浮法玻璃熔窯的合理設計（連載二）

唐福恒

（北京長城工業爐技術中心 北京 102208）

7 國內浮法玻璃熔窯存在的一些問題

7.1 浮法玻璃熔窯的小爐對數

過去在大碹硅磚質量較差時形成了一種觀念：認為玻璃熔窯的池寬不能太大，以確保大碹的安全。而小爐對數可以多設，來補足熔化區面積。經過近幾十年來對大碹硅磚質量的改進提高，廣泛使用了高性能硅磚（SiO2含量96%、97%）之后，玻璃熔窯大碹的跨度已經跨過了14 m左右，正在向15 m靠近。增加小爐對數來保證熔化區面積的做法已被淘汰，采用加大熔化區池寬尺寸來保證熔化區面積更科學合理。

江西萍鄉玻璃廠的兩條浮法線熔窯（一線400 t/d，二線500 t/d），本世紀初先后建成或改造完成，設計均為6對小爐，實際生產中都只開了5對小爐，第6對小爐噴槍都沒有安裝，兩座窯的實際熔化能力等各項經濟技術指標都很穩定達標到位。

二十多年前，由美國TECO公司設計的兩座 700 t/d浮法玻璃熔窯（韓國、土耳其）都是僅有6對小爐。國外有的 500 t/d 浮法熔窯只設5對小爐，說明了在多年前已經舍棄了小爐對數需要多設的老思路。

對于各種不同噸位的浮法玻璃熔窯來說，小爐對數應盡量少設：500～700 t/d 浮法玻璃熔窯以6對小爐為佳，800～1 000 t/d浮法玻璃熔窯以7對小爐為佳，1 100～1 500 t/d浮法玻璃熔窯有8對小爐即可足夠。

7.2 一些大噸位浮法玻璃熔窯屬于“欠成熟”熔窯

在本世紀初，隨著國內房地產業的迅猛發展，平板玻璃作為重要建筑材料之一，市場需求量很大。一些玻璃廠家提出了迅速擴大玻璃產能的意愿，急迫要求建造更大噸位的浮法玻璃生產線?？梢哉f我國這些大噸位浮法玻璃熔窯是在既比較倉促、又比較盲目的情況下設計建造的，不同程度地存在一些問題。

玻璃熔窯是屬于比較“粗笨類”的工業生產設備，有不少浮法玻璃熔窯投產后發現存在這樣那樣的問題，但絕大多數還能夠堅持運行出玻璃。鑒于此，可以把投產后確實存在一些問題的浮法玻璃熔窯統稱之為“欠成熟”熔窯，比較恰當。

這些大噸位“欠成熟”浮法玻璃熔窯的特點是：窯體窄長龐大，小爐對數過多，蓄熱室過長又過寬。每座熔窯的耐火材料重量都超過了萬噸，有的熔窯已超過17 000 t，相當于兩座半500 t/d浮法玻璃熔窯所用耐火材料（7 000 t）的重量。由于熔化區內玻璃液面太狹長、爐膛容積太大，熔化區爐膛內的熱量太分散了。導致玻璃液面受熱強度低，難于實現高溫熔化，致使熔化率上不去，熔窯的熔化能力不能達標。

對于窯體尺寸過于龐大的浮法玻璃熔窯，在投產過程中當達到一定的熔化能力時，熔化溫度就達到臨界、穩定不變了，此時窯體結構散熱量也達到了其自身窯體滿負荷的散熱量（達到了熱平衡狀態），再繼續增加燃料消耗量而多收入的熱量，希望用于增加熔化能力。但根據表4的熔化率與熔化溫度的關系可知，熔化溫度達到臨界不能繼續升高時，熔化率也不能增加了，熔化能力自然就被限定了。在這種情況下，窯體結構散熱量也滿負荷穩定了，就只有排出廢氣帶走的熱量可以隨著燃料量的增加而增加。此時能夠達到的熔化能力就是此熔窯的實際最大熔化能力（與設計熔化能力還有一定差距）。

有些浮法玻璃熔窯的熔化能力長期不達標，怎么燒也上不去，經濟效益差。一些特大噸位浮法熔窯因為各種原因有的已經停產，有的還在堅持運行。在玻璃行業內對玻璃熔窯投產后有一種遷就性的說法“只要出了玻璃，就可把心放進肚里了”。這種遷就認識，既說明了玻璃熔窯確實有問題存在，也表明了相關責任人有了臺階可下，又體現出包括業主在內的眾人能夠寬容接受，可以得過且過了。

其實對于玻璃熔窯來說：噸位越大的比噸位小的容易設計，只要大碹磚質量合格、砌筑合規，鋼結構設計正確，能夠保證大碹安全可靠，投產生產出玻璃都是沒有問題的。而對于微小噸位玻璃熔窯來說，有時卻容易出現設計上的失誤，點火之后溫度上不去出不來玻璃。

“欠成熟”浮法玻璃熔窯舉例：

例1：大約10年前，廣東境內建成的一座900 t/d級燃天然氣浮法玻璃熔窯，熔化部池寬13 m，8對小爐，投產后總是差幾十噸，從來沒有達到設計的熔化能力，略微增加拉引量就會出現玻璃質量不好，單位能耗高，經濟效益受到影響。

