铜带材气悬浮退火过程中的气体流动与气固传热特征

铜带材气悬浮退火过程中的气体流动与气固传热特征 Gas flow and gas-solid heat transfer characteristics of copper sheet during hot-air suspension annealing 1 first-author 1 corresp 康灿，博士，教授，从事流体工程中的复杂流动研究；E-mail：kangcan@ujs.edu.cn 康灿，博士，教授，从事流体工程中的复杂流动研究；E-mail：kangcan@ujs.edu.cn kangcan@ujs.edu.cn 1 2 江苏大学 能源与动力工程学院，江苏 镇江，212013 江苏大学 能源与动力工程学院，江苏 镇江，212013 School of Energy and Power Engineering, Jiangsu University, Zhenjiang 212013, China School of Energy and Power Engineering, Jiangsu University, Zhenjiang 212013, China 中国船舶科学研究中心，江苏 无锡，214028 中国船舶科学研究中心，江苏 无锡，214028 China Ship Scientific Research Center, Wuxi 214028, China China Ship Scientific Research Center, Wuxi 214028, China 杨幼平 对气垫炉加热段内0.6 mm厚紫铜板材处理过程中的气体流动和气固传热进行研究，改变板材移动速度和悬浮高度，对气流速度、温度、湍动能的分布及努塞尔数( Nu )进行对比与综合分析，系统地评价板材的处理效果与气垫炉的运行稳定性。研究结果表明：随着板材移动速度增大，板材表面的温度和 Nu 分布趋于均匀，驻点位置向板材运动方向偏移； Nu 的平均值增大，传热效率提高。驻点上游流动分离区内的速度和湍动能均比下游侧的低。板材悬浮高度增大，驻点附近的湍动能下降，而流动分离区的旋涡被拉伸，热传递在流向和展向均被增强；同时，温度和 Nu 分布更均匀， Nu 的平均值增大。 The characteristics of flow and heat transfer of a copper sheet, 0.6 mm in thickness, processed in the heating section of the air-cushion furnace, were investigated. Effects of the transverse speed and the suspending height of the copper sheer were studied. Distributions of velocity, temperature, turbulent kinetic energy of the air and Nusselt number were compared and analyzed comprehensively. A systematic evaluation of the processing effect of the copper sheet and the operating stability of the air-cushion furnace was performed. The results show that distributions of the temperature and Nusselt number over the copper sheet tend to be uniformized with the increase of transverse speed, and the stagnation point shifts in the direction of the movement of the sheet. Meanwhile, average Nusselt number increases and the heat transfer efficiency is improved. Both velocity and turbulent kinetic energy in the flow-separation zone upstream of the stagnation point are lower than those at the downstream side. As the suspending height increases, the turbulent kinetic energy near the stagnation point decreases, while the vortex in the flow separation region is stretched, and the heat transfer is enhanced in both flow and spanwise directions. Furthermore, distributions of temperature and Nusselt number become more uniform, and average Nusselt number is increased. 