李世旺，王仕博，王華，汪雨慧，陳全坤

（1 昆明理工大學(xué)，省部共建復(fù)雜有色金屬資源清潔利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，云南昆明650093；2 昆明理工大學(xué)冶金與能源工程學(xué)院，云南昆明650093；3 易門(mén)銅業(yè)有限公司，云南玉溪651100）

底吹富氧熔煉工藝已廣泛應(yīng)用于銅、錫、鉛等重金屬的冶煉過(guò)程，為使熔煉工藝向著更低能耗、更高效環(huán)保的方向邁進(jìn)，眾多專家學(xué)者都在對(duì)冶煉技術(shù)進(jìn)行不斷的探索。如中國(guó)恩菲工程技術(shù)有限公司將底吹熔煉爐、造銅爐和CR 爐有機(jī)連接研制成“一擔(dān)挑”煉銅法，實(shí)現(xiàn)了吹煉與火法精煉合并，縮短了工藝流程[1]。河南豫光金鉛股份有限公司開(kāi)發(fā)了雙底吹熔煉爐和底吹吹煉爐組成的粗銅連續(xù)吹煉系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)了粗銅冶煉過(guò)程的連續(xù)化，為國(guó)內(nèi)銅冶煉企業(yè)的技術(shù)升級(jí)改造提供了示范作用[2]。東營(yíng)方圓有色金屬有限公司獨(dú)立自主研發(fā)的兩步煉銅工藝采用“1臺(tái)多元爐+2臺(tái)火精爐”的工藝布置，將冶煉工序由三步縮短成了兩步，同時(shí)保證了整個(gè)生產(chǎn)系統(tǒng)的連續(xù)性，解決了低空污染、產(chǎn)能受限等問(wèn)題[3]。而熔池熔煉技術(shù)的提高重點(diǎn)在于對(duì)氣體噴吹攪拌過(guò)程的研究。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)底吹氣體攪拌過(guò)程的研究方興未艾，在有色金屬領(lǐng)域內(nèi)，王書(shū)曉等[4]研究了蘑菇頭存在情況下底吹爐內(nèi)流體的流動(dòng)情況，對(duì)氣流噴吹過(guò)程氣泡形貌變化、上升時(shí)間以及蘑菇頭存在情況下對(duì)爐內(nèi)氣液兩相流動(dòng)的影響進(jìn)行了研究。王親猛、郭學(xué)益等[5-7]通過(guò)分析氧氣底吹銅熔煉渣及銅锍中Fe、S、Cu等組元含量變化趨勢(shì)，結(jié)合冶金過(guò)程原理，研究渣-銅锍間多組元含量的映射關(guān)系及熔煉過(guò)程優(yōu)化，為氧氣底吹煉銅過(guò)程工藝性能分析及過(guò)程優(yōu)化提供理論指導(dǎo)。張振揚(yáng)、閆紅杰等[8-9]建立了底吹熔池熔煉爐內(nèi)氣液兩相流動(dòng)的三維瞬態(tài)數(shù)學(xué)模型，對(duì)爐內(nèi)氣泡主要參數(shù)、氣含率分布規(guī)律、氧槍出口附近壓力變化以及液面波動(dòng)情況進(jìn)行了研究，應(yīng)用正交試驗(yàn)對(duì)熔池熔煉爐的氧槍結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化。在鋼鐵領(lǐng)域內(nèi)，李寶寬等[10-11]對(duì)底吹鋼包的幾種噴吹方式和鋼包內(nèi)渣層運(yùn)動(dòng)行為進(jìn)行了研究，分析了幾種噴吹方式對(duì)底吹鋼包流動(dòng)與混合過(guò)程的影響，通過(guò)建立底吹鋼包內(nèi)氣/鋼液/渣三相流動(dòng)數(shù)學(xué)模型再現(xiàn)了三相流動(dòng)現(xiàn)象。Zhang 等[12]對(duì)鋼包噴吹過(guò)程中的鋼渣-空氣多相流動(dòng)進(jìn)行了模擬研究，闡明了夾雜物的形成機(jī)理。但上述對(duì)底吹氣體攪拌的研究大多是以直管?chē)姌尀檠芯繉?duì)象，而在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中已普遍采用多孔道噴槍，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)多孔道噴槍強(qiáng)化機(jī)理的研究也不多見(jiàn)，同時(shí)，底部富氧噴吹是一個(gè)氣固液互相耦合的多相流動(dòng)過(guò)程，其混合流動(dòng)和攪拌過(guò)程比較復(fù)雜[13]，是國(guó)內(nèi)外研究的熱點(diǎn)。

