旋流數(shù)對鋁熔煉爐熔煉過程的影響

王計敏，閆紅杰，周孑民，李世軒，貴廣臣

(1. 中南大學 能源科學與工程學院，長沙 410083；2. 中南大學 流程工業(yè)節(jié)能湖南省重點實驗室，長沙 410083；3. 蘇州新長光熱能科技有限公司，蘇州 215008)

旋流數(shù)對鋁熔煉爐熔煉過程的影響

王計敏1,2，閆紅杰1,2，周孑民1,2，李世軒3，貴廣臣3

(1. 中南大學 能源科學與工程學院，長沙 410083；2. 中南大學 流程工業(yè)節(jié)能湖南省重點實驗室，長沙 410083；3. 蘇州新長光熱能科技有限公司，蘇州 215008)

針對現(xiàn)有的圓形鋁熔煉爐，結(jié)合鋁熔煉爐熔煉過程的特點，在鋁熔煉爐熱平衡測試的基礎(chǔ)上，建立了合理的鋁熔煉爐數(shù)學模型，并運用計算流體力學軟件FLUENT實現(xiàn)燃燒空間和熔池的耦合物理場的數(shù)值模擬。同時分析了不同旋流數(shù)對鋁熔煉爐熔煉過程的影響，依據(jù)提出的優(yōu)化準則，確實旋流數(shù)大于0.6時能夠獲得最佳的熔煉性能。

鋁熔煉爐；旋流數(shù)；熔煉過程；數(shù)值模擬

鋁及鋁加工材料在20多年前主要用于航天、航空等軍事工業(yè)，目前已大量應(yīng)用于國民經(jīng)濟的各個領(lǐng)域。在鋁加工企業(yè)中，鋁熔煉爐是必不可少的加熱設(shè)備，其主要作用是向鑄造機提供鋁液。當前，鋁加工行業(yè)面臨的主要問題是能源成本的迅速增長、環(huán)境保護的嚴格要求和優(yōu)質(zhì)鋁合金的需求。為此，許多科技工作者對鋁熔煉爐熔煉過程進行了廣泛而深入的研究。

LI等[1?3]建立了修正的 Essenhigh/Tsai模型，并進行了熱力學分析和爐壁熱傳導(dǎo)分析，為鋁熔煉爐熔煉過程的優(yōu)化提供了理論指導(dǎo)。試驗是理論研究的基礎(chǔ)，WILLIAMS 等[4]、LAZIC 等[5]及 STEVENS 和FORTIN[6]通過試驗來研究提高鋁熔煉爐熔煉性能的方法。這些研究均受到試驗費用昂貴及操作困難的限制。隨著計算機技術(shù)的發(fā)展，利用計算流體力學軟件對鋁熔煉爐進行數(shù)值研究，可節(jié)約物力資源和大量的時間、人力，并且能夠真實反應(yīng)鋁熔煉爐內(nèi)流體的流動、燃燒和換熱現(xiàn)象，可獲得較滿意的研究結(jié)果。因此，許多學者[7?10]對鋁熔煉爐爐內(nèi)熱工過程進行了數(shù)值模擬優(yōu)化研究。此外，在鋁及鋁合金熔煉過程中，鋁液表面和爐氣發(fā)生氧化反應(yīng)而形成氧化層，SOLOVJOV和WEBB[11]及KANTI等[12]研究了氧化層對鋁熔煉爐熔煉過程的影響。使用電磁攪拌能使鋁熔煉爐內(nèi)合金成分和鋁液溫度更加均勻，并且減少了熔煉時間和爐渣的形成，RYDHOLM和SJODEN[13]、黃軍等[14]、TAKAHASHI等[15]以及 ALCHALABI等[16]對鋁熔煉爐熔煉過程中電磁攪拌的作用進行了研究。對于其他類似的熔化爐，如鎂合金熔化爐、玻璃窯爐和鋁合金保溫爐等，文獻[17?19]對相關(guān)熔化爐的數(shù)值模擬進行了報道。

雖然鋁熔煉爐曾被模擬，但研究者未考慮鋁液的影響，忽略了燃燒空間與鋁液間的相互作用。此外，燃燒器結(jié)構(gòu)對改善鋁熔煉爐的熔煉性能有較大影響。因此，本文作者結(jié)合鋁熔煉爐熔煉過程的特點，建立合理的鋁熔煉爐數(shù)學模型，并運用計算流體力學軟件FLUENT實現(xiàn)燃燒空間和熔池的耦合物理場的數(shù)值模擬，同時分析旋流數(shù)對鋁熔煉爐熔煉過程的影響。依據(jù)提出的優(yōu)化準則，經(jīng)過對不同旋流數(shù)下耦合場的優(yōu)化分析，獲得了最佳的旋流數(shù)。

