王計(jì)敏, 閆紅杰, 周孑民, 李世軒, 貴廣臣

蓄熱式鋁熔煉爐熔煉過(guò)程的數(shù)值模擬

王計(jì)敏1, 閆紅杰1, 周孑民1, 李世軒2, 貴廣臣2

(1. 中南大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410083；2. 蘇州新長(zhǎng)光熱能科技有限公司，蘇州 215008)

為了更好地研究和優(yōu)化鋁熔煉爐的性能，針對(duì)現(xiàn)有的蓄熱式圓形鋁熔煉爐，在建立合理的鋁熔煉爐基本模型的基礎(chǔ)上，通過(guò)耦合用戶自定義熔化模型和氧化燒損模型，運(yùn)用計(jì)算流體力學(xué)軟件FLUENT實(shí)現(xiàn)燃燒空間和熔池的耦合物理場(chǎng)的數(shù)值模擬。著重研究不同固液區(qū)和不同孔隙率對(duì)鋁及鋁合金熔煉過(guò)程的影響。結(jié)果表明，該模型較好地反映鋁熔煉爐的熔煉現(xiàn)象，可運(yùn)用該模型進(jìn)行鋁熔煉爐熔煉過(guò)程工藝參數(shù)的優(yōu)化研究。同時(shí)獲得了固液區(qū)和孔隙率對(duì)熔煉參數(shù)影響規(guī)律：鋁液溫度在固液區(qū)上升緩慢，而離開(kāi)固液相線時(shí)，鋁液溫度上升速度加快，爐膛溫度和氧化層質(zhì)量隨著熔煉時(shí)間分別呈周期性增加和呈拋物線增加；隨著氧化層厚度的增加，鋁液溫度隨著孔隙率的增加而增加變得緩慢。

蓄熱式鋁熔煉爐；熔煉過(guò)程；數(shù)值模擬

鋁及鋁合金以其良好的力學(xué)性能和較好的鑄造性能，在工業(yè)中被廣泛應(yīng)用于運(yùn)輸、建筑、包裝等行業(yè)。然而鋁工業(yè)是高能耗與高排放產(chǎn)業(yè)，提升熔煉爐熱效率、降低污染物排放和提高熔體質(zhì)量是大多數(shù)鋁及鋁合金熔煉企業(yè)一直追求的目標(biāo)。因此，一直以來(lái)，國(guó)內(nèi)外冶金科技工作者對(duì)如何提高鋁熔煉爐熔煉性能進(jìn)行了大量的研究。LI等[1?3]和 PENMETSA 等[4]為鋁熔煉爐的優(yōu)化建立了修正的 Essenhigh-Tsai模型，并且對(duì)熱量利用進(jìn)行了熱力學(xué)分析，同時(shí)，通過(guò)采用模型松弛技術(shù)，得出實(shí)際可應(yīng)用的爐壁熱傳導(dǎo)相似定律[4]。依據(jù)連續(xù)采集的燃料量、煙道溫度、熱收入和熱損失，WILLIAMS等[5]提出了研究熔煉周期內(nèi)瞬時(shí)熱效率的方法來(lái)優(yōu)化熔煉過(guò)程。為了減少鋁熔煉爐燃料消耗和增加熔化能力，LAZIC等[6]提出了獲得較高爐膛溫度的方法。STEVENS等[7]利用相似的頂裝料實(shí)驗(yàn)鋁熔煉爐來(lái)研究基本熔煉現(xiàn)象。美國(guó)能源部 “改善鋁熔煉爐的熱效率” 課題組對(duì)鋁熔煉爐進(jìn)行了試驗(yàn)研究和參數(shù)仿真優(yōu)化研究[8?11]。NIECKELE 等[12?16]對(duì)鋁熔煉爐不同氧化劑、燃料種類、燃燒器燃燒方式、氧氣噴出方式進(jìn)行了數(shù)值模擬。GOLCHERT等[17]針對(duì)熔煉過(guò)程的不同階段火焰和鋁堆之間的沖擊現(xiàn)象進(jìn)行了數(shù)值模擬。GOLCHERT等[18]詳細(xì)地研究了N2濃度的變化，及純氧代替部分空氣對(duì)傳熱和污染物形成的影響。SOLOVJOV和 WEBB[19]通過(guò)建立了一維氧化層輻射模型，研究了氧化層對(duì)燃燒產(chǎn)物和鋁液之間的換熱的影響。ANINDYA等[20]也假設(shè) Al/Mg和O2反應(yīng)一維無(wú)限快速模型，研究了空氣當(dāng)量比、鋁液溫度等與Al-Mg合金氧化量關(guān)系。然而，對(duì)目前廣泛應(yīng)用于鋁及鋁合金熔煉的蓄熱式鋁熔煉爐的燃燒空間和熔池的耦合物理場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬研究未見(jiàn)報(bào)道。本文作者在建立合理的鋁熔煉爐基本模型的基礎(chǔ)上，借鑒金屬凝固過(guò)程和鋼坯氧化燒損研究方法，通過(guò)耦合用戶自定義熔化模型和氧化燒損模型，運(yùn)用計(jì)算流體力學(xué)軟件FLUENT實(shí)現(xiàn)蓄熱式鋁熔煉爐熔煉過(guò)程的數(shù)值模擬，著重研究不同鋁合金固液區(qū)和不同氧化層孔隙率對(duì)鋁及鋁合金熔煉過(guò)程的影響。