气垫炉 数值模拟 动壁面 悬浮高度 温度分布 热传递 air-cushion furnace numerical simulation moving wall suspending height temperature distribution heat transfer http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680521&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680553&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680522&type= 14.95016479 14.95016479 铜板材是通讯、电力、能源、航空等领域中的重要原材料。工业发展和环境保护对铜板材的厚度、力学性能、表面质量提出了较高的要求 [ 1 1 - 2 2 1-2 ] 。退火是热处理工艺中的重要环节，是减少板材塑性变形后产生的非平衡组织的关键手段，且使板材内部组织结构接近平衡状态以去除残余应力，从而获得良好的性能。气垫式连续退火炉，简称气垫炉，利用狭缝喷嘴喷射出的热气流的冲击使铜板材处于悬浮状态，进而进行流固换热，对铜板材进行热处理。在该工艺流程中，铜板材不与作用构件接触，板材表面无划伤，且表面温度均匀，处理周期短。对于厚度小于1.5 mm的铜带材的热处理，气垫炉具有显著的优势 [ 3 3 - 4 4 3-4 ] 。目前气垫炉的生产厂家集中在德国、日本等国家，国内在气垫炉的设计方法、组件间的匹配、运行稳定性评价方法等方面还未形成系统的知识体系。 冲击射流与铜板材之间的热传递是影响加工质量的关键因素。侯帅等 [ 5 5 ] 采用计算流体动力学(CFD)方法模拟了圆形喷口射流冲击板材表面的过程，获得了工况参数对漂浮力与传热特性的影响。ADIMURTHY等 [ 6 6 ] 实验研究了缝隙射流冲击平板时射流板间距和雷诺数( Re )对壁面静压和温度分布的影响。王占军等 [ 7 7 ] 模拟了气垫炉内板材的漂浮状态，得到了边界条件对板材表面压力分布和漂浮稳定性的影响。LI等 [ 8 8 ] 研究了射流孔数、孔径、孔的排列规律对喷嘴的气动特性和射流场的影响。梁波等 [ 9 9 ] 研究了自双缝隙喷嘴喷射出的气流冲击正弦状带材时的带材表面压力系数分布。张家元等 [ 10 10 ] 基于流固耦合(FSI)方法，对气垫炉内板材漂浮换热的整体行为进行模拟，优化了喷嘴布置方式，有效减少了板材的畸变量。BENTARZI等 [ 11 11 ] 对比分析了发散、汇聚和平行的双股射流撞击壁面时的流动和传热特征。实际工艺流程中，板材在悬浮状态下进行热处理时，在张力辊的作用下以一定速度平行移动。板材运动同样影响板材加工质量。然而，以往研究中多设定板材为静止状态，且不考虑加热单元与回风道之间的联系，所得研究结果能反映单一状态下的气垫炉工作机理，但与实际运行之间存在明显的差异。 本文作者基于一加工紫铜的气垫炉的工艺参数，以0.6 mm紫铜板材在悬浮状态下的处理过程为研究对象，借助计算流体动力学方法对流动与换热问题进行研究。根据实际流程中紫铜板材的平移速度，运用动网格技术设定其运动规律。改变紫铜板材的悬浮高度、平移速度等关键工况参数，对比分析流动参数和温度的分布，并通过努塞尔数( Nu )评价气垫炉的性能，获得优化的运行方案。 1 气垫炉模型与数值模拟设置 1 1.1 　物理模型 2 基于某铜厂的气垫炉结构构建气垫炉模型。铜板材置于气垫箱单元之间，在张力辊的作用下以恒定速度平移，两端设有气封装置。高温气体由各单元进风口进入箱体，经均流板后通过缝隙喷嘴形成射流，对铜板材表面进行冲击，随后经回风道自出风口离开炉段。考虑炉体的对称性，取气垫炉加热段下半部分作为计算区域。由于退火过程中铜板材表面可能存在轻微的氧化，所以此处的高温气体采用N 2 和H 2 混合气体。经含氢保护气氛退火后，可以获得表面质量高的铜板材 [ 12 12 ] 。 图1 图1 所示为紫铜板材与喷嘴配置示意图。铜板材在喷嘴上方空间被加热，板材长×宽×厚为11 000 mm×450 mm×0.6 mm。喷嘴缝隙宽度 d 为40 mm，相邻两缝隙喷嘴中心距 x 为500 mm， H 为板材悬浮高度， q m 为气体的质量流量， v 为板材的平移速度。 1.2 　控制方程 2 气垫炉内冲击板材的热态射流受基于雷诺 平均的N-S方程和能量方程支配 [ 13 13 - 15 15 13-15 ] ，采用Realizable k - ε 湍流模型使控制方程组封闭 [ 16 16 ] 。考虑板材的移动，采用非定常控制方程，以描述流动参数和温度随时间的变化。控制方程的求解采用商用CFD软件ANSYS Fluent。采用努塞尔数( Nu )表达射流冲击板材表面的对流换热强烈程度，其与壁面边界的导热热阻和对流换热热阻相关。