全氧燃烧高铝玻璃熔窑三维数值工程仿真

doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2021.02.022

全氧燃烧高铝玻璃熔窑三维数值工程仿真

杨楚航^,, 贾绍辉, 马晔城, 朱经纬, 刘涌^,, 韩高荣

浙江大学材料科学与工程学院硅材料国家重点实验室，浙江杭州 310027

Three-dimensional numerical engineering simulation of oxy-fuel high alumina glass furnace

YANG Chu-hang^,, JIA Shao-hui, MA Ye-cheng, ZHU Jing-wei, LIU Yong^,, HAN Gao-rong

State Key Laboratory of Silicon Materials, College of Materials Science and Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310027, China

通讯作者: 刘涌，男，副教授. orcid.org/0000-0001-9676-5072. E-mail： liuyong.mse@zju.edu.cn

收稿日期: 2020-03-19

基金资助:

“十三五”国家重点研发计划资助项目（2016YFB0303700）；国家自然科学基金资助项目（U1809217，51672242）；浮法玻璃新技术国家重点实验室开放课题基金资助项目

Received: 2020-03-19

Fund supported:

作者简介 About authors

杨楚航（1997—），男，硕士生，从事玻璃熔窑数值模拟研究.orcid.org/0000-0003-0505-393X.E-mail：21926069@zju.edu.cn , E-mail：21926069@zju.edu.cn

摘要

基于Ansys Fluent 19.2软件采用玻璃液面与火焰空间底部双向热耦合方式进行三维联合建模，对日拉引量为100 t/d的全氧燃烧浮法高铝玻璃熔窑的玻璃池窑与火焰空间进行数值工程仿真，考察入口预设配合料堆长度对耦合区温度连续性的影响，提出基于3D流场的澄清因子计算公式. 结果表明：在8次热耦合迭代后，温度和热流残差趋于稳定，玻璃液与火焰空间进行热交换部分的热流分布与火焰空间底面温度分布相对应，火焰空间温度场在玻璃液产生了不对称的横向对流；预设6.6 m料堆长度的温度曲线具有最好的连续性，该试探性计算提供了判断玻璃配合料山长度的新方法；计算得到热耦合与非热耦合的澄清因子分别为4.6425、4.8279，表明常规非热耦合计算高估了池窑的澄清能力.

关键词： 热耦合 ; 配合料堆长度 ; 横向对流 ; 澄清因子 ; Fluent

Abstract

Ansys Fluent 19.2 was used to study the melting tank and the combustion space of oxy-fuel high alumina float glass furnace with daily output of 100 t/d. The bidirectional thermal coupling between the top of the glass flow and the bottom of the combustion space for 3D modeling were employed. The influence of inlet batch length on temperature continuity in the coupling zone was investigated, and a formula for calculating refining index based on 3D flow field was proposed. Results show that after eight iterations of thermal coupling, residuals of temperature and heat flux tended to be stable, heat flux distribution of the heat exchanging zone between glass flow and combustion space corresponded to the temperature distribution at the bottom of combustion space. The temperature field of combustion space produced asymmetric transverse convection in glass flow. The temperature curve of the preset 6.6 m batch length showed the best continuity, and this kind of exploratory calculation provides a new method for judging the length of glass batch. The refining index of thermal coupling and non-thermal coupling were 4.6425 and 4.8279, indicating that conventional non-thermal coupling calculation has overestimated the refining ability of melting tank.

Keywords： thermal coupling ; batch length ; transverse convection ; refining index ; Fluent

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本文引用格式

杨楚航, 贾绍辉, 马晔城, 朱经纬, 刘涌, 韩高荣. 全氧燃烧高铝玻璃熔窑三维数值工程仿真. 浙江大学学报(工学版)[J], 2021, 55(2): 410-418 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2021.02.022

YANG Chu-hang, JIA Shao-hui, MA Ye-cheng, ZHU Jing-wei, LIU Yong, HAN Gao-rong. Three-dimensional numerical engineering simulation of oxy-fuel high alumina glass furnace. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2021, 55(2): 410-418 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2021.02.022

