高投料量下煉銅閃速爐內(nèi)熔煉過程的數(shù)值模擬

陳 卓, 王云霄, 宋修明, 趙榮升, 殷術(shù)貴

(1. 中南大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)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(shè)計(jì)和建造的第一座煉銅閃速爐，其最初設(shè)計(jì)生產(chǎn)能力為年產(chǎn)陰極銅10萬t；在歷經(jīng)多次技術(shù)升級(jí)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(dá)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(shí)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(yīng)塔內(nèi)氣粒兩相流動(dòng)與反應(yīng)過程展開仿真研究，綜合分析爐內(nèi)熔煉過程微觀信息分布特點(diǎn)，無疑將對閃速爐的正常操作生產(chǎn)具有重要指導(dǎo)作用。

閃速熔煉過程與其他火法冶煉過程一樣，是一個(gè)多變量、強(qiáng)耦合、大滯后的復(fù)雜過程，并且由于受到現(xiàn)場條件和測試技術(shù)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(jìn)行仿真，然后又使用 CFX-4.1軟件對鋅閃速熔煉過程進(jìn)行仿真[7]。CHRISTOPHER 等[8]也曾對 Olympic Dan銅閃速爐使用CFX軟件進(jìn)行仿真，發(fā)現(xiàn)精礦的粒度對熔煉反應(yīng)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(yīng)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(jìn)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(yīng)塔內(nèi)氣、粒兩相多場微觀信息分布特點(diǎn)與變化情況，以期為進(jìn)一步提高高投料量條件下銅閃速熔煉反應(yīng)效率、優(yōu)化操作制度提供指導(dǎo)。

1 計(jì)算模型

1.1 幾何模型

本仿真計(jì)算中的幾何模型包括閃速熔煉爐反應(yīng)塔與沉淀池氣相空間。由于閃速爐反應(yīng)塔、沉淀池以及精礦噴嘴在結(jié)構(gòu)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(jì)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(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of concentrate jet distributor burner

計(jì)算模型網(wǎng)格劃分采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并在精礦噴嘴部位進(jìn)行網(wǎng)格局部加密。計(jì)算區(qū)域以爐體內(nèi)壁為邊界；其中工藝風(fēng)、分散風(fēng)和中央氧等噴吹進(jìn)入爐內(nèi)的入口均設(shè)置為速度入口邊界條件(各反應(yīng)配風(fēng)的操作參數(shù)如表1所列)；沉淀池下游煙氣出口設(shè)置為壓力出口條件；反應(yīng)塔與沉淀池中心對稱面設(shè)置為對稱面邊界條件；其余則設(shè)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(xué)模型

1.2.1 連續(xù)相模型

本仿真計(jì)算以FLUENT 6.3為計(jì)算平臺(tái)，根據(jù)熔煉過程的特點(diǎn)選取動(dòng)量、質(zhì)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(yùn)動(dòng)粘性系數(shù)；φ為通用因變量；Γφ是輸運(yùn)系數(shù)；Sφ為連續(xù)性方程(氣相)的源項(xiàng)；Spφ為由氣粒反應(yīng)產(chǎn)生的源項(xiàng)。表2所列為采用式(1)解不同方程時(shí)，對應(yīng)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?cái)?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(xué)反應(yīng)的熱量，?ws為燃燒或化學(xué)反應(yīng)過程的物質(zhì)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(yùn)動(dòng)軌跡。以直角坐標(biāo)系x方向?yàn)槔?，其控制方程可寫?/p>

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(zhì)量顆粒相所受的拖拽力，F(xiàn)x為顆粒相的附加加速度項(xiàng)，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(jìn)行粒度分析后，采用“Rosin-Rammler”[13]方法計(jì)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(yīng)模型

閃速爐入爐物料成分復(fù)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(zhǔn)確的物料組成信息，實(shí)驗(yàn)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(zhì)量分?jǐn)?shù))如表4所列。

閃速熔煉過程反應(yīng)復(fù)雜，根據(jù)其反應(yīng)特點(diǎn)大致可以劃分為精礦分解反應(yīng)、氧化還原反應(yīng)與造渣反應(yīng)等幾個(gè)階段。借鑒研究小組多年來的研究結(jié)果，在充分考慮閃速熔煉過程特點(diǎn)的前提下，仿真計(jì)算中設(shè)置的主要熔煉反應(yīng)如下：