板材表面的 Nu 如 式(1) 式(1) 所示： <math display="block" id="M1"><mi>N</mi><msub><mrow><mi>u</mi></mrow><mrow><mi>x</mi></mrow></msub><mo>=</mo><mo>-</mo><mfenced separators="|"><mrow><mfrac><mrow><msub><mrow><mi>D</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">h</mi></mrow></msub></mrow><mrow><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">w</mi></mrow></msub><mo>-</mo><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">j</mi></mrow></msub></mrow></mfrac></mrow></mfenced><msub><mrow><mfenced separators="|"><mrow><mfrac><mrow><mo>∂</mo><mi>T</mi></mrow><mrow><mo>∂</mo><mi mathvariant="bold-italic">n</mi></mrow></mfrac></mrow></mfenced></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">z</mi><mi mathvariant="normal">w</mi><mi mathvariant="normal">a</mi><mi mathvariant="normal">l</mi><mi mathvariant="normal">l</mi></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680439&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680438&type= 39.20066452 10.32933331 其中： D h 为狭缝的特征长度； T w 和 T j 分别为板材和射流的温度； n 为与板材表面垂直的方向向量。板材表面的平均努塞尔数( Nu avg )由 式(2) 式(2) 得出： <math display="block" id="M2"><mi>N</mi><msub><mrow><mi>u</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">a</mi><mi mathvariant="normal">v</mi><mi mathvariant="normal">g</mi></mrow></msub><mo>=</mo><mfrac><mrow><mn mathvariant="normal">1</mn></mrow><mrow><mi>A</mi></mrow></mfrac><mo>∬</mo><mi>N</mi><msub><mrow><mi>u</mi></mrow><mrow><mi>x</mi></mrow></msub><mi mathvariant="normal">d</mi><mi>A</mi></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680441&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680440&type= 26.83933067 7.28133297 其中： A 为板材下侧表面的面积。 定义压力系数( <math id="M3"><msub><mrow><mi>C</mi></mrow><mrow><mi>p</mi></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680443&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680442&type= 3.80999994 3.72533321 )为带材表面的压力与喷嘴出口处动压的比值： <math display="block" id="M4"><msub><mrow><mi>C</mi></mrow><mrow><mi>p</mi></mrow></msub><mo>=</mo><mfrac><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn><msub><mrow><mi>p</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">c</mi></mrow></msub></mrow><mrow><mi>ρ</mi><msubsup><mrow><mi>u</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">j</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msubsup></mrow></mfrac></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680445&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680444&type= 13.46199989 9.14400005 式中： p c 为板材表面压力； ρ 为气体密度； u j 为喷嘴出口的流体速度。 