曹建國(guó)，覃業(yè)均，張杰，宋木清，宮貴良，彭強(qiáng)

(1. 北京科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，國(guó)家板帶生產(chǎn)先進(jìn)裝備工程技術(shù)研究中心，北京，100083；2. 武漢鋼鐵(集團(tuán))公司，湖北 武漢，430083)

隨著汽車(chē)、家電等工業(yè)用戶自身自動(dòng)化水平和節(jié)能要求不斷提高，冷軋薄板板形質(zhì)量要求日趨嚴(yán)格，且隨著寬幅冷軋薄板生產(chǎn)規(guī)模的增加，對(duì)大型冷軋機(jī)冷軋薄板的高次復(fù)雜浪形等板形控制能力要求日益提高。如某2180超寬冷連軋機(jī)軋制的寬幅冷軋薄板板形平坦度綜合值控制效果好，但帶鋼的邊中復(fù)合浪、高次復(fù)合浪、雙側(cè)小邊浪和1/4浪等高次浪形缺陷難以有效消除。傳統(tǒng)的板形調(diào)控手段如彎輥、竄輥和特殊輥形設(shè)計(jì)等手段雖然對(duì)控制對(duì)稱浪形效果顯著[1-7]，但是，從理論和現(xiàn)有應(yīng)用的情況來(lái)看，精細(xì)冷卻是解決高次浪形的有效手段[8-10]。Azene等[11]研究了基于冷卻特性的熱軋軋輥冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)。趙永和[12]根據(jù)給定工作輥入口和出口各兩排噴射梁等工藝條件，采用二維有限差分法計(jì)算溫度場(chǎng)和分段冷卻板形控制研究。華建新等[13-14]研究了精細(xì)冷卻在線控制策略。王訓(xùn)宏等[15]研究了軋輥精細(xì)冷卻的組成、特點(diǎn)和控制要求。Ginzburg[16]設(shè)計(jì)了距離可調(diào)的軋機(jī)上工作輥和帶鋼冷卻系統(tǒng)。目前關(guān)于精細(xì)冷卻噴射梁與工作輥相關(guān)的尺寸參數(shù)對(duì)冷卻效果影響的研究很少。因此研究精細(xì)冷卻噴射梁的結(jié)構(gòu)參數(shù)及其安裝尺寸對(duì)精細(xì)冷卻效果的影響具有重要理論意義和實(shí)踐價(jià)值。

1 工作輥精細(xì)冷卻的影響因素

與冷卻液和工作輥材料的物性參數(shù)和工作輥表面形貌相比，冷軋工作輥精細(xì)冷卻(見(jiàn)圖1)的噴射梁參數(shù)如噴嘴本身的出水口特征比 e、噴嘴到工作輥的距離D、噴嘴之間的距離L、噴射壓力以及噴射流量等來(lái)不易受其他條件制約，是最容易改變的參數(shù)，同時(shí)對(duì)精細(xì)冷卻效果有直接影響。利用流體分析軟件 ANSYS Fluent建立兩相流射流冷卻工作輥的非穩(wěn)態(tài)模型，求解表面換熱系數(shù)和軋輥的表面溫度場(chǎng)，以此作為判斷冷卻效果的依據(jù)，研究3個(gè)尺寸參數(shù)e，D和L對(duì)精細(xì)冷卻的影響規(guī)律。

圖1 寬帶鋼冷軋機(jī)工作輥精細(xì)冷卻示意圖Fig.1 Schematic diagram of multi-zone cooling for work rolls of wide strip cold rolling mills

2 工作輥精細(xì)冷卻模型的建立

2.1 非穩(wěn)態(tài)模型建立與邊界條件

利用Fluent 的前處理軟件Gambit按噴嘴與工作輥距離D，工作輥直徑Φ＝600 mm，取輥身長(zhǎng)度的一段Lroll=260 mm來(lái)建立模型。

因?yàn)樽x取的表面換熱系數(shù)是某一瞬間值，只求換熱系數(shù)時(shí)設(shè)定工作輥恒溫；求冷卻極短的時(shí)間內(nèi)直接冷卻區(qū)域軋輥表面處的溫度，所以沒(méi)有必要給工作輥增加軋制速度，提高了求解的穩(wěn)定性。由于現(xiàn)場(chǎng)精細(xì)冷卻的射流速度一般是通過(guò)壓力表來(lái)調(diào)節(jié)，因此，以壓力作為射流初始邊界條件。1700寬帶鋼冷連軋機(jī)軋輥冷卻液實(shí)測(cè)溫度約為 29 ℃[17]，建模時(shí)取冷卻液與空氣溫度為300 K；1700寬帶鋼冷連軋機(jī)工作輥實(shí)測(cè)溫度為 48～52 ℃[17]，2030寬帶鋼冷連軋機(jī)工作輥實(shí)測(cè)溫度為47～56 ℃，建模時(shí)取工作輥溫度為50 ℃。模型的邊界設(shè)定如表1和表2所示。

