缝隙冲击射流淬火对流换热的影响因素

D01:10.13374.isml00103x.2009.06.018 第31卷第5期 北京科技大学学报 Vol.31 No.5 2009年5月 Journal of University of Science and Technology Beijing May 2009 缝隙冲击射流淬火对流换热的影响因素 刘国勇朱冬梅张少军李谋渭 北京科技大学机械工程学院，北京100083 摘要采用有限元方法对非淹没缝隙射流冲击区单相对流换热进行数值模拟.结合辊式淬火冷却的特点。分析了缝隙射流 冲击区对流换热的影响因素如射流速度、射流出口距冲击板的距离（高度）、喷嘴宽度、射流出口速度方向与冲击板之间的夹 角、水温等.结果表明：在淬火100mm厚钢板时，经济实用的工艺参数为射流速度40~45m°s',射流出口距冲击板的距离 (高度)20mm.喷嘴宽度2mm.射流出口速度方向与冲击板之间夹角45，水温10~35℃. 关键词缝隙；冲击射流：对流换热：淬火：数值模拟 分类号TG155.3 Influencing factors on convective heat transfer of impinging slot jet for quenching LIU Guo-yong.ZHU Dong-mei.ZHANG Shao ju,LI Mou-wei Mechanical Engineeing Schook University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083 China ABSTRACT Numerical simulation was performed to study single-phase convective heat transfer at the impinging zone of non-im- mersed slot jet by a finite element method (FEM).In combination with the characteristic of rolled quenching machines some influ- encing factors on heat transfer such as jet velocity,nozzle-torimpinging plate spacing (height).slot width,jet direction torplate an- gle and the temperature of water (liquid)from the slot nozzle were analyzed and designed.The results show that.for quenching plates of 100mm in thickness the economie process parameters of slot jet are set as follow s jet velocity 40 to 45m's,nozzle-to- impinging plate spacing height)about 20mm,slot width about 2mm.jet directionr torplate angle about 45,and the temperature of water liquid)10 to 35 C. KEY WORDS slot:impinging jet:convective heat transfer;quenching:numerical simulation 由于冲击射流在冲击区具有较高的换热特性， 流冲击区对流换热的工艺参数如射流速度，射流出 被广泛应用在纺织品、造纸和木材等的干燥、电子芯 口距冲击板的距离（高度）、喷嘴宽度，射流出口速度 片的冷却、玻璃的钢化、控冷及淬火中钢板的冷却 方向与冲击板之间的夹角、水温等进行了分析及设 等.在这些应用中，采用圆柱射流形式较多，研究也 计，这无论在理论上还是在实践上对淬火机设计都 较为系统和深入一，而对缝隙射流的研究大多数 具有重大的意义. 局限在气体方面3，对缝隙液体射流换热的研 1模型建立 究限于影响换热的部分因素或只是定性分析各 因素对换热的影响0.由于在钢板淬火中，缝隙射 模型与数值方法见文献10]·缝隙射流的几何 流具有高换热特性而被广泛采用，尤其在厚板淬火 参数（图I)主要有喷嘴宽度W、射流高度H(喷嘴 中应用很广.国内外相关研究由于商业利益的考 距钢板的高度)及射流与钢板的夹角α.在实际应 虑，并没有公开发表针对辊式淬火缝隙冷却相关工 用中，缝隙射流沿冲击板的宽度方向分布是近似相 艺参数.因此，结合辊式淬火冷却的特点，对缝隙射 同的，故采用二维模型来模拟. 收稿日期：200806-17 基金项目：国家自然科学基金资助项目(No.50775058) 作者简介：刘国勇(1969-)，男.讲师，博士，E-mail恐-1u666@1位.cm

