兩排氧槍角度設置對大型底吹爐流動特性的影響

郭學益，姜保成，王親猛，王松松

(中南大學 冶金與環境學院，湖南 長沙，410083)

中國是目前世界上金屬銅生產量和消費量最大的國家[1-2]，發展具有自主知識產權的銅冶煉技術具有重要意義。氧氣底吹熔池熔煉技術是由中國有色工程設計研究總院與水口山有色金屬集團公司共同研發的現代銅冶煉技術[3]。自2008 年第一臺氧氣底吹銅熔煉爐投產以來，多家冶煉企業采用氧氣底吹熔池熔煉技術進行生產實踐，主要技術經濟指標達到了先進水平[4-6]。在當前冶煉原料種類多、成分差異大，以及節能降碳的新趨勢下[7-8]，氧氣底吹熔池熔煉技術的優勢愈發明顯。據報道[9-10]，常規造锍熔煉技術生產過程中配煤率在1%～3%之間，而氧氣底吹熔煉技術配煤率為0，符合“雙碳”政策的要求，對銅熔煉技術的發展具有重要的引領作用。

大型化是冶金行業降本增效的核心手段[11]，大型底吹爐處理量提高、爐體規模增大，同時供氧需求隨之上漲，給氧槍設置帶來新的挑戰[12-13]。科研工作者針對底吹爐氧槍開展了大量研究，郭學益等[14]討論了對心異側、對心同側、非對心同側3 種不同氧槍槍位布置方式對熔煉效果的影響。戴志海等[15]分析了氧槍噴口、氧槍角度、氣流速度參數對流場波動特性的影響。穆亮照等[16]對大型底吹爐的氧槍數量、熔池深度進行了優化，以此改善熔池攪拌、降低渣含銅。李鵬等[17]提出了基于Betti 數來定量表征底吹氣體振蕩射流強化攪拌效果，通過水模型試驗，提出底吹爐氧槍排布的優化方案。王書曉等[18]對氧槍存在蘑菇頭時底吹爐內的流動狀況進行模擬研究。JIANG 等[19]在底吹爐模型中模擬了羽眼的形成，系統研究了不同操作參數對羽眼尺寸的影響，并提出銅冶煉底吹爐中羽眼尺寸的預測方程。XI等[20]模擬了4種不同放大標準下底吹爐的氣液兩相流特性，認為修正的弗勞德數更適合作為放大標準。大型底吹爐目前設置兩排夾角不同的氧槍，形成“一大一小”的夾角設置方式[21-23]，盡管已對底吹爐模擬進行了大量研究，但兩排氧槍角度設置如何對爐內流動產生影響尚不明確，缺乏相關研究以指導大型底吹爐的設計與應用。

為了進一步了解大型底吹爐內兩排氧槍的傾角和間距對熔體流動特性的影響，本文作者以某冶煉企業大型底吹爐為研究對象，建立大型底吹爐仿真模型，借助ANSYS Fluent 軟件開展數值模擬研究，以分析爐內熔體的運動特征變化，從而為大型氧氣底吹爐設計及應用優化提供參考。

1 數值模型建立與驗證

1.1 物理模型

以國內某企業大型底吹爐為研究對象，其氧槍布置如圖1 所示。該大型底吹爐通過28 支氧槍提供富氧空氣，氧槍成對固定在氧槍底座上。同時，氧槍分為兩排，上排設置為大夾角(24°)、7對(14支)氧槍，下排設置為小夾角(9°)、7對(14支)氧槍，與中小型底吹爐存在較大差距。

圖1 大型底吹爐設備原型Fig. 1 Prototype of large bottom-blown furnace equipment

選擇2個氧槍座(包含1個大夾角槍座和1個小夾角槍座，共4 支氧槍)及相鄰區域作為數值求解區域，建立大型底吹爐局部模型。計算域爐長5 m，爐徑4.7 m(去除耐火磚后)，如圖2(a)所示。氧槍夾度是指在底吹爐的爐徑截面，氧槍中心線與軸向中心線的夾角，分別為小夾角θ1和大夾角θ2，如圖2(b)所示。本研究重點考察兩排氧槍角度設置對爐內流動特性影響，具體的氧槍角度根據實驗條件確定。單個槍座上，2 個氧槍間距為380 mm，2 個氧槍座的間距為1 150 mm。氧槍直徑為60 mm，將其簡化為氧槍與爐體相交的曲面。

