氣體噴吹對(duì)富氧側(cè)吹爐內(nèi)兩相流動(dòng)影響的數(shù)值模擬

祝振宇，周萍，陳卓，龍鵬，張嶺

(1.中南大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙，410083；2.長(zhǎng)沙有色冶金設(shè)計(jì)研究院，湖南長(zhǎng)沙，410001)

基于瓦鈕科夫側(cè)吹煉鉛技術(shù)，我國(guó)冶金企業(yè)聯(lián)合高等院校及研究院改進(jìn)研發(fā)出富氧側(cè)吹煉鉛工藝[1]。自2010年以來(lái)，多家小型冶煉企業(yè)應(yīng)用富氧側(cè)吹氧化熔煉-氧氣側(cè)吹還原熔煉工藝后，企業(yè)多項(xiàng)技術(shù)經(jīng)濟(jì)指標(biāo)都取得了顯著提高。

富氧側(cè)吹煉鉛工藝具有工藝流程與備料工序簡(jiǎn)單、原料適應(yīng)性強(qiáng)、爐床能力與一次出鉛率高、投資和生產(chǎn)成本低以及爐子壽命長(zhǎng)等特點(diǎn)[2]。研究表明，富氧側(cè)吹煉鉛工藝的鉛回收率比富氧底吹煉鉛工藝的鉛回收率高1.38%[3]。近年來(lái)，富氧側(cè)吹熔煉工藝也逐步拓展應(yīng)用至鉍、銻及工業(yè)廢料冶煉生產(chǎn)中[4-5]。

富氧側(cè)吹煉鉛工藝在我國(guó)的廣泛應(yīng)用使得其相關(guān)的研究工作也得以迅速發(fā)展。2007年，在我國(guó)首屆熔池熔煉技術(shù)及裝備專題研討會(huì)上，賓萬(wàn)達(dá)[6]針對(duì)我國(guó)富氧側(cè)吹煉鉛技術(shù)的大型工業(yè)化應(yīng)用，提出了2個(gè)亟需解決的問(wèn)題，即氧化區(qū)和還原區(qū)的連接問(wèn)題以及鉛渣還原過(guò)程中如何實(shí)現(xiàn)“焦層過(guò)濾”的問(wèn)題。這些問(wèn)題成為后續(xù)研究的重點(diǎn)方向。張立等[7]對(duì)高鉛渣的還原過(guò)程進(jìn)行了分析，認(rèn)為盡管熔池內(nèi)部熔體攪拌劇烈，但新生的鉛液滴在相互碰撞后聚合長(zhǎng)大并沉降到噴槍以下的安靜區(qū)域，因此在鉛還原爐中不需要額外設(shè)置鉛渣分離區(qū)。李允斌[8]指出在富氧側(cè)吹爐氧化段爐體采用銅水套雖然造成了熔煉過(guò)程需要補(bǔ)熱的局面，但是這一措施對(duì)于噴槍和壁面耐火材料起到了良好的保護(hù)作用。白樺等[9-11]對(duì)氧氣側(cè)吹技術(shù)在鉛鋅共生氧化礦上的應(yīng)用進(jìn)行了研究，實(shí)現(xiàn)了冶煉廢渣的無(wú)害化處理。祁棟等[12]對(duì)富氧側(cè)吹爐處理廢舊電池鉛泥過(guò)程進(jìn)行了初步的評(píng)述，認(rèn)為在熔池內(nèi)部產(chǎn)生劇烈攪拌的情況下，富氧側(cè)吹爐內(nèi)的氣液固相間反應(yīng)極快，爐床能力比其他爐型的高，適合用于處理廢舊電池鉛泥等。趙娜等[13]通過(guò)分析富氧側(cè)吹氧化爐的電除塵設(shè)備運(yùn)行數(shù)據(jù)，認(rèn)為氧化爐出口煙氣量、含塵濃度和硫酸濃度等波動(dòng)較小，爐子整體運(yùn)行穩(wěn)定。經(jīng)過(guò)多年的研究，富氧側(cè)吹煉鉛技術(shù)在廢舊材料和低品位精礦處理方面表現(xiàn)出巨大應(yīng)用潛力，但富氧側(cè)吹煉鉛過(guò)程在整體能耗、泡沫渣[14]和煙塵率[1]處理方面仍具有進(jìn)一步提高和完善的潛力，且有關(guān)其熔池內(nèi)部熔體流動(dòng)與傳熱傳質(zhì)過(guò)程方面的系統(tǒng)性研究仍有待深入。

