頂吹兩相流影響熔池攪拌效果的水模型實驗研究

熊靚，王華，王沖，2，王仕博，楊濮亦，劉泛函

（1昆明理工大學冶金節能減排教育部工程研究中心，云南 昆明 650093；2云南銅業股份有限公司，云南 昆明650102）

貧化電爐作為艾薩熔煉體系中的重要部分，其主要功能是完成爐渣與冰銅的澄清分離。從艾薩爐通過溜槽送入電爐的熔體是冰銅品味較高的渣、锍混合物，Fe3O4的質量分數也達到了10%以上[1]。為了減少銅的氧化損失并降低渣含銅，需要通過還原反應降低渣中Fe3O4含量，使得渣層中懸浮顆粒減少，渣層的密度、黏度等物理性質都會有所變化，從而有利于冰銅液滴的沉降，以便更好地進行后續精煉。

云南銅業集團冶煉廠在貧化電爐中插入柴油-氮氣混合流浸沒式頂吹噴槍，其混入氮氣目的在于更好地加強攪拌效果，提高柴油還原率，降低渣含銅。過程涉及頂吹噴槍內油-氣兩相混合流動、氣泡群在黏性液體中的擴散運動等多相流流動現象。

兩相流體系不僅在自然界中普遍存在，在石油、化工、冶金、能源、環境等行業也被廣泛研究和應用。兩相流是相間傳質或相間傳熱及反應過程中所涉及的最普遍的黏性流體流動，從單氣泡在黏性液體中的運動方式及形態[2]以及鼓泡塔中的兩相流流場的特性研究[3]，再到富氧底吹熔煉爐內氣液兩相流動的三維穩態模擬[4]等研究，均涉及兩相流流動的相關機理與應用。國內外學者對于兩相流的研究不僅僅局限于研究單氣泡[5-6]、單液滴[7-9]、單純的兩相傳熱傳質和兩相流動結構[10-11]，還涉及微通道、兩相測量技術以及工程應用領域，在往精細化、工業化和高難度化的方向進步[12]。從國內外研究現狀來看，微通道中兩相Taylor流的最新進展、微通道內沸騰傳熱研究、兩相流?；约皟上嗔鲃咏Y構研究[13-16]都取得了較好的進展，測量方法上包括圖像分析法、光纖探針測量方法、毛細管光電法等先進技術均有涉及[17-19]。同時也有結合工業生產實際所做的工業化研究，如通過研究金屬熔池往復攪拌流場中氣泡運動特性數值模擬來制備有均勻氣泡結構的泡沫鋁[20]、研究氧氣頂吹轉爐中二次燃燒的復雜兩相流流動現象[21]等。但頂吹噴槍內的油、氣混合噴吹的兩相流流動與熔池攪拌效果的相關研究還很少，本文從解決實際生產問題的角度出發，從實驗方面研究了兩相流氣泡群對貧化電爐熔池攪拌效果的影響。

1 實驗部分

1.1 實驗設備與條件

為研究噴槍的插入深度對熔池渣層的攪拌影響，設計了多組氣液混合頂吹實驗。實際冶金過程中物相較多，且高溫傳熱傳質相對復雜，實驗必須按生產實際將原貧化電爐進行簡化。以30∶1的比例等比縮小貧化電爐爐體并保留6個電極部件，設計并搭建了能在實驗室條件下進行的實驗臺，所有實驗均在標準大氣壓、室溫20℃下進行，實驗臺設計簡圖如圖1所示。

圖1 實驗臺設計簡圖

實驗主體為簡化后的小型水模型，尺寸為60cm×40cm×30cm，根據相似性簡化原則水模型中使用兩種液體分別代替熔池渣層和冰銅層，在1MPa、20℃測量條件下，上層液體動力黏度μ為8.5×10?3Pa·s，密度ρ為 916kg/m3，下層液體動力黏度μ為 1.01×10?3Pa·s、密度ρ為 1001kg/m3，且二者互不相溶。頂吹噴管為 Y形玻璃管，內徑3.5mm，外徑 5mm，通過試管架懸掛放置。使用PCO.dimax高速攝像機記錄氣泡群短周期變化行為，1080×1000像素下攝像速度為4502幀/s，快門時間最短 2μs，同時采用數碼照相機拍攝氣泡更長時間的運動狀態和記錄特殊現象，使用功率為1300W的新聞燈進行照明補償，水模型后壁外側放置白紙，以便拍攝時水模型內光源均勻，主要從前方和右側方進行拍攝。

