閃速爐熔煉配風對反應過程的影響

陳卓，毛永寧，趙榮升，劉安明

(1. 中南大學 能源科學與工程學院，湖南 長沙，410083；2. 金隆銅業(yè)有限公司，安徽 銅陵，244021)

隨著科技水平的不斷提高和人們環(huán)保意識的日益加強，傳統(tǒng)的煉銅工藝由于存在著冶煉能力低、成本高、能耗大、污染嚴重等問題將逐漸被先進的方法所取代。其中閃速熔煉技術因為具有生產(chǎn)能力大、能耗低、爐氣SO2質(zhì)量分數(shù)高、環(huán)境污染小等優(yōu)點，近年來應用尤為廣泛。同時，隨著生產(chǎn)技術的發(fā)展，閃速熔煉強度也在不斷增大。目前，閃速煉銅已占全世界粗銅冶煉能力的 50%[1-2]。伴隨著銅閃速熔煉強度和產(chǎn)量的大幅度提高，技術人員在閃速爐生產(chǎn)過程中發(fā)現(xiàn)了諸如反應塔內(nèi)高溫區(qū)明顯下移[3]、生料率和煙塵率有所上升[4-6]、熔煉過程中氣－?；旌锨芳裑7-8]等導致反應效率下降的問題。對于引起這些問題的原因及相關解決方案都亟待進一步研究。在現(xiàn)實生產(chǎn)中，閃速爐投料量的大幅度提升，并不意味著工藝風量、中央氧量、分散風量隨之呈簡單線性增大[9-12]。相反，合理的參數(shù)配比在高投料量條件下更為重要。為此，本文作者以Fluent 6.3為軟件平臺，通過建立閃速熔煉過程的數(shù)值模型，研究在相同投料量與中央氧速(量)條件下，閃速爐分散風與工藝風之間的動量比及其速度條件對反應塔內(nèi)氣、粒兩相流動與混合反應過程的影響，以探尋在高熔煉強度條件下有關工藝風與分散風的參數(shù)配比優(yōu)化方案。

1 仿真計算模型

1.1 幾何模型

由于仿真計算主要側(cè)重于對爐內(nèi)氣、粒兩相的流動與混合過程的解析，因此，研究中構(gòu)建的幾何模型僅包括閃速爐中央噴射擴散型精礦噴嘴(CJD)、反應塔以及沉淀池氣相空間部分。幾何模型中反應塔為圓柱形，直徑為5.5 m，高為6.6 m；沉淀池寬為6.9 m，其東側(cè)氣相空間呈拱頂結(jié)構(gòu)，在距離反應塔出口 900 mm處內(nèi)空上抬25°。鑒于閃速爐爐體具有良好的軸對稱性，為有效減少模型網(wǎng)格與計算時間，建模時僅選取爐體的一半作為仿真計算區(qū)域(如圖1所示)。

圖2所示為閃速爐精礦噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖。中央氧和工藝風沿反應塔頂垂直向下噴入反應塔內(nèi)，分散風則沿反應塔頂徑向噴出。在反應塔內(nèi)，工藝風是使物料在塔內(nèi)軸向運動的動力，分散風是使物料在塔內(nèi)呈徑向均勻分布的主要動力，兩者的不同配比直接影響著精礦顆粒在塔內(nèi)的停留時間和氣?；旌戏磻慕Y(jié)果[13]。

圖1 銅閃速熔煉爐仿真模型示意圖Fig.1 Diagram of computational geometry of copper flash furnace

圖2 CJD精礦噴嘴仿真模型示意圖Fig.2 Schematic of computational geometry of CJD burner

仿真計算中網(wǎng)格采用混合網(wǎng)格結(jié)構(gòu)(結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格+非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格)劃分。由于本文著重于研究反應塔內(nèi)的氣、粒兩相的運動和反應狀況，因此，幾何模型的網(wǎng)格自反應塔塔頂向塔底逐漸由密變稀。與此同時，為保證計算精度，另對精礦噴嘴區(qū)域的網(wǎng)格進行局部加密處理。

