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，湖南 長沙，410083；2. 蘇州新長光熱能科技有限公司，江蘇 蘇州，215008)

能源與環(huán)境問題給鋁加工行業(yè)的快速發(fā)展帶來限制性影響，節(jié)能降耗和減少排放是企業(yè)技術(shù)進步和可持續(xù)發(fā)展的必然選擇。熔鑄是鋁及鋁合金加工的先頭工序，而熔煉爐是熔鑄廠必不可少的設(shè)備，其主要作用是向鑄造機提供鋁液。目前，我國鋁加工行業(yè)冶金爐的主要問題是熱效率低，能耗高。全行業(yè)的平均熱效率約為32%，與工業(yè)發(fā)達國家的56%相比約低24%，其中熔煉爐為熱效率 19.5%。熔煉爐中熱量消耗基本上可以分解為物料熔化潛熱和吸收的熱量、煙氣帶走的熱量、爐體散熱、爐渣帶走熱等幾個部分，其中僅僅用于產(chǎn)品吸收的熱量是有效能量。為應對能源形勢的嚴峻挑戰(zhàn)，熔煉爐節(jié)能降耗是發(fā)展的必然趨勢。熔煉爐節(jié)能與爐襯耐火材料的技術(shù)進步、窯爐技術(shù)設(shè)計和施工密切相關(guān)。文獻[1-5]對爐窯爐襯的溫度場進行傳熱分析，以達到減少爐體熱損失的目的。楊尚寶等[6]通過對高爐爐襯破損的實際調(diào)查，建立爐體狀態(tài)模型來實現(xiàn)對高爐操作的指導。結(jié)合磨損節(jié)點分析模型，以數(shù)學模型和理化模型為基礎(chǔ)，Parra等[7]對高溫冶金過程中爐襯的磨損和腐蝕現(xiàn)象進行了數(shù)值解析。Gruber等[8]對高爐爐襯的熱應力行為進行了有限元仿真，為爐襯的優(yōu)化選擇提供技術(shù)支持。由于電磁攪拌長時間的使用而使鋁液滲入到爐襯中，Takahashi等[9]對爐襯中電磁力的損失進行了數(shù)值模擬。本文作者從隔熱方式對爐襯傳熱影響的角度出發(fā)，以爐襯的經(jīng)濟厚度法為依據(jù)，通過編程實現(xiàn)爐襯組合的計算機優(yōu)化，同時以蓄熱式鋁熔煉爐熱平衡測試為基礎(chǔ)，建立鋁熔煉爐數(shù)學模型，運用計算流體力學軟件FLUENT對優(yōu)化前后的爐襯組合進行爐襯仿真分析，為優(yōu)化熔煉爐爐襯耐火材料組合和研究耐火節(jié)能一體化結(jié)構(gòu)以及發(fā)展新型節(jié)能型耐火材料提供技術(shù)依據(jù)。

1 隔熱方式對爐襯傳熱的影響

在進行爐襯傳熱計算時，為簡化計算，針對鋁熔煉爐的實際情況，假定[10-11]：

(1) 爐襯為一維穩(wěn)態(tài)導熱，即熱流量不隨時間而變化，且熱量只沿等溫面的法線方向傳遞。

(2) 各層材料的導熱系數(shù)為常數(shù)，并等于每層材料兩側(cè)壁溫的平均溫度下的導熱系數(shù)。

(3) 各層之間的接觸良好，兩層的接觸面上具有相同的溫度。

(4) 2S/d1≤1(d1為爐窯內(nèi)徑，S為爐襯厚度)，將圓筒壁簡化處理為平壁。

根據(jù)以上假設(shè)，爐體的散熱損失q1和爐襯的蓄熱損失q2為[11]

式中：Thot為爐襯熱面熱力學溫度，依據(jù)鋁熔煉爐熱平衡測試結(jié)果，取1 173 K；T0，Ti為分別為耐火材料初始和終止溫度；Tf為環(huán)境溫度；Si為耐火材料厚度；hout為爐外壁綜合對流換熱系數(shù)；λi為耐火材料導熱系數(shù)；ρi為耐火材料密度；cp0和cpi分別為耐火材料初始和終止比熱。爐襯的熱損失與爐窯的熱惰性系數(shù)成正比，因此，要減少爐窯的熱損失，在滿足使用溫度和工作條件的情況下，應選用熱惰性系數(shù)低的材料[5]。常用鋁熔煉爐筑爐材料的主要性能參考文獻[12-18]。