1.3 　边界条件 2 在923 K温度下，体积分数为95% N 2 和5% H 2 混合气体自进风口进入风箱，经过缝隙喷嘴后形成射流，冲击初始温度为313 K的铜板材表面。5个单元入口均采用质量流量入口边界条件；在出口设置压力出口边界条件，总压为环境压强；非定常计算采用0.01 s的固定时间步长。所有监测量的收敛残差标准均设为10 -5 。 2 数值模型验证 1 2.1 　网格无关性验证 2 计算区域如 图2 图2 所示。考虑模拟精度与计算域几何构型，采用六面体结构网格离散计算区域，对于温度和速度变化剧烈的区域进行网格局部加密。为了消除网格对模拟结果的影响，设计4种不同网格单元数的网格方案进行网格无关性验证，采用相同的模拟设置，以板材表面 Nu 的平均值( Nu avg )为参照量，结果如 表1 表1 所示。从 表1 表1 可见：网格方案2和3对应的 Nu avg 之间的相对偏差仅为0.01%。因此，在后续数值模拟中，选用网格方案3(总网格单元数为1 020 474个)进行模拟，该网格方案如 图2 图2 所示。 网格方案 网格单元数/个 Nu avg 1 671 546 136.85 2 851 054 137.26 3 1 020 474 137.28 4 1 195 642 137.56 2.2 　数值方案的物理有效性验证 2 为了验证数值模拟方案的物理有效性，采用已发表文献中的实验数据进行对比。李家栋等 [ 17 17 ] 通过实验获得了不同射流速度条件下射流冲击铝合金薄板时的板材表面平均对流换热系数，其实验装置及相关结构尺寸如 图3 图3 所示。本研究中构建与 图3 图3 所示一致的计算域，如 图4 图4 所示；采用本文构建的数值模拟方法，对与文献[ 17 17 ]所述的工况相同条件下的平均对流换热系数进行模拟。平均对流换热系数( h )的实验与模拟的结果对比如 图5 图5 所示。从 图5 图5 可以看出：模拟值与实验值较为接近且变化趋势一致。数值模拟值略高，因为模拟中有多种实际因素被忽略；但两者之间的偏差较小，数值模拟方案的有效性得到证明。 数据单位：mm。 (a) 整体示意图；(b) 喷嘴布置图；(c) 热电偶布置图 (a) 计算域模型；(b) 网格图 3 结果分析与讨论 1 3.1 　板材运动速度对流动的影响 2 在气体质量流量 q m =1.0 kg/s和板材悬浮高度 H =50 mm的条件下，参考实际运行工况，选取3种板材运动速度，即 v 为18、30和42 m/min，模拟流动与热传递过程。获得的 Y =0平面上的速度矢量分布如 图6 图6 所示。在3种板材运动速度条件下得到的速度分布相似，说明板材运动速度对横截面上流动的影响不明显。在不同板材运动速度下，射流左侧区域的速度和循环流范围均比射流右侧区域的小，且这种差异随速度增大而变得更为明显。向右运动的板材在气流中诱发沿 Z 方向的速度梯度，使冲击板材后沿水平方向离开的气流向下方倾斜。同时，射流冲击壁面后形成驻点 [ 18 18 ] 。随着板材运动速度增大，喷嘴右侧的环流区在运动方向的扩展趋势更为明显。 (a) v =18 m/min；(b) v =30 m/min；(c) v =42 m/min 铜板材附近的大尺度旋涡结构对流固之间的热量传递与板材的表面质量具有明显的影响。此处，基于 Q 准则识别在剪切作用下产生的旋涡特征 [ 19 19 ] 。 Q 的定义如下: <math display="block" id="M5"><mi>Q</mi><mo>=</mo><mfrac><mrow><mn mathvariant="normal">1</mn></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></mfrac><mfenced separators="|"><mrow><msub><mrow><mi>Ω</mi></mrow><mrow><mi>i</mi><mi>j</mi></mrow></msub><mo>-</mo><msub><mrow><mi>S</mi></mrow><mrow><mi>i</mi><mi>j</mi></mrow></msub><msub><mrow><mi>S</mi></mrow><mrow><mi>i</mi><mi>j</mi></mrow></msub></mrow></mfenced></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680471&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680468&type= 27.26266861 7.19666624 <math display="block" id="M6"><msub><mrow><mi mathvariant="bold-italic">Ω</mi></mrow><mrow><mi>i</mi><mi>j</mi></mrow></msub><mo>=</mo><mfrac><mrow><mn