金明芳, 何峰, 谢峻林, 等丨700 t/d浮法玻璃熔窑中玻璃液流动特性与澄清过程研究

文摘 2024-05-21 17:02 北京

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700 t/d浮法玻璃熔窑中玻璃液流动特性与澄清过程研究

金明芳 ¹ 何峰 ² 谢峻林 ²梅书霞 ¹李全亮 ¹

1. 武汉理工大学材料科学与工程学院，湖北武汉 430070
2. 北京工业大学材料与制造学部，北京 100124

DOI：10.12034/j.issn.1009-606X.223215

摘要从新的视角研究了浮法玻璃熔窑中玻璃液的流动与澄清。利用Ansys CFD软件，对浮法玻璃熔窑内玻璃液流场进行了模拟计算，分析了池窑内玻璃液温度分布和流动特性，在此基础上进一步分析了玻璃液气泡的澄清过程。结果表明，沿窑长方向，玻璃液表面与池底温度分别呈现两个山形分布，玻璃液在池窑内形成三个大范围环流，澄清部前进流和回流速度均先增大后减小。池深方向由液面到池底，玻璃液温度呈梯状递减，在离液面约400 mm深度处液流前进速度为0，热点以后此面以上液流向卡脖平稳流动，到达卡脖处的最短时间为418 s，在此时间内，直径大于1.2 mm的气泡在随液流到达卡脖前可排出，直径小于1.2 mm的气泡能否排出还需进一步研究气泡的上浮和变化规律。

关键词浮法玻璃熔窑；玻璃液；数值模拟；流动特性；澄清

1 前言

浮法玻璃工艺自1959年发明以来，已经成为当今平板玻璃产品的主要生产方法^[1]。浮法玻璃的生产要经历1550℃以上高温的熔制、澄清、均化等热工过程。浮法玻璃熔窑多为大型蓄热式横火焰窑，其玻璃液的流动方向与燃烧火焰的方向呈垂直模式。由于熔制工艺需要以及对各小炉燃料用量的比例控制，浮法玻璃熔窑火焰空间与窑池内部沿窑炉长度方向上温度分布呈山形分布。制备浮法玻璃时，玻璃的澄清过程关乎玻璃的质量。因此，工程技术人员非常重视玻璃的澄清质量，对此展开了大量研究，研究主要集中于玻璃中气泡的形成机理、气泡中气体成分分析、各类澄清剂对浮法玻璃澄清质量的影响和浮法玻璃澄清工艺对玻璃澄清质量的影响^[2-6]。

Lee等^[7]研究了Na₂SO₄, As₂O₃和Sb₂O₃在玻璃澄清中的作用机制和澄清效果，同时将高温分解型澄清剂 Na₂SO₄+C与变价氧化物澄清剂共同使用，以扩大玻璃的澄清温度范围。武林雨等^[8]研究了不同澄清剂类型对超白浮法平板玻璃可见光透过率的影响。相比于高温分解型澄清剂Na₂SO₄+C，氧化还原型澄清剂CeO₂+NaNO₃具有更显著的氧化性，可以有效调控玻璃中铁的价态，使Fe²⁺/Fe_总呈现减少的趋势，而Ce⁴⁺的自身着色和紫外截止效应可能会影响可见光的透过率。贾阳等^[9]通过高温熔化观测系统研究了单独加入Na₂SO₄或CeO₂时玻璃的澄清效果，加入澄清剂的玻璃中剩余气泡远少于不加入澄清剂的玻璃。多元复合澄清剂C+Na₂SO₄+CeO₂降低了澄清的起始温度，发挥了梯级澄清效果，有利于提升玻璃熔制质量。赵玉华等^[10]研究了较低芒硝含量(1.60wt%~2.40wt%芒硝)条件下，与氧化铈形成复合澄清剂时浮法玻璃的澄清情况。在0.265wt%的氧化铈的条件下，芒硝含量由1.60wt%逐渐增加至2.40wt%，气泡数目逐渐减少，复合澄清剂的澄清效果逐渐增强，浮法玻璃的光学性能得到改善。唐文鹏^[11]探讨了超白浮法玻璃澄清工艺，分析了玻璃熔体在玻璃熔窑内的特性，讨论了超白玻璃生产中气泡缺陷的成因，认为现有超白玻璃生产工艺制度存在温度过高等问题，对超白浮法玻璃澄清工艺的改进提出了建议。

