側噴加熱鋁材退火爐內流場與溫度場數值模擬

李建平，王伯長，劉濤，毛大恒

(中南大學 機電工程學院，現代復雜裝備設計與極端制造教育部重點實驗室，湖南 長沙，410083)

退火是鋁材生產過程中的重要工序。目前，國內生產使用的鋁材退火爐基本上采用爐體頂部引風底部進風的形式，而鋁卷水平地放在料架上，這樣導致爐膛內熱氣流的流動方向為鋁卷的直徑方向，形成了鋁卷與熱氣流之間的徑向對流換熱[1-2]。由于鋁卷層與層之間有間隙以及鋁卷軋制過程中形成油膜，這樣，鋁卷層與層之間存在接觸熱阻[3-6]，導致鋁卷與熱氣流之間的對流換熱效率低，鋁卷表面與芯部溫差大，嚴重影響鋁卷的退火效率和質量。而在國外已經生產使用的側噴加熱式鋁材退火爐[7]，大型退火爐的傳熱效率達到70%以上，明顯高于國內大型鋁卷退火爐的傳熱效率[8]。通過對鋁箔板疊加而成的長方體試件所做的熱傳導實驗也發現：在同樣的試件、溫度源和保溫效果下，僅僅只是改變傳熱方式，即試件由平面傳熱方式改為端面傳熱方式，退火時間明顯減少。因此，改變爐膛內空氣循環流動的方向，使熱空氣和鋁卷之間進行軸向的對流換熱，實現金屬的直接傳熱，即研制出側噴加熱鋁材退火爐對于提高鋁卷的退火效率和質量，節約能源具有重要意義。爐膛內氣體流動和對流換熱狀況是影響鋁材退火質量和生產效率的關鍵因素[9]，為了設計出性能優越的側噴加熱鋁材退火爐，就必須了解退火時爐膛內空氣流動規律和溫度分布規律。由于側噴加熱鋁材退火爐內結構復雜，流場和溫度場的測量十分困難，且不能全面揭示流動和傳熱規律。數值模擬的方法已廣泛用于各種爐窯的研究[10-13]，在此，本文作者利用CFD軟件FLUENT對側噴加熱鋁材退火爐內氣體流動和傳熱問題進行數值模擬研究，得到爐膛內空氣流動規律和溫度分布規律，以便為側噴射加熱鋁材退火爐的設計與研究提供理論依據。

1 熱傳導模擬實驗

鋁卷層與層之間的接觸熱阻是影響鋁卷徑向導熱的最重要因素，也是研究傳熱效率的重要參數之一。為了反映接觸熱阻對鋁材退火效率的影響，利用鋁箔板疊加而成的長方體試件分別進行平面傳熱及端面傳熱實驗，實驗裝置如圖1所示。圖中數字1～6為6個溫度測試點，其中：測試點“1”用于估測熱源的溫度；“2”與“3”分別用于測試距離熱源為82 mm和134 mm這2點的溫度；“4～6”用于測試實驗裝置內氣體的溫度。利用熱電偶和無紙記錄儀對6個測溫點進行數據采集，每5 min記錄1次結果。

圖2和圖3所示分別為平面傳熱和端面傳熱方式下離熱源82 mm和134 mm 2個測溫點的溫度對比曲線。可以看出：在使用相同功率的電阻爐進行加熱，并且維持實驗裝置內氣體溫度基本一致的情況下，在同一時刻、同一測試點，端面傳熱方式的溫度比平面傳熱方式的溫度高，也就是說，達到相同退火溫度時，端面傳熱方式所需時間比平面傳熱方式所花時間少，并且距離熱源越遠，這種差別越明顯，在82 mm處溫差最大達到50 ℃，最后維持在20 ℃左右，達到相同退火溫度時，端面傳熱方式所需時間比平面傳熱方式縮短10%左右；而在134 mm處溫差最大達到80 ℃，最后維持在 60 ℃左右，達到相同退火溫度時端面傳熱方式所需時間比平面傳熱方式所花時間縮短20%左右。圖4所示為相同傳熱方式下離熱源82 mm與134 mm 2個測溫點之間的溫差對比曲線。從圖4可以看出：使用平面傳熱方式時，2點之間的溫差最高達到50 ℃左右；而使用端面傳熱方式時，2點之間的溫差維持在0 ℃左右，也就是說2點的溫度基本一致，最多相差2～3 ℃。

