1 前言

摘要 陶瓷窯內(nèi)溫度分布的均勻性對制品的質(zhì)量具有關(guān)鍵的影響。本文以實際陶瓷窯爐為幾何模型，采用數(shù)值模擬的方法，對現(xiàn)有陶瓷窯爐結(jié)構(gòu)改造及參數(shù)優(yōu)化后的窯內(nèi)煙氣的流場與溫度分布進行了仿真模擬。結(jié)果表明，陶瓷窯爐的結(jié)構(gòu)及操作參數(shù)對窯內(nèi)的溫度分布有重要影響，在對陶瓷窯爐結(jié)構(gòu)改造及采用合理的操作參數(shù)后，窯內(nèi)能取得均勻的溫度分布。

關(guān)鍵詞 陶瓷窯爐，流場，溫度場，仿真模擬，結(jié)構(gòu)優(yōu)化

對于薄壁陶瓷窯爐，當(dāng)以燃料燃燒作為主要熱源時，窯內(nèi)的主要換熱方式是熱煙氣與制品之間的對流換熱和輻射換熱。而決定窯內(nèi)對流換熱強度與溫度分布的主要因素是窯內(nèi)燃燒情況及熱煙氣流動的流場。

本文根據(jù)現(xiàn)有陶瓷窯爐的結(jié)構(gòu)及操作參數(shù)。采用數(shù)值模擬的方法，計算了窯內(nèi)的流場與溫度分布。并對窯爐結(jié)構(gòu)及操作參數(shù)進行了改造優(yōu)化，計算了優(yōu)化后窯爐內(nèi)的流場與溫度場，最后取得了較均勻的溫度分布。

2 數(shù)學(xué)模型

受窯內(nèi)制品排列方式、燃料燃燒等影響，陶瓷窯爐內(nèi)實際煙氣流動情況非常復(fù)雜，在進行模擬計算時必須進行一些合理的簡化。本計算模型進行了下列簡化：

(1)未考慮窯內(nèi)制品對流體流動的阻力，只考慮窯內(nèi)煙氣的流動及溫度分布。

(2)窯內(nèi)煙氣看作不可壓縮性流體，煙氣的物性參數(shù)取平均溫度為1550℃時的參數(shù)，不考慮物性參數(shù)隨溫度的變化。

2.1基本方程

在最高溫度保溫時。將窯內(nèi)煙氣的流動近似看作穩(wěn)態(tài)湍流流動。此時表示湍流流動的N-S方程按文獻進行計算。將煙氣與制品之間的對流換熱看作湍流換熱過程，能量傳輸方程按文獻進行計算。描述窯內(nèi)湍流流動的模型采用k—ε模型，具體方程按文獻進行計算。

2.2邊界條件

本計算以某廠實際陶瓷窯爐作為計算模型，該窯爐的結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。

燒嘴人口看作速度入口，根據(jù)燒嘴結(jié)構(gòu)及一次風(fēng)量、燃油量進行計算，入口溫度根據(jù)燃燒溫度計算，本計算取1600℃。

煙氣出口看作壓力出口，根據(jù)排煙機的性能參數(shù)及排煙管路圖計算出口的抽力，本計算取-800Pa。

頂部及側(cè)墻可看作無滑移流動邊界。窯內(nèi)溫度場計算應(yīng)根據(jù)窯爐砌筑圖及砌筑材料的物性參數(shù)，耦合窯內(nèi)的煙氣流動，同時計算出窯體砌筑材料及窯內(nèi)的溫度分布。本計算根據(jù)實際測量結(jié)果，按照窯體外表面溫度為70℃進行計算，環(huán)境溫度取20℃，材料表面黑度取0.85，計算窯體的散熱量，并以第二類邊界條件進行窯內(nèi)溫度場的計算。

3 網(wǎng)格劃分與計算

采用正交直角坐標系統(tǒng)，在整個區(qū)域內(nèi)劃分六面體網(wǎng)格。為了保證計算精度并節(jié)約計算時間，在入口區(qū)域、出口區(qū)域采用較密的網(wǎng)格劃分格式，其它區(qū)域則采用相對稀疏的網(wǎng)格劃分格式。網(wǎng)格劃分圖略。

