D0I:10.13374/i.issnl00113.2009.12.006 第31卷第12期 北京科技大学学报 Vol.31 No.12 2009年12月 Journal of University of Science and Technology Beijing Dee.2009 ⅦNT法铝液入射角对除氢气泡分布的影响 史或宏姜泽毅 张欣欣 北京科技大学机械工程学院，北京100083 摘要基于我国在线除氢技术应用及研究现状，以在线MNT法中铝液精炼反应器为研究对象，采用欧拉欧拉多相流模 型模拟计算了反应器内精炼气体的分布状况·多相流优化模拟中，选取三种铝液入射角度条件，进行混合流动数值计算和均 匀性对比分析·结果表明：随铝液入射角的变化，除氢气泡在铝液中的分布状况发生了明显改变：铝液入射角为45°，除氢气泡 分布的均匀性较其他角度更佳 关键词铝液；精炼：入射角；气泡分布；多相流；数值模拟 分类号TF821 Effect of the incidence angle of molten aluminum on refinery gas distribution in the on-line MINT technology SHI Yu-hong,JIA NG Ze-yi,ZHA NG Xin-xin School of Mechanical Engineering.University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083.China ABSTRACT Based on the present situation of research on the on-line refinery technology and its application in China.the refinery gas distribution in a molten aluminum purifying reactor on the base of the on-line MINT technology was simulated in an Euler-Euler multiphase flow model.Three incidence angles of molten aluminum were used to calculate multiphase flow in the optimization numeri- cal simulation.The results of numerical calculation and comparative analysis on mixture uniformity showed that the refinery gas distri- bution changed remarkably with incidence angle,and the best uniformity of gas distribution was gained in a 45incidence by compar- ing three simulated results of different incidence angles. KEY WORDS molten aluminum:refining:incidence angle:bubble distribution:multiphase flow;numerical simulation 除气是铝合金熔体精炼的重要工艺过程，是指 铝熔体的除氢水平，但是，在生产中发现，虽然采用 去除熔解在铝熔体中的气体山.如果铝熔体中气体 了与国外相同的除气方法和技术，铝熔体除氢水平 夹杂含量超标，则极易造成铸件和俦锭产生针孔、气 仍然与国际先进水平有一定的差距，其中原因之一 孔或夹杂缺陷，导致铝材、铸件的力学性能、加工性 是关于除氢机理的基础性研究滞后]， 能和导电性能降低，对耐蚀性和制品的外观质量也 吹气法是一种被普遍采用的除氢技术，又称为 有显著的影响，铝熔体中的气体夹杂氢气含量最 气泡浮游法[]，是通过某种技术方法在铝液中造 多，约占80%以上，因此可以认为对铝熔体的除气 成大量气泡，利用氢在铝液中和气泡中的分压差，使 就是除氢[2四] 铝液中的氢不断进入在铝液中上浮的气泡中，最后 铝合金熔体的在线除氢处理是生产高质量铝铸 随气泡逸出液面，以达到除氢的目的，文献[G一7]对 件的基本保证措施之一，也是提高铝合金综合性能 气泡浮游法的除氢机理进行了研究·结果表明，影 的主要手段，现阶段，国内在线铝液除氢装置多数 响铝液中氢在气泡中扩散的动力学因素主要有气泡 为引进设备3]，如MINT、SNIF和ALPUR在线 大小、气泡的比表面积和气金比等，同时也指出在 除气净化装置和技术，这在一定程度上提高了我国 一定的接触时间内，铝液中精炼气体的分布特性是 收稿日期：2009-04-13 作者简介：史或宏(1972-)，男，博士研究生：张欣欣(1957一)，男，教授，博士生导师，E-mail:xxzhang@ustb-edu.cn
MINT 法铝液入射角对除氢气泡分布的影响 史 宏 姜泽毅 张欣欣 北京科技大学机械工程学院北京100083 摘 要 基于我国在线除氢技术应用及研究现状以在线 MINT 法中铝液精炼反应器为研究对象采用欧拉－欧拉多相流模 型模拟计算了反应器内精炼气体的分布状况．多相流优化模拟中选取三种铝液入射角度条件进行混合流动数值计算和均 匀性对比分析．结果表明：随铝液入射角的变化除氢气泡在铝液中的分布状况发生了明显改变；铝液入射角为45°除氢气泡 分布的均匀性较其他角度更佳． 