例2：也是大約10年前，河北境內建成的一座燃天然氣浮法玻璃熔窯，設計熔化能力1 300 t/d，熔化部池寬13.6 m，9對小爐，熔化區池長約35 m。投產后只能接近達到熔化能力1 200 t/d，熔化能力一直不能達標，單位能耗高，玻璃質量一般，經濟效益差。運行不到最低設計窯齡就停窯冷修改造了，但冷修改造之后效果仍然不佳。

例3：近年湖北境內建成投產的某燃石油焦浮法玻璃熔窯，設計熔化能力1 250 t/d，熔化率2.42 t/（m2·d）。熔化部池寬13.6 m，熔化區池長約為38 m，9對小爐，小爐中心線間距3 880 mm，熔化部長度近60 m，全窯長度約90 m。投產后實際能夠達到的熔化能力只有1 100 t/d（折算實際熔化率為2.13 t/（m2·d）），怎么增加燃料燒熔化能力也上不去，而且拉出的玻璃質量一般，嚴重影響經濟效益。

“例3”的1 250 t/d大浮法熔窯，具有代表性?？梢詫⒋恕扒烦墒臁碧卮蟾》úＡ鄹G做為研究對象，進行分析研究。前面已經有了“熔窯A”和“熔窯B”兩個例子，現將此1 250 t/d大浮法玻璃熔窯稱之為“熔窯C”，對其熔化區小爐蓄熱室系統進行熱平衡計算、進行綜合分析研究。

7.3 “欠成熟”浮法玻璃熔窯的熔化率問題

“欠成熟”的浮法玻璃熔窯由于熔化區長寬尺寸過大，出現了玻璃液面積過大、或過狹長、爐膛容積也過大，造成熔化區爐膛內的熱量太分散。導致玻璃液面受熱強度低，爐膛容積熱負荷低，達不到實現高溫熔化的溫度條件，致使熔化率上不去（熔化溫度達到臨界值后，熔化率就不變了），必然導致熔化能力不能達標。

有些設計人員把此類“欠成熟”浮法熔窯的熔化能力不達標原因錯誤地判斷為熔化區面積不夠所致。因而在之后的熔窯設計中再次加大熔化區面積，如此形成惡性循環，熔化區面積越做越大，導致玻璃液面熱強度、爐膛容積熱負荷嚴重不足。

40多年前格拉威伯爾公司的815 t/d浮法玻璃熔窯，熔化率已達到2.953 t/（m2·d），很接近3 t/（m2·d）。而國內近20年來，設計建造了20多座千噸級的大型浮法玻璃熔窯，卻沒有一座熔窯熔化率達到或接近達到3 t/（m2·d），而且還差得很遠。這些“欠成熟”的千噸級大型浮法玻璃熔窯的熔化率，基本停留在2～2.5 t/（m2·d）的水平。

7.4 要發揮好浮法玻璃熔窯主體燃燒系統作用

浮法玻璃熔窯的熔化率、熔化區窯池長寬比例、蓄熱室格子體參數，是整個浮法玻璃熔窯設計的三個重點要素。這三個要素都能設計正確的情況下，建成投產的浮法玻璃熔窯就應該能夠有條件發揮好熔窯主體燃燒系統的強大燃燒功能。只需通過正常的燃料燃燒，完全可以達到熔化區爐膛內的溫度制度要求。

7.5 “欠成熟”的浮法玻璃熔窯蓄熱室情況

蓄熱室設計是玻璃熔窯設計最重要的內容之一。到目前為止，對玻璃熔窯蓄熱室格子體的換熱計算仍然是玻璃熔窯設計中最薄弱的環節。長期以來包括一些處于把關位置的玻璃熔窯設計人員還是采用簡單的類比法，照小葫蘆畫大瓢做設計。拍腦門設定格子體的長、寬、高尺寸，所以不同人的設計結果差異很大。在同噸位、同檔次耐火材料、玻璃質量同級的情況下，不同人員的設計結果相差可達到30%左右。一些過長、過寬尺寸的蓄熱室，不光是浪費了30%左右的投資，關鍵是其換熱面積超過了需要的量，反而造成蓄熱室的換熱效率低下，煙氣的熱量不能有效地傳給助燃空氣，造成助燃空氣預熱溫度升不上來，排出廢氣溫度降不下去。

蓄熱室的縱向長度尺寸與熔化區長度尺寸密切相關，同時與各小爐中心線間距尺寸有對應的銜接關系。熔化區長度尺寸已確定的情況下，蓄熱室縱向長度也就受到限制很難改變了。特別是對于窄長形的熔化區，相應的蓄熱室縱向尺寸隨之超長，很容易出現格子體既超長又超寬，與實際需要的格子體換熱能力很不匹配。這也是“欠成熟”浮法玻璃熔窯一個很突出的不合理特征。所以熔化區池長尺寸一定要盡量縮短，也就縮短了蓄熱室的縱向長度，就可為格子體的長、寬、高尺寸協調設計創造有利條件。