本文作者所在的昆明理工大學(xué)冶金節(jié)能減排團(tuán)隊(duì)針對(duì)富氧噴吹強(qiáng)化攪拌工藝開(kāi)展了大量深入的機(jī)理及實(shí)驗(yàn)研究，如提出等值面與特定截面物理量的加權(quán)平均法判定三維瞬態(tài)多相流混合程度的評(píng)價(jià)方法，實(shí)現(xiàn)了時(shí)間-空間上跨尺度的后處理分析體系[14]。楊濮亦等[15-16]對(duì)Y型氣液混合頂吹氣泡群攪拌規(guī)律進(jìn)行了研究，分析了氣泡在兩相不同黏性流體間及相界面處的形變機(jī)理。熊靚等[17]通過(guò)搭建貧化電爐水模型平臺(tái)進(jìn)行了關(guān)于浸沒(méi)式油氣混合頂吹噴槍插入深度對(duì)熔池的攪拌效果的研究。肖清泰等[18]通過(guò)氣體噴吹水模型實(shí)驗(yàn)平臺(tái)獲取水模型噴口上方流場(chǎng)彩色圖像，進(jìn)而運(yùn)用圖像處理技術(shù)對(duì)氣泡擾動(dòng)形成的流場(chǎng)圖像進(jìn)行灰度級(jí)強(qiáng)度測(cè)算，驗(yàn)證了灰度級(jí)強(qiáng)度表征混合特性的準(zhǔn)確性，推進(jìn)了圖像處理技術(shù)在底吹攪拌反應(yīng)器流動(dòng)與混合特性上的研究。劉泛函、王華等[19-20]提出面積指數(shù)M的計(jì)算方法，采用面積指數(shù)時(shí)間序列對(duì)瓦紐科夫爐雙側(cè)吹熔池熔煉中的氣體射流行為進(jìn)行了量化。李鵬[21]采用數(shù)值模擬和相似水模型實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法，研究了氣體射流振蕩攪拌對(duì)底吹熔池熔煉的影響，總結(jié)了不同速度、不同氧槍排布方式以及不同氧槍傾角與噴吹氣泡群形態(tài)的變化關(guān)系。通過(guò)對(duì)以上有關(guān)頂吹、側(cè)吹和底吹工藝的大量研究，對(duì)氣體噴吹攪拌技術(shù)有了一定經(jīng)驗(yàn)，這為研究多孔道底吹氣體攪拌奠定了基礎(chǔ)。

多孔道底吹氣體攪拌過(guò)程涉及氣泡的形成、破碎、聚合等行為[22-26]，爐內(nèi)流動(dòng)情況比較復(fù)雜且氣相體積分?jǐn)?shù)較高。目前，利用多相流體體積（VOF）模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算的方法已被廣泛應(yīng)用，如李本文等[27]將VOF 模型和Lee Model 相結(jié)合，對(duì)重力熱管內(nèi)水蒸發(fā)和水蒸氣冷凝過(guò)程進(jìn)行了模擬研究。Chen等[28]選擇VOF，k-ε湍流模型對(duì)動(dòng)量方程進(jìn)行離散求解，分析了氣泡發(fā)生器沿流動(dòng)方向各段速度、壓力、湍流動(dòng)能的分布規(guī)律。Wang 等[29]使用改進(jìn)的流體體積方法，對(duì)離子液體中單氣泡上升運(yùn)動(dòng)過(guò)程的形狀、速度和當(dāng)量直徑進(jìn)行了研究，并利用所提出的數(shù)值模擬模型預(yù)測(cè)了氣泡周?chē)俣葓?chǎng)和壓力場(chǎng)的變化。Saeedipour 等[30]應(yīng)用歐拉VOF 方法模擬了霧化狀態(tài)下高雷諾數(shù)液體射流的液滴形成過(guò)程，并使用轉(zhuǎn)子動(dòng)態(tài)分析（PDA）對(duì)霧化狀態(tài)下不同雷諾數(shù)水射流破碎產(chǎn)生的噴霧中的液滴尺寸和速度分布進(jìn)行了測(cè)量。Pang等[31]用VOF模型對(duì)剪切變薄的非牛頓流體中單個(gè)氣泡的上升進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)氣泡形狀變化取決于重力、表面張力、黏性力和流變指數(shù)的大小，氣泡變形隨Eo和Ga數(shù)的增加而增大，隨流變指數(shù)的增加而減小。由此可見(jiàn)，VOF 模型對(duì)于預(yù)測(cè)流體中氣泡的運(yùn)動(dòng)和氣液界面的穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)處理具有較強(qiáng)針對(duì)性，因此，本文采用VOF模型對(duì)底吹氣體攪拌過(guò)程展開(kāi)研究。