关键词 铝液；精炼；入射角；气泡分布；多相流；数值模拟 分类号 TF821 Effect of the incidence angle of molten aluminum on refinery gas distribution in the on-line MINT technology SHI Y u-hongJIA NG Ze-yiZHA NG Xin-xin School of Mechanical EngineeringUniversity of Science and Technology BeijingBeijing100083China ABSTRACT Based on the present situation of research on the on-line refinery technology and its application in Chinathe refinery gas distribution in a molten aluminum purifying reactor on the base of the on-line MINT technology was simulated in an Euler-Euler multiphase flow model．T hree incidence angles of molten aluminum were used to calculate multiphase flow in the optimization numerical simulation．T he results of numerical calculation and comparative analysis on mixture uniformity showed that the refinery gas distribution changed remarkably with incidence angleand the best uniformity of gas distribution was gained in a45°incidence by comparing three simulated results of different incidence angles． KEY WORDS molten aluminum；refining；incidence angle；bubble distribution；multiphase flow；numerical simulation 收稿日期：2009-04-13 作者简介：史 宏（1972－）男博士研究生；张欣欣（1957－）男教授博士生导师E-mail：xxzhang＠ustb．edu．cn 除气是铝合金熔体精炼的重要工艺过程是指 去除熔解在铝熔体中的气体［1］．如果铝熔体中气体 夹杂含量超标则极易造成铸件和铸锭产生针孔、气 孔或夹杂缺陷导致铝材、铸件的力学性能、加工性 能和导电性能降低对耐蚀性和制品的外观质量也 有显著的影响．铝熔体中的气体夹杂氢气含量最 多约占80％以上因此可以认为对铝熔体的除气 就是除氢［2］． 铝合金熔体的在线除氢处理是生产高质量铝铸 件的基本保证措施之一也是提高铝合金综合性能 的主要手段．现阶段国内在线铝液除氢装置多数 为引进设备［3－5］如 MINT、SNIF 和 ALPUR 在线 除气净化装置和技术这在一定程度上提高了我国 铝熔体的除氢水平．但是在生产中发现虽然采用 了与国外相同的除气方法和技术铝熔体除氢水平 仍然与国际先进水平有一定的差距其中原因之一 是关于除氢机理的基础性研究滞后［6］． 吹气法是一种被普遍采用的除氢技术又称为 气泡浮游法［6－8］是通过某种技术方法在铝液中造 成大量气泡利用氢在铝液中和气泡中的分压差使 铝液中的氢不断进入在铝液中上浮的气泡中最后 随气泡逸出液面以达到除氢的目的．文献［6－7］对 气泡浮游法的除氢机理进行了研究．结果表明影 响铝液中氢在气泡中扩散的动力学因素主要有气泡 大小、气泡的比表面积和气金比等．同时也指出在 一定的接触时间内铝液中精炼气体的分布特性是 第31卷 第12期 2009年 12月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．31No．12 Dec．2009 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2009．12．006
.1532 北京科技大学学报 第31卷 影响除氢装置效率的前提条件，精炼气体在铝液中 气金比是气泡浮游法精炼技术中的主要技术参 分布得越均匀，越有利于氢的动力学扩散因素条件， 数，它表示单位质量铝液所需精炼气体的多少.在 本文选取在线精炼装置MINT一Ⅱ型反应器作 同样除氢效率的情况下，气金比越小，表明气液混合 为研究对象，采用数值模拟方法研究精炼气体在铝 程度好，气泡在铝液中的分布越均匀 熔体中的混合分布状况，比较分析了工艺因素对分 依据资料数据，笔者归纳了MINT设备系列气 布特性的影响，为优化除氢装置的结构设计提供一 金比、除氢效率随铝液流量的变化，如图2鬥所示 定的技术支持 数据统计结果显示，平均气金比为0.6~1.3L· 1MINT法除氢过程 kg1,除氢效率维持为58.4%左右，图中反映出Ⅱ 型的技术指标较其他型号产能应用范围广，因此把 MINT装置是由美国Selee公司研制的，采用铝 MINT一Ⅱ型作为数值计算的设备原型：气金比取平 合金液除气和除渣相结合的一种净化处理技术，其 均工况条件，相当于气体占熔体的体积比例为 中除气技术机理是气泡浮游法.MINT属于非动力 50%~70% 净化技术，具有运行费用较低、装置结构紧凑、除夹 1.0 30 效率 杂物效果好等优点，是一种理想的铝熔体净化处理 气金比 25 系统，在国内广泛使用，其结构和工作原理如 2.0 0.6 图1所示 0 0.5 ■ 103110136180190418644 船液流量0kgmn) 反应器 e泡沫司竟过滤县 图2MINT系列设备气金比与除氢效率 嘴中心线 Fig.2 Gas-liquid ratio and hydrogen-removal efficiency of MINT device series 气泡尺寸是影响除气效率的主要技术参数之 图1MINT装置结构和工作原理示意图 一， 熔体中氢扩散动力学研究表明，除氢速率与气 Fig.1 Sketch of device structure and the principle of the MINT 泡直径的5/2次方成反比.