杨剑等^[12]通过计算机模拟研究了超白浮法玻璃生产中液流的行为，结合玻璃液流和温度的特征分析了超白玻璃生产过程中熔窑泡沫区域的位置与长度，探讨了玻璃在熔制过程中还原性增强的原因以及超白玻璃生产中气泡的形成机理和容易出现的几种气泡类型。Pigeonneau等^[13]研究了玻璃液中气泡的形成及其在上浮过程中的传质作用，并将数值计算应用于钠钙硅和硼硅酸盐玻璃成形液体。钱学君等^[14]对浮法玻璃熔制过程中气泡的来源、气泡的长大过程以及澄清机理进行了探讨，提出了消除气泡的方法。

对于大型浮法玻璃熔窑，其温度场、玻璃液流场复杂，导致玻璃液的澄清过程也变得复杂。现有研究中，工程技术人员更加关注澄清剂对玻璃澄清效果的影响。本工作通过数值模拟分析了特定结构的700 t/d浮法玻璃熔窑中玻璃液流的行为，通过温度场控制玻璃液的流动，分析了浮法熔窑中泡沫区域、热点的位置，考察了澄清区域的长度等因素对玻璃澄清的影响，得到了澄清区域内稳定玻璃液流的纵向流动速率变化规律及适于澄清的玻璃液层的厚度。本工作将纵向流动速率变化、适于澄清的玻璃液层的厚度、玻璃液中不同直径气泡的上浮排出等复杂因素耦合在一起，探讨澄清区域内纵向稳定流动的玻璃液流中气泡的排出情况，从而判断对于某一特定玻璃熔窑玻璃澄清所需要的时间及对应的澄清区长度，可为浮法玻璃的生产提供参考。

2 浮法玻璃熔窑中玻璃液流动的模拟

玻璃池窑内玻璃液的流动直接影响玻璃液中气泡澄清及排出。采用Ansys CFD对浮法玻璃熔窑内玻璃液流场进行模拟计算，得到玻璃液的温度场和速度场。根据玻璃池窑内玻璃液流场、温度场模拟结果，可追踪玻璃液在窑内的运动轨迹，进而可统计得到池窑内各环流区域的分布位置、玻璃液上层稳定流层的深度以及玻璃液的流速。通过温度场可统计得到热点位置、热点到卡脖的距离、窑长及窑深方向的温度和密度分布，进而计算得到可保证玻璃液澄清的最短时间、停留时间分布等，为探究浮法玻璃熔窑内气泡的澄清过程与机理分析提供依据。

2.1　研究对象及工艺参数

以某700 t/d的浮法玻璃熔窑的下部池窑为研究对象，模拟分析玻璃池窑内玻璃液的流动与传热规律。此熔窑熔化区有7对侧烧小炉，燃料为天然气。玻璃熔窑内部空间及池窑部分结构尺寸如图1所示。按照实际尺寸建立玻璃池窑的三维几何模型，采用ICEM CFD对几何模型进行网格划分，为保证网格的质量及计算结果的准确性，网格全部为六面体网格单元。几何模型及网格划分如图2所示。为保证计算的精度和效率，模拟计算前需对网格独立性进行验证。图3为玻璃池窑出口面上最大速度值随网格数的变化，由图可知，当网格数超过40万时，出口面上最大速度随网格数变化幅度较小，波动幅度不超过0.4%，在允许误差范围之内，而网格数超过80万时，出口面上最大速度基本无变化。综合网格独立性检验的结果、计算效率、网格质量考虑，模拟时采用长、宽和高分别约为0.2, 0.15和0.06 m的六面体网格，网格单元数约为51万。