圖1 鋁熔煉爐幾何模型Fig. 1 Geometry model of aluminum melting furnace:(a) Aluminum melting furnace; (b) Volute swirler

1 模型的建立與實現(xiàn)

本研究中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，其中一個燃燒器用作主煙道，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?？紤]燃燒器幾何結(jié)構(gòu)，本研究采用結(jié)構(gòu)簡單的渦殼旋流器使熔煉爐獲得旋轉(zhuǎn)射流?？紤]中心管的影響，其旋流數(shù)(S)的計算公式如下[20]：

式中：d1、d2分別為環(huán)形通道的內(nèi)、外徑；W、H分別為渦殼入口截面尺寸，即長、寬；l為偏心距。

模型假設(shè)：

1) 結(jié)合鋁熔煉過程及其特點(如圖2所示[21])，根據(jù)工程實際，假設(shè)鋁液不運動，界面無波動，忽略鋁液表面的化學反應(yīng)，只考慮鋁液與周邊空氣的輻射和對流換熱，不考慮鋁液過熱度。

2) 鋁液上表面均勻覆蓋一層Al2O3，且氧化充分完全[8,16]，氧化層厚度和發(fā)射率分別假設(shè)為 5 mm和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[22]。爐內(nèi)壁發(fā)射率對鋁的熔化過程影響較小，可假設(shè)爐膛壁面和鋁液下表面為絕熱邊界，其爐內(nèi)壁發(fā)射率設(shè)為0.8。

圖2 鋁熔煉爐溫度及能量分配模型Fig. 2 Temperature and energy distributing model of aluminum melting furnace

數(shù)學模型包括連續(xù)性方程、動量方程、能量方程以及化學組分守恒方程，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準k—ε模型；使用非預(yù)混燃燒模型來模擬天然氣和空氣的燃燒反應(yīng)；P-1模型用來模擬爐壁、爐氣及鋁液之間的輻射換熱。吸收系數(shù)假設(shè)符合介于簡化模型和完全模型之間的WSGGM模型。流固耦合界面處采用式(2)描述?？墒褂糜嬎懔黧w力學軟件FLUENT實現(xiàn)上述模型的數(shù)值計算。

式中：λAl為鋁液的導(dǎo)熱系數(shù)，T為熱力學溫度；n為單位方向矢量；h為局部對流換熱系數(shù)，Tg為爐氣溫度，Tb為爐壁溫度，Tw為耦合面溫度，ε1為爐氣對鋁液的系統(tǒng)發(fā)射率，ε2為爐壁對鋁液的系統(tǒng)發(fā)射率，σ為Stefan-Boltzmann常數(shù)。

不考慮液相區(qū)域中對流現(xiàn)象，則對于固相區(qū)域和液相區(qū)域來說，熱流均以熱傳導(dǎo)方式傳遞，由于存在潛熱，其支配導(dǎo)熱過程的能量方程如下：

式中：fL為質(zhì)量液相率，L為熔化潛熱，cp,Al為鋁液比熱容，ρAl為鋁液密度，λAl為鋁液導(dǎo)熱系數(shù)。

由式(3)可見，處理潛熱項的關(guān)鍵在于求得液相率fL隨溫度的變化規(guī)律。假設(shè)熔化潛熱在固液兩相區(qū)內(nèi)線性釋放，采用式(4)的等價比熱法對潛熱進行處理[23]。

式中：c1為固態(tài)鋁比熱容，c2為液態(tài)鋁比熱容，TS為固相溫度，TL為液相溫度，L為熔化潛熱。

由于熔化溫度區(qū)間內(nèi)的導(dǎo)熱過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)。

結(jié)合圖 2，可假設(shè)燃燒量與液相率呈線性關(guān)系，則燃燒量的變化可由式(6)確定。

圖3 鋁熔煉爐熔煉過程的FLUENT求解框圖Fig. 3 Solution procedure of FLUENT for aluminum melting furnace

