金　明，倪紅衛(wèi)，張　華，孔勇江，郭滿平

(1.武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢，430081；2.武漢鋼鐵股份有限公司煉鋼總廠，湖北 武漢，430083)

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步進(jìn)式加熱爐內(nèi)板坯溫度場(chǎng)模擬分析

金明1，倪紅衛(wèi)1，張華1，孔勇江2，郭滿平2

(1.武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢，430081；2.武漢鋼鐵股份有限公司煉鋼總廠，湖北 武漢，430083)

以某公司熱軋帶鋼廠的三段步進(jìn)式加熱爐為研究對(duì)象， 通過(guò)建立三維數(shù)學(xué)模型，運(yùn)用ANSYS軟件分析板坯在爐內(nèi)加熱過(guò)程中的溫度分布，并研究爐內(nèi)均熱段的溫度和保溫時(shí)間及氧化鐵皮厚度對(duì)板坯溫度場(chǎng)的影響。結(jié)果表明，板坯加熱后最高溫度分布在板坯端面角部，最低溫度位于板坯中心部位 ，在設(shè)定的加熱制度下,板坯經(jīng)爐內(nèi)加熱后，其出爐溫度、斷面溫差分別為1273.48、12.91 ℃，板坯溫度分布比較均勻，滿足軋制要求；隨著均熱溫度的下降，板坯的出爐溫度隨之降低，而斷面溫差變化較?。浑S著保溫時(shí)間的縮短，板坯的出爐溫度變化不大，而斷面溫差明顯增大；隨著板坯表面氧化鐵皮厚度的增加，板坯中心部位的溫度明顯降低、斷面溫差明顯增大；在設(shè)定的加熱制度下，適當(dāng)降低均熱段的溫度和縮短保溫時(shí)間，并控制板坯表面氧化鐵皮的厚度，有利于提高板坯加熱質(zhì)量和節(jié)能降耗。

加熱爐；板坯；溫度場(chǎng)；均熱溫度；保溫時(shí)間；氧化鐵皮；溫度模擬

板坯加熱在鋼鐵材料生產(chǎn)過(guò)程中占有很重要的地位。不少研究者對(duì)板坯加熱過(guò)程進(jìn)行了模擬研究，文獻(xiàn)[1-2]針對(duì)推鋼式加熱爐建立了一維數(shù)學(xué)模型，用有限差分法離散了板坯的導(dǎo)熱微分方程，得到了板坯的溫度場(chǎng)；青格勒等[3]建立三段步進(jìn)式加熱爐內(nèi)板坯加熱過(guò)程的二維數(shù)學(xué)模型，分析了板坯在加熱爐內(nèi)的溫度變化情況；馮亮花等[4]建立了加熱爐內(nèi)板坯加熱過(guò)程的二維數(shù)學(xué)模型，采用有限容積法對(duì)模型進(jìn)行離散，模擬了板坯的溫度場(chǎng)；有研究者開(kāi)發(fā)了一套加熱爐內(nèi)火焰圖像在線檢測(cè)系統(tǒng)，為步進(jìn)式加熱爐內(nèi)三維溫度場(chǎng)的檢測(cè)提供了可視化手段[5-7]。目前對(duì)板坯加熱過(guò)程的一維和二維溫度場(chǎng)模擬研究較多，對(duì)三維溫度場(chǎng)的模擬研究有待深入，同時(shí)應(yīng)考慮板坯表面氧化鐵皮對(duì)其溫度分布的影響。為此，本文以某公司熱軋帶鋼廠的三段步進(jìn)式加熱爐為研究對(duì)象， 通過(guò)建立三維數(shù)學(xué)模型，運(yùn)用ANSYS軟件分析板坯在加熱過(guò)程中的溫度分布，并研究爐內(nèi)均熱段的溫度和保溫時(shí)間及氧化鐵皮厚度對(duì)板坯溫度場(chǎng)的影響，為優(yōu)化步進(jìn)式加熱爐內(nèi)板坯的加熱工藝提供參考。

1　數(shù)學(xué)模型

1.1模型假設(shè)

某公司熱軋帶鋼廠步進(jìn)式加熱爐的爐體有效長(zhǎng)度為43.6 m，板坯在爐內(nèi)加熱過(guò)程中依次經(jīng)過(guò)預(yù)熱段、加熱段和均熱段，其中加熱段又分加熱一段和加熱二段[8]。由于板坯在爐內(nèi)加熱是一個(gè)復(fù)雜的物理化學(xué)變化過(guò)程，建立模型時(shí)做如下簡(jiǎn)化和假設(shè)[9]：①忽略板坯加熱過(guò)程的內(nèi)熱源；②同一時(shí)刻板坯各節(jié)點(diǎn)的熱物性參數(shù)相同；③不考慮板坯傳熱的端部效應(yīng)；④所研究截面?zhèn)鳠崾菍?duì)稱(chēng)的；⑤板坯與輥道的接觸傳熱忽略不計(jì)；⑥爐墻熱特性和爐氣黑度不隨時(shí)間和溫度變化；⑦不考慮步進(jìn)梁與板坯之間的傳熱，認(rèn)為板坯周?chē)菭t氣；⑧板坯與爐氣的對(duì)流、輻射傳熱視為與無(wú)限大環(huán)境的傳熱。