图1 玻璃熔窑结构示意图

Fig.1 Schematic diagrams of the structure of the glass furnace

图2 几何模型及网格划分图

Fig.2 Geometric model and meshing diagrams

图3 网格独立性检验

Fig.3 Mesh independence verification

2.2　数学模型

玻璃熔制过程除有配合料吸热、部分组分挥发、熔融等复杂传热与传质过程外，还有固相反应、水化物分解等化学反应过程，模拟时为简化模型，作以下假设^[15,16]：(1) 不考虑配合料熔融和泡液层对流动状态的影响，即几何模型不考虑配合料区，数学模型除去配合料熔化模型，模型入口处物料为1300 K的玻璃熔体；(2) 忽略玻璃熔融过程中发生的各种物理化学变化，玻璃熔体成分均一，不因所处熔窑位置变化而发生改变；(3) 进行流场的数值模拟时，忽略玻璃熔体中溶解的气体以及玻璃液中的气泡对玻璃液流动的影响。

根据质量守恒、动量守恒和能量守恒原理，玻璃池窑内玻璃熔体的流动与传热过程中的控制方程如下。

(1) 能量方程

(1)

其中，ρ为流体密度，T为热焓，u为流体速度，k为导热系数，C_p为热容，S_r为热源源项。

(2) 动量方程

(2)

其中，ρ为流体密度，u为流体速度，p为流体所受压力，μ为流体黏度。

(3) 物性参数

玻璃池窑内流动和传热的介质是玻璃液，而在Fluent中，模拟流体的物理特性主要通过设定流体的密度、黏性、比热容、热导率四个性能参数完成。玻璃液的物性参数如表1所示。

表1 玻璃液物性参数Table 1 Physical properties of glass melt

Note: T is temperature in Kelvin.

(4) 流体模型和数值算法

对连续相(液相)采用Realizable k-ε双方程湍流模型。流体在壁面采用无滑移的边界条件，近壁面区域采用壁面函数法进行处理。控制方程采用控制容积法进行离散，能量和动量使用二阶迎风格式，其余变量使用一阶迎风格式进行离散。压力和速度耦合采用Coupled算法求解。迭代求解时，收敛标准为能量项残差小于10^-6，其余各残差小于10^-3。

2.3　边界条件

进行模型设置时，未考虑配合料的熔化，模型入口物料为温度为1300 K的玻璃熔体。为了消除与实际工况不符的假设对模拟计算结果准确性的影响，池窑入口为玻璃池窑前端的方形平面，边界类型设置为速度入口，速度沿深度方向变化，即速度为深度方向坐标Z的函数，速度方向为入口平面法向。依据实际玻璃在熔制过程中未出现质量损耗，即入口处投入的配合料可形成的玻璃量为700 t/d，入口平均流速计算见公式(3)。

(3)

其中，v_inlet为入口处玻璃液沿窑长(X轴)方向的速度(m/s)，m为熔化量(kg)，ρ为1300 K时玻璃液的密度(kg/m³)，s为投料口入口处面积(m²)，t为时间(s)。结合实际工况，考虑配合料料堆的熔化过程，投料机向窑内推入的配合料和由热点向投料口回流的玻璃液会在投料口到热点前的区域内形成往复流动。随着投料口区域配合料的持续熔化、气泡排出，此处的玻璃液在投料机、回流玻璃液与重力的共同作用下会形成玻璃液下沉的现象，因此在熔化区域内形成玻璃液流循环。在下沉玻璃液作用下，入口处中下部玻璃液流入速度大于上部玻璃液流动速度，且随着深度增加，液流速度逐渐增大。对料堆熔化和气泡界线可进行简化处理^[17,18]，入口速度v_inlet(Z)为深度方向坐标Z的函数，v_inlet(Z)对入口深度方向坐标Z积分后除以入口深度1.315 m所得平均速度与由公式(3)计算得到的入口平均流速v_inlet相等。当投料机向窑内推入的配合料和由热点向投料口回流的玻璃液达到平衡时，入口处玻璃液表面(Z=1.315 m)的速度v_inlet(1.315)=0，经过拟合得到的函数v_inlet(Z)的曲线如图4所示。