近年來(lái)，隨著計(jì)算機(jī)算力的飛速提升，數(shù)值模擬成為諸多領(lǐng)域中[15-16]不可或缺的重要研究手段，并在冶金多相體系的研究中得到了廣泛應(yīng)用，包括對(duì)P-S 轉(zhuǎn)爐[17-19]、瓦鈕科夫爐[20-22]、煙化爐[23-24]和錳鐵脫碳爐[25-26]等冶金爐窯的生產(chǎn)過(guò)程解析，但針對(duì)富氧側(cè)吹爐的數(shù)值模擬研究較少。LIU等[27]對(duì)不同湍流模型在側(cè)吹熔池?cái)?shù)值模擬中的適用性進(jìn)行過(guò)綜合比較與分析，為進(jìn)一步深入研究奠定了基礎(chǔ)。

為了進(jìn)一步了解富氧側(cè)吹爐一次風(fēng)噴吹方式和噴吹速度對(duì)熔池內(nèi)熔體運(yùn)動(dòng)的影響，本文以鉛熔煉富氧側(cè)吹爐為對(duì)象，分別針對(duì)生產(chǎn)中常見(jiàn)的“對(duì)吹”和“錯(cuò)吹”2 種噴吹方式，在風(fēng)速175，225 和275 m/s 下開(kāi)展數(shù)值模擬，以分析不同條件下富氧側(cè)吹爐內(nèi)熔體的運(yùn)動(dòng)特點(diǎn)，從而為富氧側(cè)吹爐操作制度的優(yōu)化提供重要參考。

1 數(shù)值模型的建立與驗(yàn)證

1.1 物理模型

鉛熔煉富氧側(cè)吹爐的爐體結(jié)構(gòu)大致可以分為上部的煙氣區(qū)域、中部的渣相區(qū)域以及底部的金屬相區(qū)域3個(gè)區(qū)域，爐體結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖如圖1所示。爐體全長(zhǎng)為9.75 m，高約6.10 m，渣相上部區(qū)域(熔池噴吹區(qū)域)的寬度為2.20 m。在渣相區(qū)域的爐體兩側(cè)分別布置有13對(duì)一次風(fēng)口，呈高低交錯(cuò)排布，其中低風(fēng)口7 對(duì)，高風(fēng)口6 對(duì)，各風(fēng)口直徑均為32 mm。同側(cè)相鄰兩個(gè)風(fēng)口之間相距0.75 m，高風(fēng)口距離靜止渣液面的浸沒(méi)深度為0.500 m，低風(fēng)口浸沒(méi)深度為0.625 m。在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中，13對(duì)風(fēng)口僅需要使用一半數(shù)量的風(fēng)口即可滿足生產(chǎn)需要，因此，在生產(chǎn)操作中采用的主要噴吹方式有對(duì)吹和錯(cuò)吹2種。

圖1 富氧側(cè)吹爐爐體結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic of oxygen-enriched side-blown furnace

為提高計(jì)算效率，仿真計(jì)算中根據(jù)富氧側(cè)吹爐一次風(fēng)口的分布規(guī)律選取部分爐體作為數(shù)值求解區(qū)域。鑒于爐體兩側(cè)的高低風(fēng)口呈對(duì)稱交錯(cuò)分布，建模時(shí)選取高、低風(fēng)口各2 組構(gòu)建幾何模型，如圖2(a)所示，其具體結(jié)構(gòu)與尺寸如圖2(b)所示。在此部分爐體區(qū)域中，由于爐內(nèi)渣液面以下區(qū)域的兩相流動(dòng)過(guò)程為研究核心，且不關(guān)注頂部煙氣流動(dòng)，因此，將煙氣擋板簡(jiǎn)化省略。另外，采用混合網(wǎng)格對(duì)計(jì)算域分區(qū)進(jìn)行網(wǎng)格劃分，其中熔池內(nèi)部和上部氣相空間采用六面體網(wǎng)格，爐體中部使用四面體網(wǎng)格逐漸過(guò)渡(如圖2(c)所示)。鑒于風(fēng)口附近氣體流速快、流動(dòng)相對(duì)復(fù)雜的特點(diǎn)，對(duì)此區(qū)域內(nèi)的網(wǎng)格進(jìn)行局部加密處理。

