多噴槍頂吹銅冶煉爐多相流數值模擬

中圖分類號：TF811 文獻標志碼：A 文章編號：1004-4345（2025）03-0011-06

Abstract The paperdiscuses theflow behaviourof thegas-slag-metalthree-phasefluid insidethe multi-lance top blown coppersmeltingfuacetooptimizethestructuraldesignandprocesscondions.Foratopblownfuaceequippedwith15lanes，the VOF multiphase flow model coupled with a standard k-ε turbulence model was used to numerically simulate the flow characteristics， phasedistribution，andphaseintefacebehaviorofthemoltenbathundertheconditionofblowingoxygen-enrichedgasathighpeed. The studyresultsshowthat themulti-lancejet-drivenmeltfuctuatesreciprocallybetwee thefeedendandflueend.Theaveragegas jet velocity is 250～400m/s ，which can penetrate the slag layer and disturb the metal phase，causing melt splashing.The splashing rangereachesdynamicequlibrumovertimeandremainsprimarilyconcentratedinthevicinityoftelances.Thedecreaseingasflow ratesignificantlyreducestheoutletvelocityoftheance，penetrationdepthofthemelt，andoverallflowvelocitysuppresgte intensityandamplitudeof melt fluctuations.Increasingthedistancebetween thelanceandthemelt surfacecanreducetheoutlet presureofthelnce，deceasethemplitudeofpresurefluctuations，andslightlyincreasethegasflowate，whichelpstoalevate local splashing.

Keywordstop-blown furnace; VOF multiphase flow model; numerical simulation; copper smelting; gas flow rate

頂吹爐是銅冶煉技術的主要設備之一[1-3]。傳統頂吹爐銅冶煉技術主要采用單噴槍或者少個（一般6＼～10個）噴槍頂吹爐冶煉設備結構。隨著國家“雙碳”目標的提出，對銅冶煉效率提出了更高的要求，多噴槍頂吹熔煉爐通過在爐頂設置多個噴槍入口，可提高熔池反應效率，進而提升生產效率并達到節能的效果。然而，多噴槍的設置會顯著改變爐內氣體和熔體的流動形態、相分布及相界面特征，這些參數及其動態變化對冶煉爐設計改進、生產運行和工藝優化等具有重要影響。因此，獲取多噴槍頂吹銅冶煉爐內部流動信息非常重要。由于爐內高溫反應環境限制，現有技術無法實現流場及相界面的實時分布式測試，也難以安裝內窺鏡設備進行觀察。在此前提條件下，數值模擬作為常用技術手段，可有效解析冶煉爐內部流體動力學行為。例如萬章豪等采用CFD計算方法對頂吹浸沒熔煉爐中氣一渣—銅毓多相攪拌特性進行了研究，揭示了氣泡行為與熔體攪動及流速的關聯規律；彭軍等5采用數值模擬對銅頂吹爐內的多相流進行了單因素影響分析，確立了適宜的設計和工藝參數。

本文針對一種配置15個噴槍的頂吹銅冶煉爐，采用VOF多相流數值模擬方法，對其內部高速氣體攪動爐渣和金屬銅的行為進行研究，探究氣體流量、噴槍與熔體距離等工藝參數對爐內流體流動及分布的影響規律。研究結果可為該類多噴槍頂吹爐結構設計、工藝優化提供理論依據。

1模型描述

1.1物理模型

本文研究的多噴槍頂吹爐體整體尺寸約為16.98m×7.50m×20.50m 爐體從下到上分別是金屬區域、爐渣區域和氣體區域，其中初始的金屬區域高度為 0.85m. 爐渣區域高度為 0.35m ，模型右邊設置有1個 4.00m×3.40m×1.65m 的煙道。爐體設置有15個用于氣體噴入的圓柱形噴槍，噴槍從上到下直徑逐漸減小，其內徑分別為 150mm，105mm 和64mm ，由于本仿真主要針對爐子內部流體的行為，故不考慮噴槍的壁厚。爐體煙道上部側面設置有1個氣體出口，其尺寸為 3.4m×4.6m 。具體結構示意如圖1所示。

1.2數學模型

針對頂吹熔煉爐多相湍流過程的模擬需求，本研究采用VOF多相流模型與標準 k-ε 湍流模型耦合求解。

1）VOF多相流模型：頂吹熔煉爐內部流體流動是典型的氣一液一熔渣三相湍流過程。在計算流體力學框架下，多相流模型計算主要分為歐拉一拉格朗日法和歐拉一歐拉法兩類。本文采用歐拉一歐拉法體系中的流體體積模型（VOF模型）。該選擇是基于以下考慮：頂吹爐內部多相流流動呈現明確的分層/自由面流動特征，而VOF模型作為多種流體界面跟蹤方法，模型中不同的流體相之間共同應用著一組動量方程，通過記錄流場中包含的每個計算單元內各流體相所占據的體積分數，可精確地計算出相界面演化過程。因此，VOF模型是最合適的流動模型。