图4 玻璃池窑入口速度函数曲线Fig.4 Inlet velocity function curve of glass furnace tank

其他边界条件设置：出口设置为压力出口，表压为0 Pa；池窑周边侧墙设置为散热壁面，外部温度为373 K，窑墙导热系数为5 W/(m·K)，墙厚为0.3 m；池窑顶部实际为玻璃熔窑火焰空间与池内玻璃液进行传热、传质的气液交界面，模型简化时将池窑顶部设为壁面边界，池窑顶部和底部都设置为温度边界，温度值根据企业实际生产线现场采集获得，分别将对应的各测点温度值进行曲线拟合，得到池窑顶部壁面温度函数T_W(X)及窑池底部温度函数T_B(X)，用Fluent软件提供的用户自定义函数(UDF)将池窑顶部壁面温度和窑池底部壁面温度分别设定为T_W(X)和T_B(X)。

2.4　模型数据验证

利用Ansys Fluent软件，对图1所示玻璃熔窑内玻璃液的流动状态进行了模拟计算，图5为表面与池底玻璃液沿窑长方向的温度分布与实测温度的对比。模拟时边界条件均采用实际工况下玻璃池窑中采集的真实数据，模拟结果反映了熔窑内近壁面处玻璃液的温度分布，温度实测点数据为工厂中控室数据，由图可知，模拟值与生产实测数据误差较小，在工程允许误差范围内，表明计算模型可靠，模拟结果合理，可以反映玻璃熔窑内玻璃液的实际流动和传热情况。

图5 窑池表面和池底玻璃液沿窑长方向的模拟温度分布与实测温度的对比

Fig.5 Comparisons of simulated and measured temperatures of glass melt on the surface and at the bottom of the tank along the length direction of furnace

2.5　熔窑中玻璃液的流动行为与特征

在合理的计算结果基础上，分析熔窑内玻璃液的温度分布、流动轨迹、速度分布等行为和特征。

温度是评价玻璃熔窑运行质量的关键参数。根据模拟结果，统计了窑内玻璃液温度分布情况，如图5和6所示。

图6 纵向中心面(Y=5.8 m)上的温度分布云图(池深方向拉伸10倍)Fig.6 Nephogram of temperature distribution on the longitudinal central plane (Y=5.8 m, stretching 10 times in the direction of depth)

图5(a)中实线为表面玻璃液沿窑长方向的温度分布曲线，可以看出，窑池内部沿窑长方向上温度呈现山形分布，热点的温度为1850 K，位置处于窑长方向X=18.7~19.5 m处。这与玻璃熔窑中燃料的分配比例有密切关系，也符合浮法玻璃熔窑对温度的控制要求。图5(b)中实线是池底玻璃液沿窑长方向的温度分布曲线，可以看出，在窑池内部池底温度同样呈现山形分布。这主要由两方面的因素造成，一是在玻璃液的两大流动循环中，高温的玻璃液回流到相关区域；二是在本熔窑的窑体结构中，池底采用了台阶式设计，窑池的深度不断变浅，玻璃液传热效率变高，导致在X=32 m处池底出现了较高的温度，温度为1470 K。

图6为纵向中心面(Y=5.8 m)上的温度分布云图(池深方向拉伸10倍)。由图可知，玻璃池窑内玻璃液面的温度高于窑底，有利于玻璃液流动，并通过玻璃熔窑的结构及操作工艺的约束，形成浮法玻璃熔窑中玻璃液特有的流动模式，温度从上到下呈梯状递减。玻璃液面和池底玻璃液沿窑池长度方向上的温度均从中间向两边递减。

