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玻璃熔窑燃烧空间传热模拟
辐射在燃烧空间传热中起主导作用。它由三部分组成，即气态辐射、烟尘辐射和冠层表面辐射。模型验证和后续炉膛运行的研究基础是辐射热流的空间变化。海斯和他的同事沿熔窑中心轴对冠层入射辐射热流进行了测量并建立了一个数值模型。然而，烟灰的影响并没有被量化。本文建立了考虑烟灰效应的数值模型。并利用FLUENT进行了仿真。该模型与海斯及其同事的实验数据在-6%到 14%的误差范围内相吻合。
关键词：燃烧，烟尘，CFD，熔炉
1.前言
高热效率和低排放是现代工业炉设计的两个关键参数。为了满足这两个相互竞争的目标，需要更好地理解燃烧和其他运输过程，并建立一个精确的模型来预测工业玻璃熔炉中的燃烧行为。在熔炉中熔制工业玻璃涉及到用于熔融批料以获得低粘度熔体所需的热量的传递。热量主要通过燃烧部的辐射传递到化石燃料燃烧炉中的批料和玻璃熔体表面。燃烧空间内壁的入射辐射热通量是理解燃烧和玻璃熔化过程的关键参数。了解能量转移到玻璃熔体和耐火材料的过程是至关重要的，这也是设计考虑的首要问题。在燃烧空间内的表面（顶部，投料，玻璃和壁）上的壁面入射热通量水平在确定所生产的玻璃的质量以及耐火材料的寿命中起着重要作用。对由于位置引起的热通量变化的研究是理解玻璃熔炉操作的基础，对于模型验证和未来设计改进至关重要。
命名法
A: 吸附系数 [mminus;1]
Cs: 烟灰形成常数 [kg/N-m-s]
E/R: 激活温度 [K]
K: 湍流动能[m2/s2]
Pfuel: 燃料分压[Pa]
R1,R2: 当量比指数[–]
Rsoot: 煤灰产生净率[kg/m3.sec]
Rsoot, form: 烟尘形成率 [kg/m3.sec]
Rsoot, comb: 烟尘燃烧速率[kg/m3.sec]
T: 温度[K]
t: 时间 [s]
→
v : 沿任意方向的速度矢量[m/s]
vsoot: 烟尘速度[m/s]
Vfuel: 燃料速度[m/s]
Yfuel: 燃料质量分数[–]
Yox: 氧化剂质量分数[–]
Ysoot: 烟灰质量分数 [–]
希腊符号
t : 湍流粘度[kg/m-s]
E: 湍流耗散率 [m2/s3]
P: 材料密度[kg/m3]
soot: 烟尘运输的湍流普朗特数 [–]
Phi;: 当量比 [–]
2.文献综述
在文献中提供了一个有小炉口，燃油的，蓄热式，容器玻璃炉中的实验测量。对两种工况进行了试验研究, 探讨了炉膛吞吐量和空燃比对炉内传热特性的影响。热流量测量通过位于侧壁上的炉中的现有检查端口在壁上进行。墙上测得的辐射热通量在240 kW/m2到310 kW/m2之间变化，沿左壁最大变化为7％。 Cassiano及其同事[1]指出，炉膛吞吐量和空气燃料比的下降将使壁面入射热通量降低16％。Newbold及其同事[2]在文献中指出一个有蓄热室，侧风口，燃天然气的平板玻璃熔炉的燃烧空间沿炉子宽度方向的的平均入射辐射热通量。在冠部测量的平均入射辐射通量在横跨炉横向延伸的五个位置处沿着来自批料进料器的第三小炉口的中心线在680kW/m2处空间均匀。据报道，Hayes及其同事[3]在一个工业的，蓄热的，燃气的，浮法玻璃熔炉中的几个位置处的辐射热通量都是在燃烧和非燃烧期间进行的。测量是通过六个进入孔获得的，与放置在炉膛顶部的燃烧口颈部对齐。讨论了在六个小炉口位置的每个小炉口处的燃烧和非燃烧时间的时间平均入射热通量值，以及在蓄热室循环的两种反向和点火模式期间在所有六个位置处的时间分析数据。此外，燃烧的三维数值模型被开发出来并与测量数据进行比较[3]。所开发的数值模型没有考虑烟尘辐射传热。
从冠表面辐射传热取决于入射辐射量，辐射热量取决于来自火焰的辐射热，无熔融玻璃表面和烟灰。烟尘对冠状入射辐射的影响没有被广泛研究用于玻璃熔炉，为目前的工作提供了所需的动机。Hayes和同事[3]开发的数值模型在本次调查中被修改为包括烟尘模型。