利用CFD商業(yè)軟件求解各方程，選用分離求解器，二階差分格式。計算時設(shè)置監(jiān)視點，并監(jiān)視各變量隨迭代次數(shù)的變化，當(dāng)能量殘差值小于2×10^-8、其它各殘差值小于10^-6，且監(jiān)視點的速度不再發(fā)生變化時，即認為收斂，可獲得穩(wěn)定的速度場及溫度分布。

4 計算結(jié)果與分析

4.1改造前窯爐內(nèi)的流場及溫度分布

圖2、圖3、圖4分別為改造前窯爐在一定操作參數(shù)下，窯內(nèi)寬度方向、長度方向及高度方向中心截面的流場圖及溫度分布圖，圖5為設(shè)置有燒嘴水平斷面處(上部一排)流場圖及溫度分布圖。

由圖2(a)可知，在寬度方向，周邊熱煙氣的流動速度大于中心，造成周邊氣體的偏流現(xiàn)象，從而導(dǎo)致周邊溫度高于中心溫度，上部溫度高于下部溫度，如圖2(b)所示，同一斷面上最大溫差達30℃左右。窯內(nèi)氣體流動速度小，只在靠近頂部左右兩端及底部靠近兩端各形成兩個漩渦，氣體湍流強度小，對流換熱強度弱，不利于強化制品與熱煙氣之間的對流換熱，能量消耗大。

由圖3(a)可知，由于氣流之間的相互引射作用，由燒嘴噴入的氣流并不是直接由出口流出，而是沿壁面向上流動，然后再通過中心截面向下流動，由出口流出，這有利于熱煙氣與制品之間的熱量交換。但周邊熱煙氣的流動速度大于中心，且形成的漩渦靠近周邊，從而導(dǎo)致周邊溫度高、中心溫度低；上部溫度低、下部溫度高的現(xiàn)象。

由圖4、圖5可知，在窯內(nèi)水平截面上。靠近左上角和右下角形成兩個漩渦，中間氣體流動速度低，從而導(dǎo)致周邊溫度高于中心溫度，最大溫差達30℃以上。

4.2改造后窯爐內(nèi)的流場及溫度分布

圖6、圖7分別為改造后窯爐在窯內(nèi)寬度方向及高度方向中心截面的流場圖及溫度分布圖。

由圖6(a)可知，改造后的窯爐內(nèi)，由上向下形成多個煙氣流動的漩渦，加強了窯內(nèi)的對流換熱過程，有利于強化熱煙氣與制品之間的對流換熱，節(jié)省了能量消耗；且窯內(nèi)溫度分布較均勻，如圖6(b)所示，上下最大溫差不到10℃，寬度方向中心與周邊最大溫差也小于10℃。

由圖7(a)可知，改造后的窯爐，在高度方向中心水平截面上，中間氣流速度高，中間高速氣流與周邊流動的氣流之間形成多個漩渦，氣體流動的湍流強度加強，強化了窯內(nèi)的換熱過程，降低了中心溫度與周邊溫度差，使同一截面溫度分布均勻，如圖7(b)所示。

5 結(jié)論

(1)采用數(shù)值模擬方法計算了陶瓷窯爐內(nèi)的流場與溫度分布，計算結(jié)果表明：窯內(nèi)氣流的流場直接影響窯內(nèi)溫度的均勻性。

(2)改造前窯爐內(nèi)，由于存在氣流偏流現(xiàn)象，靠近周邊的氣流流動速度大于中心，使得窯內(nèi)上下及四周與中心之間存在較大的溫差，最大溫差達30℃左右。

(3)對窯爐改造后，煙氣在窯內(nèi)流動的速度增加，在窯內(nèi)形成多處漩渦，湍流強度增加。不僅強化了窯內(nèi)熱煙氣與制品之間的傳熱過程，而且使窯內(nèi)溫度分布均勻，最大溫差不大于10℃，有利于提高產(chǎn)品的質(zhì)量，降低能量消耗。