衛(wèi)生潔具輥道窯燒成帶內溫度均勻性仿真研究畢業(yè)(設計)論文正文

衛(wèi)生潔具輥道窯燒成帶溫度均勻性仿真研究頁共34頁緒論燒成工藝是生產陶瓷的關鍵工序，燒成工藝必須通過窯爐實現(xiàn)。陶瓷燒成工藝技術的提高和發(fā)展需要依耐窯爐的發(fā)展來實現(xiàn)，而窯爐設備的技術改進又必然促進陶瓷燒成技術的發(fā)展?？v觀兩者的發(fā)展歷程，不難發(fā)現(xiàn)每一個窯爐結構突變時期也都是陶瓷生產發(fā)展的飛躍階段[[1]彭志力，薄鈞.中國陶瓷爐窯發(fā)展簡史[J].洛陽：洛陽海登皇閣精細陶瓷有限公司.2015.[1]彭志力，薄鈞.中國陶瓷爐窯發(fā)展簡史[J].洛陽：洛陽海登皇閣精細陶瓷有限公司.2015.1.1陶瓷輥道窯國內外現(xiàn)狀輥道窯又稱輥底窯。主要用于陶瓷磚、日用陶瓷、衛(wèi)生潔具等陶瓷制品的生產。輥道窯是一種截面呈狹長形的隧道窯，與窯車隧道窯不同的是，它不是用裝載制品的窯車運動，而是由許多根平行排列、橫穿窯內工作通道截面的高溫輥棒組成“輥道”，制品放在輥道上，隨著輥子的轉動在窯內通過各個燒制區(qū)域，在窯內完成燒成工藝過程。輥道窯窯體內是定常傳熱過程，沒有積熱損失，且輥道窯截面較小，窯內溫度均勻性較梭式窯、隧道窯好，燒成周期較短，能夠快速燒成[[]宋耑，武立行，韓正宇等.現(xiàn)代陶瓷輥道窯爐[M].武漢：武漢工業(yè)大學出版社，1996，20-23.][]宋耑，武立行，韓正宇等.現(xiàn)代陶瓷輥道窯爐[M].武漢：武漢工業(yè)大學出版社，1996，20-23.1.1.1輥道窯的發(fā)展現(xiàn)狀我國陶瓷工業(yè)歷史悠久，在燒制窯爐方面可以追溯到商朝以前的穴窯，在商周出現(xiàn)了方窯、圓窯，戰(zhàn)國時期南方出現(xiàn)了下通風饅頭窯和水平焰龍窯，南宋之后出現(xiàn)階梯窯和景德鎮(zhèn)窯?，F(xiàn)如今則有了隧道窯、輥道窯等各式各樣的窯爐。這些不同歷史時期的窯在外形和燒制過程雖然各不相同，但從陶瓷窯爐的操作方法上卻可以分為連續(xù)式和間歇式兩大類。本文主要研究連續(xù)式窯爐中的輥道窯，其在國內外的發(fā)展歷程如下：輥道窯在20世紀20年代最先被應用在冶金工業(yè)，30年代后才逐漸應用到陶瓷制品的燒制工藝。世界上最早應用輥道窯燒制陶瓷的國家是美國，30年代初期在美國就有人嘗試通過輥道窯對瓷器進行彩燒，40年代意大利建成了多通道輥道窯進行快速燒成并于60年代開始向全世界銷售，70年代左右世界上的發(fā)達國家已在輥道窯燒成技術方面得到了普及，其技術也進入了成熟階段。世界上最先將輥道窯燒成技術應用到建筑陶瓷和衛(wèi)生潔具陶瓷上的國家是蘇聯(lián)，臨近70年代時，蘇聯(lián)建筑陶瓷科學研究院設計出許多類型的輥道窯，將其應用到建筑陶瓷工業(yè)等領域，借此取得了巨大的成功。與西方發(fā)達國家相對比，我國的輥道窯發(fā)展起步較晚，在西方國家普遍采用陶瓷輥道窯燒成技術時國內才開始著手試驗研究輥道窯。一直到20世紀30年代初期，我國首條燒成釉面磚輥道窯才成功在沈陽試驗建成。20世紀30年代中期，第一條煤燒瓷烤花輥道窯在山西建成，同年氣燒瓷烤花輥道窯于遼寧陶瓷四廠建成投產。80年代初期我國著名陶瓷爐窯專家劉振群教授對陶瓷爐窯提出了“輕體化、煤氣化、輥道化、自動化”的現(xiàn)代化目標,指出輥道窯代表先進陶瓷爐窯生產技術，我國雖然已成功建立陶瓷輥道窯生產線，但與西方輥道窯技術相比差距仍然較大。為解決當時市場供需關系的矛盾，我國廣東石灣等地掀起了一股引進國外輥道窯及生產技術的熱潮，先進的生產技術極大地推動了我國釉面磚、墻地磚等建筑陶瓷的發(fā)展，到90年代初期在全國建立了多所建筑陶瓷生產基地，建陶工業(yè)的迅速發(fā)展也推動了陶瓷輥道窯的發(fā)展[[]高力明.中國陶瓷熱工技術和爐窯的發(fā)展水平與前景[J].北京航空航天大學學報，2004，30(8)：85-86.[]高力明.中國陶瓷熱工技術和爐窯的發(fā)展水平與前景[J].北京航空航天大學學報，2004，30(8)：85-輥道窯的研究現(xiàn)狀目前，國外對輥道窯的文獻研究所見較少，部分學者從輥道窯的氟化物的排放、窯爐控制系統(tǒng)的選用以及窯內傳熱多個方面對輥道窯進行了有關研究。在窯內污染物排放方面，等通過監(jiān)測窯內氣固樣本中的氟化物含量對建筑陶瓷磚在輥道窯內燒成過程中的氟排放的排放機理進行了研究，認為輥道窯內氟排放的排放始于溫度較低區(qū)域、窯體中某些區(qū)域吸收而不是排放氟化物。等在控制系統(tǒng)選用方面對神經(jīng)模糊推理系統(tǒng)和人工神經(jīng)網(wǎng)絡系統(tǒng)兩種控制方式進行了比較研究，認為神經(jīng)模糊推理系統(tǒng)在輥道窯溫度控制上全面優(yōu)于人工神經(jīng)網(wǎng)絡系統(tǒng)，但該研究的不足在于研究成果并未經(jīng)實際生產檢驗[[]NguyenQuocDinh,NitinV.Afzulpurkar.Neuro-fuzzyMIMOnonlinearcontrolforceramicrollerkiln[J].SimulationModellingPracticeandTheory,2007,15:1239-1258.]。在窯內傳熱方面，和創(chuàng)建了一個解析解用來描述輥道窯內產品平面下的輥子對傳熱的影響，最終得到的熱流與通過偏微分方程求得的值最多約有15%的誤差，不過他們在建立的模型中把棍子軸向方向上的參數(shù)都假設成了定值，而實際情況并非如此。、等人對輥道窯內陶瓷瓷磚在工業(yè)燒成中磚內溫度分布進行了理論熱力計算和實驗驗證研究，得出瓷磚頂部表面與底部表面之間存在超過100℃[]NguyenQuocDinh,NitinV.Afzulpurkar.Neuro-fuzzyMIMOnonlinearcontrolforceramicrollerkiln[J].SimulationModellingPracticeandTheory,2007,15:1239-1258.國內關于輥道窯的研究較多，研究方向主要集中在輥道窯基礎傳熱、溫度均勻性等方面。