例如，气泡尺寸减少 technology 一个数量级，则速率将提高上百倍.另外，Sigworth 铝液在反应器内旋转向下，与从底部喷嘴喷入 等对气体利用效率与气泡尺寸的关系进行了研究， 的精炼气体逆向运动，精炼后的铝液通过底部连通 两种不同含氢量合金的分析结果表明：当气泡的 管路进入与过滤器连通的竖管内，然后进入陶瓷泡 当量直径接近毫米级时，气体利用效率高达95%以 沫板过滤器中，MINT系统的反应器分为上、下两 上·通过机理研究结果分析得出，在气金比一定的 节，上节为圆柱形，下节为锥形，喷嘴位于锥形部 条件下，当量直径为毫米级的气泡的除氢效率最优 分，反应器外壳用钢材制作，内衬熔凝二氧化硅耐 因此，模拟MINT装置反应器内的气体分布状态选 火材料 用直径为1mm气泡流场进行数值模拟 2主要技术参数 3数值模拟 MINT设备共有三种型号[)，Ⅱ型的主要技术 3.1物理模型和假设条件 参数见表1. 以MINT一Ⅱ型反应器为研究物理模型，结构示 表1MINT一Ⅱ型技术参数 意图如图3所示 Table 1 Technology parameters of MINT-II 在建立多相流模型时，采用了以下假设条件： 流量/ 气体流速/ 温度 进口 ①反应器内铝合金液温度均匀，忽略精炼气体搅拌 喷嘴数 (kg'min) (L'min 损失/℃ 高度/mm 对流换热影响：②不考虑氢与夹杂物的析出反应；③ 110-320 8 140-320 10 978 反应器内的铝液为稳态黏性不可压缩流体；④喷入铝 液内的精炼气体的气泡尺寸一致，不考虑破裂或合泡
影响除氢装置效率的前提条件精炼气体在铝液中 分布得越均匀越有利于氢的动力学扩散因素条件． 本文选取在线精炼装置 MINT－Ⅱ型反应器作 为研究对象采用数值模拟方法研究精炼气体在铝 熔体中的混合分布状况比较分析了工艺因素对分 布特性的影响为优化除氢装置的结构设计提供一 定的技术支持． 1 MINT 法除氢过程 MINT 装置是由美国 Selee 公司研制的采用铝 合金液除气和除渣相结合的一种净化处理技术其 中除气技术机理是气泡浮游法．MINT 属于非动力 净化技术具有运行费用较低、装置结构紧凑、除夹 杂物效果好等优点是一种理想的铝熔体净化处理 系统［4］在国内广泛使用其结构和工作原理如 图1［9］所示． 图1 MINT 装置结构和工作原理示意图 Fig．1 Sketch of device structure and the principle of the MINT technology 铝液在反应器内旋转向下与从底部喷嘴喷入 的精炼气体逆向运动精炼后的铝液通过底部连通 管路进入与过滤器连通的竖管内然后进入陶瓷泡 沫板过滤器中．MINT 系统的反应器分为上、下两 节上节为圆柱形下节为锥形．喷嘴位于锥形部 分．反应器外壳用钢材制作内衬熔凝二氧化硅耐 火材料． 2 主要技术参数 MINT 设备共有三种型号［9］Ⅱ型的主要技术 参数见表1． 表1 MINT－Ⅱ型技术参数 Table1 Technology parameters of MINT-Ⅱ 流量／ （kg·min －1） 喷嘴数 气体流速／ （L·min －1） 温度 损失／℃ 进口 高度／mm 110～320 8 140～320 10 978 气金比是气泡浮游法精炼技术中的主要技术参 数它表示单位质量铝液所需精炼气体的多少．在 同样除氢效率的情况下气金比越小表明气液混合 程度好气泡在铝液中的分布越均匀． 依据资料数据笔者归纳了 MINT 设备系列气 金比、除氢效率随铝液流量的变化如图2［9］ 所示． 数据统计结果显示平均气金比为0∙6～1∙3L· kg －1除氢效率维持为58∙4％左右．图中反映出Ⅱ 型的技术指标较其他型号产能应用范围广因此把 MINT－Ⅱ型作为数值计算的设备原型；气金比取平 均工况条件相当于气体占熔体的体积比例为 50％～70％． 图2 MINT 系列设备气金比与除氢效率 Fig．2 Gas-liquid ratio and hydrogen-removal efficiency of MINT device series 气泡尺寸是影响除气效率的主要技术参数之 一．熔体中氢扩散动力学研究表明除氢速率与气 泡直径的5／2次方成反比［6］．例如气泡尺寸减少 一个数量级则速率将提高上百倍．另外Sigworth 等对气体利用效率与气泡尺寸的关系进行了研究 两种不同含氢量合金的分析结果［10］表明：当气泡的 当量直径接近毫米级时气体利用效率高达95％以 上．通过机理研究结果分析得出在气金比一定的 条件下当量直径为毫米级的气泡的除氢效率最优． 因此模拟 MINT 装置反应器内的气体分布状态选 用直径为1mm 气泡流场进行数值模拟． 3 数值模拟 3∙1 物理模型和假设条件 以 MINT－Ⅱ型反应器为研究物理模型结构示 意图如图3所示． 在建立多相流模型时采用了以下假设条件： ① 反应器内铝合金液温度均匀忽略精炼气体搅拌 对流换热影响；② 不考虑氢与夹杂物的析出反应；③ 反应器内的铝液为稳态黏性不可压缩流体；④ 喷入铝 液内的精炼气体的气泡尺寸一致不考虑破裂或合泡 ·1532· 北 京 科 技 大 学 学 报 第31卷