高铝硅酸盐玻璃是重要的电子盖板玻璃，具有高强度、高弯折韧性、高耐划伤性、耐摩擦、易于加工等优异性能^[1]. 浮法成型高铝玻璃是主要的工艺加工手段，随着玻璃行业应用领域的不断拓宽，对于产品质量水平的要求与把控也越来越严格. 全氧燃烧技术是绿色环保的技术，其高热率的燃烧工艺及熔窑结构可以节能降耗，具有增强传热、玻璃液温度均匀性高、燃烧空间耐火材料温度低、熔窑稳定性高、熔化率高和设备维护量低等诸多优点^[2-3]，制造的玻璃产品质量较高，能够满足国内市场日益增大的高端产品需求. 玻璃熔窑是浮法玻璃热工过程的第1个环节，玻璃配合料在熔窑内部发生硅酸盐反应、熔化、澄清、均化，形成均匀的玻璃液. 玻璃液的熔化质量直接决定后续玻璃产品的品质水平. 从规律上把握窑内玻璃液流的温度场、速度场分布，提高玻璃熔窑设计水平，改进熔窑结构和作业条件，对降低玻璃生产成本、提高玻璃质量、节约能源都具有重要意义^[4-6]. 相比于理论推演、实验观测和物理模拟等方法，数值工程仿真作为低成本、高效率的研究方法已经成为玻璃热工研究的重要手段^[7-8].

浮法玻璃熔窑的总体结构可以分为四大部分：火焰空间、玻璃池窑、配合料层和泡沫层. 通过构建独立的模型，对这些部分分别进行了较多研究. 在火焰空间的模拟研究中，随着全氧技术受到越来越多的重视，在全氧、富氧助燃工艺方面出现了大量的数值仿真工作. 如高华等^[9]对全氧燃烧烟道口位置变化的火焰空间进行数值模拟，研究玻璃熔窑烟气出口位置对窑内压力场和火焰空间的影响规律；吕树欣等^[10]模拟研究烟气出口面积变化对全氧燃烧玻璃熔窑窑内压力的影响规律，发现通过改变烟气出口面积能在较小地影响火焰空间的同时，有效调节窑内压力；王昌贤等^[11]利用数值模拟方法研究玻璃熔窑在全氧燃烧条件下助燃气体中氧气体积分数对喷枪火焰空间气流场和温度场的影响规律，结果表明，进油口尺寸、重油蒸汽速度和进气口尺寸一定，增大助燃气体氧气体积分数，有助于提高燃烧速率，使得尾气排放量及其带走热量减小，火焰空间温度场分布梯度变大，火焰温度增高；唐保军等^[12]模拟高碹顶玻璃熔窑全氧燃烧火焰空间的速度场和温度场，研究表明，高碹顶熔窑碹顶温度低且分布均匀，窑内烟气环流多、在窑内停留时间长，热效率高，延长了熔窑使用寿命. 在池窑玻璃液部分，许世清等^[13]通过对日熔化量为500 t的浮法熔窑中的玻璃液进行模拟，研究池窑中玻璃液流动的湍流现象以及可能的影响因素；邢志斌^[14]对浮法玻璃池窑内的液流搅拌机理进行工程仿真研究，按照流体相似原理对2种搅拌方式进行物理模拟，对工程仿真所得结果的规律性特征进行验证；宋力昕等^[15]利用Flutank玻璃熔制过程三维模拟技术，系统研究鼓泡对玻璃的质量与产量的影响，并分析速度场、温度场的变化以及有无鼓泡时出料口玻璃液的气泡百分数和未澄清的气泡百分数；陈淑勇等^[16]利用GFM软件，分析池底多排鼓泡技术对熔窑内玻璃液温度与液流分布、热效率及玻璃液质量的影响. 在配合料层和泡沫层方面，相关研究较少，陶天训等^[17]计算配合料预热过程的理论热耗，并利用GFM软件模拟分析配合料预热技术对浮法玻璃窑炉能耗、熔化效果和玻璃液质量的影响.