式中：fL為質(zhì)量液相率。

采用 liquid_fraction_func函數(shù)完成液相率計算。采用al_therm_conduction和al_density函數(shù)修正鋁液的物性參數(shù)。采用capacity_proc過程實現(xiàn)燃燒量的改變和保存指定時刻結(jié)果文件。

2 模型驗證

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)?？紤]計算資源緊張性和計算結(jié)果準確性，對網(wǎng)格數(shù)和時間步長進行無關(guān)性檢驗，比較兩次爐膛溫度相對標準差，若相對誤差在 5%以內(nèi)，則證明網(wǎng)格的疏密和時間步長的長短對計算結(jié)果無影響。由圖 4可知，最終選取的網(wǎng)格數(shù)為377 442，時間步長為1 s。

圖4 網(wǎng)格和時間步長無關(guān)性檢驗Fig. 4 Grid and time step independenc test

為了驗證模型的可靠性和準確性，運用煙氣分析儀、鎧裝熱電偶和壓力計等測試工具，對某廠的 35t蓄熱式鋁熔煉爐進行了熱平衡測試和數(shù)值模擬。模擬結(jié)果和測試結(jié)果的對比列于表1。從表1可以看出，數(shù)值模擬結(jié)果和測試結(jié)果基本一致，模型較好地反映鋁熔煉爐熔煉狀況。圖5所示為爐膛及鋁液溫度計算結(jié)果和測試結(jié)果的對比。從圖5可知，計算和測試的結(jié)果變化趨勢一致，其相對誤差小于 5%，從而驗證了模型的正確性。但計算結(jié)果比測試結(jié)果稍大，主要由于在測試過程中，爐門敞開，由于負壓作用冷空氣進入爐內(nèi)。此外，由于模擬過程中忽略爐壁的散熱，故使得模擬結(jié)果有所升高。

表1 模擬和測試結(jié)果對比Table 1 Comparison of simulation results and test values for aluminum melting furnace

圖5 燃燒空間和熔池溫度計算值與測試值對比Fig. 5 Comparison of temperature between computational data and test data in combustion space and aluminum bath

3 優(yōu)化準則及模擬方案

旋流數(shù)0.6是強弱旋流的分界值，由式(1)可知，通過改變渦殼旋流器中的一個或幾個參數(shù)可改變旋流數(shù)S的大小。根據(jù)原始方案，提出的模擬方案如表2所列。

優(yōu)化準則如下：

1) 熔煉時間盡可能短，鋁液、爐膛溫度相對標準差盡可能小[24?26]。

2) 爐膛主煙道出口溫度要較高，但進入主煙道的溫度不能超過1 473 K[27]。

3) 爐膛壓力為微正壓，控制在10~20 Pa之間，防止冷空氣進入爐內(nèi)和火焰外噴[5?6]。

4) 爐內(nèi)氣體為微氧化性氣氛，既可保證天然氣的完全燃燒，又可減小煙氣帶走的熱量，爐膛出口氧氣濃度應(yīng)控制在3%以下[27?28]。

5) 對熔體純潔度的要求，一般根據(jù)合金的品種和用途的不同而有一定差異，平衡含氫含量通常應(yīng)在0.15~0.2 cm3/100 gAl以下[29]。一般的生產(chǎn)條件下，純鋁中的平衡含氫量由下面的經(jīng)驗公式表示：

式中：c為鋁熔體中氫的平衡含量，cm3/100 g Al；T為熔體熱力學溫度，K； p為爐氣中的水蒸氣分壓，mmHg。

表2 不同旋流數(shù)下渦殼旋流器的尺寸Table 2 Size of volute swirler for different swirl numbers

圖6 不同階段鋁熔煉爐內(nèi)溫度分布Fig. 6 Temperature distribution in aluminum melting furnace at different melting periods: (a) fL=25%, τ=10 234 s; (b) fL=50%,τ=12 619 s; (c) fL=75%, τ=16 105 s

4 鋁熔煉爐數(shù)值模擬結(jié)果分析

不同階段蓄熱式鋁熔煉爐內(nèi)溫度分布如圖 6所示。由圖6可看出，爐內(nèi)火焰較長，約到達爐膛的中心位置，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，從而大大加強了爐內(nèi)氣體與鋁料的對流傳熱，加快熔池內(nèi)鋁料的熔化速度。由于忽略了鋁液流動，鋁液間的傳熱以導(dǎo)熱為主，故鋁液縱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。高溫煙氣一部分從主煙道流出，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，延長了高溫煙氣在爐內(nèi)的停留時間，加強了爐內(nèi)氣流的擾動，強化傳熱過程，提高了爐溫，縮短熔煉時間。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，如果爐壓過高或過低，可關(guān)閉或打開輔助煙道來改變爐壓。

