空气助燃与全氧燃烧玻璃熔窑热工特性的对比分析

空气助燃与全氧燃烧玻璃熔窑热工特性的对比 分析 定性数据统计分析pdf销售业绩分析模板建筑结构震害分析销售进度分析表京东商城竞争战略分析 空气助燃与全氧燃烧玻璃熔窑热工特性的 对比分析 第37卷第6期 2009年12月 玻璃与搪瓷 GLASS&ENAMEL V01.37No.6 Dee.2009 空气助燃与全氧燃烧玻璃熔窑 热工特性的对比分析 李会平,薛佳杰 (华东理工大学无机材料系,上海200237) 摘要:依据燃料燃烧理论和窑内辐射传热原理,应用改进的火焰空间传热模型,从理论角度对空 气助燃与全氧燃烧玻璃熔窑的热工特性进行了初步的对比计算分析.计算结果表明,对燃甲烷 天然气玻璃熔窑,全氧燃烧产生的烟气量仅为空气助燃时的三分之一,而理论燃烧温度远高于空 气助燃时的温度,在相同的火焰温度要求下,全氧燃烧可大大节约燃料,减少烟气带走的热量;全 氧燃烧时,烟气中二氧化碳和水蒸汽的含量约为空气助燃时的3.5倍,由此而导致火焰黑度大幅 提高,约为空气助燃时的2.3倍,火焰辐射给玻璃料液面的热量增加35%;火焰温度升高,火焰 黑度略有下降,火焰辐射给玻璃料液面的热量增大;胸墙增高,气层有效厚度增大,火焰黑度增 加,火焰辐射给玻璃料液面的热量也增大. 关键词:玻璃熔窑;全氧燃烧;热工性能;辐射传热;计算机计算 中图分类号:TQ171.6221文献标识码:A文章编号:1000—2871(2009)06—0001—05 AComparativeStudyonThermotech. nical PerformancebetweenAir—fueland Oxy?——fuelGlassMeltingFurnaces L/Hui—ping,XUEJia—fie (DepartmentofInorganicMaterials,EastChinaUniversityofScienceandTechnology,Shanghai200237,China) Abstract:Basedonthetheoriesoffuelcombustionandtheprinciplesofheattransferinfumace,a comparativestudyonthermotechnicalperformancebetweenair——fuelandoxy—— fuelglassmelting fumaceshasbeencarriedouttheoreticallybyapplyingthemodifiedwellstirredmodelofheattransfer inglassfurnace.Thecalculatedresultsshowthatthequantityofwastegasfromoxy— fuelisonlyabout onethirdofthatfromair——fuelandthetheoreticalcombustiontemperaturebyoxy—— fuelismuchhigher thanthatbyair— fue1.Theconcentrationsofcarbondioxideandwatervaporinwastegasfromoxy— fuelareabout3.5timesashighasthosefromair— fue1.Thusitresultsthattheflameemissivityofoxy — fuelis2.3timesashJghasthatofair—rueIanda35percentincreaseofthenetradiativeheat transfersfromflametoglassme.Withincreasingflametemperature,theemissivityofflamedecreases slightlyandthenetradiativeheattransferfromflametoglassmeltincreases0bvious1y . Ahigherbreast wallwillenhancetheradiati.nbeamthickness ,andthusleadt.anincrease.fnetradiativeheat 收稿日期:2009—07—29 作者简介:李会平,男,博士,主要从事材料制备, 加工,生产过程开发与分析.l:o ? 2?