研讨会上，宾万 达[6]针对我国富氧侧吹炼铅技术的大型工业化应 用，提出了2个亟需解决的问题，即氧化区和还原 区的连接问题以及铅渣还原过程中如何实现“焦 层过滤”的问题。这些问题成为后续研究的重点 方向。张立等[7]对高铅渣的还原过程进行了分析， 认为尽管熔池内部熔体搅拌剧烈，但新生的铅液 滴在相互碰撞后聚合长大并沉降到喷枪以下的安 静区域，因此在铅还原炉中不需要额外设置铅渣 分离区。李允斌[8]指出在富氧侧吹炉氧化段炉体采 用铜水套虽然造成了熔炼过程需要补热的局面， 但是这一措施对于喷枪和壁面耐火材料起到了良 好的保护作用。白桦等[9−11]对氧气侧吹技术在铅锌 共生氧化矿上的应用进行了研究，实现了冶炼废 渣的无害化处理。祁栋等[12]对富氧侧吹炉处理废旧 电池铅泥过程进行了初步的评述，认为在熔池内 部产生剧烈搅拌的情况下，富氧侧吹炉内的气液 固相间反应极快，炉床能力比其他炉型的高，适 合用于处理废旧电池铅泥等。赵娜等[13]通过分析富 氧侧吹氧化炉的电除尘设备运行数据，认为氧化 炉出口烟气量、含尘浓度和硫酸浓度等波动较小， 炉子整体运行稳定。经过多年的研究，富氧侧吹 炼铅技术在废旧材料和低品位精矿处理方面表现 出巨大应用潜力，但富氧侧吹炼铅过程在整体能 耗、泡沫渣[14]和烟尘率[1]处理方面仍具有进一步提 高和完善的潜力，且有关其熔池内部熔体流动与 传热传质过程方面的系统性研究仍有待深入。 近年来，随着计算机算力的飞速提升，数值 模拟成为诸多领域中[15−16]不可或缺的重要研究手 段，并在冶金多相体系的研究中得到了广泛应用， 包括对P-S转炉[17−19]、瓦钮科夫炉[20−22]、烟化炉[23−24] 和锰铁脱碳炉[25−26]等冶金炉窑的生产过程解析，但 针对富氧侧吹炉的数值模拟研究较少。LIU等[27]对 不同湍流模型在侧吹熔池数值模拟中的适用性进 行过综合比较与分析，为进一步深入研究奠定了 基础。 为了进一步了解富氧侧吹炉一次风喷吹方式 和喷吹速度对熔池内熔体运动的影响，本文以铅 熔炼富氧侧吹炉为对象，分别针对生产中常见的 “对吹”和“错吹”2 种喷吹方式，在风速 175， 225和275 m/s下开展数值模拟，以分析不同条件 下富氧侧吹炉内熔体的运动特点，从而为富氧侧 吹炉操作制度的优化提供重要参考。 1数值模型的建立与验证 1.1物理模型 铅熔炼富氧侧吹炉的炉体结构大致可以分为 上部的烟气区域、中部的渣相区域以及底部的金 属相区域3个区域，炉体结构简图如图1所示。炉 体全长为9.75 m，高约6.10 m，渣相上部区域熔 池喷吹区域的宽度为2.20 m。在渣相区域的炉体 两侧分别布置有13对一次风口，呈高低交错排布， 其中低风口7对，高风口6对，各风口直径均为 32 mm。同侧相邻两个风口之间相距0.75 m，高风 口距离静止渣液面的浸没深度为0.500 m，低风口 浸没深度为0.625 m。在实际生产过程中，13对风 399 万方数据 a b 7 5 0 7 ‘％2 5 Z 二 o n 一 ∞ 22 0 0 y z Lx { c 第 53 卷中南大学学报自然科学版 口仅需要使用一半数量的风口即可满足生产需要， 因此，在生产操作中采用的主要喷吹方式有对吹 和错吹2种。 为提高计算效率，仿真计算中根据富氧侧吹 炉一次风口的分布规律选取部分炉体作为数值求 解区域。鉴于炉体两侧的高低风口呈对称交错分 布，建模时选取高、低风口各2组构建几何模型， 如图2a所示，其具体结构与尺寸如图2b所示。 在此部分炉体区域中，由于炉内渣液面以下区域 的两相流动过程为研究核心，且不关注顶部烟气 流动，因此，将烟气挡板简化省略。另外，采用 混合网格对计算域分区进行网格划分，其中熔池 内部和上部气相空间采用六面体网格，炉体中部 使用四面体网格逐渐过渡如图2c所示。鉴于风 口附近气体流速快、流动相对复杂的特点，对此 区域内的网格进行局部加密处理。 