連續退火爐快冷段非均勻氣體射流沖擊換熱特性研究

朱金琪，李澤琳，王 磊，豆瑞鋒, 3，謝 宇，胡志遠，溫 治, 3，馬 琳

(1.北京科技大學 能源與環境工程學院，北京 100083； 2.首鋼智新遷安電磁材料有限公司，遷安 064400；3.冶金工業節能減排北京市重點實驗室，北京 100083)

硅鋼是一種Fe-Si軟磁合金材料，又稱電工鋼或電磁鋼，是電能和磁能進行最有效地交換能量的功能材料[1]。無取向硅鋼具有高磁感、低鐵損的特點，常被用作馬達和發電機的鐵心[2]。無取向硅鋼不僅要求磁性能好，而且要求尺寸精度高。在無取向硅鋼生產過程中，經常會出現板形不良問題，且由于硅鋼產品所特有的磁性需求，不能采用諸如平整、拉矯等常規工藝改善浪形問題，因此控制和改善硅鋼板形存在極大的難度[3]。冷軋硅鋼連續退火熱處理過程中，如果帶鋼寬度方向溫度不均勻，將會使得帶鋼產生浪形，降低帶鋼形狀精度。寬度方向冷卻均勻性是影響板形的重要因素[4]，為了解決板形問題，就必須實現帶鋼溫度的準確控制[5]。張修成通過增加循環冷卻風機的輸出量，調整循環冷卻水溫到45 ℃，以降低冷卻速度的方式實現爐內帶鋼溫度的調控。馬云龍[6]通過減少帶鋼邊部冷卻氮氣通入量，增加二肋(兩側)氮氣通入量，將冷卻循環氣路的閘板由原來的2-5-9-5-2調整到1-6-9-6-1，即通過調整帶鋼寬度方向冷卻能力的方式實現對板溫的控制。

首鋼遷鋼在無取向硅鋼連退機組的快冷段，通過對帶鋼寬度方向不同位置處噴嘴射流速度的調節，實現帶鋼寬度方向換熱強度的調控，進而實現對帶鋼溫度的精準控制。但是，由于相鄰噴嘴存在射流速度差，為非均勻氣體射流沖擊換熱過程，相鄰射流之間存在復雜的相互影響，現有的多噴嘴均勻氣體射流沖擊換熱特性經驗公式[7-13]，無法對其換熱特性進行準確的計算。

本文基于數值模擬[14-19]，針對連續退火爐快冷段氣體射流沖擊換熱過程，在相鄰噴嘴存在射流速度差的情況下，開展多噴嘴非均勻氣體射流換熱特性研究。

1 冷卻段風箱結構與數學模型的建立

無取向硅鋼連續退火快速冷卻段風箱結構如圖1所示。風箱由五個獨立的風道組成，各個風道沿帶鋼寬度方向平行布置，風箱的底部采用叉排形式布置擴口型噴嘴。每個風道有獨立的風道閘門控制，冷卻氣體經擴口型噴嘴流出，形成氣體射流，沖擊到無取向硅鋼表面，實現帶鋼的快速冷卻。

圖1 冷卻段風箱結構示意圖

針對實際的風箱結構，數學模型中，僅保留主要部分：噴口、帶鋼。在數學模型中，忽略風箱內部的氣體流動，認為同一組擴口型噴嘴的射流速度是一致的。數學模型的幾何結構如圖2所示，噴箱部分僅保留噴孔結構。數學模型中，直接設置噴嘴入口速度，從而實現風速的調節。

圖2 多噴嘴換熱模型幾何結構

在多噴嘴氣體射流沖擊換熱數值模擬模型中，采用Transition SST模型[20]模擬湍流流動。如圖2所示，在模型中，底部靶面(帶鋼)設定為定壁溫邊界條件；側面設置為壓力出口條件；噴嘴設置為速度入口條件；其它表面均為絕熱邊界條件。

計算網格繪制中，在噴嘴處與靶面附近，對網格進行了局部加密，用以提高計算的準確性。模型網格總數為686萬。本文所有仿真結果均為網格獨立解。

在無取向硅鋼連續退火生產過程中，為了實現對帶鋼溫度的控制，通過風道閘門，控制各個風道的循環氣體流量不同，進而使得不同風道的噴嘴，其氣體射流速度存在差異。根據現場的風機型號、風道結構以及風道閥門特性[21]，開展多噴嘴氣體射流沖擊換熱特性研究。為了全面覆蓋現場實際工況，設置：中間風道噴嘴出口流速度為20～100 m/s，邊風道和肋風道的噴嘴出口流速度為0～100 m/s。模擬計算了總計62種工況下的換熱特性分布規律。

2 數據分析方法

(1)

在多噴嘴氣體射流沖擊換熱研究中，定義ReRatio如式(2)所示，其中ReM為中間風道噴嘴出口雷諾數，ReR為肋風道噴嘴出口雷諾數。在本文的研究中，相鄰噴嘴射流速度差異主要存在于中間風道和肋風道之間，而肋風道與邊風道的噴嘴之間不存在射流速度差異，因此對于ReRatio的定義，僅包含中間風道與肋風道的雷諾數。

ReRatio=ReM/ReR

(2)

在帶鋼寬度方向上定義無量綱距離L，如式(3)所示。

L=x/D

(3)