閃速爐仿真模型中包含4種邊界類型，其中：精礦噴嘴各種反應配風的出口均設置為速度入口邊界類型，其速度根據(jù)各工況下的實際操作條件確定；模型中煙氣出口邊界設置在沉淀池東側(cè)測壓孔位置，以測壓孔壓力值為邊界條件；由于缺少反應塔與沉淀池的具體冷卻條件，反應塔側(cè)壁取壁面掛渣的熔點為溫度，底面邊界溫度取沉淀池渣溫，沉淀池氣相空間壁面溫度取煙氣溫度；各壁面均設置為無滑移壁面條件；反應塔與沉淀池中心面設置為對稱面邊界條件。

1.2 數(shù)學模型

1.2.1 連續(xù)相模型

本仿真計算以FLUENT 6.3為計算平臺，根據(jù)熔煉過程的氣相傳輸過程特點選取動量、質(zhì)量與能量傳遞過程的控制方程，其傳輸方程的通用形式如下：

其中：ρ為密度；v為運動黏度；φ為通用變量；Γφ為輸運系數(shù)；Sφ為來自于連續(xù)相的源項；SPφ為來自于顆粒相的源項。表1所示為通用方程在解析不同傳遞過程時其對應變量的具體形式，其中：μ為動力黏度；μ0為分子黏度；μT為湍流黏度；σh和σY為無量綱參數(shù)；μeff為有效黏度(等于分子黏度與湍流黏度之和)；Pr為普朗特數(shù)；-qr為輻射傳熱或化學反應過程所產(chǎn)生的熱效應；ws為燃燒或反應過程中物質(zhì)的生成速率。

1.2.2 顆粒相模型

研究中采用離散相模型對精礦顆粒進行仿真計算。精礦顆粒從精礦入口壁面注入，采用拉格朗日法求解顆粒運動軌跡。以直角坐標系x方向為例，其控制方程可寫為：

表1 直角坐標系下的通用方程形式Table 1 General equations in form of Cartesian coordinate system

其中：up為顆粒相速度；u為連續(xù)相速度；gx為重力加速度；CD為常數(shù)；dp為顆粒的平均直徑；FD(u-up)為單位質(zhì)量顆粒所受的拖曳力；Fx為顆粒相的附加加速度項；ρp為顆粒相密度；ρ為連續(xù)相的密度；μ為連續(xù)相的黏度；Re為氣流流過顆粒時的繞流雷諾數(shù)。

采用 MASTERSIZER激光衍射粒度分析儀對入爐物料進行粒度分析后，采用 Rosin-Rammler[14]方法計算得到精礦顆粒的粒度分布規(guī)律，其中顆粒最小直徑為0.011 mm，最大直徑為0.240 mm，其質(zhì)量平均直徑為0.132 mm。

1.3 反應模型

閃速爐入爐物料成分復雜，入爐混合精礦中包含黃銅礦、黃鐵礦、磁性氧化鐵等多種成分。通過對入爐物料取樣并經(jīng)過 X線衍射分析與環(huán)境掃描電鏡分析，確定爐料的主要物相組成有CuFeS2，Cu2S，F(xiàn)eS，F(xiàn)e3O4，SiO2和 2FeO·SiO2等，其質(zhì)量分數(shù)分別為62.9%，1.3%，5.6%，0.4%，15.8%和14.0%。

閃速熔煉過程根據(jù)其反應特點大致可以劃分為精礦分解反應、氧化還原反應與造渣反應等幾種反應階段。

(1) 黃銅礦CuFeS2入爐后分解為Cu2S，F(xiàn)eS和S，其中單質(zhì)S燃燒生產(chǎn)SO2，即

(2) 原礦分解產(chǎn)物Cu2S和FeS在爐內(nèi)發(fā)生氧化反應與還原反應如下：

(3) 造渣反應：

1.4 模型驗證

針對 162 t/h生產(chǎn)條件工況進行仿真計算與工業(yè)測試實驗，其仿真計算值與現(xiàn)場氣相溫度測試值的誤差小于 3%[15]。據(jù)此證明本數(shù)值模型準確可靠，能客觀反映出閃速爐內(nèi)熔煉過程中相關微觀場分布特點及其變化規(guī)律。

