銅陽極精煉爐稀氧燃燒仿真模擬研究

魏烈旭

（長沙有色冶金設(shè)計研究院有限公司，湖南 長沙 410001）

銅陽極精煉爐稀氧燃燒仿真模擬研究

魏烈旭

（長沙有色冶金設(shè)計研究院有限公司，湖南 長沙 410001）

利用Fluent軟件模擬采用稀氧燃燒的銅陽極精煉爐爐內(nèi)的溫度場和流場，以獲取稀氧燃燒的燃燒特性，仿真結(jié)果表明，天然氣傾斜噴入方式，達(dá)到了稀氧燃燒的控制條件，稀氧燃燒會使?fàn)t頂?shù)染植繀^(qū)域溫度過高，加速爐墻耐火磚的燒損，仿真結(jié)果為今后冶金爐窯推廣使用稀氧燃燒提供設(shè)計依據(jù)。

稀氧燃燒；陽極爐；銅；精煉；仿真模擬

1 引言

稀氧燃燒是指燃料和濃度大于或等于90%的工業(yè)氧氣分別通過不同的噴嘴高速射入爐膛，燃料和氧氣與在爐膛中已存在的燃燒產(chǎn)物發(fā)生卷吸作用而迅速有效稀釋，然后再彼此混合燃燒，形成一種非常均勻的加熱體系。稀氧燃燒技術(shù)近年來才被國內(nèi)各大銅冶煉廠引進(jìn)使用，目前，國內(nèi)已有10余家銅冶煉企業(yè)將稀氧燃燒技術(shù)應(yīng)用于回轉(zhuǎn)式陽極精煉。稀氧燃燒產(chǎn)生的煙氣量約為空氣燃燒煙氣量的22.4%，每噸陽極銅的能耗由應(yīng)用前的大于88kgce降低至42kgce，噸陽極銅能耗下降50%［1-2］。為了更好的了解和掌握采用稀氧燃燒技術(shù)后精煉爐內(nèi)的燃燒狀況、煙氣流場和溫度分布情況，本文采用Fluent仿真技術(shù)對精煉爐內(nèi)燃燒過程進(jìn)行了仿真模擬。

2 物理模型

目前，回轉(zhuǎn)式陽極精煉爐使用的稀氧燒嘴具有兩只噴槍，一支稱作為J槍，另一支稱作為L槍，全部的燃料和一部分的氧氣混合后，通過J槍噴入爐內(nèi)，另一部分的氧氣通過L槍噴入爐內(nèi)。這種“JL”稀氧燒嘴，通過高動量氧氣燃料射流帶來強勁的爐氣卷吸，卷吸帶動爐氣以實現(xiàn)爐氣在爐內(nèi)循環(huán)，并且促進(jìn)更均勻的溫度分布和熱量傳遞。燃燒穩(wěn)定且火焰均勻而彌散，具有低的火焰峰值［3］，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。本文需要進(jìn)行仿真模擬的精煉爐內(nèi)徑為3.3m，長度為11.5m，配套兩組稀氧燒嘴，單組稀氧燒嘴的天然氣流量為550Nm3/h，氧氣流量為1225Nm3/h。

圖1　稀氧燒嘴的結(jié)構(gòu)示意圖［3］

首先進(jìn)行爐內(nèi)穩(wěn)態(tài)燃燒狀況的仿真模擬，由于在仿真計算時，網(wǎng)格數(shù)量會受到計算機配置的局限，因此在進(jìn)行爐體網(wǎng)格劃分時，在保證計算準(zhǔn)確性的前提下，盡可能的減少網(wǎng)格數(shù)量，本仿真所做的簡化如下：

（1）視爐體為空心圓柱，忽略了爐門，氧化還原口等結(jié)構(gòu)對計算結(jié)果的影響。由于爐體為對稱結(jié)構(gòu)，只取爐體一半進(jìn)行計算；

（2）視J槍的天然氣和氧氣在入爐前混合均勻，流場充分發(fā)展，L噴槍在入爐前的流場充分發(fā)展，因此，取J槍和L槍的入爐面作為計算邊界；

（3）爐內(nèi)穩(wěn)定燃燒時，雜銅已經(jīng)完全熔化，不考慮熔融雜銅區(qū)域內(nèi)的溫度場分布，取氣液兩相處的交界面作為邊界。

最終簡化后的爐體結(jié)構(gòu)如圖2所示。

3 數(shù)學(xué)模型

根據(jù)本文前面對稀氧燒嘴的介紹可知，該燃燒方式屬于部分預(yù)混燃燒，在Fluent中可選用通用有限化學(xué)反應(yīng)速率模型和部分預(yù)混燃燒模型對稀氧燃燒反應(yīng)進(jìn)行模擬。