浮法玻璃熔窯蓄熱室格子體以往多采用165 mm孔徑的條形磚，當今多采用160 mm孔徑的筒形磚。兩種格子體的單位體積換熱面積參數（m2/ m3）差別是很明顯的，從這兩種格子磚的格子體特性參數表7、表8中可查得分別為14.94 m2/ m3和 10.586 m2/ m3，兩者之 比 為1.411。說 明相同體積的兩種格子體，兩者的換熱面積是1.411的倍數關系，因此，可以清楚地認識到：采用不同類型的格子磚，對蓄熱室格子體的長、寬、高尺寸設計是有很大差別的。

表7 160 mm孔徑筒形磚格子體的特性參數

表8 165 mm孔徑條形磚編藍式格子體的特性參數

按助燃空氣預熱溫度要求計算出的蓄熱室格子體換熱面積，是進行格子體長、寬、高尺寸設計的依據。因為格子體的長度尺寸受到小爐中心線間距和熔化區長度對應關系的限制不容易改變。能夠改變的就是格子體的寬度和高度尺寸了，若高度已被限制也不考慮改變的情況下，就只有改變寬度了。在這種情況下，采用筒形磚的格子體寬度尺寸，只需要有條形磚格子體寬度尺寸的1/1.411＝0.7076（≈70%），即可達到助燃空氣預熱溫度要求的格子體換熱面積，但由于要防止高溫煙氣對蓄熱室目標墻（蓄熱室外側墻）的沖刷，格子體寬度尺寸也是有最小限制的。

如果蓄熱室內寬尺寸過大，不只是浪費了耐火材料和投資，更重要的是煙氣與助燃空氣在蓄熱室橫向尺寸范圍內流量分布的均勻性會產生不利影響。蓄熱室內寬尺寸越大，這種不均勻性就越明顯，容易出現高溫煙氣向下與助燃空氣向上在格子體內流動時的路徑偏差，嚴重影響煙氣與空氣進行良好的熱交換，降低了格子體的換熱效率。

7.6 要盡量減少格子體內空氣與煙氣的“路徑偏差”

玻璃熔窯蓄熱室格子體內高溫煙氣與助燃空氣之間的熱交換的理想狀態是：蓄熱室腔道平面尺寸設計合理，既不偏大、也不偏小。能夠保證煙氣和空氣的流量都能平均分配給腔道內的每個格子孔，使每個格子孔、每塊格子磚都能均衡地參與換熱。

高溫煙氣從煙氣側的蓄熱室上部集氣室向下進入格子體時，由于受到大煙囪抽力的作用，在蓄熱室腔道的寬度尺寸范圍內，高溫煙氣的流量分布是不均勻的［4］。在蓄熱室寬度方向格子孔內煙氣流量分布為傾斜直線。靠近蓄熱室內側墻的格子孔中煙氣分布流量最大，而靠近蓄熱室外側墻的分布流量最小。

助燃空氣從空氣側蓄熱室下部集氣室向上進入格子體時，由于受到助燃風機壓力的作用，在蓄熱室的橫向尺寸范圍內，助燃空氣的流量分布也是不均勻的。沿蓄熱室寬度方向格子孔內空氣流量分布也為傾斜直線，并與煙氣的傾斜直線成交叉形式?？拷顭崾彝鈧葔Φ闹伎諝夥植剂髁孔畲?，靠近蓄熱室內側墻的分布流量最小。

這種受吸力作用下的氣體容易走近路、受推力作用下的氣體容易走遠路的現象是由流體的運動特性所決定的。這種格子孔內的煙氣、空氣流量不對等現象，就是因為空氣與煙氣路徑差別造成的，可稱之為“路徑偏差”。蓄熱室寬度尺寸越大，出現空氣與煙氣的路徑偏差現象越嚴重，對格子體換熱效率的不利影響就越大。

要盡量減少格子體內空氣與煙氣的路徑偏差，可采取的主要措施包括：蓄熱室內寬尺寸要按所需要的格子體換熱面積確定，不能隨意加寬；要控制好助燃空氣風機的風壓和大煙囪的抽力，使煙氣/空氣能夠比較均勻地分布在所有格子孔內；要使蓄熱室腔道內壁與格子體四周之間的縫隙寬度保持均勻，為30 mm左右，不超過50 mm，以防止因縫隙過寬出現局部流量過大而造成煙氣/空氣的偏流，使它們的流量分布更不均勻。

8 “熔窯C”多燒的燃料熱量隨廢氣跑掉了

8.1 “熔窯C”的窯體結構存在不成熟情況

“熔窯C”設計熔化能力1 250 t/d，設計熔化率2.42 t/（m2·d）太保守，兩者不匹配。熔化區面積：1250/2.42＝516.5 m2，超過了500 m2，熔化能力應該可以達到1 500 t/d，但卻只到1 100 t/d就到臨界狀態了。

對“熔窯C”窯體結構數據情況綜合分析，發現至少有以下主要問題：①熔化率太低；②9對小爐太多；③熔化區太長；④熔化部、全窯長度，都有較大的縮短余地；⑤蓄熱室結構參數有不合理之處；⑥格子體換熱能力不匹配（此熔窯由于熔化區太長，導致蓄熱室縱向超長太多、格子體很難設計）。