1.2導(dǎo)熱微分方程

基于上述假設(shè)，在直角坐標(biāo)系下建立板坯的導(dǎo)熱微分方程：

(1)

式中：λ為板坯的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；CP為板坯的比熱，J/(kg·K)；T為板坯的溫度，K；ρ為板坯的密度，kg/m3；x，y和z分別為板坯長(zhǎng)度、寬度和厚度方向的坐標(biāo)，m。

1.3加熱板坯的熱物性參數(shù)

加熱板坯的鋼種為DX51D+Z，其化學(xué)成分見(jiàn)表1、導(dǎo)熱系數(shù)和比熱見(jiàn)表2。板坯規(guī)格為0.23 m×1.30 m×8.80 m，板坯的密度為7850 kg/m3。板坯表面氧化鐵皮的導(dǎo)熱系數(shù)為3.2 W/(m·K)、比熱為725 J/(kg·K)、密度為3950 kg/m3[10]。

表1　DX51D+Z鋼的化學(xué)成分(wB/%)

表2　不同溫度下DX51D+Z鋼的導(dǎo)熱系數(shù)及比熱

1.4初始條件和邊界條件

初始條件為：板坯入爐溫度為190 ℃。

邊界條件包括對(duì)流、輻射邊界和絕熱邊界。板坯外表面與爐氣接觸，是對(duì)流、輻射邊界，板坯對(duì)稱(chēng)面是絕熱邊界。

當(dāng)爐氣流過(guò)鋼坯表面時(shí)，鋼坯表面不僅通過(guò)對(duì)流方式從爐氣中得到熱量，而且依靠爐氣的輻射得到熱量，總熱流量的計(jì)算公式為[8]：

(2)

變形后得：

q=?c(tg-tm)+?r(tg-tm)

=?Σ(tg-tm)

(3)

其中：

(4)

上述式中：q為總熱流量；tg、tm分別為爐氣和鋼坯表面溫度，℃；C為氣體對(duì)固體表面輻射的導(dǎo)來(lái)輻射系數(shù),W/(m2·K4)；?c為對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m2·K)；?r為輻射換熱系數(shù)，W/(m2·K)；?Σ為綜合換熱系數(shù)(?Σ=?c+?r)，W/(m2·K)；εg為實(shí)際爐氣黑度，取0.213；εm為板坯黑度，取0.79；σ為斯蒂芬玻耳茲曼常數(shù)，σ=5.67×10-8W/(m2·K4) ；φm為爐壁對(duì)鋼坯表面的角系數(shù)，其值為1。

1.5幾何模型和網(wǎng)格劃分

運(yùn)用ANSYS軟件，取板坯的1/8進(jìn)行建模，選定建模尺寸(單位：m)，設(shè)定建模比例為1∶1。采用手動(dòng)劃分的方式對(duì)所建模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，長(zhǎng)度方向進(jìn)行50等分，寬度方向進(jìn)行20等分，厚度方向進(jìn)行10等分，網(wǎng)格劃分如圖1所示。