图7是浮法玻璃熔窑内玻璃液的流线图。为从立体和平面的视角形象展示玻璃液在池窑内的流动轨迹，图7(a)沿池深方向拉伸5倍，图7(b)沿池深方向拉伸10倍。由图可知，玻璃液在池窑内形成三个大范围循环流，以玻璃液最高温度处(热点)和卡脖为界，分别为投料口到热点的熔化部环流、热点到卡脖的澄清部环流、热点通过卡脖到出料口的工作部环流，模拟的玻璃池窑内流场分布与文献[19,20]的结果基本吻合，进一步验证了数值模型可靠。沿窑长方向速度小于零的液流称为回流，表示玻璃液的流动方向与窑长方向相反。沿窑长方向速度大于零的液流称为前进流，表示玻璃液的流动方向与窑长方向相同。投料口处玻璃配合料熔化后，密度增大，在池底聚集后向池窑后部流动，到达热点处。由于温度及温度梯度增大，导致玻璃液的密度发生较明显变化，高温区域的玻璃液的密度变小，体积膨胀，玻璃液面被抬高，产生静压差，使一部分玻璃液从热点回流至配合料所在的泡沫区。回流的高温玻璃液和配合料进行有效热交换，快速融合，加速硅酸盐反应与玻璃的形成，有利于玻璃液的强制熔化。另一部分玻璃液从热点流向卡脖方向，从流线上看这一部分的玻璃液流非常平稳，由此在热点到卡脖的空间范围内形成了一个相对独立的玻璃液澄清区域。该区域的结构形式和尺寸将会对玻璃液澄清质量产生重要影响。在卡脖结构控制下，有部分玻璃液在此处产生了回流，从熔窑的中下部回流至澄清区。由图7(b)可以看出，玻璃液通过卡脖后，会继续平稳地向出料口方向流动，到达出料口后，由于出料口结构的尺寸缩减及池壁结构的作用，使得玻璃液产生回流，该回流会通过卡脖流回至澄清区域，到达热点。由图7(b)还可看出，从环流区域面积看，澄清部环流面积较大，且玻璃液前进流速度最大处位于澄清部环流上部，而玻璃液回流速度最大处位于熔化部环流上部。

图7 浮法玻璃熔窑内玻璃液的流线图Fig.7 Streamline graphs of glass melt in float glass tank

图8为模拟得到的窑长方向分速度为0的等值面图(池深方向拉伸5倍)。形成沿窑长方向分速度为0的等值面图的主要原因是玻璃液在熔窑中会形成如图7(b)所示的环流以及在玻璃黏滞阻力作用下液流动能逐渐减小。等值面的上部向出料口流动的玻璃液可以称之为成形流^[1]，由此可以用窑长方向分速度为0的等值面图(池深方向拉伸5倍)判断成形流的玻璃液深度。

图8 窑长方向分速度为0的等值面(池深方向拉伸5倍)Fig.8 Isosurface with partial velocity of 0 in the direction of furnace length (stretching 5 times in the direction of depth)

图9是纵向中心面(Y=5.8 m)上的沿窑长方向速度分布云图(池深方向拉伸10倍)。由图可看出玻璃熔窑内不同区域的玻璃液的流速分布状况，沿窑长方向分速度为0的等值线非常清晰，靠近出料口的区域流速缓慢且平稳。

图9 纵向中心面(Y=5.8 m)上的沿窑长方向速度分布云图(池深方向拉伸10倍)Fig.9 Nephogram of partial velocity distribution on the longitudinal center plane along the furnace length (Y=5.8 m, stretching 10 times in the direction of depth)

