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顶吹浸没熔炼流体流场行为的模拟研究 ① 夏自根１， 舒 波２， 蔡加武１， 杨 伟２， 李东波２， 施 哲１ （１．昆明理工大学 冶金与能源工程学院，云南 昆明 ６５００９３； ２．云铜集团，云南 昆明 ６５０１０２） 摘 要 以云南某厂的艾萨炉为原型，根据相似定理建立 １∶１０ 的水模型，借助高速摄影机和三位粒子测速仪（ＰＩＶ）等仪器研究了 内置旋流器的喷枪在喷吹过程中对熔体流动行为的影响。 研究结果显示由于受到旋流器产生的旋流作用，大气泡在形成过程中 会产生偏移，熔池内的熔体在横向获得速度分量；喷枪插入深度越大，熔池内的小气泡越多；搅拌混匀时间与旋流器距喷枪底部位 置有关。 关键词 艾萨炉； 喷枪； 气泡； 流体流动； 模拟； 旋流器 中图分类号 ＴＦ８０６文献标识码 Ａｄｏｉ１０．３９６９／ ｊ．ｉｓｓｎ．０２５３－６０９９．２０１６．０２．０２５ 文章编号 ０２５３－６０９９（２０１６）０２－００９１－０５ Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ Ｓｔｕｄｙ ｏｆ Ｆｌｕｉｄ Ｆｌｏｗ Ｂｅｈａｖｉｏｒ ｉｎ Ｔｏｐ⁃ｂｌｏｗｎ Ｓｕｂｍｅｒｇｅｄ Ｌａｎｃｅ Ｓｍｅｌｔｅｒ ＸＩＡ Ｚｉ⁃ｇｅｎ１，ＳＨＵ Ｂｏ２，ＣＡＩ Ｊｉａ⁃ｗｕ１，ＹＡＮＧ Ｗｅｉ２，ＬＩ Ｄｏｎｇ⁃ｂｏ２，ＳＨＩ Ｚｈｅ１ （１． Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｍｅｔａｌｌｕｒｇｙ ａｎｄ Ｅｎｅｒｇｙ Ｒｅｓｏｕｒｃｅｓ， Ｋｕｎｍｉｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ， Ｋｕｎｍｉｎｇ ６５００９３， Ｙｕｎｎａｎ， Ｃｈｉｎａ； ２．Ｙｕｎｎａｎ Ｃｏｐｐｅｒ Ｃｏ Ｌｔｄ， Ｋｕｎｍｉｎｇ ６５０１０２， Ｙｕｎｎａｎ， Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ Ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ｐｒｏｔｏｔｙｐｅ ｏｆ ＩＳＡ ｆｕｒｎａｃｅ ｉｎ ａ Ｙｕｎｎａｎ ｐｌａｎｔ， ａ １ ∶１０ ｓｃａｌｅ ｍｏｄｅｌ ｗａｓ ｂｕｉｌｔ ｔｏ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｌａｎｃｅ ｗｉｔｈ ａ ｂｕｉｌｔ⁃ｉｎ ｓｗｉｒｌｅｒ ｏｎ ｔｈｅ ｆｌｕｉｄ ｆｌｏｗ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｄｕｒｉｎｇ ｔｈｅ ｂｌｏｗｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ｂｙ ｕｓｉｎｇ ｈｉｇｈ ｓｐｅｅｄ ｃａｍｅｒａ ａｎｄ ｔｈｅ ＰＩＶ ｉｎ ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｔｅｓｔｓ． Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｉｎｄｉｃａｔｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｐｈｅｎｏｍｅｎａ ｏｆ ｂｉｇ ｂｕｂｂｌｅ ｍｉｇｒａｔｉｏｎ ｏｃｃｕｒｒｅｄ ｄｕｒｉｎｇ ｔｈｅ ｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｄｕｅ ｔｏ ｔｈｅ ｓｗｉｒｌｉｎｇ ｅｆｆｅｃｔ ｃａｕｓｅｄ ｂｙ ｓｗｉｒｌｅｒ， ａｎｄ ｔｈｅ ｍｅｌｔ ｉｎ ｔｈｅ ｂａｔｈ ｇｏｔ ｔｈｅ ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅ ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｃｏｍｐｏｎｅｎｔ． Ｉｔ ｉｓ ｆｏｕｎｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｄｅｅｐｅｒ ｔｈｅ ｓｕｂｍｅｒｇｅｄ ｌａｎｃｅ ｉｎ ｔｈｅ ｆｕｒｎａｃｅ， ｔｈｅ ｍｏｒｅ ｓｍａｌｌ ｂｕｂｂｌｅｓ ｏｃｃｕｒ ｉｎ ｔｈｅ ｂａｔｈ， ａｎｄ ｔｈｅ ｓｔｉｒｒｉｎｇ ｔｉｍｅ ｄｅｐｅｎｄｓ ｏｎ ｔｈｅ ｄｉｓｔａｎｃｅ ｏｆ ｓｗｉｒｌｅｒ ａｗａｙ ｆｒｏｍ ｔｈｅ ｂｏｔｔｏｍ ｏｆ ｌａｎｃｅ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ ＩＳＡ ｆｕｒｎａｃｅ； ｌａｎｃｅ； ｂｕｂｂｌｅｓ； ｆｌｕｉｄ ｆｌｏｗ； ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ； ｓｗｉｒｌｅｒ 顶吹浸没熔炼技术是熔池熔炼技术中的一种，主 要设备为顶吹浸没喷枪及圆柱形固定式炉体［１］，其冶 炼的特点是从炉体顶部插入喷枪，让喷枪的底部浸没 在熔渣层内，冶炼过程中所需的空气或富氧空气从喷 枪中快速地喷吹进入。 喷吹进入熔池的气体形成气 泡，在气泡运动过程中影响熔体的流动，熔体的流动也 会影响气泡的运动，两者相互影响，使熔池内的熔体处 于剧烈的搅动状态。 国内外有关浸没式顶吹的研究报道较少［２－１０］，本 文主要针对艾萨炉冶炼的特点，通过水模型试验找出 最佳的旋流器参数条件，对实际冶炼提供理论指导。 １ 试验原理及方案 １．１ 试验原理 艾萨炉动力相似就是要使雷诺准数 Ｒｅ、修正弗鲁 德数 Ｆｒ 以及韦伯准数 Ｗｅ 的模型与原型相等。 但实际 上由于相似比不为 １ 以及模型所选材料属性等限制， 要同时满足多个相似准数相等非常困难的。 目前研究 证明，湍流流动参数下，雷诺数 Ｒｅ 与艾萨炉的几何形 状以及尺寸关系不大，即只要保证模型和原型的流动 都在湍流范围内即可。 又因为在艾萨炉内引起体系流 动的动力主要来自于气泡浮力、膨胀做功，而不是湍流 的粘性力，因此，只要保证了模型与原型的修正弗鲁德 数 Ｆｒ 相等，就基本可以保证动力相似。 通过相似准数，可由艾萨炉原型中喷吹气体流量 Ｑｐ求出在水模型中需要达到的气体体积流量 Ｑｍ。 Ｆｒ′ｍ＝ Ｆｒ′ｐ（１） 其中 Ｆｒ′ｍ＝ ｖ２ ｇ．ｍρｇ．ｍ ｇｄｍρｌ．ｍ （２） ①收稿日期 ２０１５－１０－０８ 作者简介 夏自根（１９９１－），男，云南宣威人，主要从事有色金属冶金研究。 第 ３６ 卷第 ２ 期 ２０１６ 年 ０４ 月 矿矿 冶冶 工工 程程 ＭＩＮＩＮＧ ＡＮＤ ＭＥＴＡＬＬＵＲＧＩＣＡＬ ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ Ｖｏｌ．