圖1　板坯的網(wǎng)格圖

2　模擬結(jié)果與分析

2.1板坯的溫度分布

某公司熱軋帶鋼廠板坯的加熱制度如表3所示。板坯的出爐溫度要求在1000～1300 ℃范圍內(nèi)，斷面溫差控制在25 ℃以內(nèi)。在此加熱制度下，板坯的角部、表面(取板坯長(zhǎng)度1/2位置橫斷面)、中心部位的溫度分布曲線如圖2所示，板坯出爐后的溫度分布如圖3所示。從圖2中可以看出，在加熱過(guò)程中，板坯中心部位與板坯表面、角部的的溫差先增大后減小，這是因?yàn)?，在預(yù)熱段和加熱一段，板坯的初始溫度與環(huán)境溫差大，板坯表面的升溫速率明顯高于中心部位，進(jìn)入加熱二段和均熱段，板坯表面溫度不斷上升，與環(huán)境溫差逐漸縮小，加熱熱量主要用于板坯內(nèi)部升溫，此時(shí)板坯中心部位的升溫速率迅速超過(guò)板坯表面的升溫速率。經(jīng)計(jì)算得到，在爐內(nèi)預(yù)熱段、加熱一段、加熱二段和均熱段，板坯表面升溫速率分別為4.59、8.99、6.49、0.96 ℃/min，而板坯中心部位的升溫速率分別為2.59 、7.16 、8.05 、2.49 ℃/min，板坯表面和中心部位的最大溫差分別為124.97、296.57、329.56、158.26 ℃。從圖3中可以看出，板坯經(jīng)爐內(nèi)加熱后，其出爐溫度為1273.48 ℃，角部和中心部位的溫差為14.25 ℃，斷面溫差為12.91 ℃，表明板坯的溫度分布相對(duì)均勻，滿足軋制的要求。從圖3中還可看出，板坯的最高溫度分布在板坯端面的角部，最低溫度位于板坯的中心部位，這是因?yàn)椋迮鹘遣颗c爐氣直接接觸，其加熱條件最好，致使板坯角部溫度最高，而板坯中心部位的熱量需要先通過(guò)爐氣的對(duì)流和輻射綜合傳熱給板坯表面，再由板坯表面通過(guò)熱傳導(dǎo)傳熱到板坯中心部位，因此板坯中心部位的溫度最低。

表3　板坯的加熱制度

圖2　加熱過(guò)程中板坯不同部位的溫度分布曲線

圖3　板坯出爐后的溫度分布

2.2板坯溫度分布的影響因素

2.2.1均熱溫度

當(dāng)保溫時(shí)間為80 min時(shí)，不同均熱溫度下板坯的出爐溫度和斷面溫差如表4所示。從表4中可以看出，隨著均熱溫度的下降，板坯的出爐溫度隨之降低，斷面溫差逐漸縮小。與現(xiàn)有加熱制度下設(shè)定的均熱溫度(1280 ℃)相比，均熱溫度降低30 ℃時(shí)，板坯的出爐溫度降低28.87 ℃，斷面溫差減小1.91 ℃；均熱溫度降低60 ℃時(shí)，板坯出爐溫度降低57.94 ℃，斷面溫差減小3.50 ℃；而當(dāng)均熱溫度升高30 ℃時(shí)，板坯出爐溫度升高29.6 ℃，斷面溫差增大0.8 ℃。由此表明，均熱溫度對(duì)板坯出爐溫度影響較大，而對(duì)斷面溫差影響較小。因此，在滿足板坯最低出爐溫度的條件下，可以適當(dāng)降低均熱溫度，達(dá)到節(jié)能降耗的目的。

表4　不同均熱溫度下板坯的出爐溫度和斷面溫差(單位：℃)

2.2.2保溫時(shí)間

在1280 ℃的均熱溫度下保溫不同時(shí)間后板坯的出爐溫度和斷面溫差如表5所示。從表5中可以看出，隨著保溫時(shí)間的縮短，板坯出爐溫度逐漸降低，斷面溫差明顯增大。與現(xiàn)有加熱制度下設(shè)定的保溫時(shí)間(80 min) 相比，當(dāng)保溫時(shí)間縮短10 min時(shí)，板坯的出爐溫度降低3.08 ℃，斷面溫差增大至18.08 ℃；保溫時(shí)間縮短20 min時(shí)，出爐溫度降低7.39 ℃，斷面溫差增大至25.27 ℃，已高出板坯所要求的出爐斷面溫差；而當(dāng)均熱時(shí)間延長(zhǎng)10 min時(shí)，出爐溫度升高2.18 ℃，斷面溫差減小至9.20 ℃。由此表明，均熱段的保溫時(shí)間對(duì)板坯斷面溫差影響較大，而對(duì)出爐溫度影響較小。因此，在滿足板坯斷面溫差要求時(shí)，可以適當(dāng)縮短保溫時(shí)間，達(dá)到節(jié)能降耗的目的。

表5　不同保溫時(shí)間下板坯的出爐溫度和斷面溫差

2.2.3氧化鐵皮厚度

不同厚度氧化鐵皮的板坯的溫度分布曲線如圖4所示。從圖4中可以看出，雖然板坯表面氧化鐵皮厚度不同，但板坯各部位的溫度變化趨勢(shì)基本一致，板坯表面溫度變化不大，但中心部位的溫度變化較為明顯。與無(wú)氧化鐵皮的板坯相比，當(dāng)氧化鐵皮厚2 mm時(shí)，板坯出爐時(shí)的表面溫度降低了0.61 ℃，中心部位溫度降低了8.86 ℃；而當(dāng)氧化鐵皮厚4 mm時(shí)，板坯出爐時(shí)的表面溫度降低了1.35 ℃，中心部位溫度降低了21.05 ℃。由此表明，隨著板坯表面氧化鐵皮厚度的增加，板坯中心部位的溫度明顯降低。