1.2 實驗方案與設計

主體實驗臺立體簡圖如圖 2(a)所示，圓柱體為等比例縮小后的電極部件，其中右邊兩個噴槍為雙噴槍實驗方案，左邊3個噴槍為三噴槍實驗方案之一，考慮到不同位置處噴吹效果的不同，設置多種三噴槍頂吹布置方案，如圖2(b)所示。

在單噴槍實驗過程中，首先觀察噴槍內單純噴氣及單純噴水狀態下的實驗效果。實驗發現在單純噴氣時，只能產生包裹噴槍頭部的大氣泡或氣泡柱，且水相液面波動十分劇烈，如圖 3(a)所示，氣流量的大小與氣泡的尺寸的大小呈正比，在單純噴水時，幾乎觀察不到水相中的流動情況。以此為對比，在噴槍中采用氣-水兩相流混合噴吹時，均能形成有一定攪拌范圍的氣泡群，如圖3(b)所示，且氣流量和水流量的比值只對氣泡群的攪拌范圍和氣泡群中單個氣泡的直徑有影響。

圖2 水模型及噴槍簡圖

圖3 單噴槍頂吹效果對比圖

綜合前期單噴槍對比實驗，采用氣液兩相流混合頂吹的方式進行雙噴槍頂吹實驗，根據實際拍攝到的錄像截圖和照片觀察上層液體攪拌效果時，由于氣泡在分界面處的傳質作用，有明顯邊界的異相液滴懸浮在上層液體中，起到一定的示蹤作用，并便于觀察氣液兩相流氣泡群的流場形態[22]。實驗過程中為單純分析兩相流頂吹對熔池的攪拌作用，且電極與熔池接觸面不大，將電極蓋板卸下后開展實驗。雙噴槍實驗主要是對單一變量進行對比驗證，噴槍管截面積相同（同內徑 3.5mm）、同氣含率（0.2）、同進口流量（100m/s）、插入深度（20mm、30mm），其中一個深度改變是為了驗證噴槍口出口壓力對氣泡群攪拌深度的影響，噴槍出口壓力與插入深度成正比例關系，設計不同插入深度下的頂吹實驗并進行數據處理，從而得出最佳的噴槍插入深度范圍。實際生產中爐前三噴槍攪拌的經濟效益最高，所以在不增加噴槍的前提下對三噴槍實驗方案進行設計，考慮盡量增大橫向攪拌半徑，主要從布置位置和噴槍插入深度上設計三噴槍的布置方案。

2 實驗結果與分析

2.1 雙噴槍實驗結果

雙噴槍實驗在水模型爐頭側拍攝高速錄像及實驗照片，實驗結果表明，在插入深度為20mm時，噴槍口壓力過低，幾乎無法形成有下潛深度的氣泡群。在插入深度為30mm時，能形成既有一定下潛深度又有一定橫向攪拌范圍的氣泡群。實驗高速錄像截圖和數碼拍攝照片如圖4所示。

圖4 雙噴槍實驗結果圖

由于噴槍插入深度對氣液兩相流氣泡群的產生有直接影響，后續實驗在只改變噴槍插入深度前提下，用高速攝像機記錄每組數據的錄像截圖，上層液體總厚度 60mm，初步試驗后得到噴槍插入深度有效范圍為 20～50mm。在此范圍基礎上，深度每加深2mm記錄一組數據并順序編號，共得到16組數據截圖。經處理圖像后得出插入深度和兩相流氣泡群的攪拌深度、橫向攪拌半徑及平均氣泡直徑大小的關系曲線圖，如圖5所示。

由于上層液體代表熔池渣層，氣液兩相流氣泡群下潛深度達到上-下液面分界處為實驗最高值。由于界面張力作用，氣泡群對下層液體的擾動僅局限于分界面處，波動不算太大。隨著插入深度的加大，如圖5(a)中所示，氣泡群的縱向攪拌深度40mm處有一個突變值，圖5(b)中的數據也有一個突降，此時實驗現象為氣泡群沖破分界面，直接攪動深入到下層液體中。由于下層液體代表實際生產冰銅層，攪動下層液體會使本來沉降的冰銅重新攪動回渣層中，造成渣含銅的升高。因此綜合分析各曲線圖數據，要獲得預期的熔池攪拌效果，噴槍插入深度最佳范圍為26～37mm，即熔池渣層一半左右。