缝隙冲击射流淬火对流换热的影响因素 刘国勇 朱冬梅 张少军 李谋渭 北京科技大学机械工程学院, 北京 100083 摘 要 采用有限元方法对非淹没缝隙射流冲击区单相对流换热进行数值模拟.结合辊式淬火冷却的特点, 分析了缝隙射流 冲击区对流换热的影响因素如射流速度、射流出口距冲击板的距离(高度)、喷嘴宽度、射流出口速度方向与冲击板之间的夹 角、水温等.结果表明:在淬火 100 mm 厚钢板时, 经济实用的工艺参数为射流速度 40 ～ 45 m·s -1 , 射流出口距冲击板的距离 (高度)20 mm , 喷嘴宽度 2 mm , 射流出口速度方向与冲击板之间夹角 45°, 水温 10 ～ 35 ℃. 关键词 缝隙;冲击射流;对流换热;淬火;数值模拟 分类号 TG155.3 Influencing factors on convective heat transfer of impinging slot jet for quenching LIU Guo-yong , ZHU Dong-mei , ZHANG Shao-jun , LI Mou-wei Mechanical Engineering School, University of Science and Technology Beijing , Beijing 100083 , China ABSTRACT Numerical simulation was performed to study single-phase convective heat transfer at the impinging zo ne of non-im￾mersed slot jet by a finite element method (FEM).In combination with the characteristic of rolled quenching machines, some influ￾encing factors on hea t tr ansfer such as jet velocity , nozzle-to-impinging plate spacing (height), slot width , jet direction-to-plate an￾gle , and the temperature of water (liquid)from the slot nozzle were analyzed and designed .The results show that , for quenching plates of 100mm in thickness, the economic process parameters of slo t jet are set as follow s:jet velocity 40 to 45 m·s -1 , nozzle-to￾impinging plate spacing (height)about 20mm , slot width about 2 mm , jet direction-to-plate ang le about 45°, and the temperature of w ater(liquid)10 to 35 ℃. KEY WORDS slot ;impinging jet ;convective heat transfer ;quenching;numerical simulation 收稿日期:2008-06-17 基金项目:国家自然科学基金资助项目(No .50775058) 作者简介:刘国勇(1969—), 男, 讲师, 博士, E-mail:gy -liu666@163.com 由于冲击射流在冲击区具有较高的换热特性 , 被广泛应用在纺织品 、造纸和木材等的干燥、电子芯 片的冷却、玻璃的钢化 、控冷及淬火中钢板的冷却 等.在这些应用中 ,采用圆柱射流形式较多 ,研究也 较为系统和深入[ 1-4] , 而对缝隙射流的研究大多数 局限在气体方面[ 5] , 对 缝隙液体射流换热 的研 究 [ 6-9] 限于影响换热的部分因素或只是定性分析各 因素对换热的影响[ 10] .由于在钢板淬火中, 缝隙射 流具有高换热特性而被广泛采用 ,尤其在厚板淬火 中应用很广 .国内外相关研究由于商业利益的考 虑,并没有公开发表针对辊式淬火缝隙冷却相关工 艺参数 .因此 ,结合辊式淬火冷却的特点, 对缝隙射 流冲击区对流换热的工艺参数如射流速度 、射流出 口距冲击板的距离(高度)、喷嘴宽度 、射流出口速度 方向与冲击板之间的夹角 、水温等进行了分析及设 计 ,这无论在理论上还是在实践上对淬火机设计都 具有重大的意义. 1 模型建立 模型与数值方法见文献[ 10] .缝隙射流的几何 参数(图 1)主要有喷嘴宽度 W 、射流高度 H(喷嘴 距钢板的高度)及射流与钢板的夹角 α.在实际应 用中 ,缝隙射流沿冲击板的宽度方向分布是近似相 同的,故采用二维模型来模拟. 第 31 卷 第 5 期 2009 年 5 月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol .31 No.5 May 2009 DOI :10.13374/j .issn1001 -053x.2009.05.018