圖2 數(shù)值模擬物理模型與網(wǎng)格劃分Fig.2 Geometry and mesh for simulation

1.2 數(shù)學(xué)模型

富氧側(cè)吹爐內(nèi)兩相流動(dòng)過(guò)程的數(shù)值模擬涉及流動(dòng)、傳熱和傳質(zhì)等過(guò)程，在對(duì)其進(jìn)行多物理場(chǎng)耦合模擬時(shí)不僅需要考慮多相流模型和湍流模型的正確選擇，還需要考慮氣流的熱脹性等因素對(duì)兩相流動(dòng)狀態(tài)的影響。富氧側(cè)吹爐內(nèi)的流體介質(zhì)包括氣相、渣相和金屬相3種，由于本研究的重點(diǎn)為一次風(fēng)口處的渣相區(qū)域，故在數(shù)值模擬中將金屬相和渣相均視為熔體相而予以簡(jiǎn)化。根據(jù)課題組前期對(duì)富氧側(cè)吹爐內(nèi)熔體流動(dòng)的數(shù)值模擬研究[27-28]，選取Mixture 多相流模型和Realizablek-ε湍流模型對(duì)側(cè)吹爐內(nèi)兩相流動(dòng)過(guò)程開(kāi)展數(shù)值模擬，相間曳力模型與滑移速度則分別采用常見(jiàn)的Schiller-Naumann 與Manninen 模型[29]，相關(guān)數(shù)值模型的可行性驗(yàn)證可參見(jiàn)文獻(xiàn)[27-28]。另外，本數(shù)值模擬采用非穩(wěn)態(tài)的計(jì)算方式，在保證庫(kù)朗數(shù)合理的條件下，將計(jì)算的時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置為0.1 ms。

數(shù)值模擬中求解的守恒方程組如下。

1)連續(xù)性方程：

式中，vm為混合相平均速度，m/s；ρm為混合相密度，kg/m3；t為時(shí)間，s。

2)動(dòng)量方程：

式中：p為絕對(duì)壓力，Pa；μm為混合相的動(dòng)力黏度，Pa·s；F為體積力，N；g為重力加速度，m/s2；vdr,k為任意相k的漂移速度，vdr,k=vk-vm。

3)能量方程：

式中：αk為第k相的體積分?jǐn)?shù)；Ek為熱焓；keff為有效導(dǎo)熱系數(shù)；T為溫度；SE為源項(xiàng)；vk和ρk為第k相的速度和密度；n為相的個(gè)數(shù)。

1.3 邊界條件與物性參數(shù)

計(jì)算域內(nèi)包括3類邊界：質(zhì)量流量入口、壓力出口和壁面，分別對(duì)應(yīng)圖2(a)中一次風(fēng)入口深色面、計(jì)算域頂部紅色面和其余各淺色面，各邊界上的參數(shù)設(shè)置如表1所示。需要說(shuō)明的是，由于采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格相混合、分區(qū)劃分網(wǎng)格的形式，且一次風(fēng)口呈高低交錯(cuò)排布，若按照慣常方法將計(jì)算區(qū)域前后端墻設(shè)置為周期性邊界，則會(huì)降低網(wǎng)格質(zhì)量，因此，仿真計(jì)算區(qū)域中將此兩側(cè)端墻設(shè)置為壁面邊界，區(qū)域內(nèi)雖然包括了4組風(fēng)口，但僅以中間的2 組風(fēng)口所在的區(qū)域(即風(fēng)口所在中部的1.5 m爐長(zhǎng)區(qū)域內(nèi))作為數(shù)據(jù)提取和分析區(qū)域，以減小壁面邊界條件對(duì)氣液兩相流動(dòng)的影響。此外，質(zhì)量流量入口處的湍流強(qiáng)度根據(jù)常溫下的一次風(fēng)速及風(fēng)口水力直徑計(jì)算得到，入口一次風(fēng)氣流中氧氣與空氣的質(zhì)量比為5∶1，但本數(shù)值模擬中暫不考慮氣液兩相間的化學(xué)反應(yīng)；同時(shí)，由于壓力出口位于富氧側(cè)吹爐豎直煙道端部，根據(jù)生產(chǎn)中微負(fù)壓操作參數(shù)，將其設(shè)置為-10 Pa。