玻璃与搪瓷2009年12月 transferfromflametoglassmeltduetotheincreaseofflameemissivity Keywords:oxy—fuelcombustion;thermalperformance;radiationheattransfer;glassfurnace; computercalculation 0引言 全氧燃烧是近年来国内发展迅猛的一种先进玻璃熔制技术,由于其独特的环保,节能等特点,已引起人 们广泛的重视.在国外,全氧燃烧已是一种较成熟的技术,但限于技术保密等原因,国外公司的介绍大多数 据不够全面或带有宣传性的色彩?.国内自上世纪90年代起,开始介绍这方面情况并进行了一些探究工 作.到目前为止,国内不少工作仍停留在综合总结国外先进技术的层面-61. 本文依据燃料燃烧理论和窑内辐射传热原理,应用改进的充分搅拌火焰空间传热模型,从理论角度对空 气助燃和全氧燃烧熔窑的热工特性进行了初步的对比计算分析,以期对全氧燃烧技术有更进一步的认识. 1计算分析原理 1.1燃料燃烧计算 以甲烷天然气燃料燃烧计算为例. 对空气助燃: CH4+20,+7.5N,=CO,+2H,0+7.5N, 对全氧燃烧: CH4+202=CO2+2H20 当空气系数=1.1时,计算得空气量,烟气量和烟气成分如表1. 表1空气助燃与全氧燃烧时空气/氧气需要量,烟气生成量及烟气组成 从表1可见,全氧燃烧时氧气需要量和烟气生成量远小于空气助燃时的空气需要量和烟气生成量(全 氧燃烧的烟气量约为空气助燃烟气量的三分之一),这将大大减少对供气,排烟系统的要求,有利节约一次 性投资(指烟道管路等设备,不包括制氧设备);由于烟气量的降低,在相同的燃烧温度下,烟气带走的热量 将大大降低,有利节约能源. 从表1也可看出,全氧燃烧时烟气中二氧化碳和水蒸汽含量远远高于空气助燃时的二氧化碳和水蒸汽 含量,约为3.5倍,对不发光火焰,这将大大提高火焰的黑度,有利于火焰与玻璃料液面的辐射传热(具体结 果见下文的计算). 从表l这可看出,全氧燃烧时烟气中几乎没有氮气存在,避免了高温时NO的形成,有利于环境保护. 1.2燃烧温度计算 在工业炉温度范围内,CO:和H0分解消耗的热量很少,理论燃烧温度可按下式计算: Q+Cftf+VaCt th————一 式中:Q.为燃料低位热值,气体燃料的低位热值与气体组成有关,可按如下公式计算: 第37卷第6期玻璃与搪瓷?3? Q:126CO+108H2+358CH4+590C2H4+232H2S 对甲烷天然气,经计算得Q=35800kJ/Nm;V,为烟气生成量和空气/氧气需要量,见表1;t,t分 别为燃料和空气/氧气的温度,为简化分析,先假定燃料,空气和氧气均不预热,为室温20oC;C,C为燃料 和空气/氧气的比热容,经查表得到,20时,c=1.5844kJ/Nm?qC,C=1.296kJ/Nmoc,Co,= 1.3074kJ/Nm.?oc;c为烟气比热容,烟气比热容与烟气组成,温度有关,烟气组成对比热容的影响可按组 成进行加和计算,由于烟气比热容与温度的依存关系,烟气温度需进行试差计算,在上述条件下,试差计算结 果见表2. 表2空气助燃与全氧燃烧时的燃烧温度(高温系数,研=0.75) 从表2可见,对空气助燃,实际燃烧温度约为I440?;而对全氧燃烧,实际燃烧温度远大于1600?. 因此,对空气助燃,空气预热是必要的,预热既能保证必要的火焰温度,又能回收烟气的部分余热,提高熔窑 热效率.而对全氧燃烧,氧气无需预热已能满足玻璃熔化对火焰温度的要求. I.3火焰黑度计算 火焰黑度是影响熔窑热工特性的一个重要因素,直接关系到窑内火焰和窑墙辐射传给玻璃料液面的热 量. 火焰黑度主要受两方面因素的制约.一是火焰中粉尘,炭黑和焦炭等固体微粒形成的发光辐射,这部分 辐射形成的黑度与火焰中固体微粒的大小,数量及其在空间中的分布密切相关,在目前条件下,要精确弄清 楚这个问 题 快递公司问题件快递公司问题件货款处理关于圆的周长面积重点题型关于解方程组的题及答案关于南海问题 尚有困难.影响火焰黑度的另一因素是火焰中有辐射能力的气体分子的数目,主要是CO和 H:0(蒸汽)的分子数目,而这又受烟气中CO,H:O(蒸汽)的浓度和气层有效厚度的影响.