高投料量下煉銅閃速爐內(nèi)熔煉過程的數(shù)值模擬

高投料量下煉銅閃速爐內(nèi)熔煉過程的數(shù)值模擬陳卓;王云霄;宋修明;趙榮升;殷術(shù)貴【摘要】AnumericalmodelwasdevelopedandthesimulationwascarriedoutwithFLUENT6.3toinvestigatethedistributionsofmulti-fieldsinthereactionshaftofaflashfurnaceathighloadingrate.Theresultsshowthattheprocessairexpandsquicklyafteritisfedintothefurnaceandformsalargedownwardgascolumninthecentreofthereactionshaft.Greatgradientsarefoundinthegaseoustemperatureandconcentrationdestinationsacrossthemaingascolumn.Moreover,alowtemperatureregionisfoundundertheconcentrateburnerwhileasteadyhightemperatureregionappearsinthelowerpartofthereactionshaft.Thecomputationalsorevealsthatthepoormixingbetweenthegasandtheconcentrateparticlesisthemainreasonaccountingforthedecreasedreactionefficiencyofthesmeltingprocessinthereactionshaftofhighproductivity.%以FLUENT6.3為計算平臺，建立了銅閃速爐熔煉過程數(shù)值模型,并針對高投料量下反應(yīng)塔氣粒兩相變物理場信息分布變化特點展開仿真研究.結(jié)果表明:工藝風(fēng)入爐后迅速膨脹，并在反應(yīng)塔中心形成輪廓明顯的主體氣流柱；主體氣流柱內(nèi)外的溫度和氧濃分布梯度變化較大；局部低溫出現(xiàn)在精礦噴嘴下方,而高溫反應(yīng)核心區(qū)域則下移至反應(yīng)塔中下部.綜合多場耦合仿真結(jié)果可知:高投料量條件下精礦粒子與反應(yīng)配風(fēng)之間混合力度欠佳是造成高投料量反應(yīng)塔內(nèi)熔煉過程反應(yīng)效率降低的主要原因.【期刊名稱】《中國有色金屬學(xué)報》【年(卷)，期】2011(021)011【總頁數(shù)】6頁(P2916-2921)【關(guān)鍵詞】銅閃速爐;反應(yīng)塔;熔煉反應(yīng);數(shù)值模擬【作者】陳卓;王云霄;宋修明;趙榮升;殷術(shù)貴【作者單位】中南大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院，長沙410083;中南大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院，長沙410083;金隆銅業(yè)有限公司，銅陵244000;金隆銅業(yè)有限公司，銅陵244000;中南大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院，長沙410083【正文語種】中文【中圖分類】TF811金隆銅業(yè)有限公司閃速爐是我國自行設(shè)計和建造的第一座煉銅閃速爐，其最初設(shè)計生產(chǎn)能力為年產(chǎn)陰極銅10萬t；在歷經(jīng)多次技術(shù)升級改造后，2009年該閃速爐精礦噴嘴處理能力已提高至170t/h，閃速爐生產(chǎn)能力也由此達到年產(chǎn)礦銅35萬t，陰極銅40萬t[1-5]。