5.42m3梭式窯窯體內(nèi)襯材料節(jié)能效果的有限元分析和優(yōu)化配置

孟 超 王鵬燦 楊文剛 孟慶新 許佳佳

1）河南科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院 河南洛陽 471003

2）中鋼集團(tuán)洛陽耐火材料研究院有限公司 河南洛陽 471039

梭式窯是耐火材料和陶瓷工業(yè)常用的一種間歇式運(yùn)行的燒成設(shè)備［1］。梭式窯具有基建投資低，熱工制度靈活等優(yōu)點(diǎn)，但同時(shí)也存在著熱效率較低的不足之處。據(jù)文獻(xiàn)［2］和［3］的介紹，梭式窯的熱損失主要集中在煙氣帶出的熱損失與窯體的蓄熱損失和散熱損失等方面。為提高梭式窯的熱效率，近年來研究人員致力于降低煙氣熱損失的同時(shí)，在優(yōu)化梭式窯的窯體內(nèi)襯結(jié)構(gòu)方面做了大量的工作，取得了明顯的成效［4-7］。但是，由于梭式窯從點(diǎn)火升溫開始即進(jìn)入非穩(wěn)態(tài)傳熱階段，用傳統(tǒng)的有限差分原理計(jì)算其內(nèi)襯的蓄熱量和向外的散熱量時(shí)，存在工作量大和計(jì)算精度差的問題，故目前有關(guān)梭式窯的節(jié)能設(shè)計(jì)和改造工作還多停留在憑經(jīng)驗(yàn)定性分析階段。近年來，計(jì)算機(jī)仿真和有限元分析技術(shù)迅猛發(fā)展，在解決梭式窯窯內(nèi)溫度場(chǎng)的均勻性方面得到了廣泛的應(yīng)用［8-9］，同時(shí)也為模擬窯體內(nèi)襯的溫度場(chǎng)提供了思路和借鑒。為準(zhǔn)確地了解梭式窯的內(nèi)襯材料配置對(duì)其蓄熱損失和散熱損失的影響，本工作中，以燒成碳化硅制品的5.42 m3梭式窯為研究對(duì)象，用ANSYS有限元分析軟件對(duì)三種不同內(nèi)襯材料配置的梭式窯窯體的溫度場(chǎng)和熱損失進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算，對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了分析和比較，得到了較為節(jié)能的內(nèi)襯配置方案。

1 窯體概況和計(jì)算方案的確定

1.1 窯體概況

以燒成碳化硅制品的5.42 m3梭式窯為研究對(duì)象，其窯體的主要斷面尺寸和材料配置示于圖1。由圖可知，該梭式窯的窯體內(nèi)襯材料從內(nèi)到外分為工作層（氧化鋁空心球磚）、中間層（莫來石輕質(zhì)磚）和保溫層（硅酸鋁耐火纖維氈）。

圖1 5.42 m3梭式窯的斷面尺寸和窯體材料配置

梭式窯窯體材料的物性參數(shù)見表1?？芍?，三種內(nèi)襯材料的比熱容相差不大，但密度卻相差很大。其中，氧化鋁空心球磚的密度最大，處于工作層，溫度最高，故氧化鋁空心球磚的磚層厚度對(duì)窯體的蓄熱量影響較大。纖維爐襯的蓄熱量?jī)H為磚襯蓄熱量的1／30～1／10，其主要作用為隔熱保溫［10］，由于硅酸鋁纖維氈的熱導(dǎo)率最小，故其厚度對(duì)窯體的散熱影響較大。

表1 5.42 m3梭式窯窯體材料的物性參數(shù)