由图9结合图7(b)可以看出，在池窑X=32 m处的液面位置玻璃液前进流速度最大，速度达到约0.11 m/s。由图7(b), 8和9可以看出，澄清部和工作部的玻璃液前进流液流厚度基本不变。图10为X=32 m处沿窑长方向分速度v_X沿池深方向的分布曲线，由图10可以看出，当池深方向坐标Z在0.9 m以上，玻璃液流沿窑长方向速度为正值，均向卡脖方向流动，由图1可知液面坐标位置为Z=1.315 m，池窑X=32 m处上部前进流液流厚度约0.4 m，结合图8分析可知，成形流的玻璃液厚度约400 mm。由图10还可看出，上部前进流的液流速度随着玻璃液深度增加而减小。下部回流流速在澄清部的下部回流液层的中间位置达到最大值，流速约0.06 m/s。

图10 X=32 m处沿窑长方向分速度v_X沿池深方向的分布Fig.10 Distribution of partial velocity v_X along the furnace length in the direction of tank depth at X=32 m

图11为液面及池内(距离液面0.7 m)两平面上玻璃液沿窑长方向分速度变化曲线。由空间模型尺寸数据可知卡脖入口坐标为X=41.5 m，由模拟结果可知，热点位置为X=18.7~19.5 m，但结合图11玻璃液流动特点分析，流体流动不仅受热力学因素影响，还会受到动力学因素(如流动惯性)的影响，这导致熔化区环流和澄清区环流的分界点比热点稍向后偏移，大约位于X=20.3 m处。X方向速度用v_X表示，澄清部玻璃液分为上下两层，上层是前进流，下层为回流，前进流和回流沿X方向速度均先增大后减小，在澄清部位于X=32 m处，液面前进流和下部回流玻璃液的速度v_X同时达到最大值。

图11 液面和池内玻璃液沿窑长方向X方向分速度的变化曲线Fig.11 Curves of partial velocity in X direction of the glass melt on the surface and in the tank along the length direction

在上述模拟结果的基础上，可统计得到玻璃液经过澄清部的最短路径为澄清部液面前进流与熔化部液面回流的分界点至卡脖入口处，即澄清最短路径l大约为41.5-20.3=21.2 m。根据图11模拟得到的液面玻璃液沿窑长方向分速度v_X的变化曲线，进一步对X=20.3~41.5 m区间的澄清部前进流速度进行拟合，可得到此区间的液面前进流速度的函数v_X(X)，根据公式(4)可得到最短澄清时间t_f。

(4)

由上述分析结果可知，X₁=20.3，X₂=41.5，v_X(X)由图11的液面处玻璃液流速在窑长方向(X方向)速度分量的分布曲线在X₁至X₂区间的数据拟合得到，通过计算得到t_f=418 s。

3 玻璃熔窑中玻璃澄清的理论分析

3.1　气泡的澄清机理

在玻璃配合料的熔制过程中，硅酸盐与玻璃的形成阶段会释放大量气体并在玻璃熔体中形成气泡。由于玻璃配合料成分与玻璃的熔制过程均比较复杂，气泡产生与来源的途径有很多种。玻璃中的气泡不仅影响制品的外观质量，更重要的是影响玻璃的透明性和机械强度。玻璃中气泡的大小分布可以由零点几毫米到几毫米，按尺寸分，气泡可分为灰泡(直径<0.8 mm)和气泡(直径>0.8 mm)。

玻璃液的澄清是消除可见气泡的过程，也是玻璃熔制过程中极为重要的一环。气泡在玻璃熔体中的行为满足斯托克斯定律，即气泡上升速度与气泡半径的平方成正比，与玻璃液的黏度成反比。对于浮法玻璃熔窑，澄清区域内气泡的上浮能力决定了玻璃液的澄清质量。

(5)

式中，为气泡上浮速度(m/s)，r为气泡的半径(m)，g为重力加速度(m/s²)，η为玻璃液黏度(Pa·s)，ρ为玻璃液的密度(kg/m³)，ρ'为气泡中的气体密度(kg/m³)。