“熔窯C”蓄熱室結構參數的不合理之處很明顯，格子體的長、寬尺寸都超過了所需要的尺寸（高度未知），很容易出現高溫煙氣向下與助燃空氣向上在格子體內流動時比較嚴重的路徑偏差，還有可能存在更嚴重的情況是有局部區域的格子體（格子孔）處于休眠狀態，沒有或基本沒有參與換熱，因為蓄熱室腔道平面尺寸太大了。

8.2 對“熔窯C”進行不同燃料量的基本熱平衡計算

增加燃料消耗而不能增加熔化能力，是由于隨著燃料消耗量的增加，廢氣量在增加、蓄熱室的換熱效率在下降，導致從格子體頂部出來的助燃空氣預熱溫度在下降、格子體底部排入煙道的廢氣溫度在升高。多消耗的燃料產生的熱量，都隨著廢氣量不斷增加、排出廢氣溫度不斷升高，跑進煙道里去了。對這種現象的分析判斷，可以通過熔化區小爐蓄熱室系統的基本熱平衡計算得到驗證。增加燃料量，即增加收入熱量，支出的熔化熱量不變、窯體結構散熱量（飽和）不變，就只有廢氣帶出熱量增加。廢氣量增加、廢氣溫度升高（助燃空氣預熱溫度下降），熔窯隨時可以達到新的熱平衡狀態。

對“熔窯C”進行基本熱平衡計算的已知條件（以下條件為本文設定數據，可能與實際數據有差距，但不影響進行計算，因為原理是相同的，只是結果會略有不同）：燃料采用石油焦粉，熱值35 500 kJ（8 480 kcal）/kg，玻璃熔化熱：2 720 kJ（650 kcal）/kg 玻璃。該熔窯最高能夠達到1 100 t/d為臨界熔化能力。全窯磚結構重量約為17 200 t，屬于本熱平衡計算內容的磚結構（熔化區、小爐、蓄熱室）重量約為13 800 t，熔窯運行中窯體結構滿負荷散熱量為20 660 kJ/s（略有波動）。將所用燃料量換算為單位能耗，逐步增加燃料量分別進行多次熱平衡計算。

表9為“熔窯C”的熔化區、小爐、蓄熱室系統的基本熱平衡計算匯總表。從單位能耗r＝5 800 kJ/kg 玻璃開 始，每次遞增100 kJ/kg 玻璃，到r＝6 500 kJ/kg 玻璃為止，共提供了8組基本熱平衡計算結果。這是對同一座熔窯、熔化能力不變、改變燃料消耗量情況下，出現助燃空氣預熱溫度和排出廢氣溫度逐漸發生變化的不同計算結果。

表9 “熔窯C”熔化區、小爐、蓄熱室系統基本熱平衡計算匯總

續表9

8.3 基本熱平衡計算結果驗證“熔窯C”多燒的燃料熱量損失

“熔窯C”的8組基本熱平衡計算，都明確顯示出了基本的收入熱量與三項支出熱量的熱平衡狀態。表9第一組列出助燃空氣預熱溫度1 090 ℃，排出廢氣溫度552 ℃情況下的熱平衡狀態數據。表格的第二組之后，隨著單位能耗增加（即燃料量的增加），助燃空氣預熱溫度逐漸變低，排出廢氣溫度逐漸升高。

在8組數據中，熔化1 100 t/d玻璃需要的熱量34 630 kJ/s不變，窯體結構滿負荷散熱量20 660 kJ/s基本不變（有少量波動），只有廢氣帶走熱量有變化。玻璃熔化熱量和窯體結構散熱量的占比都隨著燃料量的增加逐步降低，而廢氣帶走熱量的數量和占比都隨著燃料量的增加逐步增加。

熔化區小爐蓄熱室系統基本熱平衡計算過程中，所有的變量之間都是互相牽制的，每一個變量數值都必須準確無誤，才能實現熱平衡。表9中只是給出了主要項目的變量，還有一些次要變量沒有顯示出來。不但每一組數據都清晰明了地顯示出了“熔窯C”的基本熱平衡狀態，而且8組數據相互之間具有連貫性、規律性、漸進性地排列在一起，鱗次櫛比，哪個部位有錯誤就會凸顯出來。

第8組與第1組數據比較：燃料量增加12%時；排出廢氣溫度升高了158 ℃；廢氣帶走熱量增加了48.14%，排出廢氣帶走的煙氣余熱增加了近一半。

第8組與第1組數據進一步比較：燃料產熱量多出8912 kJ/s，熔化玻璃熱量34 630 kJ/s不變，窯體散熱量20 660 kJ/s基本不變（有少量波動）的情況下，排出廢氣帶走的熱量增加了8924 kJ/s，與多燒燃料產熱量增加量8912kJ/s比較，兩者相差只有12 kJ/s，這是因為存在窯體結構散熱量波動所致。