表1和表2分別為通過傳熱計算得到的爐墻冷面和熱面加強隔熱的作用效果。從表1和2可以看出，在爐襯材料相同的情況下，外隔熱時，隨著隔熱的加強，其外壁溫度逐漸降低，散熱損失顯著降低，但由于爐襯的平均溫度升高，爐墻蓄熱損失逐漸增加。而在內(nèi)隔熱時，散熱和蓄熱都隨著強化隔熱而降低。在相同的厚度情況下，外隔熱的散熱損失比內(nèi)隔熱小，而蓄熱損失比內(nèi)隔熱大。

爐襯內(nèi)隔熱和外隔熱的傳熱計算效果對比如表 3所示。第Ⅰ種爐襯由耐火黏土磚和黏土質(zhì)隔熱耐火磚組成。第Ⅱ種情況為爐襯外隔熱，表面溫度由441 K降至 351 K，與第Ⅰ種情況相比，散熱損失降低了64%，但由于隔熱效果好，爐襯平均溫度升高，界面溫度由887 K升到1 074 K，而使蓄熱損失增加了24%。因此在采用外隔熱時，必須考慮爐襯的耐火度是否適應的問題。第Ⅲ種情況為爐襯內(nèi)隔熱，與第Ⅰ種情況相比，散熱和蓄熱損失分別減少了51%和49%。第Ⅳ種情況為爐襯內(nèi)外同時隔熱，與第Ⅰ種情況相比，散熱損失降低77%，蓄熱損失降低27%。從爐窯的作業(yè)方式看，工業(yè)爐窯可分為連續(xù)作業(yè)和周期作業(yè)2種類型，對于連續(xù)作業(yè)的爐窯，蓄熱損失僅是開爐升溫階段一次蓄熱，而散熱則是長期的，其總量遠大于蓄熱量，因此連續(xù)作業(yè)的爐窯爐襯應考慮使用外隔熱結(jié)構(gòu)，但這會導致爐襯溫度升高，因而對爐襯的安全使用問題需加以注意。對于周期作業(yè)的爐窯，蓄熱損失占總損失比例較大，因此周期作業(yè)的爐窯爐襯應采用內(nèi)隔熱結(jié)構(gòu)，以減少蓄熱損失。另外，有些周期工作制度的爐窯，雖然是周期性的，但其周期很長，爐窯在穩(wěn)定態(tài)下工作時間遠大于非穩(wěn)態(tài)工作時間，即蓄熱損失遠比散熱損失小的周期工作的爐窯，也應按連續(xù)作業(yè)爐窯設(shè)計。本文研究的鋁熔煉爐熔煉周期約為5 h，裝料時間約為15 min，因此應按周期作業(yè)爐窯設(shè)計爐襯。

表1 爐墻冷面加強隔熱的作用效果Table 1 Effect of cold wall with heat insulation

表2 爐墻熱面加強隔熱的作用效果Table 2 E ffect of hot wall with heat insulation

表3 爐襯隔熱效果對比Table 3 Comparisons of heat transfer for heat insulation on furnace linings

2 爐襯組合的優(yōu)化

2.1 爐襯材料經(jīng)濟厚度的計算

爐襯耐火材料的選擇與計算是爐窯設(shè)計及節(jié)能改造的重要內(nèi)容之一，不僅關(guān)系到爐窯初期投資，也對爐窯熱工性能有直接影響。目前對爐襯厚度計算方法主要有3種：允許最大熱損失法、外表面允許最高溫度法、經(jīng)濟厚度法[11,19]，前兩種方法僅僅考慮爐襯允許最大熱損失或爐襯外表面最高溫度，沒有考慮爐襯材料價格及熱量價格，計算出的厚度并不十分合理，而經(jīng)濟厚度法則綜合考慮爐襯熱損失費用和材料投資費用，使此2項費用之和最小，因此計算出的爐襯厚度更符合實際。眾所周知，爐襯越厚，散熱損失越小，蓄熱損失和材料投資越大。不同爐襯材料組合也存在不同的熱損失，因此存在著一個最佳爐襯材料組合及爐襯經(jīng)濟厚度，以三層平壁爐襯結(jié)構(gòu)為研究對象，其最佳經(jīng)濟厚度由式(2)確定。