表1 數(shù)值求解邊界條件Table 1 Boundary conditions for simulation

仿真計(jì)算時(shí)所使用的氣相和熔體相物性參數(shù)如表2所示，熔體相的物性參數(shù)設(shè)置為高鉛渣的相關(guān)數(shù)值，其中高鉛渣的密度和比熱容按照其化學(xué)組成計(jì)算，高溫下高鉛渣的黏度采用文獻(xiàn)[30]中的數(shù)據(jù)。同時(shí)，考慮到氣液兩相間巨大的溫度差可能對(duì)氣體密度以及兩相流動(dòng)過(guò)程的影響，將氣體設(shè)置為不可壓縮理想氣體，其密度僅隨溫度變化。在數(shù)值模擬的初始條件下，熔體相的溫度為1 473.15 K，一次風(fēng)入口氣流的溫度為300 K。

表2 氣相與熔體相物性參數(shù)Table 2 Physical properties of gaseous and melt phases

1.4 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證網(wǎng)格尺寸和數(shù)學(xué)模型的合理性和準(zhǔn)確性，采用如圖2所示的分區(qū)劃分網(wǎng)格的方式，在熔體區(qū)域分別采用3種不同尺寸的網(wǎng)格，獲取3套不同的網(wǎng)格體系以開(kāi)展網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)，如表3 所示。計(jì)算過(guò)程中，3套網(wǎng)格均采用相同的數(shù)學(xué)模型和邊界條件，硬件配置為4塊Intel Xeon Gold 6248處理器，共計(jì)80 核心，計(jì)算時(shí)長(zhǎng)如表3 所示。為驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，參考已有文獻(xiàn)[31-32]中的氣-液兩相系側(cè)吹實(shí)驗(yàn)，并計(jì)算速度基本消失的無(wú)因次距離x′：

式中：x′為無(wú)因次距離；x為一次風(fēng)口軸線上某一點(diǎn)至風(fēng)口處距離，m；d0為一次風(fēng)口的直徑，m。

氣-液兩相系側(cè)吹過(guò)程中，速度基本消失時(shí)的無(wú)因次距離x′為10～20[31-32]。由表3可知，網(wǎng)格1的無(wú)因次距離僅為8.98，而采用網(wǎng)格2 和網(wǎng)格3 的無(wú)因次距離與文獻(xiàn)[31-32]接近，且符合實(shí)驗(yàn)所得結(jié)論。因此，綜合考慮計(jì)算時(shí)長(zhǎng)等因素，后續(xù)計(jì)算均采用網(wǎng)格2尺寸開(kāi)展計(jì)算，如圖2(c)所示。

表3 網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)Table 3 Mesh independence study

2 數(shù)值模擬的工況設(shè)置與結(jié)果分析

富氧側(cè)吹爐內(nèi)一次風(fēng)的噴吹方式和風(fēng)速是影響熔池內(nèi)兩相流動(dòng)過(guò)程的重要因素，也是爐體操作制度優(yōu)化的重要方向。為了研究不同噴吹方式和噴吹速度條件下熔體的運(yùn)動(dòng)特點(diǎn)，在對(duì)吹和錯(cuò)吹2 種噴吹方式下，進(jìn)行風(fēng)速分別為175，225 和275 m/s的數(shù)值模擬。

2.1 不同噴吹方式對(duì)熔體運(yùn)動(dòng)的影響

2.1.1 工況參數(shù)設(shè)置

一次風(fēng)口作業(yè)方案示意圖如圖3 所示，其中，L1，L2，L3，L4，R1，R2，R3 和R4 分別為富氧側(cè)吹爐切片中的8個(gè)一次風(fēng)口。錯(cuò)吹與對(duì)吹工況開(kāi)啟的風(fēng)口位置及編號(hào)如紅色箭頭所示。錯(cuò)吹與對(duì)吹工況參數(shù)設(shè)置如表4所示。

