施徐明，楊 帆，叢培武，王建軍

(1.東北大學(xué) 材料各向異性與織構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，沈陽(yáng) 110819;2.上海理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200093;3.北京機(jī)電研究所，北京 100083)

滲碳爐噴嘴流場(chǎng)的數(shù)值模擬

施徐明1，2，楊 帆2，叢培武3，王建軍1

(1.東北大學(xué) 材料各向異性與織構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，沈陽(yáng) 110819;2.上海理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200093;3.北京機(jī)電研究所，北京 100083)

利用有限體積法對(duì)控制方程進(jìn)行離散，并采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分流動(dòng)區(qū)域，對(duì)某大型滲碳爐噴嘴內(nèi)及其周?chē)鷧^(qū)域流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究.分別比較分析了兩種不同結(jié)構(gòu)噴嘴在滲碳爐內(nèi)所形成的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)分布，探討了不同流量工況對(duì)噴嘴周?chē)鲌?chǎng)和溫度場(chǎng)的影響.計(jì)算結(jié)果表明:多孔噴嘴比簡(jiǎn)單的單孔噴嘴能更好地組織起滲碳爐內(nèi)的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)，不同的流量工況對(duì)于滲碳環(huán)境有較大的影響.本文的模擬結(jié)果對(duì)滲碳爐的設(shè)計(jì)和生產(chǎn)具有一定的指導(dǎo)意義.

滲碳爐;噴嘴;流動(dòng);傳熱;數(shù)值模擬

真空滲碳爐由于作業(yè)環(huán)境優(yōu)良、熱處理后零件質(zhì)量高，目前已普遍應(yīng)用于各種工業(yè)產(chǎn)品的滲碳熱處理中，如汽車(chē)的動(dòng)力傳動(dòng)部件及燃料系統(tǒng)部件，航空、航天器的傳動(dòng)及動(dòng)力系統(tǒng)部件以及其他諸如液壓泵凸輪、軸承、閥門(mén)等.隨著滲碳爐生產(chǎn)規(guī)模的擴(kuò)大和自動(dòng)化程度的提高，工件的滲碳質(zhì)量也越來(lái)越被關(guān)注.但是，由于設(shè)備的設(shè)計(jì)及工藝等諸多方面原因，往往會(huì)產(chǎn)生滲碳不均勻的現(xiàn)象，其主要原因是由于爐內(nèi)氣流分布不均以及由此造成的爐內(nèi)溫度分布不均.迄今為止，這類(lèi)工業(yè)爐主要依靠冷態(tài)及熱態(tài)實(shí)驗(yàn)來(lái)確定運(yùn)行和設(shè)計(jì)參數(shù)，但實(shí)驗(yàn)周期較長(zhǎng)、耗資巨大，且對(duì)真空滲碳工藝特點(diǎn)難以獲得全面的了解［1～4］.

本文利用CFD軟件Fluent，針對(duì)某大型真空滲碳爐內(nèi)噴嘴及其周?chē)鷧^(qū)域流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究.采用有限體積法對(duì)控制方程進(jìn)行離散，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分流動(dòng)區(qū)域.據(jù)此計(jì)算得到了圓筒形滲碳爐噴嘴處流場(chǎng)、溫度場(chǎng)分布情況;計(jì)算結(jié)果對(duì)真空滲碳爐的設(shè)計(jì)和生產(chǎn)具有一定的指導(dǎo)意義.

1 數(shù)理模型

本文計(jì)算對(duì)象為某圓筒形真空滲碳爐的噴嘴，爐膛周?chē)剌S線方向布有4排、每排沿周向均勻分布有9個(gè)噴嘴，借以造成爐內(nèi)氣體強(qiáng)制流動(dòng)，加強(qiáng)對(duì)流傳質(zhì)傳熱.

1.1 數(shù)值模擬的基本假設(shè)

滲碳工藝的基本過(guò)程是:將常溫滲碳?xì)怏w通入滲碳爐內(nèi)，爐內(nèi)高溫環(huán)境促使?jié)B碳?xì)怏w分解，并與工件作用以達(dá)到滲碳目的.基于這一過(guò)程，本文在數(shù)值模擬過(guò)程中設(shè)定如下基本假設(shè):

(1)流場(chǎng)滿足定常、可壓縮條件;

(2)噴氣口為定常熱流熱源;

(3)忽略熱輻射的影響;

(4)忽略重力的影響.