式中：i=1，2，3；Si為爐襯各層不同材料的厚度；λi各層材料的導熱系數(shù)；Ci為各層材料單位投資(包括初投資和施工安裝維修費)費用；M 為平均年投資分攤率；N為年工作時間；τ為爐窯操作周期；q1為散熱損失；q2為蓄熱損失；Cq為熱量價格；hout爐外壁綜合對流換熱系數(shù)；j為利率；n為爐襯壽命；和分別為二層和三層爐襯材料最高連續(xù)使用溫度。

式(2)為多變量函數(shù)條件極值問題。利用松弛變量法和拉格朗日乘數(shù)法可以求出各層爐襯的經(jīng)濟厚度使Ct為最小。假設(shè)鋁熔煉爐的熱效率為40%，爐襯的使用壽命為3 a(120周)，爐窯的工作制度有3種典型類型，即40周連續(xù)作業(yè)，144 h連續(xù)作業(yè)和16 h連續(xù)作業(yè)[20]。天然氣按市場價格計算，則熱量價格Cq為1.58×10-7元/J[21]。各層經(jīng)濟厚度為：

2.2 爐襯組合的計算機優(yōu)化

鋁熔煉反射爐用耐火材料要求具有抗鋁液及鎂蒸氣的滲入，且有優(yōu)良的抗磨損和抗熱沖擊性能等。一般來說，與鋁液接觸的爐襯，采用高鋁質(zhì)耐火材料，如果需要熔煉高純度鋁時，考慮熔渣的酸性特性，則使用莫來石磚或剛玉磚。不接觸鋁液的爐襯，一般采用黏土磚、黏土質(zhì)耐火澆注料或耐火可塑料。爐頂采用耐熱混凝土結(jié)構(gòu)以提高爐襯的整體性和氣密性。爐襯設(shè)計原則[14]：帶灰縫的耐火磚、硅藻土磚砌體的水平尺寸為116 mm的倍數(shù)，垂直尺寸為68 mm的倍數(shù)。爐墻設(shè)計總的原則是輕質(zhì)、重質(zhì)料的復合爐墻，其厚度分別為40～200 mm和200～300 mm。爐頂襯體用的材料，與爐墻的基本相同或同一檔次，其襯體材料也是輕質(zhì)、重質(zhì)料復合使用，厚度分別為50～150 mm和200～250 mm。

在鋁熔煉爐原有爐襯組合的基礎(chǔ)上，依據(jù)爐襯設(shè)計原則及爐襯傳熱分析，爐襯材料選取如下：爐墻由耐火黏土磚(A1)、硅藻土磚(B1)、硅酸鋁纖維氈(C1)和黏土質(zhì)澆注料(D1)組成；爐頂由普通耐火混凝土(A2)、黏土質(zhì)澆注料(B2)和硅酸鋁纖維氈(C2)組成；爐底由高鋁磚(A3)、黏土質(zhì)澆注料(B3)、硅藻土磚(C3)和高鋁質(zhì)澆注料(D3)組成。

爐襯組合的計算機優(yōu)化過程[22]如圖 1。由于爐襯及其厚度的排列組合較多，全局變量的數(shù)量超過編譯器允許最大值，因此程序中采用臨時文件的方法解決這一問題。優(yōu)化結(jié)果如表4所示。從表4可以看出：

圖1 爐襯優(yōu)化設(shè)計程序框圖Fig.1 Optimizing procedure of aluminum melting furnace linings

表4 鋁熔煉爐爐襯優(yōu)化結(jié)果Table 4 Optimizing results of aluminum melting furnace linings

式(3)所計算出的經(jīng)濟厚度與爐襯組合的計算機優(yōu)化結(jié)果有較大的差距，這主要與式(3)中的T2*和T3*有關(guān)，即第二層和第三層爐襯材料的最高連續(xù)使用溫度，式(3)中假設(shè)它們分別為1 073 K和673 K，但從爐襯組合優(yōu)化所選用材料性能[12-18]來看，顯然并不完全符合。因此，鋁熔煉爐爐襯組合的計算機優(yōu)化結(jié)果更加真實合理。

