趙延濤， 姜澤毅,2， 張欣茹,3， 王帝杰

(1. 北京科技大學(xué) 能源與環(huán)境工程學(xué)院， 北京 100083;2. 冶金工業(yè)節(jié)能減排北京市重點實驗室， 北京 100083;3. 北京高校節(jié)能與環(huán)保工程研究中心， 北京 100083)

鋁合金板材熱處理過程中的加熱工藝會直接影響材料溫度分布和升溫規(guī)律，進而改變其內(nèi)部組織結(jié)構(gòu)和基本性能[1-3]。在鋁板加熱設(shè)備及其工藝研究中，一般通過改善供熱裝置布置、爐氣循環(huán)和導(dǎo)流等方式來提高加熱過程板溫均勻性。近來，一些研究者將多孔噴流加熱技術(shù)引入鋁合金加熱爐中，強化鋁板表面換熱，并期望進一步提高加熱均勻性。張超綱等[4]發(fā)現(xiàn)噴流加熱工藝與傳統(tǒng)熱風(fēng)循環(huán)加熱工藝相比，鋁合金棒料加熱溫度均勻性好，表面溫差可控制在±3 ℃；同時，加熱速度快，加熱時間可縮短約46.6%。李家棟等[5]研究發(fā)現(xiàn)，強風(fēng)氣墊沖擊噴流加熱鋁板的對流換熱特性，基于集總熱容法，獲得了噴流速度在42～68 m/s區(qū)間內(nèi)，表面對流換熱系數(shù)與鋁板溫度的關(guān)系，建立了平均對流換熱準(zhǔn)數(shù)方程。從根本上來說，噴流過程的換熱特性會對加熱過程及工件的溫度均勻性產(chǎn)生影響。

眾多學(xué)者對噴流過程的換熱特性進行了模擬和試驗研究，通過參數(shù)分析獲得了各種強化換熱的措施。例如陳平安等[6]研究了多噴口空氣淹沒射流的換熱特性，分析了噴口高度、速度、間距等因素對換熱的影響。Zhou等[7]、Geers等[8]研究了噴口排布方式、噴口和平板間距離對換熱的影響，結(jié)果表明噴口高度不同時所對應(yīng)的最優(yōu)排布方式也不同。Terekhov等[9]、Burak等[10]發(fā)現(xiàn)環(huán)形射流會產(chǎn)生更多的渦流，進而增強熱量和質(zhì)量傳遞。Alekseenko等[11]、Nuntadusit等[12]研究表明旋流射流能顯著強化換熱，且速度場及溫度場分布更加均勻。

迄今為止，針對板材加熱過程均勻性問題的研究主要集中在敞焰加熱爐，并探討了燃燒方式、輻射遮蔽、旋流等因素的影響。Rene等[13]采用迭代求解的方法，交替模擬了燃燒和鋼坯的瞬態(tài)傳熱，結(jié)果表明輻射換熱對鋼坯溫度均勻性的影響遠大于對流換熱。Mayr等[14]針對推鋼式加熱爐，將鋼坯視為連續(xù)流體，分析了旋流燃燒器旋轉(zhuǎn)方向?qū)︿撆鳒囟确植疾痪挠绊憽｝R鳳升等[15]采用動網(wǎng)格方法模擬了鋼坯運動，解決了鋼坯運動問題和加熱爐與鋼坯的耦合傳熱問題，分析了墊塊結(jié)構(gòu)對鋼坯溫度均勻性的影響。然而，有關(guān)不同參數(shù)對鋁板噴流加熱中爐內(nèi)換熱及板溫均勻性影響的研究，目前還鮮有報道。

本文基于輥底式鋁板淬火爐加熱工藝，針對板材雙面多噴口氣體噴流換熱與內(nèi)部導(dǎo)熱的耦合問題，建立了板材噴流加熱過程的數(shù)理模型；模擬了爐內(nèi)換熱過程，并將換熱系數(shù)作為邊界條件代入鋁板導(dǎo)熱模型，獲得了鋁板溫度變化規(guī)律；并以此為基礎(chǔ)，分別探討了不同噴口排布、熱風(fēng)流量、鋁板厚度和輥底擺動周期對板溫均勻性的影響。本研究為進一步明晰鋁板噴流加熱中不同參數(shù)對板溫均勻性的影響提供了參考。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 加熱工藝及模型簡化