圖1 底吹攪拌水模型實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

1 物理模型

1.1 水模型實(shí)驗(yàn)臺(tái)的建立

本研究以底吹熔煉爐噴槍結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，經(jīng)過(guò)實(shí)地考察和實(shí)驗(yàn)確定多孔道噴槍結(jié)構(gòu)，通過(guò)相似水模型實(shí)驗(yàn)與三維非穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬相結(jié)合的方法對(duì)所建立的數(shù)學(xué)模型的可靠性進(jìn)行驗(yàn)證，并以熔體中氣泡上升時(shí)間、熔體氣含率方差和熔體平均湍流強(qiáng)度等為衡量標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)比分析直管和多孔道噴槍熔池熔煉過(guò)程的強(qiáng)化攪拌效果，從而為相關(guān)技術(shù)優(yōu)化提供理論依據(jù)。圖1是為驗(yàn)證底吹攪拌模擬計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性而搭建的水模型實(shí)驗(yàn)臺(tái)。

底吹噴槍是底吹熔煉爐的核心部件之一，在熔煉過(guò)程中，氣體通過(guò)噴槍射入爐內(nèi)，為反應(yīng)提供氧化劑和熔體攪拌所需動(dòng)力，直接影響底吹爐負(fù)荷率、作業(yè)率、爐壽、爐況及附屬設(shè)備的能耗。通過(guò)實(shí)地考察和搭建實(shí)驗(yàn)臺(tái)模擬計(jì)算后得到優(yōu)化后的噴槍結(jié)構(gòu)尺寸，設(shè)計(jì)底吹爐多孔道噴槍外徑為48mm、槍心41mm，噴槍分為3 層：第1 層向底吹爐爐內(nèi)噴入壓縮空氣，第2、3 層向底吹爐爐內(nèi)噴入壓縮氧氣。為單純得到噴槍結(jié)構(gòu)對(duì)熔體的作用，本研究采用如圖2所示模型展開(kāi)研究，簡(jiǎn)化后的模型直徑為600mm，高為900mm，靜止?fàn)顟B(tài)下熔池液面高度為600mm，多孔道氧槍浸沒(méi)在液體中的長(zhǎng)度為50mm。

圖2 數(shù)值模擬三維視圖及多孔道噴槍結(jié)構(gòu)

如圖3所示，為保證網(wǎng)格質(zhì)量以及提高計(jì)算效率，該模型采用多面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，并且模型內(nèi)部采用一定準(zhǔn)則進(jìn)行網(wǎng)格質(zhì)量?jī)?yōu)化使計(jì)算精度得到提高。對(duì)于流體速度梯度較大的噴槍出口處及運(yùn)動(dòng)比較集中的計(jì)算域，為了能夠準(zhǔn)確模擬出流場(chǎng)變化，對(duì)氣液兩相主要作用區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行加密處理。網(wǎng)格質(zhì)量大于0.85，不存在負(fù)網(wǎng)格，最大網(wǎng)格尺寸為6mm。

1.2 模型簡(jiǎn)化與假設(shè)

本研究重在對(duì)多孔道底吹氣液兩相流中氣液混合強(qiáng)化攪拌特征的探討，通過(guò)水模型實(shí)驗(yàn)臺(tái)可定性分析氣液兩相流動(dòng)特性，所以流動(dòng)介質(zhì)選擇空氣和水。為便于模擬計(jì)算，針對(duì)本文計(jì)算模型提出以下假設(shè)：

（1）為明確研究重點(diǎn)，暫不考慮燃燒化學(xué)反應(yīng)、加料、加渣等因素，故假設(shè)初始熔池液面為靜止?fàn)顟B(tài)；

（2）氣液兩相流體為牛頓流體且不可壓縮，密度、黏度等物性參數(shù)不隨時(shí)間變化；

圖3 計(jì)算區(qū)域及多面體網(wǎng)格

（3）氣液交界面作自由液面處理；

（4）將固體壁面看作無(wú)滑移邊界，靠近壁面處的邊界層采用標(biāo)準(zhǔn)壁函數(shù)進(jìn)行處理，壁面方程的運(yùn)用能夠很好地修正湍流模型，從而解決壁面的存在對(duì)流動(dòng)的影響。