表4 不同噴吹工況下仿真參數(shù)設(shè)置Table 4 Simulation parameters in different gas injection modes

圖3 一次風(fēng)口作業(yè)方案示意圖Fig.3 Schematic diagram of opening nozzles

2.1.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

由于仿真采用非穩(wěn)態(tài)的計(jì)算方式，因此需要首先確定熔池內(nèi)部?jī)上嗔鲃?dòng)由開(kāi)始噴吹到進(jìn)入相對(duì)穩(wěn)定狀態(tài)所需要的時(shí)間。為此，選取如圖4(a)所示熔體相靜止時(shí)所占灰色區(qū)域，計(jì)算熔體區(qū)域的平均速度：

式中：m為某空間區(qū)域內(nèi)的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)；vi為該區(qū)域內(nèi)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)i處的速度，m·s-1；vˉ為該區(qū)域內(nèi)的平均速度，m·s-1。

熔體區(qū)平均速度隨時(shí)間的變化曲線，如圖4(b)所示。從圖4(b)可見(jiàn)，在噴吹開(kāi)始的0.75 s 內(nèi)，熔體區(qū)域的平均速度變化較大，而在0.75～2.50 s 內(nèi)，2 種噴吹方式下熔體區(qū)域的平均速度基本穩(wěn)定在0.38 m/s 左右，波動(dòng)幅度均小于±5%，可以認(rèn)為在2 種噴吹方式下，熔池內(nèi)部氣-液兩相運(yùn)動(dòng)狀態(tài)在此時(shí)段內(nèi)都已基本趨于穩(wěn)定。

圖4 熔體區(qū)域平均速度的變化曲線Fig.4 Changes of average velocity of melt zone

為深入了解熔池內(nèi)不同高度位置處熔體相的速度和相體積分?jǐn)?shù)等信息，取若干位置截面(如圖5(a)所示，其中，爐內(nèi)熔體區(qū)域階梯處中部位置為坐標(biāo)原點(diǎn)O，H為爐高方向，W為爐寬方向)，計(jì)算不同高度截面上熔體相體積分?jǐn)?shù)平均值，結(jié)果如圖5(b)所示。從圖5可以看出，對(duì)吹工況條件下的熔體相體積分?jǐn)?shù)沿爐體高度方向上的變化規(guī)律與錯(cuò)吹工況下的結(jié)果相似。但是在對(duì)吹工況條件下，渣液面高度以下的熔體相體積分?jǐn)?shù)普遍低于錯(cuò)吹工況的熔體相體積分?jǐn)?shù)，而在渣液面高度以上位置處，其熔體相體積分?jǐn)?shù)則相對(duì)高于錯(cuò)吹工況的熔體相體積分?jǐn)?shù)，這說(shuō)明在對(duì)吹工況條件下，靜止液面以上區(qū)域內(nèi)受一次風(fēng)帶動(dòng)而翻卷起來(lái)的熔體較多，由此推測(cè)當(dāng)采用2組低風(fēng)口對(duì)吹時(shí)，沖擊至熔體中的2股一次風(fēng)氣流能夠使熔體翻卷的程度更高。

圖6 所示為t=2 s 時(shí)對(duì)吹和錯(cuò)吹工況下不同爐體高度和寬度位置處熔體相的平均速度(面平均速度)的變化曲線。從圖6 可知，無(wú)論是沿爐高方向還是爐寬方向，對(duì)吹工況下的熔體相平均速度均高于錯(cuò)吹工況下的結(jié)果。特別是從圖6(b)可以看到，當(dāng)采用4 個(gè)低風(fēng)口對(duì)吹時(shí)，靠近風(fēng)口位置處(爐寬W=±0.75 m)的熔體相平均速度較為接近，均約為0.45 m/s，比錯(cuò)吹工況中相同位置處的熔體平均速度分別約高0.15 m/s 和0.25 m/s。這說(shuō)明采用低風(fēng)口對(duì)吹時(shí)，在一定程度上有助于提高熔池內(nèi)熔體的運(yùn)動(dòng)速度，結(jié)合圖5中對(duì)吹工況下熔體體積分?jǐn)?shù)在靜止渣液面以上區(qū)域更大這一結(jié)果，說(shuō)明對(duì)吹時(shí)熔體翻卷的程度更劇烈。而在圖6(a)中，在H=1.467 m位置，對(duì)吹工況下的熔體相平均速度有所下降，這是因?yàn)樵谠摳叨任恢蒙?，有部分熔體運(yùn)動(dòng)達(dá)到其最高點(diǎn)而處在即將回落的狀態(tài)，其熔體相速度較低。