通用有限化學(xué)反應(yīng)速率模型應(yīng)用范圍廣泛，需要求解組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)的輸運方程，根據(jù)用戶所選擇的化學(xué)反應(yīng)機制模擬化學(xué)反應(yīng)。在組分輸運方程中，反應(yīng)速率以源項的形式出現(xiàn)，但是該模型需要用戶自定義化學(xué)反應(yīng)，忽略了很多中間產(chǎn)物，也就沒有考慮到中間產(chǎn)物的吸熱以及CO2、H2O的高溫離解熱，這使得利用該模型模擬所得到的溫度往往比實際的要高［4］。

部分預(yù)混燃燒模型是利用Fluent內(nèi)部嵌入的燃燒反應(yīng)機制，該燃燒反應(yīng)機制考慮了中間產(chǎn)物的生成，溫度場更符合實際［5］，因此，本次模擬采用的是部分預(yù)混燃燒模型。此外，還選擇了標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型、能量模型和P1輻射模型進(jìn)行仿真計算。

4 仿真模擬及結(jié)果分析

4.1邊界條件

（1）J槍噴入口。

J槍是天然氣和氧氣混合氣體的噴入口，天然氣的流量為550Nm3/h，氧氣的流量為368Nm3/h，J槍噴入口取為速度入口，折算成流速為184m/s。

（2）L槍噴入口。

L槍是另一部分氧氣的噴入口，流量為857 Nm3/h，L槍噴入口取為速度入口，折算成流速為84m/s。

（3）煙氣出口。

煙氣出口取為壓力出口，回流溫度為1673K。

（4）壁面邊界條件。

爐體各壁面為定溫邊界條件，右壁面、左壁面、側(cè)壁面和下壁面的溫度分別設(shè)定為1673K，1773K，1773K和1507K。

（5）燃料成分。

燃料為天然氣，天然氣成分及低位發(fā)熱量如表1所示。

表1　天然氣成分表

4.2結(jié)果分析

本文研究天然氣水平噴入和傾斜噴入兩種方式，爐內(nèi)溫度場及流場的具體情況，通過對比分析得出適用于天然氣稀氧燒嘴的安裝方式，為以后的設(shè)計做指導(dǎo)，具體的結(jié)果分析見下文。

4.2.1天然氣水平噴入仿真結(jié)果分析

從圖3、圖4可以看出，火焰以L槍軸線為中心向爐體的下游擴散，火焰中心溫度最高達(dá)2570℃，并且溫度逐漸降低，煙氣出口溫度達(dá)1700℃。在煙氣出口負(fù)壓抽力的作用下，火焰略向上偏斜。在距噴嘴7m之前的區(qū)域，高溫區(qū)集中在爐體的中心部位，但是在之后的區(qū)域，溫度越來越均勻，高溫區(qū)集中在爐體偏上部區(qū)域，使得氣相空間四周爐墻附近的溫度很高，這對爐墻的壽命非常的不利。

圖3　JL噴嘴縱向截面的溫度分布圖

圖4　沿爐體軸線方向的截面溫度分布圖

從圖5、圖6可以看出，高速氣體從噴嘴噴出后，兩股氣流逐漸匯成一股，流向煙氣出口，最終，出口煙氣流速達(dá)25.3m/s。在噴嘴以上反應(yīng)空間內(nèi)，煙氣大都沿水平方向流向出口側(cè)，靠近爐頂?shù)臒煔饬魉俑哌_(dá)15m/s，煙氣直接沖刷爐墻，會造成爐墻的沖刷和磨損，以及墻體結(jié)構(gòu)的錯位和變形，甚至?xí)霈F(xiàn)墻體漏風(fēng)，從而破壞了爐內(nèi)的燃燒配風(fēng)比例，增加了爐體的散射損失。在噴嘴下方區(qū)域，形成了大的回流，煙氣流向噴嘴方向，稀釋了氧氣濃度，實現(xiàn)了稀氧燃燒的控制條件。但是在噴嘴上部反應(yīng)空間內(nèi)，煙氣大致呈水平方向直接流向出口，并沒有形成回流，這樣縮短了煙氣停留時間，經(jīng)計算，煙氣的停留時間小于1s，且不利于反應(yīng)組分的充分混合，使反應(yīng)不完全，并沒有實現(xiàn)稀氧燃燒所需的控制條件。在液面附近的煙氣流速在10～20m/s，這樣會帶動銅液面的波動，會引起爐體兩端墻的磨損和沖刷。