圖1 實驗裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental facility

圖2 離熱源82 mm處溫度對比曲線Fig.2 Comparison of temperature on position 82 mm from energy resource

圖3 134 mm處溫度對比曲線Fig.3 Comparison of temperature on position 134 mm from energy resource

圖4 溫差對比曲線Fig.4 Comparison of temperature difference

2 側噴加熱鋁材退火爐

通過模擬實驗結果可知：由于鋁板層與層之間存在接觸熱阻，嚴重影響了熱量在鋁板之間的傳遞，從而使得鋁板退火效率低，不同位置間溫差大。而采用端面傳熱的方式可以實現金屬的直接傳熱，避免接觸熱阻產生的影響，提高退火效率，減少不同位置間的溫差。將這實驗原理及結果運用于鋁材退火爐，對現有的徑向加熱鋁材退火爐進行改進，設計側噴加熱鋁材退火爐可有效地提高鋁卷的退火效率和質量，節約能源。

側噴加熱鋁材退火爐由箱式爐體、導流裝置、循環系統、排煙系統、加熱元件、爐門、爐門升降機構及其壓緊裝置、爐門密封、冷卻水系統等組成。循環系統采用低壓大風量軸流風機，使爐內熱風在導流裝置的作用下定向循環，同時，增強了爐內的對流換熱，提高爐內溫度上升速度，也使得爐內溫度均勻。側噴加熱鋁材退火爐內空氣循環示意圖如圖5所示。

圖5 爐內空氣循環示意圖Fig.5 Schematic diagram of air cycle in furnace

3 爐內氣體流動與換熱計算模型

3.1 計算區域及網格劃分

以箱式爐體以及由其包圍的流體空間為計算區域，利用專用處理軟件GAMBIT建立三維立體模型，并進行網格劃分。鑒于流體區域模型比較復雜，采用Tet/Hybfid單元、TGfid混合網格劃分網格；箱式爐體、導流裝置、爐門結構簡單，采用Hex單元、Map結構網格劃分網格；加熱管采用Hex/Wedge單元、Cooper非結構網格劃分網格，最后，模型的網格總數為1 191 305。網格劃分結果如圖6所示。

3.2 基本控制方程

流體流動遵循物理守恒定律。應用CFD軟件求解流動及換熱問題時，控制方程包括連續性方程、動量方程、能量方程，這些方程的通用表達形式為：

式中：Φ為廣義變量，如溫度、濃度等；u為速度；Γ為廣義擴散系數；S為廣義源項。式(1)中，從左至右各項依次為瞬態項、對流項、擴散項和源項。

圖6 網格結構圖Fig.6 Structural diagram of grid

3.3 湍流模型

在爐膛內部空氣處于湍流狀態，湍流模型采用工程上廣泛使用的標準k-ε模型[14-16]。標準k-ε模型通過湍動能k和湍動能耗散率ε表示湍動黏度μt，即

再通過湍動黏度求解 Reynolds應力及 Navier-Stokes方程。在標準k-ε模型中，k和ε是2個基本未知量，與之相對應的輸運方程為：

其中：

μt為湍流渦團黏性系數；Gk為平均速度梯度引起的湍動能k的產生項；ρ為氣體(固體)密度；k為熱導率；ε為氣體湍流入動能耗散率；ui為氣體速度分量；C1ε，C2ε，Cμ，σk和 σε均為模型常數，根據 Launder等的推薦值以及后來的實驗驗證[17]，它們的取值為：C1ε=1.44，C2ε=1.92，Cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3。

在近壁區，由于湍流發展不充分，不適合采用標準k-ε模型進行計算。為了解決近壁區內的流動計算，采用壁面函數法，其方程為：

其中：u+和y+為2個無量綱的參數，分別表示速度和距離；kp為節點p的湍動能；Δyp為節點到壁面的距離；μ為流體的動力黏度；E為與粗糙度有關的常數，對于光滑壁面，E=9.8。