3.建模
对于目前的工作， Single Step Khan和Greeves模型[7]被用于考虑烟尘的影响。 在这个模型中，解决了烟灰质量分数的单个输运方程：
Rsoot是煤烟生成的净率，即煤烟形成的速率Rsoot, form与烟灰的燃烧速率Rsoot, comb的差，即
由一个简单的经验速率表达式给出了煤烟形成的速率(Rsoot, form)
图1所示。用于模型开发的玻璃熔化炉原理图，海耶斯和同事
(2001)
煤烟燃烧速率(Rsoot, comb)是两个速率表达式的最小值，如下图所示:
其中，速率计算如下:
值r,E∕Rnd取自卡瓦略和洛克伍德[8], 氧气中甲烷的燃烧所对应的v f uel值取为4.0。
4. 问题描述和操作条件
从海耶斯和他的同事那里得到了几何和操作条件[3]。是具有侧口、使用天然气、蓄热式、浮法玻璃窑炉。燃烧空间几何的示意图如图1所示。该炉高2.5米，从玻璃线测量到最大弯曲高度，宽11米，长21.5米。蓄热室位于南北口的后面。连接每个蓄热室和小炉的是一套六个小炉口的颈，每一个2.9米长。在蓄热室的开孔处，每个口宽1.5米，高1米。在炉口处，每个口颈的高度变窄至0.5 m，宽度扩大到1.8米。每个炉口有两个燃烧器的专有设计，从炉的边缘81.3厘米和43.2厘米。
表1.燃烧空间模型的运行条件
在玻璃液面上方。每个燃烧器都是倾斜的，以便流体的中心线与炉膛边缘处的小炉口颈部中心线相交。
来自小炉口的火焰以换向方式进行，以确保整个玻璃熔体均匀加热。炉子运行15分钟开始换向：从北小炉口燃烧南小炉口排气15分钟，换向期间（约20秒）没有发生燃烧，接着在相反方向燃烧15分钟（即从南小炉口燃烧，通过北小炉口进行排气）。窑炉由六个热电偶插头构成，用于测量顶部温度。这些塞子在被移除时在轴向炉位置处提供沿着冠顶三角冠中心的进入孔，与六个小炉口中的每一个的横向中心线重合。
表1列出了窑炉运行期间每个小炉口的输入条件。与每个小炉口相关的一对燃烧器的燃烧率由两个燃料流量率表示。第一个是在小炉口颈部一侧的燃烧器，最接近批料进料器，第二个是朝向工作端的一个。所有燃油口的燃油温度和水力直径分别取为300 K和0.022 m [3]。假设空气和燃料的流量与相应的边界正常。
4.1毯式投料机和玻璃液面
上面提到的燃烧空间几何形状的下边界由批料覆盖层和玻璃熔体表面组成，其边界条件在这里讨论。
如图2所示，用于玻璃液面的温度边界条件是基于Choudhary [11]在类似操作条件下对相同炉子的实验测量。沿着炉轴中心线的表面温度作为本工作的边界条件，与使用光学高温计进行的测量结果非常吻合。玻璃液面边界条件与Hayes和他的同事[3]使用的不同，他们引入的边界条件来自包含整个玻璃表面的温度分布的外部轮廓。在目前的工作中，使用了一维（轴）温度边界条件，而不是Hayes和他的同事使用的二维（轴向和边界）边界条件[3]。 批料覆盖是基于Hayes和同事的视觉观察数据[3]建模的，如图3所示
图2.玻璃表面温度沿窑炉长度的实验测量，Hayes和同事（1999年）。
由于批料和熔融玻璃的辐射率不同，因此在指定批料和玻璃熔体表面的辐射率值时考虑图3中的以下解释。沿着炉膛轴向中心线的批料和熔融玻璃之间的表面边界沿着口1的中心定位，离批料进料器最近的端壁大约4.3m。批料不沿着炉膛1中心线的炉膛中心线延伸，而是沿着炉膛侧壁延伸，沿炉膛侧壁逐渐变薄，直到整个批次熔化，这出现在3号或4号口附近。
假定熔融玻璃具有0.9的辐射率，而固体批料具有0.6的辐射率[3]。
5.窑炉的CFD模型
燃烧空间的几何形状是使用Gambit 2.3.16创建的。燃烧空间根据小炉口的位置分为六个舱室。通过使用Cooper网格划分方法将几何图形网格化为六面体单元格。在进行网格改正测试后，最终的最优域有432,564个单元，沿着每个小炉口颈部的中心线在火焰喷射区域内聚集。聚集有助于更好地计算火焰喷射区域的速度和温度梯度，并使解更稳定.