3 鋁熔煉爐爐襯的數(shù)值模擬

3.1 模型的建立及實現(xiàn)

本文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，如圖2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。本文不考慮燃燒器間的換向，只研究單個燒嘴的燃燒現(xiàn)象。

模型假設(shè)[23-24]：

(1) 結(jié)合鋁熔煉過程及其特點，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，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。

圖2 鋁熔煉爐幾何模型(包括爐襯)Fig.2 Geometry model of aluminum melting furnace with linings

(2) 鋁液上表面均勻覆蓋一層Al2O3，且氧化充分完全，氧化層厚度和發(fā)射率分別假設(shè)為5 mm和0.33。

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；使用非預混燃燒模型來模擬天然氣和空氣的燃燒反應；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(4)描述：

式中：λA為鋁液的導熱系數(shù)；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)。

爐襯為變物性傳導方程，即

式中：ρ為爐襯密度；cp,Ln為爐襯比熱容；λ為爐襯導熱系數(shù)；T為爐襯溫度。

(1) 爐內(nèi)向爐襯傳熱邊界。對于爐內(nèi)的傳熱過程涉及了傳熱學的三類邊界條件，其數(shù)學描述為

式中：T(z)為爐內(nèi)襯溫度分布；q(z)為爐內(nèi)向爐襯傳遞的熱流；hin為爐氣與爐襯間的綜合換熱系數(shù)；Tx,in為內(nèi)襯表面溫度；Tg為爐氣溫度。

(2) 爐襯外壁傳熱邊界。

式中：hout為爐外壁綜合對流換熱系數(shù)；Tx,out為外襯表面溫度。

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，熱流均以熱傳導方式傳遞，由于存在潛熱，其支配導熱過程的能量方程如下[25]：

式中：fL為液相率；L為熔化潛熱；cp,Al為鋁液比熱容；ρA為鋁液密度。

由式(8)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)呈線性釋放，采用等價比熱法對潛熱進行處理[26]：

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)；xm為兩相區(qū)物性參數(shù)。

鋁液的初始條件：TAl|τ=0=300 K；空氣質(zhì)量進口邊界條件：Mair-inlet=1.871 kg/s，Tair-inlet=823 K，fair-inlet=0；天然氣成分可按標準天然氣成分計，其速度進口邊界條件：Unatural-gas-inlet=43.195 m/s，Tnatural-gas-inlet=300 K，fnatural-gas--inlet=1；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。鋁液和Al2O3等的物性參數(shù)參考文獻[23]。爐襯材料物性參數(shù)參考文獻[12-18]。運用FLUENT UDF和FLUENT Scheme混合編程實現(xiàn)燃燒量的改變、液相率的計算、鋁液物性參數(shù)改變和保存指定時刻結(jié)果文件等。當液相率達到100%時，保存結(jié)果文件并退出FLUENT。

3.2 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)。考慮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，最終選取的網(wǎng)格數(shù)為977 259，時間步長為1 s。為了驗證模型的可靠性和準確性，對某廠的35 t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5。從表5可以看出，數(shù)值模擬結(jié)果和測試結(jié)果基本一致，模型較好地反映了鋁熔煉爐燃燒熔煉狀況。

3.3 鋁熔煉爐爐襯的仿真分析

以爐窯工作制度為 40周的爐襯組合計算機優(yōu)化結(jié)果為例，運用計算流體力學軟件FLUENT進行仿真計算。爐襯耐火材料的損壞與熱負載引起的溫度熱應力有關(guān)，因此爐襯的溫度分布是爐窯設(shè)計重要因素。從圖3可以看出，燃燒器和煙道部位溫度較高，應使用致密的高氧化鋁質(zhì)的耐火磚防止爐襯由于長期的高溫沖蝕而損壞。爐襯溫度的高溫區(qū)域與火焰和煙氣有關(guān)：由于受到高溫煙氣的影響，與燃燒器對面的爐墻區(qū)域溫度較高；爐頂溫度較高區(qū)域位于高溫煙氣回流的始端；由于火焰的溫度較高，且速度也較大，所以鋁液面較高溫度區(qū)域位于和火焰接觸面下方。而假設(shè)鋁液內(nèi)傳熱方式僅有導熱，故爐底的溫度與鋁液面的溫度分布相對應。