2 數(shù)學(xué)模型及網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)

2.1 數(shù)學(xué)模型

2.1.1 多相流模型

將水和空氣視為不可壓縮流體，采用VOF 模型對(duì)多孔道噴槍熔池中的兩相流混合攪拌過(guò)程進(jìn)行模擬計(jì)算。VOF 模型是一種固定的歐拉網(wǎng)格下的表面跟蹤方法，通過(guò)求解單獨(dú)的動(dòng)量方程和處理穿過(guò)區(qū)域的每一流體的體積分?jǐn)?shù)來(lái)模擬兩種或三種不能混合的流體，當(dāng)需要得到一種或多種互不相融流體間的界面分布狀況時(shí)，可采用該模型[32]。

（1）連續(xù)性方程 在VOF 模型中，通過(guò)求解一相或者多相體積分?jǐn)?shù)的連續(xù)性方程來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)相界面的追蹤，氣液相體積分?jǐn)?shù)連續(xù)性方程分別如式(1)～式(3)所示。

式中，m?yq為單位時(shí)間單位體積內(nèi)氣相到液相的質(zhì)量輸送，kg/(m3·s)；m?yq為單位時(shí)間單位體積內(nèi)液相到氣相的質(zhì)量輸送，kg/(m3·s)；αq為氣相體積分?jǐn)?shù)；Sαq為氣相源項(xiàng)；αy為液相體積分?jǐn)?shù)；Sαy為液相源項(xiàng)；Uq為氣相速度，m/s；Uy為液相速度，m/s；ρq為氣相密度，kg/m3；ρy為液相密度，kg/m3。

（2）動(dòng)量守恒方程 VOF 模型中的速度場(chǎng)可通過(guò)求解整個(gè)計(jì)算區(qū)域內(nèi)的單一動(dòng)量方程得到，并且速度場(chǎng)作為計(jì)算結(jié)果由各相共享，動(dòng)量方程如式(4)所示。

式中，ρ為流體密度，kg/m3；p為壓強(qiáng)，Pa；v為流體速度，m/s；F 為作用于控制容積上的體積力，N；μ為動(dòng)力黏度，Pa·s。

2.1.2 湍流模型

底吹氣液兩相流是一種復(fù)雜的混合攪拌行為，攪拌過(guò)程中流體系統(tǒng)穩(wěn)定性降低，從而產(chǎn)生高雷諾數(shù)的湍流現(xiàn)象。雖然國(guó)內(nèi)學(xué)者外對(duì)湍流的研究已有上百年，但是仍然沒(méi)有一套精準(zhǔn)的湍流理論，目前已知的湍流流動(dòng)具有明顯的隨機(jī)性，流動(dòng)中產(chǎn)生的渦流會(huì)消耗一部分能量，即能量損失。氣體以一定速度噴入熔池中表現(xiàn)為帶有渦旋的強(qiáng)烈湍流狀態(tài)，而RNG k-ε 模型在處理應(yīng)變率及流線彎曲較大的渦旋流動(dòng)中更具有優(yōu)勢(shì)[33-34]。鑒于以上原因，易采用RNG k-ε模型來(lái)對(duì)底吹強(qiáng)化攪拌進(jìn)行模擬。

湍流動(dòng)能k方程見(jiàn)式(5)。

湍流動(dòng)能耗散率ε方程見(jiàn)式(6)。

RNG k-ε 方程中相關(guān)常數(shù)由理論分析給出：Cμ=0.0845，G*1ε=Cε1-η(1-η/η0)/(1+βη3)，Cε2=1.68，Cε1=1.42，σk=0.7194，σε=0.7194，μeff=μ+μt，μt=ρCμk2/ε，η=(2Eij·Eij)0.5×(k/ε)，η0=4.377，β=0.012，Eij=(?ui/?xj+?uj/?xi)/2。

2.2 邊界條件和網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)

氧槍入口為速度入口邊界條件，入口噴吹速度為2.0m/s，入口壓力為0.5MPa；爐膛出口設(shè)置為壓力出口邊界條件，出口壓力為負(fù)（表壓）。在大多數(shù)情況下，湍流是在入口后面一段距離經(jīng)轉(zhuǎn)捩形成的，所以入口邊界設(shè)置為均勻湍流以便簡(jiǎn)化模型設(shè)置。流動(dòng)狀況為非定常流動(dòng)，壓力速度耦合選擇SIMPLEC 算法，為了提高計(jì)算精度，動(dòng)量項(xiàng)采用二階迎風(fēng)格式，湍流項(xiàng)采用一階迎風(fēng)格式。