2 仿真結(jié)果及其分析討論

2.1 分散風與工藝風動量比定義

為研究不同分散風-工藝風間的配比關系對爐內(nèi)氣粒行為的影響，研究中借鑒物理學中動量的概念，定義銅閃速爐精礦噴嘴分散風與工藝風入口動量比的數(shù)學表達式為：

其中：md為分散風質(zhì)量；mp為工藝風質(zhì)量；vd為分散風風速；vp為工藝風風速；ρd為分散風密度；ρp為工藝風密度；Vd為分散風體積；Vp為工藝風體積。

為了考察分散風-工藝風動量比(以下簡稱為動量比)對閃速爐內(nèi)熔煉反應狀況的影響，仿真計算時設置了若干動量比配比關系進行研究。在此僅選取2組配比關系、4種不同操作參數(shù)條件(見表2)作為典型代表，通過縱、橫向比較具體分析分散風、工藝風及其配比對爐內(nèi)氣、?；旌戏磻^程的影響。

2.2 結(jié)果分析

2.2.1 氣相速度分布

圖3所示為不同動量比時的氣相速度分布云圖。從圖3可以看出：在2組動量比條件下，工藝風進入反應塔后體積均迅速發(fā)生膨脹，在距塔頂2.5 m左右處其體積變化趨于穩(wěn)定，并在反應塔中心形成一個輪廓明顯的主體氣柱。對距離反應塔頂5.9 m處軸截面上的氣柱直徑進行比較時(見表3)發(fā)現(xiàn)：在相同動量比條件下，兩主體氣柱直徑相近；而當動量比較大時，反應塔內(nèi)主體氣柱的直徑也較大。這表明動量比對反應塔內(nèi)氣流運動有較顯著的影響，動量比越大，氣流進入反應塔后發(fā)生膨脹擴張的程度也愈大。

表2 閃速爐操作參數(shù)Table 2 Operation parameters of flash furnace

表3 反應塔高5.9 m處中心截面上氣柱直徑Table 3 Diameter of gas column at shaft height of 5.9 m

圖3 不同動量比下的氣相速度云圖Fig.3 Velocity contours at conditions of different momentum ratios

2.2.2 顆粒軌跡圖

圖4所示為不同動量比時精礦顆粒的運動軌跡。從圖4可以看出：在2種操作條件下，因分散風的作用，混合精礦從噴嘴下方噴出時均沿反應塔向下逐漸被徑向分散形成錐形的顆粒集中區(qū)域(工程中常稱之為“料錐”)；當混合精礦顆粒下降到反應塔約1/3高度時，精礦料錐基本趨于穩(wěn)定且一直保持至沉淀池渣面。當動量比不同時，噴嘴下方混合精礦顆粒的分散效果也不同，從料錐直徑來看，明顯以大動量比情況下的分散效果較好(見表4)。這是因為隨著分散風-工藝風動量比的加大，分散風作用突出，精礦顆粒受到的分散風徑向作用力增大，使得精礦顆粒沿徑向散開的范圍增大，為氣、粒之間的充分混合反應創(chuàng)造了有利條件。但需要注意的是：在動量比較大時，圖4中顯示有較多精礦顆粒沖出了主體氣、粒高溫反應區(qū)，這可能會引起爐內(nèi)煙塵發(fā)生率增加，以及高溫熔融顆粒對爐膛的蝕損作用加劇等不良影響。

圖4 不同動量比下顆粒運動軌跡Fig.4 Particle tracks at different momentum ratios

表4 反應塔不同高度位置處料錐直徑Table 4 Diameters of concentrate cones at different heights of reaction shaft m