1.2 計(jì)算方案

在中間層（莫來石輕質(zhì)磚）厚度為116 mm不變的情況下，采用以下三種研究?jī)?nèi)容進(jìn)行計(jì)算和分析：

（1）逐步降低工作層（氧化鋁空心球磚）的厚度并同時(shí)增加保溫層（硅酸鋁纖維氈）的厚度，保持窯體總厚度基本不變；

（2）逐步增加保溫層（硅酸鋁纖維氈）的厚度，窯體總厚度隨之增加；

（3）逐步減少工作層（氧化鋁空心球磚）的厚度，窯體總厚度隨之減小。

三種研究?jī)?nèi)容（以A組、B組、C組表示）及其各個(gè)方案列于表2，其中每一種研究?jī)?nèi)容都以方案A1為基礎(chǔ)方案。

8.ag鎂鋁合金投入xmL2mol·L-1的鹽酸中,金屬完全溶解,再加入ymL1mol·L-1的 NaOH 溶液,沉淀達(dá)到最大值,質(zhì)量為(a+1.7)g,則下列說法不正確的是( )。

表2 三種研究?jī)?nèi)容中的各個(gè)方案

1.3 模型的建立和網(wǎng)格的劃分

為便于建立模型和計(jì)算，取窯車臺(tái)面以上的窯墻部分和窯頂建立模型，并做如下簡(jiǎn)化：忽略磚與磚之間的灰縫，忽略燒嘴和燃燒室對(duì)窯墻結(jié)構(gòu)的影響。本計(jì)算過程大致劃分約190 000個(gè)網(wǎng)格單元，約280 000個(gè)節(jié)點(diǎn)。計(jì)算模型如圖2所示。

圖2 梭式窯窯體的三維計(jì)算模型

2 導(dǎo)熱方程和邊界條件

2.1 導(dǎo)熱方程

根據(jù)傅立葉定律，當(dāng)材料內(nèi)部無內(nèi)熱源，且材料為各向同性時(shí)，其三維導(dǎo)熱微分方程為［11］：

式中：ρ為材料的密度，kg·m-3；c為材料的比熱容，kJ·kg-1·℃-1；λ為材料的熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1；t為材料的溫度，℃；τ為傳熱時(shí)間，s。

2.2 邊界條件

梭式窯從開始點(diǎn)火升溫后，其窯墻和窯頂內(nèi)表面就隨同制品一起開始升溫，故將其內(nèi)表面設(shè)置為第一類邊界條件，即：t=f（τ），式中：t為窯體內(nèi)表面邊界溫度，℃；τ為升溫時(shí)間，s。其加熱曲線如圖3所示。

圖3 梭式窯的加熱曲線

梭式窯的窯頂和窯墻的外邊界與空氣相接觸，以對(duì)流和輻射兩種方式向外界散熱，故將其外表面設(shè)為第三類邊界條件，其綜合換熱系數(shù)為［12］：

式中：α為綜合換熱系數(shù)，W·m-2·K-1；A為對(duì)流換熱系數(shù)，窯頂取3.25，窯墻取2.56；tw為窯頂或窯墻的外表面溫度，℃；ta為空氣溫度，本計(jì)算中取20℃；ε為窯墻或窯頂外表面黑度，本計(jì)算中取0.85；C0為黑體輻射系數(shù)，5.67 W·m-2·K-4。

根據(jù)每種材料在加熱完成時(shí)的平均溫度及其物性參數(shù)求其蓄熱量，蓄熱量Q=c·m·t（Q為材料的蓄熱量，kJ；c為比熱容，kJ·kg-1·℃-1；m為材料的質(zhì)量，kg；t為材料的溫度，℃）。將外表面的散熱熱流密度與加熱時(shí)間擬合成熱流密度-時(shí)間曲線并積分得到窯體外表面的散熱量。

3 結(jié)果與分析

3.1 A組中各方案熱損失的變化規(guī)律

表3顯示了A組中各方案的蓄熱損失、散熱損失和總熱損失?？梢?，在窯體總厚度基本保持不變的前提下，隨著工作層厚度的減薄和保溫層厚度的增加，窯體的蓄熱損失逐漸下降，通過外表面的散熱損失逐漸增加。窯體的總熱損失呈逐漸下降趨勢(shì)，其中方案A4的總熱損失最低。