為確保模擬計(jì)算結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)量無(wú)關(guān)，對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)，分別對(duì)網(wǎng)格數(shù)量為25 萬(wàn)、55 萬(wàn)、85 萬(wàn)、115 萬(wàn)、145 萬(wàn)和175 萬(wàn)的模型進(jìn)行模擬計(jì)算，模擬結(jié)果如圖4所示。由圖可知，網(wǎng)格數(shù)量為145 萬(wàn)時(shí)，第1個(gè)氣泡達(dá)到液面的時(shí)間約為0.59s，之后隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加所需時(shí)間基本不隨網(wǎng)格數(shù)量的大小而變化。在滿足網(wǎng)格質(zhì)量前提條件下，應(yīng)盡量選擇網(wǎng)格數(shù)量較小的模型以節(jié)省計(jì)算時(shí)間，所以最終確定網(wǎng)格數(shù)量為145萬(wàn)。

圖4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)

3 模型驗(yàn)證

利用高速攝像機(jī)對(duì)水模型試驗(yàn)裝置中的氣液兩相流混合攪動(dòng)情況進(jìn)行拍攝，將捕捉的圖像與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證水模型實(shí)驗(yàn)的可靠性以及模擬的準(zhǔn)確性。水模型尺寸及實(shí)驗(yàn)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 模型尺寸及實(shí)驗(yàn)參數(shù)

分別對(duì)直管?chē)姌尯投嗫椎绹姌寚姶的M進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，以第1氣泡形成到第1氣泡到達(dá)液面破碎這一段時(shí)間展開(kāi)研究。圖5(a)、(a')為氣泡形成階段，隨著進(jìn)氣量不斷增加，氣泡不斷長(zhǎng)大直到脫離噴槍口。隨著氣泡的上升，氣泡受到周?chē)后w的壓力越來(lái)越小，氣泡不斷膨脹，同時(shí)受表面張力和浮力作用，氣泡呈現(xiàn)出帽狀樣式，如圖5(b)所示，隨后帽狀氣泡兩側(cè)尖端破碎并分離出小氣泡，如圖5(c)所示。氣泡形成帽狀后上升速度明顯變慢，被隨后而來(lái)的氣泡沖擊沖碎為多個(gè)小氣泡，小氣泡又不斷融合形成大氣泡，最終氣泡到達(dá)液面破碎。

直管?chē)姌尯投嗫椎绹姌寚姶颠^(guò)程中都經(jīng)歷了氣泡的形成、膨脹、分離、融合和破碎等行為，不同的是多孔道噴槍噴吹過(guò)程氣泡表現(xiàn)得更為連續(xù)，形狀類似氣泡簇，且氣泡在流體攪動(dòng)作用下更易破碎成多個(gè)小氣泡，相比于直管?chē)姌寚姶诞a(chǎn)生的氣泡，這種行為的出現(xiàn)能夠降低熔池噴濺現(xiàn)象，從而避免因熔體噴濺粘接導(dǎo)致下料口堵塞問(wèn)題的發(fā)生。

以上通過(guò)對(duì)底吹熔煉爐水模型實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果的定性分析可看到，水模型實(shí)驗(yàn)拍攝的氣泡運(yùn)動(dòng)行為和數(shù)值模擬的結(jié)果很相似，這證實(shí)了水模型實(shí)驗(yàn)的可靠性，并且也證實(shí)了數(shù)值模擬中建立的數(shù)學(xué)模型所采取的一系列求解方法的準(zhǔn)確性和可行性，為進(jìn)一步對(duì)直管?chē)姌尯投嗫椎绹姌寚姶档纳钊敕治鎏峁┝吮Ｕ稀?/p>