1 基本模型

本研究的鋁熔煉爐呈圓筒形狀，鋁液位于熔煉爐下部，側(cè)部安裝有蓄熱式燃燒器，其幾何模型如圖 1所示。工作時(shí)，其中一個(gè)燃燒器用作主煙道，其煙氣流量占總流量的80%，另一部分煙氣則從輔助煙道流出。

模型假設(shè)[12]：

圖1 蓄熱式鋁熔煉爐幾何模型Fig.1 Geometry model of regenerative aluminum melting furnace: 1—No.1 burner; 2—No.2 burner; 3—Secondary flue;4—Coupling face

1) 結(jié)合鋁熔煉過(guò)程及特點(diǎn)，根據(jù)工程實(shí)際，假設(shè)鋁液不運(yùn)動(dòng)，界面無(wú)波動(dòng)，忽略鋁液表面的化學(xué)反應(yīng)，只考慮鋁液與周邊空氣的輻射和對(duì)流換熱。

2) 鋁液上表面氧化層的主要成分為Al2O3，氧化層初始厚度假設(shè)為5 mm，發(fā)射率為0.33。

3) 由于經(jīng)爐底、爐頂、爐側(cè)外壁散熱很小，可不考慮其熱損失。且爐內(nèi)壁發(fā)射率對(duì)鋁的熔化過(guò)程影響較小，可假設(shè)爐膛壁面和鋁液下表面為絕熱邊界。

4) 吸收系數(shù)假設(shè)符合介于簡(jiǎn)化模型和完全模型之間的WSGGM模型。天然氣成分可按標(biāo)準(zhǔn)天然氣成分計(jì)。

數(shù)學(xué)模型包括連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、能量方程以及化學(xué)組分守恒方程，另外還有湍流模型、燃燒反應(yīng)模型以及輻射模型等。湍流模型采用廣泛使用的標(biāo)準(zhǔn) k-ε模型；使用渦團(tuán)耗散模型來(lái)模擬天然氣和空氣的燃燒反應(yīng)，其模型參數(shù)參考文獻(xiàn)[12]；P-1模型用來(lái)模擬爐壁、爐氣及鋁液之間的輻射換熱。其中流固耦合界面處，采用下面的方程描述：

式中：λ為鋁液導(dǎo)熱系數(shù)，h為局部對(duì)流換熱系數(shù)，Tg為爐氣溫度，Tb為爐壁溫度，Tw為耦合面溫度，ε1為爐氣對(duì)鋁液的系統(tǒng)發(fā)射率，ε2為爐壁對(duì)鋁液的系統(tǒng)發(fā)射率，σ為Stefan-Boltzmann常數(shù)。

鋁液的初始條件：TAl|τ=0=300 K；空氣質(zhì)量進(jìn)口邊界條件：Mair-inlet=1.879 kg/s，Tair-inlet=773 K；天然氣速度進(jìn)口邊界條件：Unatural-gas-inlet=45.355 m/s，Tnatural-gas-inlet=300 K；主煙道和輔助煙道分別為自由出流邊界條件：Omain-flue=0.8，Osecondary-flue= 0.2；換向周期為60 s。