表1 仿真工況參數(shù)Table 1 Parameters of working conditions for simulation

表2 工作輥和冷卻液物理參數(shù)Table 2 Physical parameters of working roll and coolant

2.2 非穩(wěn)態(tài)模型的控制方程

研究的流體介質(zhì)是乳化液，其在流動(dòng)過(guò)程中與工作輥進(jìn)行強(qiáng)迫對(duì)流換熱。乳化液在流動(dòng)過(guò)程中，雷諾數(shù)Re＞12 000，屬于湍流流動(dòng)狀態(tài)。分析時(shí)忽略它的可壓縮性，即認(rèn)為其密度是常數(shù)，因此，流體的流動(dòng)可視為非定常不可壓縮黏性流體的湍流流動(dòng)，流體的流動(dòng)應(yīng)滿足如下控制方程[18]。

不可壓縮定常流體的質(zhì)量守恒方程(連續(xù)方程)：

動(dòng)量守恒方程(Navier-Stokes運(yùn)動(dòng)方程)：

能量守恒方程：

可實(shí)現(xiàn)k-ε模型中k和ε的輸運(yùn)方程：

3 精細(xì)冷卻仿真分析

3.1 出水口特征比對(duì)冷卻效果的影響

精細(xì)冷卻噴嘴近似長(zhǎng)矩形，可簡(jiǎn)化成矩形討論。圖2所示為三維射流流場(chǎng)變化規(guī)律。定義孔口特征比e=d/l(圖2(a))，以反映孔口形狀的特征，l和d分別表示孔口斷面的長(zhǎng)軸和短軸。為提供可比性，設(shè)計(jì)特征比分別為e=2/15，3/10，5.48/5.48的孔口，即出口(outlet)面積都為30 mm2，再設(shè)置相同噴射壓力(即初速度v基本相等)，以相同的初始動(dòng)量(m×v)進(jìn)行單股射流仿真。

圖2 三維射流流場(chǎng)變化規(guī)律Fig.2 Flow performance of three-dimension jet flow

圖3 不同孔口特征比的換熱系數(shù)對(duì)比Fig.3 Coefficient of heat transfer of different characteristic ratio of nozzle outlet

把射流噴射的軋輥曲面分成7小段，每段軸向?qū)挾葹?0 mm，周向弧面長(zhǎng)度為150 mm，第4段為噴嘴正射位置，取每一小曲面的面平均換熱系數(shù)。圖 3所示為不同孔口特征比的換熱系數(shù)對(duì)比。由圖3可見(jiàn)：不同孔口特征比的軋輥都是軸線處的換熱系數(shù)最大，往兩側(cè)減少，兩者相差可達(dá)8倍多。根據(jù)射流理論(如圖2(b)所示)，特征比越小的孔口，軸線速度衰減越慢，越接近圓形孔口，其軸線速度在特征衰減區(qū)內(nèi)衰減急劇。所以特征比比較小的孔口可獲得一個(gè)較大沖擊的軸線速度，強(qiáng)迫換熱能力增強(qiáng)，此時(shí)軸線處的換熱系數(shù)最大，即冷卻效果最好。實(shí)際應(yīng)用中，還得兼顧噴嘴的結(jié)構(gòu)尺寸和噴射流量限制，適當(dāng)選擇孔口特征比。

3.2 噴嘴到軋輥距離對(duì)冷卻效果的影響

當(dāng)噴嘴到工作輥距離D分別為110，120，140，160，180，200 mm時(shí)進(jìn)行仿真計(jì)算，仿真結(jié)果見(jiàn)圖4。由圖4可見(jiàn)：當(dāng)D為110～160 mm時(shí)，表面換熱系數(shù)變化不大，即這段距離內(nèi)的換熱效果基本一致，當(dāng)距離增大到180 mm時(shí)，換熱系數(shù)減少明顯。