圖5　JL燒嘴縱向截面的速度云圖

圖6　JL燒嘴縱向截面的速度矢量圖

通過對天然氣水平噴入燃燒方式的仿真模擬結(jié)果的分析，所得結(jié)論如下：

（1）水平噴入燃燒方式，在噴嘴以上反應(yīng)空間，煙氣沿水平方向流向煙氣出口，在爐頂區(qū)域沒有形成回流，這樣縮短了煙氣停留時間，該區(qū)域氣體停留時間小于1s，也不利于氣體的強烈混合，沒有實現(xiàn)稀氧燃燒的控制條件。

（2）水平噴入燃燒方式，在噴嘴以上反應(yīng)空間內(nèi)，煙氣大都沿水平方向流向出口側(cè)，靠近爐頂?shù)臒煔饬魉俑哌_(dá)15m/s，煙氣直接沖刷爐墻，會造成爐墻的沖刷和磨損，以及墻體結(jié)構(gòu)的錯位和變形，甚至?xí)霈F(xiàn)墻體漏風(fēng)，從而破壞了爐內(nèi)的燃燒配風(fēng)比例，增加了爐體的散射損失。

（3）水平噴入燃燒方式，在噴嘴以下的反應(yīng)空間，形成了一個大的回流，有利于稀釋氧氣、延長氣體停留時間和氣體的混合，實現(xiàn)了稀氧燃燒的控制條件。

（4）水平噴入燃燒方式，在爐體中部偏向煙氣出口的區(qū)域，墻體附近煙氣溫度和流速很高，流速高達(dá)15m/s，對爐墻的壽命不利。在液面附近的煙氣流速在10～20m/s之間，會引起液面的波動，使兩側(cè)的端墻沖刷和磨損。

4.2.2天然氣傾斜噴入仿真結(jié)果分析

鑒于上一小節(jié)的分析，天然氣水平噴入稀氧燃燒存在諸多不足，本文接下來對有傾斜角的稀氧燃燒進(jìn)行模擬，在本文所建立的物理模型中，J噴嘴中心線與爐體底面中心線交點位置距離燃燒器側(cè)端墻7m，模型的大小和簡化方式以及所采用的數(shù)學(xué)模型與水平噴入燃燒模擬所設(shè)置的相同，最終，所建立的模型如圖7所示。

圖7　天然氣傾斜噴入稀氧燃燒物理模型

圖8　天然氣傾斜噴入JL燒嘴縱向截面的速度云圖

圖9　天然氣傾斜噴入JL燒嘴縱向截面的速度矢量圖

圖10　天然氣傾斜噴入爐內(nèi)煙氣的流線圖

從圖8、圖9和圖10可知，燃?xì)鈴臒靸A斜噴入爐內(nèi)，大部分氣體邊燃燒邊沿著燃燒器軸線方向迅速向下游流動，從爐料表面掠過后，在爐膛末端改變流動方向，從而在爐內(nèi)形成一個大范圍的漩渦，在卷吸作用下高溫爐氣在爐內(nèi)形成循環(huán)氣流，加強了爐內(nèi)氣流的擾動，爐體上方大部分區(qū)域的煙氣回流至燃燒主氣流區(qū)，這樣稀釋了主流區(qū)氧氣的濃度，而且延長了煙氣的停留時間，更有利于充分燃燒，實現(xiàn)了稀氧燃燒的控制條件。還有一部分氣體傾斜向下噴出后，掠過爐料表面后貼著側(cè)墻壁面一直流動到爐頂，最后回流至燃燒器附近主氣流區(qū)域，此股氣流由于是貼壁流動，直接沖刷爐墻，加速了爐墻的錯位變形和磨損，而且會致使?fàn)t頂局部溫度過高，加速了爐墻耐火磚的燒損，有文獻(xiàn)說明，稀氧燃燒某特定部位耐火磚腐蝕加劇，是空氣燃燒的1.4倍［6］。

在煙氣出口下方，在主氣流改變流動方向卷吸作用下，形成了一個呈逆時針方向的旋渦，該區(qū)域高溫?zé)煔庵苯記_刷左側(cè)端墻，加速了爐墻的磨損，對爐墻壽命不利。在靠近爐料平面的煙氣有水平方向的分運動，一方面加強了高溫氣體和爐料的對流換熱；另一方面這可能會引起熔融爐料的液面波動。在燃燒器側(cè)的端墻附近，氣流幾乎貼壁往下流動，這會引起端墻的磨損和燒損。