在輥底式鋁板淬火爐中，板材放置在輥道上，被熱風(fēng)雙面噴流加熱，熱風(fēng)加熱鋁板后，通過噴口間的縫隙由循環(huán)風(fēng)機抽出，經(jīng)加熱后再均勻分布到各噴口中。加熱過程中，輥道正向、反向往復(fù)旋轉(zhuǎn)，使鋁板縱向來回擺動，以提高鋁板溫度均勻性。圖1為鋁板輥底式噴流加熱工藝示意圖，其中噴口直徑為φ100 mm，沿爐長和爐寬方向間距均為450 mm；輥道直徑為φ290 mm；鋁板擺動一個來回所需要的時間即為擺動周期。

圖1 鋁板輥底式雙面多噴口噴流加熱工藝的示意圖

由于加熱過程中板材來回擺動，很難將噴流換熱過程與鋁板內(nèi)部導(dǎo)熱直接耦合求解，因此對其分開模擬。對于噴流換熱過程，由于噴口排布具有規(guī)律性，為簡化計算，數(shù)值模擬時選取單元空間作為計算域，如圖1 中的綠色(上爐膛450 mm×450 mm)和黃色(下爐膛450 mm×450 mm)區(qū)域，進而獲得鋁板表面換熱系數(shù)分布。

對于鋁板導(dǎo)熱過程，由于爐寬方向的周期性特點，選取450 mm寬度作為計算域，建立沿板厚和寬度方向非穩(wěn)態(tài)二維導(dǎo)熱模型，鋁板上下表面的換熱系數(shù)根據(jù)板坯擺動位置和噴流換熱數(shù)值模擬結(jié)果來確定。

1.2 噴流換熱和鋁板導(dǎo)熱模型

對于噴流換熱過程而言，輥底爐內(nèi)氣體流動及換熱的過程滿足質(zhì)量、動量及能量守恒方程，即

(1)

(2)

(3)

本文采用Realizablek-ε湍流模型模擬噴流平板的流動換熱，其形式為：

(4)

(5)

噴流換熱過程的主要邊界條件：鋁板表面為定壁溫，輥道表面為絕熱，爐寬方向端面為周期性邊界條件，爐長方向端面為對稱面。

對鋁板導(dǎo)熱過程而言，建立了沿鋁板寬度(x)和厚度(y)方向上的二維鋁板非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱模型。導(dǎo)熱微分方程為：

(6)

式中：λ為導(dǎo)熱系數(shù)，W·m-1·K-1；c為比熱，J·kg-1·K-1。

鋁板導(dǎo)熱過程的邊界條件：

(7)

(8)

(9)

(10)

式中：d為鋁板厚度，m；l為鋁板計算域?qū)挾龋琺；Ts為鋁板表面溫度，℃；Tf為爐氣溫度，℃；hup、hdown分別為上、下表面換熱系數(shù)，W·m-2·K-1。

1.3 數(shù)值模擬和工況參數(shù)

噴流換熱和導(dǎo)熱模型均采用Fluent軟件進行求解。其中，噴流換熱模型的上、下爐膛單元空間分別采用六面體網(wǎng)格和多面體網(wǎng)格。網(wǎng)格無關(guān)性檢查后，最終上、下爐膛網(wǎng)格數(shù)量分別為160萬和70萬?；谏鲜瞿Ｐ?，本文首先研究了4種噴口排布方式下的換熱特性，獲得了鋁板表面換熱系數(shù)分布，并將其代入導(dǎo)熱模型中，獲得了最優(yōu)噴口排布方式；再針對最優(yōu)噴口排布方式，又研究了熱風(fēng)流量(0.175和0.292 m3/s)、輥底擺動周期(27.2和272 s)對不同厚度(4和80 mm)板材溫度分布的影響。

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 模型驗證

基于文獻[16]的數(shù)據(jù)，建立了單噴口噴流換熱模型，噴口距平板高度與噴口直徑之比H/D=2.5，D=100 mm。本文模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比如圖2所示，其中r/D表示無量綱徑向距離(平板表面某位置距噴流駐點的徑向距離與噴口直徑之比)。可以看出，一定雷諾數(shù)Re下，模擬計算得到的局部努塞爾數(shù)(Nu)與文獻中的試驗值吻合良好；不同雷諾數(shù)下，模擬計算得到的駐點Nu也能與試驗值吻合較好?？傮w看來，模擬值與文獻試驗值的最大誤差均在15%以內(nèi)；因此，所建模型適用于噴流平板流動換熱的預(yù)測。