圖7所示為熔煉參數(shù)隨熔煉時間的變化關(guān)系。從圖7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，而離開固液相線時鋁液溫度呈線性增長，上升速度加快。液相率呈線性增長，這與假設(shè)熔化潛熱在固液兩相區(qū)內(nèi)線性釋放一致。爐膛溫度先隨熔煉時間增加而增加，而后由于燃燒量的減小，爐膛溫度開始降低，直到燃燒量降低到0.3，爐膛溫度又開始增加。熔化開始前，由于爐膛溫度上升較快，耦合面熱流密度隨熔煉時間上升較快，當鋁開始熔化時，由于液態(tài)鋁的導(dǎo)熱系數(shù)是固態(tài)鋁的1/3~1/4，熱流密度達到平衡狀態(tài)，但當液相率超過約 5%時，由于假設(shè)燃燒量隨液相率增加而線性降低，故熱流密度也線性降低，當液相率大于50%，燃燒量已穩(wěn)定，故熱流密度又開始緩慢降低。爐膛溫度相對標準差隨著熔煉時間的增加而減小，特別是在燃燒量變化范圍內(nèi)，呈線性減小。鋁液溫度相對標準差在熔煉開始時，隨著熔煉時間不斷增加，當鋁開始發(fā)生相變時，鋁液溫度相對標準差又開始減小，當液相率達到某值，熔池上層熔體溫度已超過熔化溫度，開始熔化后升溫，溫度升高較快，而底部熔體仍處于未熔化，從而熔體上層與底部溫差較大，故鋁液溫度相對標準差又開始增加。

圖7 熔煉參數(shù)隨熔煉時間的變化關(guān)系Fig. 7 Relationship between melting parameters and melting time: (a) Change curves of aluminum temperature, furnace temperature and liquid fraction with melting time; (b) Change curves of relative standard error of aluminum temperature and furnace temperature and heat flux through coupling face with melting time

圖8 爐膛和鋁液上表面流場和溫度場分布Fig. 8 Temperature field and flow field distributions of hearth and top surface of aluminum bath: (a) Hearth; (b) Top surface of aluminum bath

圖8所示為爐膛和鋁液上表面流場和溫度場分布。由圖 8(a)可知，空氣與天然氣在燒嘴中混合后，從燒嘴傾斜方向噴射入爐內(nèi)，氣流噴入爐內(nèi)后稍被下壓，然后從鋁熔體表面掠過，在爐膛末端先后遇到爐壁和爐頂后改變方向，從而在爐內(nèi)形成一個較大的漩渦，使高溫爐氣在爐內(nèi)形成循環(huán)氣流，加強了爐內(nèi)氣流的擾動，延長高溫爐氣在爐內(nèi)的停留時間。而從燒嘴噴出的氣流稍有下壓也是受到這個漩渦的影響。從圖8(b)可以看出，最高溫度位于熔體中心，爐內(nèi)氣流速度較高的區(qū)域中溫度也較高。這是燃燒所產(chǎn)生的高溫煙氣對鋁液上表面中心有較強烈的輻射換熱和對流換熱所造成的，與實際情況相符。

圖9 不同旋流數(shù)下鋁液溫度相對標準差、爐膛溫度及其相對標準差與液相率的變化趨勢Fig. 9 Change trends of RSD of aluminum temperature, and furnace temperature and RSD of furnace temperature with liquid fraction for different swirl numbers: (a) RSD of aluminum temperature;(b) Furnace temperature; (c) RSD of furnace temperature

5 旋流數(shù)對鋁熔煉爐熔煉過程的影響

圖9所示為不同旋流數(shù)下，鋁液溫度相對標準差、爐膛溫度及其相對標準差隨液相率的變化趨勢。由于旋流數(shù)加強了爐內(nèi)氣流間的混合換熱，所以爐膛溫度隨著旋流數(shù)的增加而增加，鋁液溫度相對標準差和爐膛溫度相對標準差隨著旋流數(shù)增加而減小。熔化期內(nèi)，鋁液溫度相對標準差隨著液相率的增加而增加，這是由于鋁的熔化潛熱大且黑度小，致使熔池上層熔體因熔化而溫度升高較快，而底部熔體仍未熔化，造成熔體間較大的溫差；由于氣流間不斷混合，爐膛溫度相對標準差隨著液相率的增加而減小。由于熔化前期燃燒量與液相率呈線性遞減，故爐膛溫度先隨液相率增加而減小，而到了熔化后期，燃燒量已穩(wěn)定，爐膛溫度則隨著液相率增加而增加。