與燃?xì)馑絿娙肴紵啾?，傾斜噴入燃燒方式，更有利于氣體的強烈混合、煙氣的回流和延長氣體的停留時間，有利于氣體的完全燃燒、爐料的快速升溫和熔化。

圖11　天然氣傾斜噴入爐內(nèi)煙氣流線（溫度）圖

圖12　天然氣傾斜噴入爐內(nèi)縱截面煙氣溫度云圖

從圖11、圖12可以看出，氣體傾斜噴入爐膛后，迅速燃燒，形成明顯的火焰形狀，火焰較長，火焰向下部傾斜，在靠近燒嘴下游區(qū)域有一個局部高溫區(qū)域，最高溫度可達(dá)2750℃。在靠近爐料表面附近，煙氣溫度較高，大大加強了爐內(nèi)氣體與爐料間的換熱，從而加快熔池內(nèi)爐料的升溫速度，有利于爐料的快速熔化。在靠近煙氣出口附近區(qū)域，煙氣溫度相對較低，這是由于煙氣回流所致。燃?xì)鈨A

斜噴入，煙氣高溫區(qū)集中在爐膛下部靠近爐料附近區(qū)域，更有利于高溫?zé)煔夂蜖t料的換熱，提高了熱效率，而燃?xì)馑絿娙肴紵龝r，煙氣高溫區(qū)集中在爐膛中心區(qū)域，與爐料接觸的煙氣溫度相對較低，不利于熱量的充分利用。

5 結(jié)論

通過以上對天然氣水平噴入和傾斜噴入稀氧燃燒的仿真模擬分析，所得結(jié)論如下：

（1）天然氣水平噴入方式，在噴嘴以上反應(yīng)空間，煙氣沿水平方向流向煙氣出口，在爐頂區(qū)域沒有形成回流，不利于氣體的強烈混合，沒有實現(xiàn)稀氧燃燒的控制條件。在噴嘴以下的反應(yīng)空間，形成了一個大的回流，有利于稀釋氧氣、延長氣體停留時間和氣體的混合，實現(xiàn)了稀氧燃燒的控制條件。高溫區(qū)集中在爐體偏上部區(qū)域，氣相空間四周爐墻附近的溫度很高；

（2）天然氣傾斜噴入方式，有利于氣體的強烈混合、煙氣的回流和延長煙氣的停留時間，實現(xiàn)了稀氧燃燒的控制條件，煙氣的高溫區(qū)集中在爐料附近區(qū)域，加強了煙氣和爐料的換熱，有利于爐料的快速升溫、熔化和提高熱效率；

（3）天然氣傾斜噴入方式，一部分煙氣貼壁流動，加速了爐墻的錯位變形和磨損，而且會使?fàn)t頂局部溫度過高，加速爐墻耐火磚的燒損，這對爐墻的壽命很不利，在以后采用稀氧燃燒的爐窯設(shè)計過程中需要引起足夠的重視。

［1］袁海濱， 陳鋼， 楊建中. 稀氧燃燒技術(shù)在銅陽極精煉爐上的應(yīng)用［J］.有色金屬（冶煉部分）， 2015（3）:8-10.

［2］唐都作， 顧鶴林， 袁海濱. 稀氧燃燒節(jié)能技術(shù)在銅冶煉生產(chǎn)中的應(yīng)用［J］. 有色冶金設(shè)計與研究， 2015（1）:21-22.

［3］黃永峰， 陳延進(jìn)， 王彤， 等. 稀氧燃燒技術(shù)的開發(fā)與應(yīng)用［J］. 有色金屬（冶煉部分）， 2011（2）:9-11.

［4］譚易君. 圓形蓄熱式熔鋁爐內(nèi)多場耦合數(shù)值模擬及優(yōu)化［D］. 中南大學(xué)， 2011:16-17.

［5］吳武輝. 陶瓷輥道窯溫度場數(shù)值模擬與分析研究［D］. 武漢:武漢理工大學(xué)碩士學(xué)位論文， 2008:20-21.

［6］宋成. 回轉(zhuǎn)式陽極爐稀氧燃燒技術(shù)改造與生產(chǎn)實際［J］. 山西冶金，2015（5）:64-65.

Numerical Simulation of Dilute Oxygen Combustion on Copper Anode Refining Furnace

WEI Lie-xu
（Changsha Engineering & Research Institute Ltd.， of Nonferrous Metallurgy， Changsha 410001， Hunan， China）

Temperature field and flow field of dilute oxygen combustion on copper anode refining furnace was simulated by the Fluent software. The combustion properties of the dilute oxygen combustion wereobtained. The result showed that natural gas inclined spray into the furnace， the furnace realize the condition of dilute oxygen combustion. Dilute oxygen combustion could cause extreme high temperature at the topfurnace； this phenomenon accelerated the burning damage of refractory brick. The test result could also offered references for dilute oxygen combustion application on metallurgical furnaces.

dilute oxygen combustion；anode furnace；copper；refining；numerical simulation

TF806

B

1009-3842（2016）03-0068-05

2016-02-29

魏烈旭（1987-），男，山東萊蕪人，工程師，主要從事冶金爐、余熱鍋爐及鍋爐房的設(shè)計工作。E-mail:cswlegz@126.com