mathvariant="normal">1</mn></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></mfrac><mfenced separators="|"><mrow><mfrac><mrow><mo>∂</mo><msub><mrow><mi>u</mi></mrow><mrow><mi>i</mi></mrow></msub></mrow><mrow><mo>∂</mo><msub><mrow><mi>x</mi></mrow><mrow><mi>j</mi></mrow></msub></mrow></mfrac><mo>-</mo><mfrac><mrow><mo>∂</mo><msub><mrow><mi>u</mi></mrow><mrow><mi>j</mi></mrow></msub></mrow><mrow><mo>∂</mo><msub><mrow><mi>x</mi></mrow><mrow><mi>i</mi></mrow></msub></mrow></mfrac></mrow></mfenced></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680461&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680459&type= 29.80266571 10.32933331 <math display="block" id="M7"><msub><mrow><mi mathvariant="bold-italic">S</mi></mrow><mrow><mi>i</mi><mi>j</mi></mrow></msub><mo>=</mo><mfrac><mrow><mn mathvariant="normal">1</mn></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></mfrac><mfenced separators="|"><mrow><mfrac><mrow><mo>∂</mo><msub><mrow><mi>u</mi></mrow><mrow><mi>i</mi></mrow></msub></mrow><mrow><mo>∂</mo><msub><mrow><mi>x</mi></mrow><mrow><mi>j</mi></mrow></msub></mrow></mfrac><mo>+</mo><mfrac><mrow><mo>∂</mo><msub><mrow><mi>u</mi></mrow><mrow><mi>j</mi></mrow></msub></mrow><mrow><mo>∂</mo><msub><mrow><mi>x</mi></mrow><mrow><mi>i</mi></mrow></msub></mrow></mfrac></mrow></mfenced></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680472&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680462&type= 29.12533188 10.32933331 式中： Ω ij 和 S ij 分别表示流体质点的角速度张量和角变形率张量。当 Q > 0时，流场中存在旋涡。 图7 图7 所示为不同板材运动速度条件下与湍动能分布相关联的 Q 等值面。当板材运动速度较低时，驻点区附近存在旋涡。随着板材运动速度增大，驻点区的旋涡消失，说明板材运动抑制了驻点区的流动结构，从而使该区域的湍流程度减弱。同时，板材运动使得与运动方向同侧的射流区内的湍动能要比与运动方向相反一侧的大。板材运动速度增大，则与运动方向同侧的射流区内的旋涡被拉伸的趋势越明显，反侧射流区内的旋涡则被压缩。这与 图6 图6 中反映的规律一致。由于向 X 轴正向运动的板材和向 X 轴反向运动的气体之间的对抗作用，射流左侧区域的流速降低，湍流度减小；反之，射流右侧区域内的湍流程度增强，对流传热得到强化 [ 20 20 ] 。另外，板材速度的增大使旋涡在剪切作用下拉伸甚至破裂，从而在 X 和 Y 方向均出现高湍动能区，也增强了传热效果。 (a) v =18 m/min；(b) v =30 m/min；(c) v =42 m/min 图8 图8 所示为不同平移速度条件下板材表面的温度分布。从 图8 图8 可以看出：正对喷嘴区域的温度远高于其他区域的温度，并且板材温度沿 X 轴正向呈整体上升趋势。在射流冲击作用下，驻点区的热传递要远比其他区域的强，板材沿 X 轴正向运动时，热流体自狭缝喷嘴以较高的速度冲击板材，引发强烈的强迫换热，所以，板材在炉段内升温很快，同时由于板材内部的温度梯度诱发热传导，板材末端缓慢升温。当板材全部位于加热炉段中时，板材前端加热时间比末端的长，板材温度沿板材移动方向递增。当板材速度增大时，驻点区的温度减小，且高温区域的范围沿运动方向扩展；同时，其他区域的温度升高，从而使板材表面温差减小，温度分布更加均匀。 