1.2 控制方程

描述氣體流動(dòng)和傳熱的控制方程如下所列［5～7］:

式中:T為流體溫度;k為流體的導(dǎo)熱系數(shù)，cp為流體的熱容，Φ為耗散函數(shù)［5］.

計(jì)算中采用有限體積法對(duì)這組方程進(jìn)行離散，并采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格來(lái)劃分噴嘴計(jì)算區(qū)域.

1.3 計(jì)算區(qū)域和網(wǎng)格

本文計(jì)算的噴嘴實(shí)體模型與網(wǎng)格劃分如圖1和圖2所示，對(duì)(A)(B)兩種不同結(jié)構(gòu)的噴嘴分別進(jìn)行了計(jì)算，計(jì)算所用網(wǎng)格為非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格.噴嘴(A)有一個(gè)進(jìn)口和20個(gè)方向各異的出口(見(jiàn)圖1(b))，出口在圓周面上均勻分布，孔徑為2 mm，計(jì)算區(qū)域內(nèi)網(wǎng)格總節(jié)點(diǎn)數(shù)為27 961.圖2所示的減縮型噴嘴(B)有一個(gè)進(jìn)口和一個(gè)沿X方向的出口(見(jiàn)圖2(b))，出口半徑為4.5 mm，計(jì)算區(qū)域內(nèi)網(wǎng)格總節(jié)點(diǎn)數(shù)為20 338.兩噴嘴的出口面積、進(jìn)口流量、進(jìn)出口壓力和工作溫度均相同.

計(jì)算所用邊界條件如下所列:

進(jìn)口:給定質(zhì)量流量Q=9.6×10－6kg/s

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 不同結(jié)構(gòu)噴頭對(duì)流場(chǎng)的影響

圖3(a)和(c)分別為噴嘴(A)和噴嘴(B)內(nèi)部和出口的壓力分布云圖，圖3(b)和(d)對(duì)應(yīng)為從噴嘴進(jìn)口(x=－0.02 m)到噴嘴出口(x=0.02 m)流線上的壓力變化.

由圖3可知，在兩種噴頭出口附近，滲碳?xì)怏w壓力都能夠降低到滲碳爐內(nèi)的工作壓力.不同之處在于:噴嘴(A)的膨脹過(guò)程完全在噴嘴出口前的流道內(nèi)完成;噴嘴(B)的一部分膨脹在噴嘴的減縮通道內(nèi)完成，另一部分則在噴嘴外完成.因此，在噴嘴(B)的出口附近，滲碳爐內(nèi)的壓力場(chǎng)有非常微小的擾動(dòng).

圖3 不同結(jié)構(gòu)噴嘴壓力分布云圖和流線上的壓力變化Fig.3 Pressure distribution and the corresponding changes along streamlines of different nozzles(a)(c)—噴嘴A、B內(nèi)部和出口的壓力分布云圖;(b)(d)—噴嘴A、B進(jìn)出口流線沿X軸的壓力變化

如圖4所示，滲碳?xì)怏w在噴嘴(A)中膨脹，氣體僅在X方向上和R方向上的分速度迅速增加，而θ方向上的分速度在零值附近僅有很小的波動(dòng)，如果忽略計(jì)算誤差，理論上θ方向上的分速度為零.噴嘴內(nèi)圈流道X方向分速度最大，外圈流道R方向分速度最大，由于在噴嘴中圈流道和外圈流道中存在R方向分速度，可以使氣體沿徑向擴(kuò)散，有利于在噴嘴周?chē)M織起均勻的滲碳?xì)怏w流場(chǎng)，這適用于對(duì)整體工件表面進(jìn)行滲碳.滲碳?xì)怏w在離開(kāi)噴嘴進(jìn)入爐膛以后，R方向和X方向分速度迅速耗散.