３６ №２ Ａｐｒｉｌ ２０１６ Ｆｒ′ｐ＝ ｖ２ ｇ．ｐρｇ．ｐ ｇｄｐρｌ．ｐ （３） 气体通过喷嘴的速度 ｖｇ为 ｖｇ＝ ４Ｑ πｄ２ （４） 联立式（１） ～（４）可得 Ｑｍ＝ ρｇ．ｐρｌ．ｍ ρｇ．ｍρｌ．ｐ ｄｍ ｄｐ ５ １ ２ Ｑｐ（５） 式中 Ｑ 为气体体积流量，ｍ３／ ｈ；ｄ 为喷枪直径，ｍｍ； Ｑｍ为水模型中的喷吹气体体积流量，ｍ３／ ｈ；ρｇ．ｐ和 ρｇ．ｍ分 别为原型喷吹气体和水模型中采用的气体密度，ｇ／ ｍｏｌ； ρｌ．ｐ和 ρｌ．ｍ分别为熔池内冰铜和水的密度，ｇ／ ｃｍ３；ｄｐ和 ｄｍ分别为原型艾萨炉和水模型中氧枪的直径，ｍｍ； Ｑｐ为原型艾萨炉中的气体吹气量，Ｎｍ３／ ｓ。 把各个参数代入式（５）可得到水模型鼓风量即气 体喷吹体积流量 Ｑｍ。 根据以上计算，得到原型与水模 型的相关参数如表 １ 所示。 表 １ 原型与水模型的控制参数 参数名称艾萨炉数据（原型）水模型 炉高１７．４ ｍ８５ ｃｍ 炉内径 Ｄ４．４ ｍ４４ ｃｍ 喷枪内径 ｄ４００ ｍｍ４０ ｍｍ 喷吹气体密度 ρｇ４３．９１ ｇ／ ｍｏｌ（富氧 ６６％）２９ ｇ／ ｍｏｌ（空气） 流体密度 ρｌ ４．３８～４．４３ ｇ／ ｃｍ３１ ｇ／ ｃｍ３ 气液界面张力系数 σ０．２５ Ｎ／ ｍ０．０７３ Ｎ／ ｍ 熔池深度 Ｈ０．８～２．１ ｍ２１ ｃｍ 喷气量 Ｑ８．０～８．５ Ｎｍ３／ ｓ４５．５２～４８．５７ ｍ３／ ｈ １．２ 试验装置及设备 水模型试验装置见图 １。 图 １ 水模型试验装置 １空气压缩机；２开关阀门；３玻璃转子流量计；４喷枪；５试验用 旋流器；６有机玻璃模拟炉；７电导率仪；８高速摄影机；９跨帧 ＣＣＤ 相机；１０导光臂；１１激光生成器及控制台；１２同步器；１３计算机 １．３ 试验方案 针对叶片数分别为 Ｐ１、Ｐ２，角度为 Ａ１ 的旋流器， 研究其距喷枪端部距离变化对横向、纵向搅动的影响， 确定旋流器距喷枪端部最佳距离、最佳片数。 通过改变旋流器片数、旋流器底端到喷枪口距离、 喷枪插入液面深度等因素（自变量），探讨艾萨炉熔池 流体流动、气泡与相界面、熔体混合均匀时间等的对应 关系（因变量），从而得出各种自变量和因变量之间的 变化规律，优选出最佳模拟控制参数。 水模拟试验中采用 ３Ｄ⁃ＰＩＶ 三维激光测速仪检测 艾萨炉内流体速度场、温度场和浓度场变化规律；用 ＰＣＯ．ｄｉｍａｘ ＨＤ 高速摄像机检测气泡形成、长大、上浮、 气泡分布；用“刺激⁃响应”技术测试熔池混合均匀时间 和效率。 ２ 水模拟试验结果与讨论 ２．１ 旋流喷吹时大气泡的生成 设定喷枪插入深度为 Ｈ３、旋流器叶片数为 Ｐ２、旋 流器距喷枪口的距离为 Ｌ３、旋流器角度为 Ａ１，研究气 体经过旋流器时产生旋流对大气泡生成的影响。 大气 泡生成和破裂过程见图 ２。 图 ２ 大气泡生成和破裂过程 从图 ２ 可以看出，由于旋流器的影响，大气泡生成 过程中有明显偏移，增强了熔池内液体的横向流动。 ２．２ 小气泡的生成 设定旋流器叶片数为 Ｐ２、旋流器距喷枪口的距离 为Ｌ３、旋流器角度为Ａ１，喷枪插入深度从Ｈ１ 增加到Ｈ５ 时，喷枪插入深度对熔池内小气泡生成的影响见图 ３。 从图 ３ 可以看出，喷枪插入深度为 Ｈ１、Ｈ２ 时，熔池内不 会有小气泡产生；喷枪插入深度为 Ｈ３ 时，熔池内会有一 定量的气泡生成（图中的小点为小气泡）；当喷枪插入深 ２９矿 冶 工 程第 ３６ 卷 度为 Ｈ４ 时，小气泡增加；喷枪插入深度为 Ｈ５ 时，小气 泡在整个容器内都有分布。 