但隨著精礦處理量的不斷增加和生產(chǎn)能力的不斷提高，生產(chǎn)過程中諸如煙塵發(fā)生率提高、〃下生料”等現(xiàn)象時有發(fā)生，并給生產(chǎn)操作帶來困難。在此背景下，針對高投料量條件下反應(yīng)塔內(nèi)氣粒兩相流動與反應(yīng)過程展開仿真研究，綜合分析爐內(nèi)熔煉過程微觀信息分布特點，無疑將對閃速爐的正常操作生產(chǎn)具有重要指導(dǎo)作用。閃速熔煉過程與其他火法冶煉過程一樣，是一個多變量、強耦合、大滯后的復(fù)雜過程，并且由于受到現(xiàn)場條件和測試技術(shù)手段的限制，其取樣分析工作十分困難。目前，對銅閃速爐及其熔煉過程的研究還多以數(shù)值仿真為主。比如，KOH和JORGENSEN［6-7］曾使用PHOENICS軟件對鎳閃速熔煉過程進行仿真，然后又使用CFX-4.1軟件對鋅閃速熔煉過程進行仿真［7］。CHRISTOPHER等［8］也曾對OlympicDan銅閃速爐使用CFX軟件進行仿真，發(fā)現(xiàn)精礦的粒度對熔煉反應(yīng)具有顯著的影響。梅熾等［9］通過對閃速熔煉過程理論和數(shù)值仿真方面的研究提出了〃高效反應(yīng)區(qū)”的概念；李欣峰等［10-11］和陳紅榮等［12］曾對不同的閃速爐或生產(chǎn)條件進行過數(shù)值仿真。本文作者主要研究182t/h高投料量條件下的銅閃速爐反應(yīng)塔內(nèi)氣、粒兩相多場微觀信息分布特點與變化情況，以期為進一步提高高投料量條件下銅閃速熔煉反應(yīng)效率、優(yōu)化操作制度提供指導(dǎo)。1計算模型1.1幾何模型本仿真計算中的幾何模型包括閃速熔煉爐反應(yīng)塔與沉淀池氣相空間。由于閃速爐反應(yīng)塔、沉淀池以及精礦噴嘴在結(jié)構(gòu)上具有良好的對稱性，因此建模中僅取爐體一半作為仿真計算區(qū)域(如圖1和2所示)。圖1閃速爐幾何模型Fig.1Computationaldomainofcopperflashsmeltingfurnace圖2精礦噴嘴結(jié)構(gòu)Fig.2Structureofconcentratejetdistributorburner計算模型網(wǎng)格劃分采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并在精礦噴嘴部位進行網(wǎng)格局部加密。計算區(qū)域以爐體內(nèi)壁為邊界；其中工藝風(fēng)、分散風(fēng)和中央氧等噴吹進入爐內(nèi)的入口均設(shè)置為速度入口邊界條件(各反應(yīng)配風(fēng)的操作參數(shù)如表1所列)；沉淀池下游煙氣出口設(shè)置為壓力出口條件；反應(yīng)塔與沉淀池中心對稱面設(shè)置為對稱面邊界條件；其余則設(shè)置為無滑移壁面邊界條件。表1閃速爐操作參數(shù)Table1OperationparametersofflashfurnaceLoadingrate/(t-h-1)Velocityofprocessair/(m-s-1)Velocityofdistributionair/(m-s-1)Velocityofcentraloxygen/(m-s-12數(shù)學(xué)模型1.2.1連續(xù)相模型本仿真計算以FLUENT6.3為計算平臺，根據(jù)熔煉過程的特點選取動量、質(zhì)量與能量傳遞過程的控制方程，其通用形式如下：式中：p為密度；v為運動粘性系數(shù)；中為通用因變量；「中是輸運系數(shù)；S^為連續(xù)性方程(氣相)的源項；Sp中為由氣粒反應(yīng)產(chǎn)生的源項。表2所列為采用式(1)解不同方程時，對應(yīng)變量的具體形式。表2中，口0為分子黏度，叮為湍流黏度，冰為k方程的湍流普朗特數(shù)，煦ff為有效黏度(等于分子黏度與湍流黏度之和)，pr為靜壓，-qr來自熱輻射或化學(xué)反應(yīng)的熱量，-ws為燃燒或化學(xué)反應(yīng)過程的物質(zhì)生成率。