式中：x為帶鋼寬度方向任意一點與參考線(通常為對稱線)的距離，m；D為噴嘴直徑，m。

3 模擬結果分析及經驗公式的擬合

根據多噴嘴風箱結構的對稱性，將對流換熱努塞爾數沿帶鋼寬度方向上的對稱線進行對稱平均，用以減少計算本身所帶來的數據波動。

以中間風道射流速度為40 m/s時的工況為例，闡述非均勻氣體射流沖擊換熱特性的數據處理方法。首先，建立坐標系，坐標原點建立在對稱中心線上。然后，將帶鋼沿著寬度方向劃分n份，采用式(1)計算每一份的平均努塞爾數，獲得多噴嘴非均勻氣體射流沖擊換熱平均努塞爾數隨寬度的變化特性，結果如圖3所示。最后，根據平均努塞爾數的變化規律，分區域進行分析，將平均努塞爾數的變化分為中心區與非中心區，非中心區包括變化區、均勻區、邊緣區，如圖3所示。

圖3 中間風道射流流速為40 m/s，ReM為66 094時換熱特性分布

采用共軛梯度法[22]，對所得數據進行分段擬合。如式(4)所示，為中心區平均努塞爾數與射流雷諾數ReM的關系，適用范圍為ReM∈(24 785,165 235)。

(4)

圖4 中心區換熱特性經驗公式擬合圖

圖5 ReRatio≤0.25，ReM∈[66 094,82 618]，中心區模擬值與擬合值對比圖

(5)

當0.25

(6)

(7)

(8)

變化區內換熱性能，經式(6)～式(8)計算所得擬合值與模擬值進行對比，設置置信區間為0.9，結果如圖6所示。

圖6 變化區擬合公式置信區間(1-α=0.9)

由圖6可以發現，絕大部分的實測值都在擬合值的置信區間內，表明擬合公式(6)～式(8)是可靠的，可以實現對變化區內換熱特性的有效預測。

均勻區內相鄰噴嘴射流速度相同，換熱特性如式(9)所示。

(9)

邊緣區換熱特性與均勻區有明顯差異，其換熱特性如式(10)所示。

(10)

通過式(6)～式(10)對0.25

以中間風道射流速度為40 m/s工況為例，其仿真模擬值與經驗公式擬合值的對比如圖7所示。均勻區平均誤差為2.72%，邊緣區平均誤差為2.85%。ReRatio>0.25時，經驗公式擬合值與模擬值的擬合很好，其平均誤差為4.38%。通過分段擬合的方法，實現了叉排結構多噴嘴圓孔射流換熱過程中，相鄰噴嘴射流存在速度差時，多噴嘴非均勻氣體射流換熱特性變化的定量化表達。

圖7 ReRatio>0.25，ReM=49 570，非中心區模擬值與擬合值對比圖

4 經驗公式驗證

變化區換熱特性的預測，是多噴嘴非均勻氣體射流沖擊換熱特性研究過程中的重點和難點。噴嘴結構與排布方式相似、射流速度發生變化時，通過經驗公式(6)～式(8)，依舊能實現對變化區換熱特性的預測。本節對變化區所得經驗公式進行數值模擬驗證。在驗證性模擬計算中，設置中間風道與肋風道射流速度一致，射流速度范圍40～50 m/s；邊風道與肋風道間存在射流速度差，邊風道射流速度范圍10～45 m/s。

在模擬驗證檢驗中，在無量綱位置L為1.45、4.35、7.25時，經式(6)～式(8)計算所得擬合值與模擬值進行對比，結果如圖8所示，圖8中置信區間為0.9。盡管射流排布方式發生了變化，但是擬合得到的經驗公式，依舊能夠很好的預測換熱特性的分布規律。

圖8 變化區擬合值與模擬值進行對比

在非均勻氣體射流沖擊換熱驗證中，ReRatio均大于0.25，故經變化區換熱特性經驗公式(6)～式(8)，均勻區換熱特性經驗公式(9)，邊緣區換熱特性經驗公式(10)，對整個靶面不同區域內的換熱特性進行計算與驗證。當ReM、ReR為66 094(射流速度40 m/s)與82 617(射流速度50 m/s)時，不同ReRatio條件下，改變風箱射流速度分布，僅在肋風道和邊風道之間存在射流速度差異，獲得多噴嘴非均勻氣體射流沖擊換熱特性分規律，模擬值和擬合值(擬合公式計算值)的對比如圖9、圖10所示。

圖9 ReM與ReR都為66 094時換熱特性分布規律對比驗證

圖10 ReM與ReR都為82 617時換熱特性分布規律對比驗證

如圖9、圖10所示，在對比驗證中，盡管射流速度差異所在位置發生了變化(肋風道和邊風道之間)，通過多噴嘴非均勻氣體射流換熱經驗公式(式(6)～式(10))，依然能夠實現對其換熱特性的有效預測。

對比驗證證明，通過分段擬合的方式，有效地解決了相鄰噴嘴射流速度存在差異時，氣體射流沖擊換熱特性變化趨勢的定量化表達，擬合所得無量綱經驗公式，具有普適性意義。

5 總 結

本文針對多噴嘴非均勻氣體射流沖擊換熱現象，采用CFD數值模擬的方法，獲得換熱規律；通過分段擬合的方式，實現其換熱特性的定量化表達。變化區換熱特性的研究結果，具有普適性意義。在噴嘴結構及其排布方式相似時，即便各個噴嘴射流速度的分布發生了變化，其換熱特性依然能夠通過經驗公式(6)～式(10)進行計算。

本文為非均勻氣體射流沖擊換熱特性的分析，提供了具有通用性的分析方法。通過該方法，可以分析其他類型陣列噴嘴的非均勻氣體射流沖擊換熱。