所以喷枪的插入深度对小 气泡的形成有着重要影响，在一定条件下，增加喷枪插入 深度，可以提高熔池中小气泡含量，提高冶炼过程氧气利 用率，同时也增强气液间的接触面积，增强反应强度。 图 ３ 不同喷枪插入深度时小气泡的生成 喷枪插入深度（ａ） Ｈ１； （ｂ） Ｈ２； （ｃ） Ｈ３； （ｄ） Ｈ４； （ｅ） Ｈ５ ２．３ 旋流器对喷吹过程中搅拌混匀时间的影响 搅拌混匀时间在一定程度上反应了熔池内流体流 动的强弱，一般来说，搅拌混匀时间越短，说明气体的 搅拌能力越强。 试验过程中设定旋流器的叶片数为 Ｐ１、Ｐ２，旋流器叶片的角度为 Ａ１，喷枪插入深度为 Ｈ３， 当旋流器距喷枪底部的距离从 Ｌ１ 变化到 Ｌ７ 时，用电 导率仪测量旋流器在不同位置的搅拌混匀时间，通过 对比找出旋流器的最佳安放位置；对比不同型号的旋 流器在喷枪插入深度相同、位置相同条件下的搅拌混 匀时间，得到搅拌混匀过程中的最佳旋流器叶片数。 结果见图 ４。 48D       60 55 50 45 40 35 30 L2L1L3L4L5L6L7 10B;0 s         P1 P2 图 ４ 旋流器在喷枪中不同位置的搅拌混匀时间 从图 ４ 可以得出，旋流器片数为 Ｐ１ 时，旋流器距 喷枪端部为 Ｌ５ 时，搅拌混匀时间比其他位置都短；而 旋流器片数 Ｐ２ 时，距喷枪端部为 Ｌ４、Ｌ５ 时搅拌混匀 时间均较短。 考虑到喷枪在实际使用过程中受到熔体 腐蚀作用，在相同使用条件下，旋流器片数为 Ｐ２ 时搅 拌效果更好。 旋流器距离喷枪底部的适宜距离为 Ｌ４ 或 Ｌ５。 ２．４ 喷枪插入深度对喷吹气柱长度的影响 不同片数的旋流器在距离喷枪端部为 Ｌ３ 的气柱 长度见图 ５。 从图 ５ 可以得出，气柱长度与喷枪插入 深度呈线性关系，喷枪插入深度越深，气柱长度越长。 整体来看，旋流器片数为 Ｐ１ 时气柱长度比 Ｐ２ 时大， 这是因为旋流器片数为 Ｐ１ 时的阻力较小，气体经过 旋流器后垂直方向的动量损失较小，气体进入熔体以 后的穿透力更强；旋流器片数为 Ｐ２ 时叶片面积比 Ｐ１ 时大，气体在经过旋流器后获得切向动量的几率更高， 同时旋流器在垂直方向的阻力更大。 789,       30 25 20 15 10 5 H1H2H3H4H5 8D, mm       P1La P2Lb 图 ５ 旋流器在距离喷枪端部为 Ｌ３ 的气柱长度 ３ 旋流喷吹对流体流动行为的影响 在水溶液中加入微米级的空心玻璃球作为示踪粒 子，用三维粒子激光测速仪观察粒子运动轨迹来反应 熔池内流体的流动行为。 在搅拌混匀时间最短的条件 下拍摄流体的流动行为，通过流动行为分析，最终确定 最佳旋流器片数。 ３．１ 空枪喷吹时流体的流动行为 图 ６ 是喷枪中没有安放旋流器时的流体流场图。 图 ６ 空枪喷吹时的流体流场行为 ３９第 ２ 期夏自根等 顶吹浸没熔炼流体流场行为的模拟研究 图 ６（ａ）是文献［１１］采用片光源幻灯机对浸没式 顶吹过程中流体流动行为进行的成像分析；图 ６（ｂ）是 三维粒子成像测速仪 ＰＩＶ 拍摄模型一半处理得到的 流体流场图。 经过对比发现，两者相互吻合。 通过 ＰＩＶ 拍摄的大量图片处理后发现，空枪喷吹时，在模型 的两侧形成比较稳定的旋流。 ３．２ 喷枪内置旋流器进行喷吹时流体的流动行为 图 ７ 是 Ｐ１ 片、Ａ１ 度、长为 Ｌａ 的旋流器在喷枪中 的位置为 Ｌ５ 时的流体流场图。 