1.2数学模型 富氧侧吹炉内两相流动过程的数值模拟涉及 流动、传热和传质等过程，在对其进行多物理场 耦合模拟时不仅需要考虑多相流模型和湍流模型 的正确选择，还需要考虑气流的热胀性等因素对 两相流动状态的影响。富氧侧吹炉内的流体介质 包括气相、渣相和金属相3种，由于本研究的重点 为一次风口处的渣相区域，故在数值模拟中将金 属相和渣相均视为熔体相而予以简化。根据课题 组前期对富氧侧吹炉内熔体流动的数值模拟研 究[27−28]，选取Mixture多相流模型和Realizable k−ε 湍流模型对侧吹炉内两相流动过程开展数值模拟， 相间曳力模型与滑移速度则分别采用常见的 Schiller-Naumann与Manninen模型[29]，相关数值模 型的可行性验证可参见文献[27−28]。另外，本数 值模拟采用非稳态的计算方式，在保证库朗数合 理的条件下，将计算的时间步长设置为0.1 ms。 数值模拟中求解的守恒方程组如下。 1 连续性方程 ∂ ∂t ρm ∇ ⋅ρmvm 01 式中，vm为混合相平均速度，m/s；ρm为混合相密 度，kg/m3；t为时间，s。 2 动量方程 ∂ ∂t ρmvm ∇ ⋅ρmvmvm -∇p ∇ ⋅[ ] μm∇vm ∇vT m ρmg F ∇ ⋅ ∑ k 1 n αkρkvdr,kvdr,k2 式中p为绝对压力，Pa；μm为混合相的动力黏 度，Pas；F为体积力，N；g为重力加速度，m/s2； vdr,k为任意相k的漂移速度，vdr,k vk- vm。 图 1富氧侧吹炉炉体结构示意图 Fig. 1Schematic of oxygen-enriched side-blown furnace 数据单位mm。 a 整体结构图；b 结构尺寸示意图；c 全局网格划分 图2数值模拟物理模型与网格划分 Fig. 2Geometry and mesh for simulation 400 万方数据 第 2 期祝振宇，等气体喷吹对富氧侧吹炉内两相流动影响的数值模拟 3 能量方程 ∂ ∂t∑ k 1 n αkρkEk ∇ ⋅∑ k 1 n [] αkvkρkEk p ∇ ⋅keff∇T SE3 式中αk为第k相的体积分数；Ek为热焓；keff为有 效导热系数；T为温度；SE为源项；vk和ρk为第k 相的速度和密度；n为相的个数。 1.3边界条件与物性参数 计算域内包括3类边界质量流量入口、压力 出口和壁面，分别对应图2a中一次风入口深色 面、计算域顶部红色面和其余各浅色面，各边界 上的参数设置如表1所示。需要说明的是，由于采 用结构化网格和非结构网格相混合、分区划分网 格的形式，且一次风口呈高低交错排布，若按照 惯常方法将计算区域前后端墙设置为周期性边界， 则会降低网格质量，因此，仿真计算区域中将此 两侧端墙设置为壁面边界，区域内虽然包括了4组 风口，但仅以中间的2组风口所在的区域即风口 所在中部的1.5 m炉长区域内作为数据提取和分析 区域，以减小壁面边界条件对气液两相流动的影 响。此外，质量流量入口处的湍流强度根据常温 下的一次风速及风口水力直径计算得到，入口一 次风气流中氧气与空气的质量比为5꞉1，但本数值 模拟中暂不考虑气液两相间的化学反应；同时， 由于压力出口位于富氧侧吹炉竖直烟道端部，根 据生产中微负压操作参数，将其设置为−10 Pa。 仿真计算时所使用的气相和熔体相物性参数 如表2所示，熔体相的物性参数设置为高铅渣的相 关数值，其中高铅渣的密度和比热容按照其化学 组成计算，高温下高铅渣的黏度采用文献[30]中的 数据。同时，考虑到气液两相间巨大的温度差可 能对气体密度以及两相流动过程的影响，将气体 设置为不可压缩理想气体，其密度仅随温度变化。 在数值模拟的初始条件下，熔体相的温度为 1 473.15 K，一次风入口气流的温度为300 K。 1.4模型验证 为验证网格尺寸和数学模型的合理性和准确 性，采用如图2所示的分区划分网格的方式，在熔 体区域分别采用3种不同尺寸的网格，获取3套不 同的网格体系以开展网格独立性检验，如表3所 示。