圖2 數值模擬幾何模型與網格劃分Fig. 2 Numerical simulation geometric model and mesh division

此外，采用Fluent Meshing 設置各部分尺寸控制條件，鑒于氧槍附近流速大、流動相對復雜的特征，對氧槍所在區域利用Body of influence 方法進行局部加密，生成面網格，如圖2(c)所示。為適當縮減計算消耗，采用Ploy-Hexcore方法生成體網格，網格模型內部情況如圖2(d)所示。對計算域劃分不同尺寸網格以進行網格無關性驗證，網格數目分別為793 783、816 281 和1 015 140 個。網格數目對熔體速度的影響如圖2(e)所示。結果表明，當網格數目大于793 783個時，熔體平均速度幾乎不隨著網格數目的增加而出現較大波動。因此，模型網格數量最終為81 萬個，網格最大扭曲率為0.77，能夠較好地滿足計算要求。

1.2 數學模型

基本假設如下：

1) 重點研究大型底吹爐內氣-锍-渣之間相互作用，忽略加料、放渣和放銅等過程；

2) 不考慮化學反應及其熱量變化對各物相性質的影響；

3) 爐內流體設置氣相、渣相、锍相，其物性參數不隨時間、空間變化。

1.2.1 多相流方程

采用VOF多相流模型模擬大型底吹爐內空氣、銅渣、銅锍三相流動。αq=0表示單元中不含第q相流體；αq=1表示單元中全部為第q相流體；0＜αq＜1表示單元中包含第q相流體和其他流體之間的界面。

通過求解多個相體積分數連續性方程，來追蹤各相之間的界面。該方程具有以下形式：

式中：ρq為第q相的密度，kg/m3；vq為第q相的速度，m/s；為從第q相向第p相的傳質，kg；為從第p相向第q相的傳質，kg；Sαq為質量源項。

初相的體積分數根據以下約束條件計算：

式中：αg、αm、αs分別為計算單元中氣相、銅锍相、銅渣相的體積分數。

VOF模型在整個計算域內求解單個動量方程，所得到的速度場在各相之間共用。動量方程與密度ρ、黏度μ和體積分數α相關，如式(3)～(5)所示：

式中：v為速度，m/s；νT為速度轉置矩陣；g為重力加速度，m/s2；F為體積力，N；Δp為壓力差，Pa。

能量方程也在各相之間共用，如式(6)所示：

式中：E為能量，J；p為壓力，Pa；T為溫度，℃；keff為有效導熱系數；Sh為能量方程源項。

1.2.2 湍流方程

采用Realizablek-ε湍流模型進行模擬，分別見式(7)和式(8)。

式中：k為湍動能，m2/s2；ε為湍流耗散率，%；Gk為平均速度梯度產生的湍動能，kg/(m·s3)；YM為浮力影響產生的湍動能，kg/(m·s3)；Gb為可壓速湍流脈動膨脹對總耗散率的影響，kg/(m·s3)；μt為湍流黏度，Pa·s。湍流模型中的常數C1ε=1.44，C2=1.9，σk=1.0，σε=1.2。

1.3 邊界條件及物性參數

模型中，以爐頂部的煙氣出口為壓力出口，根據生產實際情況，出口為微負壓狀態(-20 Pa)；計算域內其他表面設置為標準壁面；簡化的氧槍面設為質量流量入口，其流量根據實際生產工況由式(9)換算得到，即每個氧槍面流量為0.65 kg/s。

式中：Q為噴吹流量，m3/h；A為氧槍截面積，m2。

根據已有研究和生產實際情況[24-25]，模擬時所使用的氣相、銅锍相和銅渣相物性參數如表1 所示。用patch 功能對熔體區域進行局部初始化，完成爐內銅锍、銅渣和空氣的設置。結合生產實際情況，銅锍厚度設置為1 300 mm、渣層厚度為800 mm。

表1 氣相、銅锍相和銅渣相的物性參數Table 1 Physical parameters of gas phase, copper matte phase and copper slag phase

1.4 求解策略

采用PISO 算法利用瞬態求解器進行數值求解，動量方程與能量方程的離散方式使用二階差分格式，亞松弛因子保持默認值。時間步長為0.001 s，求解的時間步數為5 000 步，計算時間為5 s。