图 ７（ａ）中大气泡形成 处于膨胀阶段，此时影响流体流动行为的主要因素是 旋流作用，所以流体主要向右流动；图 ７（ｂ）中大气泡 进一步膨胀且向左偏移，在大气泡偏移产生的泵送作 用和挤压作用下，流体横向速度变小，纵向速度变大； 图 ７（ｃ）中大气泡仍然处于膨胀阶段，大气泡右侧流体 变为向左流动，左侧流体斜向上流动；图 ７（ｄ）中大气 泡破裂上浮，在气泡上浮产生的泵送作用影响下，流体 主要向上流动；图 ７（ｅ）中大气泡再次形成，此时流体 的流动行为和图 ７（ａ）相似。 气泡变化过程整体成周 期性变化，周期为 ０．５５２ ｓ。 从 ｔｅｃｐｌｏｔ 软件处理的图片 可以看出，旋流作用能有效减少死区的存在，但旋流作 用只是瞬时状态。 图 ７ Ｐ１ 片旋流器在喷枪中位置 Ｌ５ 时的流体流场图 图 ８ 是片数为 Ｐ２、角度为 Ａ１、长为 Ｌａ 的旋流器 在喷枪中的位置为 Ｌ５ 时的流体流场图。 从图 ８（ａ）中 可以看出，大气泡刚刚开始形成且有向右偏移的趋势， 流体主要向左边流动，这说明存在旋转的惯性力；图 ８ （ｂ）中大气泡进一步膨胀，在惯性力作用下，大气泡进 一步向右偏移，在偏移和挤压作用下，流体向右流动的 趋势更强；图 ８（ｃ）中大气泡破裂，此时影响流体流动 行为的主要因素是气泡的泵送作用，但旋流作用使得 大气泡偏移左侧，流体主要向上流动；图 ８（ｄ）中大气 泡在左侧进一步破裂时，产生的泵送作用主要集中在 左侧，加上旋流作用的影响，右边的流体向左流动，左 边的流体向上流动；图 ８（ｅ）中大气泡完全破裂，泵送 作用减弱，对流体流动行为起主要影响的是旋流的惯 性力，在两个因素的影响下，流体斜向流动；图 ８（ｆ）中 大气泡再次形成，此时旋转后存在的惯性力是影响流 体流动的主要因素，在此因素的影响下，大气泡有向右 偏移的趋势且流体主要向右流动。 结合 ｔｅｃｐｌｏｔ 软件 处理的图片可以看出，在此条件下没有死区存在。 图 ８ Ｐ２ 片旋流器在喷枪中位置 Ｌ５ 时的流体流场图 ４ 工业论证 经过现场冶炼数据采集、整理后发现，采用片数为 Ｐ１ 的旋流器喷枪，艾萨炉冰铜品位、电炉冰铜品位均 低于艾萨数模品位，且波动较大；采用片数为 Ｐ２ 的旋 流器喷枪，艾萨炉冰铜实际品位低于艾萨数模品位，但 是电炉实际品位与艾萨数模品位非常接近。 这表明， 采用优化后的 Ｐ２ 片旋流器，熔池化学反应更充分，横 向搅动能力得到提高。 由于艾萨炉内的熔体属于铜渣 混合熔体，但经后续贫化电炉澄清分离后，使得电炉实 际品位与艾萨数模品位相接近，这与 ＰＩＶ 试验结果 ４９矿 冶 工 程第 ３６ 卷 吻合。 与原用 Ｐ１ 片旋流器相比，采用优化后的 Ｐ２ 片旋 流器，艾萨炉烟气系统中 ＳＯ２含量平均提高了 ２．５％， 而烟气中残余氧气含量由 ４．８％降低到了 ３．５％，这表 明采用优化后的旋流器使得熔池中化学反应更加充 分，氧气利用率得到提高，在降低生产成本的同时为提 高生产负荷创造了条件。 ５ 结 论 １） 由于旋流器产生的旋流作用，大气泡在膨胀过 程中并不以喷枪为中心对称分布。 ２） 喷枪插入越深，熔池内小气泡的量就越多，但 喷枪插入过深时，熔体的喷溅和熔池的震动都比较强 烈，经过对比，选择喷枪插入深度为 Ｈ３。 ３） 在旋流器距喷枪底部距离小于 Ｌ５ 时，Ｐ２ 片旋 流器的搅拌混匀时间小于 Ｐ１ 片；当距离大于 Ｌ５ 后， Ｐ２ 片旋流器的搅拌混匀时间大于 Ｐ１ 片；在同样条件 下，内置 Ｐ２ 片旋流器的气柱长度小于 Ｐ１ 片，说明 Ｐ２ 片旋流器的阻力比 Ｐ１ 片旋流器的阻力大。 ４） 通过对 ＰＩＶ 拍摄的图片进行对比，空枪喷吹 时，在容器两侧形成稳定旋流，旋流喷吹时，这两个稳 定旋流被打破且流体在横向获得速度分量，经对比发 现，Ｐ２ 片旋流器的旋流效果明显优于 Ｐ１ 片，这与实际 冶炼过程中得到的结果相吻合。 参考文献 ［１］ 赵震宇． 顶吹浸没铜熔炼技术述评［Ｊ］． 有色矿冶，２００４，２０（５） ３３－３６． ［２］ Ｌｉｏｗ Ｊｏｎｇ⁃Ｌｅｎｇ． Ｑｕａｓｉ⁃ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ ｂｕｂｂｌｅ ｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｄｕｒｉｎｇ ｔｏｐ⁃Ｓｕｂ⁃ ｍｅｒｇｅｄ ｇａｓ ｉｎｊｅｃｔｉｏｎ［Ｊ］． Ｃｈｅｍｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｓｃｉｅｎｃｅ，２０００，５５ （１）４５１５－４５２４． ［３］ Ｔｓｕｇｅ Ｈ， Ｔｅｚｕｋａ Ｙｕｓｕｋｅ， Ｍｉｔｓｕｄａｎｉ Ｍａｓａｅ． Ｂｕｂｂｌｅ ｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｍｅｃｈ⁃ ａｎｉｓｍ ｆｒｏｍ ｄｏｗｎｗａｒｄ ｎｏｚｚｌｅ⁃ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｎｏｚｚｌｅ ｓｈａｐｅ ａｎｄ ｏｐｅｒａｔｉｎｇ ｐａ⁃ ｒａｍｅｔｅｒｓ［Ｊ］． Ｃｈｅｍｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｓｃｉｅｎｃｅ，２００６，６１（１０）３２９ － ３２９． ［４］ Ｔｓｕｇｅ Ｈ， Ｒｄｉｎ Ｐ， Ｋａｍｍｅｌ Ｒ． Ｂｕｂｂｌｅ ｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｆｒｏｍ ａ ｖｅｒｔｉｃａｌｌｙ ｄｏｗｎｗａｒｄ ｆａｃｉｎｇ ｎｏｚｚｌｅ ｉｎ ｌｉｑｕｉｄｓ ａｎｄ ｍｏｌｔｅｎ ｍｅｔａｌｓ［Ｊ］． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｈｅｍｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ｏｆ Ｊａｐａｎ，１９８６，１９（４）３２６－３３０． ［５］ Ｔｓｕｇｅ Ｈ， Ｈｉｂｉｎｏ Ｓ． Ｂｕｂｂｌｅ ｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｆｒｏｍ ａ ｓｕｂｍｅｒｇｅｄ ｓｉｎｇｌｅ ｏｒｉｆｉｃｅ ａｃｃｏｍｐａｎｉｅｄ ｂｙ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｆｌｕｃｔｕａｔｉｏｎｓ ｉｎ ｇａｓ ｃｈａｍｂｅｒ［Ｊ］． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｈｅｍｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ｏｆ Ｊａｐａｎ，１９７８，１１（３）１７３－１７８． ［６］ 张 波，史谊峰，杨晓琴，等． 艾萨炉水模拟气量与混合均匀时间 研究［Ｊ］． 云南冶金，２００７，３６（４）３１－３３． ［７］ 娄文涛，张邦琪，施 哲． 