第5期 刘国勇等：缝隙冲击射流淬火对流换热的影响因素 ·639。 图1缝隙射流冲击模型及计算区域 Fig.I Impinging m odel of sbt jet and its com puting zone 11边界条件 图2缝隙射流有限元网格（上喷） Fig 2 Firite clement grid of slot jet (upper jet) (1)喷嘴出口平面(AB).沿该平面，所有的流 体及流体变量己知，其中速度V为均匀的 行计算. (2)钢板(DEFGD).钢板表面为无滑移壁面， 1.3计算参数范围 各速度分量均为零. 考虑到工程应用实际情况数值模拟的边界条 (3)卷吸☒山边界(AH及BC).沿该边界，流 件与初始条件涵盖了实际钢板淬火应用范围，具体 体以一种未知的速度进入求解区域.为确定这一速 范围如下：喷嘴高度H=20~50mm:射流速度V= 度可先给定最外一列节点的压力（等于外界大气 14~52m·s1:射流角度a=20°~90：缝隙宽度 压)，并且假设初始状态紧靠边界点的压力节点网格 W=1~5mm;钢板温度Tp=100~100℃：射流出 的速度分量为零 口温度T=0~80℃表面换热系数h均为局部对 (4)流体出口平面(CD及HG).出口边界施加 流换热系数. 相对法向压力梯度为零 2数值模拟结果与分析 12有限元模型的建立 计算采用非均匀映射网格，在缝宽区域内网格 2.1高度对换热系数的影响 为025mm,在卷吸区网格为1mm,在流体与钢板 当a=20,V=28m·s,W=2mm,Tp= 接触平面处，由于温度梯度较大，采用非均匀网格， 900℃T=20℃H=20,30,40,50mm时，钢板表 与流体接触区域网格加密（如图2）.由于在工程应 面换热系数h沿射流下游x变化曲线如图3(a). 用中，更求计算整个射流在平板上的平均换热，所以 为了更直观地反映射流各几何参数及初始参数对换 壁面计算区域选择较大，离几何中心点两侧都是 热系数的影响，取下游x=0.O5m处表面换热系数 0.2m. 来显示其与各参数之间关系（下同）.图3(b)为不同 现有商业软件如ANSYS、FLUENT、 射流高度在下游x=005m处与表面换热系数之 PHOENICS及CFX等都有标准心一e模型1？，本文 间关系 采用ANSYS公司的CFD软件包标准一e模型进 80 (b) 95 Himm -0-20 78 -。-30 x-=0.05m -4-40 -￥-50 76 80 74 75 72 70 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 20 35 c/m H/mm 图3高度对表面换热系数的影响 Fig 3 Effect of height on surface heat transfer coefficient

图 1 缝隙射流冲击模型及计算区域 Fig.1 Impinging m odel of slot jet and its com puting zone 1.1 边界条件 (1)喷嘴出口平面(AB).沿该平面 ,所有的流 体及流体变量已知, 其中速度 V 为均匀的. (2)钢板(DEFGD).钢板表面为无滑移壁面 , 各速度分量均为零. (3)卷吸区[ 11] 边界(AH 及BC).沿该边界, 流 体以一种未知的速度进入求解区域.为确定这一速 度可先给定最外一列节点的压力(等于外界大气 压), 并且假设初始状态紧靠边界点的压力节点网格 的速度分量为零 . (4)流体出口平面(CD 及HG).出口边界施加 相对法向压力梯度为零. 1.2 有限元模型的建立 计算采用非均匀映射网格 ,在缝宽区域内网格 为 0.25 mm ,在卷吸区网格为 1 mm , 在流体与钢板 接触平面处 ,由于温度梯度较大, 采用非均匀网格 , 与流体接触区域网格加密(如图 2).由于在工程应 用中 ,更求计算整个射流在平板上的平均换热 ,所以 壁面计算区域选择较大, 离几何中心点两侧都是 0.2 m . 