计算过程中，3套网格均采用相同的数学模型 和边界条件，硬件配置为4块Intel Xeon Gold 6248 处理器，共计80核心，计算时长如表3所示。为 验证模型的准确性，参考已有文献[31−32]中的气− 液两相系侧吹实验，并计算速度基本消失的无因 次距离x′ x′ x/d04 式中x′为无因次距离；x为一次风口轴线上某一 点至风口处距离，m；d0为一次风口的直径，m。 气−液两相系侧吹过程中，速度基本消失时的 无因次距离x′为1020[31−32]。由表3可知，网格1的 无因次距离仅为8.98，而采用网格2和网格3的无 因次距离与文献[31−32]接近，且符合实验所得结 论。因此，综合考虑计算时长等因素，后续计算 均采用网格2尺寸开展计算，如图2c所示。 表1数值求解边界条件 Table 1Boundary conditions for simulation 参数 质量流量/ kgs−1 压力/Pa 温度/K 湍流强度/ 水力直径/mm 质量流量入口 0.170，0.218， 0.266 0 300 2.98，2.89，2.82 32 压力出口 −10 1 473.15 5 729 壁面 1 473.15 表2气相与熔体相物性参数 Table 2Physical properties of gaseous and melt phases 参数 密度/kgm−3 比热容/Jkg−1K−1 动力黏性系数/Pas 气相 不可压缩理想气体 1 006.43 1.7910−5 熔体相 4 487 443 0.605 表3网格独立性检验 Table 3Mesh independence study 网格类别 网格1 网格2 网格3 网格尺 寸/m 0.05 0.03 0.02 网格数量/ 万个 28.2 77.5 101.8 计算时 长/h 63 148 192 无因次距 离x′ 8.98 11.75 12.44 401 万方数据 a ■ 时间∥s l_∞自一＼雠趔零牛凶肇垫 第 53 卷中南大学学报自然科学版 2数值模拟的工况设置与结果分析 富氧侧吹炉内一次风的喷吹方式和风速是影 响熔池内两相流动过程的重要因素，也是炉体操 作制度优化的重要方向。为了研究不同喷吹方式 和喷吹速度条件下熔体的运动特点，在对吹和错 吹2种喷吹方式下，进行风速分别为175，225和 275 m/s的数值模拟。 2.1不同喷吹方式对熔体运动的影响 2.1.1工况参数设置 一次风口作业方案示意图如图3所示，其中， L1，L2，L3，L4，R1，R2，R3和R4分别为富氧 侧吹炉切片中的8个一次风口。错吹与对吹工况开 启的风口位置及编号如红色箭头所示。错吹与对 吹工况参数设置如表4所示。 2.1.2数值模拟结果分析 由于仿真采用非稳态的计算方式，因此需要 首先确定熔池内部两相流动由开始喷吹到进入相 对稳定状态所需要的时间。为此，选取如图4a所 示熔体相静止时所占灰色区域，计算熔体区域的 平均速度 v ˉ ∑ i 1 m vi m 5 式中m为某空间区域内的网格节点数；vi为该区 域内网格节点i处的速度，ms−1； v ˉ 为该区域内的 平均速度，ms−1。 熔体区平均速度随时间的变化曲线，如图4b 所示。从图4b可见，在喷吹开始的0.75 s内，熔 体区域的平均速度变化较大，而在0.752.50 s内， 2种喷吹方式下熔体区域的平均速度基本稳定在 0.38 m/s左右，波动幅度均小于5，可以认为在 2种喷吹方式下，熔池内部气−液两相运动状态在 此时段内都已基本趋于稳定。 a 错吹工况；b 对吹工况 图3一次风口作业方案示意图 Fig. 3Schematic diagram of opening nozzles 表 4不同喷吹工况下仿真参数设置 Table 4Simulation parameters in different gas injection modes 喷吹方式 错吹 对吹 一次风量/ kgs−1 40.218 40.218 风速/ ms−1 225 225 修正弗劳 德数[28] 46.49 46.49 a 熔体区域示意图；b 熔体区平均速度的变化曲线 图4熔体区域平均速度的变化曲线 Fig. 4Changes of average velocity of melt zone 402 万方数据 高度H ／m炉宽W ／m 一『S．