圖2 模擬結(jié)果與文獻[16]中試驗值的對比

2.2 不同噴口排布方式下的換熱特性

4種不同噴口排布方式如圖3(a1～a4)所示，虛線框內(nèi)為實際所取的計算域，其中：方式1(見圖3(a1))噴口為正方形點陣排列，沿爐長和爐寬方向上，噴口間距均為450 mm，噴口為垂直噴流；方式2(見圖3(a2))噴口排布與方式1相同，但噴口為傾斜噴流，噴口軸線與豎直方向夾角為17°；方式3(見圖3(a3))為垂直噴流，噴口不完全錯排，在爐寬方向上每個噴口都位于相鄰一排噴口之間的1/4距離處(稱為1/4間距錯排)；方式4(見圖3(a3))也為垂直噴流，噴口完全錯排，即在爐寬方向上每個噴口都位于相鄰一排噴口間的1/2距離處(稱為1/2間距錯排)。

圖3 噴口排布方式及其對應(yīng)的表面換熱系數(shù)分布

圖3(b, c)給出了4種噴口排布方式下，單個噴口流量0.175 m3/s、爐氣溫度560 ℃時，鋁板上下表面換熱系數(shù)分布，虛線框內(nèi)為簡化模型實際計算結(jié)果，其余部分為周期或?qū)ΨQ所得?？梢钥闯?，由于噴流駐點的存在，正對噴口處的板材表面換熱系數(shù)小于其它區(qū)域；噴流氣體交匯處流速較小，換熱系數(shù)也較小。另外，傾斜噴流時，由于傾斜方向流速大，因此，該方向上的換熱系數(shù)大于相反方向，且還大于相同流量下垂直噴流換熱系數(shù)。下爐膛中，由于輥道阻擋了爐氣流動，因此貼近輥道處換熱系數(shù)極??；導(dǎo)致相同工況下，下爐膛板材表面換熱系數(shù)要小于上爐膛。

為更好地比較不同排布方式下，板材表面換熱情況，給出了相應(yīng)的表面換熱系數(shù)，如表1所示。可以看出，對垂直噴流而言(方式1、3、4)，上、下爐膛噴流換熱系數(shù)平均值相差不大，即總換熱強度相差不大；然而，由于不同方式下表面換熱系數(shù)的最大值和最小值相差較大，導(dǎo)致加熱過程的均勻性相差較大。對傾斜噴流而言(方式2)，其換熱強度弱于垂直噴流，且加熱過程的均勻性亦較差。這是因為，根據(jù)對流換熱場協(xié)同理論[17]，噴口垂直固體壁面入射時，流場與溫度場的協(xié)同程度最好，噴流換熱效果最佳。

表1 不同噴口排布方式下鋁合金板材表面換熱系數(shù)(Wm-2K-1)

Table 1 Heat transfer coefficient of the aluminum alloy plate surface under different nozzle arrangements(Wm-2K-1)

表1 不同噴口排布方式下鋁合金板材表面換熱系數(shù)(Wm-2K-1)

噴口排布方式上表面下表面最大值最小值平均值最大值最小值平均值151.215.040.457.6035.7268.614.838.670.1030.5350.519.640.756.9035.7446.521.040.655.8035.3

考慮到板材在爐長方向來回擺動，板材表面任一位置處表面換熱系數(shù)會隨時間周期性變化，因此，將對流換熱系數(shù)在鋁板沿爐長方向上取平均值(把寬度方向上同一位置處所經(jīng)歷的所有換熱系數(shù)取平均值)，進一步分析了該平均換熱系數(shù)沿爐寬方向的變化。圖4給出了兩噴口間的平均換熱系數(shù)分布(爐寬方向位置0處對應(yīng)于圖3中點畫線所在位置)?？梢钥闯錾蠣t膛中，4種噴口排布方式下，平均換熱系數(shù)最大值與最小值之差分別為12.4、15.6、4.1和6.9 W/(m2·K)；下爐膛中，4種噴口排布方式下，平均換熱系數(shù)最大值與最小值之差分別為21.1、8.4、11.6和12.5 W/(m2·K)。平均換熱系數(shù)分布越均勻，意味著加熱中板材沿爐寬方向上的溫度分布也就越均勻。因此，我們認為上、下爐膛噴口均以方式3排布時，平均換熱系數(shù)分布更均勻，即板材表面溫度分布也將更均勻。

圖4 不同噴口排布方式下平均換熱系數(shù)沿爐寬方向的分布

2.3 不同噴口排布方式下的板溫均勻性

本文以厚度為4 mm的鋁板為研究對象(加熱時間2100 s，熱及流量0.175 m3/s，輥底擺動周期27.2 s)，模擬分析了上述4種噴口排布方式下，鋁板表面溫度變化規(guī)律如圖5所示，其中Ts為表面平均溫度，ΔTsmax為表面最大溫差。