圖10所示為不同旋流數(shù)下煙道溫度和爐膛出口氧氣濃度隨液相率的變化趨勢。由于旋流數(shù)加強了空氣和天然氣混合燃燒，且增強了爐內(nèi)氣流的混合作用，所以煙道溫度隨著旋流數(shù)增加而增加，爐膛出口氧氣濃度隨旋流數(shù)的增加而減小，且煙氣中的氧分低于3%。另外，通過比較圖 10(a)和(b)，輔助煙道的溫度要高于主煙道，這與該鋁熔煉爐的結(jié)構(gòu)有關(guān)，從圖 1可以看出，燃燒器與輔助煙道的水平夾角為180°，而與主煙道的水平夾角為 90°，致使一部分高溫煙氣直接從輔助煙道排出。由式(6)可知，熔化前期，燃燒量隨液相率增加而線性遞減，而熔化后期燃燒量已穩(wěn)定，故熔化前期煙道溫度隨液相率增加而減小，而熔化后期又開始增加；同理，爐膛出口氧氣濃度在熔化前期則隨液相率增加而增加，而在熔化后期恒定不變。

爐壓、熔煉時間和平衡含氫量隨旋流數(shù)的變化趨勢如圖 11所示。由于旋流數(shù)促進了爐內(nèi)氣流的熱交換，爐膛溫度隨著旋流數(shù)的增加而增加，隨著爐膛溫度的升高，爐氣與鋁液間的熱交換增強，故熔煉時間隨著旋流數(shù)的增加而縮短，而熔煉時間顯著影響了熔體的燒損和吸氫。因此，旋流數(shù)的增加有利于減少熔體氧化燒損和熔體中含氫量，從而達到節(jié)能降耗和提高熔體質(zhì)量的雙重目的。從圖11可以看出，不同旋流數(shù)下爐壓符合控制要求，且爐壓隨著旋流數(shù)的增加而增加，平衡含氫量則隨著旋流數(shù)的增加而減小。它們之間的變化關(guān)系都是由于旋流數(shù)的增加強化了爐內(nèi)氣流的換熱所決定的。

圖12所示為不同旋流數(shù)下爐膛溫度分布及流線。從圖12很容易看出，旋流數(shù)大于0，遠離主煙道另一側(cè)爐氣出現(xiàn)較大的旋渦，這是爐膛溫度及其相對標準差差別的主要原因。由于強旋流加強了氣流的混合燃燒，使火焰的最高溫度隨旋流數(shù)的增加而減小，但其溫度更加均勻，故爐膛溫度更高。另外，旋流數(shù)不能太大，否則使主煙道的溫度過高，且不符合爐膛壓力控制。結(jié)合圖9~11，依據(jù)優(yōu)化準則可確定，旋流數(shù)大于0.6能獲得最佳的熔煉性能。

圖10 煙道溫度、爐膛出口氧氣濃度與與液相率的變化趨勢Fig. 10 Change trends of flue temperature and oxygen concentration in flue gas with liquid fraction: (a) Main flue; (b) Secondary flue;(c) Oxygen concentration in flue gas

圖11 爐壓、熔煉時間和平衡含氫量隨旋流數(shù)的變化趨勢Fig. 11 Change trends of pressure, melting time and equilibrium hydrogen content with swirl number

鋁液上表面氣流速度分布的頻數(shù)趨于正態(tài)分布，也就是說，氣流速度過小和過高現(xiàn)象都比較少，中等速度居多。可用偏度來描述氣流速度分布與正態(tài)分布的對稱性偏離程度，而偏度的絕對值數(shù)值越大表示分布形態(tài)的偏斜程度越大。峰度來描述氣流速度分布與正態(tài)分布的陡緩性偏離程度，峰度越小越平坦。鋁液上表面氣流速度分布規(guī)律的變化顯著影響了鋁液溫度相對標準差，因為它使爐氣與鋁液的對流換熱發(fā)生變化，而對流換熱是使鋁熔化的主要途徑。圖13所示為不同旋流數(shù)下鋁液上表面氣流速度分布。由圖 13可知，旋流數(shù)大于0.6，鋁液上表面氣流速度分布更加均勻，因而鋁液相對標準差的較小，這是因為鋁液上表面氣流速度分布決定了鋁液溫度變化規(guī)律。