对熔窑各部分的单独研究能有效解决工程实践中的一些问题. 但是这几个部分之间相互影响，单独考虑其中的一个部分而忽略其他部分的影响，最终所获得的模拟结果与实际情况存在偏差. 针对这一问题，Abbassi等^[18]通过计算玻璃池窑的总热能消耗的方式提出对玻璃熔窑的火焰空间、池窑和配合料层进行耦合的方法；韩韬^[19]通过将玻璃液面与火焰空间底部进行单向耦合，模拟玻璃液的流动与传热，探究燃烧制度对于玻璃液流动的影响. 吕树欣等^[20]在空气助燃浮法玻璃熔窑的数值模拟中，提出以玻璃液表面中轴线温度残差作为收敛标准的迭代方法，对玻璃池窑和火焰空间进行双向热耦合，并对其可行性进行研究.

本研究采用Ansys Fluent 19.2软件对日拉引量为100 t/d的全氧燃烧浮法高铝玻璃熔窑的玻璃池窑与火焰空间进行研究，采用玻璃液面与火焰空间底部双向热耦合的方式进行联合建模，提出基于温度分布连续性关系的料堆长度预测方法，并给出三维玻璃液流场的澄清因子定义，用以定量评价玻璃液质量，指导实际生产过程.

1. 三维数学模型

1.1. 几何模型以及网格划分

100 t/d全氧燃烧高铝玻璃熔窑火焰空间总长度为23.0 m，玻璃液面宽度为7.0 m，碹跨度为7.4 m，碹顶高度为1.0 m，胸墙高度为1.8 m. 玻璃池窑主要尺寸如表1所示. 表中，L为窑炉长度，W为窑炉宽度，H为窑炉深度. 6对全氧喷枪的位置如表2所示. 表中，S为喷枪与前脸墙间距.

表 1 玻璃池窑主要尺寸参数

Tab.1 Main size parameters of melting tank

熔窑位置	L /m	W /m	H /m
熔化部	23.0	7.0	1.1
卡脖	4.2	2.8	1.1
冷却部	8.8	6.5	1.1

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表 2 喷枪几何位置

Tab.2 Position of flame guns

喷枪位置	S /m
喷枪位置	1#	2#	3#	4#	5#	6#
窑炉左侧喷枪	2.9	4.6	6.4	10.4	12.1	13.8
窑炉右侧喷枪	2.1	3.8	5.5	9.6	11.3	13.0

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利用Gambit构建火焰空间和池窑的三维数值模型，如图1所示. 模型网格划分主体采用六面体结构化网格，并对火焰空间喷枪部分进行四面体非结构网格加密. 火焰空间和池窑网格总数分别约为228、221万，值小于0.4的网格占比分别为98.97%、99.71%，网格划分质量满足后续的数值计算要求.

图 1

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图 1 火焰空间和池窑结构模型图

Fig.1 Structural models of combustion space and melting tank

1.2. 物性参数

根据高铝玻璃组分实验测量结果^[21]，采用的玻璃平均分子量为63.08 kg/mol，利用质量加和定律^[22]所得的高铝玻璃的密度满足

(1) $\rho = {{2 \;522}}{\rm{.7}} - {\rm{0}}{{.142 \;58}}T.$

式中：T为温度.

因尚未见高铝玻璃等效传热参数方面的研究报道，采用普通浮法玻璃等效热导率^[23]近似如下：

(2) $ \begin{split} \lambda = & - 10.05 + 0.037\;9 T + 4.208 \times {10^{ - 5}} {T^2} + \\ & 1.635 \times {10^{ - 8}} {T^3}. \end{split} $

比热容采用常数1226 J/（kg·K），黏度与温度的关系如图2所示. 图中，η为黏度.

图 2

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图 2 高铝玻璃黏度与温度关系图

Fig.2 Relationship between viscosity and temperature of high alumina glass

燃气组成、各喷枪燃气和氧气配比如表3、4所示. 表中， $\varphi_{\rm{B}} $为燃气体积分数，q_f为燃气体积流量，q_o为氧气体积流量，均为标准状况下的.