3.4 邊界條件

根據退火爐實際使用工況，爐體外部表面設置為輻射壁面條件；內部表面及導流板表面設置為對流換熱壁面條件；爐體及內襯板、導流板的材料為1Cr13，密度為7.7 t/m3，比熱容為460 J/(kg·K)，導熱系數為24.2 W/(m·K)；保溫層的材料為硅酸鋁保溫氈，密度為130 kg/m3，比熱容為1.013 75 J/(g·K)，導熱系數為0.057 W/(m·K)；加熱管表面設置為等熱流密度邊界條件，熱流密度為840 W/m2；爐內循環風機采用風扇邊界條件，風機的額定轉速為1 440 r/min，額定風量為148 000 m3/h，風壓為500 Pa。

4 數值模擬結果與分析

選擇有限體積法離散控制方程，采用 QUICK格式和中心差分格式分別作為對流項和擴散項的離散格式；流場計算使用SIMPLE算法；能量方程和動量方程用二階迎風格式離散；使用默認的松弛因子進行迭代計算，直到最終收斂為止。下面對流場和溫度場的模擬結果進行分析。

4.1 流場模擬結果及分析

圖7所示分別為平行爐體前面、底面、側面3個截面的速度等值線圖。

從圖 7(a)可以看出：爐頂和循環風機之間的區域以及爐體兩側和導流板之間的區域速度較高，爐膛內風速為10 m/s左右，且速度等值線基本上呈對稱分布；貼近爐體內表面的區域速度明顯小于其他區域的速度，形成了湍流黏性底層，使得爐體內表面的對流換熱強度減少。

從圖7(b)可以看出：由于從兩側導流板進入爐膛的氣體方向相反，產生了氣體回流，形成了不同程度的循環氣流。這種循環氣體不僅可以改善爐內溫度的均勻性，還可以加強熱氣流與鋁卷之間的對流換熱。

從圖 7(c)可以看出：采用軸向對流換熱方式時，氣體在導流板的引導下直接進入爐膛內，通過鋁卷表面后轉向爐體底部使得爐膛內氣體的速度大于爐體底部氣體的速度，這樣，速度分布不僅加強了氣體與鋁卷之間的對流換熱，同時，減少了爐體底部同外界的熱散失。

4.2 溫度場模擬結果及分析

圖7 不同截面的速度等值線Fig.7 Velocity contours in different sections

圖8 不同截面的溫度分布Fig.8 Temperature distribution in different sections

圖8所示分別為平行爐體前面的截面1.0 h后、平行爐體底面的截面2.0 h后、平行爐體側面的截面1.5 h后的溫度分布圖。從圖8可以得到：爐內的溫差都可控制在-1～1 K內，能滿足退火工藝對爐溫均勻性的要求，這也說明改變鋁材退火爐的加熱方式并不會降低爐內溫度場的均勻性，從而保證鋁卷的退火質量。從圖 8(a)和 8(b)可以看出：爐膛內溫度基本一致，且爐膛內的溫度高于爐體底部的溫度，與爐體兩側的溫度一致。這有利于加強爐膛內鋁卷與空氣之間的對流換熱，同時減少爐體底部與外界的熱散失。從圖 8(c)可以看出：爐門區域與爐膛后側的溫度與爐膛內的溫度一致，克服了徑向加熱鋁材退火爐內這2個區域溫度低的不足。

5 結論

(1) 采用端面傳熱的方式可以實現金屬的直接傳熱，避免接觸熱阻產生的影響，從而縮短退火時間，提高退火效率，同時也可以減少不同位置間的溫差，提高退火質量。運用這個實驗原理及結果，對現有的徑向加熱鋁材退火爐進行改進，設計側噴加熱鋁材退火爐。

(2) 采用側噴加熱方式時，從兩側導流板進入爐膛的氣體在爐膛內形成了不同程度的循環氣流。這種循環氣體不僅可以提高爐內溫度的均勻性，還可以加強熱氣流與鋁卷之間的對流換熱；同時，爐膛內氣體的速度大于爐體底部氣體的速度。

(3) 采用側噴加熱方式時，爐內氣體溫度基本一致，溫差可控制在-1～1 K，能滿足退火工藝對爐溫均勻性的要求，這也說明改變鋁材退火爐的加熱方式并不會降低爐溫的均勻性，從而保證鋁材的退火質量。

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