由于燃燒器和爐體的尺寸懸殊較大，采用多塊網(wǎng)格結(jié)構(gòu)。考慮計(jì)算資源緊張性和計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性，對(duì)網(wǎng)格數(shù)和時(shí)間步長(zhǎng)進(jìn)行無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)，比較兩次鋁液及爐膛溫度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)差，若相對(duì)誤差在 5%以內(nèi)，則證明網(wǎng)格的疏密和時(shí)間步長(zhǎng)的長(zhǎng)短對(duì)計(jì)算結(jié)果無(wú)影響。最終選取的網(wǎng)格數(shù)為377 442，時(shí)間步長(zhǎng)為1 s。

2 熔化模型

當(dāng)物質(zhì)吸熱熔化或釋熱凝固時(shí)，物質(zhì)存在兩種狀態(tài)，即固相和液相。固液兩相被一個(gè)明顯的交界面或固液糊狀區(qū)所分離，前者對(duì)應(yīng)于純物質(zhì)的相變過(guò)程，后者則對(duì)應(yīng)混合物、合金等非純物質(zhì)的相變過(guò)程。兩種類型物質(zhì)的相變過(guò)程數(shù)學(xué)描述存在一定差異，后者相對(duì)復(fù)雜些。為了方便數(shù)值求解，不考慮液相區(qū)域中對(duì)流現(xiàn)象，則對(duì)于固相區(qū)域和液相區(qū)域來(lái)說(shuō)，熱流均以熱傳導(dǎo)方式傳遞，由于存在潛熱，其支配導(dǎo)熱過(guò)程的能量方程(傅立葉方程)如下[21]：

式中：fL為質(zhì)量液相率，L為熔化潛熱，T為鋁液溫度，cp為定壓鋁液比熱容，ρ為鋁液密度，τ為熔煉時(shí)間。

由式(2)可見(jiàn)，處理潛熱項(xiàng)的關(guān)鍵在于求得液相率fL隨溫度的變化規(guī)律。為了便于數(shù)值計(jì)算，假設(shè)熔化潛熱在固液兩相區(qū)內(nèi)線性釋放，通常采用溫度補(bǔ)償法、等價(jià)比熱法或熱焓法來(lái)對(duì)潛熱進(jìn)行處理[22?23]。溫度補(bǔ)償法適用于純金屬或共晶成分合金的潛熱釋放過(guò)程，等價(jià)比熱法和熱焓法適用于處理有一定熔化溫度范圍的合金。溫度補(bǔ)償法能和數(shù)值計(jì)算很好的結(jié)合，本研究對(duì)溫度補(bǔ)償法進(jìn)行修正，即修正溫度補(bǔ)償法(Revised temperature improvement method，RTIM)，使之適用任意熔化溫度范圍的鋁及鋁合金。表l所列為依據(jù)能量守恒原理推導(dǎo)出的6種熔化潛熱釋放模型的計(jì)算公式。

表1 6種熔化潛熱釋放模型的計(jì)算公式Table 1 Calculating formulae of six latent heat release models

由于熔化溫度區(qū)間內(nèi)的導(dǎo)熱過(guò)程不但要受相變潛熱的影響，而且還要受本身組成改變所引起的物理特性變化的影響，所以兩相區(qū)物性參數(shù)為

式中：xL為液相物性參數(shù)，xS為固相物性參數(shù)，TL為液相溫度，TS為固相溫度，xm為兩相區(qū)物性參數(shù)。

3 氧化燒損模型

據(jù)有關(guān)文獻(xiàn)記載[24?26]，在爐內(nèi)被加熱金屬氧化的主要因素有金屬表面的溫度、爐內(nèi)氣氛和金屬在高溫區(qū)段的停留時(shí)間等。氧化量與時(shí)間的關(guān)系式如下：