圖5 熔池內(nèi)不同高度位置及熔體相體積分?jǐn)?shù)沿爐體高度的變化曲線Fig.5 Schematic of different heights and changes of melt volume fraction along height of furnace

圖6 t=2 s時(shí)熔體相平均速度沿爐高和爐寬方向的變化曲線Fig.6 Changes of melt average velocity along height and width of furnace at t=2 s

圖7所示為熔池區(qū)域的速度矢量圖，其中，圖7(a)中所示深色截面區(qū)域即為矢量圖所選截面區(qū)域，圖7(b)和(c)所示分別為錯(cuò)吹工況和對(duì)吹工況下低風(fēng)口該截面的速度矢量圖。從圖7可以看出，即使在錯(cuò)吹工況下，一次風(fēng)口上部位置熔體仍會(huì)出現(xiàn)類似于對(duì)吹工況下熔體對(duì)稱翻卷的狀態(tài)，說(shuō)明左側(cè)位置熔體會(huì)受到相鄰位置處一次風(fēng)的帶動(dòng)，出現(xiàn)熔體向熔池中部翻卷的現(xiàn)象；但相較于對(duì)吹工況，錯(cuò)吹工況下熔體的翻卷狀態(tài)受右側(cè)一次風(fēng)影響更大，并略向左偏移。

圖7 熔體區(qū)域速度矢量圖Fig.7 Velocity vector in melt zone

為了更準(zhǔn)確地掌握不同工況下熔體受一次風(fēng)帶動(dòng)而獲得的速度，分別計(jì)算如圖5(a)所示渣液面高度、低風(fēng)口高度以及鉛液面高度以下空間區(qū)域內(nèi)的熔體相平均速度，如表5所示。通過(guò)對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，在任意高度位置以下的空間區(qū)域內(nèi)，對(duì)吹工況中的熔體平均速度均比錯(cuò)吹工況時(shí)的高。這說(shuō)明在相同的風(fēng)量條件下，采用4個(gè)低位風(fēng)口對(duì)吹時(shí)，氣流對(duì)熔體流動(dòng)的影響更大，熔池中熔體的運(yùn)動(dòng)更為劇烈，因而在一定程度上有利于促進(jìn)熔池內(nèi)氣、液兩相間的交互作用。但同時(shí)也必須注意，熔體受氣流影響而獲得的運(yùn)動(dòng)速度越大，其對(duì)爐墻壁面可能造成的沖刷也更嚴(yán)重，甚至可能對(duì)金屬鉛的沉降造成影響，因此，在實(shí)際生產(chǎn)中選擇噴吹方式時(shí)，應(yīng)當(dāng)綜合考慮多方面因素的影響。

表5 不同高度以下空間區(qū)域內(nèi)熔體的平均速度Table 5 Melt average velocity under different heights

2.2 不同噴吹速度對(duì)熔體運(yùn)動(dòng)的影響

2.2.1 工況參數(shù)設(shè)置

為研究不同一次風(fēng)速對(duì)熔池內(nèi)氣液兩相流動(dòng)的影響，除生產(chǎn)中常用的225 m/s 的一次風(fēng)風(fēng)速外，還針對(duì)一次風(fēng)速分別為175 m/s和275 m/s時(shí)的工況進(jìn)行模擬計(jì)算。由于錯(cuò)吹為目前生產(chǎn)中常用的噴吹方式，因此計(jì)算中采用上述錯(cuò)吹工況的物理模型及物性參數(shù)條件。在錯(cuò)吹方式下，不同風(fēng)速工況參數(shù)設(shè)置如表6所示。

表6 錯(cuò)吹方式下不同風(fēng)速工況參數(shù)設(shè)置Table 6 Simulation parameters of different injection speeds

