陳 卓, 王云霄, 宋修明, 趙榮升, 殷術貴

(1. 中南大學 能源科學與工程學院，長沙 410083；2. 金隆銅業(yè)有限公司，銅陵 244000)

金隆銅業(yè)有限公司閃速爐是我國自行設計和建造的第一座煉銅閃速爐，其最初設計生產(chǎn)能力為年產(chǎn)陰極銅10萬t；在歷經(jīng)多次技術升級改造后，2009年該閃速爐精礦噴嘴處理能力已提高至170 t/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塔內氣粒兩相流動與反應過程展開仿真研究，綜合分析爐內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、大滯后的復雜過程，并且由于受到現(xiàn)場條件和測試技術手段的限制，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 Olympic Dan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182 t/h高投料量條件下的銅閃速爐反應塔內氣、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效率、優(yōu)化操作制度提供指導。

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塔與沉淀池氣相空間。由于閃速爐反應塔、沉淀池以及精礦噴嘴在結構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.1 Computational domain of copper flash smelting furnace

圖2 精礦噴嘴結構Fig.2 Structure of concentrate jet distributor burner

計算模型網(wǎng)格劃分采用非結構化網(wǎng)格，并在精礦噴嘴部位進行網(wǎng)格局部加密。計算區(qū)域以爐體內壁為邊界；其中工藝風、分散風和中央氧等噴吹進入爐內的入口均設置為速度入口邊界條件(各反應配風的操作參數(shù)如表1所列)；沉淀池下游煙氣出口設置為壓力出口條件；反應塔與沉淀池中心對稱面設置為對稱面邊界條件；其余則設置為無滑移壁面邊界條件。

表1 閃速爐操作參數(shù)Table 1 Operation parameters of flash furnace

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)熔煉過程的特點選取動量、質量與能量傳遞過程的控制方程，其通用形式如下：

式中：ρ為密度；ν為運動粘性系數(shù)；φ為通用因變量；Γφ是輸運系數(shù)；Sφ為連續(xù)性方程(氣相)的源項；Spφ為由氣粒反應產(chǎn)生的源項。表2所列為采用式(1)解不同方程時，對應變量的具體形式。

表2中，μ0為分子黏度，μT為湍流黏度，σk為k方程的湍流普朗特數(shù)，μeff為有效黏度(等于分子黏度與湍流黏度之和)，pr為靜壓，?qr來自熱輻射或化學反應的熱量，?ws為燃燒或化學反應過程的物質生成率。

表2 湍流傳遞過程通用方程Table 2 General form of turbulent transport equation

1.2.2 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。以直角坐標系x方向為例，其控制方程可寫為

式中：μp為顆粒相速度，u為連續(xù)相速度，F(xiàn)D(u?up)為單位質量顆粒相所受的拖拽力，F(xiàn)x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)Table 3 Parameters of particle size distribution

1.3 反應模型

閃速爐入爐物料成分復雜，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(質量分數(shù))如表4所列。

閃速熔煉過程反應復雜，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個階段。借鑒研究小組多年來的研究結果，在充分考慮閃速熔煉過程特點的前提下，仿真計算中設置的主要熔煉反應如下：

1) 黃銅礦CuFeS2入爐后與O2發(fā)生燃燒反應，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)生過氧化反應及還原反應：

3) 造渣反應

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162 t/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)值仿真熔煉模型結果可靠，能準確地反映出閃速爐內熔煉過程中相關場分布信息的特點。

2 仿真結果

仿真計算得到的閃速爐反應塔內主要的速度、溫度和濃度分布結果祥述如下。

2.1 速度分布

圖3所示為反應塔中心對稱面的速度矢量圖。從圖3可以看出，工藝風進入反應塔后，其體積迅速膨脹，在距塔頂2 m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沿反應塔壁向上流動，兩部分氣流運動在反應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)的回流明顯大于東側回流，尤其在反應塔與沉淀池結合部位，兩個回流之間的強弱差別更為明顯。由圖4可知，在反應塔與沉淀池結合部位，由于氣流速度劇烈變化，且位置靠近沉淀池渣面，在高溫煙氣的沖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，西側上卷氣流占據(jù)了反應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，從而造成高溫煙氣出口困難、反應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.3 Velocity vectors on symmetric surface