1) 黃銅礦CuFeS2入爐后與O2發(fā)生燃燒反應(yīng)，生成Cu2S和FeS，同時(shí)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(yīng)及還原反應(yīng)：

3) 造渣反應(yīng)

1.4 模型驗(yàn)證

本文作者曾采用相同數(shù)值模型對投料量為162 t/h時(shí)的工況條件進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算，并隨后在相同的工況條件下進(jìn)行了工業(yè)生產(chǎn)實(shí)驗(yàn)。通過分別對爐頂、爐壁3個(gè)不同位置處的氣相溫度進(jìn)行現(xiàn)場測試，并與仿真計(jì)算結(jié)果對比發(fā)現(xiàn)：在3個(gè)溫度取樣點(diǎn)讀取的6個(gè)溫度數(shù)據(jù)值中，模型計(jì)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(jié)果可靠，能準(zhǔn)確地反映出閃速爐內(nèi)熔煉過程中相關(guān)場分布信息的特點(diǎn)。

2 仿真結(jié)果

仿真計(jì)算得到的閃速爐反應(yīng)塔內(nèi)主要的速度、溫度和濃度分布結(jié)果祥述如下。

2.1 速度分布

圖3所示為反應(yīng)塔中心對稱面的速度矢量圖。從圖3可以看出，工藝風(fēng)進(jìn)入反應(yīng)塔后，其體積迅速膨脹，在距塔頂2 m左右位置處達(dá)到平穩(wěn)，并由此形成一個(gè)輪廓明顯的主體氣柱。主體氣柱運(yùn)動(dòng)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(zhuǎn)沿反應(yīng)塔壁向上流動(dòng)，兩部分氣流運(yùn)動(dòng)在反應(yīng)塔中心截面上形成了兩個(gè)較大的回流區(qū)，且以靠近沉淀池端墻(西側(cè))的回流明顯大于東側(cè)回流，尤其在反應(yīng)塔與沉淀池結(jié)合部位，兩個(gè)回流之間的強(qiáng)弱差別更為明顯。由圖4可知，在反應(yīng)塔與沉淀池結(jié)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?zé)煔獾臎_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(cè)上卷氣流占據(jù)了反應(yīng)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(jìn)一步擴(kuò)大，引起主體氣柱位置右偏，從而造成高溫?zé)煔獬隹诶щy、反應(yīng)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(nèi)流線圖Fig.4 Flow lines in flash smelting furnace