3.2　气泡漂浮与排出的理论分析

700 t/d浮法玻璃熔窑中热点到卡脖之间的范围内可以定义为熔窑的澄清区，也属于热点之后玻璃液的镜面区域，在这个阶段玻璃熔窑中表面的玻璃液流动方向稳定。由模拟结果可以得到，热点到卡脖的距离为22 m，表面层稳定流的玻璃液厚度约为400 mm，表面层稳定流经过澄清部到达卡脖的最短距离为21.2 m，玻璃液面层的向前流动速率为v_X(X)。由此计算出玻璃液由热点位置水平流动至卡脖的最短时间为418 s，即进入表面层玻璃液中的气泡需要在此时间内排出。

在玻璃液由热点位置流动至卡脖的过程中，可以设想气泡需要从玻璃表面层稳定流的下部上浮至玻璃液面并排出，达到玻璃澄清的目的。由上述研究可知，表面层稳定流的玻璃液厚度约为400 mm，假设玻璃中的气泡由此深度上浮，所需要的上浮时间可以通过斯托克斯公式计算出来。对于公式(5)，其中的η, ρ与玻璃液物理性质有关，ρ'与气泡中气体的性质有关。在实际工况中，由于山形温度线的作用，熔窑中澄清区域的温度是变化的，表面层稳定流动的玻璃液的温度为1500~1850 K，玻璃液密度、黏度随着温度升高而降低的幅度较小^[21]，为简化计算，设定澄清区域内表面层稳定流玻璃液温度为1500℃，由玻璃液物性参数表1计算可知玻璃液在1500℃时的密度为2210 kg/m³，黏度为1.566 Pa·s。玻璃液中气泡的成分较复杂，主要包含有N₂, CO₂, H₂O, SO₂, O₂, Ar等气体^[22-25]，设气泡中气体的密度为1.34 kg/m³，在不考虑玻璃液表面张力的前提下通过气体方程可以换算成高温下气体密度。η, ρ与ρ'在高温条件下的数值设定见表2。

表2 1500℃下η, ρ与ρ'的数值Table 2 The values of η, ρ, and ρ' at 1500℃

将表2中的参数代入公式(5)中，设置几种有代表性的气泡直径，即可从理论上计算不同直径气泡在玻璃液中上浮速率的理论值，计算结果见表3。

表3 不同直径气泡在玻璃液中上浮速率的理论值Table 3 The theoretical values of the floating rate of bubbles with different diameters in glass melt

由表3可以看出，随着气泡直径增大，上浮速度快速增大，上浮400 mm所需要的时间也快速减少。结合公式(4)计算的结果可知，本研究的浮法玻璃熔窑最短澄清时间t_f为418 s。直径大于1.2 mm的气泡上浮400 mm所需的时间小于362 s，即在玻璃液稳定流中上浮至玻璃液面所需要的时间小于t_f，直径大于1.2 mm的气泡随着玻璃液向卡脖流动的过程中能在到达卡脖前排出玻璃液面。直径小于1.2 mm的气泡，在上浮的过程中，由于温度、密度、黏度、表面张力等变化，气泡直径会逐渐变大或者破裂后溶解在玻璃液中，这些尺寸范围的气泡能否在玻璃液流至卡脖前排出玻璃液面还需进一步详细研究其上浮过程、流动路径及气泡直径在上浮时的变化规律。

4 结论

利用数值模拟的方法研究了玻璃熔窑内玻璃液的流动特性，考察了玻璃液成形流厚度及流动速度分布，计算得到玻璃液从热点到卡脖的最短流动时间，结合斯托克斯定律计算不同直径的气泡在澄清区内的上浮时间，分析得到能在澄清区去除的气泡的直径范围，得出以下结论：

(1) 玻璃池窑内沿窑长方向上，表面与池底玻璃液温度分别呈山形分布，此温度制度控制着窑内玻璃液的温度场与流场的分布规律。

(2) 玻璃液在池窑内流动形成三个大范围环流，澄清部前进流和回流速度沿窑长方向先增大后减小，在离液面约400 mm深度液流前进速度为0，热点以后此面以上液流向卡脖平稳流动，对气泡的排出与稳定成形有利。