如圖5(a)(b)所示，滲碳?xì)怏w在噴嘴(B)中膨脹，但只有X方向的分速度迅速增加，而Y和Z方向的分速度始終為零.在噴嘴出口處形成射流流場(chǎng)，噴嘴出口速度達(dá)到最大30 m/s，由于動(dòng)量的橫向傳遞，卷入爐膛內(nèi)的原趨于靜止流體隨射流向前流動(dòng)，導(dǎo)致滲碳?xì)怏w動(dòng)量減小而失去速度，形成一定的速度梯度.卷吸和摻混的結(jié)果使射流斷面不斷擴(kuò)大，而流速則不斷降低，流量沿程增加.

比較圖5(a)和圖5(c)，可知噴嘴(B)的速度分布云圖與溫度分布云圖具有一定的相似性.射流區(qū)域內(nèi)出現(xiàn)低溫區(qū)，在射流核心區(qū)域溫度為400～550 K，嚴(yán)重破壞了滲碳爐內(nèi)的溫度場(chǎng)的均勻分布，可能導(dǎo)致滲碳效率降低和滲碳不完全.

對(duì)比噴嘴(A)和噴嘴(B)，由于噴嘴(A)的外圈流道和中圈流道中的滲碳?xì)怏w有相應(yīng)的徑向分速度，更有利于滲碳?xì)怏w向爐膛內(nèi)均勻擴(kuò)散.噴嘴(B)所形成的射流流場(chǎng)不僅嚴(yán)重破壞了爐膛內(nèi)的溫度場(chǎng)，而且射流所形成的單方向性流場(chǎng)不利于滲碳?xì)怏w及時(shí)向爐膛內(nèi)擴(kuò)散，容易形成局部積碳.

2.2 不同流量對(duì)流場(chǎng)的影響

計(jì)算了噴頭(A)在兩種不同流量工況下對(duì)滲碳爐內(nèi)流場(chǎng)產(chǎn)生的影響，質(zhì)量流量分別為Q1=9.6×10－6kg/s和 Q2=6×10－5kg/s.滲碳爐內(nèi)的工作溫度均為 T=1 123 K，工作壓力 P=3 000 Pa.

圖4 噴嘴(A)的速度分布云圖和流線上的速度變化Fig.4 Velocity magnitude distribution in nozzle A and velocity components distribution along the streamlines

比較不同流量工況下噴嘴(A)的溫度分布云圖可知，在流量相差一個(gè)數(shù)量級(jí)的條件下，流量的變化對(duì)滲碳爐內(nèi)的溫度分布影響較大，在噴頭出口周?chē)嬖谝粋€(gè)較大范圍的低溫區(qū)，流場(chǎng)核心區(qū)域溫度最低.流量為Q1=9.6×10－6kg/s時(shí)，流場(chǎng)核心區(qū)域溫度約為800 K;流量為Q2=6×10－5kg/s時(shí)，流場(chǎng)核心區(qū)域溫度約為600 K;而滲碳所要求的溫度是1 123 K.因此，噴頭周?chē)牡蜏貐^(qū)域?qū)τ跔t內(nèi)溫度場(chǎng)具有一定的影響.

由圖4(b)可知，當(dāng)流量為Q1=9.6×10－6kg/s時(shí)，噴頭(A)出口處最大速度達(dá)到8.0 m/s，噴頭出口后面的流場(chǎng)平均速度為0.4 m/s;而當(dāng)流量為Q2=6×10－5kg/s時(shí)，計(jì)算得到噴頭出口處最大速度達(dá)到26.0 m/s，噴頭出口后面的流場(chǎng)平均速度為2.5 m/s.由此可見(jiàn)，不同流量可以在滲碳爐內(nèi)形成具有不同速度分布的滲碳?xì)怏w流場(chǎng).在滲碳過(guò)程中，既要求從噴頭出來(lái)的氣體具有一定的速度以形成均勻流場(chǎng)，使?jié)B碳?xì)怏w到達(dá)工件表面，又不希望氣體具有太大的速度，使?jié)B碳爐內(nèi)形成擾流，破壞穩(wěn)定的滲碳工作環(huán)境.所以，根據(jù)工件的滲碳量、滲碳工作壓力和滲碳溫度選擇合理的滲碳?xì)怏w流量具有一定意義.