至此，對于“熔窯C”多燒掉的燃料產生的熱量，都隨著廢氣量不斷增加、排出廢氣溫度不斷升高、跑到煙道里去了的分析判斷，已經通過熔化區小爐蓄熱室系統的基本熱平衡計算得到了很清楚、很確切的驗證。多燒的燃料熱量對“熔窯C”完全沒有產生任何能夠增加熔化能力的作用。

8.4 “熔窯C”在窯體結構方面存在的“突出問題”

“熔窯C”為什么會出現熔化能力不達標情況，在窯體結構方面存在的“突出問題”在那里？國內在多年前就曾出現過有的浮法玻璃熔窯“達不到熔化能力、怎么燒也上不去”這一問題。某450～500 t/d級浮法玻璃“熔窯A”，設計熔化率1.724 t/（m2·d），投產后最大熔化能力只能達到430 t/d，（實際熔化率僅為1.483 t/（m2·d），且玻璃質量不好，單位能耗居高不下。

該“熔窯A”2001年冷修改造時，只是去掉第8對小爐、拆除對應的尾部蓄熱室，減短熔化區長度。使熔化區池長由29 000 mm減短為25 500 mm，熔化區面積由290 m2減少到255 m2，熔化率提高到1.961 t/（m2·d）。冷修之后順利達到熔化能力500 t/d，且單位能耗明顯降低，從1 790 kcal/kg 玻璃 下降到1 710 kcal/kg 玻璃。如果當時一步到位減掉2對小爐會更好，單位能耗可降低到1 630 kcal/kg玻璃。但由于是改造項目，有許多牽連性問題難于解決，沒有能夠實施。

分析“熔窯C”存在的窯體結構“突出問題”主要有兩個：一是熔化區長寬比例嚴重失調（K＝38/13.6≈2.794）、窯體尺寸過長；二是蓄熱室超長超寬、結構參數有不合理之處、換熱能力不匹配。與此兩處相關的其它部位也有一些不合理之處，是由于這兩個“突出問題”的連帶性所致。

由于存在這樣兩個窯體結構“突出問題”，造成“熔窯C”的熔化區內火焰分散，液面受熱強度低，爐膛火焰熱負荷低，實際熔化率不能達到預定值；格子體換熱效率低，助燃空氣預熱溫度上不去，排出的廢氣溫度降不下來。最終結果使該浮法熔窯長期運行“達不到熔化能力、怎么燒也上不去”。

為什么“窄長形”熔窯容易出現溫度上不去、熔化能力不達標？主要從兩個方面分析原因。一是在熔化區縱向燃料被分散了，燃燒產生的熱量也就分散了，對玻璃熔窯來說最忌諱爐膛內熱量分散，致使溫度上不去，熔化速度慢；二是有可能出現燃料還沒有完全燃盡，熱量還沒有完全釋放出來，就已進入對面小爐了。

8.5 “熔窯C”的熔化區玻璃液面受熱強度和爐膛容積熱負荷

浮法玻璃熔窯熔化區的加熱特性可通過兩項重要技術指標來衡量：熔化區玻璃液面受熱強度指標和熔化區爐膛容積熱負荷指標。以表9中的第一組數據，單位能耗5 800 kJ/kg 玻璃為例進行計算。

①單位時間消耗燃料產生的熱量：

②該熔窯熔化區玻璃液面尺寸：

熔化區池長MRHL＝37 980 mm

熔化區池寬MCBB＝13 600 mm

③熔化區玻璃液面面積：

③“熔窯C”熔化區玻璃液面受熱強度：

④熔化區爐膛容積尺寸：

熔化區爐膛長度：

MLTL＝37980＋150＝38 130（mm）

兩側胸墻之間距離：

MXQB＝13600＋800＝14 400（mm）

胸墻高度：

MXQB＝1 850 mm 熔化區大碹股高（大碹中心角a＝60°）：

⑦熔化區玻璃液面受熱強度、爐膛容積熱負荷的允許數值范圍（前期～后期）［5］分別為：（63～88）×104kJ/（m2·h）（（15～21）×104kcal/（m2·h））、（21～33）×104kJ/（m2·h）（（5～8）×104kcal/（m2·h））。

該熔窯單位能耗5 800 kJ/kg 玻璃時，熔化區玻璃液面受熱強度＝51.5×104k J/ （m2·h）＜63×104kJ/（ m2· h） ， 火 焰 容 積 熱 負 荷15.5×104kJ/（m2·h）＜21×104kJ/（m2·h），兩項重要技術指標都低于浮法玻璃熔窯對該指標數值要求的起點值。

通過計算可知，“熔窯C”對應表9中的8個單位能耗，其熔化區玻璃液面熱強度與爐膛火焰容積熱負荷都是達不到起點值的。說明“熔窯C”熔化區爐膛內的燃燒熱量不足，不能滿足達到設計熔化能力的液面熱強度與容積熱負荷條件。這也是“熔窯C”熔化能力不達標的重要原因。