(3) 在700 t/d浮法玻璃熔窑澄清区内，玻璃液由热点流动至卡脖处的最短时间为418 s，成形流的深度为400 mm，直径大于1.2 mm的气泡上浮时间少于362 s，可以排出。直径小于1.2 mm的气泡能否排出还需进一步研究气泡的上浮和变化规律。

略

Study on flow characteristics and clarification process of glass melt in 700 t/d float glass furnace

Mingfang JIN ¹ Feng HE ² Junlin XIE ²Shuxia MEI ¹Quanliang LI ¹

1. School of Materials Science and Engineering, Wuhan University of Technology, Wuhan, Hubei 430070, China
2. Faculty of Materials and Manufacturing, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China

Abstract: It is well known that the flow and clarification process of glass melt are critical to glass production control and product quality. To explore the flow characteristics and clarification process of glass melt in float glass furnace, the flow field and temperature distribution were studied. From a new perspective the numerical simulation of the flow and heat transfer process of glass melt were carried out for a glass tank under actual working conditions by using Ansys CFD software. In view of the simulation results on flow field and heat transfer of glass melt in float glass furnace, the temperature distribution and flow characteristics of glass melt in the furnace were analyzed and the clarification process of the bubbles in glass melt was further analyzed on this basis. It was found that along the furnace length, the temperature of the glass melt on the surface and at the bottom of the tank showed two mountain shaped distributions respectively, and the flow pattern of glass melt presented three large circulation flows in the tank. In the clarification section the forward and backward flow velocities of glass melt increased and then decreased. In the direction of tank depth from surface to bottom, the temperature of glass melt decreased in a gradient. At a depth of about 400 mm from the surface, the value of flow velocity was zero. After the hot spot, the flow above this surface flowed smoothly to the neck, and at the shortest time of 418 s. Within this time, bubbles larger than 1.2 mm in diameter can be eliminated before they reached the neck with the flow of glass melt, and whether the bubbles smaller than 1.2 mm in diameter can be eliminated or not needs further study on the pattern of bubble uplifting and changing.

Keywords: float glass furnace；glass melt；numerical simulation；flow characteristics；clarification

引用本文：金明芳, 何峰, 谢峻林, 等. 700 t/d浮法玻璃熔窑中玻璃液流动特性与澄清过程研究. 过程工程学报, 2024, 24(4): 425-434. (Jin M F, He F, Xie J L, et al. Study on flow characteristics and clarification process of glass melt in 700 t/d float glass furnace (in Chinese). Chin. J. Process Eng., 2024, 24(4): 425-434, DOI: 10.12034/j.issn.1009‑606X.223215.)

作者简介：金明芳，博士研究生，实验师，材料学专业，E-mail: 111jmf@163.com；

作者简介：何峰，博士，教授，研究方向：玻璃材料与节能减排，E-mail: he-feng@bjut.edu.cn

基金信息：中国建材集团攻关专项项目(编号：2021HX0910)；全国建材行业重大科技攻关“揭榜挂帅”项目(编号：20221JBGS05-15)

中图分类号： TQ171.623

文章编号：1009-606X(2024)04-0425-10

文献标识码： A

收稿日期：2023-08-07

修回日期：2023-10-12

出版日期：2024-04-28

网刊发布日期：2024-05-08

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过程工程学报

《过程工程学报》(月刊)创刊于1976年，由中国科学院过程工程研究所主办、科学出版社出版。《过程工程学报》以过程工程科学为学科基础，重点刊登材料、化工、生物、能源、冶金、石油、食品、医药、资源及环境保护等领域中涉及过程工程的原创论文。

​金明芳, 何峰, 谢峻林, 等丨700 t/d浮法玻璃熔窑中玻璃液流动特性与澄清过程研究

1 前 言

2 浮法玻璃熔窑中玻璃液流动的模拟

2.1 研究对象及工艺参数

2.2 数学模型

2.3 边界条件

2.4 模型数据验证

2.5 熔窑中玻璃液的流动行为与特征