表3 A組中各方案的蓄熱損失、散熱損失和總熱損失

圖4 A組中各方案的界面平均溫度和外表面平均溫度隨加熱時(shí)間的變化曲線

圖5 A組中各方案加熱完成時(shí)各層平均溫度的變化規(guī)律

圖6顯示了方案A3和A4在加熱完成時(shí)的水平橫截面溫度場(chǎng)對(duì)比圖。由圖可見，內(nèi)襯的溫度場(chǎng)分布呈現(xiàn)出基本相同的規(guī)律。值得注意的是，由于工作層的變薄和保溫層的變厚增加了內(nèi)襯的整體熱阻，從而提高內(nèi)襯各層材料的溫度，故在方案A4中，中間層（莫來石輕質(zhì)磚）的最高溫度已達(dá)到1 270℃，超過表1所示的最高使用溫度（1 250℃）。因此，方案A4實(shí)際上是不可行的。由于在加熱完成時(shí)，根據(jù)圖6可計(jì)算出，方案A3的中間層的最高溫度為1 016℃，處于安全使用的范圍內(nèi)。故方案A3應(yīng)為A組的最佳節(jié)能方案，相對(duì)于基礎(chǔ)方案A1來說，其總的熱損失下降了約8.1%，取得了較好的節(jié)能效果。

圖6 方案A3與方案A4在加熱完成時(shí)水平橫截面的溫度場(chǎng)對(duì)比圖

3.2 B組中各方案的熱損失的變化規(guī)律

表4示出了B組中各方案的蓄熱損失、散熱損失和總熱損失。可見，隨著保溫層厚度的增加，窯體的蓄熱損失逐漸上升，散熱損失逐漸下降，總熱損失基本保持不變。

表4 B組中各方案的蓄熱損失、散熱損失和總熱損失

圖7示出了B組中各方案中界面平均溫度和外表面平均溫度隨加熱時(shí)間的變化曲線。與A組相比，在B組的各方案中，工作層厚度不變，保溫層厚度減少，盡管保溫層是窯體內(nèi)襯中熱導(dǎo)率最小的部位，增加其厚度會(huì)影響內(nèi)襯的溫度分布，但和A組相比，由于保溫層厚度增加較少，所以各個(gè)界面溫度和外表面溫度的變化幅度較小。

圖7 B組中各方案的界面平均溫度和外表面平均溫度隨加熱時(shí)間的變化曲線

加熱完成時(shí)B組中各方案各層平均溫度的變化規(guī)律見圖8。可見，加熱完成時(shí)，各層平均溫度都逐漸上升，但變化不大。隨著窯體的質(zhì)量在逐步增加，其蓄熱量也略有上升。同時(shí)，增加保溫層的厚度，窯體的熱阻增加，使得窯體外表面的散熱量也逐漸減少，窯體外表面溫度逐漸下降。結(jié)合表4可知，由于蓄熱損失和散熱損失幾乎以同等幅度上升和下降，綜合表現(xiàn)為總的熱損失基本不變。從減少熱損失并節(jié)省窯襯材料的角度綜合考慮，基礎(chǔ)方案A1應(yīng)為B組中的最佳節(jié)能方案。