在基礎傳熱研究方面，胡國林、胡曦等人對輥道窯內壁溫度場進行了計算機模擬，得出輥道窯預熱帶與燒成帶的內壁溫度比制品溫度高的定量結論，證實了輥道窯內壁溫度比制品表面溫度高這一猜想[[]胡國林，胡曦等.輥道窯窯內壁溫度場計算機模擬[J].陶瓷學報，2000，21(1)：32-36.]。胡國林、張維江等人研究了不同燒成曲線、保溫時間及改變瓷質磚的物性參數(shù)等因素對瓷質磚內部溫差的影響，得出瓷質磚由于厚度有限，在燒成過程中沿厚度方向溫差較小適合快燒，瓷質磚表面和中心的最大溫差都出現(xiàn)在升降溫速率最快的區(qū)段[[]胡國林，張維江等.輥道窯生產瓷質磚燒成過程的計算機仿真[J].陶瓷學報，2006，27(3)：259-263.]。林依翰、胡國林等人對輥道窯的窯內空間傳熱進行了計算機模擬，得出輥道窯內煙氣中的和的黑度的經(jīng)驗公式以及計算輥道窯內煙氣對制品傳熱系數(shù)的經(jīng)驗公式[[]林依翰，胡國林等.輥道窯窯內空間傳熱過程的計算機模擬[J].陶瓷學報，2012，33(1)：85-89.[]胡國林，胡曦等.輥道窯窯內壁溫度場計算機模擬[J].陶瓷學報，2000，21(1)：32-36.[]胡國林，張維江等.輥道窯生產瓷質磚燒成過程的計算機仿真[J].陶瓷學報，2006，27(3)：259-263.[]林依翰，胡國林等.輥道窯窯內空間傳熱過程的計算機模擬[J].陶瓷學報，2012，33(1)：85-89.為了提高輥道窯內溫度均勻性效果，國內學者在窯爐結構優(yōu)化方面所作研究比較多，如馮青、李柯等人研究了不同的擋火板開度對預熱帶內氣體流動的影響，得出擋火板開度在10cm～15cm時，對氣流的作用很明顯，氣流的溫度和速度分布都比較均勻[[]馮青，李柯等.輥道窯擋火板幵度對預熱帶氣流影響的數(shù)值研究[J].中國陶瓷，2006，42(4)：26-29.]。童劍輝、汪和平對輥道窯內閘板的結構對預熱帶中煙氣流動的影響效果進行了一些研究。通過分析模擬發(fā)現(xiàn)，無論是沿窯長方向還是窯寬方向，“一”字形閘板對煙氣流動的影響總是最小的，鋸齒形閘板影響也比較小，而“凹”字形閘板產生的影響最大[[]童劍輝，汪和平.輥道窯閘板結構對預熱帶煙氣流動的影響[J].陶瓷學報，2010，31(3)：502-506.]。馮清、陸琳、李柯、張柏清等人分別對燒嘴的噴射角度、流速以及布置等方面對窯爐內溫度均勻性的影響進行了研究，得出了有利于窯內氣體流動和溫度均勻性的最佳燒嘴設置參數(shù)。孟漢、蔣方樂研究了不同窯頂結構下窯內氣體流場和溫度場的分布，分析了不同窯頂結構對流場和溫度場的影響，認為在輥道窯燒成帶，采用拱頂結構比平頂結構要更好一些[[]馮青，李柯等.輥道窯擋火板幵度對預熱帶氣流影響的數(shù)值研究[J].中國陶瓷，2006，42(4)：26-29.[]童劍輝，汪和平.輥道窯閘板結構對預熱帶煙氣流動的影響[J].陶瓷學報，2010，31(3)：502-506.[]孟漢堃，蔣方樂.輥道窯不同窯頂結構下氣體流場與溫度場的數(shù)值模擬[J].中國陶瓷工業(yè)，2012，19(3)：10-13.綜上可知，對于燃料入口速度和空燃比對輥道窯燒成帶內溫度場的影響方面，目前國內外的研究資料較少，本研究重點探尋這兩個因素對燒成帶溫度場的影響，以期獲得最優(yōu)操作參數(shù)。1.2研究目的及內容1.2.1研究目的隨著新材料、新技術的不斷發(fā)展，窯爐的現(xiàn)代化水平不斷提高，窯爐制造技術的快速發(fā)展，出現(xiàn)了許多能耗較低、截面溫度較均勻、燒成速度較快、溫度控制較精確的自動化輥道窯。由于輥道窯保證了陶瓷制品比較優(yōu)良的燒制過程，所以陶瓷行業(yè)特別是建筑陶瓷行業(yè)在輥道窯方面有著非常廣泛的應用。中國是一個建筑衛(wèi)生陶瓷的生產大國與消費大國，輥道窯作為建陶企業(yè)生產的核心部分，有關它的各項研究都已有所開展。輥道窯采用輥棒傳動來進行連續(xù)式生產，沒有使用窯車、匣缽，與傳統(tǒng)隧道窯相比，減少了因窯車運動所帶走的一部分熱量而產生的熱能損失，從而提升了熱效率；并且由于沒有使用窯車，輥棒上下均可加熱，窯內溫差較隧道窯、梭式窯小，溫度分布更加均勻，在很大程度上減小了產品的燒成周期，為實現(xiàn)窯爐高效節(jié)能環(huán)保奠定了基本條件。雖然輥道窯相對于傳統(tǒng)隧道窯優(yōu)點明顯，但依舊存在窯內溫度場均勻性較差的問題。國內外研究人員對于輥道窯溫度場均勻性開展了較多研究工作，研究內容主要集中在“研究集中和分散排煙”、“不同的擋火板開度對預熱帶內氣體流動的影響”以及“不同窯頂結構下窯內氣體流場和溫度場的分布”等方向，研究成果頗為豐碩。但在燃料入口速度、空燃比等工藝控制參數(shù)方面研究較少，因此，本研究擬對燃料入口速度、空燃比對燒成帶溫度場均勻性的影響規(guī)律進行研究。1.2.2研究內容本文主要針對衛(wèi)生陶瓷輥道窯燒成帶內溫度均勻性較差的問題進行研究，研究工作以工程熱力學、流體力學和溫度場理論等理論知識為基礎，借助Fluent流體力學模擬軟件，建立輥道窯燒成帶仿真模型，得出有利于輥道窯窯內溫度均勻性的最優(yōu)燃料入口速度、空燃比等工藝控制參數(shù)，為生產實踐及窯爐的自動控制提供有效的指導。主要研究內容如下：（1）建立輥道窯燒成帶燃燒數(shù)學模型，對實際生產工況進行數(shù)值模擬，以了解窯內溫度場和流場情況。（2）研究基準工況下燒成帶燃料入口速度、空燃比這兩個工藝控制參數(shù)對輥道窯燒成帶內溫度場均勻性的影響。（3）研究主要工藝控制參數(shù)與輥道窯燒成帶內溫度均勻性之間的變化規(guī)律，找到最優(yōu)設置參數(shù)。第2章衛(wèi)生潔具輥道窯燒成帶結構與運行原理本文以湖南臨澧某陶瓷廠一44m衛(wèi)生潔具輥道窯燒成帶為研究對象，輥道窯實物圖如圖2-1所示。圖2-1輥道窯實物圖該輥道窯部分設備參數(shù)如表2-1所示。表2-1輥道窯部分設備參數(shù)序號項目單位技術指標備注1爐窯規(guī)格尺寸m2產品名稱衛(wèi)生陶瓷3設備產量件/天16004燒成周期h95窯體材料聚輕莫來石外敷硅酸鋁纖維2.1輥道窯燒成帶結構燒成帶窯體結構主要包括有窯墻、窯頂、窯底、輥棒、燒嘴和一些附屬結構[[]劉振群.