李 萍,王乃帥,潘再勇,唐遠東,唐永晟,陳雪梅

(成都光明光電股份有限公司,四川 成都 610100)

箱式熱處理爐因其占地面積小、能提高材料品質(zhì)等優(yōu)點,已成為金屬和非金屬材料生產(chǎn)工藝中的關(guān)鍵設(shè)備。爐內(nèi)氣流流場均勻性以及溫度場均勻性是保證材料熱處理工藝質(zhì)量的重要條件,目前的箱式熱處理爐僅在爐壁后側(cè)安裝離心式循環(huán)風(fēng)機驅(qū)動爐內(nèi)氣流循環(huán),通過提高內(nèi)部氣流循環(huán)風(fēng)量來提高溫度場均勻性。但配備的風(fēng)機由于位置和風(fēng)口大小的限制,使得爐門處的氣流難以均勻地從進風(fēng)口進入爐內(nèi)有效區(qū),因而導(dǎo)致爐門匯聚的低溫氣流直接與爐內(nèi)工件前端接觸,造成工件前端溫度過低,前后端形成較大的溫差,降低工件的溫度均勻性[1-4]。因此,開發(fā)一種能有效均勻從爐門吹入爐內(nèi)有效區(qū),能大力提升吹入爐膛有效區(qū)溫場均勻性的簡單、低成本裝置,對箱式熱處理爐的高效運行具有重要意義。

目前熱處理爐的研究主要集中于溫度控制系統(tǒng)的研究與設(shè)計優(yōu)化、溫度均勻性的試驗測試分析與研究、加熱過程模擬與分析以及爐內(nèi)的加熱工藝參數(shù)優(yōu)化等方面[5-12]。鮮少對流道內(nèi)風(fēng)循環(huán)流動方式進行研究,爐內(nèi)采用循環(huán)風(fēng)機強效驅(qū)動氣流流動,通過對流方式將熱量進行傳遞,因此爐內(nèi)氣流分布的均勻性是影響溫度分布均勻性的重要因素。均流板作為暖通空調(diào)設(shè)備送風(fēng)系統(tǒng)的氣流均布裝置,在提升腔內(nèi)氣流組織均勻性方面具有顯著優(yōu)勢[13-15]。因此,本文在研究箱式熱處理爐內(nèi)氣流流動特性的基礎(chǔ)上,提出在爐內(nèi)增設(shè)多孔均流板的技術(shù)思路,結(jié)合數(shù)值模擬與現(xiàn)場試驗的技術(shù)方法,對箱式熱處理爐進行設(shè)計優(yōu)化,以期為箱式熱處理爐的改造提供參考。

1 設(shè)計方案

圖1為爐體內(nèi)部氣流循環(huán)方式,在后壁循環(huán)風(fēng)機的負(fù)壓作用下,箱式結(jié)構(gòu)熱處理爐內(nèi)氣流的循環(huán)路徑為導(dǎo)風(fēng)內(nèi)膽的內(nèi)腔→離心式循環(huán)風(fēng)機→氣流加熱通道→方形進風(fēng)口→導(dǎo)風(fēng)內(nèi)膽的內(nèi)腔,如此往復(fù)循環(huán)。爐內(nèi)不設(shè)均流板時,氣流經(jīng)方形進風(fēng)口與爐門處氣流匯聚,以極不均勻的流態(tài)一同流入導(dǎo)風(fēng)內(nèi)膽內(nèi)腔放置工件的有效區(qū)域,導(dǎo)致爐膛內(nèi)流場和溫度分布不均。因此,本文通過在方形進風(fēng)口內(nèi)側(cè)布置導(dǎo)流板對爐門氣流流向進行導(dǎo)向的方式,來改善氣流吹入爐膛有效區(qū)的流場均勻性,從而提升爐內(nèi)溫度場均勻性,降低工件的溫差。