2.2.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

圖8所示為3個(gè)工況條件下高風(fēng)口和低風(fēng)口中軸線上的氣流貫穿深度隨時(shí)間的變化曲線。從圖8可以看出，在3個(gè)工況下，兩風(fēng)口位置處的氣流貫穿深度隨時(shí)間變化的規(guī)律基本一致：在噴吹開(kāi)始后的0～0.5 s 內(nèi)，風(fēng)口位置處的氣流貫穿深度波動(dòng)均相對(duì)較大，但高風(fēng)口位置處氣流貫穿深度的波動(dòng)幅度略小于低風(fēng)口位置處的結(jié)果，這是由于高風(fēng)口在熔體中的浸沒(méi)深度較小，風(fēng)口上部熔體所產(chǎn)生的靜壓也相對(duì)較小，氣流進(jìn)入熔池后所產(chǎn)生的氣團(tuán)溢出熔體表面的時(shí)間較短，且體積相對(duì)較小。

圖8 不同噴吹速度下氣流貫穿深度隨時(shí)間的變化曲線Fig.8 Change curves of air penetration depth with time at different injection speeds

從圖8還可以發(fā)現(xiàn)，無(wú)論是高風(fēng)口處還是低風(fēng)口處，氣流貫穿深度在1～2 s時(shí)均基本穩(wěn)定在0.4 m左右。3個(gè)工況下1～2 s內(nèi)氣流貫穿深度的最大值、最小值及平均值如表7所示。可見(jiàn)：無(wú)論在高風(fēng)口還是在低風(fēng)口處，氣流貫穿深度的最大值、最小值以及平均值均隨一次風(fēng)速的提升而增大，且低風(fēng)口處的氣流貫穿深度均大于高風(fēng)口處的結(jié)果。這說(shuō)明增大一次風(fēng)速能夠在一定程度上提高氣流的貫穿深度，進(jìn)而增大富氧空氣與熔渣之間的接觸面積，有利于反應(yīng)的發(fā)生。

表7 不同工況下1～2 s內(nèi)氣流貫穿深度的最大值、最小值及平均值Table 7 The maximum,minimum and average values of air penetration depth during 1-2 s氣流貫穿深度/m

圖9所示為3個(gè)工況下不同爐體高度位置截面上熔體相的平均體積分?jǐn)?shù)的變化曲線。從圖9可以看出，在不同風(fēng)速的條件下，熔體相體積分?jǐn)?shù)的變化趨勢(shì)相似；但在靜止液面以下0.25 m范圍內(nèi)，3個(gè)工況的熔體相體積分?jǐn)?shù)均快速下降，這說(shuō)明該區(qū)域內(nèi)的大量熔體被氣流帶動(dòng)翻卷至靜止液面以上的位置，即受一次風(fēng)擾動(dòng)較強(qiáng)烈的區(qū)域。另外，在該強(qiáng)烈擾動(dòng)區(qū)域內(nèi)，隨著風(fēng)速增加，熔體相體積分?jǐn)?shù)下降更快，這說(shuō)明風(fēng)速由175 m/s 提升至275 m/s 時(shí)，能夠?yàn)樵搮^(qū)域內(nèi)的熔體提供更強(qiáng)的擾動(dòng)。

圖9 熔體相體積分?jǐn)?shù)沿爐體高度方向上的變化曲線Fig.9 Melt volume fraction changing along height of furnace

圖10 所示為同風(fēng)速下熔體區(qū)域的速度矢量圖(開(kāi)放右側(cè)低風(fēng)口)。從圖10可以發(fā)現(xiàn)，在一次風(fēng)口上部，即使該截面位置為右側(cè)低風(fēng)口噴吹，在左側(cè)仍會(huì)出現(xiàn)熔體向熔池中部翻卷的狀態(tài)，說(shuō)明左側(cè)位置熔體會(huì)受到相鄰位置處一次風(fēng)的帶動(dòng)，出現(xiàn)熔體向熔池中部翻卷的現(xiàn)象。但是，隨著一次風(fēng)速不斷增大，翻卷至爐體中部的熔體逐漸貼近左側(cè)爐墻，圖中紅色箭頭所示漩渦也越貼近左側(cè)爐墻，且當(dāng)一次風(fēng)速達(dá)到275 m/s 時(shí)一次風(fēng)口下部的渦消失，即風(fēng)速越高，右側(cè)(風(fēng)口側(cè))熔體受氣流帶動(dòng)向左側(cè)翻卷的程度越劇烈，這說(shuō)明風(fēng)速越高，對(duì)熔池內(nèi)熔體的影響區(qū)域越大。

