童劍輝，馮 青

(景德鎮(zhèn)陶瓷大學(xué)，江西 景德鎮(zhèn) 333403)

急冷風(fēng)速對(duì)建陶輥道窯急冷段內(nèi)氣體流動(dòng)影響的數(shù)值模擬

童劍輝，馮 青

(景德鎮(zhèn)陶瓷大學(xué)，江西 景德鎮(zhèn) 333403)

本文采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)Fluent軟件，構(gòu)建了輥道窯急冷段三維物理模型，并采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，選擇標(biāo)準(zhǔn)K- 兩方程湍流模型，設(shè)置邊界條件，對(duì)輥道窯急冷段內(nèi)氣體流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬，研究了急冷風(fēng)速對(duì)急冷段內(nèi)氣體流動(dòng)的影響。結(jié)果表明：增加急冷風(fēng)速可減小管內(nèi)風(fēng)速和噴風(fēng)小孔風(fēng)速各自沿管長(zhǎng)方向的差別，從而使管內(nèi)急冷風(fēng)溫度沿管長(zhǎng)方向分布更趨近均勻，同時(shí)也使沿管長(zhǎng)方向相應(yīng)各處的溫度更低。適當(dāng)增加急冷風(fēng)速有助于加強(qiáng)磚坯與急冷風(fēng)之間的對(duì)流換熱，提高磚坯的冷卻速率。但急冷風(fēng)速增加過(guò)大時(shí)，會(huì)使氣流速度沿窯寬方向相差較大，導(dǎo)致窯內(nèi)寬兩側(cè)有較大溫差，極可能使制品產(chǎn)生風(fēng)裂或色差等燒成缺陷。

輥道窯急冷段；急冷風(fēng)速；速度分布；溫度分布；數(shù)值模擬

0　引 言

輥道窯是建筑陶瓷生產(chǎn)工業(yè)中最重要的工藝設(shè)備之一，對(duì)建筑陶瓷的產(chǎn)量、質(zhì)量及成本起到關(guān)鍵性的作用。輥道窯的冷卻帶由急冷段、緩冷段和快冷段三部分組成。其中從燒成最高溫度至800 ℃左右為急冷段，制品在此溫度段由于液相的存在而具有塑性，因此可以進(jìn)行急冷[1]。這不僅可以加快制品冷卻速度，縮短燒成周期，還可防止制品過(guò)度析晶，提高燒成質(zhì)量。目前輥道窯急冷段普遍采用在窯內(nèi)輥上下布置一定數(shù)量的橫貫窯斷面的急冷風(fēng)管，急冷風(fēng)通過(guò)急冷風(fēng)管上的數(shù)個(gè)小孔以較高的流速噴出，對(duì)制品上下均勻噴冷風(fēng)，達(dá)到急冷效果。由于急冷段內(nèi)制品與空氣之間的傳熱主要為對(duì)流傳熱，因此制品的冷卻速度和冷卻效果主要取決于急冷風(fēng)速和急冷段內(nèi)氣流速度的分布。因此對(duì)輥道窯急冷段內(nèi)氣體流動(dòng)的研究，對(duì)掌握氣體流動(dòng)及其與制品之間的對(duì)流換熱，提高制品冷卻效果具有重要的實(shí)踐指導(dǎo)意義。

近年來(lái)，隨著計(jì)算機(jī)模擬技術(shù)的飛速發(fā)展，許多研究者采用數(shù)值模擬法對(duì)輥道窯各帶內(nèi)的氣體流場(chǎng)和溫度場(chǎng)進(jìn)行了廣泛的研究，取得了大量的研究成果[2-12]。這些研究成果不僅豐富了輥道窯內(nèi)氣體流動(dòng)與傳熱的理論知識(shí)，還為輥道窯的結(jié)構(gòu)優(yōu)化和熱工操作提供了理論依據(jù)。在上述有關(guān)輥道窯內(nèi)氣流的數(shù)值模擬研究中, 目前對(duì)輥道窯急冷段內(nèi)氣體流動(dòng)的研究工作開(kāi)展依然較少。在文獻(xiàn)[8]中，筆者對(duì)輥道窯急冷段內(nèi)氣流流動(dòng)作了初步的數(shù)值模擬研究。之后，筆者采用該法還研究了急冷風(fēng)管上的噴風(fēng)小孔與磚坯之間的夾角對(duì)急冷段內(nèi)氣體流動(dòng)的影響[9]。為了進(jìn)一步研究急冷風(fēng)速對(duì)急冷段內(nèi)氣體流動(dòng)的影響，本文亦通過(guò)數(shù)值模擬法，采用FLUENT流體計(jì)算軟件，對(duì)不同急冷風(fēng)速下急冷段內(nèi)氣流的速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算與分析。