圖4 不同的噴射距離對(duì)換熱的影響Fig.4 Effect of dimension on cooling performance

根據(jù)射流理論分析(圖 2(a))，三維射流可分為 3個(gè)區(qū)域：勢(shì)流核心區(qū)(Potential core region)，特征衰減區(qū)(Characteristic decay region)和軸對(duì)稱衰減區(qū)(Axisymmetric type decay region)。當(dāng)D不大于160 mm時(shí)，射流還處于特征衰減區(qū)內(nèi)，此階段射流形狀還保持一定的孔口特征、軸線速度衰減慢，所以換熱系數(shù)變化不大。當(dāng)D繼續(xù)增大，射流進(jìn)入軸對(duì)稱衰減區(qū)域后，冷卻液與空氣摩擦往外擴(kuò)散，噴射到軋輥的速度明顯減少，強(qiáng)迫對(duì)流換熱效果變差。所以，從仿真結(jié)果看，噴嘴與工作輥距離D＜160 mm，即射流控制在特征衰減區(qū)內(nèi)換熱效果最好。

3.3 噴嘴之間的距離對(duì)冷卻效果的影響

由于噴嘴之間的距離L較大時(shí)噴嘴數(shù)量減少，當(dāng)其他條件一樣時(shí)，冷卻液流量減少，理論上冷卻效果差。寶鋼 2030 冷軋板形控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)的噴嘴間距為52 mm[14]，LECHLER公司提供的噴射梁安裝尺寸一般為78 mm以上。為進(jìn)一步研究噴嘴之間的間距L對(duì)冷卻效果與冷卻均勻性的影響，以相同的孔口特征(等比例放大)、相同的初始動(dòng)量(噴射孔口總面積和噴射初始速度相等) 設(shè)計(jì)實(shí)驗(yàn)方案，方案如表3所示。

表3 以相同的孔口特征設(shè)計(jì)不同的仿真方案Table 3 Different models designed with the same outlet characteristic ratio

圖5所示為冷卻1.2 s時(shí)軋輥表面的溫度場(chǎng)；圖6所示為冷卻1.2 s，噴射梁正對(duì)的工作輥表面軸向溫度變化情況。

射流以相同的初始動(dòng)量冷卻軋輥，當(dāng)L較大，如方案Ⅲ和Ⅳ，射流沖擊區(qū)冷卻很快，往兩側(cè)的壁面射流區(qū)和上噴形成區(qū)的溫度幾乎沒(méi)有減少，溫度差約14℃；當(dāng)L較小，如方案Ⅰ和Ⅱ，射流之間有干涉，兩股射流之間的壁面射流區(qū)和上噴形成區(qū)被壓縮，射流直接沖擊區(qū)增大，軋輥的目標(biāo)控制區(qū)段內(nèi)冷卻更均勻，溫度差約4 ℃。而且方案Ⅰ比方案Ⅳ的表面平均溫度低約5 ℃，總體冷卻前者要比后者快。降低整體熱凸度穩(wěn)定部分對(duì)板形的影響可通過(guò)彎輥、竄輥等措施快速實(shí)現(xiàn)，而精細(xì)冷卻通過(guò)冷卻液有計(jì)量地冷卻工作輥的局部以提高冷卻效率，改變工作輥的局部熱凸度，從而達(dá)到減少或消除寬薄帶鋼的高次浪形缺陷的目的。很顯然，當(dāng)工作輥局部溫度需要快速地降低以減少局部熱凸度時(shí)，噴嘴間距L較小的噴射梁方案對(duì)工作輥局部凸度控制響應(yīng)迅速，在如今高速軋制的情況下，更能提高高次浪形的板形控制能力。

圖5 不同噴嘴間距下噴射區(qū)的軋輥溫度分布情況Fig.5 Temperature field of work roll surface cooled by jet with different dimensions

圖6 軋輥表面冷卻溫度分布Fig.6 Temperature distribution of surface of work roll

4 結(jié)論

(1) 建立FLUENT兩相流的非穩(wěn)態(tài)模型，得到影響因素復(fù)雜的表面換熱系數(shù)和軋輥的溫度場(chǎng)的數(shù)值求解方法。

(2) 噴嘴孔口特征比較小時(shí)，射流軸線速度衰減慢，精細(xì)冷卻效果好；噴嘴到工作輥距離設(shè)定在射流的特征衰減區(qū)內(nèi)有利于提高工作輥的精細(xì)冷卻能力；在相同的射流初始動(dòng)量的情況下，噴嘴之間的距離適當(dāng)減少，工作輥的冷卻速度更快，冷卻更均勻。結(jié)合實(shí)際情況，綜合考慮這3個(gè)參數(shù)e，D，L設(shè)計(jì)安裝噴射梁，通過(guò)精細(xì)冷卻而提高工作輥局部凸度控制能力從而有效減少板帶的高次浪形缺陷。

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