圖10 熔體區(qū)域速度矢量圖Fig.10 Vector in melt zone

根據(jù)圖5(a)中所示不同高度位置，計(jì)算3 個(gè)工況中不同高度以下空間區(qū)域的熔體相平均速度，結(jié)果如圖11 所示。從圖11 可以看出，渣液面高度以下熔體的運(yùn)動(dòng)速度最大，低風(fēng)口高度以下熔體運(yùn)動(dòng)速度其次，說(shuō)明一次風(fēng)進(jìn)入熔池內(nèi)部后對(duì)風(fēng)口高度至渣液面高度空間區(qū)域的熔體運(yùn)動(dòng)影響最大。在相同高度位置下，熔體的運(yùn)動(dòng)速度隨著風(fēng)速的增大而增大，說(shuō)明在175 m/s至275 m/s的風(fēng)速范圍內(nèi)，增大風(fēng)速能夠提高熔池內(nèi)熔體運(yùn)動(dòng)的劇烈程度。另外，當(dāng)風(fēng)速由175 m/s 增大至225 m/s時(shí)，渣液面以下區(qū)域的熔體相平均速度變化劇烈，而鉛液面以下區(qū)域的熔體相的平均速度變化很小，說(shuō)明增大風(fēng)速對(duì)風(fēng)口上部區(qū)域熔體的影響遠(yuǎn)比對(duì)底部金屬相的影響更大，因此，在合理范圍內(nèi)增大風(fēng)速，能夠提高對(duì)一次風(fēng)口上部熔體的擾動(dòng)，從而提高氣流和熔體的接觸面積，有利于反應(yīng)的發(fā)生和進(jìn)行；同時(shí)，由于鉛液面以下金屬相的平均速度基本穩(wěn)定不變，因此，風(fēng)速的提高對(duì)于熔池底部金屬相的靜置不會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的影響。

圖11 不同工況下不同高度位置以下空間區(qū)域內(nèi)熔體的平均速度Fig.11 Melt average velocity under different heights in different cases

3 結(jié)論

1)在對(duì)吹工況下，低風(fēng)口截面處熔體向熔池中部翻卷并基本呈對(duì)稱的狀態(tài)；在錯(cuò)吹工況下，因受相鄰高風(fēng)口帶動(dòng)的影響在低風(fēng)口截面處仍會(huì)出現(xiàn)與對(duì)吹時(shí)相似的結(jié)果。

2)在相同的風(fēng)量條件下，采用4個(gè)低位風(fēng)口對(duì)吹時(shí)氣流對(duì)熔體的影響更大，能夠使熔池中熔體運(yùn)動(dòng)更加劇烈，但熔體的運(yùn)動(dòng)速度越大，對(duì)爐墻壁面造成的沖刷蝕損可能更加嚴(yán)重，甚至可能影響金屬鉛的沉降過(guò)程，在實(shí)際生產(chǎn)中選擇噴吹方式時(shí)應(yīng)當(dāng)綜合考慮。

3)不同風(fēng)速工況下，無(wú)論在高風(fēng)口還是在低風(fēng)口處，氣流貫穿深度隨風(fēng)速的提升而增大，且低風(fēng)口處的氣流貫穿深度均大于高風(fēng)口處的結(jié)果。

4)在風(fēng)速為175～275 m/s范圍內(nèi)，一次風(fēng)對(duì)熔體擾動(dòng)強(qiáng)烈的區(qū)域?yàn)殪o止渣液面至液面以下0.25 m范圍，且增大風(fēng)速有利于提高熔池上部熔體運(yùn)動(dòng)的劇烈程度，進(jìn)而提升熔煉效率，且不會(huì)對(duì)金屬相的靜置產(chǎn)生顯著影響。