第12期 史或宏等：MNT法铝液入射角对除氢气泡分布的影响 .1533 1.109 与气体出口/Rs0mm (m一m品克) (1) 式中，下标为α和B相标识，分别表示液相和气相； 0.4巴 c(④一④a)为④的相间传输，c为传输修正系数， 精炼气体喷嘴 中心线 ca=ca,caa=0;ra为a相的体积分数，代表了每相 铝液出口/R100mm 占据的空间，所有相的体积分数和为1；°.为α相的 反应器内径/R200mm 人射角B 铝液人口 密度；U为速度；Γ为扩散系数；m为相间传递的质 断面 量；Sa为原项， 由于两相流问题的复杂性，目前还没有通用的 相间传输模型，并且这些相间传输模型大多为经验 公式1).本文计算内容仅涉及相间流动，因此重点 给出相间动量传输模型中的曳力模型： 图3MINT物理模型示意图 For Us-val(Up-U) (2) Fig.3 Sketch of an MINT physical model 式中，CD为曳力系数，由下式确定： 发生，温度与铝液相同；⑤喷嘴处精炼气体分布均匀· 3.2多相流模型 6o=mam[1+0.15R).0,4 (3) 运用欧拉一欧拉模型描述反应器内气液流动， 式中，Re为气相的雷诺数. 欧拉欧拉多相流模型一]中，每一相都有独立的 其他“非曳力”模型：湍流扩散传输模型为 求解方程，各相的传输量通过相间传输项发生联系， Lopez de Bertodano5],扩散系数取0.l5. 对于铝液中的气液两相流，气相和液相都有各自的 3.3计算条件 质量方程、动量方程，两相的速度通过相间曳力产生 表2给出了数值计算的物理模型结构几何参数 相互作用，其通用方程3]如下： 以及铝液和除氢气体入口流量等模拟边界条件； a(rΦ.)+7-[ra(0.U④。-T.7Φ)]= 表3列出了选择的物性参数条件2]. 表2模型计算条件 Table 2 Model calculation conditions 喷嘴 喷哦 喷嘴数/ 喷射角， 铝液入射 铝液入口断面尺寸/ 内径X高度/ 铝液流量/ 气金比/ 气泡直径/ 直径/mm 分布 (个×组) /)角，/( (mmXmm) (mm Xmm) gmin(Lkg马 mm 10 90° 2×4 60 0 100×100 400×1100 300 1.1 1 表3气液相物性参数 逆向运行，形成的两相流中的气相分布场如图5) Table 3 Physical properties of gas-liquid phase 所示，图中对比给出了模拟结果和水模型实验结果 流体 密度/ 表面张力 动力黏度/ 图.文献[4]中，水模型实验装置的结构尺寸对应标 介质 (kg'm3) 系数/(Nm-) (Pa's) 准MINT一Ⅱ型制造，比例为1：1，外壳采用有机玻 氩气 0.12 一 0.00013 璃，模拟气体为空气，利用拍照显示实验结果、通过 铝液 2354 0.917 0.0029 比较数值计算与实验图片结果可以看出，气泡分布 3.4数值求解 特征的计算结果与实验基本一致（注：文献[4]指出 使用CFX,10求解器解算上述模型.网格为非 了水模型实验中，存在气泡从顶部聚集溢出时液面 结构，在铝液和精炼气体入口处对计算网格进行了 剧烈翻滚的现象，可见图中照片仅给出了反应器中 加密，如图4所示 部区域影像)·计算结果和水模型实验结果同时可 以反映出在反应器内气相主要集中在中心轴线区 4计算结果与分析 域，并形成了气泡流，气相的分布流态外形为“蘑 4.1反应器内气体分布基本特征 菇状”. MINT法反应器内，铝液旋转向下与精炼气体 数值模拟计算结果也反映出，在水模型实验工
图3 MINT 物理模型示意图 Fig．3 Sketch of an MINT physical model 发生温度与铝液相同；⑤ 喷嘴处精炼气体分布均匀． 3∙2 多相流模型 运用欧拉－欧拉模型描述反应器内气液流动． 欧拉－欧拉多相流模型［11－13］中每一相都有独立的 求解方程各相的传输量通过相间传输项发生联系． 对于铝液中的气液两相流气相和液相都有各自的 质量方程、动量方程两相的速度通过相间曳力产生 相互作用其通用方程［13］如下： ∂ ∂t （ rαραΦα）＋∇·［ rα（ραUαΦα－Γα∇Φα）］＝ rαSα＋ ∑ Np β＝1 cαβ（Φβ－Φα）＋ ∑ Np β＝1 （ mαβΦβ－ mβαΦα） （1） 式中下标为 α和β相标识分别表示液相和气相； cαβ（Φβ－Φα）为 Φ的相间传输c 为传输修正系数 cαβ＝cβαcαα＝0；rα 为α相的体积分数代表了每相 占据的空间所有相的体积分数和为1；ρα为α相的 密度；U 为速度；Γ为扩散系数；m 为相间传递的质 量；Sα为原项． 由于两相流问题的复杂性目前还没有通用的 相间传输模型并且这些相间传输模型大多为经验 公式［14］．本文计算内容仅涉及相间流动因此重点 给出相间动量传输模型中的曳力模型： FD＝ 3 4 CD 4 rβρα｜Uβ－ Uα｜（ Uβ－ Uα） （2） 式中CD 为曳力系数由下式确定： CD＝max 24 Re （1＋0∙15Re 0∙687）0∙44 （3） 式中Re 为气相的雷诺数． 其他 “ 非曳力” 模型：湍流扩散传输模型为 Lopez de Bertodano ［15］扩散系数取0∙15． 3∙3 计算条件 表2给出了数值计算的物理模型结构几何参数 以及铝液和除氢气体入口流量等模拟边界条件； 表3列出了选择的物性参数条件［12］． 表2 模型计算条件 Table2 Model calculation conditions 喷嘴 直径／mm 喷嘴 分布 喷嘴数／ （个×组） 喷射角 θ／（°） 铝液入射 角β／（°） 铝液入口断面尺寸／ （mm×mm） 内径×高度／ （mm×mm） 铝液流量／ （kg·min －1） 气金比／ （L·kg －1） 气泡直径／ mm 10 90° 2×4 60 0 100×100 400×1100 300 1∙1 1 表3 气液相物性参数 Table3 Physical properties of gas-liquid phase 流体 介质 密度／ （kg·m －3） 表面张力 系数／（N·m －1） 动力黏度／ （Pa·s） 氩气 0∙12 — 0∙00013 铝液 2354 0∙917 0∙0029 3∙4 数值求解 使用 CFX．10求解器解算上述模型．网格为非 结构在铝液和精炼气体入口处对计算网格进行了 加密如图4所示． 4 计算结果与分析 4∙1 反应器内气体分布基本特征 MINT 法反应器内铝液旋转向下与精炼气体 逆向运行形成的两相流中的气相分布场如图5［4］ 所示图中对比给出了模拟结果和水模型实验结果 图．文献［4］中水模型实验装置的结构尺寸对应标 准 MINT－Ⅱ型制造比例为1∶1外壳采用有机玻 璃模拟气体为空气利用拍照显示实验结果．通过 比较数值计算与实验图片结果可以看出气泡分布 特征的计算结果与实验基本一致（注：文献［4］指出 了水模型实验中存在气泡从顶部聚集溢出时液面 剧烈翻滚的现象可见图中照片仅给出了反应器中 部区域影像）．计算结果和水模型实验结果同时可 以反映出在反应器内气相主要集中在中心轴线区 域并形成了气泡流气相的分布流态外形为“蘑 菇状”． 数值模拟计算结果也反映出在水模型实验工 第12期 史 宏等： MINT 法铝液入射角对除氢气泡分布的影响 ·1533·