圖5 不同噴口排布方式下鋁板升溫過程

可以看出，對于鋁板表面平均溫度而言，方式1、3、4下，鋁板平均表面溫度幾乎一致，方式2稍小一些。另外，發(fā)現(xiàn)4種噴口排布下，加熱過程表面最大溫差分別為20.8、23.5、9.9和13.8 ℃；即表明方式3下鋁板的換熱最為均勻。其他幾種排布方式，例如方式2中，表面換熱系數(shù)差異顯著，因此鋁板溫差較大；方式1中，由于沿爐寬方向上兩噴口交匯處換熱系數(shù)小，且考慮到不同排交匯處基本位于同一位置，因此，鋁板在擺動過程中換熱系數(shù)小的地方一直都比較小，換熱系數(shù)大的地方一直都比較大，故溫差也相對較大；方式4中，由于噴流駐點與噴口交匯處在爐寬方向上位于同一位置，即鋁板擺動過程中此處換熱系數(shù)也一直相對較小，使得鋁板溫度亦不如方式3均勻。

2.4 熱風(fēng)流量和擺動周期對板材升溫的影響

針對最優(yōu)噴口排布方式，進一步研究了熱風(fēng)流量對板材升溫過程的影響。本文以厚度為4 mm和80 mm的鋁板為研究對象(噴口排布為方式3，加熱時間分別為2100 s和9900 s，輥底擺動周期分別為27.2 s和272 s)，模擬了熱風(fēng)流量為0.175 m3/s(熱風(fēng)流量1)和0.292 m3/s(熱風(fēng)流量2)下的鋁板加熱過程，如圖6所示，其中，ΔTdmax為斷面最大溫差。

圖6 不同熱風(fēng)流量下鋁板溫度變化

可以看出，加熱前期，熱風(fēng)流量越大，鋁板表面升溫越快，溫差也越大；加熱后期，由于熱風(fēng)流量較大時鋁板溫度更高，表面熱流密度較小，整體溫差會減小。另外，兩種規(guī)格的鋁板在給定工況下均能達到加熱結(jié)束時平均溫度在目標(biāo)溫度3 ℃以內(nèi)，且最大表面溫差小于3 ℃的要求。0.175 m3/s熱風(fēng)流量下，厚度為4 mm和80 mm鋁板達到該要求的時間分別為456 s和9080 s；0.292 m3/s熱風(fēng)流量下，達到該要求的時間分別為363 s和7320 s。

另外，本文還研究了輥底擺動周期對板材升溫過程的影響。以厚度為4 mm和80 mm的鋁板為研究對象，模擬了輥底擺動周期為27.2 s(周期1)和272 s(周期2)下的鋁板加熱過程，如圖7所示。可以看出，兩種輥底擺動周期下，板材表面平均溫度相差不大；輥底擺動周期較長時，板材長期處于同一位置，受熱不均，表面溫差較大；在加熱前期，輥底擺動周期越短，表面溫差也越小，即鋁板縱向擺動改善了板溫均勻性；加熱后期，輥底擺動周期對溫差的影響較小。

圖7 不同輥底擺動周期下鋁板的溫度變化

對于薄板而言，升溫較快，表面溫差比厚板更大，斷面溫差遠小于表面溫差；對于厚板而言，由于厚度大，升溫較慢，表面溫差相比于薄板要小，但需要更長的時間，才能使表面溫度趨于均勻，斷面溫差與表面溫差相當(dāng)。因此，實際生產(chǎn)中，在加熱前期可設(shè)定較短的輥底擺動周期；在加熱后期可給定較長的輥底擺動周期；且薄板需要更加注意，宜采用較小的熱風(fēng)流量和較短的輥底擺動周期。

3 結(jié)論

本文采用數(shù)值模擬的方法研究了鋁板在雙面噴流和輥底擺動下的加熱過程，研究了噴口排布、熱風(fēng)流量、鋁板厚度和輥底擺動周期對板材表面換熱及板溫均勻性的影響。主要結(jié)論如下：

1) 噴口傾斜噴流的換熱強度弱且分布不均勻，4 mm 鋁板加熱過程表面最大溫差可達23.5 ℃。

2) 對于垂直噴流，噴口以1/4間距錯排布置時，加熱均勻性最好，4 mm鋁板表面最大溫差可降低至9.9 ℃。

3) 噴流造成的鋁板表面溫度不均勻主要集中在加熱前期，易造成板材的變形，且對于薄板更加顯著?？稍诩訜崆捌诓捎幂^短的輥底擺動周期和較小的熱風(fēng)流量，以改善鋁板表面溫度均勻性。