通過對爐襯中心處的截面溫度分布分析，得到結(jié)果如圖 4。其中，爐頂部位耐火混凝土的工作溫度為899～1 000 K，溫度差為101 K；黏土質(zhì)澆注料的工作溫度為802～899 K，溫度差為97 K；硅酸鋁纖維氈的工作溫度為340～802 K，溫度差為462 K。由于爐墻及爐底部位的耐火材料不同于爐頂，故溫度梯度有所不同。爐墻耐火黏土磚的工作溫度為950～992 K，溫度差為42 K；硅藻土磚的工作溫度為634～950 K，溫度差為316 K；硅酸鋁纖維氈的工作溫度在320～634 K，溫度差為 314 K。爐底高鋁磚的工作溫度在 1 016～1 027 K之間，溫度差為11 K；黏土質(zhì)澆注料的工作溫度在986～1 016 K之間，溫度差為30 K；硅藻土磚的工作溫度在793～986 K，溫度差為193 K。由此可知，爐墻爐底和爐頂?shù)臏囟认陆邓俾视纱蟮叫∫来螢楸貙印⒏魺釋雍湍突饘?。溫度梯度較大將產(chǎn)生較大的溫差應力，這是造成爐襯損壞的主要原因。

表5 模擬和測試結(jié)果對比Table 5 Comparisons of simulation results and test values for aluminum melting furnace

圖3 鋁熔煉爐不同部位爐襯溫度分布Fig.3 Temperature distribution for different parts of aluminum melting furnace linings

從圖5可以看出：爐底溫度遠大于爐墻溫度和爐頂溫度，這與該鋁熔煉爐采用實爐底結(jié)構(gòu)和爐底爐襯的物性參數(shù)有關(guān)。當液相率達到某值，燃燒量開始隨液相率線性減小，爐膛溫度開始降低，故爐體外壁溫度開始緩慢上升。隨著燃燒量降低達到到穩(wěn)定值，爐體外壁溫度又開始線性升高。

圖4 鋁熔煉爐不同部位爐襯溫度梯度Fig.4 Temperature gradient for different parts of aluminum melting furnace linings

表6所示為鋁熔煉爐爐襯工作制度為40周的優(yōu)化前后仿真結(jié)果比較。從表6可見：優(yōu)化前總費用為8 218 元/m2，而優(yōu)化后總費用為7 076元/m2，節(jié)約了1 142 元/m2，表明爐襯組合的計算機優(yōu)化是成功的，可獲得比較理想的經(jīng)濟效益。由于爐頂外壁溫度高于爐墻外壁溫度，所以爐頂散熱損失大于爐墻散熱損失。

表6 鋁熔煉爐爐襯優(yōu)化前后仿真結(jié)果Table 6 Simulation results for aluminum melting furnace linings of before and after optimization with 40-week working system

圖5 爐體外壁溫度與熔煉時間的變化關(guān)系Fig.5 Relationship between outer wall temperature and melting time

4 結(jié)論

(1) 以經(jīng)濟厚度法為依據(jù)，通過編程實現(xiàn)爐襯組合的計算機優(yōu)化，得到了不同工作制度下的爐窯不同部位的最佳爐襯組合。并以蓄熱式鋁熔煉爐熱平衡測試為基礎(chǔ)，建立鋁熔煉爐數(shù)學模型，運用計算流體力學軟件FLUENT對爐窯工作制度為40周的優(yōu)化前后的爐襯組合進行仿真，結(jié)果分析表明爐襯組合的計算機優(yōu)化結(jié)果是成功的，可獲得比較理想的經(jīng)濟效益。