8.6 燃石油焦粉（熱值35 500 kJ/kg）的助燃空氣最低預熱溫度

在“熔窯C”的8組數據中，助燃空氣預熱溫度從1 090 ℃逐步下降到了933 ℃。對應這8組助燃空氣預熱溫度，該石油焦粉的理論燃燒溫度都可達到2 700 ℃以上，滿足燃燒溫度要求。當單位能耗繼續增加，達到7 235 kJ/s時，助燃空氣預熱溫度下降到820 ℃（排廢氣溫度817 ℃）時，該石油焦粉的理論燃燒溫度就達到2 700 ℃臨界點了。不能再繼續增加燃料耗量，降低助燃空氣預熱溫度了。

某地石油焦粉的燃燒數據見表10。

表10 某地石油焦粉的燃燒數據

③該石油焦粉的理論燃燒溫度：

④該石油焦粉能夠達到的火焰溫度（實際燃燒溫度）：

⑤可達到的熔化區兩側胸墻內壁溫度（比火焰溫度低200～300 ℃）：

計算結果表明，助燃空氣預熱溫度達到820 ℃時，熔化區爐膛內壁溫度已接近熔窯運行中需要達到1 600 ℃的臨界點了，已經沒有儲備和調整余地。由此得出結論：燃石油焦粉（熱值35 500 kJ/Nm3）的浮法玻璃熔窯，必須使助燃空氣預熱溫度達到≥820 ℃。

8.7 “熔窯C”如何改造問題

對“熔窯C”如何改造，“熔窯A”冷修改造的做法值得借鑒。參照“熔窯A”的改造做法，對“熔窯C”進行改造時，最主要的是減短熔化區池長，減少小爐對數，并相應減短蓄熱室縱向長度（包括寬度）。

若只去掉1對小爐，熔化區池長變為37980－3880＝34100（mm），熔化區面積變為463.76 m2，熔化率則為2.695 t/（m2·d），熔化區長寬比為K＝2.51，仍屬長寬比例失調的窄長形熔窯。若去掉2對小爐，熔化區池長變為37980－2×3880＝30220（mm），熔化區長寬比為K＝2.222，有明顯的改進。去掉2對小爐比去掉1對小爐，更為合理，一步到位，可達到熔化能力1 200 t/d，熔化率為2.92 kJ/kg 玻璃，單位能耗可以明顯降低。

9 “熔窯C”熔化區小爐蓄熱室系統的基本熱平衡計算

9.1 基本數據

“熔窯C”以石油焦粉為燃料，熱值Qd＝35 500 kJ（8 480 kcal）/kg 燃料，生成玻璃的單位熔化熱rg＝ 2 720 kJ（650kcal）/kg 玻璃。原設計熔化能力P＝1 250 t/d，投產后實際能夠達到的熔化能力P＝1 100 t/d，按實際熔化能力進行熔化區、小爐、蓄熱室系統基本熱平衡計算?？梢詫⒈?中的任意一個單位能耗數據作為熱平衡計算的實例。

此基本熱平衡計算是助燃空氣預熱溫度最高、單位能耗最低r＝5 800 kJ（1 390 kcal）/kg玻璃的計算結果。空氣進入格子體溫度100 ℃，預熱溫度約為1 090 ℃；煙氣進蓄熱室格子體溫度1 450 ℃，排出格子體溫度約為552 ℃，為第一組數據內容（筆算與匯總表的機算小數位不同，計算結果略有差別）。

9.2 “熔窯C”的燃燒數據計算

①燃料石油焦粉耗量：

②石油焦粉燃燒的理論助燃空氣耗量：

③石油焦粉單位時間每秒實際助燃空氣耗量（空氣過剩系數a＝1.23）：

9.3 “熔窯C”的蓄熱室基本熱平衡計算

①蓄熱室內溫度分布和氣體熱容量見表11。

②單位時間煙氣帶入蓄熱室熱量（原料揮發分帶入煙氣的熱量按增加2%考慮）：

③單位時間需要助燃空氣的預熱熱量（顯示蓄熱室熱回收率）：

④煙氣排出格子體的實際溫度（格子體熱利用系數h＝95%）：

⑤蓄熱室單位時間排出煙氣帶出熱量：

⑥單位時間格子體結構散熱（大約占煙氣帶入蓄熱室熱量的5%）：

9.4 “熔窯C”的熔化區小爐蓄熱室系統基本熱平衡計算

①全窯單位時間消耗燃料熱量（收入熱）：

②玻璃生成過程耗熱量（有效熔化熱rg＝2 720 kJ（650 kcal）/kg 玻璃）：

③蓄熱室煙氣帶走熱量（前面已計算得出）：

對“熔窯C”的熔化區小爐蓄熱室系統基本熱平衡計算結果進行分析：

此基本熱平衡計算是在“熔窯C”實際運行狀況不明的情況下，設定了初始的助燃空氣預熱溫度和排出廢氣的溫度，反推算出來的第一組計算結果?！叭鄹GC”的實際運行狀況不一定與本組計算數據相吻合，但應與表9中的某一組數據相吻合。