表 3 火焰空间中的燃气组成

Tab.3 Fuel composition of combustion space

燃气类型	$\varphi _{\rm{B}} $/%	燃气类型	$\varphi _{\rm{B}} $/%
CH₄	95.201	C₅H₁₂	0.089
C₂H₆	2.286	H₂	1.201
C₃H₈	0.407	CO₂	0.663
C₄H₁₀	0.153	−	−

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表 4 喷枪进口燃气与氧气组成

Tab.4 Fuel-oxygen composition of flame guns

喷枪编号	q_f /（N·m³·h⁻¹）	q_o /（N·m³·h⁻¹）
1#	140	287
2#	160	328
3#	170	348
4#	170	348
5#	145	298
6#	90	185

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1.3. 边界条件与模型简化

模型对于配合料层以及泡沫层进行简化：近似认为熔融玻璃液充满玻璃池窑，忽略玻璃液中的硅酸盐反应，忽略泡沫层；配合料堆近似为无厚度的矩形进料口，其长度对应玻璃液入口的长度，配合料熔化速度沿着窑长方向呈抛物线分布^[24]：

(3) $v(x) = \frac{{3M}}{{2L}}\left[ {1 - {{\left( {\frac{{2x - L}}{L}} \right)}^2}} \right].$

式中：L为玻璃液入口长度，即配合料堆长度；M为拉引量，即每天送入熔窑中的原料质量，M=100 t/d. 玻璃液入口温度为1650 K.

将玻璃池窑的顶部玻璃液面划分为三部分：1）配合料堆覆盖的进料口；2）与火焰空间直接发生热交换的玻璃液表面；3）卡脖和冷却部的玻璃液表面. 第2部分采用恒热流壁面边界，第3部分采用对流换热壁面边界^[25]. 火焰空间底部划分为两部分：与配合料层接触的底面、与玻璃液面发生热交换的底面. 前者采用恒热流壁面边界，热流量定义为固定拉引量下高铝玻璃的熔化热，本研究取该热量值为2750 kJ/kg；后者采用恒温度场壁面边界，温度初值采取热点计算的预设温度，之后采用玻璃液的模拟结果，热耦合界面示意图如图3所示.

图 3

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图 3 火焰空间与玻璃池窑热耦合界面示意图

Fig.3 Schematic diagram of thermal coupling interface between combustion space and melting tank

双相热耦合迭代计算关系式如下：

(4) $ \left. {\begin{array}{*{20}{l}} {T_{{\rm{f {\textit{-}} bot}}}^n = T_{{\rm{t {\textit{-}} top}}}^{n - 1},}\\ {H_{{\rm{t {\textit{-}} top}}}^n = - H_{{\rm{f {\textit{-}} bot}}}^{n - 1}.} \end{array}} \right\}$

式中：T、H分别为温度场和热流场，上标n、n−1分别表示第n、n−1次迭代，下标t-top和f-bot分别表示玻璃池窑上表面和火焰空间下表面. 将前后2次迭代结果偏差的算数平均值进行归一化处理，得到热耦合计算的收敛判据表示如下：

(5) ${{\displaystyle\sum {\left| {T_{{\rm{t {\textit{-}} top}}}^n - T_{{\rm{t {\textit{-}} top}}}^{n - 1}} \right|} }}\Bigg/{{\displaystyle\sum {T_{{\rm{t {\textit{-}} top}}}^n} }},$

(6) ${{\displaystyle\sum {\left| {H_{{\rm{f {\textit{-}} bot}}}^n - H_{{\rm{f {\textit{-}} bot}}}^{n - 1}} \right|} }}\Bigg/{{\displaystyle\sum {H_{{\rm{f {\textit{-}} bot}}}^n} }}.$

玻璃池窑与火焰空间其余墙面、底面、碹顶采用对流换热边界，卡脖水包采用恒热流壁面边界^[25]. 各边界条件所用数值如下：火焰空间的大碹顶、胸墙、前脸墙和后山墙的对流传热系数为10 W/（m²·K），玻璃池窑的池壁及池底的对流传热系数为7 W/（m²·K），池窑玻璃液面在卡脖和冷却部的的对流传热系数为10 W/（m²·K），卡脖水包单位面积冷却功率约为31 kW/m².

玻璃池窑和火焰空间的流场模型由流体质量守恒方程、动量守恒方程以及能量守恒方程3个基本控制方程组成，选用k-ε模型描述湍流状态，DO模型描述辐射传热，化学反应模型选取非预混的燃烧模型，在Fluent 19.2软件上采用SIMPLE方法进行数值求解.