Ⅲ＼螂趔露降器肇垫一丁∞自一＼赵蝌露牛娶耸鎏 第 2 期祝振宇，等气体喷吹对富氧侧吹炉内两相流动影响的数值模拟 为深入了解熔池内不同高度位置处熔体相的 速度和相体积分数等信息，取若干位置截面如图 5a所示，其中，炉内熔体区域阶梯处中部位置为 坐标原点O，H为炉高方向，W为炉宽方向，计 算不同高度截面上熔体相体积分数平均值，结果 如图5b所示。从图5可以看出，对吹工况条件下 的熔体相体积分数沿炉体高度方向上的变化规律 与错吹工况下的结果相似。但是在对吹工况条件 下，渣液面高度以下的熔体相体积分数普遍低于 错吹工况的熔体相体积分数，而在渣液面高度以 上位置处，其熔体相体积分数则相对高于错吹工 况的熔体相体积分数，这说明在对吹工况条件下， 静止液面以上区域内受一次风带动而翻卷起来的 熔体较多，由此推测当采用2组低风口对吹时，冲 击至熔体中的2股一次风气流能够使熔体翻卷的程 度更高。 图6所示为t2 s时对吹和错吹工况下不同炉 体高度和宽度位置处熔体相的平均速度面平均速 度的变化曲线。从图6可知，无论是沿炉高方向 还是炉宽方向，对吹工况下的熔体相平均速度均 高于错吹工况下的结果。特别是从图6b可以看 到，当采用4个低风口对吹时，靠近风口位置处 炉宽W0.75 m的熔体相平均速度较为接近，均 约为0.45 m/s，比错吹工况中相同位置处的熔体平 均速度分别约高0.15 m/s和0.25 m/s。这说明采用 低风口对吹时，在一定程度上有助于提高熔池内 熔体的运动速度，结合图5中对吹工况下熔体体积 分数在静止渣液面以上区域更大这一结果，说明 对吹时熔体翻卷的程度更剧烈。而在图6a中，在 H1.467 m位置，对吹工况下的熔体相平均速度有 a 熔池内不同高度位置示意图；b 熔体相体积分数沿炉体高度的变化曲线 图5熔池内不同高度位置及熔体相体积分数沿炉体高度的变化曲线 Fig. 5Schematic of different heights and changes of melt volume fraction along height of furnace a 炉高H方向；b 炉宽W方向 图6t2 s时熔体相平均速度沿炉高和炉宽方向的变化曲线 Fig. 6Changes of melt average velocity along height and width of furnace at t2 s 403 万方数据 a 截面位置 b C 气流入口 第 53 卷中南大学学报自然科学版 所下降，这是因为在该高度位置上，有部分熔体 运动达到其最高点而处在即将回落的状态，其熔 体相速度较低。 图7所示为熔池区域的速度矢量图，其中，图 7a中所示深色截面区域即为矢量图所选截面区 域，图7b和c所示分别为错吹工况和对吹工况下 低风口该截面的速度矢量图。从图7可以看出，即 使在错吹工况下，一次风口上部位置熔体仍会出 现类似于对吹工况下熔体对称翻卷的状态，说明 左侧位置熔体会受到相邻位置处一次风的带动， 出现熔体向熔池中部翻卷的现象；但相较于对吹 工况，错吹工况下熔体的翻卷状态受右侧一次风 影响更大，并略向左偏移。 为了更准确地掌握不同工况下熔体受一次风 带动而获得的速度，分别计算如图5a所示渣液面 高度、低风口高度以及铅液面高度以下空间区域 内的熔体相平均速度，如表5所示。通过对比可以 发现，在任意高度位置以下的空间区域内，对吹 工况中的熔体平均速度均比错吹工况时的高。这 说明在相同的风量条件下，采用4个低位风口对吹 时，气流对熔体流动的影响更大，熔池中熔体的 运动更为剧烈，因而在一定程度上有利于促进熔池 内气、液两相间的交互作用。