现 有 商 业 软 件 如 ANSYS 、 FLUENT 、 PHOENICS及 CFX 等都有标准 κ-ε模型[ 12] , 本文 采用ANSYS 公司的CFD 软件包标准 κ-ε模型进 图2 缝隙射流有限元网格(上喷) Fig.2 Finite element grid of slot jet (upper jet) 行计算 . 1.3 计算参数范围 考虑到工程应用实际情况, 数值模拟的边界条 件与初始条件涵盖了实际钢板淬火应用范围 ,具体 范围如下:喷嘴高度 H =20 ～ 50 mm ;射流速度 V = 14 ～ 52 m·s -1 ;射流角度 α=20°～ 90°;缝隙宽度 W =1 ～ 5 mm ;钢板温度 Tp =100 ～ 1 00 ℃;射流出 口温度 Tf =0 ～ 80 ℃;表面换热系数 h 均为局部对 流换热系数 . 2 数值模拟结果与分析 2.1 高度对换热系数的影响 当 α=20°, V =28 m·s -1 , W =2 mm , Tp = 900 ℃, Tf =20 ℃, H =20 , 30 , 40 , 50 mm 时, 钢板表 面换热系数 h 沿射流下游 x 变化曲线如图 3(a). 为了更直观地反映射流各几何参数及初始参数对换 热系数的影响 ,取下游 x =0.05 m 处表面换热系数 来显示其与各参数之间关系(下同).图3(b)为不同 射流高度在下游 x =0.05 m 处与表面换热系数之 间关系 . 图 3 高度对表面换热系数的影响 Fig.3 Effect of height on surface heat transfer coefficien t 第 5 期 刘国勇等:缝隙冲击射流淬火对流换热的影响因素 · 639 ·

。640 北京科技大学学报 第31卷 由图3可以看出，随着射流高度的增加，表面换 际淬火时，缝隙射流速度较高，且下喷嘴是固定的， 热系数h有微量增加.这是由于重力的作用导致射 上喷嘴是根据钢板厚度来调整高度，其原则是上喷、 流在y方向速度分量增大，流体的紊流度加大，使 下喷喷嘴射流出口距离钢板的高度应对称以达到钢 得表面换热系数增加 板上下表面均匀冷却，且要求钢板在运动时不能因 在钢板淬火中，缝隙射流速度较高，且喷嘴距冲 为变形而撞击喷嘴.综合各因素考虑，一般将喷嘴 击表面较近情况下，重力对换热系数的影响很小， 出口距钢板高度设定在20mm左右， 在实际应用中缝隙射流上喷及下喷的形式是相同 2.2射流速度对换热系数的影响 的，且重力对换热系数影响又较小，所以在研究其他 当H=20mm,a=20°，W=2mm,Tp=900℃ 因素对射流换热的影响时，仅以上喷形式来研究冲 T=20℃V=14,20,28,34,40,44,48.5, 击射流换热系数的规律 52ms,钢板表面换热系数h沿射流下游x变化 由图3(b)可知，高度对表面换热系数的影响很 曲线如图4(a).图4(b)为射流速度V与表面换热 小，虽然高度的增加可以提高射流换热系数，但高度 系数的关系示意图. 的增加又使飞溅加大，减低了射流冷却效率.在实 由图4可以看出，随着射流速度的增加，表面换 180: m·s) 140r ( -0-14-4-20 (b) 160 --28 --34 x-0.05m ◆40--44 120 140 --48.5-◆-52 120 一 ￥100 100 ◆ 80 60 60 ★★ 40L 0.02 0.040.060.08 0.10 0 15 20 25 303540455035 x/m V(m.s) 图4速度对表面换热系数的影响 Fig.4 Effect of vebcity on surface heat transfer coefficient 热系数h增加.由图4()更为直观地反映了速度 速度不超过48.5ms,通常淬火中使用速度40~ 与表面换热系数几乎呈直线关系.由于射流速度的 45ms1. 增大，射流动能增大，流体紊流度加大，换热加强。这 2.3射流角度对换热系数的影响 与许多学者的研究结果是相符的9.但是在实际 当H=20mm,W=3mm,T。=900℃T= 淬火过程中，如果为了增加换热而将射流速度提高 20℃，V=28ms,角度a=20,30°，45°，60,75， 太大，将会大大增加生产成本，因而要在充分满足淬 90°时，钢板表面换热系数h沿x变化曲线如图5 火工艺条件下，取尽量小的射流速度.根据进口淬 (a).图5(b)为驻点下游表面换热系数与射流角度 火系统1)使用情况来看，淬火100mm厚钢板，射流 关系示意图 1.4r (a) 90rb) 12 1.0 0.8 70 x0.05m 01) 0.6 --20 --30° 60 0.4 -4-45● --60° 0.2 ◆-75 50 -4-90° 0.10 -0.06 -0.020.02 0.06 0.10 490203040506070800100 x/m a) 图5角度对表面换热系数的影响 Fig.5 Effect of jet angle on surface heat transfer coefficient