2）湍流模型：頂吹爐底部噴槍射出的高速氣流進入爐內熔體，使得爐內各相流體介質之間發生動量與能量傳遞及波動。這種數量級的波動會產生湍流。因此，需要采用標準 k-ε 湍流模型來模擬爐內的湍流過程。該模型通過求解湍動能 （k） 及其耗散率方程，可有效表征爐內湍流特性。

1.3材料屬性及邊界條件

物性參數是仿真模擬輸入的關鍵參數，根據本仿真研究計算的三相流模擬場景及對象，所涉及的材料主要有爐渣、金屬銅和空氣，所涉及的材料屬性包括密度、黏度和各相之間的界面張力。本仿真研究中所用到的材料及其物性參數如表1所示。仿真工況見表2。

頂吹爐數值模擬的入口、出口以及壁面邊界條件如下。

1）入口條件。噴槍入口設置為速度入口邊界條件，基礎工況下根據噴槍入口實際流量 5500m³/h 和噴槍入口實際面積，計算得到噴槍入口空氣流速為 1.8407kg/s 。其余工況根據表2所列進行換算和計算。

2）出口條件。煙道口的邊界條件設置為壓力出口，出口負壓大小為 -50Pa ，回流湍流強度為 5% 。

3）壁面邊界條件。壁面邊界條件采用固定壁面，認為壁面處流體的流速為0，在近壁面區域采用標準壁面函數。

2結果分析

2.1基礎工況分析

2.1.1熔池相分布及噴濺分析

通過VOF三相流仿真數值模擬，得到熔煉爐內氣體相的體積分數變化界面云圖如圖2所示。

從圖2中可以看出，氣體通過噴槍進入熔煉爐后，隨著時間的推移不斷吹破爐渣層，并吹動金屬層，熔體出現了少量噴濺。在噴槍氣體的高速吹動下，熔體在兩個端部之間呈現往復波動的狀態。為了更清晰地看出爐渣和金屬的運動和噴濺情況，將爐渣和金屬的整體相界面及其變化情況列出如圖3所示。可以看出，在氣體持續噴入的過程中，爐渣首先出現了向上噴濺的情況。隨著氣體噴吹過程向金屬層延伸，金屬層也開始發生了噴濺效應，且噴濺強度與噴濺范圍與時間呈正相關特性。值得注意的是，在14＼～20s時間范圍內，噴濺的變化區域達到動態平衡，不再有繼續擴大的趨勢。該現象的形成機制主要歸因于氣體流速較大、金屬層黏度較小的耦合效應。噴濺空間分布特征表明：熔體噴濺主要集中于噴槍附近區域，但隨著時間延長，也有部分熔體噴濺到接近爐壁的位置。同時也可以發現，當氣體噴入熔體后，熔體表面不斷出現往四周擴散的波紋結構，這種流體力學效應顯著強化了熔體運動，從而提升冶金反應動力學條件。

2.1.2熔池流場分布情況分析

為了更加清晰了解氣體噴入對熔體的攪動情況，對渣相和金屬相中部的流場及流速分布情況進行了統計和分析。爐渣和金屬層中部橫截面的流速分布矢量圖如圖4、圖5所示，20s時整體流速統計如表3所示。

熔體流速呈現出中部較大、兩端（進料端和煙道端）較小的空間分布特征。除噴槍出口附近的氣體區域外，爐渣橫向中部的流速主要分布于 0～0.6m/s 區間，且隨著時間的變化，渣相中較大流速的區域0 0.4～0.8m/s ）不斷發生變化，具體表現為：在2s和8s 時，較大流速區域靠近進料端的位置， 14s 時轉移至爐體中部， 20s 時轉移至靠近煙道端的位置。

金屬層的流速分布及變化趨勢與爐渣層具有相似性，但流速量級明顯小于渣層，大部分處于 0～ 0.4m/s 區間。熔體的流速分布矢量分析揭示熔體存在雙模態流動特性：1）在噴槍附近的熔體由于噴槍的高速氣體吹動，產生噴濺使其往上運動；2）大部分熔體逐漸從中部往爐壁運動，碰到爐壁后分別往進料和煙道兩個端部運動，然后在爐長方向由兩端向爐中間回流，呈現一種徑向一軸向復合流動模式。在靠近爐壁位置的速度矢量在縱向分量較大，說明熔體流向爐壁后并不是垂直沖刷爐壁，而是斜向上沖刷爐壁。同時，在2s和8s時，在第15個噴槍附近熔體出現了向上運動且呈現“隆起\"的狀態。這與前述熔體較大流速區域不斷變化的現象共同印證了熔體在煙道端和進料端往復波動的現象。