1　物理模型及其網(wǎng)格劃分

本文選取某輥道窯急冷段一節(jié)窯體作為研究對(duì)象，其有關(guān)結(jié)構(gòu)尺寸如下：

(1)窯體結(jié)構(gòu)尺寸：長(zhǎng)×內(nèi)寬×內(nèi)高(輥上、下高相同)=2000×2600×800 (mm)。

(2)輥上、輥下急冷管布置在同一斷面, 離磚坯上、下表面的垂直距離均為200 mm。

(3)急冷風(fēng)管管徑為60 mm；急冷管上噴風(fēng)小孔孔徑為10 mm，小孔間距為50 mm。

由于急冷風(fēng)管上的噴風(fēng)小孔尺寸較急冷風(fēng)管和窯體尺寸小得多，且急冷段一節(jié)窯體上一般設(shè)有4-6對(duì)急冷管，因此對(duì)窯體進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，必然導(dǎo)致網(wǎng)格數(shù)量巨大，一般計(jì)算機(jī)無(wú)法進(jìn)行計(jì)算?？紤]到上述情況，同時(shí)又使物理模型具有一定的合理性和計(jì)算機(jī)能承受模型的網(wǎng)格數(shù)量，本文中急冷風(fēng)管只在急冷段窯體中間位置輥上、輥下同一斷面上各布置一根。

另外，由于窯內(nèi)磚坯厚度較窯體結(jié)構(gòu)尺寸都很小，因此將其簡(jiǎn)化為一塊厚度為0 mm的平板，磚坯離窯內(nèi)壁兩側(cè)的距離根據(jù)文獻(xiàn)[1]，取100 mm。最后簡(jiǎn)化的計(jì)算模型如下圖1。

圖1　計(jì)算物理模型Fig.1 The computational physical model

采用Fluent軟件包的前處理軟件Gambit對(duì)構(gòu)建的物理模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于物理模型結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，故采用非結(jié)構(gòu)化的四面體網(wǎng)格對(duì)物理模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，最后生成的網(wǎng)格總數(shù)為760013個(gè)。圖2為模型網(wǎng)格圖。

圖2　模型網(wǎng)格Fig.2 Mesh of the computational physical model

2　控制方程與邊界條件

2.1控制方程

從急冷風(fēng)管小孔噴出的高速急冷風(fēng)對(duì)窯內(nèi)氣體產(chǎn)生強(qiáng)烈的擾動(dòng)，使氣體流態(tài)為強(qiáng)烈的湍流，因此數(shù)值模擬中選用應(yīng)用廣泛且成熟的標(biāo)準(zhǔn)κ-ε湍流模型[2-12]作為描述該段窯內(nèi)氣體湍流流動(dòng)。另外，描述急冷風(fēng)管內(nèi)氣體與急冷段內(nèi)氣體流動(dòng)的控制方程還包括連續(xù)性微分方程、動(dòng)量方程和能量方程。所有控制方程如下：

① 連續(xù)方程：

② 動(dòng)量方程：

③ 湍動(dòng)能(K)方程：

④ 湍動(dòng)能耗散率(ε)方程：

2.2邊界條件

沿窯長(zhǎng)方向的熱氣體進(jìn)出口斷面分別為壓力進(jìn)口和壓力出口，急冷風(fēng)管的急冷風(fēng)進(jìn)口端面為速度進(jìn)口，各邊界條件的具體輸入?yún)?shù)及其大小如表1所示。

固體壁面包括窯墻、窯頂、窯底、急冷風(fēng)管壁(包括伸出窯體部分和窯內(nèi)部分)和磚坯?，F(xiàn)代輥道窯采用較好的輕質(zhì)隔熱耐火材料和伸出窯體的急冷風(fēng)管壁面積相對(duì)較小，因此這兩種壁面向外散熱均很小，故本文中這兩種壁面均設(shè)為絕熱邊界條件。由于磚坯上下表面和窯內(nèi)急冷風(fēng)管內(nèi)外壁均為流體，因此選擇Fluent軟件中提供的耦合(couple)熱邊界條件作為它們各自的熱邊界條件。另外，模擬計(jì)算中材料的物性參數(shù)如表2。