陶瓷工業(yè)熱工設備[M].武漢：武漢理工大學出版社，1989，22-25.][]劉振群.陶瓷工業(yè)熱工設備[M].武漢：武漢理工大學出版社，1989，22-25.（1）窯墻窯墻外部包有4-5mm的薄鋼板結構。根據(jù)不同區(qū)域對溫度的要求，將選擇使用相應合適溫度等級的耐火材料，由于燒成段對溫度要求是最高的，應當使用耐高溫，保溫性良好，耐火性能高的材料。通過選擇材料，最終決定窯墻最里層使用232mm厚的高溫聚輕莫來石質絕熱磚，中間使用233mm厚的耐火纖維，最外層包裹含鋯針刺保溫氈、高鋁針刺保溫氈及硅酸鋁纖維保溫毯(板)等保溫層，窯墻總厚度為495mm。（2）窯頂窯頂位于輥道窯正上方，工作條件較差，窯頂除了需要具有耐高溫、散熱小、保溫性好等特點外，還需要符合爐窯頂部結構合理、重量輕、機械強度高并且不漏氣等條件?？紤]到該衛(wèi)生潔具輥道窯工作溫度并非很高，采用和窯墻同樣的材料也能滿足要求，故本著節(jié)約簡便的原則，該型輥道窯窯頂最里層使用250mm厚的高溫聚輕莫來石質絕熱磚，中間使用140mm厚耐火纖維，最外層包裹含鋯針刺保溫氈、高鋁針刺保溫氈及硅酸鋁纖維保溫毯(板)等保溫層。最終窯頂總厚度為390mm。如果衛(wèi)生潔具制品的潮氣過重，可以針對性采用吊頂結構和堇青石一莫來石平吊頂板，如此便能有效防止潮濕煙氣的侵蝕，并且也能較好地降低窯體對外的熱量喪失。（3）窯底窯底結構簡易，對材料的要求比窯墻和窯頂窯低。該型輥道窯燒成帶窯底采用三層結構，最里層使用134mm厚的高溫聚輕莫來石質絕熱磚，中間使用67mm厚耐火纖維，最外層填充134mm厚輕質粘土。最終得到窯底總厚度為335mm。（4）輥棒實踐證明衛(wèi)生潔具陶瓷輥道窯中的輥棒的材質和數(shù)量以及其運動對溫度場的影響非常小。由于本課題將整個燒成帶內的溫度場當作一個穩(wěn)態(tài)系統(tǒng)加以研究，所以可以忽略輥棒對溫度場的影響，假設陶瓷材料是懸空固定于窯內輥棒高度上的，很大程度簡化了物理模型和數(shù)學模型。（5）燒嘴輥棒將窯內空間分為上下兩個通道，燒嘴交錯布置在窯墻輥棒下方兩側，本課題研究的輥道窯為新型節(jié)能輥道窯，使用的燃料為天然氣。該輥道窯使用的燒嘴是低速噴射燒嘴,其天燃氣管徑為14mm，助燃空氣管徑為62mm（水力直徑為48mm），燒嘴的高溫氣流噴射速度在理想狀況下可達到5m/s，攪動平緩，雖然燒成帶內的對流換熱不強，但其溫度均勻性更優(yōu)越。（6）擋火墻本課題所研究的輥道窯燒成帶結構，只在窯底每兩節(jié)之間設置有高為402mm的擋火墻。擋火墻的主要作用是擋住輥棒下方的高溫煙氣，促使在燒成帶每一節(jié)內都形成一個漩渦流場，有利于強化煙氣與陶瓷制品的對流換熱，所以調動擋火墻能夠有效控制窯內的溫度場與流場。（7）制作物理模型時可忽略的附屬結構測溫孔:主要用于對溫控點進行實時監(jiān)控，有利于使爐窯按照預定的燒制程序對陶瓷制品進行燒制。測溫孔一般設置在燒嘴上下側，有利于調節(jié)燒嘴，并且能夠起到控制上下溫差的作用。本課題在制作模型時考慮到測溫孔對溫度場影響比較微弱，所以忽略了該結構。事故處理孔:事故處理孔用于清理通道，排除事故。爐窯運行時有時候會出現(xiàn)輥棒折斷，制品掉落甚至發(fā)生倒窯事故。在設備正常運行時事故處理孔被用耐火保溫材料砌嚴，與窯墻無異，模擬窯內溫度場控制過程時可忽略該結構。觀察孔:觀察孔稱也被稱作觀火孔，一般設置在燒嘴正對面的窯墻上，用于觀察窯內燃燒情況與正對燒嘴的火焰長度。窯內出現(xiàn)一些小故障時也可以通過觀察孔觀測。其與事故處理孔一樣在模擬工況時可忽略。膨脹縫:窯體的四個面都要留有膨脹縫，膨脹縫用于緩沖耐火材料在溫度變化下的膨脹和收縮。在一般工況下，膨脹縫間隙里面充以耐火纖維棉，防止爐窯漏風，相當于窯墻的一部分。2.2輥道窯燒成帶運行原理在燒成帶入口處，通過輥道窯預熱帶加熱到一定溫度的陶瓷制品整齊地碼放在棍子上進入燒成帶。制品的前進方向與窯內煙氣流動方向相反。制品在行進過程中經(jīng)熱氣流的不斷加熱,發(fā)生一系列物理化學變化,直至燒成。天然氣和空氣通過燒嘴兩根管道以預定的速度噴入爐窯，快速混合后點火燃燒，使窯內溫度保持在一定范圍內。高溫煙氣自燒成帶向窯頭流動，與制品充分換熱后進入排煙孔，經(jīng)煙道及排煙機排出。第3章輥道窯燒成帶數(shù)學模型的建立陶瓷制品在輥道窯燒成帶中的燒制過程是一個十分復雜的演變過程，其涉及到流體運動、傳熱、傳質等復雜的物理變化過程，同時還伴隨有不同的化學反應與變化。由于實驗條件的限制，采用現(xiàn)場實測手段對燒成帶內的溫度場和流場變化情況進行研究較為困難。本研究采用FLUENT數(shù)值模擬軟件對輥道窯燒成內的溫度場和流場變化情況進行研究。為方便研究輥道窯燒成帶爐膛內的溫度分布特性，本章首先建立一個合理的物理模型，然后確定與其相對應的數(shù)學模型，并對解析域進行合理的網(wǎng)格劃分，為下一章輥道窯燒成帶基準工況的數(shù)值模擬和綜合優(yōu)化做好鋪墊。3.1簡化與假設為便于幾何模型的建立，合理利用計算資源，對輥道窯窯體的建立以及計算進行了適當?shù)暮喕c假設，具體如下：（1）陶瓷制品在輥棒間的傳動是一個動態(tài)的過程，但由于設備配置無法滿足過高要求，對燒成帶內的溫度場變化過程進行動態(tài)仿真較為困難，故在建模時忽略了輥棒，且只選取兩個特定的衛(wèi)生潔具來分析其各個表面的溫度分布特點。（2）在實際生產條件中，本研究對象的后方，即燒成帶末段為零壓面，無氣流通過，故將該零壓面按絕熱壁面進行簡化處理。（3）忽略窯墻透風對爐溫的影響,假設窯體氣密性較好。（4）陶瓷制品體在燒成過程中因物理化學反應吸收和排出的氣體的質量較小，在建立模型時忽略其對爐窯溫度場、流場的影響，即在燒成過程中假設陶瓷制品質量與體積不變。（5）忽略燒成過程中陶瓷制品內因化學物理反應產生的熱源對溫度場的變化影響，即在燒成過程中不考慮制品內熱源問題。（6）由于不同陶瓷衛(wèi)生潔具形狀各異，本研究在建模時將其簡化為兩個并排的的立方體。