艾萨炉水模型内气泡运动的模拟［Ｊ］． 中国有色冶金，２０１０（１）３１－３３． ［８］ 李 东，朱 云． 艾萨炉喷枪渣层的热平衡计算［Ｊ］． 有色金属 （冶炼部分），２０１２（１０）１０－１２． ［９］ 王仕博． 艾萨炉顶吹熔池流动与传热过程数值模拟研究［Ｄ］． 昆 明昆明理工大学冶金与能源工程学院，２０１３． ［１０］ 娄文涛． 浸没顶吹气泡行为的实验与模拟研究［Ｄ］． 昆明昆明 理工大学材料与冶金学院，２０１０． ［１１］ 张 波． 艾萨炉水模拟研究［Ｄ］． 昆明昆明理工大学冶金与能 源工程学院，２００６． 􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎􀪎 （上接第 ９０ 页） 表 ４ 铍原矿浸出渣成分（质量分数） ／ ％ ＢｅＦＮａＭｇＡｌＳｉ ０．００７７２．２９００１．６１０００．０４９０３．５７００１９．７１００ ＫＴｉＭｎＦｅＣｕ １．９７０００．０６４１０．０５８９１．００７００．００６０ ３ 结 论 １） 改进后的硫酸预处理法解决了铍原矿浸出过程 中焙烧温度过高的问题，温度由原来的 １ ４００～１ ５００ ℃降 低至２８０ ℃，能耗大大降低，企业生产成本也大幅降低。 ２） 铍原矿石浸出的优化条件为铍原矿与浓硫酸 质量比 １ ∶１．５、预处理温度 ２８０ ℃、预处理之后搅拌浸 出最佳固液比为 １∶２，铍浸出率大于 ９８．２０％。 参考文献 ［１］ 张友寿，秦有钧，吴东周，等． 铍和含铍材料的性能及应用［Ｊ］． 焊 接学报，２００１，２２（６）９２－９６． ［２］ 陈丽梅，张巨先． ９９％氧化铍陶瓷活化 Ｍｏ⁃Ｍｎ 金属化机理研究 ［Ｊ］． 真空电子技术，２０１３（４）２３－２６． ［３］ 符剑刚，蒋进光，李爱民，等． 从含铍矿石中提取铍的研究现状 ［Ｊ］． 稀有金属与硬质合金，２００９，３７（１）４０－４４． ［４］ 成泉辉． 从硅铍钇矿中提取工业氧化铍及混合稀土［Ｊ］． 稀有金 属与硬质合金，１９９９（３）４９－５３． ［５］ 朱晓波，张一敏，刘 涛． 石煤活化焙烧提钒试验及机制研究［Ｊ］． 稀有金属，２０１３，３７（２）２８３－２８８． ［６］ Ｓｕｎ Ｓｈｕｌｉ，Ｈｅ Ｗｅｎｗｕ，Ｚｈａｎｇ Ｍｉｎｇａｎｇ， ｅｔ ａｌ． Ｈｏｔ Ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ Ｍｅｃｈ⁃ ａｎｉｓｍ ｏｆ ９Ｃｒ⁃２Ｗ Ｈｅａｔ⁃Ｒｅｓｉｓｔａｎｔ Ａｌｌｏｙ［Ｊ］． Ｃｈｉｎｅｓｅ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｒａｒｅ Ｍｅｔａｌｓ，２０１３，３７（４）５５７－５６３． ［７］ 郭新川． 酸化浸出控制条件对氧化铍生产的影响［Ｊ］． 新疆有色 金属，２０１１（Ｓ１）１０２－１０３． ［８］ 成泉辉． 铍矿中的氟在工业氧化铍冶炼中的行为和影响［Ｊ］． 稀 有金属与硬质合金，２００４（３）２９－３２． ［９］ 李 中，王清良，李 乾，等． 氢氧化铍中硫酸根去除试验研究 ［Ｊ］． 矿冶工程，２０１４（４）８３－８６． ［１０］ 全 俊． 提高工业氧化铍产品质量的工艺措施［Ｊ］． 稀有金属与 硬质合，２００６，３４（２）６１－６３． ［１１］ 李诚星． 提高工业氧化铍冶炼金属回收率的途径［Ｊ］． 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