圖1 爐體內(nèi)部氣流循環(huán)方式

設(shè)計不同結(jié)構(gòu)形式的均流板如圖2所示[16]?；诹黧w力學(xué)理論,避免均流板引起過大的氣流阻力和壓力損失,方案1為平板上均勻開設(shè)圓孔,孔徑為20 mm,孔距為40 mm,如圖2(a)所示。為了使出風(fēng)具有周邊對稱特性,方案2為方形柵板,將四面出風(fēng)的柵板按照出風(fēng)斷面進行劃分,每個方向劃分一個斷面,共四個斷面,斷面尺寸如圖2(b)所示,斜孔垂直間距為5 mm。

(a)孔板;(b)柵板

2 數(shù)學(xué)模型及計算方法

2.1 數(shù)學(xué)模型

熱處理爐結(jié)構(gòu)復(fù)雜,為提升計算效率,模型假設(shè)爐內(nèi)傳熱處于穩(wěn)態(tài)工況下,不考慮爐膛內(nèi)的折射和散射。熱處理爐在工作過程中,能量主要以熱輻射、熱對流以及熱傳導(dǎo)的形式傳遞,控制方程如下,詳細(xì)符號含義見文獻[17]。

連續(xù)方程:

動量方程:

能量方程:

爐內(nèi)氣體在高速旋轉(zhuǎn)的熱風(fēng)循環(huán)風(fēng)機作用下處于強湍流狀態(tài),RNGk-ε湍流模型能較好地處理強旋流和彎曲壁面的流動,選用RNGk-ε模型作為流場計算的湍流模型,輻射模型選用能夠符合要求且計算精度較高的DO模型[18]。

2.2 幾何模型及網(wǎng)格劃分

箱式熱處理爐結(jié)構(gòu)剖視圖如圖3(a)所示,爐體側(cè)部開設(shè)爐門,爐膛內(nèi)分布有上下數(shù)量相等、左右數(shù)量相等的加熱元件,加熱元件與爐膛內(nèi)有效裝料區(qū)域之間設(shè)置了導(dǎo)風(fēng)內(nèi)膽,導(dǎo)風(fēng)內(nèi)膽靠近爐門的一端設(shè)置了方形進風(fēng)口,相對爐門的另一側(cè)設(shè)置了循環(huán)風(fēng)機。爐膛有效尺寸為長742 mm×寬586 mm×高586 mm,直角坐標(biāo)系中X軸為爐體深度方向,Y軸為爐體寬度方向,Z軸為爐體高度方向?？拷鼱t門方向視為工件前端,靠近風(fēng)機方向視為工件后端。

采用適應(yīng)強的非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格對計算域以及固體域三維模型進行網(wǎng)格劃分,并對局部較小區(qū)域如熱循環(huán)風(fēng)機葉片、加熱元件壁面和均熱罩進行網(wǎng)格加密處理。圖3(b)為計算域的劃分情況。由于計算結(jié)果受網(wǎng)格數(shù)的影響較大,需要在計算前進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證,以爐內(nèi)工件平均溫差為網(wǎng)格無關(guān)性的評判依據(jù),網(wǎng)格無關(guān)性驗證的結(jié)果如圖4所示。由圖4可知,當(dāng)網(wǎng)格總數(shù)達到620萬后,計算所得的工件平均溫差已經(jīng)基本不再變化?？紤]到網(wǎng)格數(shù)的增加對計算資源和時間的要求也會增大,因此最終確定后續(xù)計算中總網(wǎng)格單元數(shù)約為650萬。

(a)幾何模型;(b)網(wǎng)格劃分

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

2.3 邊界條件

計算過程中固體和氣體交界面采用耦合邊界,固體域的各材料物性參數(shù)見表1[19]。

表1 材料的物理屬性

邊界條件設(shè)置包括流場設(shè)置和溫度場設(shè)置:

1)流場設(shè)置。計算過程采用多參考坐標(biāo)系法(MRF)對流場進行模擬,將流體域分為靜止域和運動域,運動域與靜止域通過接觸面(interface)進行耦合;熱循環(huán)風(fēng)機葉片設(shè)置為隨旋轉(zhuǎn)域一起運動的壁面;循環(huán)風(fēng)機轉(zhuǎn)速為3000 r/min,從爐門方向看為逆時針方向;壓力和速度耦合采用SIMPLE算法求解,湍動能、耗散率選擇一階迎風(fēng)格式離散,采用默認(rèn)松弛因子迭代至收斂。

2)溫度場設(shè)置。爐體外部表面與外界的熱交換既有外部輻射又有對流換熱,設(shè)置對流與外部輻射混合壁面條件,外部輻射率為0.96,輻射溫度為300 K,熱交換系數(shù)為20 W·m-2·K-1,自由流溫度為300 K,加熱元件表面設(shè)置為定壁面溫度873 K進行簡化計算。

3 計算結(jié)果與分析

3.1 流場分布

3.1.1速度分布

圖5為爐膛ZX平面的速度分布云圖。由圖5可知,導(dǎo)風(fēng)內(nèi)膽的方形進風(fēng)口形成高速區(qū)域,未設(shè)置導(dǎo)流板時,在風(fēng)機強烈旋轉(zhuǎn)作用下,工件前端的高低速區(qū)域分布不均勻,方形進風(fēng)口由于截面減小,速度增大,遠離方形進風(fēng)口的速度則較小。設(shè)置均流孔板后,孔板可將方形進風(fēng)口的高速氣流進行調(diào)整和導(dǎo)向,整流后的氣流速度由于射流間相互干擾,射流過程較短,風(fēng)速衰減快,使風(fēng)速降低;方形柵板則將氣流進行擴散,高速氣流擴散至導(dǎo)風(fēng)內(nèi)膽內(nèi)壁,流向風(fēng)機,工件前端的速度更低,有利于弱化低溫氣流與工件間對流換熱。

(a)未設(shè)置均流板;(b)均流孔板;(c)均流柵板

為了全面了解工件前后端的氣流分布特性本文在三個等距的ZY平面各取了1000個采樣點,圖6為ZY三個平面的速度分布的箱線圖,ZY=-50 mm位于工件前端,ZY=100 mm位于工件中心,ZY=250 mm位于工件后端。由圖6可知,均流板的設(shè)置對工件前端的速度分布影響最大,降低了平面的平均速度,其中方形柵板對工件前端的氣流分散作用更顯著。均流孔板主要起降低平均速度作用,但速度分布較集中;而方形柵板不僅能降低平均流速,還使速度分布區(qū)間也最大,分布偏態(tài)性越強,氣流的分散性強。

(a)ZY=-50 mm;(b)ZY=100 mm;(c)ZY=250 mm

3.1.2流線分布

圖7為爐內(nèi)氣流從爐門處向風(fēng)機方向的氣流流動情況。由圖7可知,未設(shè)置導(dǎo)流板時,由于風(fēng)機中心圓形吸風(fēng)口的負(fù)壓作用,爐門處氣流以聚集狀態(tài)流向工件;圓孔導(dǎo)流板可改善爐門吹向工件的聚集狀態(tài);方形柵板則可直接將氣流進行擴散,延長氣流流動的路徑。

(a)未設(shè)置均流板;(b)均流孔板;(c)均流柵板

3.2 溫度場分布

本文中研究的是爐內(nèi)穩(wěn)態(tài)無相變傳熱問題,引用無量綱特征數(shù)來反映爐內(nèi)傳熱物理量間的關(guān)系。

以爐內(nèi)直徑為250 mm的風(fēng)機計算雷諾數(shù)Re:

式中:ufan為風(fēng)機進口流速,5.938 m/s;dfan為風(fēng)機直徑,0.25 mm;υ為873 K下空氣運動粘度,9.689e-05 m2/s。

努塞爾數(shù)Nu:

Nu=0.664Re1/2Pr1/3≈73.13

式中:Pr為873K下空氣的普朗特數(shù),0.699。

對流換熱系數(shù)hcov:

hcov=Nukair/l≈8.21 W/(m2·K)

式中:kair為873 K下空氣導(dǎo)熱系數(shù),0.0622 W/(m·K);l為爐膛特征長度,0.554 m。

在溫度856 K下工件的輻射換熱系數(shù)hrad:

hrad=σε(Ts4-Tf4)/(Ts-Tf)≈4Tf3

≈128.03 W/(m2·K)

式中:σ為斯忒藩-玻耳曼茲常數(shù),5.67×10-8W/(m2·K4);ε為發(fā)射率,0.9;Ts為固體表面溫度;Tf為固體表面氣流溫度。

根據(jù)上述表達式可知,在873 K的高溫下,爐內(nèi)主要以輻射傳熱為主,這與文獻[19]分析的結(jié)果一致,符合理論。

圖8為ZX平面的溫度分布云圖。由圖8可知,設(shè)置均流板后,由于均流板削弱輻射傳熱的作用,工件以輻射方式傳遞給溫度較低的爐門的散熱量減少;而且流經(jīng)工件前端的氣體流速減小,工件前端與氣流間的對流傳熱強度也減小,因此工件前端的溫度得以提升,溫度場分布均勻,提高了工件前端的溫度,降低工件前后端的溫差。

(a)未設(shè)置均流板;(b)均流孔板;(c)均流柵板

由于不同方案的工件溫度分布規(guī)律相同,僅分析中間工件在爐膛深度X方向和工件前端在爐膛寬度Y方向的溫度數(shù)據(jù),如圖9所示。由圖9可知,工件由爐門向風(fēng)機方向溫度逐漸升高,寬度方向的溫度分布較為對稱。設(shè)置導(dǎo)流板后并不影響工件的溫度分布規(guī)律,但對工件前端的溫度數(shù)值影響較為顯著,提升了工件的溫度,其中方形柵板提升的溫度最大,改善效果最明顯。

(a)沿X方向的溫度分布;(b)沿Y方向的溫度分布

3.3 溫度均勻性測量

本文結(jié)合實際工藝對裝載工件條件下的熱處理爐進行了爐溫均勻性測試,測試位置分布如圖10所示。圖11為試驗現(xiàn)場安放孔板與柵板,在仿真結(jié)果中提取了與試驗測試位置相同的溫度模擬值,試驗中提取的數(shù)據(jù)為800 ℃保溫階段的平均溫度值,表2為不同測試位置的平均溫度試驗值。由表2可知,不同方案下測試位置的溫度變化規(guī)律相同,在爐門處溫度較低,相對爐門方向溫度較高。均流板的設(shè)置可明顯提升靠爐門處的溫度,其中方形柵板提高程度最大,改善效果最佳,爐內(nèi)溫差可降低37.95%。該測試結(jié)果與仿真模擬結(jié)果一致。

圖10 測試位置分布

圖11 (a)設(shè)置孔板與(b)柵板

表2 優(yōu)化前后的各測點溫度值及溫差

4 結(jié)論

1)箱式熱處理爐內(nèi)氣流的流動形式直接影響爐內(nèi)溫度均勻性。受風(fēng)機吸風(fēng)口幾何尺寸的影響,爐門處方形進風(fēng)口的氣流存在集中現(xiàn)象,是引起爐內(nèi)溫度不均勻的主要原因。

2)方形進風(fēng)口設(shè)置均流板后可改善爐門氣流聚集、分布不均現(xiàn)象,提高爐門處的溫度,提升爐溫均勻性,其中孔板提升效果小于柵板。

3)對使用均流板的箱式熱處理爐進行溫度均勻性測量,發(fā)現(xiàn)爐門處的溫度提升最明顯,孔板提升效果小于柵板,柵板下的爐膛平均溫差最小,模擬優(yōu)化結(jié)果與實際相符。