,1534 北京科技大学学报 第31卷 区域聚集，受到挤压，密度较小的气相分子则反方向 向桶中心运动和富集.因此，适当调整铝液涡旋场 氢气人口 的速度分布是改善精炼气体在反应器中的分布状况 铅液人口 的关键 4.2铝液入射角对气体分布的影响 熔体中气泡运动轨迹是沿着铝液速度场中流线 方向的，流场中流线的疏密程度与气泡的聚集和分 散是一致的.因此铝液流场的形态直接影响和反映 气泡的分布状态，而流场的形成是诸多工艺因素共 图4数值模拟计算网格 同作用的结果，其中较为直观和便于现场操作变换 Fig.4 Mesh structure of numerical calculation 的因素是反应器铝液的入射角，因此选取了三种反 应器铝液入射角B=30°、45°和60°进行流场数值模 (a) h 拟，并就模拟结果进行分析 空气体积分数 r1.00 如图6所示，图中连续线段为铝液的流线，速度 075 梯度决定了流线的疏密程度，并反映了液体流速场 0.50 的变化，反应器径向截面云图反映了平面内气泡体 026 积含量的变化（深色代表体积含量多，气泡集聚） 从图中可见，改变入射角工况条件后，反应器内流场 101870374 .561m r.x 形态发生了较大的变化，气泡在铝液熔体中的分布 随之也发生了变化，例如，在入射角为30°时模拟计 图5模拟结果(a)与水模型实验结果(b)比较 算结果图中箭头所指区域，轴向的涡旋造成了气泡 Fig.5 Comparison of numerical simulation (a)with water model 的局部聚集，增加了单位体积熔体内的除氢气泡的 test results (b) 体积含量，导致气泡分布的不均匀，不利于保持和提 高整个熔体除氢效率；相比流场内的涡流区域，在铝 况条件下反应器内气体分布状况并不理想，精炼气 液流动速度梯度变化减小区域，见入射角为60°时 体在中心轴线区域聚集，整体分布趋势不均匀，增加 模拟结果图中箭头所指，轴向流线分布均匀时，横截 了气泡合并的概率，降低了气体的比表面积，从而减 面内气泡的均匀性改善了许多：而反应器径向湍动 少了气泡与铝液的接触面积，不利于除氢动力学条 能的增加会造成横截面内气泡向内壁面方向集聚， 件，因此影响了除氢效率.文献[2]中讨论了在反应 见入射角为45°时模拟结果图中箭头所指区域，以 器中心轴线加装倒T形的扰流装置改变气相在轴 上熔体流场形态对气泡分布的影响分析表明，要形 线的集聚，应用后起到了一定的有益效果， 成空间均匀的气泡分布场，应该增加反应器轴向的 形成精炼气体在中心集聚的原因是，连续 铝液流动均匀性，减少局部涡旋的形成并减弱径向 相一铝液在反应器内产生涡旋速度场在离心力 湍动能的增加 的作用下，密度大的液相分子向涡旋场外侧，即桶壁 为了定量比较三种模拟结果间气泡分布的均匀 氧气体积分数 065 3 025 012 B30 45 (a) b 图6精炼气体在铝液中的分布状况(a)3=30°；(b)=45°：(c)B=60 Fig6 Refinery gas distribution in molten aluminum:(a)B=30°；(b)B=45°；(c)B=60°
图4 数值模拟计算网格 Fig．4 Mesh structure of numerical calculation 图5 模拟结果（a）与水模型实验结果（b）比较 Fig．5 Comparison of numerical simulation （a） with water model test results （b） 况条件下反应器内气体分布状况并不理想精炼气 体在中心轴线区域聚集整体分布趋势不均匀增加 了气泡合并的概率降低了气体的比表面积从而减 少了气泡与铝液的接触面积不利于除氢动力学条 件因此影响了除氢效率．文献［2］中讨论了在反应 器中心轴线加装倒 T 形的扰流装置改变气相在轴 线的集聚应用后起到了一定的有益效果． 图6 精炼气体在铝液中的分布状况 （a） β＝30°；（b） β＝45°；（c） β＝60° Fig．6 Refinery gas distribution in molten aluminum：（a） β＝30°；（b） β＝45°；（c） β＝60° 形成精 炼 气 体 在 中 心 集 聚 的 原 因 是连 续 相———铝液在反应器内产生涡旋速度场．在离心力 的作用下密度大的液相分子向涡旋场外侧即桶壁 区域聚集受到挤压密度较小的气相分子则反方向 向桶中心运动和富集．因此适当调整铝液涡旋场 的速度分布是改善精炼气体在反应器中的分布状况 的关键． 4∙2 铝液入射角对气体分布的影响 熔体中气泡运动轨迹是沿着铝液速度场中流线 方向的流场中流线的疏密程度与气泡的聚集和分 散是一致的．因此铝液流场的形态直接影响和反映 气泡的分布状态而流场的形成是诸多工艺因素共 同作用的结果其中较为直观和便于现场操作变换 的因素是反应器铝液的入射角．因此选取了三种反 应器铝液入射角 β＝30°、45°和60°进行流场数值模 拟并就模拟结果进行分析． 如图6所示图中连续线段为铝液的流线速度 梯度决定了流线的疏密程度并反映了液体流速场 的变化．反应器径向截面云图反映了平面内气泡体 积含量的变化（深色代表体积含量多气泡集聚）． 从图中可见改变入射角工况条件后反应器内流场 形态发生了较大的变化气泡在铝液熔体中的分布 随之也发生了变化．例如在入射角为30°时模拟计 算结果图中箭头所指区域轴向的涡旋造成了气泡 的局部聚集增加了单位体积熔体内的除氢气泡的 体积含量导致气泡分布的不均匀不利于保持和提 高整个熔体除氢效率；相比流场内的涡流区域在铝 液流动速度梯度变化减小区域见入射角为60°时 模拟结果图中箭头所指轴向流线分布均匀时横截 面内气泡的均匀性改善了许多；而反应器径向湍动 能的增加会造成横截面内气泡向内壁面方向集聚 见入射角为45°时模拟结果图中箭头所指区域．以 上熔体流场形态对气泡分布的影响分析表明要形 成空间均匀的气泡分布场应该增加反应器轴向的 铝液流动均匀性减少局部涡旋的形成并减弱径向 湍动能的增加． 为了定量比较三种模拟结果间气泡分布的均匀 ·1534· 北 京 科 技 大 学 学 报 第31卷