式中：ω為氧化燒損量，A和P為氧化燒損常量。

實(shí)際上由于金屬在爐內(nèi)是動(dòng)態(tài)的升溫過(guò)程，爐內(nèi)氣氛也處于變化的環(huán)境中，因此，應(yīng)考慮爐內(nèi)及其中金屬溫度非恒定和爐內(nèi)氣氛有變化的情況之下。對(duì)式(4)中的系數(shù)A和指數(shù)P采用式(5)進(jìn)行溫度和氧化氣氛修正[25]。根據(jù)文獻(xiàn)[20]中Al-Mg合金的氧化燒損數(shù)據(jù)擬合出常量 Kα、Pα、Kp和 PP。

式中：Kα、Pα、Kp和 PP為氧化燒損常量的修正，T0為鋁液初始溫度，α為空氣過(guò)剩系數(shù)。

假定在一定的溫度段內(nèi)溫度以同等的微小單元進(jìn)行遞增或遞減。將變溫條件下的氧化質(zhì)量增加可分解為若干個(gè)微小的等溫單元，計(jì)算其生成總和。在變溫條件下的氧化量計(jì)算模型及氧化層厚度可采用下式表述[26]。

式中：ω0為初始氧化燒損量，Ai和Pi為氧化燒損常量，s為氧化層厚度，gAl為氧化層中鋁的平均含量，ρox為氧化層初始密度。

由于氧化層的厚度較小，其增長(zhǎng)對(duì)周圍氣體流動(dòng)的影響可以忽略，厚度被假定為 5 mm不變，采用FLUENT的薄殼傳導(dǎo)模型(Shell conduction model)進(jìn)行模擬。同時(shí)，為揭示氧化層動(dòng)態(tài)增長(zhǎng)過(guò)程對(duì)傳熱過(guò)程的影響，利用等效熱阻和等效質(zhì)量法，將氧化層動(dòng)態(tài)增長(zhǎng)的過(guò)程轉(zhuǎn)化為氧化層物理特性——導(dǎo)熱系數(shù)和密度動(dòng)態(tài)變化的過(guò)程[24]。

式中：λca為氧化層等效導(dǎo)熱系數(shù)，λox為氧化層初始導(dǎo)熱系數(shù)，δox為氧化層初始厚度，ρca為氧化層等效密度。

氧化層一般由Al2O3、雜質(zhì)和煙塵組成，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，它可以被認(rèn)為由Al2O3和空氣組成的多孔介質(zhì)，其有效物性參數(shù)為[19]

式中：xair為空氣物性參數(shù)，xox為氧化層有效物性參數(shù)，32OAlx 為Al2O3物性參數(shù)，p為氧化層孔隙率。

4 程序的實(shí)現(xiàn)

在 FLUENT基本模型的基礎(chǔ)上，運(yùn)用 FLUENT UDF和FLUENT Scheme混合編程，耦合用戶自定義熔化模型和氧化燒損模型，實(shí)現(xiàn)蓄熱式鋁熔煉爐熔煉過(guò)程的數(shù)值模擬。蓄熱式鋁熔煉爐熔煉過(guò)程的FLUENT求解過(guò)程如圖2所示，其程序說(shuō)明如下：

init_func函數(shù)完成氧化層相關(guān)初始化功能。adjust_func函數(shù)完成鋁液溫度修正、液相率、氧化量及氧化層厚度計(jì)算等功能。oxlayer_therm_conduction和oxlayer_density函數(shù)實(shí)現(xiàn)氧化層動(dòng)態(tài)增長(zhǎng)的過(guò)程。al_therm_conduction和al_density函數(shù)修正鋁液的物性參數(shù)。reversing_proc過(guò)程實(shí)現(xiàn)燃燒量的改變及燃燒器的周期性換向和保存指定時(shí)刻結(jié)果文件。其中修正溫度補(bǔ)償法計(jì)算流程如圖3所示。

如果熔化末期鋁液溫度經(jīng)過(guò)電磁攪拌能使未熔化的部分熔化并達(dá)到熔煉溫度1 013 K，整個(gè)仿真程序由adjust_func函數(shù)發(fā)送結(jié)束信號(hào)給reversing_proc過(guò)程，保存最終結(jié)果文件并退出FLUENT。

圖2 蓄熱式鋁熔煉爐熔煉過(guò)程的FLUENT求解框圖Fig.2 Solution procedure of FLUENT for regenerative aluminum melting furnace

圖3 修正溫度補(bǔ)償法計(jì)算流程Fig.3 Flow chart of temperature calculation in which latent heat was treated by RTIM