由图 3 可以看出 ,随着射流高度的增加, 表面换 热系数 h 有微量增加 .这是由于重力的作用导致射 流在 y 方向速度分量增大 , 流体的紊流度加大 , 使 得表面换热系数增加 . 在钢板淬火中, 缝隙射流速度较高 ,且喷嘴距冲 击表面较近情况下 , 重力对换热系数的影响很小 . 在实际应用中缝隙射流上喷及下喷的形式是相同 的,且重力对换热系数影响又较小 ,所以在研究其他 因素对射流换热的影响时, 仅以上喷形式来研究冲 击射流换热系数的规律. 由图 3(b)可知,高度对表面换热系数的影响很 小,虽然高度的增加可以提高射流换热系数, 但高度 的增加又使飞溅加大, 减低了射流冷却效率.在实 际淬火时 ,缝隙射流速度较高, 且下喷嘴是固定的, 上喷嘴是根据钢板厚度来调整高度, 其原则是上喷、 下喷喷嘴射流出口距离钢板的高度应对称以达到钢 板上下表面均匀冷却 , 且要求钢板在运动时不能因 为变形而撞击喷嘴 .综合各因素考虑 ,一般将喷嘴 出口距钢板高度设定在 20 mm 左右 . 2.2 射流速度对换热系数的影响 当 H =20mm , α=20°, W =2 mm , Tp =900 ℃, Tf =20 ℃, V =14 , 20 , 28 , 34 , 40 , 44 , 48.5 , 52 m·s -1 ,钢板表面换热系数 h 沿射流下游 x 变化 曲线如图 4(a).图 4(b)为射流速度 V 与表面换热 系数的关系示意图 . 由图 4 可以看出, 随着射流速度的增加,表面换 图 4 速度对表面换热系数的影响 Fig.4 Effect of velocit y on surf ace heat transfer coefficient 热系数 h 增加.由图 4(b)更为直观地反映了速度 与表面换热系数几乎呈直线关系 .由于射流速度的 增大 ,射流动能增大 ,流体紊流度加大, 换热加强, 这 与许多学者的研究结果是相符的 [ 3-8] .但是在实际 淬火过程中 ,如果为了增加换热而将射流速度提高 太大 ,将会大大增加生产成本 ,因而要在充分满足淬 火工艺条件下, 取尽量小的射流速度.根据进口淬 火系统[ 13] 使用情况来看, 淬火 100 mm 厚钢板 ,射流 速度不超过 48.5 m·s -1 ,通常淬火中使用速度 40 ～ 45 m·s -1 . 2.3 射流角度对换热系数的影响 当 H =20 mm , W =3 mm , Tp =900 ℃, T f = 20 ℃, V =28 m·s -1 ,角度 α=20°, 30°, 45°, 60°, 75°, 90°时, 钢板表面换热系数 h 沿 x 变化曲线如图 5 (a).图 5(b)为驻点下游表面换热系数与射流角度 关系示意图 . 图 5 角度对表面换热系数的影响 Fig.5 Eff ect of jet angle on surf ace heat transfer coefficient · 640 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 31 卷

第5期 刘国勇等：缝隙冲击射流淬火对流换热的影响因素 641· 由图5(a)可以看出：当射流角度从90°变化到 大.所以在钢板的淬火中，一般取α=45°为宜 20°时，冲击区表面换热系数h分布由对称形状变为 2.4缝隙宽度对换热系数的影响 不对称形状.在上游侧，随着角度的减少，表面换热 当a=60°，H=20mm,V=28m°s1,T,= 系数h减小：这是由于角度的减小，在上游区流体 900℃T=20℃，W=1,2,3,5mm,钢板表面换热 流量减少.在下游侧，当射流角度从90°变化到45° 系数h沿射流下游x变化曲线如图6. 时，表面换热系数h增加，这与文献8得出结果相 由图6(a)可以看出，随着射流缝宽的增加，表 符：当射流角度从45°变化到20°时，表面换热系数h 面换热系数h增大.这是由于缝宽加大后，流量增 减小：在射流角度为45°时，表面换热系数h达到最 大，流体的紊流度增加，使得对流换热加强. 高点.这是由于射流在x及y方向的速度分量相互 从图6(b)可以清楚反映出表面换热系数同缝 作用使射流在45°左右时，其紊流度达到最大.根据 宽关系.W2mm后，表面换热系数h随 数h分布，但其总的换热是相同的，所不同的是 缝宽W增加增大趋势变缓.