表2湍流傳遞過程通用方程Table2GeneralformofturbulenttransportequationEquation?「中S中Continuityequation100Momentumequationveff(0川=p+p()T-V+V?VvppEnergyequationhppp。0+-qrTrhSpeciestransportequationYippp。0+-wsTrh1.2.2顆粒相模型對精礦顆粒的仿真采用離散相模型，并采用拉格朗日法求解顆粒運動軌跡。以直角坐標(biāo)系x方向為例，其控制方程可寫為式中：pp為顆粒相速度，u為連續(xù)相速度，F(xiàn)D(u-up)為單位質(zhì)量顆粒相所受的拖拽力，F(xiàn)x為顆粒相的附加加速度項，pp為顆粒相密度，p為連續(xù)相的密度，p為連續(xù)相的黏度，Re為相對雷諾數(shù)。精礦顆粒的粒度分布采用MASTERSIZER激光衍射粒度分析儀進行粒度分析后，采用“Rosin-Rammler”[13]方法計算得到數(shù)值模型中的顆粒粒度分布，具體參數(shù)如表3所列。表3精礦顆粒粒度分布參數(shù)Table3ParametersofparticlesizedistributionMinimumdiameter/pmMaximumdiameter/pmMeandiameter/pmSpreadparameter11240132.51.351.3反應(yīng)模型閃速爐入爐物料成分復(fù)雜，入爐精礦中可能包含有黃銅礦、黃鐵礦、輝銅礦、斑銅礦、磁性氧化鐵等多種成分。為了獲得準(zhǔn)確的物料組成信息，實驗中對入爐物料取樣后經(jīng)過X光衍射分析并配合環(huán)境掃描電鏡分析，確定爐料中主要物相組成為CuFeS2、Cu2S、FeS、Fe3O4、SiO2,2FeO-SiO2等，并得到具體的爐料成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）如表4所列。表4精礦成分組成Table4Concentratecomposition（massfraction,%）CuFeS2Cu2SFeSFe3O4SiO2Others62.91.35.60.415.714.1閃速熔煉過程反應(yīng)復(fù)雜，根據(jù)其反應(yīng)特點大致可以劃分為精礦分解反應(yīng)、氧化還原反應(yīng)與造渣反應(yīng)等幾個階段。借鑒研究小組多年來的研究結(jié)果，在充分考慮閃速熔煉過程特點的前提下，仿真計算中設(shè)置的主要熔煉反應(yīng)如下：1）黃銅礦CuFeS2入爐后與O2發(fā)生燃燒反應(yīng)，生成Cu2S和FeS，同時放出SO2，即：2）生成的Cu2S和FeS在氧化性氣氛下發(fā)生過氧化反應(yīng)及還原反應(yīng)：3）造渣反應(yīng)1.4模型驗證本文作者曾采用相同數(shù)值模型對投料量為162t/h時的工況條件進行數(shù)值仿真計算，并隨后在相同的工況條件下進行了工業(yè)生產(chǎn)實驗。通過分別對爐頂、爐壁3個不同位置處的氣相溫度進行現(xiàn)場測試，并與仿真計算結(jié)果對比發(fā)現(xiàn)：在3個溫度取樣點讀取的6個溫度數(shù)據(jù)值中，模型計算值與現(xiàn)場測試值最大誤差約為6.5%，最小誤差約為0.3%[14]。由此充分證明本數(shù)值仿真熔煉模型結(jié)果可靠，能準(zhǔn)確地反映出閃速爐內(nèi)熔煉過程中相關(guān)場分布信息的特點。2仿真結(jié)果仿真計算得到的閃速爐反應(yīng)塔內(nèi)主要的速度、溫度和濃度分布結(jié)果祥述如下。2.1速度分布圖3所示為反應(yīng)塔中心對稱面的速度矢量圖。