图3.基于视觉和视频数据的批料和玻璃液面示意图，Hayes和同事（2001年）。
Fluent 6.3用于求解包含质量，动量和能量输运的耦合偏微分方程，其中有限体积法用于离散控制微分方程。PRESTO方案用于压力校正，而其他方程则采用一阶离散化。标准SIMPLE算法用于压力速度耦合。湍流是用具有标准壁函数的标准k-ε模型来建模的。湍流入口条件（k和ε）在模型中通过入口湍流强度和湍流长度尺度（入口流体水力直径）进行了规定。所有入口的湍流强度假定为10％[3]。所有入口燃料流的水力直径取0.022米。表1给出了六个小炉口（气流通道）的每一个的水力直径。
摩尔燃料组成取为87.5％CH4，3.7％C2H6，0.8％C3H8，0.1％C4H10，1.0％CO2，6.8％N2和0.1％C5H12[3]。燃烧化学反应使用混合分数概率密度函数法进行建模。在燃烧空间中有15种物质被认为可以模拟化学反应：CH4，C2H6，C3H8，C4H10，C5H12，C6H14，CO，CO2，H2，H2O，O2，N2H，OH，N2和O[3]。使用具有S4角分辨率的离散纵坐标模型对热辐射进行建模[3]。假设灰色漫射表面，辐射在灰色基础上建模。加权和灰色气体模型被用于局部组成依赖吸收系数。
表2.进行模拟的主要特征
假定墙壁和顶部有对流热损失边界条件。根据炉图，假设炉壁厚度为0.46 m，小炉口壁假定厚度为0.38 m。假定炉壁具有4.5W/mK的导热率[3]。假定环境空气温度为300 K，外部传热系数假定为2W/m2K[3]。假定冠部具有与炉壁相同的厚度，但具有不同的导热率值2.5W/mK[3]。0.6的辐射率用于壁和冠的内表面。
6.结果和讨论
正如第四节所述，本模型与Hayes和他的同事[3]提出的关于玻璃表面温度边界条件的使用不同。
由于玻璃表面温度仅基于沿炉子轴向长度报告的离散实验值[11]，因此进行敏感性研究以观察其效果。也就是说，一维温度边界条件对二维研究参数的边界条件，即冠状辐射热通量。考虑两种情况，（1）图2给出的玻璃表面温度曲线被认为是一个边界条件，模型模拟获得冠状辐射热通量。作为预测热通量值比预测的冠状辐射热通量更高这由Hayes和同事测得[3]，这与目前模型唯一不同的是[3]是一维的温度边界条件，因此，（2）图2的剖面温度降低了100 K，并被认为是模拟模型和获得冠部入射辐射热通量的边界条件。这与考虑煤烟模型一起产生了四种情况，如表2所示。
根据表2中定义的情况进行了四次模拟。
对于案例A1和A2，图2中数据的多项式拟合产生了一个合适的函数（R2 = 0.99），这个函数在下面给出并且使用用户定义函数（UDF）结合到仿真中。
图4.实例A1，B1和Hayes及其同事（2001年）对沿炉轴中心线测量的平均冠状辐射热通量与模拟的比较。
对于例B1和B2，使用降低的温度获得类似类型的表达式（R2 = 0.99），并在下面给出（式（8））。这个等式被纳入使用UDF的模拟中。
批料和熔融玻璃的辐射率取决于批料覆盖率，在使用合适的UDF进行模拟时将其考虑在内。
利用圆形箔辐射计测量沿着炉轴中心线的冠状入射辐射通量，Hayes等[3]给出了测量值的详细解释。需要注意的是，测量是在轴向炉膛位置处沿着顶点中心进行的，这与六个小炉口中的每一个的横向中心线重合。有四个因素影响在不同位置测得的冠状辐射热通量。这些是小炉口与低温端壁的接近度，批料或熔融玻璃的辐射率决定了从下边界接收到的辐射热的量，燃烧的速率以及小炉口过剩空气量决定最大的火焰温度，最后由于测量的半球性质而从相邻的小炉口接收辐射。
数据和轮廓显示在图4-11，对应于从
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