1.4. 澄清因子

在玻璃熔窑的数值模拟中，需要一个与玻璃熔窑的形状结构无关的量作为判断玻璃液澄清质量的判据. 通常定义玻璃液流通过澄清区的平均时间与玻璃液中气泡在自身浮力和玻璃液携带作用下从澄清区底部升至液面的平均时间的比值作为评价标准，称为澄清因子RI^[26]. 在以往研究中澄清因子大多是基于玻璃池窑二维模型或玻璃池窑中轴线上二维截面所定义的^[24，27]. 综合考虑三维模型中上升流对澄清过程的影响，重新定义澄清因子：

(7) ${\rm{RI}} = \dfrac{{\dfrac{l}{{\dfrac{1}{V}\displaystyle\iiint_V {u\left( {x,y,z} \right){\rm{d}}x{\rm{d}}y{\rm{d}}z}}}}}{{\dfrac{h}{{\dfrac{1}{V}\displaystyle\iiint_V {\left( {\dfrac{{2g{r^2}}}{{9\nu\left( {x,y,z} \right)}} + w\left( {x,y,z} \right)} \right){\rm{d}}x{\rm{d}}y{\rm{d}}z}}}}}.$

式中：l为澄清流长度，V为澄清流体积，u为澄清流玻璃液沿窑长方向的速率，h为澄清流厚度，w为澄清流玻璃液沿深度方向的速率， $\nu $为玻璃液的运动学黏度，r为气泡直径，g为重力加速度. 当该比值大于1时，表示气泡排出时间小于澄清流滞留时间，澄清效果好；反之，则表示澄清效果不好.

2. 模拟结果与分析

2.1. 热耦合计算收敛性

火焰空间与玻璃池窑双向热耦合迭代过程中的热流和温度残差如图4所示. 图中，N为迭代次数，R_H为热流残差，R_T为温度残差. 从迭代曲线可以看到，经过8次迭代之后残差已经趋于稳定，双向热耦合计算收敛速率明显高于吕树欣等^[20]的结果，主要原因在于本研究模拟对象为全氧燃烧的玻璃熔窑，没有空气助燃定时换火所引起的玻璃熔窑温度场的剧烈波动.

图 4

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图 4 热耦合迭代残差以及温度场分布

Fig.4 Iteration residuals and temperature distribution of thermal coupling simulation

迭代计算收敛后的火焰空间底面温度分布图如图5所示，玻璃池窑顶面热流场分布图如图6所示. 可以看出，火焰空间存在明显的双热点，两热点的位置对应于燃气体积流量配置最大的第3、4对喷枪，热点分布与预设相吻合. 玻璃池窑顶部进料口部分热流由熔融料堆带入，分布与配合料熔化速度分布相一致. 玻璃液直接与火焰空间进行热交换部分的热流分布也与火焰空间底面温度分布相对应，火焰空间热点位置对应玻璃液耦合面上热流量最高的区域. 结合耦合计算较好的收敛性可知，火焰空间与玻璃池窑的热耦合模型是有效且稳定的，其模拟结果与真实工况下全氧燃烧高铝玻璃熔窑总体运行趋势相近，可靠性较高.

图 5

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图 5 火焰空间底面温度分布

Fig.5 Temperature distribution at bottom of combustion space

图 6

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图 6 玻璃池窑顶面玻璃液热流分布

Fig.6 Heat flux distribution at top of melting tank

2.2. 配合料堆长度的判据

虽然火焰空间底面与配合料堆和玻璃液面的界面分别采用恒热流和恒温度场壁面边界条件，但是其底面的温度分布应该是连续的，这在以往的热耦合计算中并未得到关注^[18-20]. 在工程设计阶段进行数值模拟设定玻璃液入口的配合料堆长度时，常常以模拟人员的经验为主，缺乏基于数值计算的定量方法进行参考. 本研究在热点附近位置选取4个不同的料堆长度进行试探性计算，以考察其对温度场分布连续性的影响. 当设定料堆长度分别为5.6、6.6、7.6、8.6 m时，所得平均窑压、火焰空间碹顶与底面温度的分布曲线如图7~9所示. 图中，p为窑压，T为热力学温度，X为料堆长度.