圖5 插入深度與氣泡群參數變化關系曲線

2.2 三噴槍實驗結果

根據三噴槍的設計布置方案以及雙噴槍實驗中得出的最佳插入深度范圍，在三噴槍實驗中使用內徑為3.5mm的Y形玻璃管，分別按L形、R形、V形布置，含氣率為20%、相同進口流量（100m/s）、插入深度范圍控制在最佳范圍內，直接拍攝上層液體攪動效果，以R形噴槍布置為例，拍攝照片如圖6所示。

實驗表明，L形、R形、V形噴槍布置在噴吹過程中均能較好地使上層液體充分攪動，且液面橫向范圍較大，由于實際生產連續噴吹一段時間后，會對稱調整噴吹布置，所以能滿足整個爐體的噴吹要求。

2.3 實際生產優化驗證

圖6 R形三噴槍布置頂吹實驗照片

由于本實驗的開展是為直接指導實際生產，在得出實驗規律性結論后，為進一步驗證實驗研究結論的實際生產效益，在云南銅業集團冶煉廠艾薩爐區配套的貧化電爐上進行實際生產操作，生產用噴吹兩相介質為柴油和氮氣混合物，氮氣不參與熔池渣層還原，只起到將柴油細化、加強熔池攪拌的作用，以提高熔池內柴油與Fe3O4還原反應速度。貧化電爐熔池平均溫度約為1200℃，上層熔池渣層厚度為1000mm左右，平均動力黏度μ為（50～200）×10?3Pa·s、密度ρ為 3000～3700kg/m3，下層冰銅層平均動力黏度μ為 2.4×10?3Pa·s、密度為ρ為4400～4700kg/m3。根據實驗規律性結論，考慮黏度、密度以及 Reynolds數等物性參數[23]，比較氣泡速度、直徑和這些物性因素之間的關系式為式（1）。

式中，Re為雷諾數，量綱為 1；ρ為液體密度；u為氣泡平均速度；d為氣泡平均直徑；μ為液體動力黏度。

根據雷諾相似原理，在Re數表征的流體流動情況大致相同，兩相流氣泡群單氣泡平均直徑d和平均速度u基本相同的情況下，若要得到相同的渣層攪拌效果，ρ/μ的比值決定了噴槍口處的物性條件，而噴槍的插入深度h經等比例（1∶30）放大后的h'反應的也是噴槍口處的物性條件，實際生產中噴槍插入深度H與實驗噴槍插入深度h'之比近似等于實際熔池渣層ρ渣/μ渣與實驗上層液體ρ上/μ上的比值，熔池渣層按μ為 50×10?3Pa·s、密度ρ為3000kg/m3取值進行計算，綜合得出實際生產噴槍插入深度為434～618mm。

根據計算出來的噴槍插入深度，由計算系統控制噴槍在熔池中的插入深度，雖然熔池高度一直不停變化，但是噴槍深度控制在434～618mm范圍內，在原生產其他條件不變的情況下，使得單槍還原耗油量由80L/h下降到73L/h，單槍節油量達到8%以上，且相比實驗前的數據，渣含銅的波動范圍小于0.5%，對實際生產起到了預期的節能效果。

3 結 論

經過大量不同插入深度噴槍頂吹實驗的模擬仿真和實驗數據分析，在兩相流頂吹過程中，不同深度所形成的氣泡群對液體的攪拌效果有不同程度的影響，具體結論如下面所述。

（1）相比與單相氣體或單相液體頂吹方式，兩相流混合噴吹方式所形成的氣泡群更有利于液體的攪動，且形成的氣泡群具有一定下潛深度和橫向攪動半徑，但氣泡群中單個氣泡的平均直徑相對于單相噴氣時形成的氣泡直徑更小。

（2）兩相流混合噴吹時，在只改變單一深度變量的情況下，考慮到噴槍插入深度對形成的氣泡群下潛深度、橫向攪動半徑和單氣泡平均直徑等的影響程度，通過初步試驗觀察，得到最佳插入深度有效范圍為20～50mm。

（3）噴槍插入深度有一個最佳的范圍值，深度過小則不能形成較大攪動范圍的氣泡群，深度過大則會導致氣泡群擊穿雙層液體分界面。由水模型實驗得到的 16組數據以及三噴槍的布置方案的實驗結果綜合表明，噴槍最佳的深度范圍為26～37mm。

（4）將實驗規律性結論根據雷諾相似性原理運用到實際生產中，得出實際生產噴槍最佳插入深度范圍為 434～618mm，在保證渣含銅含量波動小于 0.5%的情況下，實際生產單槍還原耗油量下降8%以上。

[1]張邦琪，史誼峰.艾薩爐渣和轉爐渣混合貧化機理的探討[J].中國有色冶金，2005，10（5）：24-28.