表2 表2 所示为不同板材运动速度条件下，板材所达到的最终平均温度，由于板材运动速度的增大缩短了板材的加热时间，故最终平均温度有所下降。 (a) v =18 m/min；(b) v =30 m/min；(c) v =42 m/min 板材运动速度/(m·min -1 ) Nu avg T avg /K 18 136.54 587.5 30 137.28 504.7 42 140.63 462.9 3.2 　板材运动速度对传热特性的影响 2 保持气体入口质量流量及板材悬浮高度不变，板材表面的 Nu 沿 X 方向(长度方向)的分布如 图9 图9 所示。在多股射流的作用下， Nu 沿长度方向呈振荡型分布。在狭缝射流直接冲击的板材表面存在滞止区，此处的边界层厚度小，换热最为强烈，所以造成局部 Nu 骤增；而远离滞止区，边界层逐渐增厚，换热程度减弱，故局部 Nu 减小。另外，由于边缘效应，两侧壁面的温度符合 <math id="M8"><mfrac><mrow><mo>∂</mo><mi>T</mi></mrow><mrow><mo>∂</mo><mi>y</mi></mrow></mfrac></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680485&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43680498&type= 4.65666676 8.04333401 =0。因此，在绝热壁面附近，局部 Nu 沿长度方向迅速减小 [ 21 21 ] ；在宽度方向上，局部 Nu 分布也出现类似现象。 从 图9 图9 可见沿 X 方向的 Nu 分布几乎不受板材运动速度的影响。在驻点区均出现 Nu 峰值。当板材的运动速度变大， Nu 沿板材运动方向的波动减弱，即驻点处对应的 Nu 的峰值变小，此时传热更均匀。另外，板材运动速度的增加使这些驻点峰值向板材运动方向偏移。 表2 表2 所示为不同板材运动速度条件下板材表面 Nu 的平均值( Nu avg )。从 表2 表2 可以看出：随着板材平移速度增加， Nu avg 增大，此时板材的整体传热效率较高。 板材表面 Nu 沿 Y 方向(宽度方向)的分布如 图10 图10 所示。 X =0 m为两狭缝喷嘴正中位置， X =0.25 m位于狭缝喷嘴出口正上方的射流驻点区。以 v = 18 m/min工况为例， X =0.25 m处横向 Nu avg 较 X = 0 m处的大，但换热均匀性则相反。这是由于驻点区域流动更复杂，湍流程度更高，引起局部 Nu 大幅增加。在不同板材运动速度、同一 X 坐标条件下，板材表面 Nu 分布不同。在 X =0 m位置，板材运动速度越高， Y 方向上的 Nu 分布越均匀，该处的横向 Nu avg 增大。而当 X =0.25 m时，即驻点区域宽度方向上 Nu 的分布均匀性同样随着板材运动速度的增大而提高，但该处宽度方向上的 Nu avg 逐渐减小。这是由于在较高的板材运动速度条件下，剪切作用的影响明显，阻碍了驻点的形成，甚至使驻点向板材运动方向偏移。在这种情况下，驻点区的热传递量减少， Nu 的局部峰值减小；同时， Y 方向上的热传递增强，所以 X 和 Y 方向的换热均匀性均提高 [ 22 22 ] 。 在板材实际退火过程中，对板材的最终温度有要求。综合考虑板材换热效率和传热均匀性，选取板材运动速度 v =30 m/min来进行悬浮高度的影响研究。 3.3 　板材悬浮高度对流场和温度场的影响 2 在 q m =1.0 kg/s和 v =30 m/min条件下，取板材悬浮高度 H 为40、50和60 mm进行对比研究。在 Y =0平面上，板材与喷嘴间速度矢量分布如 图11 图11 所示。从 图11 图11 可见：喷嘴附近环流区域和强度与悬浮高度密切相关。当 H =40 mm时，射流中心线上的速度较低，在冲击板材后形成了环流，且环流中心的速度较高。随着悬浮高度增大，射流中心线上的速度增大，且撞击板材后形成的环流区域有沿横向拉伸的趋势，环流中心的速度下降，同时环流区的面积增大；另外，悬浮高度的增加导致环流的强度减弱。 (a) H =40 mm；(b) H =50 mm；(c) H =60 mm 不同板材悬浮高度条件下的 Q 等值面如 图12 图12 所示。从 图12 图12 可以看出：热态气体射流在撞击板材后损失了一部分动量，并沿着紫铜板材表面扩散。随着 H 增大，板材边界层附近的湍动能先减小后增大。射流在撞击板材表面后向 X 轴正、负方向流动，板材悬浮高度的增大使得自板材表面分离的流动中的旋涡区沿流动方向和 Y 方向拉伸，并且该区域的湍动能随之增加，强化了板材在流动和 Y 方向的传热。当 H 过小时，射流未能得到充分发展，湍流程度弱，不利于气体与板材之间的传热 [ 23 23 ] 。 (a) H =40 mm；(b) H =50 mm；(c) H =60 mm 不同板材悬浮高度条件下板材表面的温度分布如 图13 图13 所示。从 图13 图13 可以看到：温度最高的区域为射流冲击区域。当 H =40 mm时，正对射流区域的中心温度与其他悬浮高度条件下的结果接近，但高温区域在板材平移方向上扩散的范围较小，这与驻点区域的发展受到抑制有关，结果导致传热效果下降 [ 23 23 ] 。