由于模擬采用瞬態計算方式，因此需要確定大型底吹爐內熔體從開始擾動到動態平衡(即“準穩態”)狀態所需的時間。模擬過程中，提取出熔池內的熔體(包含銅渣和銅锍)區域如圖3(a)所示，計算該區域的平均速度。

圖3 熔體區及其速度變化情況Fig. 3 Melt zone and its velocity change

圖3(b)所示為不同工況下熔體區平均速度隨時間的變化情況，其中，工況1和工況2中，氧槍夾角組合分別為0°&15°和3°&8°。可以看出，剛開始噴吹時，熔體速度呈現出急劇增大的趨勢，當增長到峰值后會有一定程度的回落；1.9 s后，2個工況下的熔體區平均速度存在一定波動，但都趨于穩定，因此，認為已經進入底吹氣體對熔體攪拌的“準穩態”階段。

1.5 模型驗證

模型驗證通常是針對所建立數學模型的驗證。在早期的研究[26-27]中，VOF模型和k-ε湍流模型已經得到廣泛的討論和驗證，模擬結果與實驗結果相對誤差小于5%，可以很好地重構底吹氣體在熔池內的運動情況。此外，本研究中模擬的氣體運動特性，與SHUI 等[28]的人水模型實驗結果一致，底吹氣體在熔池內形成氣泡柱，進而擾動熔池，如圖4 所示。因此，可認為所建立的模型合理可靠。

2 結果與討論

大型底吹爐在兩排氧槍設置時，兩排氧槍的傾角和間距是影響熔池內多相流動的重要因素，也是大型底吹爐熔煉過程優化的重要方向。為了研究兩排氧槍的傾角和間距對熔體流動特性的影響，固定兩排氧槍夾角間距為15°進行不同傾角的數值模擬，固定小夾角氧槍為9°進行不同夾角間距的數值模擬，以此分析爐內熔體流動狀況的變化情況。

2.1 不同氧槍傾角對熔體流動的影響

2.1.1 工況參數設置

在研究氧槍傾角時，固定兩排氧槍夾角間距為15°，兩排氧槍分別設置12°&27°、9°&24°、6°&21°、3°&18°、0°&15°共5 個組合，通過轉動爐體來調整氧槍傾角，不同氧槍傾角設置方案示意圖如圖5所示。

2.1.2 氣體運動特征

圖6所示為t=4.6 s時不同氧槍傾角下爐內氣相體積分數等于0.9的等值面，反映了底吹氣體在爐內的運動情況。從圖6(a)可知，底吹氣體在熔池內形成4個氣泡柱，對爐內的熔體進行攪拌。在相同氧槍夾角下，氣體上浮軌跡基本相同，對熔池的擾動作用也相同。但不同氧槍夾角下，氣體上浮軌跡在爐內空間分布有較大差異，對熔體的擾動也會有所不同。因此，調整氧槍夾角對熔體流動將產生重要影響。同時可以看出，不同氧槍傾角對氣體運動路徑的改變可從爐徑方向重點分析。從圖6(b)～(f)可知，隨著兩排氧槍傾角的增大，氣泡形態上未發生較大變化，但上浮過程中氣泡運動方向開始出現擺動，熔池內部增加了一定程度的波動。同時需要注意，氣泡上浮路徑開始向爐壁一側偏移，這會導致核心反應區也隨之發生改變，熔煉反應和溫度中心發生偏移。

圖6 不同氧槍傾角下爐內氣相等值面分布情況(t=4.6 s)Fig. 6 Distribution of gas equivalence plane in furnace under different oxygen lance inclination angles(t=4.6 s)

2.1.3 熔池內速度及氣含率分布情況

為了深入分析熔池內不同空間位置熔體相的速度和熔池氣含率分布情況，在爐內設置若干截面作為監測面，如圖7所示，其中，坐標原點O位于計算域中心。t=4.6 s時各監測面計算結果分別如圖8和圖9所示。

圖7 熔池內部監測面設置情況Fig. 7 Setting of monitoring surface inside the molten pool

圖8 不同氧槍傾角下爐長方向熔池狀況分析Fig. 8 Analysis of molten pool condition in the direction of furnace length at different oxygen lance inclination angles

圖9 不同氧槍傾角下爐徑方向熔池狀況分析Fig. 9 Analysis of molten pool condition in the direction of furnace diameter at different oxygen lance inclination angles