在实际淬火中，在其他 局部换热 条件相同时，单纯增大水量并不能满足高换热要求 从图5(b)可以看出，在α=45°时，表面换热系 因而在高压缝隙射流淬火中，经济的缝宽选择为 数h在驻点处有极大值，此时水射流换热效率最 W=2mm 120r (a) W/mm 90 (b) x-0.05 m 0 85 100 43 90 75 80 70 0 60 40 55 0 0.02 0.04 0.05 0.080.10 x/m 图6缝宽对表面换热系数的影响 Fig 6 Effect of sbt w idth on surface heat transfer coefficient 25喷嘴出口水温影响 由图7(a)可知，水温越低，过冷度越大，其表面 当a=20°，H=20mm,W=2mm,Tp=900℃， 换热系数越高，即换热得到加强. V=28ms1,T=0,10,20,30,40,50,80℃时，钢 图76)反映了水温对表面换热系数影响近似 板表面换热系数h沿射流下游x变化曲线如 呈线性关系.水温越低，过冷度越大，冷却效率越 图7(a). 高，这同其他学者研究结论是一致的9.实际淬火 105 T/℃ (a) 100 -。-0 b x=0.05m -4-10 82 95 4-20 90 --30 80 ◆-40 4-50 78 -80 76 72 0.02 0.040060.080.10 20 40 60 T/C 图7水温对表面换热系数的影响 Fig.7 Effect of water temperat ure on surace heat transfer coefficient

由图 5(a)可以看出 :当射流角度从 90°变化到 20°时,冲击区表面换热系数 h 分布由对称形状变为 不对称形状 .在上游侧 ,随着角度的减少, 表面换热 系数 h 减小 ;这是由于角度的减小, 在上游区流体 流量减少 .在下游侧 ,当射流角度从 90°变化到 45° 时,表面换热系数 h 增加, 这与文献[ 8] 得出结果相 符;当射流角度从 45°变化到 20°时 ,表面换热系数 h 减小;在射流角度为 45°时 ,表面换热系数 h 达到最 高点 .这是由于射流在 x 及y 方向的速度分量相互 作用使射流在 45°左右时, 其紊流度达到最大.根据 许多学者的研究观点, 角度变化会改变表面换热系 数 h 分布 , 但其总的换热是相同的 [ 1] ,所不同的是 局部换热 . 从图 5(b)可以看出, 在 α=45°时 ,表面换热系 数 h 在驻点处有极大值, 此时水射流换热效率最 大 .所以在钢板的淬火中 ,一般取 α=45°为宜 . 2.4 缝隙宽度对换热系数的影响 当 α=60°, H =20 mm , V =28 m·s -1 , Tp = 900 ℃, Tf =20 ℃, W =1 , 2 , 3 , 5 mm ,钢板表面换热 系数 h 沿射流下游 x 变化曲线如图 6 . 由图 6(a)可以看出, 随着射流缝宽的增加, 表 面换热系数 h 增大.这是由于缝宽加大后 ,流量增 大 ,流体的紊流度增加 ,使得对流换热加强 . 从图 6(b)可以清楚反映出表面换热系数同缝 宽关系.W 2 mm 后 ,表面换热系数 h 随 缝宽 W 增加增大趋势变缓 .在实际淬火中, 在其他 条件相同时 ,单纯增大水量并不能满足高换热要求. 因而在高压缝隙射流淬火中 , 经济的缝宽选择为 W =2 mm . 图 6 缝宽对表面换热系数的影响 Fig.6 Effect of slot w idth on surf ace heat transfer coefficient 2.5 喷嘴出口水温影响 当 α=20°, H =20 mm , W =2mm , Tp =900 ℃, V =28 m·s -1 , Tf =0 , 10 , 20 , 30 , 40 , 50 , 80 ℃时, 钢 板表面换热系数 h 沿射流下游 x 变化曲 线如 图 7(a). 由图 7(a)可知 ,水温越低 ,过冷度越大 ,其表面 换热系数越高,即换热得到加强 . 图 7(b)反映了水温对表面换热系数影响近似 呈线性关系 .水温越低, 过冷度越大, 冷却效率越 高, 这同其他学者研究结论是一致的[ 4] .实际淬火 图 7 水温对表面换热系数的影响 Fig.7 Eff ect of w at er temperature on surf ace heat transfer coefficient 第 5 期 刘国勇等:缝隙冲击射流淬火对流换热的影响因素 · 641 ·

。642 北京科技大学学报 第31卷 时，应根据生产成本许可，尽量采取较经济的冷却措 Beijing Science and Technology Press 1990 施来降低水温；如果冷却措施成本过高，可采用其他 (马重芳，张玉明.顾维藻等.强化传热.北京：科学技术出版 社.1990) 措施加强换热，如升高水压或加大水流量等.通过 [3 Zhu QJ.Study on Cooling and Deformation Mechan ism of Steel 实际使用情况.