3.2物理模型本研究選取衛(wèi)生潔具輥道窯燒成帶的一節(jié)作為研究對象，，輥道窯燒成帶結構尺寸如圖3-1所示。輥道窯模型的中心點是坐標原點。該模型窯長1000mm、窯內空寬1220mm、窯內空高1194mm，輥棒下側交錯布置兩個垂直于窯墻的燒嘴，每兩個交錯燒嘴間距為250mm，燒嘴距窯體兩端間距也為250mm，擋火墻在窯底,高198mm。取兩個540×420×540的陶瓷坯體按照實際工況放置在傳動輥棒上，輥棒距窯底高度為402mm，陶瓷坯體離窯壁距離為160mm，中間火焰平衡帶間隔為60mm，由于陶瓷坯體上表面距窯頂只有252mm，所以無需設置上擋火閘板。圖3-1燒成帶結構尺寸圖從圖3-1可以看出，該節(jié)輥道窯主體部分是一個臥式矩形爐膛，在輥道窯爐壁下方兩側交錯分布有燒嘴。該輥道窯使用的燒嘴是低速噴射燒嘴，其天然氣管徑為14mm，空氣管徑為62mm（水力直徑為48mm），燒嘴的高溫氣流噴射速度在理想狀況下可達到10m/s，天然氣與空氣在燒嘴噴頭處攪動混合后點火燃燒。3.3數(shù)學模型和解析域數(shù)學建模是基于計算流體力學、計算燃燒學、計算傳熱學而建立起來的熱工理論，數(shù)值模擬的核心部分就是建立合理的數(shù)學模型。衛(wèi)生潔具輥道窯的燒成過程涉及有氣體燃燒、熱量傳遞、煙氣流動等過程，本研究中用到的數(shù)學模型包含湍流模型、通用有限速率燃燒模型、傳熱模型等，本節(jié)將對這些主要數(shù)學模型進行詳細說明。3.3.1控制方程(1)質量守恒方程質量守恒方程也被稱作連續(xù)性方程，該方程表明在任意封閉控制體系中，流體質量總是保持恒定的。即對于在輥道窯內部，處于穩(wěn)態(tài)流動的流體滿足以下條件[[]周萍，周乃君，蔣愛華等.傳遞過程原理及其數(shù)值仿真[M].長沙：中南大學出版社，2006，299-301.[]周萍，周乃君，蔣愛華等.傳遞過程原理及其數(shù)值仿真[M].長沙：中南大學出版社，2006，299-301.（3-1）公式（3-1）中是流體的密度，、、是流體在坐標系上、、三個方向的速度分量。（2）能量守恒方程能量守恒定律是熱力學第一定律在流體力學中的具體表現(xiàn),即控制體中凈熱流率與體積力、表面力對體系作功功率之和等于流體內能量的增加率。其方程如下：（3-2）公式（3-2）中，是溫度，是比熱容，是流體的傳熱系數(shù)，是粘性耗散項。（3）動量守恒方程動量守恒方程是牛頓第二定律在流體力學中的體現(xiàn)，在、、三個方向上的動量守恒控制方程如下：（3-3-a）（3-3-b）（3-3-c）3.3.2湍流模型在陶瓷輥道窯實際運行過程中，由于窯內存在劇烈燃燒反應，氣流波動較大，所以氣體流動狀態(tài)基本上都處于湍流狀態(tài)。因此在本研究中，對衛(wèi)生潔具輥道窯內的氣體流動的數(shù)值模擬選擇采用湍流模型。湍流數(shù)值模擬有很多種類，Reynolds平均法(RANS)在工程應用上效果良好。本研究使用Realizable雙方程模型對陶瓷制品燒制過程中爐窯中的氣體流動進行模擬。Realizable湍流模型的和的輸運方程分別如下:（3-4）（3-5）相關模型常數(shù)如表3-1所示。表3-1Realizable湍流模型數(shù)值常量數(shù)值1.441.901.0燃燒模型選取輥道窯的燃燒過程比較復雜，天然氣在輥道窯內完全充分燃燒的前提是有兩點：燃燒時間足夠，燃燒速度可控且氧氣充足。爐窯內的天然氣能否充分燃燒，對陶瓷產品質量和輥道窯的能源利用率評估有著重要的影響。本文所研究的燃燒類型屬于非預混合燃燒，并且輥道窯內氣流為湍流。有限速率燃燒模型可以模擬大多數(shù)氣象燃燒問題，且模型實施簡便，且計算容易收斂，故本研究采用有限速率燃燒模型。爐窯的燃燒計算是通過熱平衡和物料平衡進行的，其基本方程是燃燒所需空氣量、燃燒產物組分、燃燒產物生成量、燃料發(fā)熱量、燃燒溫度等計算公式[[]常排排.陶瓷輥道窯的溫度場數(shù)值模擬及決策分析[D].武漢：武漢理工大學，2010，5：36-37.][]常排排.陶瓷輥道窯的溫度場數(shù)值模擬及決策分析[D].武漢：武漢理工大學，2010，5：36-37.（3-6）公式（3-6）中，為氣體密度；為氣體焓熵；為氣體源項。3.3.4輻射傳熱模型選取在陶瓷制品燒制過程中，熱煙氣與陶瓷制品之間存在輻射換熱，且輻射換熱在兩者熱量傳遞過程中占主導地位。常用的輻射模型有：模型、模型、模型等。由于模型與模型通用性強、計算時間短、計算誤差小等特點，所以現(xiàn)在工程計算中運用得較為廣泛的輻射模型主要是模型和模型。模型主要適合于大尺度的輻射計算，其主要思想是把輻射強度展開為正交；離散坐標模型是從有限個立體角發(fā)出的傳播方程出發(fā)進行求解，每個立體角對應著坐標系下的固定的方向角，該模型把方程轉化為空間坐標系下的輻射強度的輸運方程[[]常栩生.新型節(jié)能衛(wèi)生潔具輥道窯內溫度均勻性優(yōu)化研究[D].長沙：中南大學，2014，5：27-28.]。[]常栩生.新型節(jié)能衛(wèi)生潔具輥道窯內溫度均勻性優(yōu)化研究[D].長沙：中南大學，2014，5：27-28.經(jīng)過對比發(fā)現(xiàn)輻射模型有以下三個優(yōu)點：輻射模型為一個擴散方程，求解使用CPU時間較少。對于光學深度比較大（如燃燒應用中）的對象，模型表現(xiàn)非常好。模型使用曲線坐標很容易處理復雜幾何問題。綜上所述，本研究所建立的輥道窯燒成帶模型選擇采用輻射模型。3.3.5解析域分析解析域就是模型的計算區(qū)域，進行模型的數(shù)值模擬計算，第一步要分析其解析域。陶瓷制品在爐窯內燒制的過程中伴隨有導熱、對流換熱和輻射換熱：陶瓷制品內部傳熱為導熱傳熱；陶瓷制品與煙氣之間同時存在對流換熱和輻射換熱，陶瓷制品與爐窯壁面之間也有輻射換熱；爐窯壁面與煙氣之間有對流換熱與輻射換熱。天然氣燃燒產生的熱能有三個流向：一部分與陶瓷制品進行換熱，另一部分與爐窯壁面進行換熱，余下的熱能伴隨煙氣從出口排出。因此該模型的解析域包含燒嘴燃氣區(qū)域、爐膛煙氣區(qū)域、陶瓷制品區(qū)域三個部分。