圖4 閃速爐內流線圖Fig.4 Flow lines in flash smelting furnace

2.2 溫度分布

圖5所示為反應塔中心對稱面的溫度分布結果，圖6所示為精礦顆粒的溫度分布結果。從圖5和6可以看出，在精礦噴嘴下方約1 m以內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，反應塔內氣相溫度迅速提高，在約一半塔高位置處達到溫度最大值后一直延伸到反應塔底；相比主體氣柱中心區(qū)域，氣柱外側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；在距離反應塔頂約3 m的高度處，氣柱中心處高溫與外側低溫仍有約800 K的差值。

圖5 中心面氣相溫度分布圖Fig.5 Distribution of gas temperature on symmetric surface

圖6 顆粒溫度分布Fig.6 Distribution of particle temperature

謝鍇等[15]曾對相同結構的閃速爐、但在較低投料量(93 t/h)條件下的熔煉過程進行過類似的數(shù)值仿真工作。研究結果中，反應塔中心的溫度在距塔頂不到2 m的距離即達到最高值并基本保持穩(wěn)定(見圖7)。對比謝鍇的結果與本研究的仿真計算結果(見圖8)可以發(fā)現(xiàn)：雖然閃速爐結構相同，但是當投料量從93 t/h增加到182 t/h后，反應塔內穩(wěn)定高溫區(qū)域的位置從距離反應塔頂不到2 m處降低到約3 m處，其下降幅度達到近1 m的高度。這一點與現(xiàn)場反應塔外壁溫度監(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93 t/h時反應塔中心溫度隨塔的高變化Fig.7 Change of central temperature with shaft height at loading rate of 93 t/h

反應塔高溫區(qū)位置下移對塔內的熔煉反應過程將產(chǎn)生嚴重的負面影響。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，精礦顆粒進入反應塔之后也必然經(jīng)歷一段距離方可達到激烈反應的條件。在低投料量條件下，入爐精礦質量小，在高溫煙氣作用下升溫迅速，因此精礦顆粒進入反應塔后很快即開始進行劇烈的熔煉反應。但是當投料量大幅提高后，由于入爐精礦顆粒質量增加，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，由于氣粒混合愈加困難，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，精礦顆粒反應延遲，就意味著反應塔有效高度降低，在極端情況下，這將導致精礦粒子來不及充分反應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182 t/h時反應塔中心溫度沿塔高的變化Fig.8 Change of central temperature with shaft height at loading rate of 182 t/h

2.3 濃度分布

圖9所示為反應塔中心對稱面的氧氣濃度分布計算結果?？傮w看來，氧氣進入反應塔后，中央氧出口下方的氧氣消耗很快，而工藝風外圍的氧氣消耗較慢。在距塔頂約3 m的范圍內，氣相氧氣濃度普遍較高；至反應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，因此反應塔上部氧氣含量較高，而反應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塔內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3 m以下的范圍才出現(xiàn)。這說明由于氣?；旌锨芳讯鴮е聞×业娜蹮挿磻饕l(fā)生在反應塔中下部區(qū)域。

圖9 中心面O2分布Fig.9 Concentration distribution of O2 on symmetric surface

圖10 中心面二氧化硫分布Fig.10 Concentration distribution of SO2 on symmetric surface

3 結論

1) 工藝風進入反應塔后其體積逐漸膨脹，在距塔頂2 m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，另一部分沿反應塔壁向上形成回流；在遠離沉淀池出口一側反應塔與沉淀池結合部氣流速度變化劇烈，高溫煙氣的沖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，且高溫反應核心區(qū)域位置偏下并一直延伸到反應塔底部。這將導致精礦顆粒入爐后加熱感應時間延長，甚至造成部分精礦未來得及完全反應便落入沉淀池而成為生料。與此同時，在反應塔同一高度位置處，主體氣柱內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，而工藝風外圍的氧氣消耗很慢；爐內氣相氧氣含量在距塔頂約 3 m的范圍內具有較高的濃度，至反應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。結合兩者結果可知：精礦入爐后氣、粒間混合欠佳是造成劇烈的熔煉反應主要發(fā)生在反應塔中下部區(qū)域，以及O2利用率較低的主要 原因。

4) 加強氣?；旌鲜歉纳聘邚姸乳W速熔煉條件下生產(chǎn)狀況的關鍵。為此，有必要進一步針對工藝風、分散風、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氣?；旌戏磻^程的操作制度。

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