板材尾部尤其是两股射流之间的区域内温度较低，与板材前端之间温差较大，温度均匀性较差。 (a) H =40 mm；(b) H =50 mm；(c) H =60 mm 当 H 增大时， Y 方向上的热传递导致射流冲击产生的高温区域沿 X 方向拉伸，射流与射流之间区域的温度升高，提高了 X 和 Y 方向上的温度分布均匀性。 H 继续增大时，高温区域范围有所减小，这是由于随着 H 增大，射流到达板材表面的速度降低，射流面积呈现先增大后减小的趋势 [ 24 24 ] 。 表3 表3 所示为不同悬浮高度条件下板材的最终平均温度。从 表3 表3 可以看出：在给定范围内，板材悬浮高度的增大有利于提高板材的整体加热效果。 板材高度 H /mm Nu avg T avg /K 40 135.26 502.5 50 137.28 504.7 60 138.78 506.2 3.4 　板材悬浮高度对传热特性的影响 2 保持 q m =1.0 kg/s和 v =30 m/min不变， Nu 沿 X 方向的分布如 图14 图14 所示。从 图14 图14 可以看出：在给定范围内，随着 H 增大， X 方向上的 Nu 波动减弱，驻点处对应的 Nu 的峰值减小，两股射流中间区域对应的局部 Nu 的谷值增大， Nu 分布的均匀性有所提高。由于相邻加热单元间设置了挡流板， X 为-3、-1、1和3 m处的局部 Nu 的谷值较其他位置的小。当悬浮高度越小时，这种现象越明显。 表3 表3 所示为不同板材悬浮高度条件下板材表面的 Nu avg 。从 表3 表3 可见：当 H =60 mm时， Nu avg 最大，相较于 H 为40 mm和50 mm时，分别增加了2.6%和1.1%。 图15 图15 所示为 Nu 沿 Y 方向的分布曲线。在位于两缝隙喷嘴正中位置的 X =0 m处，随着 H 增大， Nu 分布曲线变得平缓，换热均匀性增强；且 Nu 的平均值随 X 增大而增大。当 X =0.25 m时， H 越大， Nu 沿 Y 方向分布的均匀性越高，但 Y 方向上 Nu 的平均值减小。这是由于加热段的气体都经板材边缘流出，从而边缘流过的气体的水平流速较高且流量较中间区域大。 H 越小，边缘较中心部分的换热更强烈，从而造成宽度方向上 Nu 分布不均匀；当板材与喷嘴间的间隙足够大时，气体流通空间增大， Y 方向的 Nu 分布趋于均匀 [ 25 25 ] 。 3.5 　板材应力分析 2 为了实现铜板材在气垫炉加热段内的均匀换热，首先要保证板材能够在炉内稳定漂浮。在气垫炉工作过程中，位于板材下方与上方的喷嘴产生的射流压力差克服了铜板材自身的重力，多余压差引起的板材变形量若大于预先设定的铜板材漂浮高度，就会发生板材与炉壁或喷嘴的剐蹭。压差过小时又不足以平衡铜板材自身的重力。本研究中充分考虑了自下至上的射流冲击板材下表面产生的滞止压力，其抵消了重力的影响。同时，为避免铜板材发生“鸟翼形”弯曲，铜板材表面压力系数的分布应越均匀越好，如此则板材在炉内的振幅越小 [ 26 26 ] 。 以 q m =1.0 kg/s、 H =40 mm、 v =30 m/min工况为例，所获得的 Y =0 m平面上铜板材表面的压力系数分布如 图16 图16 所示。与 Y =0 m时板材表面的 Nu 分布类似，由于多股射流间的相互作用，局部压力系数分布呈波动状分布。射流冲击区域出现了局部压力系数的峰值，且驻点区域的 C p 波动幅度相近。不同的是，在相邻喷嘴的中间区域出现局部压力系数的次峰。可以发现，局部压力系数在板材长度方向上的分布较为均匀，且各个峰值都维持在较高值，能满足板材悬浮高度相近的要求。另外，根据铜板材的尺寸和密度，可以计算得到铜板材的自身重力约为263.5 N。而板材下表面受到的射流压力为316.8 N，可以实现板材的悬浮。 4 结论 1 1) 板材的平移诱发气流场中的速度梯度，导致与板材运动方向同向的气流的速度和湍动能高于另一侧；且同向侧的旋涡被拉伸，另一侧的旋涡则被压缩。随着板材运动速度增大，两侧的差异愈发明显，同时驻点位置向板材运动方向偏移，且驻点处的湍流程度减弱。 2) 板材运动速度的增大使 Nu 的峰值下降，同时 Nu 在展向上分布更加均匀，板材表面的局部温度之间的差异减弱，板材与气流之间对流换热的均匀性得到提升。板材表面 Nu 的平均值也随其平移速度增大而增大，而板材的最终温度随之下降。 3) 板材的悬浮高度越大，驻点附近环流的中心速度越低，而环流区得到扩展，驻点位置的气体湍动能下降。随着悬浮高度的增大，气体沿壁面分流产生的大尺度旋涡沿流动方向和展向被拉伸，湍动能升高，横流方向和展向的对流传热得到强化。 4) 当板材高度为40 mm时，射流未能充分发展，气体与板材间的传热效果较差，同时板材表面的 Nu 分布出现振荡现象，分布均匀性较差。当板材高度增大至60 mm时，射流发展空间增大，板材表面的温度分布均匀性较强， Nu 的平均值和板材表面的最终平均温度均增大。 参考文献 田军涛 . 气垫式连续退火炉在高精度铜带生产中的应用 [J]. 有色冶金设计与研究 , 2009 , 30 ( 4 ): 38 - 41 . 气垫式连续退火炉在高精度铜带生产中的应用 TIAN Juntao . 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