由表3可知，在 20s 時整個渣相的最大速度約為 2.128m/s ，平均速度約 0.274m/s ;整個金屬相的最大速度約為 1.788m/s ，平均速度約 0.181m/s 。

2.1.3噴槍壓力變化情況分析

頂吹爐15支噴槍氣體進、出口壓力隨時間的變化情況如圖6所示。

由圖6可知，噴槍入口中心處的壓力值主要集中于 0.38345MPa 附近，與實測值 0.35MPa 基本吻合。由于各噴槍出口氣體擾動形成的熔體狀態存在差異，其反饋至噴槍的壓力值出現一定波動。噴槍出口中心處的壓力處于 28kPa 左右，同樣由于噴槍出口處熔體流動及分布狀況的差異，導致其壓力值隨時間的變化產生一定波動。

2.2工況變化對槽內狀況的影響

2.2.1相分布及噴濺的影響

選擇第20s時刻9種工況下渣相與金屬銅相的分布及噴濺情況進行對比（見圖7），討論工況變化對相分布及噴濺的影響。

如圖7所示，當噴槍出口與熔體表面間距保持不變時，熔體擾動強度及噴濺情況隨氣體流量增大呈顯著增強趨勢；當氣體流量一定時，熔體擾動強度及噴濺情況隨著噴槍出口與熔體表面間距的縮小呈增強趨勢。同時，在低氣體流量下，噴槍出口與熔體表面間距對熔體擾動和噴濺情況影響更明顯，而在高氣體流量下，該距離的影響較小。在實際生產當中，既需要熔體發生擾動，又需要將熔體噴濺控制在一定范圍內。而本文所研究的9種工況熔體的噴濺均未達到爐壁，進而可避免爐壁結疤情況的發生。

2.2.2流速分布影響

選取9種不同工況下噴槍出口處氣體、渣相和金屬銅相平均流速對比，比較結果見圖8。

如圖8所示，在噴槍與熔體表面間距相同的條件下，氣體出口速度隨進氣流量增加呈非線性增長趨勢。在相同進氣流量工況下，噴槍與熔體間距增大導致出口氣體流速顯著提升，該規律符合伯努利原理。流速分析表明：當噴槍與熔體間距固定時，熔體平均流速隨進氣流量增加而顯著提升，導致熔體流動加劇；而在同一進氣流量條件下，噴槍與熔體間距的變化對熔體平均流速并未產生較大影響。

2.2.3噴槍壓力分布影響

選取9種工況下的噴槍進、出口平均壓力進行對比，比較結果見圖9。

如圖9所示，在噴槍距熔體表面距離保持不變情況下，噴槍入口的壓力隨著進氣流量的增加而逐漸增大，而在同一進氣流量條件下，噴槍距熔體表面距離的變化對噴槍進氣口的壓力幾乎沒有影響。噴槍出口處的壓力隨著進氣流量的增加而逐漸增大，在噴槍進氣流量相同時，噴槍出口與熔體表面距離越大，則噴槍出口處的壓力越小，這主要是由于噴槍與熔體表面距離的增大使得氣體進人爐體后能夠有更足夠的空間往四周充分擴散，使氣體更不易產生聚集和擠壓的現象，進而使得其壓力降低。

3 結論

本文基于多噴槍頂吹銅冶煉爐的VOF多相流數值模擬研究，得出以下結論。

1）多噴槍氣體射流對熔體流動特性的影響。在多噴槍富氧頂吹作用下，熔體在進料端和煙道端之間呈現往復“蕩漾\"式流動。不同工藝條件下，噴槍出口處氣體平均流速約為 250～400m/s ，高速氣流可穿透渣層并擾動金屬相，導致熔體發生噴濺。噴濺范圍隨時間的推進達到動態平衡狀態，且主要集中于噴槍鄰近區域，表明氣體動量與熔體黏度的耦合效應主導了流動行為。

2）氣體流量對熔體流動的調控規律。當噴槍與熔體表面間距一定時，進氣流量減少會使噴槍出口處氣體流速降低，熔體被吹入的深度變淺，熔體的整體流動速度明顯降低，熔體往復波動強度和波動幅度也得到了抑制。此規律為通過流量調整優化熔池擾動提供了理論依據。

3）噴槍間距對壓力分布及噴濺的關聯性。當噴槍進氣流量一定時，噴槍與熔體表面間距的增大會導致噴槍出口壓力降低，氣體流速略有提升，壓力的波動幅度減少。該現象符合伯努利原理，表明增大間距可緩解熔體局部噴濺，同時維持熔體有效的流動速度，對平衡反應效率與設備保護具有指導意義。

本研究通過量化不同工藝參數下的流場特性，揭示了多噴槍頂吹爐內三相流動的關鍵機制，為其結構設計與工藝優化提供了理論支撐。

參考文獻

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