(a)0 mm

(b)2 mm

(c)4 mm

氧化鐵皮的厚度對(duì)板坯出爐溫度及斷面溫差的影響如表6所示。從表6中可以看出，隨著板坯表面氧化鐵皮的增厚，板坯出爐溫度略有降低，但斷面溫差明顯增大。與無(wú)氧化鐵皮的板坯相比，當(dāng)氧化鐵皮厚2 mm時(shí)，板坯出爐溫度降低了4.48 ℃，斷面溫差增大至21.16 ℃；而當(dāng)氧化鐵皮厚4 mm時(shí)，板坯出爐溫度降低了10.63 ℃，斷面溫差已增大至32.61 ℃，大于板坯所要求的出爐斷面溫差。由此可見(jiàn)，板坯表面氧化鐵皮的厚度對(duì)板坯加熱質(zhì)量影響較大，對(duì)于易生成氧化鐵皮的鋼種在確定其加熱制度時(shí)，適當(dāng)降低加熱溫度和縮短加熱時(shí)間，以減少板坯的氧化燒損，從而控制板坯表面氧化鐵皮的厚度。

表6　氧化鐵皮厚度對(duì)板坯出爐溫度及斷面溫差的影響

3　結(jié)論

(1)板坯在爐內(nèi)加熱后最高溫度分布在板坯端面角部，最低溫度位于板坯中心部位 ，在設(shè)定的加熱制度下,板坯經(jīng)爐內(nèi)加熱后，其出爐溫度、斷面溫差分別為1273.48、12.91 ℃，板坯溫度分布比較均勻，滿足軋制要求。

(2)隨著均熱溫度的下降，板坯的出爐溫度隨之降低，而斷面溫差變化較?。浑S著均熱段保溫時(shí)間的縮短，板坯的出爐溫度變化不大，而斷面溫差明顯增大；隨著板坯表面氧化鐵皮厚度的增加，板坯中心部位的溫度明顯降低、斷面溫差明顯增大。

(3)在設(shè)定的加熱制度下，適當(dāng)降低均熱段的溫度和縮短保溫時(shí)間，并控制板坯表面氧化鐵皮的厚度，有利于提高板坯加熱質(zhì)量和節(jié)能降耗。

[1]陳海耿，楊澤寬，張衛(wèi)軍，等.太鋼一軋廠加熱爐數(shù)學(xué)模型優(yōu)化控制[J].冶金能源,1995，14(4):39-43.

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[責(zé)任編輯張惠芳]

Simulation analysis of temperature field of the slab in the walking beam reheating furnace

JinMing1,NiHongwei1,ZhangHua1,KongYongjiang2,GuoManping2

(1. Key Laboratory for Ferrous Metallurgy and Resources Utilization of Ministry of Education,Wuhan University of Science and Technology, Wuhan 430081, China;2.General Steelmaking Plant,Wuhan Iron and Steel Co., Ltd., Wuhan 430083, China)

With the 3-zone walking beam reheating furnace as the research object, the 3D mathematical model was established and the temperature field of the slab during the reheating process was analyzed by ANSYS . The effects of the temperature,the holding time of the soaking zone in the reheating furnace and the thickness of oxide scale on the temperature field of the slab were investigated. The results show that the highest temperature of the hot slab is located at the corner of the end face , and the lowest temperature is found at the central region of the hot slab. Under the given heating system, the tapping temperature and temperature difference in cross section of the slab after reheating are 1273.48 and 12.91 ℃, respectively. The temperature distribution of the slab is relatively uniform, which meets the requirements of rolling process. With the decrease of the soaking temperature,the tapping temperature of the slab decreases and temperature difference in cross section of the slab shows little change. With the decrease of the soaking time, the tapping temperature of the slab has little change while temperature difference in cross section of the slab is increased obviously. With the increase of the thickness of oxide scale, the central region temperature of the slab is dramatically decreased, and temperature difference in cross section of the slab increases significantly. Under the given heating system, by reducing the soaking temperature and soaking time and controlling the thickness of oxide scale properly at the same time, the reheating quality of the slab can be improved and energy consumption can be reduced.

reheating furnace; slab; temperature field; soaking temperature; soaking time；oxide scale; temperature simulation

2016-02-29

湖北省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2015CFA128).

金明(1990-)，男，武漢科技大學(xué)碩士生.E-mail:506112846@qq.com

倪紅衛(wèi)(1967-)，男，武漢科技大學(xué)教授，博士生導(dǎo)師.E-mail:nihongwei320@sohu.com

TG307

A

1674-3644(2016)04-0248-05