窯爐中煙氣是由燒嘴噴出的天然氣在空氣中燃燒生成，流動方向由窯后(X軸負方向)流向窯前(X軸正方向)，具體方向參考圖2-1。實際生產過程中，陶瓷制品是從窯前傳向窯后，與煙氣反向流動換熱。3.4網(wǎng)格劃分在對傳遞過程的問題進行數(shù)值仿真時，首先要對其計算區(qū)域進行離散化處理，得到代數(shù)方程組。區(qū)域離散化也被稱為網(wǎng)格生成，計算過程中待求的參數(shù)就是通過網(wǎng)格節(jié)點傳遞的，所以網(wǎng)格與算法對傳遞過程中的數(shù)值仿真結果的最終精度與計算過程的效率有著重要影響，網(wǎng)格的優(yōu)劣直接影響到整個數(shù)值模擬計算結果[[]FilipiakM.MeshGeneration(Version10).[]FilipiakM.MeshGeneration(Version10).EdinburghParallelComputingCentre,TheUniversityof網(wǎng)格類型分為：結構化網(wǎng)格和非結構化網(wǎng)格。本研究重點在于對輥道窯燒成帶內溫度場分布均勻性進行數(shù)值模擬，所建立的輥道窯物理模型的爐膛和陶瓷坯體都是簡單的長方體結構，應該采用結構化網(wǎng)格中的六面體網(wǎng)格對該模型進行網(wǎng)格劃分。輥道窯物理模型包含燒嘴、坯體、爐窯壁面、爐膛以及出煙口。其中坯體、爐窯壁面、爐膛和出煙口使用結構化六面體進行網(wǎng)格劃分；燒嘴比較特殊，由于其結構為圓柱體，先將其進行適當?shù)那蟹?，然后再使用結構化網(wǎng)絡化分。此外，隨著煙氣的流動，越接近煙氣出口的區(qū)域溫度分布越均勻，而在燒嘴附近區(qū)域的速度和溫度梯度都明顯變大，因此對燒嘴附近區(qū)域需要增大網(wǎng)格密度。網(wǎng)格劃分圖如圖3-2所示，最終獲得的網(wǎng)格數(shù)為257052，網(wǎng)格最差扭曲度為0.6，網(wǎng)格質量良好。圖3-2網(wǎng)格劃分圖3.5控制方程的離散化離散化的實質就是用有限個可測量離散點來替代原本的連續(xù)空間，能夠降低某些計算的復雜度，對于一些低效率計算格外有效。本研究所建立的模型的控制方程都是偏微分方程，如果直接計算解析解，計算量巨大，所以采用離散法求解十分有效。在常用的離散化方法中，有限體積法由于其較高的計算效率，近年來被廣泛應用于領域，其關鍵在于如何將控制體積界面上的物理量及其導數(shù)通過離散點物理量插值求出，插值的方式主要有中心差分格式、迎風格式和混合格式等[[]何志霞，王謙，袁建平.數(shù)值熱物理過程基本原理及CFD軟件應用[M].鎮(zhèn)江：江蘇大學出版社，2009，40-49.][]何志霞，王謙，袁建平.數(shù)值熱物理過程基本原理及CFD軟件應用[M].鎮(zhèn)江：江蘇大學出版社，2009，40-49.本研究采用的插值法為迎風格式。迎風格式分為一階迎風格式和二階迎風格式兩種。一階迎風格式誤差較高，適用于密集的網(wǎng)格條件或較低的精度要求條件，但其計算容易收斂；二階迎風格式比一階迎風格式精度更高，計算更加穩(wěn)定，對于復雜流動而言，可以獲得更為精確的結果，但其計算時間長，設備要求更高。本文所研究的輥道窯的燒成帶陶瓷制品的燒制過程屬于復雜的湍流燃燒過程，一階迎風格式和二階迎風格式均滿足條件，但考慮到本次研究對精度要求不高，為了提高計算速度，本課題的控制方程離散化全部使用一階迎風格式。3.6計算方法及模型得到離散方程后，將要對離散方程進行求解。本研究選取分離式求解法。SIMPLE算法是分離式求解法中的一種算法，主要用于求解不可壓縮流動，較少用于求解可壓縮流動，這種算法現(xiàn)在被廣泛應用在流動與傳熱問題的數(shù)值模擬上。這種算法穩(wěn)定性好、收斂速度快，所以本課題陶瓷衛(wèi)生潔具輥道窯的數(shù)值模擬選取SIMPLE算法求解。3.7章節(jié)小結本章節(jié)對陶瓷輥道窯進行了一定的簡化與假設，建立了輥道窯燒成帶的物理模型以及數(shù)學模型，分析了該模型的解析域，并對解析域進行了適當?shù)木W(wǎng)格劃分，其中網(wǎng)格數(shù)228096，網(wǎng)格最差扭曲度為0.6，網(wǎng)格質量良好。輥道窯燒成帶實際工況的數(shù)值模擬使用的數(shù)學模型有傳遞過程的通用控制方程(質量守恒方程、動量守恒方程、能量守恒方程)、有限速率燃燒模型、湍流模型(Realizable)、輻射傳熱模型，控制方程的離散化為一階迎風格式，算法為SIMPLE算法。

第4章輥道窯燒成帶基準工況數(shù)值模擬輥道窯燒成帶內溫度比較高,一般在1200K以上，一般測量方法很難得到整個爐窯內的物理特性分布情況。數(shù)值模擬是一種能簡單、高效并且精確的獲取爐窯內物理特性分布的方法。本章主要通過數(shù)值模擬軟件FLUENT[[]Fluent6.3User'sGuide[M].FluentCincoprorated,2006:[]Fluent6.3User'sGuide[M].FluentCincoprorated,2006:22-23.分析基準工況下的窯內流場、溫度場的分布特性；分析陶瓷制品表面溫度分布均勻性，并比較兩塊陶瓷制品之間的區(qū)別。4.1邊界條件和求解方法本研究通過實際生產時的控制參數(shù)確定了邊界條件，邊界條件是數(shù)學模型所必須的已知量。本研究中邊界條件有兩種，分別為窯壁邊界條件和煙氣邊界條件。設置網(wǎng)格邊界條件時必須以實際控制參數(shù)為標準，并且網(wǎng)格邊界條件和數(shù)學模型邊界條件必須一樣。求解時，需要注意離散化格式、收斂性和穩(wěn)定性控制、算法的松弛因子以及數(shù)學模型的選擇等求解方法對最終結果的影響[[]常栩生.新型節(jié)能衛(wèi)生潔具輥道窯內溫度均勻性優(yōu)化研究[D].長沙：中南大學，2014，5：30-31.][]常栩生.新型節(jié)能衛(wèi)生潔具輥道窯內溫度均勻性優(yōu)化研究[D].長沙：中南大學，2014，5：30-選擇邊界類型不同的物質其性質不同，所對應的邊界條件也不同。設置窯壁和煙氣邊界條件物性參數(shù)之前應當先選擇合適的解析域模型邊界條件。