圖12 不同旋流數(shù)下爐膛溫度分布及流線Fig. 12 Temperature field distributions and streamline of hearth for different swirl numbers: (a) S=0; (b) S<0.6; (c) S=0.6; (d) S>0.6

圖13 不同旋流數(shù)下鋁液上表面氣流速度分布Fig. 13 Velocity distribution for top surface of aluminum bath on swirl number: (a) S=0; (b) S<0.6; (c) S=0.6; (d) S>0.6

6 結(jié)論

2) 煙道溫度、爐膛溫度和爐壓隨著旋流數(shù)的增加而增加；鋁液溫度相對標準差、爐膛溫度相對標準差、爐膛出口氧氣濃度、熔煉時間和平衡含氫量隨旋流數(shù)的增加而減小。

3) 熔化期內(nèi)鋁液溫度相對標準差隨著液相率的增加而增加，而爐膛溫度相對標準隨液相率增加而減??；熔化前期爐膛溫度和煙道溫度先隨液相率增加而減小，熔化后期又增加；熔化前期爐膛出口氧氣濃度則隨液相率增加而增加，熔化后期趨于定值。

4) 鋁液溫度在固液區(qū)上升緩慢，而離開固液相線時鋁液溫度上升速度加快。爐膛溫度、鋁液溫度相對標準差先隨著熔煉時間增加而增加，達到極大值時又開始減小，達到極小值時又開始增加。爐膛溫度相對標準差隨熔煉時間的增加而減小。耦合面熱流密度隨著熔煉時間增加先增加到平衡狀態(tài)，當液相率超過某值時又減小。

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農(nóng)業(yè)生產(chǎn)者和農(nóng)業(yè)企業(yè)是農(nóng)業(yè)廢棄物資源化利用的責任主體，農(nóng)業(yè)部門和各級政府是農(nóng)業(yè)廢棄物資源化利用的監(jiān)管主體。農(nóng)業(yè)生產(chǎn)者和農(nóng)業(yè)企業(yè)要主動落實主體責任，配套建設(shè)農(nóng)業(yè)廢棄物無害化處理與資源化利用設(shè)施，應(yīng)用農(nóng)業(yè)廢棄物資源化利用的技術(shù)與模式。農(nóng)業(yè)部門和各地政府也要切實履行監(jiān)管主體責任，督促指導(dǎo)農(nóng)業(yè)生產(chǎn)者和企業(yè)認真落實履行主體責任，定期開展農(nóng)業(yè)廢棄物資源化利用設(shè)施運行檢查，推廣先進、成熟、高效的農(nóng)業(yè)廢棄物資源化利用技術(shù)模式與設(shè)施設(shè)備。

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Influence of swirl number on melting process of aluminum melting furnace

WANG Ji-min1,2, YAN Hong-jie1,2, ZHOU Jie-min1,2, LI Shi-xuan3, GUI Guang-chen3
(1. School of Energy Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China;2. Hunan Key Laboratory of Energy Conservation in Process Industry, Central South University, Changsha 410083, China;3. Suzhou Longray Thermal Technology Co. Ltd., Suzhou 215008, China)

Based on validating results by heat balance test for aluminum melting furnace, a reasonable mathematical model which considering the feature of the aluminum melting process was established. The numerical simulation of coupling field between combustion space and aluminum bath in a round aluminum melting furnace was carried out using CFD software FLUENT. The influence of the swirl number on melting process of the aluminum melting furnace was analyzed. According to optimizing criterion which is put forward in this work, the optimal melting performance is obtained when the swirl number is larger than 0.6.

aluminum melting furnace; swirl number; melting process; numerical simulation

TF062

A

1004-0609(2012)05-1509-11

國家高新技術(shù)研究發(fā)展計劃資助項目(2010AA065201)；中南大學博士生創(chuàng)新基金資助項目(2009bsxt022)

2011-03-25；

2011-08-15

閆紅杰，教授，博士；電話：0731-88830897；E-mail: s-rfy@mail.csu.edu.cn

(編輯 何學鋒)