图 7

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图 7 不同配合料堆长度模拟所得平均窑压沿窑长方向的分布曲线

Fig.7 Simulated average furnace pressure curves along tank length direction with various batch lengths

图 8

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图 8 不同配合料堆长度模拟所得大碹顶温度沿窑长方向的分布曲线

Fig.8 Simulated main crown temperature curves along tank length direction with various batch lengths

图 9

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图 9 不同配合料堆长度模拟所得火焰空间底面温度沿窑长方向的分布曲线

Fig.9 Simulated temperature curves at bottom of combustion space along tank length direction with various batch lengths

由图7可以看出，火焰空间的窑压随着料堆长度的增加而降低，10 m处附近的低窑压对应烟道口位置. 从大碹中心线温度分布可以看出，随着料堆长度的减小，第2热点温度逐渐升高，并最终超过第1热点，对应于熔化部的较短料堆更为集中吸热，明显降低了火焰空间窑头部分的温度，如图8所示. 但随着X的继续增大，温度分布规律并不和料堆长度呈现线性关系，这是由于当远离池窑玻璃液入口时，温度分布不仅受到料堆长度的影响，同时也受到由热力驱动的玻璃液流动的影响. X越大，玻璃液流的相对影响作用就越明显，温度分布与料堆长度的相关性也就越小. 当火焰空间底面的温度随着料堆长度从8.6 m逐步减小到7.6、6.6 m时，配合料堆位置的温度逐渐降低，如图9所示. 与较短料堆吸热更为集中相对应，且在配合料堆与玻璃液面处的连续性逐渐变好，但是当配合料堆长度进一步减小到5.6 m时，配合料堆位置的温度反而升高，配合料堆与玻璃液面处的连续性变差，说明过长或过短的配合料堆长度无法获得合理的热耦合计算结果. 通过对比可以看出，预设6.6 m料堆长度的温度曲线具有最好的连续性，即在当前燃烧条件下，料山长度约为6.6 m. 下文针对此条件下的模拟结果，分析玻璃熔窑流场.

2.3. 火焰空间和玻璃池窑流场模拟结果

2.3.1. 火焰空间流场

火焰空间喷枪平面内流场速度矢量分布如图10所示. 全氧燃烧条件下的火焰刚性较好，火焰长度短，温度高. 合理的喷枪布置和燃料配比，使得火焰并未发生冲撞，火焰空间温度分布符合喷枪位置分布，且较为稳定，与文献[20]中模拟结果的分布规律相一致. 相比于传统池窑单独模拟时所使用的条状均匀温度分布，耦合后火焰空间的温度场能体现温度在各个方向上的连续变化，为准确模拟热力驱动的玻璃液流场提供了可靠的前提条件.

图 10

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图 10 火焰空间喷枪平面内流场速度矢量分布

Fig.10 Velocity vector distribution of flow field in flame gun plane

2.3.2. 玻璃池窑流场

池窑中轴面玻璃液流场速度矢量分布如图11所示，为了观察方便，将z向坐标放大为原来的7倍. 可以看出，玻璃液高温位置位于第3对喷枪之前，受热力驱动，玻璃液在池窑入口、窑坎和卡脖/水包之间形成明显的环流. 进一步绘制玻璃液流线图如图12所示. 可以看出，液流具有3个典型的循环结构，即从投料池到热点前位置的第1循环，从热点到卡脖/水包附近的第2循环，以及卡脖到冷却部的第3循环，分别大致对应于玻璃配合料的熔化、玻璃液的澄清和均化，与普通浮法玻璃熔窑的液流相似. 在池窑俯视图中存在着玻璃液流线分布沿窑宽中轴面不对称的现象，与火焰空间的非均匀加热相关.