根據數據分布規律，在熔池內部可劃分出核心攪拌區和高氣含區。從圖8(a)可以看出，當氧槍角度組合由0°&15°轉變到12°&27°(即氧槍傾角增大)時，核心攪拌區速度峰值降低約0.2 m/s，區域內速度變得比較接近，速度峰谷不再明顯。說明對該區域內的熔體攪拌能力有所下降，冶煉反應動力被削弱。從圖8(b)可以看出，隨著氧槍傾角增大，熔池內高氣含區的范圍有一定程度增加，讓熔池內更多的熔體參與到熔煉反應中。

從圖9(a)可以看出，隨著氧槍傾角增大，核心攪拌區出現非常明顯的偏移，使氧槍所在一側熔體受到更強烈的攪拌。從圖9(b)可以看出，隨著氧槍傾角增大，熔池內氣相分布由“中間高兩端低”轉變為“氧槍一側高”的形式，同時還呈現出氣相向爐壁一側擠壓的狀態，熔池內氣相分布呈現出嚴重的不對稱，也會造成熔煉反應在爐內的不對稱分布。此外，在低氣含區出現少部分氣含率偏高的情況(圖中橢圓區域)，主要是熔體噴濺后回落至熔池內，使一部分氣體進入熔池區域造成的。

2.1.4 熔體噴濺情況

為了分析熔體在爐內的噴濺情況，在熔池上方設置19個監測面，如圖10所示。由于熔體噴濺主要由銅锍組成，因此將各截面的銅锍相體積分數提取出來并繪制于圖11中。

圖10 熔池上方監測面設置情況Fig. 10 Setting of monitoring surface above molten pool

圖11 所示為t=4.6 s 時不同氧槍傾角下熔池上方銅锍相體積分數分布情況。從圖11 可知，不同氧槍傾角下都存在熔體噴濺，但噴濺程度有所不同。0°&15°氧槍角度組合時，熔體噴濺量程度較輕，對爐襯傷害較小；12°&27°氧槍角度組合時，熔體噴濺最為強烈，噴濺高度可達Y=1.65 m 的監測面。同時，噴濺的銅锍已經接近爐體頂部，對耐火材料的壽命威脅最大，不利于大型底吹爐的長期運行。

2.2 不同氧槍角度間距對熔體流動的影響

2.2.1 工況參數設置

固定小夾角氧槍為9°，兩排氧槍分別設置9°&24°、9°&21°、9°&18°、9°&15°、9°&12°共5 個組合，通過重排氧槍使氧槍夾角間距分別為15°、12°、9°、6°、3°，不同氧槍角度間距設置方案示意圖如圖12所示。

圖12 不同氧槍角度間距設置方案示意圖(爐底視圖)Fig. 12 Schematic diagram of different oxygen lance angle spacing setting schemes(furnace bottom view)

2.2.2 氣體運動特征

圖13 所示為t=4.6 s 時不同氧槍角度間距下爐內氣相體積分數等于0.9 的等值面。由圖13 可知，從爐徑方向來看，隨著兩排氧槍角度間距的增大，2個不同夾角氧槍產生的氣泡柱開始分離，大夾角的氧槍噴吹氣體路徑向爐壁一側轉移，氣泡上浮路徑存在一定的錯位空間，這將導致氣體對熔體擾動的中心和范圍發生改變。另外，角度間距較小時，2個不同夾角氧槍產生的氣泡形態具有較高的相似性，因此對熔池產生的擾動作用也較為一致，并且擾動范圍會存在一定程度的重疊。

圖13 不同角度間距下爐內氣相等值面分布情況(t=4.6 s)Fig. 13 Distribution of equal value surface of gas in furnace at different angle spacings(t=4.6 s)

2.2.3 熔池內速度及氣含率分布情況

圖14 所示為t=4.6 s 時不同角度間距下熔池內的熔體相平均速度和氣含率爐長方向的分布情況。從圖14(a)可以看出，不同角度間距下，爐長方向底吹氣體形成的核心攪拌區范圍基本一致，傳遞給熔體的速度也比較相似，速度最高峰值在0.82～1.30 m/s之間。從圖14(b)可以看出，熔池的氣含率呈現出“中間高、兩端低”的分布形態，角度間距較小(9°&12°組合)或角度間距較大(9°&24°組合)時，高氣含區范圍會有所減小，其他角度間距下則保持一個較寬的范圍，氣體在熔池內部得到較好的分散。