[2]Cai Ziqi，Bao Yuyun，Gao Zhengming.Hydrodynamic behavior of a single bubble rising in viscous liquids[J].Chinese Journal of Chemical Engineering，2010，18（6）：923-930.

[3]翟甜，郝惠娣，高利博，等.鼓泡塔氣液兩相流內部流場的流體力學特性[J].化工進展，2013，32（10）：2319-2323.

[4]張振揚，陳卓富，閆紅杰，等.富氧底吹熔煉爐內氣液兩相流動的數值模擬[J].中國有色金屬學報，2012，22（6）：1826-1834.

[5]Huang Wei，Chen Weizhong.Comparison between the single-bubble sonoluminescences in sulfuric acid and in water[J].Science in China Series G：Physics，Mechanics & Astronomy，2009，52（2）：184-188.

[6]Gao Xiqun，Ma Youguang.Towards the mechanism of mass transfer of a single bubble[J].Chinese Journal of Chemical Engineering，2006，14（2）：158-163.

[7]Gao YuLai，Zou Changdong.Fast calorimetric scanning of micro-sized SnAgCu single droplet at a high cooling rate[J].Science in China Series E：Technological Sciences，2009，52（6）：1707-1711.

[8]Li Xiaojin，Mao Zaisha，Fei Weiyang.Unsteady motion of a single droplet in surfaetant solutions[J].Chinese Journal of Chemical Engineering，2003，11（6）：715-725.

[9]Zu Y Q，Yan Y Y，Li J Q，et al.Wetting behaviours of a single droplet on biomimetic micro structured surfaces[J].Journal of Bionic Engineering，2010，7（2）：191-198.

[10]Zhao Bin，Wang Tiefeng，Wang Jinfu.A mass transfer model based on individual bubbles and an unsteady state film mechanism[J].Chinese Journal of Chemical Engineering，2004，12（2）：163-168.

[11]Qi Shouliang，Li Qingling，Wang Ruzhu.Convective heat transfer characteristics of the elliptic cylinder with axis ratio in cross flow[J].Journal of Shanghai Jiaotong University：Science，2005，10（2）：160-163.

[12]紀軍，劉濤，林宗虎，等.兩相流研究的國際動向[J].國際學術動態，2005（6）：25-26..

[13]王昆，王嘉駿，顧雪萍，等.微通道內 Taylor流的計算流體力學數值模擬研究進展[J].化工進展，2010，29（10）：1806-1810.

[14]Pettersen J.Flow vaporization of CO2in microchannel tubes[J].Experimental Thermal and Fluid Science，2004，28 （2-3）：111-121.

[15]YU W，France D M，Wambsganss M W，et al.Two-phase pressure drop，boiling heat transfer，and critical heat flux to water in a small-diameter horizontal tube[J].International Journal of Multiphase Flow，2002，28（6）：927-941.

[16]Ohta H，Kawasaki K，Okada S，et al.On the heat transfer mechanisms in microgravity nucleate boiling[J].Advances in Space Research，1999，24（10）：1325-1330.

[17]程文，宋策，劉文洪，等.氣液兩相流中氣泡速度的圖像處理[J].工程熱物理學報，2009，30（1）：83-86.

[18]孫波，孫立成，幸奠川，等.豎直大圓管內兩相流界面分布機理[J].化工學報，2012，63（12）：3812-3817.

[19]高敦岳，江虹，於兵，等.兩相流中氣泡和液滴的直徑及其分布的自動測量[J].化工學報，1990，41（1）：111-117.

[20]劉紅，解茂昭，于靜，等.金屬熔池往復攪拌流場中氣泡運動特性數值模擬研究[J].大連理工大學學報，2011，51（3）：331-337.

[21]張捷宇，賀友多，Sahai Y.氧氣頂吹轉爐中的兩相流流動[J].燃燒科學與技術，2000，6（2）：115-119.

[22]楊濮亦，王沖，王仕博，等.頂吹氣泡在兩相間運動的形變過程對熔池攪拌效果影響的實驗研究[J].化工進展，2014，33（3）：1-7.

[23]左娟莉，田文喜，秋穗正，等.液態金屬內單個氣泡上升行為的MPS法數值模擬[J].原子能科學技術，2011，45（12）：1449-1455.