但同时也必须注意， 熔体受气流影响而获得的运动速度越大，其对炉墙 壁面可能造成的冲刷也更严重，甚至可能对金属铅 的沉降造成影响，因此，在实际生产中选择喷吹方 式时，应当综合考虑多方面因素的影响。 2.2不同喷吹速度对熔体运动的影响 2.2.1工况参数设置 为研究不同一次风速对熔池内气液两相流动 的影响，除生产中常用的 225 m/s 的一次风风速 外，还针对一次风速分别为175 m/s和275 m/s时的 工况进行模拟计算。由于错吹为目前生产中常用 的喷吹方式，因此计算中采用上述错吹工况的物 理模型及物性参数条件。在错吹方式下，不同风 速工况参数设置如表6所示。 2.2.2数值模拟结果分析 图8所示为3个工况条件下高风口和低风口中 轴线上的气流贯穿深度随时间的变化曲线。从图8 可以看出，在3个工况下，两风口位置处的气流贯 穿深度随时间变化的规律基本一致在喷吹开始 后的00.5 s内，风口位置处的气流贯穿深度波动 均相对较大，但高风口位置处气流贯穿深度的波 动幅度略小于低风口位置处的结果，这是由于高 风口在熔体中的浸没深度较小，风口上部熔体所 产生的静压也相对较小，气流进入熔池后所产生 的气团溢出熔体表面的时间较短，且体积相对 a 矢量图截面位置示意；b 错吹工况；c 对吹工况 图7熔体区域速度矢量图 Fig. 7Velocity vector in melt zone 表5不同高度以下空间区域内熔体的平均速度 Table 5Melt average velocity under different heights 区域 渣液面高度以下空间 低风口高度以下空间 铅液面高度以下空间 熔体平均速度/ms−1 错吹工况 0.311 6 0.065 1 0.022 3 对吹工况 0.351 4 0.097 7 0.045 1 表6错吹方式下不同风速工况参数设置 Table 6Simulation parameters of different injection speeds 风速/ms−1 175 225 275 一次风量/ kgs−1 40.170 40.218 40.266 修正弗劳德数 28.12 46.49 69.44 404 万方数据 时间f ／s时间，／s Ⅲ／趟隧酞枢烬妒Ⅲ／越蜷酞枢鼹妒 第 2 期祝振宇，等气体喷吹对富氧侧吹炉内两相流动影响的数值模拟 较小。 从图8还可以发现，无论是高风口处还是低风 口处，气流贯穿深度在12 s时均基本稳定在0.4 m 左右。3个工况下12 s内气流贯穿深度的最大值、 最小值及平均值如表7所示。可见无论在高风口 还是在低风口处，气流贯穿深度的最大值、最小 值以及平均值均随一次风速的提升而增大，且低 风口处的气流贯穿深度均大于高风口处的结果。 这说明增大一次风速能够在一定程度上提高气流 的贯穿深度，进而增大富氧空气与熔渣之间的接 触面积，有利于反应的发生。 图9所示为3个工况下不同炉体高度位置截面 上熔体相的平均体积分数的变化曲线。从图9可以 看出，在不同风速的条件下，熔体相体积分数的 变化趋势相似；但在静止液面以下0.25 m范围内， 3个工况的熔体相体积分数均快速下降，这说明该 区域内的大量熔体被气流带动翻卷至静止液面以 上的位置，即受一次风扰动较强烈的区域。另外， 在该强烈扰动区域内，随着风速增加，熔体相体 积分数下降更快，这说明风速由 175 m/s 提升至 275 m/s 时，能够为该区域内的熔体提供更强的 扰动。 图10所示为同风速下熔体区域的速度矢量图 开放右侧低风口。