第12期 史或宏等：MNT法铝液入射角对除氢气泡分布的影响 ,1535 性，建立反应器高度为0.4~1.1m(反应器中气、液 通过对比计算结果与文献中的水模型实验结果，验 主要混合空间)的所有数值计算点气泡体积分数的 证了所建立的数学模型. 加权样本空间，表达式为： (2)利用所建立的数学模型，选取一定的实际 =号10.4<1. 工况条件，针对性地计算了不同于设备原设计入射 角时除氢气泡在铝熔体中的分布状态，计算结果表 =30°，45°，60° (4) 明：气泡在铝熔体中的分布状态明显改变；分布的均 式中，：为计算空间某点网格体积，V为全部计算 匀性随铝液速度梯度的减少而增加， 域体积，：为网格内气相的体积分数，P:为空间气 (③)利用所建立的数学模型，分别模拟计算了 泡分布密度样本，样本值是数值模拟求解域内的连 三种铝液入射角条件下，除氢气泡在铝熔体中的分 续随机变量，具有表征反应器单位体积内气泡分布 布状态，运用数学统计方法处理计算结果后，比较 密度的特性，即分布密度越小，说明单位体积熔体内 除氢气泡分布密度得出，入射角为45°时，除氢气泡 气泡分布越广，均匀性越强. 空间分布特性较其他入射角更均匀， 由此建立三种模拟结果的气相体积分数样本空 间，求取空间内随机变量的数学期望值Y和标准差 参考文献 值L(U),表达式为： [1]Group of Compile Cast Non ferrous Alloy and Smelting.Cast Y= 1 Non-Ferrous Alloy and Smelting.Beijing:National Defense In- N台 dustry Press.1980 (铸造有色合金及其熔炼联合编写组·铸造有色合金及其熔炼 =-空] 1 5 北京：国防工业出版社，1980) [2]Wu R Z.Sun B D.Shu D.et al.Degassing of aluminum melt 式中，N为样本集合的长度 Mater Sci Technol,2006.14(2):218 图7是样本空间数学期望值与标准方差的误差 (巫瑞智，孙宝德，疏达，等，铝熔体除氢，材料科学与工艺 条图，数据框中X代表样本空间标识，给出期望值 2006,14(2):218) Y和标准差值L(U),黑点代表气泡分布密度的均 [3]Feng P F,Tang JL.Progress and prospect of refining technolo- 值，上下延伸的触须长度代表了在置信区间内样本 gies of aluminum casting alloys.Hot Work Technol,2005(1):58 (冯鹏发，唐靖林.铸造铝合金精炼技术现状及发展，热加工工 数据标准差值，即反映了样本值与均值的离散程度， 艺，2005(1)：58) 50 [4]Mei W.Outside furnace aluminum flux online purifying treatment X-60 equipment.Mach Des Manuf,2007(3):107 30 X=30 -14.4277 ✉14.9847 L-25.4641 (梅玮.新型铝熔体炉外在线净化处理装置的研制，机械设计 L-26.2815 -25.4641 与制造，2007(3)：107) 30 U-26.2815 -45 25 [5]JiS P,Zheng L.Guo Y L.et al.Features of refine equipment on 10 line for aluminium alloy melt and its innovation.Light Alloy Fabr -2.3281 Technol,2005,35,61 (籍淑萍，郑力，郭玉玲，等.铝熔体在线除气装置的特性及其 -10 改进.轻合金加工技术，2005,35：61) 20 309 45 60 [6]Xiong J P,Liu M,Jin YY,et al.Approach to mechanism of X high efficieney degassing hydrogen in aluminum mel.Jiangxi Sci,2007,25(5):510 图7精炼气体分布密度的误差条图 Fig.7 Error bar chart of refinery gas distribution density (熊建平，刘曼，金王莹，等.铝熔体高效除氢机理探讨，江西科 学，2007,25(5)：510) 通过对比三种入射角的气泡空间分布数据统计 [7]Zhang Z H.Bian X F,Liu X F.Kinetics of degassing hydrogen 结果可以看出，入射角为45°条件下气泡分布密度 in aluminum melt.Chin J Nonferrous Met,2000,10:217 (张忠华，边秀房，刘相法.铝熔体除氢过程动力学.中国有色金 的均值与标准差值明显优于其他角度条件 属学报，2000,10：217) 5 [8]Wang C H,Ni H J.Sun B D.Development in method and tech- 结论 nology of aluminum melt hydrogen-removal.Foundry.2001.50 (4):179 (1)运用数值模拟方法研究了高温铝熔体内两 (王长海，倪红军，孙宝德.铝熔体除氢技术的进展.铸造， 相流动问题，利用欧拉多相流模型模拟了在线精炼 2001,50(4):179) MINT法反应器内，除氢气泡在铝液中的分布状况 (下转第1582页)