從圖3可以看出，工藝風(fēng)進入反應(yīng)塔后，其體積迅速膨脹，在距塔頂2m左右位置處達到平穩(wěn)，并由此形成一個輪廓明顯的主體氣柱。主體氣柱運動至沉淀池渣面后，一部分氣體由沉淀池氣相空間流向出口，另一部分由于受沉淀池端墻壁面的阻礙而反轉(zhuǎn)沿反應(yīng)塔壁向上流動，兩部分氣流運動在反應(yīng)塔中心截面上形成了兩個較大的回流區(qū)，且以靠近沉淀池端墻（西側(cè)）的回流明顯大于東側(cè)回流，尤其在反應(yīng)塔與沉淀池結(jié)合部位，兩個回流之間的強弱差別更為明顯。由圖4可知，在反應(yīng)塔與沉淀池結(jié)合部位，由于氣流速度劇烈變化，且位置靠近沉淀池渣面，在高溫?zé)煔獾臎_刷以及被氣流攜卷起的熔渣腐蝕雙重作用下，該部位沉淀池壁面承受的潛在的蝕損威脅加劇。此外，綜合圖3和4可以看出，西側(cè)上卷氣流占據(jù)了反應(yīng)塔徑向約四分之一的空間。由此推測，在氣流出口不暢的惡劣生產(chǎn)情況下，該回流區(qū)的范圍極有可能進一步擴大，引起主體氣柱位置右偏，從而造成高溫?zé)煔獬隹诶щy、反應(yīng)塔下方局部溫度過高等不良生產(chǎn)狀況。圖3中心面速度矢量Fig.3Velocityvectorsonsymmetricsurface圖4閃速爐內(nèi)流線圖Fig.4Flowlinesinflashsmeltingfurnace2.2溫度分布圖5所示為反應(yīng)塔中心對稱面的溫度分布結(jié)果，圖6所示為精礦顆粒的溫度分布結(jié)果。從圖5和6可以看出，在精礦噴嘴下方約1m以內(nèi)范圍存在一個明顯的低溫區(qū)域；在低溫區(qū)以下，隨著精礦顆粒的著火與反應(yīng)，反應(yīng)塔內(nèi)氣相溫度迅速提高，在約一半塔高位置處達到溫度最大值后一直延伸到反應(yīng)塔底；相比主體氣柱中心區(qū)域，氣柱外側(cè)的溫度變化較為緩慢，并存在一個明顯的翅翼狀的溫度變化區(qū)域；在距離反應(yīng)塔頂約3m的高度處，氣柱中心處高溫與外側(cè)低溫仍有約800K的差值。圖5中心面氣相溫度分布圖Fig.5Distributionofgastemperatureonsymmetricsurface圖6顆粒溫度分布Fig.6Distributionofparticletemperature謝鍇等［15憎對相同結(jié)構(gòu)的閃速爐、但在較低投料量（93t/h）條件下的熔煉過程進行過類似的數(shù)值仿真工作。研究結(jié)果中，反應(yīng)塔中心的溫度在距塔頂不到2m的距離即達到最高值并基本保持穩(wěn)定（見圖7）。對比謝鍇的結(jié)果與本研究的仿真計算結(jié)果（見圖8）可以發(fā)現(xiàn)：雖然閃速爐結(jié)構(gòu)相同，但是當(dāng)投料量從93t/h增加到182t/h后，反應(yīng)塔內(nèi)穩(wěn)定高溫區(qū)域的位置從距離反應(yīng)塔頂不到2m處降低到約3m處，其下降幅度達到近1m的高度。這一點與現(xiàn)場反應(yīng)塔外壁溫度監(jiān)測歷史數(shù)據(jù)所表現(xiàn)出的信息完全一致。圖7投料量93t/h時反應(yīng)塔中心溫度隨塔的高變化Fig.7Changeofcentraltemperaturewithshaftheightatloadingrateof93t/h反應(yīng)塔高溫區(qū)位置下移對塔內(nèi)的熔煉反應(yīng)過程將產(chǎn)生嚴(yán)重的負面影響。從熔煉過程細節(jié)來看，閃速爐精礦從入爐到激烈反應(yīng)必然經(jīng)歷一個從低溫到高溫的加熱過程，因此，精礦顆粒進入反應(yīng)塔之后也必然經(jīng)歷一段距離方可達到激烈反應(yīng)的條件。在低投料量條件下，入爐精礦質(zhì)量小，在高溫?zé)煔庾饔孟律郎匮杆伲虼司V顆粒進入反應(yīng)塔后很快即開始進行劇烈的熔煉反應(yīng)。