3　結(jié)果分析與討論

圖3為不同急冷風(fēng)速時(shí)過(guò)急冷風(fēng)管窯橫斷面窯內(nèi)氣流速度(a)和溫度(b)分布。從圖3(a)中的氣流速度分布可以看出，急冷風(fēng)管內(nèi)的風(fēng)速與從噴風(fēng)小孔噴出的風(fēng)速均沿管長(zhǎng)方向不斷減小，且這種變化特征并未因進(jìn)口急冷風(fēng)速的改變而改變。這主要是因?yàn)檫M(jìn)入急冷管內(nèi)的急冷風(fēng)在管內(nèi)流動(dòng)的過(guò)程中，越來(lái)越多的冷風(fēng)從沿管長(zhǎng)方向布置的小孔噴入窯內(nèi)，造成急冷風(fēng)量(即體積流量)沿管長(zhǎng)方向不斷減少，進(jìn)一步導(dǎo)致從小孔噴出的風(fēng)量沿管長(zhǎng)方向也不斷減小，而風(fēng)管的斷面積和各噴風(fēng)小孔的面積沿管長(zhǎng)均未發(fā)生變化，根據(jù)Q(體積流量)=v(流速)·A(斷面積)這一關(guān)系式，便知風(fēng)管內(nèi)風(fēng)速和噴風(fēng)小孔風(fēng)速沿管長(zhǎng)方向分布的特征。急冷風(fēng)管內(nèi)風(fēng)速沿管長(zhǎng)方向的這一分布特征直接影響了管內(nèi)急冷風(fēng)溫度沿管長(zhǎng)方向的特征。由于急冷風(fēng)管內(nèi)的冷風(fēng)與窯內(nèi)急冷段的熱氣流之間有很大溫差，因此急冷風(fēng)管內(nèi)的冷風(fēng)在流動(dòng)過(guò)程中不斷通過(guò)管壁與窯內(nèi)高溫氣流發(fā)生間壁換熱。由于沿管長(zhǎng)方向冷風(fēng)流量越小，管內(nèi)冷風(fēng)升溫越快，同時(shí)冷風(fēng)在管內(nèi)流動(dòng)的距離越長(zhǎng)，被加熱的時(shí)間也越長(zhǎng)，因此圖3(b)中管內(nèi)空氣溫度分布呈現(xiàn)出沿管長(zhǎng)方向不斷增加的特征。

表1　邊界參數(shù)Tab.1 Boundary parameters

表2　材料的物性參數(shù)Tab.2 Physical parameters of materials

比較圖3(a)中不同急冷風(fēng)速條件下管內(nèi)風(fēng)速和噴風(fēng)小孔風(fēng)速沿管長(zhǎng)方向的變化特征，發(fā)現(xiàn)隨著進(jìn)口急冷風(fēng)速的不斷增大，管內(nèi)風(fēng)速和噴風(fēng)小孔風(fēng)速沿管長(zhǎng)減小的幅度減小，即這兩種風(fēng)速沿管長(zhǎng)方向的差別均有減小的趨勢(shì)。進(jìn)一步比較圖3(b)相應(yīng)的急冷管內(nèi)空氣溫度分布發(fā)現(xiàn)，管內(nèi)空氣溫度沿管長(zhǎng)的差別也隨著風(fēng)速的增加不斷減小，且溫度也越低。這是由于隨著進(jìn)口急冷風(fēng)速的增加，一方面使得冷風(fēng)在管內(nèi)加熱的時(shí)間變短，導(dǎo)致管內(nèi)急冷風(fēng)沿管長(zhǎng)方向加熱時(shí)間差別減?。涣硪环矫媸沟醚毓荛L(zhǎng)方向急冷風(fēng)量的差別減小，導(dǎo)致沿管長(zhǎng)方向管內(nèi)各處的急冷風(fēng)的升溫速度也相差更小。

圖3　急冷風(fēng)速對(duì)急冷段內(nèi)沿窯寬方向中心截面上氣流速度(a)和溫度(b)分布的影響Fig.3 Influence of air-splat cooling velocity on both velocity and temperature distributions of gas-flow in the section crossing the center of kiln body along width