图 11

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图 11 池窑玻璃液流场速度矢量分布

Fig.11 Velocity vector distribution of glass flow field in melting tank

图 12

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图 12 池窑玻璃液流线图

Fig.12 Stream traces of glass flow in melting tank

在池窑X=3、11、17、21、33 m处截取平面，分析玻璃池窑不同位置处的横向对流情况，绘制出池窑YZ平面不同位置截面玻璃液流线图，如图13所示. 可以看出，在窑坎前熔化区X=3、11 m的两截面，横向流动较少，液流较为稳定. 其中，X=3 m平面流线图对称性较好，在X=11 m的截面上，流线分布开始左右不对称. 在池窑澄清区X=17、21 m的两截面，玻璃液流体横向对流明显加强，流线分布左右不对称. 在此区域内，尤其是在X=21 m平面，玻璃液流紊乱，局部产生了涡流，交汇处存在对顶现象. 在均化区X=33 m截面上，横向对流较少，流线左右对称，流动状态稳定，与文献[15]、[28]中研究所得结果一致. 总体来说，在X=3、33 m两截面上，流线对称性较好，熔化区与均化区的横向热对流是对称的，而在X=11、17、21 m的截面上，流线对称性较差，玻璃液流紊乱，出现了湍流. 结合图5、6以及之前的分析，在火焰空间中喷枪的分布并非完全对称，火焰空间的温度以及玻璃液表面的热流分布存在横向不均匀性，进而导致玻璃液横向的温度梯度、横向流速发生变化，产生不对称的横向对流. 中部火焰驱动热对流的横向不均匀性作用在澄清区产生了强烈的搅动，配合窑坎、卡脖/水包所产生的紊乱流动促进了玻璃液的均化，有利于在冷却部形成横向对称、高质量、稳定的玻璃液. 玻璃熔窑中部的这种湍流只有用热耦合的方法才能再现，常规的均匀加热条件无法提供不均匀的热驱动力. 热耦合模型将火焰空间中燃料的燃烧状况与玻璃液的流动联系了起来，使模拟结果更加符合工程实际.

图 13

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图 13 池窑YZ平面不同位置截面处玻璃液流线图

Fig.13 Stream traces of glass flow of YZ plane at various position of melting tank

为了进行三维澄清因子计算，定义澄清流为池窑卡脖前自玻璃液表面至池底沿窑长方向流速为正的连续区域，上升流定义为自池底窑坎前竖直方向流速向上的区域. 根据以上定义，分别遍历热耦合与非热耦合模拟所得池窑玻璃液澄清流流场，根据式（7）进行数值积分计算. 假定的质量评价气泡直径为0.2 mm，气泡通过上升流的携带作用以及自身浮力作用下上升，并假设气泡在玻璃液中的运动对玻璃液整体作用可以忽略. 澄清计算结果如表5所示. 表中，κ为气泡平均上升速率.

表 5 玻璃液澄清因子

Tab.5 Refining index of glass flow

模拟方式	l /m	h /m	u /（m·s⁻¹）	κ /（m·s⁻¹）	RI
热耦合	4.1170	0.2539	1.6539×10⁻⁴	0.4735×10⁻⁴	4.6425
非热耦合	4.1170	0.2428	3.3727×10⁻⁴	0.9603×10⁻⁴	4.8279

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可以看出，无论是否采用热耦合计算，澄清流的长度和厚度变化并不明显，但是采用热耦合计算所得的澄清流沿窑长方向平均速率小于非热耦合计算结果，不过前者的气泡上升速率比后者降低，综合计算两者RI分别为4.6425、4.8279，即非热耦合计算高估了池窑的澄清能力. 这主要与热耦合计算强化了澄清区的横向对流，从而抑制澄清区另外2个方向的流动（沿窑长方向液流和上升液流）有关. 因此，为了更准确地预测熔窑的澄清能力，须采用热耦合的计算模式.

3. 结　语

通过将为100 t/d浮法高铝玻璃熔窑的玻璃液面与火焰空间底部双向热耦合的方式进行三维联合建模，得到一系列数值模拟计算结果.

热耦合模型拥有较为可靠成熟的收敛判据，具有较高的可信度以及可重复度，模拟结果能较好地描述火焰空间与玻璃池窑的流体状态，体现了火焰空间温度场对玻璃液流场横向对流的影响. 提出预测配合料堆长度的方法，即通过调整适宜的预设料堆长度选择来提升耦合区温度连续性. 该方法有望与经验判断相结合，在熔窑设计前期提供玻璃配合料堆长度和位置的新方法. 另外，本研究提出3D流体场的澄清因子计算公式，并结合流速分量进行计算，对实验中玻璃流场的澄清质量进行了定量的分析与评判.

通过热量传递实现了火焰空间与玻璃池窑的耦合模拟，但是简化了配合料的硅酸盐反应和熔化模型，只能采用试探方法预测配合料堆的长度. 如能通过热量和质量传递实现火焰空间、玻璃池窑和配合料堆三者耦合，将进一步提高熔窑模型的完整性，有望成为熔窑工程仿真的下一步研究方向.

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