但是當(dāng)投料量大幅提高后，由于入爐精礦顆粒質(zhì)量增加，顆粒升溫需要的熱量增多，因此升溫歷程增長，而精礦噴嘴下方的低溫區(qū)域也變得更為明顯。此外，在高投料量條件下，由于氣?；旌嫌永щy，氣粒之間傳熱過程比起低投料量條件時不僅沒有改善反而更加惡化，因此高投料量時精礦噴嘴下方的低溫區(qū)域范圍將進一步擴大，并進而引起穩(wěn)定的高溫區(qū)域顯著下移。從另一個角度來講，高溫區(qū)域下移，精礦顆粒反應(yīng)延遲，就意味著反應(yīng)塔有效高度降低，在極端情況下，這將導(dǎo)致精礦粒子來不及充分反應(yīng)就落入沉淀池而成為生料。因此，在高處理量條件下，如何促進氣粒流動與混合、加快精礦粒子入爐后的著火反應(yīng)是實現(xiàn)閃速熔煉過程順利進行、杜絕下生料現(xiàn)象的根本措施。圖8投料量為182t/h時反應(yīng)塔中心溫度沿塔高的變化Fig.8Changeofcentraltemperaturewithshaftheightatloadingrateof182t/h2.3濃度分布圖9所示為反應(yīng)塔中心對稱面的氧氣濃度分布計算結(jié)果?？傮w看來，氧氣進入反應(yīng)塔后，中央氧出口下方的氧氣消耗很快，而工藝風(fēng)外圍的氧氣消耗較慢。在距塔頂約3m的范圍內(nèi)，氣相氧氣濃度普遍較高；至反應(yīng)塔底部氣相中仍有約10%的氧氣未被完全消耗。這是因為精礦入爐后并未立即迅速反應(yīng)，因此反應(yīng)塔上部氧氣含量較高，而反應(yīng)塔下部的氧氣分布則呈現(xiàn)出〃中間耗盡、兩邊富余”的情況。這說明高投料量條件下反應(yīng)塔內(nèi)精礦與氧氣混合欠佳。圖10所示為中心面SO2的濃度分布。與圖9中O2的濃度分布類似：在精礦噴嘴下方O2濃度較高的地方，SO2的濃度較低；穩(wěn)定的SO2高濃度區(qū)域則直至距塔頂約3m以下的范圍才出現(xiàn)。這說明由于氣?；旌锨芳讯鴮?dǎo)致劇烈的熔煉反應(yīng)主要發(fā)生在反應(yīng)塔中下部區(qū)域。圖9中心面O2分布Fig.9ConcentrationdistributionofO2onsymmetricsurface圖10中心面二氧化硫分布Fig.10ConcentrationdistributionofSO2onsymmetricsurface3結(jié)論1）工藝風(fēng)進入反應(yīng)塔后其體積逐漸膨脹，在距塔頂2m左右的位置達到平穩(wěn)，并形成一個輪廓明顯的主體氣柱。氣流運動至沉淀池渣面后，一部分由沉淀池氣相空間流向出口，另一部分沿反應(yīng)塔壁向上形成回流；在遠離沉淀池出口一側(cè)反應(yīng)塔與沉淀池結(jié)合部氣流速度變化劇烈，高溫?zé)煔獾臎_刷及可能卷起的熔渣將對此部位的沉淀池壁面造成潛在的蝕損威脅。2）高投料量條件下精礦噴嘴下方存在明顯的低溫區(qū)域，且高溫反應(yīng)核心區(qū)域位置偏下并一直延伸到反應(yīng)塔底部。這將導(dǎo)致精礦顆粒入爐后加熱感應(yīng)時間延長，甚至造成部分精礦未來得及完全反應(yīng)便落入沉淀池而成為生料。與此同時，在反應(yīng)塔同一高度位置處，主體氣柱內(nèi)外的溫度和氧濃分布梯度較大，說明氣粒橫向摻混效果欠佳，可能導(dǎo)致整體氧氣利用率下降。3）中央氧出口下方的氧氣消耗很快，而工藝風(fēng)外圍的氧氣消耗很慢；爐內(nèi)氣相氧氣含量在距塔頂約3m的范圍內(nèi)具有較高的濃度，至反應(yīng)塔底部其主體氣柱中O2含量仍為10%以上。SO2濃度分布與O2濃度分布存在類似特點。結(jié)合兩者結(jié)果可知：精礦入爐后氣、粒間混合欠佳是造成劇烈的熔煉反應(yīng)主要發(fā)生在反應(yīng)塔中下部區(qū)域，以及O2利用率較低的主要原因。