对于净化的天然 气,其燃烧产生的火焰可视为不发光火焰,不发光火焰的黑度主要由CO和H.0(蒸汽)的数量决定,可按下 式计算: f=1一eg..2H20'](2) 式中,/3为火焰特征系数,对不发光火焰,=1;P.,,P分别为二氧化碳和水蒸汽的分压,Pa;1为气层 有效厚度,in;为辐射能在火焰中的减弱系数,与火焰温度,水蒸汽和二氧化碳的分压,气层有效厚度等有 关,可从下式计算: :二=(1—0.38×10-3T=——===二二二=二==二=二ll—U.j×. ^ /(co,+H,o)z~)PP ,空气助燃与全氧燃烧产生的烟气组成有很大不同,这必将对火焰黑度由表1可知 和窑内火焰空间的辐 射传热产生重要影响. 1.4火焰空间辐射传热计算 熔窑火焰空间内的传热是一个非常复杂的传热问题,涉及流体的射流流动,燃料燃烧,对流和辐射传热, 严格而精确的分析计算需要用到专门的计算流体动力学和计算传热学分析软件,计算工作量大且计算数据 结果不直观. 研究表明,玻璃熔窑火焰空间内的传热主要以辐射为主,辐射传给玻璃液的热量约占总传热量的 80%一90%.因此,作为计算分析的第一步,可以先只考虑辐射传热的作用.为简化起见,我们以燃甲烷天 然气的熔窑为例进行计算分析. 假设天然气在熔窑内产生的火焰为灰色的不发光火焰,火焰充满整个熔窑,并得到充分混合,每一个/对 火焰可视为一个温度.应用充分搅拌的零维模型,并用奥本海姆辐射网络分析,可得火焰和窑墙辐射传给玻 ?? 玻璃与搪瓷2009年l2月 璃料液面的净热量为J: Q==Q.,Q,=:c.:;:——;;—i—:;:——::;;—:—;;::;j;;c3 式中:Q,Q分别为火焰和窑墙辐射给玻璃料液面的净热量,w;,,分别为火焰,窑墙内表 面和玻璃料液面的平均温度,K;,,,分别火焰,窑墙内表面和玻璃料液面的黑度;F为玻璃液面的面 积,m;为窑墙与玻璃料液面的辐射传热角系数;C.为黑体辐射系数;,日,c是公式中的系数,分别为: A=f[1+(1一占)(1—8f)] B=(1—f) C=sm[sf)(1,sw)(1—f)+(1一f)+f] 从上式可见,在火焰,窑墙内表面,玻璃料液面平均温度一定时,火焰和窑墙辐射给玻璃料液的净热量直 接与火焰黑度,有关.不发光火焰的黑度可按式(2)计算. 2计算结果与分析 根据上述模型,对空气助燃和全氧燃烧熔窑进行了计算.计算用到的基本数据:火焰温度,=1823 K;玻璃料液面温度,Tm=1723K;窑墙内表面温度,Tw=1773K;玻璃料液面黑度,占=0.67;窑墙内表面黑 度,=0.66;窑体尺寸:长12m;宽6m;胸墙高1.2m;股跨比1/7.5. 计算得到的窑墙与玻璃料液面的角系数为:=F/F=0.576,火焰黑度和火焰辐射给玻璃料液面的热 量见表3 表3空气助燃和全氧燃烧时的火焰黑度与火焰辐射给玻璃料液面的热量 从表3可见,在相同的熔窑结构尺寸和基本热工参数下,全氧燃烧时的火焰黑度约为空气助燃时的2.3 倍,由此带来的火焰和窑墙辐射传给玻璃料液面热量的大幅提高,增加约为35%. 由式(2)可知,火焰黑度除与火焰中二氧化碳和水蒸汽的浓度有关外,还与火焰温度和气层的有效厚度 有关.气层有效厚度与熔窑结构尺寸,主要是胸墙高度有关.在全氧燃烧熔窑中,为 防止窑顶的烧损,国外 采用了高碹顶结构.为考察这两个参数的影响,我们进行了相应的计算. 2.1火焰温度的影响 计算的火焰温度对空气助燃与全氧燃烧时火焰黑度和火焰辐射给玻璃料液面的热量的影响如图1和图 2所示. 葡巨至堕三孺 涨 火焰温度(7-,)/K 图1火焰温度对火焰黑度的影响 量 0 蚓 蕞 蕊 火焰湿度(Ts)/K 图2火焰温度对火焰辐射给玻璃料液面的热量的影响 第37卷第6期玻璃与搪瓷?? 从图1可见,随火焰温度升高,火焰黑度略有下降.从图2可见,随火焰温度升高,火焰辐射给玻璃料液 面的热量增加.火焰辐射给玻璃料液面的热量是火焰黑度和火焰温度共同作用的结果,综合图1和图2结 果,表明火焰温度在火焰空间传热中起更重要的作用. 2.2胸墙高度的影响 胸墙高度对窑墙与玻璃料液面角系数和气层有效厚度的影响见表4.胸墙高度对空气助燃与全氧燃烧 时的火焰黑度和火焰辐射给玻璃料液面的热量的影响如表5. 表4胸墙高度对窑墙与玻璃料液面角系数的影响 从表4可见,随胸墙高度增加,窑墙与玻璃料液面的角系数减小,气层有效厚度增 大. 表5胸墙高度对火焰黑度和火焰辐射给玻璃料液面的热量的影响 从表5可见,随胸墙高度增加,空气助燃和全氧燃烧时的火焰黑度均增加.这主要是因为胸墙高度增加 后,气层有效厚度增加所致. 从表5也可看出,在窑墙,火焰和玻璃料液面温度不变的条件下,随胸墙高度增加,火焰辐射给玻璃料液 面的热量也略有增加.