邊界條件類型如下表4-1所示。4.1.2窯壁邊界條件及物性參數(shù)窯壁主要包括燒成帶爐膛內墻面、擋火墻和陶瓷坯體外表面。窯壁邊界條件釆用無滑移壁面邊界條件，即忽略靠近窯壁的極小區(qū)域內的氣體流動。陶瓷坯體導熱系數(shù)（W/（m·K））：0.8331+1.3264×10-3陶瓷坯體密度（kg/m3):720比熱容（kJ/kg·℃)）：0.84+2.6×10-4輥道窯墻面邊界條件釆用第一類邊界條件，窯體外墻面溫度設為300K(常溫數(shù)值為293.15K，為了便于計算取整300K)。窯壁墻面發(fā)射率設置為：。表4-1解析域邊界類型設置結構名稱邊界名稱自定義名稱煙氣空間fluidfluid天然氣入口Velocity-interranliao空氣入口Velocity-interkongqi擋火墻wallqiang陶瓷衛(wèi)生潔具制品solidtaoci窯頂wallyaoding窯底wallyaodi煙氣入口Velocity-interyanqirukou煙氣出口Pressure-outletyanqichukou4.1.3爐膛進、出口邊界條件輥道窯的每個燒嘴噴出的天然氣的初始流速設置為4.3m/s，空氣的初始流速設置為1.4m/s，并且通過燒嘴時的天然氣、空氣流速比為：用設備測量天然氣、空氣溫度、壓力，通過爐窯結構參數(shù)計算其水力直徑。得到的邊界條件數(shù)據(jù)如表4-2所示。表4-2爐膛進、出口邊界條件屬性天然氣入口空氣入口爐膛出口速度流量（m/s）4.31.34/溫度（K）300300/壓力（Pa）15001500-3湍流強度（%）555水力直徑（m）0.0140.04求解方法根據(jù)之前預定，本研究選擇Realizable湍流模型。該湍流模型適合本研究針對的輥道窯的流場、溫度場的模擬運算，精度也符合工程要求。由燒嘴磚噴出的高溫氣流溫度超過1500K，輥道窯內流場的平均溫度也在1200K以上。煙氣、窯壁與陶瓷制品之間存在輻射換熱，換熱量在總換熱量中占據(jù)很大的比例，所以在進行數(shù)值模擬時必須考慮。由第3章可知，本研究采用的輻射模型為輻射換熱模型。從爐窯燒嘴噴射出的天然氣(主要成分為甲烷)和空氣混合后劇烈燃燒，這個過程必將影響輥道窯爐膛內煙氣的溫度、速度等參數(shù)，從而影響陶瓷坯體外表面溫度均勻性。但是以上影響效果均不能直接判斷，所以本研究選取有限速率燃燒模型來切實模擬天然氣和空氣的混合燃燒過程。本研究的目的是研究陶瓷制品外表面平均溫度和其溫度分布的均勻性，對輥道窯燒成帶模型采用穩(wěn)態(tài)計算，忽略了熱響應等瞬態(tài)過程。求進行解時，連續(xù)性方程的迭代殘差取，能量、密度等方程的迭代殘差取。由于既要保證計算精度，又要提高計算速度，并且燒成帶內的燃燒反應光學深度比較大，所以本研究的控制方程采用了一階迎風格式。4.1.5模型驗證新建立的模型是否可行，需要通過檢驗才能確定。模型驗證方法如下：在模型寬度方向上距離兩邊窯壁5mm處各選取一個測溫點，首先通過數(shù)值模擬得出兩點的溫度數(shù)值，然后分別這兩點進行現(xiàn)場實測對得到實測值，根據(jù)相對誤差公式計算模擬值與實測值的相對誤差，再對計算結果進行分析。相對誤差計算公式為：具體數(shù)據(jù)如下表所示：表4-3模擬值與實測值誤差分析表編號（坐標mm）模擬值實測值相對誤差A（0，605，-804）128112552.07%B（0，-605，804）127212511.68%測溫點坐標分別為A和B（A、B兩點在實際條件下容易測量到數(shù)據(jù)）。根據(jù)表4-3可知，兩點溫度的模擬值與實測值相對誤差都小于5%，模型驗證可行，認為模型可靠。由于受模型本身誤差、測量儀器精度、測試過程操作誤差等因素的影響，現(xiàn)場實測值普遍低于模擬值。4.2計算結果分析4.2.1流場分析按照4.1.1節(jié)選擇的邊界和初始條件對陶瓷衛(wèi)生潔具輥道窯燒成帶模型進行仿真計算，通過在模型中選取一些特殊的截面，得到其速度場分布特性，可以以此為依據(jù)分析輥道窯燒成帶內的流場特性。截取燒嘴中心位置的X-Y截面的矢量圖如圖4-1所示，然后在輥道窯寬度方向截取X=±0.25m的兩個截面（兩個燒嘴的中心位置分別位于這兩個截面上）的速度矢量圖如圖4-2所示，再截取Y=0中心截面的速度矢量圖如圖4-3所示：圖4-1燒嘴中心位置的X-Y截面速度(m/s)矢量圖（a)X=0.25m截面速度矢量圖（b)X=-0.25m截面速度矢量圖圖4-2X=±0.25m截面速度(m/s)矢量圖圖4-3Y=0中心截面速度(m/s)矢量圖分析圖4-1，天然氣和空氣從燒嘴噴入爐膛，快速混合后點火燃燒，氣流速度急劇增加，在爐膛內產生了兩股射流。這兩股射流都向煙氣出口方向發(fā)生了一些偏移，靠近出口的燒嘴產生的射流最為明顯，原因是煙氣主流改變了射流煙氣的運動方向。燒嘴中噴出的射流主體部分流動到到窯壁后方向出現(xiàn)偏轉，且兩個燒嘴形成的射流主體部分流動方向相反，在流動到窯壁后發(fā)生的偏轉方向也相反，使得兩對射流主體部分產生了循環(huán)。射流產生的循環(huán)流體又促進各股射流之間的混合，強化了燒成帶內的傳熱過程，改善了爐窯的溫度場均勻性，提升陶瓷制品與煙氣的換熱效率。整個流場截面中燒嘴出口處的流體運動速度最大，天然氣和空氣在燒嘴出口區(qū)域發(fā)生劇烈燃燒，生成的高溫煙氣進入輥道窯內加熱陶瓷制品。天然氣和空氣劇烈燃燒之后，燃燒產物的焓值會大大增加，增加的焓值一部分轉化成了氣流的熱能，其余轉化成了氣流的動能。除此之外，混合氣體在燒嘴磚內吸熱迅速升溫，導致氣體內能激增而迅速膨脹，使得主流體流動速度急速增加2.5倍左右，其速度最高超過10m/s，促進了煙氣與陶瓷制品的換熱。由于天然氣在空氣中的燃燒強度隨距離增加大幅度降低，靠近對面窯壁的流體速度也下降迅速，最終只有0.5m/s左右。兩股射流產生的火焰的長度大概在300mm-500mm之間。從圖4-2可以看出燒嘴在噴出射流流體時初始時沿著爐窯壁面流動，之后主流方向發(fā)生變化，流體逐漸分散匯入了爐膛中。