性建立反应器高度为0∙4～1∙1m（反应器中气、液 主要混合空间）的所有数值计算点气泡体积分数的 加权样本空间表达式为： Xj＝ ρi＝ ri· vi V ｜xy0∙4＜z ＜1∙1 j＝30°45°60° （4） 式中vi 为计算空间某点网格体积V 为全部计算 域体积ri 为网格内气相的体积分数ρi 为空间气 泡分布密度样本．样本值是数值模拟求解域内的连 续随机变量具有表征反应器单位体积内气泡分布 密度的特性即分布密度越小说明单位体积熔体内 气泡分布越广均匀性越强． 由此建立三种模拟结果的气相体积分数样本空 间求取空间内随机变量的数学期望值 Y 和标准差 值 L （ U）表达式为： Y ＝ 1 N ∑ N i＝1 ρi L＝ U＝ 1 N－1∑ N i＝1 ρi－ ∑ N i＝1 ρi 1 2 （5） 式中N 为样本集合的长度． 图7是样本空间数学期望值与标准方差的误差 条图数据框中 X 代表样本空间标识给出期望值 Y 和标准差值 L （ U）黑点代表气泡分布密度的均 值上下延伸的触须长度代表了在置信区间内样本 数据标准差值即反映了样本值与均值的离散程度． 图7 精炼气体分布密度的误差条图 Fig．7 Error bar chart of refinery gas distribution density 通过对比三种入射角的气泡空间分布数据统计 结果可以看出入射角为45°条件下气泡分布密度 的均值与标准差值明显优于其他角度条件． 5 结论 （1） 运用数值模拟方法研究了高温铝熔体内两 相流动问题．利用欧拉多相流模型模拟了在线精炼 MINT 法反应器内除氢气泡在铝液中的分布状况． 通过对比计算结果与文献中的水模型实验结果验 证了所建立的数学模型． （2） 利用所建立的数学模型选取一定的实际 工况条件针对性地计算了不同于设备原设计入射 角时除氢气泡在铝熔体中的分布状态．计算结果表 明：气泡在铝熔体中的分布状态明显改变；分布的均 匀性随铝液速度梯度的减少而增加． （3） 利用所建立的数学模型分别模拟计算了 三种铝液入射角条件下除氢气泡在铝熔体中的分 布状态．运用数学统计方法处理计算结果后比较 除氢气泡分布密度得出入射角为45°时除氢气泡 空间分布特性较其他入射角更均匀． 参 考 文 献 ［1］ Group of Compile Cast Non-ferrous Alloy and Smelting． Cast Non-Ferrous Alloy and Smelting．Beijing：National Defense Industry Press1980 （铸造有色合金及其熔炼联合编写组．铸造有色合金及其熔炼． 北京：国防工业出版社1980） ［2］ Wu R ZSun B DShu Det al．Degassing of aluminum melt． Mater Sci Technol200614（2）：218 （巫瑞智孙宝德疏达等．铝熔体除氢．材料科学与工艺 200614（2）：218） ［3］ Feng P FTang J L．Progress and prospect of refining technologies of aluminum casting alloys．Hot Work Technol2005（1）：58 （冯鹏发唐靖林．铸造铝合金精炼技术现状及发展．热加工工 艺2005（1）：58） ［4］ Mei W．Outside furnace aluminum flux online purifying treatment equipment．Mach Des Manuf2007（3）：107 （梅玮．新型铝熔体炉外在线净化处理装置的研制．机械设计 与制造2007（3）：107） ［5］ Ji S PZheng LGuo Y Let al．Features of refine equipment on line for aluminium alloy melt and its innovation．L ight Alloy Fabr Technol200535：61 （籍淑萍郑力郭玉玲等．铝熔体在线除气装置的特性及其 改进．轻合金加工技术200535：61） ［6］ Xiong J PLiu MJin Y Yet al．Approach to mechanism of high efficiency degassing hydrogen in aluminum melt． Jiangxi Sci200725（5）：510 （熊建平刘曼 金王莹等．铝熔体高效除氢机理探讨．江西科 学200725（5）：510） ［7］ Zhang Z HBian X FLiu X F．Kinetics of degassing hydrogen in aluminum melt．Chin J Nonferrous Met200010：217 （张忠华边秀房刘相法．铝熔体除氢过程动力学．中国有色金 属学报200010：217） ［8］ Wang C HNi H JSun B D．Development in method and technology of aluminum melt hydrogen-removal．Foundry200150 （4）：179 （王长海倪红军孙宝德．铝熔体除氢技术的进展．铸造 200150（4）：179） （下转第1582页） 第12期 史 宏等： MINT 法铝液入射角对除氢气泡分布的影响 ·1535·