4 多孔道底吹噴槍強(qiáng)化攪拌機(jī)理分析

測(cè)定第1 個(gè)氣泡從產(chǎn)生到到達(dá)液面所用時(shí)間，發(fā)現(xiàn)直管?chē)姌尯投嗫椎绹姌屗脮r(shí)間分別為0.59s和0.50s，這表明氣體經(jīng)過(guò)多孔道噴槍后噴吹速度有變大的趨勢(shì)。對(duì)動(dòng)態(tài)平衡前后多孔道噴槍熔池不同深度處的速度進(jìn)行監(jiān)測(cè)，定義h為距離噴槍口的距離，取h 分別為0.05m、0.25m 和0.45m。從圖6可以發(fā)現(xiàn)，動(dòng)態(tài)平衡前后靠近多孔道噴槍0.05m位置處都會(huì)出現(xiàn)速度突增，這種速度突增現(xiàn)象類似于拉瓦爾管效應(yīng)，多孔道的存在使得噴槍內(nèi)部壓力大于噴槍外部壓力，噴槍內(nèi)外形成了一個(gè)壓力差，氣體通過(guò)多孔道時(shí)壓力降低，速度增大，所以相比于直管?chē)姌?，多孔道噴槍?duì)熔體的噴吹速度有所增大，噴吹速度的增大使氣體具有更大的動(dòng)能帶動(dòng)周?chē)黧w的流動(dòng)，增強(qiáng)熔池內(nèi)部流體的擾動(dòng)力，實(shí)現(xiàn)氣泡對(duì)熔體的強(qiáng)化攪拌。動(dòng)態(tài)平衡后，速度在X軸方向上的影響范圍變大，即氣泡對(duì)熔體的橫向攪拌能力得到加強(qiáng)，從而使攪拌過(guò)程中的氣液混合均勻性得到提高。

5 結(jié)果分析與實(shí)際應(yīng)用

5.1 對(duì)氣泡上升過(guò)程連續(xù)性的分析

圖5 直管?chē)姌尯投嗫椎绹姌寚姶的M結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

圖6 動(dòng)態(tài)平衡前后速度在X軸向位置的分布

觀察氣泡上升過(guò)程流型的變化，如圖7 和圖8所示。直管?chē)姌尯投嗫椎绹姌寚姶颠^(guò)程中氣泡的連續(xù)性變化相圖，發(fā)現(xiàn)氣柱經(jīng)過(guò)多孔道噴槍后變成疏松多孔的小氣泡，且氣泡在流體中連續(xù)上升，在氣泡將要上升至液面時(shí)，氣泡已破碎成眾多小氣泡群，不同于直管?chē)姌屓垠w中氣泡到達(dá)液面時(shí)才發(fā)生破碎，這就避免了氣泡因在液面破碎產(chǎn)生的液體飛濺。從氣泡動(dòng)力學(xué)角度分析，氣泡在液面下破碎將破碎產(chǎn)生的能量作用于周?chē)垠w，從而對(duì)熔體起到強(qiáng)化攪拌作用，而直管?chē)姌寶怏w噴吹產(chǎn)生的氣泡在上升過(guò)程中體積較大且在達(dá)到液面后才破碎，導(dǎo)致液面波動(dòng)大，甚至出現(xiàn)液體飛濺。

5.2 對(duì)熔池熔液氣含率方差及混勻時(shí)間的分析

圖7 直管?chē)姌寚姶颠^(guò)程氣泡連續(xù)性變化相圖

圖8 多孔道噴槍噴吹過(guò)程氣泡的連續(xù)性變化相圖

對(duì)兩種噴槍熔體的氣含率方差進(jìn)行分析，如圖8所示，直管?chē)姌尯投嗫椎绹姌屓垠w中氣含率方差隨時(shí)間的變化。從局部看，在氣體噴出后的0.4s內(nèi)直管?chē)姌屓鄢貎?nèi)氣含率方差較小，原因是由于多孔道噴槍出口面積較小阻礙了氣體的噴出，直管?chē)姌寶怏w率先噴出，表現(xiàn)為直管?chē)姌屓垠w中氣相分散程度較高；在0.4～2.9s 內(nèi)多孔道噴槍熔池內(nèi)氣含率方差呈先增后減趨勢(shì)，最高值達(dá)0.0062，最小值達(dá)0.00055，直管?chē)姌屓鄢貎?nèi)氣含率也呈先增后減趨勢(shì)，最高值達(dá)0.0127，最小值達(dá)0.002，兩者對(duì)比發(fā)現(xiàn)多孔道噴槍熔池氣含率方差值及其振幅較小，表現(xiàn)為多孔道噴槍熔體中氣相分散程度較高；在2.9s之后，兩者氣含率方差振幅越來(lái)越小最終趨于一較小區(qū)間內(nèi)波動(dòng)，并且方差波峰也逐漸減小，表現(xiàn)為兩者氣相分散程度逐漸增高。從整體上分析，兩者相同之處在于氣含率方差呈先增大后減小的趨勢(shì)，不同之處在于多孔道噴槍氣含率方差率先達(dá)到穩(wěn)定值且穩(wěn)定值較直管?chē)姌屝?.00268，這表明在相同初始條件下，多孔道噴槍熔體中氣相分散程度較高，有利于提高氣液接觸面積，促進(jìn)氣體與物料之間的反應(yīng)。