这是窑墙与玻璃料液面角系数减小(见表4)和火焰黑度增加(见表5)共同作用的结 果,这一结果与经典的火焰空间零维模型是一致的.胸墙高度增加后,气层有效厚度增大,火焰黑度增大,有 利火焰与玻璃料液面之间的辐射传热;但也应该注意到,胸墙高度增加的同时,窑体散热面也增加,窑体内表 面温度和火焰温度均可能发生变化.对这一问题,我们将另文考虑. 3结论 依据燃料燃烧理论和改进的充分搅拌火焰空间传热模型,对空气助燃和全氧燃烧玻璃熔窑的基本热工 特性进行了对比计算分析,更具体地阐明了全氧燃烧的特性. (1)烟气量的大幅减少和理论燃烧温度的大幅提高是全氧燃烧节约燃料,进而节能的主要原因. (2)全氧燃烧时,烟气中二氧化碳和水蒸汽浓度的提高能较大幅的提高不发光火焰的黑度,增加火焰和 窑墙辐射给玻璃料液面的热量. (3)随火焰温度的提高,不发光火焰的黑度略有降低,而火焰辐射给玻璃料液面的热量稍有增加,表面 火焰温度在窑内火焰空间传热中具有更重要的作用. (4)胸墙加高,气层有效厚度增加,有利火焰辐射热量给玻璃料液面.但也应注意到,胸墙加高的同时, 窑墙散热也会增加,火焰与窑墙内表面的温度均可能发生变化,更全面的计算分析 有待进一步的深入. (下转第15页) 第37卷第6期玻璃与搪瓷?5? (3)阻碍电极移动的次梁改造. 最终,虽然电极前移最大距离100mm,但通过处理依然保障了电极,池底的安全. 3.3池底次梁加固 随着池底耐火材料纵向膨胀位移加大,在摩擦力作用 下,池底加料端部分次梁以及电极区域次梁,随池底移动 严重前倾,次梁与主梁问倾缝最大达到20mm(见图6),情 况危急. 技术人员分析受力:熔窑整体重力所造成的压力较大 为主要作用力,主梁,次梁问为自由连接,在倾斜的次梁加 料端侧焊接斜支撑作用下,一定程度可以减弱次梁的进一 步恶化,之后,随着受力稳定,在熔窑重力作用下,次梁很 有可能逐步恢复. 图6次梁前倾处理示意图 池底 次梁 主梁 制定措施进行改造,改造实施后,池底次梁倾斜逐步受控,并随着窑炉的运行倾缝逐步缩小,目前不足 10mm. 4结束语 本次烤窑历时22天,最终顺利出料,烤窑效果良好,实现了生产迅速恢复的目标.主要经验是: (1)二次启动时,池底,小炉底钢结构多会出现锈死现象,影响烤窑过程中窑体的自由膨胀,是烤窑过程 的难点,制定热处理 方案 气瓶 现场处置方案 .pdf气瓶 现场处置方案 .doc见习基地管理方案.doc关于群访事件的化解方案建筑工地扬尘治理专项方案下载 需综合考虑,仔细论证. (2)区别于首次启动,熔窑大碹及格子体已烧结为一体,并且耐火材料已进行过一 次晶型转变,增加了 烤窑的难度,这些在制定烤窑方案时均需区别对待. (3)本次烤窑过程中,锆质捣打料与电极的处理是一个矛盾.保护电极需在电极表面铺设玻璃,尽量使 电极不接触明火;而表面铺设玻璃层厚时,池底温度下降,影响锆质捣打料的烧结. 参考文献: [1]杨立臣.热风烤炉的实践与探讨[J].玻璃与搪瓷,1996,24(4):15—18 [2]陈国平,毕洁.玻璃工业热工设备[M].北京:化学工业出版社,2007. (上接第5页) 参考文献: [1]WilliamTKobayashi,袁钧卢,JVisus,等.浮法玻璃窑炉的全氧燃烧技术[J].建筑玻璃与工业玻璃,2008,(5):6—11. [2]于云林,周志豪.全氧燃烧技术在玻璃窑炉上的应用[J].玻璃与搪瓷,1994,22(1):33—38. [3]孙承绪.全氧燃烧池窑中若干技术问题的探讨[J].玻璃与搪瓷,2002,30(1):47—52. [4]陈国乎,李慧,吕承珍,等.玻璃熔窑全氧燃烧技术及其耐火材料的研究进展[J],材料导报,2008,22(4):22—25. [5]金明芳,何峰,谢峻林,等.玻璃窑用全氧燃烧技术及燃烧器的研究进展[J].国外建材科技,2007,28(5):76—80. [6]徐嘉麟.再论玻璃熔窑的全氧燃烧[J].国外建材科技,2008,29(4):86—90. [7]GDatsehefski.Atheoreticalstudyofnatuialgasflameluminosityinglassfurnaceheattran sfer[J].GlassTechnology,1969,10(4):107—113 [8]沃尔夫冈.特里尔.玻璃熔窑一构造与运行特性[M].上海:全国玻璃搪瓷工业科技情报站,1989:134. [9]胡昌盛,王介峰,徐坤忠.保温对玻璃池窑火焰系统传热的影响[J].玻璃与搪瓷,2000,28(6):11,17.