5 仿真結(jié)果驗(yàn)證與分析

以 7075號(hào)鋁合金為研究對(duì)象[27]，對(duì)相變潛熱處理采用修正溫度補(bǔ)償法，仿真結(jié)果與設(shè)計(jì)值的比較如表2所列。從表2可以看出，修正溫度補(bǔ)償法處理熔化潛熱結(jié)果比較合理。圖4所示為熔煉參數(shù)隨熔煉時(shí)間的變化關(guān)系。從圖4中可以看出，在固液區(qū)，鋁液溫度上升緩慢，表明大部分鋁在發(fā)生相變；而離開(kāi)固液相線時(shí)，鋁液溫度呈線性增長(zhǎng)，上升速度加快。液相率呈線性增長(zhǎng)，這與假設(shè)熔化潛熱在固液兩相區(qū)內(nèi)線性釋放一致。燃燒器的周期性交替燃燒促使?fàn)t膛溫度隨熔煉時(shí)間呈周期性增加。熔化開(kāi)始前，由于爐膛溫度上升較快，耦合面熱流密度隨熔煉時(shí)間上升較快；當(dāng)鋁開(kāi)始熔化時(shí)，由于液態(tài)鋁的導(dǎo)熱系數(shù)是固態(tài)鋁的1/3～1/4，熱流密度達(dá)到平衡狀態(tài)，但當(dāng)液相率超過(guò)約26.74%時(shí)，熱流密度開(kāi)始緩慢降低。氧化層質(zhì)量隨著熔煉時(shí)間呈拋物線增加。熔煉開(kāi)始時(shí)，由于耦合面熱流密度上升較快，鋁液溫度上升也較快，所以氧化層質(zhì)量增加也較快；由于氧化層的存在，增加了爐氣、爐壁和鋁液之間的換熱熱阻，減弱了它們之間的傳熱，所以有氧化層時(shí)的耦合面熱流密度小于無(wú)氧化層時(shí)的熱流密度。在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中，鋁熔煉爐內(nèi)耦合面的爐渣厚度可能超過(guò)60～100 mm[19]，為了改善爐內(nèi)傳熱效果，所以必須定時(shí)進(jìn)行扒渣。

表2 蓄熱式鋁熔煉爐仿真結(jié)果與設(shè)計(jì)值的比較Table 2 Comparisons of simulation results and design values for regenerative aluminum melting furnace

圖5所示為不同階段蓄熱式鋁熔煉爐內(nèi)溫度分布。由圖5可以看出，爐內(nèi)火焰較長(zhǎng)，約到達(dá)爐膛的中心位置，燃燒溫度較高，有利于鋁的熔化。燒嘴傾斜一定的角度，使高溫氣流沖向熔池液面中心，從而大大加強(qiáng)了爐內(nèi)氣體與鋁料的對(duì)流傳熱，能夠加快熔池內(nèi)鋁料的熔化速度。由于鋁液傳熱以導(dǎo)熱為主，鋁液截面溫度大體上呈拋物線分布。由于火焰的溫度較高，且速度也較大，故鋁液的較高溫度區(qū)域位于和火焰接觸面下方。高溫?zé)煔庖徊糠謴闹鳠煹懒鞒?，一部分從輔助煙道流出。雖然燃燒器與輔助煙道的夾角為180°，但由于輔助煙道的高度高于燃燒器，延長(zhǎng)了高溫?zé)煔庠跔t內(nèi)的停留時(shí)間，加強(qiáng)了爐內(nèi)氣流的擾動(dòng)，強(qiáng)化傳熱過(guò)程，提高了爐溫，縮短熔煉時(shí)間。另外，仿真結(jié)果表明，輔助煙道的存在不僅可以調(diào)節(jié)爐溫，而且可調(diào)節(jié)爐壓。因此，如果爐壓過(guò)高或過(guò)低，可關(guān)閉或打開(kāi)輔助煙道來(lái)改變爐壓。