2.2 溫度分布

圖5所示為反應(yīng)塔中心對稱面的溫度分布結(jié)果，圖6所示為精礦顆粒的溫度分布結(jié)果。從圖5和6可以看出，在精礦噴嘴下方約1 m以內(nèi)范圍存在一個(gè)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(yīng)，反應(yīng)塔內(nèi)氣相溫度迅速提高，在約一半塔高位置處達(dá)到溫度最大值后一直延伸到反應(yīng)塔底；相比主體氣柱中心區(qū)域，氣柱外側(cè)的溫度變化較為緩慢，并存在一個(gè)明顯的翅翼狀的溫度變化區(qū)域；在距離反應(yīng)塔頂約3 m的高度處，氣柱中心處高溫與外側(cè)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(jié)構(gòu)的閃速爐、但在較低投料量(93 t/h)條件下的熔煉過程進(jìn)行過類似的數(shù)值仿真工作。研究結(jié)果中，反應(yīng)塔中心的溫度在距塔頂不到2 m的距離即達(dá)到最高值并基本保持穩(wěn)定(見圖7)。對比謝鍇的結(jié)果與本研究的仿真計(jì)算結(jié)果(見圖8)可以發(fā)現(xiàn)：雖然閃速爐結(jié)構(gòu)相同，但是當(dāng)投料量從93 t/h增加到182 t/h后，反應(yīng)塔內(nèi)穩(wěn)定高溫區(qū)域的位置從距離反應(yīng)塔頂不到2 m處降低到約3 m處，其下降幅度達(dá)到近1 m的高度。這一點(diǎn)與現(xiàn)場反應(yīng)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(shí)反應(yīng)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(yīng)塔高溫區(qū)位置下移對塔內(nèi)的熔煉反應(yīng)過程將產(chǎn)生嚴(yán)重的負(fù)面影響。從熔煉過程細(xì)節(jié)來看，閃速爐精礦從入爐到激烈反應(yīng)必然經(jīng)歷一個(gè)從低溫到高溫的加熱過程，因此，精礦顆粒進(jìn)入反應(yīng)塔之后也必然經(jīng)歷一段距離方可達(dá)到激烈反應(yīng)的條件。在低投料量條件下，入爐精礦質(zhì)量小，在高溫?zé)煔庾饔孟律郎匮杆伲虼司V顆粒進(jìn)入反應(yīng)塔后很快即開始進(jìn)行劇烈的熔煉反應(yīng)。但是當(dāng)投料量大幅提高后，由于入爐精礦顆粒質(zhì)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?；旌嫌永щy，氣粒之間傳熱過程比起低投料量條件時(shí)不僅沒有改善反而更加惡化，因此高投料量時(shí)精礦噴嘴下方的低溫區(qū)域范圍將進(jìn)一步擴(kuò)大，并進(jìn)而引起穩(wěn)定的高溫區(qū)域顯著下移。從另一個(gè)角度來講，高溫區(qū)域下移，精礦顆粒反應(yīng)延遲，就意味著反應(yīng)塔有效高度降低，在極端情況下，這將導(dǎo)致精礦粒子來不及充分反應(yīng)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(jìn)氣粒流動(dòng)與混合、加快精礦粒子入爐后的著火反應(yīng)是實(shí)現(xiàn)閃速熔煉過程順利進(jìn)行、杜絕下生料現(xiàn)象的根本措施。

圖8 投料量為182 t/h時(shí)反應(yīng)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(yīng)塔中心對稱面的氧氣濃度分布計(jì)算結(jié)果?？傮w看來，氧氣進(jìn)入反應(yīng)塔后，中央氧出口下方的氧氣消耗很快，而工藝風(fēng)外圍的氧氣消耗較慢。在距塔頂約3 m的范圍內(nèi)，氣相氧氣濃度普遍較高；至反應(yīng)塔底部氣相中仍有約 10 %的氧氣未被完全消耗。這是因?yàn)榫V入爐后并未立即迅速反應(yīng)，因此反應(yīng)塔上部氧氣含量較高，而反應(yīng)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(yīng)塔內(nèi)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?dǎo)致劇烈的熔煉反應(yīng)主要發(fā)生在反應(yīng)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(jié)論

1) 工藝風(fēng)進(jìn)入反應(yīng)塔后其體積逐漸膨脹，在距塔頂2 m左右的位置達(dá)到平穩(wěn)，并形成一個(gè)輪廓明顯的主體氣柱。氣流運(yùn)動(dòng)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(yīng)塔壁向上形成回流；在遠(yuǎn)離沉淀池出口一側(cè)反應(yīng)塔與沉淀池結(jié)合部氣流速度變化劇烈，高溫?zé)煔獾臎_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(yīng)核心區(qū)域位置偏下并一直延伸到反應(yīng)塔底部。這將導(dǎo)致精礦顆粒入爐后加熱感應(yīng)時(shí)間延長，甚至造成部分精礦未來得及完全反應(yīng)便落入沉淀池而成為生料。與此同時(shí)，在反應(yīng)塔同一高度位置處，主體氣柱內(nèi)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(dǎo)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(fēng)外圍的氧氣消耗很慢；爐內(nèi)氣相氧氣含量在距塔頂約 3 m的范圍內(nèi)具有較高的濃度，至反應(yīng)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(diǎn)。結(jié)合兩者結(jié)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(yīng)主要發(fā)生在反應(yīng)塔中下部區(qū)域，以及O2利用率較低的主要 原因。

4) 加強(qiáng)氣?；旌鲜歉纳聘邚?qiáng)度閃速熔煉條件下生產(chǎn)狀況的關(guān)鍵。為此，有必要進(jìn)一步針對工藝風(fēng)、分散風(fēng)、中央氧等操作參數(shù)的不同配比方案展開詳細(xì)研究，以探求有助于改善爐內(nèi)氣?；旌戏磻?yīng)過程的操作制度。

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