圖14 不同角度間距下爐長方向熔池狀況分析Fig. 14 Analysis of molten pool condition in the direction of furnace length under different angle spacings

圖15 所示為t=4.6 s 時不同角度間距下熔池內的熔體相平均速度和氣含率爐徑方向的分布情況。從圖15(a)可以看出，隨著角度間距增大，核心攪拌區的速度峰由尖銳逐漸變得平緩，最終分裂為2個峰。對于熔池內部就意味著氣動攪拌模式由共同攪拌轉變為2個獨立的攪拌源進行攪拌，攪拌范圍進一步擴大。從圖15(b)可以看出，隨著角度間距增大，氣含率峰也呈現出減弱并分裂的趨勢。角度間距為12°(9°&21°組合)時，氣相在熔池內分布范圍最廣，有較多空間區域的氣含率大于9%，極大增加了氣液接觸面積，有利于熔煉反應的發生。

圖15 不同角度間距下爐徑方向熔池狀況分析Fig. 15 Analysis of molten pool condition in the direction of furnace diameter under different angle spacings

2.2.4 熔體噴濺情況

圖16 所示為t=4.6 s 時不同角度間距下熔池上方銅锍相體積分數分布情況。從圖16 可知，隨著角度間距增大，銅锍噴濺的高度呈現出增大的趨勢，噴濺更加劇烈。但是噴濺的銅锍距離爐壁較遠，僅在爐膛內運動，對耐火材料的侵蝕較輕，尚處于可接受范圍。

圖16 不同角度間距下熔池上方銅锍相體積分數分布情況Fig. 16 Volume fraction distribution of copper matte phase above the molten pool at different angle spacings

2.3 優化措施分析

隨著氧槍傾角增大，底吹爐內核心反應區會向氧槍所在一側偏移，然而底吹爐物料落在熔池中心區域會被推向低氣含區，導致入爐物料反應不充分，造成嚴重金屬損失。此外，核心反應區向爐壁偏移，使溫度中心隨之改變，爐內溫度分布不均，熔體沖刷與局部高溫共同作用下會加劇爐襯損傷，縮短爐體壽命。

隨著角度間距增大，氣動攪拌內部的產生模式發生改變，底吹攪拌源會分散為兩個獨立攪拌源。將避免攪拌范圍的過度重疊，使氣體攪拌作用逐漸分散，入爐物料也將獲得更充分的攪拌，熔煉反應環境得到提升。

在調控兩排氧槍的傾角和間距時，0°&15°與9°&21°的氧槍夾角組合表現出一定優勢。9°&21°的氧槍夾角組合優勢主要表現在熔池氣含率方面，氣含率大于9%的范圍較寬，增加了氣體和熔體的接觸面積，但也存在一些不足。一是攪拌強度略低，速度峰最大值僅為0.88 m/s；二是攪拌范圍有限，爐徑方向核心攪拌區寬度僅為1.2 m。總體而言，0°&15°的氧槍夾角組合具有更強的擾動能力，速度峰最大值為1.76 m/s，爐徑方向核心攪拌區寬度為1.6 m。并且入爐物料落到熔池中心后，該工況下與入爐物料承接比較充分，核心攪拌區與物料落點匹配度高，攪拌更具針對性。此外，采用0°&15°的氧槍夾角組合時，調整措施也容易實施，不必進行較大改造，在現有設備上通過旋轉爐體即可實現，是一個適宜的角度。

3 結論

1) 氧槍傾角主要對核心攪拌區的空間位置產生“偏移”作用。隨著氧槍傾角增大，會加劇大型底吹爐熔池狀況的不對稱性，速度和氣含率分布往爐壁一側偏移，使相關指標局部增高，同時帶來更多的惡性噴濺。

2) 角度間距主要對核心攪拌區的擾動狀態產生“分散”作用。隨著角度間距增大，氣動攪拌內部的產生模式發生改變，分散為兩個獨立的攪拌源，攪拌范圍重疊減小，但熔體噴濺有一定程度增強。

3) 0°&15°的氧槍角度組合可獲得較強的熔池攪拌，并且氣體在熔池的擴散范圍較大，有利于提升熔煉效率。