.1582. 北京科技大学学报 第31卷 [7]de la Fuente D,Otero-Huerta E.Morcillo M.Studies of long 1997,39(2):295 term weathering of aluminium in the atmosphere.Corros Sci. [12]Natesan M.Venkatachari G,Palaniswamy N.Kinetics of atmo- 2007,49(7):3134 spheric corrosion of mild steel,zinc,galvanized iron and alumini- [8]EL-Mahdy G A.Kim K B.AC impedance study on the atmo- um at 10 exposure stations in India.Corros Sci.2006.48(11): spheric corrosion of aluminum under periodic wet-dry conditions. 3584 Electrochim Acta:2004,49(12):1937 [13]Cao C N.Natural Environmental Corrosion of Materials in [9]Wang Z Y,Ma T,Han W,et al.Corrosion behavior of Al alloy China.Beijing:Chemical Industry Press,2005 LC4 in simulated polluted atmospherie environment.Chin Soc (曹楚南，中国材料的自然环境腐蚀，北京：化学工业出版 Corras Prot,2005,25(6):321 社，2005) (王振尧，马腾，韩薇，等.LC4铝合金在模拟污染大气环境中 [14]Boxley C J.Watkins JJ,White H S.Al203 film dissolution in 的腐蚀行为.中国腐蚀与防护学报，2005,25(6)：321) aqucous chloride solutions.Electrochem Solid State Lett,2003. [10]Zhou H R.Li X G.Dong C F.Corrosion behavior of aluminum 6(10):B38 alloys after eyclic wet-dry immersion test in 0.02mol/L NaHSOs [15]LiJ F.Zheng Z Q.Ren W D.Function mechanism of sec- solution.JChin Soe Corras Prot,2008.28(6):345 ondary phase on localized corrosion of Al alloy.Mater Rev. (周和荣，李晓刚，董超芳，铝合金在NaHSO3溶液中干湿周 2005,19(2):81 浸腐蚀行为.中国腐蚀与防护学报，2008,28(6)：345 (李劲风，郑子樵，任文达.第二相在铝合金局部腐蚀中的作 [11]Conde A.De Damborenea J.An electrochemical impedance 用机理.材料导报，2005,19(2)：81) study of a natural aged Al-Cu-Mg alloy in NaCl.Corros Sci. (上接第1535页) (刘红，解茂昭.液态金属熔池中气泡一液体两相湍流的数值 [9]Xian L X.Aluminium Alloy Smelting and Casting.Beijing: 模拟研究.计算力学学报，2007,24(5)：670) Metallurgical Industry Press.2005 [13]Yu H X,Zhu GS,Wang X H.et al.Numerical simulation of (向凌霄，铝合金熔炼与铸造，北京：冶金工业出版社，2005) fluid behavior in continuous slab casting mold with argon injee- [10]Sigworth G K.A scientific basis for degassing aluminum.AFS tion.J Univ Sci Technol Beijing,2003.25(3):215 Tras,1987,81,73 (于会香，朱国森，王新华，等。连铸板坯结晶器内钢液吹氨行 [11]Liang X G.Sun B L.Kang S M.et al.Numerical simulation 为的数值模拟.北京科技大学学报，2003,25(3)：215) analyses about argon blowing operation of 40Tf Energy Metall [14]Li X D.Wang R S,Gu AZ.Modelling of momentum transport 1nd,2007,26(3).31 in numerical simulation of flow boiling of eryogenic liquids. (梁兴国，孙本良，亢淑梅，等，40钢包炉吹氩操作数值模拟 Cryogen Supercond.2004.32(4):53 研究-冶金能源，2007,26(3)：31) (李祥东，汪荣顺，顾安忠。低温液体流动沸腾数值计算中的 [12]Lui H,Xie M Z.Numerical simulation of two phase turbulent 动量模拟.低温与超导，2004,32(4)：53) bubbling flow induced by gas injecting into metal melt.Chin [15]Lopez De Bertodano M A.Two fluid model for two phase turbu- Comput Mech,2007,24(5):670 lent jet.Nucl Eng Des,1998.179(1):65
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