由于采用蓄熱式燃燒器，燃燒器交替燃燒，爐膛溫度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)差隨著熔煉時(shí)間的增加而周期性遞減。鋁液溫度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)差在熔煉開(kāi)始時(shí)，隨著熔煉時(shí)間而不斷增加；當(dāng)鋁開(kāi)始發(fā)生相變時(shí)，鋁液溫度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)差又開(kāi)始減小；當(dāng)液相率達(dá)到某值，鋁液溫度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)差又開(kāi)始增加。不同固液區(qū)時(shí)鋁液溫度隨熔煉時(shí)間的變化關(guān)系如圖 6(a)所示。在固液區(qū)，鋁液溫度上升緩慢，而離開(kāi)固液相線時(shí)鋁液溫度上升速度加快。由于不同鋁合金的固液區(qū)不同，所以鋁發(fā)生相變的溫度區(qū)域也不同。

不同孔隙率時(shí)熔煉參數(shù)隨氧化層厚度的變化關(guān)系如圖7所示。不同孔隙率耦合面熱流密度和鋁液溫度隨氧化層厚度的變化規(guī)律基本一致。耦合面熱流密度隨著氧化層厚度先增加，達(dá)到最大值，后又減小，這是鋁發(fā)生相變及鋁物性參數(shù)變化的綜合作用結(jié)果。在相同的孔隙率下，鋁液溫度出現(xiàn)拐點(diǎn)的位置與耦合面熱流密度出現(xiàn)拐點(diǎn)的位置對(duì)應(yīng)。隨著孔隙率的增加，有效導(dǎo)熱系數(shù)減小，因此，隨著氧化層厚度的增加，耦合面熱流密度隨著孔隙率的增加而增加或減弱變得緩慢，最終導(dǎo)致隨著孔隙率的增加，鋁液溫度隨著氧化層厚度的增加而增加也變得緩慢。這是因?yàn)轳詈厦鏌崃髅芏鹊淖兓?guī)律決定了鋁液溫度的變化規(guī)律。

6 結(jié)論

1) 通過(guò)比較分析蓄熱式鋁熔煉爐熔煉過(guò)程的數(shù)值模擬的結(jié)果和設(shè)計(jì)值，說(shuō)明耦合用戶自定義熔化模型和氧化燒損模型的鋁熔熔煉爐模型是合理的，模型能較好地反映鋁及鋁合金熔煉過(guò)程，表明可運(yùn)用該模型進(jìn)行鋁熔煉爐熔煉過(guò)程的工藝參數(shù)優(yōu)化研究。

2) 鋁液溫度在固液區(qū)上升緩慢，而離開(kāi)固液相線時(shí)，鋁液溫度上升速度加快，鋁液溫度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)差先隨著熔煉時(shí)間的延長(zhǎng)而不斷增加，達(dá)到極大值時(shí)又開(kāi)始減小，達(dá)到極小值時(shí)又開(kāi)始增加。爐膛溫度隨熔煉時(shí)間的延長(zhǎng)而呈周期性增加，爐膛溫度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)差隨熔煉時(shí)間的延長(zhǎng)而呈周期性減小。氧化層質(zhì)量隨著熔煉時(shí)間的延長(zhǎng)而呈拋物線增加。耦合面熱流密度隨熔煉時(shí)間的延長(zhǎng)而先增加到平衡狀態(tài)，當(dāng)液相率超過(guò)某值時(shí)又減小。氧化層的存在減弱了爐內(nèi)爐氣、爐壁和鋁液之間的傳熱效果。

3) 不同鋁合金固液區(qū)鋁發(fā)生相變的溫度區(qū)域不同。耦合面熱流密度隨著氧化層厚度先增加，達(dá)到最大值，后又減小。隨著氧化層厚度的增加，耦合面熱流密度和鋁液溫度隨著孔隙率的增加而增加或減弱變得緩慢。

REFERENCES

[1] LI T X, KING P, HASSAN M, KUWANA K, SAITO K. An analytical furnace model for optimizing aluminum melting furnaces[C]//Light Metals 2005. Warrendale: TMS, 2005,875?879.

[2] LI T X, HASSAN M, KUWANA K, SAITO K, KING P.Performance of secondary aluminum melting: Thermodynamic analysis and plant-site experiments [J]. Energy, 2006, 31(12):1433?1443.

[3] LI T X, HASSAN M, KUWANA K, SAITO K,VISWANATHAN S, QINGYOU H, KING P. Thermodynamic analyses of energy utilization and pollutant formation control in secondary aluminum melting furnaces[C]// Proceedings of the Technical Sessions. Warrendale: TMS, 2003: 43?51.