2.2.3 塔內(nèi)氣相溫度云圖

從熔煉過程的理論分析來看，經(jīng)過預熱和烘干的精礦和石英熔劑以一定的配比經(jīng)精礦噴嘴噴入反應塔中心區(qū)域，在熱氣流對流與輻射傳熱以及自身的化學反應放熱的共同作用下，精礦顆粒溫度應迅速上升，當溫度與氣體濃度等分布條件滿足其反應要求后即開始劇烈的熔煉反應。但是，仿真結(jié)果顯示的精礦顆粒入爐后的加熱、反應過程與上述分析結(jié)果略有不同。

圖5(a)和(b)所示為在相同工藝風速、不同分散風-工藝風動量比條件下的氣相溫度等值線圖。綜合2種動量比條件下的結(jié)果可以看出：在2種操作條件下，噴嘴下方皆存在1個明顯的低溫區(qū)域；而后隨著精礦顆粒的著火反應，氣相溫度沿反應塔中心向下顯著上升；但在工藝風外圍區(qū)域氣、粒升溫緩慢，形成了翅翼狀的升溫感應區(qū)。

圖5(c)和(d)所示為在相同工藝風速、不同動量比條件下，反應塔中心及半徑R=0.6 m處氣相溫度隨反應塔高度變化曲線。從圖5(c)可見：在反應塔中心，兩動量比條件下的溫度沿塔高的變化規(guī)律基本一致。但在大動量比條件下，氣相溫度在距離反應塔中心R=0.6 m處上升更為迅速，其形成穩(wěn)定高溫區(qū)的起始位置也距離塔頂更近(如圖5(d)所示)。由于在工藝風速度相同的條件下，大動量比實際上是因為大分散風速度而產(chǎn)生的，因此，大分散風速度操作將更有利于反應塔內(nèi)混合精礦的分散，從而為塔內(nèi)氣、粒之間的混合創(chuàng)造良好條件，有助于進一步加快入爐顆粒的加熱與著火。

圖5 不同動量比下溫度結(jié)果比較Fig.5 Comparison of temperature results at different momentum ratios

在仿真中還發(fā)現(xiàn)：隨著動量比的減小，精礦噴嘴下方的低溫區(qū)域明顯擴大，進而引起穩(wěn)定高溫反應區(qū)的位置明顯下移；當動量比較小時，塔內(nèi)高溫反應區(qū)位置下移，混合精礦著火延時嚴重，以至于精礦粒子在反應塔內(nèi)的有效反應時間縮短。在此情況下，若操作異常，則精礦顆粒極有可能因來不及充分反應而落入沉淀池而形成生料。隨著動量比在一定范圍內(nèi)逐漸加大，噴嘴下方高溫區(qū)域顯著提升，塔內(nèi)氣、?；旌戏磻Ч^好。因此，大動量比(或大分散風速度)更有利于精礦顆粒的迅速著火以及激烈熔煉反應區(qū)的穩(wěn)定形成。

但值得注意的是：當動量比過大時可能引起反應高溫區(qū)位置過度上移，并因此加劇對塔頂爐襯的高溫蝕損。此外，伴隨著動量比的增大，分散風影響作用也增大，這將引起噴嘴下方料錐范圍擴大，使得高溫熔融顆粒對反應塔內(nèi)壁爐襯的沖刷蝕損加劇。

圖6 相同動量比下氣相溫度等值線圖比較Fig.6 Temperature isograms of cases at the same momentum ratio

圖6所示為在相同動量比、不同分散風-工藝風速度配比條件下的氣相溫度等值線圖。比較圖6(a)和6(b)可以看出：當動量比相同時，在大分散風-大工藝風速的操作制度下，反應塔主體氣流中心與內(nèi)部局部升溫較快，精礦噴嘴下方的高溫區(qū)位置有一定程度提升，這有助于縮短氣、粒入爐后的加熱感應時間，進而有利于精礦顆粒的快速著火與反應。