10 浮法玻璃熔窯合理設計的兩個重點

玻璃熔窯，最初只是一個簡單容納玻璃液的罐子，將熔化好的玻璃液傾倒在平面上冷卻后形成了平板玻璃。今天，已發展成占地數萬、十幾萬平方米、日產數百噸上千噸玻璃的工業流水線裝備之首。玻璃熔窯設計的先進性主要體現在以最小的燃料消耗，將合適的配合料熔制成優質的玻璃液，同時選擇合理匹配的耐火材料使窯齡盡量延長。浮法玻璃熔窯的合理設計有兩個重點部位：熔化區和蓄熱室。

10.1 熔化區設計

浮法玻璃熔窯設計最核心的是熔化區設計，熔化區設計最關鍵的有兩項：一是熔化率設計，二是熔化區長寬比設計。

熔化區設計是整個浮法玻璃熔窯設計的最基礎內容之一。熔化區設計需按如下順序進行：①根據熔化能力初步確定熔化率；②計算需要的熔化區面積；③按照熔化區長寬比K＝2，設計熔化區池寬、池長的初步尺寸；④根據熔化區的初步池長尺寸配設小爐對數、小爐中心線間距尺寸、小爐噴火口寬度尺寸；⑤依據熔化區面積對熔化區的池長、池寬尺寸進行調整，確定熔化區的池長、池寬尺寸，確保池長與池寬之比K≤2.1；⑥計算實際的熔化區面積、熔化率；⑦通過熱平衡計算得出單位能耗指標；⑧.根據確定好的熔化區池寬、池長尺寸完成整個熔窯的方案設計。

浮法玻璃熔窯的熔化率設計：根據熔化能力，按照已確定好的熔窯等級類型，參照標定熔化率，確定適宜的熔化率數值。

不同噸位的浮法玻璃熔窯，通常都有與其熔化能力相適應的熔化率。也允許熔化能力不大、熔化率卻比較高的情況（小窯出高產）；但熔化能力屬于大噸位、而熔化率卻很低的情況是不應該出現的。

浮法玻璃熔窯的單位能耗指標設計：單位能耗指標是與熔化率密切相關的，而與熔化能力無關。有的大噸位浮法玻璃熔窯設計的熔化率比較低，與小噸位浮法熔窯的熔化率很接近，而確定的單位能耗指標還是比較低，這樣兩個指標都低的情況是互相矛盾不可能出現的。只要熔化率設定的低，不管熔化能力大小，單位能耗都是比較高的。單位能耗指標必須熔化率確定好之后，通過嚴格的熔化區小爐蓄熱室系統熱平衡計算才能得出，而不是想象或推測出來的。

與幾十年前相比，國內外制造的浮法玻璃熔窯用燃料噴槍的性能、噴射火焰長度、使用壽命等都有很大提高；砌筑玻璃熔窯用各類耐火材料的耐高溫、耐沖刷、抗侵蝕等性能都有很大改進；特別是砌筑熔窯大碹的高性能硅磚（SiO2含量96%、97%）、硅磚泥料，以及熔窯大碹結構的設計理念、砌筑技術都有很大進步，經過近幾十年來對大碹硅磚質量的改進提高，玻璃熔窯大碹的跨度正在向15 m靠近。熔化區池長、池寬之比應該優先按K＝2進行設計，不得已情況下再考慮K≤2.1。

小爐設計：應采用喇叭口形小爐，并加寬小爐噴火口，以增加熔化區內的火焰覆蓋率。增加火焰覆蓋面積是強化玻璃熔化過程的重要措施，能加速配合料的熔化過程。要采用扁平形小爐噴火口：寬度1.5～2.5 m，高度0.4～0.6 m，股高0.15～0.2 m。在小爐中心線間距尺寸合理的范圍內，應盡量減少小爐對數。

10.2 蓄熱室設計

蓄熱室設計是整個浮法玻璃熔窯設計最重要的內容之一，必須經過科學計算確定蓄熱室格子體的各項參數。增加格子體高度、加大格子體的換熱面積，能夠提高助燃空氣的預熱溫度，產生節能效果，前提是蓄熱室設計的各項參數都必須恰當合理。

蓄熱室設計工作的基本步驟：①進行燃燒計算，得出助燃空氣量和產生的煙氣量；②對蓄熱室進行熱平衡計算，確定助燃空氣預熱溫度和排出的廢氣溫度（兩者互相鎖定）；③選定格子磚類型、規格和排列方式；④選定蓄熱室腔道類型：全連通/組合連通/全分隔中的一種；⑤確定蓄熱室腔道平面的縱向和橫向尺寸；⑥計算熔窯單側蓄熱室格子體內氣體流通總面積，助燃空氣、煙氣流速；⑦計算格子體的上、下部傳熱系數，總傳熱系數；⑧計算出格子體對數溫差；⑨計算出單側蓄熱室需要的換熱面積；⑩最后完成整個蓄熱室格子體以及相關部位的配套設計。

蓄熱室的縱向尺寸、熔化區長度尺寸、小爐的中心線間距尺寸三者之間必須進行統籌協調設計。蓄熱室寬度尺寸要結合熔化部池寬、小爐噴火口助燃空氣噴出速度、格子磚類型，綜合統籌考慮確定：對孔徑160 mm的筒形磚格子體，蓄熱室內寬可按熔化部池寬的28%～32%選取；對孔徑165 mm的條形磚格子體按40%～45%選取。