(2) 在爐襯材料相同的情況下，外隔熱時，隨著隔熱的加強，其外壁溫度逐漸降低，散熱損失顯著降低，爐墻蓄熱損失逐漸增加。而在內(nèi)隔熱時，散熱和蓄熱都隨著強化隔熱而降低。因此，連續(xù)作業(yè)的爐窯爐襯應采用外保溫結(jié)構(gòu)，降低散熱損失，而對于周期作業(yè)的爐窯爐襯則采用內(nèi)保溫結(jié)構(gòu)，減少蓄熱損失。另外，可采用熱惰性系數(shù)低的材料來減少爐窯的惰性，即減少散熱損失和蓄熱損失。

(3) 爐襯的溫度分布是爐窯設(shè)計重要因素，爐襯的高溫區(qū)域與火焰和煙氣有關(guān)，燃燒器和煙道等部位溫度較高，應使用致密的高氧化鋁質(zhì)的耐火磚。無論爐墻還是爐底、爐頂，爐襯溫度梯度由大到小依次為保溫層、隔熱層和耐火層。

[1]王壽增, 顧靜, 苗蔚, 等. 工業(yè)窯爐中幾種爐襯耐火材料結(jié)構(gòu)的傳熱分析[J]. 稀有金屬材料與工程, 2009, 38(S2):1259-1262.WANG Shou-zeng, GU Jing, MIAO Wei, et al. Heat transfer analysis of several industrial furnace lining refractory structures[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2009,38(S2): 1259-1262.

[2]張衛(wèi)軍, 吳雪琦, 陳海耿, 等. 寶鋼4號高爐爐襯溫度場數(shù)學模型及分析[J]. 東北大學學報: 自然科學版, 2006, 27(10):1122-1125.ZHANG Wei-jun, WU Xue-qi, CHEN Hai-geng, et al.Mathematical model of temperature field for Baosteel new No.4 blast furnace lining and heat transfer analysis[J]. Journal of Northeastern University: Natural Science, 2006, 27(10):1122-1125.

[3]關(guān)麗坤, 王春香. 轉(zhuǎn)爐爐襯溫度場的有限元分析[J]. 工業(yè)加熱, 2004, 33(6): 14-16.GUAN Li-kun, Wang Chun-xiang. FEM analysis of temperature field for BOF lining[J]. Industrial Heating, 2004, 33(6): 14-16

[4]姚俊峰, 梅熾, 任鴻九, 等. 臥式轉(zhuǎn)爐爐襯溫度場的數(shù)值模擬[J]. 中國有色金屬學報, 2000, 10(4): 546-550.YAO Jun-feng, MEI Chi, REN Hong-jiu, et al. Numerical simulation of temperature field in lining of horizontal converter[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metal, 2000,10(4): 546-550.

[5]趙榮新. 熔鋁爐設(shè)計和爐襯材料的改進[J]. 輕合金加工技術(shù),1999, 27(4): 14-18.ZHAO Rong-xin. Design of aluminum melting furnaces and improvement on lining materials[J]. Light Alloy Fabrication Technology, 1999, 27(4): 14-18.

[6]楊尚寶, 楊天鈞, 竇慶和, 等. 高爐爐襯破損調(diào)查與爐體狀態(tài)模型的建立[J]. 鋼鐵, 1998, 33(6): 9-12.YANG Shang-bao, YANG Tian-jun, DOU Qing-he, et al.Investigation of erosion of blast furnace lining and establishment of a model for blast furnace lines[J]. Iron and Steel, 1998, 33(6):9-12.

[7]Parra R, Verdeja L F, Barbes M F. Furnace lining analysis and design by mathematical and physicochemical modeling[C]//International Symposium on Sulfide Smelting. Warrendale: TMS,2006: 561-575.

[8]Gruber D, Andreev K, Harmuth H. FEM simulation of the thermomechanical behaviour of the refractory lining of a blast furnace[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2004,155(156): 1539-1543.

[9]Takahashi K, Maruyama M, Ishikawa N. Simulation for loss of electromagnetic stirring force due to the penetrated aluminum into the furnace lining[C]//Light Metals. Warrendale: TMS, 2007:49-58.

[10]華澤錞, 張德信, 高捷. 工業(yè)爐耐熱爐襯[M]. 北京: 化學工業(yè)出版社, 2007: 15-32.HUA Ze-chun, ZHANG De-xin, GAO Jie. Industrial furnace linings[M]. Beijing: Chemistry Industry Press, 2007: 15-32.