爐膛內氣流速度大部分小于1m/s，氣流運動較慢，煙氣在爐膛內的滯留時間較長，這有利于提高燒成帶的溫度場均勻性。從圖4-3可以看出，爐窯中心的流體速度基本穩(wěn)定在0.5m/s左右，只有少部分區(qū)域的流體流速由于受到燒嘴噴出的射流影響而出現(xiàn)較小的提高。4.2.2溫度場分析截取燒嘴中心X-Y截面溫度分布等值線圖如圖4-4所示，截取X=±0.25m截面溫度分布等值線圖如圖4-5所示，截取Y=0中心截面的溫度分布等值線圖如圖4-6所示：圖4-4燒嘴中心X-Y截面溫度(K)分布等值線圖（X=0.25m截面溫度等值線圖）（X=-0.25m截面溫度等值線圖）圖4-5X=±0.25m截面截面溫度(K)分布等值線圖圖4-6Y=0中心截面溫度(K)分布等值線圖圖4-4、圖4-5和圖4-6為在輥道窯燒成帶計算模型中選取的三個特殊截面上的溫度分布等值線圖，通過分析這三張溫度分布云圖，可以了解輥道窯燒成帶內的具體溫度分布特性。圖4-4中為燒嘴中心水平截面上的溫度分布情況，天然氣和空氣在燒嘴中混合，點火燃燒。由于天然氣不能在有限空間的燒嘴中充分燃燒，反應產生的熱量使混合氣體迅速膨脹，由于入口壓力影響以及自身的體積膨脹，混合氣體以遠高于燒嘴入口的速度噴入爐膛內形成射流，同時發(fā)生劇烈的燃燒反應產生火焰。從圖上可以看出，燒嘴附近溫度不高，因為燒嘴附近天然氣燃燒不劇烈，而在離開燒嘴一段距離之后，天然氣和空氣已經(jīng)充分混合后進行充分燃燒，此時火焰的溫度最高。由于受到窯爐出口附近的煙氣主流影響，靠近出口方向的燒嘴噴出的射流發(fā)生的偏移更加明顯。射流火焰周圍的溫度一般在1500K-1800K之間；爐膛內氣流主流溫度一般在1200K-1400K之間。由圖4-5可知，在燒嘴中心垂直截面上，靠近射流火焰區(qū)域的溫度場梯度分布十分明顯，而在離射流火焰較遠的區(qū)域溫度分布比較均勻。天然氣在空氣中燃燒產生高溫，使得火焰區(qū)域溫度瞬間提高到2000K以上，然后隨著燃燒過程結束，高溫氣流不斷向周邊進行散熱，最終達到了溫度平衡。由圖4-6可知，在爐窯的中心垂直截面上，爐膛內的溫度場分布比較均勻，部分區(qū)域由于燒嘴的射流火焰影響有所提高。從圖中還可以看出，爐窯中部的陶瓷制品所在區(qū)域溫度場比較均勻。燒嘴噴出的射流火焰和燃燒產生的熱量在沿途通過不斷的換熱，到達爐窯中心垂直截面時基本完成了溫度平衡，這種現(xiàn)象對提高陶瓷制品出爐質量有益。4.2.3溫度分布均勻性評價體系的建立本研究采用三個無量綱量[[]Y.Yang,M.A.Reuter,D.T.M.Hartman.CFDmodellingforcontrolofhazardouswasteincinerator,ControlEnginerringPractice,2003,11,93-101.-[]Y.Yang,M.A.Reuter,D.T.M.Hartman.CFDmodellingforcontrolofhazardouswasteincinerator,ControlEnginerringPractice,2003,11,93-101.[]J.M.Veranth.GD.Silcox,D.W.Pershin.Numericalmodelingofthetemperaturedistributioninacommercialhazardouswasteslaggingrotarykiln,EnvironmentalScience&Technology,1997,31,2534-2539.（1）過熱溫度：（4-1）公式（4-1）中，是陶瓷制品交叉直線上所取點溫度的最大值，為陶瓷制品所有點溫度的平均值，計算方式為：（4-2）過冷溫度：（4-3）公式（4-3）中，為陶瓷制品交叉直線上所取點溫度的最小值。溫度離散系數(shù)的計算公式為：（4-4）公式（4-4）中的是溫度的標準差，計算公式為：（4-5）公式（4-5）中，是交叉直線上選取的節(jié)點的個數(shù)。離散系數(shù)又稱變異系數(shù)，是統(tǒng)計學當中的常用統(tǒng)計指標，主要用于比較不同水平的變量數(shù)列的離散程度及平均數(shù)的代表性。它是一個無量綱量。離散系數(shù)最適合表征陶瓷制品外表面的溫度分布均勻性：離散系數(shù)越大，溫度分布越不均勻；越小，溫度分布越均勻。與則顯示出最高溫度和最低溫度與平均值的偏差。本研究通過對陶瓷制品外表面的溫度分布情況進行模擬，計算、和的范圍來分析輥道窯燒成帶內溫度場分布均勻性。4.2.4陶瓷制品外表面溫度分布首先設定兩個陶瓷制品分別為制品壹、制品貳，然后分別命名兩個坯體的六個面為面和面，如圖4-7所示。圖4-7衛(wèi)生潔具溫度測量點分布圖以制品壹的面1為例，作該面的對角線，并在對角線上每相隔一定單位長度選取一個點作為測溫點，如圖4-7所示。制品壹、貳的其他面也用同樣的方式選取測溫點，并逐一找到各點的對應坐標，然后使用FLUENT軟件輸出各點對應的溫度模擬數(shù)值。所有點的數(shù)值如下表4-4、4-5所示。表4-4陶瓷制品（壹）各測溫點溫度值（單位：K）測溫點溫度測溫點溫度測溫點溫度測溫點溫度測溫點溫度測溫點溫度111781120811211112041120711206211722121421207212022120221211311653121131204312073119831214411714120641199411994119541211511815119651192512085118851209611846119261188612026118361207711897118871185712027118171203811968118581181812068117781208911799120191196912049118991211101177101208101210101203101205101212111173111216111206111205111200111207121165121212121202121206121199121213131170131205131197131198131196131216141179141217141190141211141191141215151183151193151185151209151185151211161187161187161182161203161179161212171193171183171178171206171174171209平均值117912011195120411911210在基礎工況和初始燃料入口速度和空燃比條件下，測得的陶瓷制品壹、貳的外表面最高溫度分別為1216K和1214K，最低溫度分別為1165K和1175K；且兩個陶瓷制品的后表面的平均溫度最高，前表面的平均溫度最低，極大與極小溫差分別為51K、39K，都比兩個陶瓷制品外表面平均溫度的5%（約59.8K）要小，說明該輥道窯對陶瓷制品的燒制效果都比較好。