4）加強氣粒混合是改善高強度閃速熔煉條件下生產(chǎn)狀況的關(guān)鍵。為此，有必要進一步針對工藝風(fēng)、分散風(fēng)、中央氧等操作參數(shù)的不同配比方案展開詳細研究，以探求有助于改善爐內(nèi)氣?；旌戏磻?yīng)過程的操作制度。REFERENCES【相關(guān)文獻】昂正同.金隆銅冶煉設(shè)備改造及技術(shù)進步[J].有色金屬:冶煉部分,2005(4):16-19.ANGZheng-tong.Technologyprogressandequipmentreconstructionofjinlongcopperflashsmelting[J].NonferrousMetals:ExtractiveMetallurgy,20054):16-19.于熙廣.金隆公司35萬噸挖潛改造工程綜述[J].有色金屬治煉部分,2007(2):29-32.YUXi-guang.Summarizingofexpansionprojectfor350ktproductioncapacityofJinlongcopper[J].NonferrousMetals:ExtractiveMetallurgy,2007(2):29-32.周明文.金隆閃速爐爐渣的處理改造[J].有色冶金設(shè)計與研究,2009(10):13-15.ZHOUMing-wen.UpgradeofflashfurnaceslagtreatmentinJinlongCopperCompany[J].NonferrousMetalsEngineering&Research,2009(10):13-15.宋修明.金隆閃速爐精礦噴嘴的優(yōu)化[J].重金屬,2005(2):11-14.SONGXiu-ming.OptimizationofconcentratespraynozzleofJinlongCompany'sflashfurnace[J].ChinaNonferrousMetals,2005(1):11-21.周俊.金隆閃速熔煉擴產(chǎn)后的運行實踐[J].有色金屬:冶煉部分,2009(2):5-10.ZHOUJun.OperationalpracticeofJinlongflashsmeltingafterexpansion[J].NonferrousMetals:ExtractiveMetallurgy,2009(2):5-10.KOHPTL,JORGENSENFRA.Modellingparticipateflowandcombustioninaflashsmelter[C]//CHEMECA'94,Proceedingsofthe22ndAustralianChemicalEngineeringConference.Perth,WA,Australia,1994:499-506.KOHPTL,NGUYENTV,JORGENSENFRA.Numericalmodellingofcombustioninazincflashsmelter[J].AppliedMathematicalModelling,1998,2(11):941-948.CHRISTOPHERBS,JORGENSENFRA,KOHPTL,HUNTA.CFDmodellingoftheflowandreactionsintheOlympicDamflashfurnacesmelterreactionshaft[J].AppliedMathematicalModelling,2006(30):1310-1325.梅熾，謝鍇,陳紅榮.閃速煉銅"高效反應(yīng)區(qū)”的形成條件與應(yīng)用效果[J].有色金屬,2003,55(4):85-88.MEIChi,XIEKai,CHENHong-rong.Generatingconditionandapplyingresultsof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