進(jìn)一步比較分析圖3(a)中窯內(nèi)急冷段橫斷面上的氣流速度分布發(fā)現(xiàn)，隨著急冷風(fēng)速的增加，風(fēng)管(尤其是靠近風(fēng)管封閉端)與磚坯上表面之間熱氣流速度越大，且影響的范圍也越大。這對(duì)于增強(qiáng)高溫磚坯與急冷風(fēng)之間的對(duì)流換熱，加快磚坯的冷卻速率是有益的。但也應(yīng)注意，由于各噴風(fēng)小孔噴出的急冷風(fēng)速與風(fēng)管的夾角沿管內(nèi)急冷風(fēng)流動(dòng)方向不斷增大，使得急冷風(fēng)與窯內(nèi)熱氣流的混合沿此方向也不斷加強(qiáng)，即動(dòng)量、能量交換不斷加強(qiáng)，結(jié)果導(dǎo)致風(fēng)管與磚坯上表面之間的熱氣流速度沿窯內(nèi)寬方向有一定的差別。從圖3(a)中可進(jìn)一步看出，當(dāng)管內(nèi)急冷風(fēng)速不斷增加時(shí)，從噴風(fēng)小孔噴出的急冷風(fēng)速越大，結(jié)果這一區(qū)域的熱氣流速度相差越大，進(jìn)一步導(dǎo)致沿窯內(nèi)寬方向上的溫差越大(如圖3(b)所示)，即窯寬一側(cè)(急冷風(fēng)入口一側(cè))的溫度較另一側(cè)的溫度高，容易使制品產(chǎn)生風(fēng)裂或色差等燒成缺陷。

4　結(jié) 論

本文利用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)Fluent軟件，以建陶輥道窯急冷段內(nèi)氣體為研究對(duì)象，建立了物理模型及其網(wǎng)格劃分，然后對(duì)其進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，得到了不同噴流速下急冷段(包括急冷管)內(nèi)氣體的速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)，并對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了分析，所得結(jié)論如下：

(1)急冷風(fēng)管內(nèi)的風(fēng)速與從噴風(fēng)小孔噴出的風(fēng)速均沿管長(zhǎng)方向不斷減小，而管內(nèi)急冷風(fēng)溫度沿管長(zhǎng)方向增加，且這種變化特征并不隨進(jìn)口急冷風(fēng)速的改變而改變。

(2)增加急冷風(fēng)速可減小管內(nèi)風(fēng)速和噴風(fēng)小孔風(fēng)速各自沿管長(zhǎng)方向的差別，從而使管內(nèi)急冷風(fēng)得溫度沿管長(zhǎng)方向分布更趨近均勻，同時(shí)也使沿管長(zhǎng)方向相應(yīng)各處的溫度更低。

(3)適當(dāng)增加急冷風(fēng)速有助于加強(qiáng)磚坯與急冷風(fēng)之間的對(duì)流換熱，提高磚坯的冷卻速率，但急冷風(fēng)速增加過(guò)大時(shí)，會(huì)使窯寬斷面上的氣流速度在窯寬方向上相差較大，導(dǎo)致窯寬兩側(cè)有較大溫差，容易使制品產(chǎn)生風(fēng)裂或色差等燒成缺陷。

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Numerical Simulation of Influence of Air-splat cooling Velocity on Gasflow in Splat Cooling Zone of Roller Hearth Kiln

TONG Jianhui, FENG Qing
(Jingdezhen Ceramic Institute, Jingdezhen 333403, Jiangxi, China)

For the numerical simulation study on the influence of air-splat cooling velocity on gas-flow in the splat cooling zone of roller hearth kiln, the 3D physical model was constructed and meshed with tetrahedral grid by using CFD Fluent software. The standard K- twoequation turbulent flow model was selected and the boundary conditions were set. The results show that increasing air-splat cooling velocity contributes to reduced difference of the velocity of air-splat cooling in tube as well as of air spraying from tiny holes along the length of tubes, which makes the temperature distribution of air-splat cooling in tube more even and the temperature of the corresponding location along the length of tubes lower. The appropriate increase of air-splat cooling velocity also can enhance the convection heat transfer between green bricks and air-splat cooling and further increase the cooling rate of green bricks, while an unreasonable rise in air-splat cooling velocity can cause the more serious difference in gas-flow velocity distribution along the width of kiln. Consequently, the more difference in temperature between both sides of kiln width occurs, which probably leads to several firing defects such as crack in brick, body tint and unevenness, etc.

splat cooling zone of roller hearth kiln; air-splat cooling velocity; velocity distribution; temperature distribution; numerical simulation

date: 2015-07-15. Revised date: 2015-09-10.

TQ174.6

A

1000-2278(2016)02-0195-05

10.13957/j.cnki.tcxb.2016.02.016

2015-07-15.。

2015-09-10。

通信聯(lián)系人：童劍輝(1977-)，男， 博士， 副教授。

Correspondent author:TONG Jianhui(1977-), male, Doc., Associate professor.

E-mail:tjhgst@sina.com