[11]韓小良. 爐襯耐火材料經(jīng)濟厚度計算[J]. 工業(yè)加熱, 2000,29(1): 43-46.HAN Xiao-liang. Economic thickness calculation of furnace linings[J]. Industrial Heating, 2000, 29(1): 43-46.

[12]吳德榮, 楊澤耒, 周家驊. 工業(yè)爐及其節(jié)能[M]. 北京: 機械工業(yè)出版社, 1990: 290-325.WU De-rong, YANG Ze-lei, ZHOU Jia-hua. Industrial furnace and energy saving[M]. Beijing: Machinery Industry Press, 1990:290-325.

[13]梅熾. 有色冶金爐設(shè)計手冊[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社,2000: 250-291.MEI Chi. Non-ferrous metallurgical furnace handbook[J].Beijing: Metallurgy Industry Press, 2000: 250-291.

[14]王秉銓. 工業(yè)爐設(shè)計手冊[M]. 北京: 機械工業(yè)出版社, 1996:280-341.WANG Bing-quan. Industrial furnace handbook[M]. Beijing:Machinery Industry Press, 1996: 280-341.

[15]李紅霞. 耐火材料手冊[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 2007:766-810.LI Hong-xia. Refractories handbook[M]. Beijing: Metallurgy Industry Press, 2007: 766-810.

[16]劉麟瑞, 林彬蔭. 工業(yè)窯爐用耐火材料手冊[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 2001: 10-35.LIU Lin-rui, LIN Bin-yin. Handbook of industrial furnace refractories[M]. Beijing: Metallurgy Industry Press, 2001:10-35.

[17]中國建材在線.材料市場價[DB/OL].[ 2010.11.29].http://www.jc.net.cn.China building materials online. Material price[DB/OL].[ 2010.11.29].http://www.jc.net.cn.

[18]中國預算網(wǎng).爐窯砌筑工程定額[DB/OL].[ 2010.11.29].http://www.yusuan.com.China budget network. Quota of brick works for industrial furnaces[DB/OL]. [ 2010.11.29].http://www.yusuan.com.

[19]陳福有, 李廣志. 工業(yè)爐爐墻經(jīng)濟厚度的確定[J]. 本鋼技術(shù),2001, 40(7): 8-10.CHEN Fu-you, LI Guang-zhi. Economic thickness of industrial furnace[J]. Bengang Technology, 2001, 40(7): 8-10.

[20]胡景川. 爐襯材料合理組合的研究[J]. 能源工程, 1983, 3(1):33-37.HU Jing-chuan. Rational combination of furnace linings[J].Energy Engineering, 1983, 3(1): 33-37.

[21]劉寶慶, 陳磊, 于江美. 鋁合金熔煉熱工學分析及能耗效益對比[J]. 節(jié)能, 2006, 285(4): 17-18.LIU Bao-qing, CHEN Lei, YU Jiang-mei. Thermal analysis and energy efficiency comparisons of aluminum melting[J]. Energy Conservation, 2006, 285(4): 17-18.

[22]盧開澄, 盧華明. 組合數(shù)學[M]. 北京: 清華大學出版社, 2002:1-64.LU Kai-cheng, LU Hua-ming. Combinatorics[M]. Beijing:Tsinghua University Press, 2002: 1-64.

[23]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.

[24]Alchalabi R, Meng F, Peel A. Furnace operation optimization via enhanced bath circulation: technologies for production increase and dross reduction[C]//Light Metals. Warrendale: TMS, 2002:739-746.

[25]張仁遠. 相變材料與相變儲能技術(shù)[M]. 北京: 科學出版社,2009: 199-349.ZHANG Ren-yuan. PCM and latent thermal energy storage[M].Beijing: Science Press, 2009: 199-349.

[26]許光明, 李興剛, 崔建忠. 液固相鋁-不銹板復合軋制溫度場的模擬計算[J]. 鋼鐵研究學報, 2000, 12(4): 19-22.XU Guang-ming, LI Xin-gang, CUI Jian-zhong. Simulation of temperature field for liquid-solid composite rolling of stainless steel/aluminum[J]. Journal of Iron and Steel Research, 2000,12(4): 19-22.