蓄熱室設計的重點是格子體設計，格子體要有足夠的儲熱能力，要有適宜的換熱面積（換熱能力），使高溫煙氣和助燃空氣均勻地在全部格子孔內進行熱交換。設計優良的格子體投資少、壽命長、換熱效率高，能夠使助燃空氣預熱溫度盡量得到提高，排出廢氣溫度更低。助燃空氣預熱溫度取決于蓄熱室格子體的有效換熱能力。

各部位格子磚的參數及其相關的物理性能、空氣和煙氣的流量、格子磚內空氣和煙氣的流速等都是必須提前給定或者能夠計算得出數據，這些都是在格子體總換熱系數計算中需要使用的基礎數據。應采用格子體設計“簡化公式［6］”計算出格子體的總換熱系數，這是格子體設計最主要的一個步驟。由此才能計算出單側蓄熱室格子體需要的換熱面積。

格子體的高度是經過大量計算的基礎上，并求出了需要的格子體換熱面積之后，再經過相關計算才能得出來的，而不是人為確定的。這些數據都是相互關聯的，每一個數據都必須是經過計算才能得出。如果不經過認真計算，盲目加高格子體，效果很難預測。

若格子體儲熱能力不足、換熱能力不夠，肯定都達不到需要的助燃空氣預熱溫度。換熱面積必須與煙氣、空氣量的換熱需要相匹配，并不是格子體的換熱面積越大越好。若換熱面積過大，就會出現空氣與煙氣的“路徑偏差”現象，導致格子體不能滿負荷運行，結果是格子體的實際換熱效率低下，助燃空氣預熱溫度上不來。

即使換熱面積合適，若格子體的體型結構不合理，如格子體的平面尺寸太大，而高度不足，屬于矮粗形狀，也會出現煙氣、助燃空氣在格子孔內的流量分配不均勻，出現煙氣與空氣流經格子體時的路徑偏差，同樣達不到需要的助燃空氣預熱溫度。只有在格子體平面尺寸設計合理的前提下，增加格子體高度才能夠提高助燃空氣的預熱溫度，降低排出廢氣溫度，實現節能、減排。

11 結語

熔化率設計是浮法玻璃熔窯設計的第一步，熔化能力、單位能耗都取決于熔化率的高低。如果建成投產的玻璃熔窯的熔化率達不到設計要求，則熔化能力、單位能耗指標都是不能達標的。熔化率是由熔化能力和熔化區面積決定的，熔化區面積又是由熔化區的池寬、池長尺寸決定的，做好熔化區尺寸設計是整個浮法玻璃熔窯合理設計的基礎。熔化率設計到位，熔化區尺寸設計合理，全窯合理設計就容易實現了。

熔化區內需要比較集中的火焰，才能產生高溫熔化的效果，既能快速又能高質量地熔化出合格的玻璃液。既能達到較高的熔化率，同時也能夠達到較低的單位能耗。熔化區長度達到其寬度的兩倍已足夠了，完全能夠使投入的玻璃配合料完成熔化過程、形成合乎質量要求的玻璃液。所以熔化區池長與池寬之比K≤2.1不能突破，多余的長度是有害無益的。

浮法玻璃熔窯的熔化率、熔化區窯池長寬比例、蓄熱室格子體適宜的換熱能力，這三個關鍵要素都能設計正確的情況下，只需通過熔化區、小爐、蓄熱室組成的強大燃燒系統的正常燃料燃燒，足可以達到熔化區爐膛內的高溫要求，不需要采用其它輔助裝置。而由于熔窯三個關鍵要素設計不當，導致主要燃燒系統不能發揮正常作用、不能滿足窯內溫度要求，卻要突出輔助裝置作用，這是國內浮法玻璃熔窯設計的嚴重誤區。

玻璃熔窯熔化區的加熱特性可通過兩項重要技術指標來衡量：熔化區玻璃液面熱強度指標和熔化區爐膛容積熱負荷指標。設計玻璃熔窯時，必須保證熔化區玻璃液面熱強度和爐膛容積熱負荷達到相應的最低指標。

展望今后，可能建造的更大噸位浮法玻璃熔窯：熔化能力1 500 t/d，熔化區池寬15 m，池長30 m（5000＋6×3500＋3000＋1000），采用8對小爐，熔化區面積450 m2，熔化率3.333 t/（m2·d），熔化部池長50 m，熔化部面積750 m2。助燃空氣預熱溫度1 200 ℃、排出廢氣溫度大約516 ℃，格子體高10 m，單位能耗5 100 kJ（1 220 kcal）/kg玻璃。全窯磚結構耐火材料重量16 300 t，這應當是足夠大的浮法玻璃熔窯了。

浮法玻璃熔窯設計工作中并無高深、高難的高科技含量，全部為普通工程計算內容，但比較繁雜，需要把有關浮法玻璃熔窯設計的計算公式編入EXSEL計算工具表格，計算起來既快速又準確，特別是需要進行多方案比較。