从图10可以发现，在一次风口 上部，即使该截面位置为右侧低风口喷吹，在左 侧仍会出现熔体向熔池中部翻卷的状态，说明左 侧位置熔体会受到相邻位置处一次风的带动，出 表7不同工况下12 s内气流贯穿深度的最大值、 最小 值及平均值 Table 7The maximum, minimum and average values of air penetration depth during 1−2 s 气流贯穿深度/m 位置 高风口处 低风口处 参数 最大值 最小值 平均值 最大值 最小值 平均值 风速/ms−1 175 0.359 0.314 0.350 0.449 0.359 0.404 225 0.449 0.314 0.368 0.539 0.359 0.440 275 0.494 0.404 0.449 0.628 0.404 0.485 图9熔体相体积分数沿炉体高度方向上的变化曲线 Fig. 9Melt volume fraction changing along height of furnace a 低风口；b 高风口 图8不同喷吹速度下气流贯穿深度随时间的变化曲线 Fig. 8Change curves of air penetration depth with time at different injection speeds 405 万方数据 流 口 第 53 卷中南大学学报自然科学版 现熔体向熔池中部翻卷的现象。但是，随着一次 风速不断增大，翻卷至炉体中部的熔体逐渐贴近 左侧炉墙，图中红色箭头所示漩涡也越贴近左侧 炉墙，且当一次风速达到275 m/s时一次风口下部 的涡消失，即风速越高，右侧风口侧熔体受气流 带动向左侧翻卷的程度越剧烈，这说明风速越高， 对熔池内熔体的影响区域越大。 根据图5a中所示不同高度位置，计算3个工 况中不同高度以下空间区域的熔体相平均速度， 结果如图11所示。从图11可以看出，渣液面高度 以下熔体的运动速度最大，低风口高度以下熔体 运动速度其次，说明一次风进入熔池内部后对风 口高度至渣液面高度空间区域的熔体运动影响最 大。在相同高度位置下，熔体的运动速度随着风 速的增大而增大，说明在175 m/s至275 m/s的风速 范围内，增大风速能够提高熔池内熔体运动的剧 烈程度。另外，当风速由175 m/s增大至225 m/s 时，渣液面以下区域的熔体相平均速度变化剧烈， 而铅液面以下区域的熔体相的平均速度变化很小， 说明增大风速对风口上部区域熔体的影响远比对 底部金属相的影响更大，因此，在合理范围内增 大风速，能够提高对一次风口上部熔体的扰动， 从而提高气流和熔体的接触面积，有利于反应的 发生和进行；同时，由于铅液面以下金属相的平 均速度基本稳定不变，因此，风速的提高对于熔 池底部金属相的静置不会产生严重的影响。 3结论 1 在对吹工况下，低风口截面处熔体向熔池 中部翻卷并基本呈对称的状态；在错吹工况下， 因受相邻高风口带动的影响在低风口截面处仍会 出现与对吹时相似的结果。 2 在相同的风量条件下，采用4个低位风口对 吹时气流对熔体的影响更大，能够使熔池中熔体 运动更加剧烈，但熔体的运动速度越大，对炉墙 壁面造成的冲刷蚀损可能更加严重，甚至可能影 响金属铅的沉降过程，在实际生产中选择喷吹方 式时应当综合考虑。 3 不同风速工况下，无论在高风口还是在低 风口处，气流贯穿深度随风速的提升而增大，且 低风口处的气流贯穿深度均大于高风口处的结果。 4 在风速为175275 m/s范围内，一次风对熔 体扰动强烈的区域为静止渣液面至液面以下0.25 m 范围，且增大风速有利于提高熔池上部熔体运动 的剧烈程度，进而提升熔炼效率，且不会对金属 相的静置产生显著影响。 a 175 m/s；b 225 m/s；c 275 m/s 图10熔体区域速度矢量图 Fig. 10Vector in melt zone 图11不同工况下不同高度位置以下空间区域内熔体的 平均速度 Fig. 11Melt average velocity under different heights in different cases 406 万方数据 第 2 期祝振宇，等气体喷吹对富氧侧吹炉内两相流动影响的数值模拟 参考文献 [1]宋光辉, 张乐如. 氧气侧吹直接炼铅新工艺的开发与应用 [J]. 有色金属冶炼部分, 20053 2−5. 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