圖8 B組中各方案加熱完成時(shí)各層平均溫度的變化規(guī)律

3.3 C組中各方案的熱損失的變化規(guī)律

表5顯示了C組中各方案的蓄熱損失、散熱損失和總熱損失?？芍?，隨著工作層厚度的減薄，窯體的蓄熱損失逐漸下降，散熱損失逐步上升，窯體的總熱損失逐步下降。

表5 C組中各個(gè)方案的蓄熱損失、散熱損失和總熱損失

圖9示出了C組中各方案的各個(gè)界面平均溫度和外表面平均溫度隨加熱時(shí)間的變化曲線。結(jié)合圖10所示的加熱完成時(shí)各層的平均溫度的變化規(guī)律可知，隨著工作層的減薄，內(nèi)襯中各個(gè)界面平均溫度和外表面平均溫度以及各層材料的平均溫度都隨之上升。由于在窯體的三層內(nèi)襯材料中，工作層的密度最大，所以減薄工作層會(huì)使窯體的整體質(zhì)量大幅度下降，從而引起窯體蓄熱量的快速下降。同時(shí)，由于工作層的減薄，窯體的熱阻減小，從而使得窯體外表面的散熱損失增加，同時(shí)外表面溫度快速上升。但由于散熱損失小于蓄熱損失，總的結(jié)果是窯體的總熱損失仍呈逐步下降的趨勢(shì)（見表5）。

圖9 C組中各方案的界面平均溫度和外表面平均溫度隨加熱時(shí)間的變化曲線

圖10 C組中各方案加熱完成時(shí)各層的平均溫度的變化規(guī)律

結(jié)合表5和圖9（c）可知，盡管方案C4的總熱損失最低，但其外表面平均溫度在加熱完成時(shí)已經(jīng)達(dá)到112℃，嚴(yán)重惡化了車間的工作條件和操作環(huán)境，并不適合作為最優(yōu)方案。由于方案C3的外表面平均溫度為86℃，綜合考慮，方案C3應(yīng)為C組中的最優(yōu)方案。相對(duì)于方案A1來說，總熱損失下降約5.8%。

3.4 對(duì)比和討論

三組中的各個(gè)最優(yōu)方案A3、A1、C3的總熱損失分別為9.77×106、10.63×106、10.02×106kJ。B組中各方案在減少了窯體的散熱損失的同時(shí)也增加了窯體的蓄熱損失，導(dǎo)致總熱損失基本不變，從而使得其各個(gè)方案均不如方案A1，說明單純?cè)黾颖貙雍穸炔⒉荒苋〉霉?jié)能效果。與基礎(chǔ)方案A1相比，方案A3、C3均不同程度地降低了窯體的熱損失，其中方案A3的總熱損失降低最多。這是由于相對(duì)于方案A1來說，方案A3在降低窯體蓄熱損失的同時(shí)也較好控制了窯體的散熱損失，從而在保證各種內(nèi)襯材料安全使用的情況下實(shí)現(xiàn)了熱損失的降低。方案C3的熱損失高于方案A3的，這是由于在降低窯體蓄熱損失的同時(shí)卻使得通過外表面的散熱損失大幅增加，并且窯體外表面溫度急劇上升，從而使得其降低窯體熱損失的效果不如方案A3。說明單純地減小工作層的厚度也不能取得最佳的節(jié)能效果。

根據(jù)梭式窯的工作特點(diǎn)，并結(jié)合本工作的各個(gè)計(jì)算結(jié)果來看，由于梭式窯的工作周期短，其熱損失包括蓄熱損失和散熱損失兩個(gè)方面，其中以蓄熱損失為主，因此，在設(shè)計(jì)新型梭式窯或?qū)σ延械乃笫礁G進(jìn)行節(jié)能改造時(shí)，應(yīng)著重從減少其蓄熱損失入手，同時(shí)要兼顧散熱損失并且加以控制，才能夠綜合起到最佳的節(jié)能降耗的效果。

4 結(jié)論

（1）在保證窯體厚度不變的情況下，減小工作層厚度同時(shí)增加保溫層厚度能使窯體的熱損失降低約8.1%；

（2）僅增加保溫層厚度時(shí)，窯體的散熱量減少而蓄熱量增加，總的熱損失基本不變；

（3）僅降低工作層的厚度時(shí)，總熱損失逐漸降低，但是會(huì)大幅度提高窯體外表面的溫度，其中的最優(yōu)方案可使窯體的熱損失降低約5.8%。

（4）綜合對(duì)比考慮，在不改變窯體總厚度并保證窯體各種內(nèi)襯材料安全使用的前提下，減少工作層的厚度同時(shí)增加保溫層的厚度為梭式窯的最優(yōu)節(jié)能方案。