進(jìn)一步對(duì)比噴頭出口的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)，可以發(fā)現(xiàn)流場(chǎng)的速度梯度變化和溫度梯度變化具有一定的相似性，并且溫度梯度在速度切線方向上較大，而在速度法向上卻很小.這是因?yàn)闅怏w的導(dǎo)熱系數(shù)和對(duì)流換熱系數(shù)很小，處于靜止?fàn)顟B(tài)的高溫氣體，由于與噴嘴周?chē)鲌?chǎng)有速度差，高溫流體被吸入低溫流場(chǎng)中與低溫氣體發(fā)生摻混，滲碳?xì)怏w溫度由于熱量交換而升高.流場(chǎng)中的氣體與原來(lái)滲碳爐內(nèi)靜止的氣體進(jìn)行動(dòng)量的交換，使?jié)B碳?xì)怏w的速度逐漸降低.

3 結(jié)論

本文應(yīng)用數(shù)值計(jì)算方法研究圓筒形滲碳爐噴嘴內(nèi)的流動(dòng)傳熱過(guò)程，得到了流場(chǎng)和溫度場(chǎng)分布，對(duì)真空滲碳爐的生產(chǎn)和設(shè)計(jì)具有一定的指導(dǎo)意義.

(1)分析比較了流經(jīng)20孔和單孔兩種不同結(jié)構(gòu)噴嘴的氣體在滲碳爐內(nèi)所形成的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)分布.由于噴嘴出口處速度方向的單一性不利于滲碳爐內(nèi)的流場(chǎng)組織，而20孔噴嘴能夠有效地組織起爐膛內(nèi)的流場(chǎng)，因此多孔噴嘴比單孔噴嘴更有利于爐膛內(nèi)滲碳?xì)怏w的流場(chǎng)組織.

(2)分析比較了多孔噴嘴在不同流量工況下的流場(chǎng)，流量的大小對(duì)噴嘴周?chē)牧鲌?chǎng)和溫度場(chǎng)具有很大的影響.實(shí)際生產(chǎn)中，應(yīng)根據(jù)工件的滲碳量、滲碳工作壓力和滲碳溫度選擇合理的滲碳?xì)怏w流量.

采用CFD技術(shù)進(jìn)行爐內(nèi)流動(dòng)、傳熱的分析，不僅參數(shù)適用范圍廣，而且還可得到某些極限情況下的結(jié)果.此外，為完成爐內(nèi)完整的滲碳過(guò)程預(yù)測(cè)，則必須進(jìn)一步進(jìn)行爐內(nèi)傳熱和流動(dòng)特性與爐內(nèi)相變過(guò)程相互耦合的研究.

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Computational fluid dynamics simulation on nozzles of carburizing furnace

SHI Xu-ming1，2，YANG Fan2，CONG Pei-wu3，WANG Jian-jun1

(1.Key Laboratory for Anisotropy ＆Texture of Materials，Ministry of Education，Northeastern University，Shenyang 110819，China;2.School of Energy and Power Engineering，University of Shanghai for Science and Technology，Shanghai 200093，China;3 Beijing Research Institute of Mechanical＆Electrical Technology，Beijing 100083，China.)

In this paper，fluid flow as well as heat transfer was analyzed using computational fluid dynamics(CFD)simulation for the regions nearby and inside of nozzle in the carburizing furnace.The governing equations were discretized using the finite volume method.The unstructured grids were used to deal with the irregularity of computational domain.Flow patterns and temperature distributions of two types of nozzles with different structure were analyzed and compared.Moreover，the influence of different flow rate on fluid flow and temperature fields were simulated and discussed.According to the results，it is indicated that the flow pattern and temperature distributions with multi－h(huán)ole nozzle are more desirable for the requirement of carburizing process than those with a simple solo－h(huán)ole nozzle.Flow rate of carburizing gas affects the process of carburizing treatment greatly.These simulation results are expected to provide valuable references to the design optimization and manufacturing of carburizing furnace.

carburizing furnace;nozzle;fluid flow;heat transfer;numerical simulation

TG 155.1

A

1671-6620(2011)03-0231-06

2011-05-31.

國(guó)家科技重大專(zhuān)項(xiàng)項(xiàng)目 (2009ZX04008－021);中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專(zhuān)項(xiàng)資金資助項(xiàng)目 (N090402005).

施徐明 (1986—)，男，上海人，碩士研究生;王建軍 (1974—)，男，湖北大冶人，東北大學(xué)副教授，E－mail:wangjj@smm.neu.edu.cn.