5.3 對(duì)熔池熔體平均湍流強(qiáng)度及湍動(dòng)能的分析

對(duì)兩種噴槍熔體中的平均湍流強(qiáng)度進(jìn)行分析，如圖10所示，在0～9.1s內(nèi)，多孔道熔液中湍流強(qiáng)度呈小幅度振蕩上升趨勢(shì)，在9.1s后湍流強(qiáng)度趨近于動(dòng)態(tài)平衡，值維持在11.75%～13.0%之間；在0～11.3s 內(nèi)，直管熔液中湍流強(qiáng)度呈大幅度振蕩上升趨勢(shì)，在11.3s 后趨近于動(dòng)態(tài)平衡，值維持在10.86%～11.66%之間。從圖中可以看出，直管?chē)姌屓垡褐型牧鲝?qiáng)度脈沖波動(dòng)變化較大，在5.5～8.5s 之間出現(xiàn)3個(gè)比較大的峰值，這是氣體噴吹過(guò)程中噴槍上方出現(xiàn)的“氣泡后坐”現(xiàn)象所引起的，而多孔道噴槍產(chǎn)生的“氣泡后坐”現(xiàn)象較小，所以脈沖波動(dòng)也較小。從圖形走勢(shì)還可看出，多孔道熔液中平均湍流強(qiáng)度較早達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡，且湍流強(qiáng)度值較直管?chē)姌屓垡和牧鲝?qiáng)度大，強(qiáng)化了氣液兩相的混合攪拌能力。

圖9 直管?chē)姌尯投嗫椎绹姌寚姶颠^(guò)程中熔體氣含率方差隨時(shí)間的變化

圖10 直管?chē)姌尯投嗫椎绹姌寚姶颠^(guò)程中熔體平均湍流強(qiáng)度隨時(shí)間的變化

對(duì)達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡后的兩種噴槍熔體中的湍動(dòng)能進(jìn)行分析，如圖11 所示。從湍動(dòng)能分布來(lái)看，多孔道噴槍熔池中湍動(dòng)能分布范圍比較廣，對(duì)熔體的攪拌作用范圍比較大，避免了熔池中死角區(qū)域得不到攪拌的問(wèn)題；從湍動(dòng)能等值線的極大值分布來(lái)看，直管?chē)姌屓鄢刂谐霈F(xiàn)3 個(gè)極大值點(diǎn)，且這3 個(gè)極大值點(diǎn)在熔池中大致呈一條線豎直分布，而多孔道噴槍熔池中出現(xiàn)5 個(gè)極大值點(diǎn)，這5個(gè)極大值點(diǎn)在熔池中分布比較分散，特別是上方區(qū)域，相比直管?chē)姌尦霈F(xiàn)3 個(gè)極大值點(diǎn)，表明多孔道噴槍對(duì)熔池中上部湍動(dòng)能具有較強(qiáng)擴(kuò)散作用。在實(shí)際熔池熔煉中，熔池中上部湍動(dòng)能的橫向擴(kuò)散作用能提高富氧利用率，有利于實(shí)現(xiàn)熔池更充分地自熱。

圖11 多孔道噴槍湍動(dòng)能的橫向擴(kuò)散優(yōu)勢(shì)明顯在熔池中上部

5.4 多孔道噴槍生產(chǎn)實(shí)踐中的應(yīng)用

將此多孔道噴槍運(yùn)用到某銅熔煉公司進(jìn)行生產(chǎn)實(shí)踐，得到應(yīng)用前與應(yīng)用后關(guān)于風(fēng)氧量、壓縮風(fēng)壓力和氧氣壓力的變化情況。從圖12、圖13可看出，直管?chē)姌岋L(fēng)氧量下降快，底吹爐轉(zhuǎn)入生產(chǎn)12h 后，壓縮空氣和氧氣開(kāi)始排空，隨著噴吹過(guò)程中壓縮風(fēng)及氧氣供入條件的不斷惡化，造成熔池混合氧濃度的增大，過(guò)高的氧濃度會(huì)加劇噴槍的燒損，導(dǎo)致噴槍使用壽命降低。而使用多孔道底吹噴槍進(jìn)行生產(chǎn)，可以發(fā)現(xiàn)風(fēng)氧量及其壓力變化都較為穩(wěn)定，熔池渣層波動(dòng)小，并且噴槍運(yùn)行周期延長(zhǎng)至5 天左右。