[4] PENMETSA S S, LI T X, KING, SAITO K. Scale modeling of aluminum melting furnaces [C]//Light Metals 2005. Warrendale:TMS, 2005: 181?185.

[5] WILLIAMS E M, STEWAR T D, OVERFIEL D K. Evaluating aluminum melting furnace transient energy efficiency[C]//Proceedings of Symposia Held During TMS 2009 Annual Meeting and Exhibition. Warrendale: TMS, 2009:43?51.

[6] LAZIC L, VARGA A, KIZEK J. Analysis of combustion characteristic in a aluminum melting furnace[J]. Metallurgica,2005, 44(3): 192?199.

[7] STEVENS W, FORTIN J Y. Development of a pilot “top-charge”melt furnace to examine the fundamental melting in aluminum[C]//Light Metals 2002. Warrendale: TMS, 2002:747?750.

[8] GOLCHERT B M, ZHOU C Q, QUENETTE A, HAN Q,KING P E. Combustion space modeling of an aluminum furnace[C]//Light Metals 2005. Warrendale, 2005: 887?892.

[9] KING P E, HAYES M C, LI T, HAN Q, HASSAN M,GOLCHERT B M. Design and operation of an experimental reverberatory aluminum furnace [C]//Light Metals 2005.Warrendale: TMS, 2005: 899?904.

[10] BELT C K, GOLCHERT B M, KING P E,PETERSON R D,TESSANDORI J L. Industrial application of DOE energy savings technologies to aluminum melting [C]//Light Metals 2006. Warrendale: TMS, 2006: 881?885.

[11] KING P E, HATEM J J, GOLCHERT B M. Energy efficient operation of secondary aluminum melting furnace [C]//The 9th Annual Electric Utilities Environmental Conference. Tucson:Electric Utilities Environmental Conference, 2006: 9?14.

[12] NIECKELE A O, NACCACHE M F, GOMES M S P. Numerical modeling of an industrial aluminum melting furnace [J]. Journal of Energy Resources Technology, 2004, 126(1): 72?81.

[13] NICKELE A O, NACCACHE M F, GOMES M S P,GARNEIRO J N E, SILVA B G E. Performance of the combustion process inside an aluminum melting furnace with natural gas and liquid fuel[C]// Energy Conversion Resources.New York : ASME, 2005: 275?283.

[14] NICKELE A O, GOMES M S P, NACCACHE M F, MENEZES R C. Influence of the type of oxidant in the combustion of natural gas inside an aluminum melting furnace[C]//IMECE2006-Power. New York: ASME, 2006: 201?211.

[15] NICKELE A O, GOMES M S P, NACCACHE M F,KOBAYASHI W T. The influence of oxygen injection configuration in the performance of an aluminum melting furnace[C]//ASME Heat Transfer Div Publ HTD. Fairfield:ASME, 1999: 405?412.

[16] NICKELE A O, NACCACHE M F, GOMES M S P. Numerical investigation of the staged versus non-staged combustion process in an aluminum melting furnace[C]//ASME Heat Transfer Div Publ HTD. Fairfield: ASME, 1998: 253?259.

[17] GOLCHERT B, KUMAR A, VENUTURUMILLI R, ADHIYA A, BELTC, TESSANDORI J. How flames/loads interaction affects furnace efficiency in round top furnace operation[C]//Proceedings of Symposium held during the 2007 TMS Annual Meeting. Warrendale: TMS, 2007: 61?66.

[18] GOLCHERT B,RIDENOUR P,WALKER W,GU M,ZHOU C Q.Effects of nitrogen and oxygen concentration on NOxemissions in aluminum furnace[C]//IMECE2006 - Power. New York:ASME, 2006: 325?326.

[19] SOLOVJOV V P, WEBB B M. Prediction of radiative transfer in aluminum-recycling furnace[J]. Journal of the Institute of Energy, 2005, 78(1): 18?26.

[20] ANINDYA K D, ACHINTYA M, SWARNENDU S, PURI I K.Numerical simulation of early stages of oxide formation in molten aluminum – magnesium alloys in a reverberatory furnace[J]. Modelling and Simulation in Materials Science and Engineering, 2004, 12(3): 389?405.