表4-5陶瓷制品（貳）各測溫點溫度值（單位：K）測溫點溫度測溫點溫度測溫點溫度測溫點溫度測溫點溫度測溫點溫度111751120811202112051120811206211772120521199212012120921211311813120331198311973120731210411834120141194411934120841207511865119551190511945120651209611886119261185611966120261213711917119171183712017119771211811968118781179812068119481209911869119791191912019120691211101189101207101201101210101203101213111187111204111198111206111205111214121184121202121196121202121205121209131186131199131192131201131208131207141181141196141189141198141204141209151183151191151188151196151202151211161185161188161185161191161206161212171187171185171180171188171201171208平均值118511971191119912041210分析上述兩表中陶瓷制品上下表面的平均溫度。陶瓷制品壹上表面的平均溫度為1195K，下表面的平均溫度為1204K，平均溫差為9K；陶瓷制品貳上表面的平均溫度為1191K，下表面的平均溫度為1199K，平均溫差為8K。輥道窯燒成帶內陶瓷制品的上下表面平均溫差都較小，說明陶瓷制品在燒成過程中爐窯環(huán)境良好。4.2.5陶瓷制品外表面溫度均勻性分析與評價根據(jù)章節(jié)（4.2.3）介紹的溫度分布均勻性評價標準，通過計算表4-3和4-4的數(shù)據(jù)可得：，。進一步計算得：，；，。又陶瓷制品的溫度離散系數(shù)計算公式為：，所以計算得：，。由章節(jié)（4.2.3）可知，所有統(tǒng)計值都是越小越好。從上述計算結果可以看出，陶瓷制品貳的三個評價指標都要優(yōu)于陶瓷制品壹，這表明陶瓷制品貳的外表面溫度分布均勻性要比陶瓷制品壹好一些。之所以出現(xiàn)這種現(xiàn)象是因為回流影響造成的，輥道窯左側的燒嘴比輥道窯右側燒嘴更接近窯爐煙氣出口，其產生的射流對爐膛內主流的流動狀態(tài)影響小于右側燒嘴的射流的影響。所以位于左側的陶瓷制品貳的溫度均勻性要略好于右側的陶瓷制品壹的溫度均勻性。4.3章節(jié)小結本章主要通過數(shù)學建模的方法模擬了陶瓷衛(wèi)生潔具輥道窯燒成帶內的流場、溫度場得出以下結論:(1)燒嘴天然氣射流火焰最大速度為10m/s,火焰長度在300mm-500mm之間；噴嘴的射流形成微小的流體循環(huán)，該循環(huán)對加強制品換熱有益；燒嘴的射流火焰受主流煙氣的影響產生不同程度的偏移；煙氣在窯內的流動時間較長，窯內溫度場均勻性效果好。(2)火焰附近溫度分布處于1500K-1800K之間，輥道窯爐膛內除煙氣出口附近的溫度分布受回流影響呈現(xiàn)梯度分布外，其余區(qū)域的氣流溫度一般在1200K-1400K之間。(3)基準工況下，該輥道窯對陶瓷制品的燒制效果比較好。由于受到回流的影響，陶瓷制品貳的溫度均勻性要略好于陶瓷制品壹。

第5章主要工藝控制參數(shù)優(yōu)化研究本章節(jié)主要著手于對燃料入口速度的優(yōu)化和空燃比的優(yōu)化，尋找兩者與輥道窯燒成帶內溫度均勻性之間的量化關系，找到最優(yōu)設置參數(shù)。由于本課題需要同時研究燃料入口速度和空燃比對燒成帶溫度均勻性的影響，而這兩個因素會相互影響，且兩者同時影響燒成帶的溫度均勻性，所以應當固定其中一個因素，改變另一個因素的數(shù)值來分別研究其影響效果。5.1輥道窯燒成帶燃料入口速度因素優(yōu)化研究在研究燒成帶燃料入口速度對爐窯內溫度場均勻性的影響時，應當先將空燃比設置為一個定值。本研究在優(yōu)化燃料入口速度時將空燃比設定為燒嘴噴出的燃料、空氣入口速度比為3.2（該值為現(xiàn)場實測值），即：以第4章的仿真模擬為基礎，設定第一組數(shù)據(jù)的燃料入口速度為4.3m/s。由于空燃比保持不變，所以燃料、空氣入口速度比也保持不變，可算得空氣入口速度為1.34m/s。然后以第一組數(shù)據(jù)為中心，增加或減小燒料入口速度，并計算出各自對應的空氣速度，將其分別設定為其他組別。測算數(shù)據(jù)，分析陶瓷坯體離散系數(shù)的變化規(guī)律。由于求取陶瓷制品的溫度離散系數(shù)的計算量太大，為了節(jié)約研究時間，本研究在探究燃料入口速度和離散系數(shù)的規(guī)律時，只選取了溫度均勻性較差的陶瓷制品壹為研究對象，認為兩個陶瓷制品的規(guī)律變化是一樣的。最終得到的變化規(guī)律如表5-1所示。根據(jù)表5-1可知，燃料入口速度為4.5m/s，空氣入口速度為1.41m/s時，陶坯溫度離散系數(shù)最小為3.13×10-4，此時陶瓷制品的溫度均勻性達到最佳。當增加或者減小天然氣的入口速度，陶坯溫度離散系數(shù)都會增加，因此當天然氣、空氣入口速度比恒定為3.2時，在正常工況下，該輥道窯燒成帶的燃料入口速度應設置為4.5m/s。5.2