圖12 直管?chē)姌尯投嗫椎绹姌寜嚎s風(fēng)流量及壓力隨時(shí)間的變化

將理論應(yīng)用于生產(chǎn)實(shí)踐中，通過(guò)比對(duì)直管?chē)姌尯投嗫椎绹姌寚姶等蹮掃^(guò)程中風(fēng)氧量及對(duì)應(yīng)壓力的變化，證明了多孔道噴槍在底吹熔煉爐中的強(qiáng)化攪拌作用，大大降低了生產(chǎn)能耗，提高了企業(yè)生產(chǎn)效率，表2為兩種噴槍噴吹熔煉過(guò)程的生產(chǎn)指標(biāo)。這從生產(chǎn)實(shí)踐上驗(yàn)證了多孔道噴槍在熔池熔煉過(guò)程中的優(yōu)越性，和前文對(duì)直管?chē)姌尯投嗫椎绹姌屇M結(jié)果的分析相一致。

圖13 直管?chē)姌尯投嗫椎绹姌屟鯕饬髁考皦毫﹄S時(shí)間的變化

表2 直管?chē)姌屌c多孔道噴槍生產(chǎn)指標(biāo)的對(duì)比

6 結(jié)論

本文采用實(shí)驗(yàn)與模擬兩種方式對(duì)直管及多孔道噴槍底吹攪拌過(guò)程的混合均勻性進(jìn)行了對(duì)比評(píng)價(jià)，得出以下結(jié)論。

（1）水模型實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果相對(duì)比，得到氣泡形態(tài)變化及第1個(gè)氣泡上升液面所用時(shí)間基本一致，驗(yàn)證了水模型實(shí)驗(yàn)的可靠性以及數(shù)值模擬所用數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性。

（2）多孔道噴槍噴吹產(chǎn)生的第1個(gè)氣泡到達(dá)液面所需時(shí)間較直管?chē)姌尪?，氣體經(jīng)過(guò)多孔道噴槍口時(shí)形成內(nèi)外壓差增大了氣體的噴吹速度，進(jìn)而提高氣體向上運(yùn)動(dòng)的能力，增強(qiáng)熔池內(nèi)部的擾動(dòng)。氣泡經(jīng)過(guò)多孔道噴槍后表現(xiàn)為較強(qiáng)的連續(xù)性上升，并且氣泡在到達(dá)液面之前大多已經(jīng)分離破碎，大大減小了熔體的飛濺。

（3）氣含率方差定量反映了氣相在熔體中分散程度的高低，氣含率方差越小表明氣相越分散。對(duì)比直管和多孔道噴槍氣含率方差值及其走勢(shì)，達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡狀態(tài)后，直管?chē)姌屓垠w中氣含率方差為0.00738，多孔道噴槍熔體中氣含率方差為0.00472，比直管?chē)姌屝?6%，表明多孔道噴槍熔池中氣相分散程度較高。

（4）熔體混合程度的快慢與平均湍流強(qiáng)度大小有關(guān)，平均湍流強(qiáng)度越大，流體能夠越快的進(jìn)行混合。從氣體開(kāi)始噴吹到湍流強(qiáng)度達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡，直管?chē)姌層脮r(shí)9.1s，多孔道噴槍用時(shí)11.3s，比直管?chē)姌屔儆脮r(shí)19.47%。熔池中上部湍動(dòng)能的擴(kuò)散使得氣泡在熔體中分布得更均勻，從而使上層渣層熔體更快地混合均勻。

（5）將多孔道噴槍?xiě)?yīng)用到生產(chǎn)實(shí)踐中，其風(fēng)氧流量及壓力隨時(shí)間的變化都較直管?chē)姌尫€(wěn)定，各項(xiàng)耗能指標(biāo)顯著下降，而其作業(yè)率和負(fù)荷率分別提高了5.58%和1.28%，更加證實(shí)了多孔道噴槍在熔池強(qiáng)化攪拌中的重要作用，對(duì)降低能源消耗以及提高企業(yè)生產(chǎn)效率具有重要意義。