[21] 張仁遠(yuǎn). 相變材料與相變儲(chǔ)能技術(shù)[M]. 北京: 科學(xué)出版社,2009: 199?208.ZHANG Ren-yuan. PCM and latent thermal energy storage[M].Beijing: Science Press, 2009: 199?208.

[22] 左海濱, 張建良, 楊天均. 考慮相變傳熱的爐缸傳熱模型的研究與應(yīng)用[J]. 過(guò)程工程學(xué)報(bào), 2008, 8(1): 123?129.ZUO Hai-bin, ZHANG Jian-liang, YANG Tian-jun. Research and application on heat transfer model of hearth including phase-change heat transfer[J]. The Chinese Journal of Process Engineering, 2008, 8(1): 123?129.

[23] 楊 全. 金屬凝固與鑄造過(guò)程數(shù)值模擬[M]. 杭州: 浙江大學(xué)出版社, 1998: 38?48.YANG Quan. Numerical simulation of metal solidification and casting process[M]. Hangzhou: Zhejiang University Press, 1998:37?48.

[24] 趙 迪. CSP均熱過(guò)程鋼坯氧化燒損的數(shù)值模擬研究[D]. 長(zhǎng)沙:中南大學(xué), 2009: 9?10.ZHAO Di. Numerical simulation study on loss of iron scale in soaking process of CSP line[D]. Changsha: Central South University, 2009: 9?10.

[25] 張正言. 寶鋼熱軋加熱爐氧化燒損計(jì)算數(shù)模的建立和實(shí)施[J].寶鋼技術(shù), 2003, 21(4): 30?32.ZHANG Zheng-yan. Establishment and implementation of mathematical model for ignition loss in Baosteel HR reheating furnace[J]. Bao-Steel Technology, 2003, 21(4): 30?32.

[26] 于 洋, 李慶亮, 劉振宇. 熱軋帶鋼氧化鐵皮生長(zhǎng)過(guò)程數(shù)值模擬[J]. 鋼鐵, 2008, 43(1): 55?57.YU Yang, LI Qing-liang, LIU Zhen-yu. Numerical simulation of scale formation on hot rolled strip[J]. Iron and Steel, 2008, 43(1):55?57.

[27] 唐 劍, 王德滿, 劉靜安, 蘇堪祥. 鋁合金熔煉與鑄造技術(shù)[M].北京: 冶金工業(yè)出版社, 2009: 34?60.TANG Jian, WANG De-man, LIU Jing-an, SUN Kan-xiang.Melting and casting of aluminum alloy[M]. Beijing:Metallurgical Industry Press, 2009: 34?60.

Numerical simulation of melting process for regenerative aluminum melting furnace

WANG Ji-min1, YAN Hong-jie1, ZHOU Jie-min1, LI Shi-xuan2, GUI Guang-chen2

(1. School of Energy Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China;2. Suzhou Longray Thermal Technology Co. Ltd., Suzhou 215008, China)

In order to better research and optimize the performance of aluminum melting furnace, based on reasonable model with user-defined melting model and oxidation loss model, a numerical simulation of coupling field between combustion space and aluminum bath in regenerative round aluminum melting furnace was presented using CFD software FLUENT. The effects of solid-liquid zone and porosity on melting process were described in details. The results show that the model reveals the melting phenomenon of the furnace better. The optimization of parameters for aluminum melting furnace can be studied by the above model. The effect rules of solid-liquid zone and porosity on melting parameters are obtained: The aluminum temperature increases slowly with melting time in solid-liquid zone, but increases fast when leaving solid-liquid phase lines. The furnace temperature and oxide mass increases with melting time periodically and parabolically, respectively. As the oxide thickness increases, the aluminum temperature increasing becomes slow with the increase of porosity.

regenerative aluminum melting furnace; melting process; numerical simulation

TF062

A

1004-0609(2011)09-2242-09

博士生創(chuàng)新基金資助項(xiàng)目(71131100034)，湖南省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(07JJ4016)

2010-09-23；

2011-01-11

閆紅杰，副教授，博士；電話：13873102530；E-mail：s-rfy@mail.csu.edu.cn

(編輯 何學(xué)鋒)