圖7所示為在相同動量比、不同分散風-工藝風速度配比條件下，不同反應塔半徑處的氣相溫度隨反應塔高度的變化曲線。從圖7可以看出：當動量比相同時，在大分散風速度操作條件下，雖然反應塔氣流中心與內(nèi)部氣相升溫較迅速，但是，在氣流外圍(反應塔半徑R=0.6 m以外)，氣流溫度的變化梯度與小分散風速度操作條件下的結(jié)果接近，各操作制度間優(yōu)勢不明顯。

Fig.7 Comparison of temperature results at the same momentum ratio

2.2.4 仿真計算結(jié)果綜合分析

表5所示為各工況下仿真計算結(jié)果。從表5可以看出：當分散風-工藝風動量比不同時，以大動量比條件下反應塔內(nèi)的氣柱直徑較大，沉淀池出口處煙氣中剩余O2質(zhì)量分數(shù)較低，這說明大動量比操作條件下氣?；旌闲Ч^好，其爐內(nèi)熔煉反應效率較高；當分散風-工藝風動量比相同時，反應塔內(nèi)氣柱隨操作條件的差異而發(fā)生的變化較小，但沉淀池出口處煙氣中剩余O2質(zhì)量分數(shù)在小分散風-小工藝風操作制度下略低。由此可見：在相同動量比下，雖然在大分散風-大工藝風速操作制度下反應塔主體氣流中心與內(nèi)部局部升溫較快，但由于工藝風速度加大后，其向下運動的沖擊力以及對爐內(nèi)顆粒的聚攏作用加強，使得料錐外圍的精礦顆粒著火反應延緩，因此，其最終的綜合反應效率反而低于小分散風-小工藝風速操作下的反應效率?？梢姡悍稚L-工藝風動量配比對爐內(nèi)氣粒混合與反應的影響顯著，但分散風與工藝風的速度條件也在一定程度上影響著爐內(nèi)氣、粒兩相流動與反應過程的微觀分布特點。因此，要詳細了解各個配風對熔煉過程的具體影響，還必須綜合、科學地進行大量的仿真實驗，以研究其中的關系。

表5 仿真計算結(jié)果綜合Table 5 Summary of simulation results

3 結(jié)論

(1) 閃速爐內(nèi)氣、粒混合與反應狀況與分散風-工藝風的動量比關系密切。在大分散風-工藝風動量比操作條件下，分散風作用較為突出，并有利于反應塔內(nèi)氣、粒分散與混合過程；當動量比較小時，由于顆粒分散力度不足，容易造成反應塔內(nèi)風、粉混合不均勻，并進而影響精礦顆粒的著火與反應。需注意的是：隨著分散風-工藝風動量比的增大，精礦噴嘴下方的料錐擴散程度也將隨之增加；當動量比超過一定比率時，可能引起爐內(nèi)煙塵率上升及高溫熔融顆粒對反應塔內(nèi)壁爐襯的沖刷蝕損加劇等不良現(xiàn)象發(fā)生。因此，在生產(chǎn)過程中必須適當控制分散風-工藝風動量比，在滿足爐內(nèi)良好熔煉過程和爐體安全的前提下，以大動量比操作條件為優(yōu)。

(2) 當分散風與工藝風動量比相同時，從爐內(nèi)整體反應效率來看，以小工藝風-分散風速操作條件為優(yōu)。這是因為工藝風速度加大后，其向下運動的沖擊力以及對爐內(nèi)顆粒的聚攏作用加強，反而使得料錐外圍的精礦顆粒分散不足、著火延緩而致使爐內(nèi)整體反應效率下降。

(3) 分散風-工藝風動量配比對爐內(nèi)氣、?；旌吓c反應過程的影響顯著，但分散風與工藝風的速度條件也在一定程度上影響著爐內(nèi)氣、粒兩相動量、熱量與質(zhì)量的傳輸過程。因此，在對分散風-工藝風動量配比進行綜合分析的基礎上，還有必要進一步對分散風、工藝風的速度配比對爐內(nèi)熔煉過程的影響展開具體的單參數(shù)仿真實驗以及詳細的討論與分析，以探尋科學、合理的閃速爐精礦噴嘴的優(yōu)化操作制度與參數(shù)配比方案。

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