较经济的水温为10~35℃. P late Non-restraint Pipe Flow Quenching System and Optimiza- 3结论 tion of Its Contol Model Dissertation.Beijing:University of Science and Technology Beijing.2002 (1)射流高度对表面换热系数的影响很小.虽 (朱启建。中厚板管流无约束淬火冷却与变形机理及其最优控 制模型研究学位论刘.北京：北京科技大学，2002) 然射流高度的增加可以提高射流换热系数，但高度 [4 Zhou D W,Ma C F.Numerical simulation of stagnation point 的增加又会使飞溅加大，减低了射流冷却效率.在 heat transfer with impinging submerged circular jcts.J Beijing 实际淬火时，缝隙射流速度较高，且下喷嘴是固定 Univ Technol2001,27(3):316 的，上喷嘴是根据钢板厚度来调整高度，其原则是上 (周定伟，马重芳.圆形液体浸没射流冲击驻点传热的数值模 喷、下喷喷嘴射流出口距离钢板的高度应对称以达 拟.北京工业大学学报，2001,27(3)：316) 到钢板上下表面均匀冷却，且要求钢板在运动时不 [5 Li D S,WuJG.Study on numerical simulat ion of plane jet.En ergy Metall Ind.2001.20(6):42 能因为变形而撞击喷嘴.综合各因素考虑，一般将 (李东生吴建国.平面射流的数值模拟研究.治金能源 喷嘴出口距钢板高度设定在20mm左右. 2001,20(6):42) (2)在生产中，不能为了增加换热而将水射流 [6 Yan X Sariei N.Heat transfer from an obliquely impinging cir 速度提高太大，这将会大大增加生产成本：而应该充 cular air jet to a flat plate.Int J Heat Fluid Flow,1997.18: 591 分满足淬火工艺条件下，尽量减小水水射流速度. [7 Goldstein R J.Fmanchett M E.Heat transfer fmom a flat surface 对100mm厚钢板淬火，射流速度不超过48.5m to an oblique impinging jet.ASME J Heat Transfer,1998. 。1,淬火中通常使用射流速度为40一45m。1. 110(2):84 (3)射流角度在α=45时，表面换热系数h在 [8 Tong A Y.On the impingement heat transfer of an obique free 驻点处有极大值，此时水射流换热效率最大.所以 surface plane iet.Int J Heat Mass Transfer,2003,46:2077 在100mm厚钢板的淬火中，一般取c=45°为宜. [9 Xu J L Xu Z.Huang S J.Numerical study of sbt ilmpinging jet with noninear K-Model.J Xian.Jiaotong Univ,1999,33(8): (4)缝宽2mm后，表面换热系 (徐惊雷徐忠，黄淑娟.用非线性一E模型对狭缝冲击射流 数h随缝宽W增加增大趋势变缓.在实际淬火中， 进行数值计算.西安交通大学学报.1999.33(8)：106) 在其他条件相同时，单纯增大水量并不能满足高换 [10 Liu G Y,Li M W,Wang B W,et al.Numerical simulation on 热要求.在高压缝隙射流淬火中，经济的缝宽选为 heat transfer of im pinging slot jet.J Univ Sci Technol Beijing, 200628(6):581 W=2mm. (刘国勇，李谋渭，王邦文等。缝隙冲击射流换热数值模拟研 (5)水温越低.过冷度越大，水的冷却效率越 究.北京科技大学学报.200628(6)：581) 高.淬火时，应根据生产成本许可，尽量采取较经济 [1I Dong Z Y.Im pinging Jet.Beijing:Ocean Press.1997 的冷却措施来降低水温.根据实际淬火情况，较经 (董志勇.冲击射流.北京：海洋出版社.1997) 济的水温为10一35℃. 12]Chen Q G.Xu Z Zhang Y J.Advances in numerical studies of turbulent impinging jet flow and heat transfer Adv Mech, 参考文献 2002.32(1):92 (陈庆光.徐忠，张永建.湍流冲击射流动与传热的数值研究 [1]Xu J L XuZ.Xiao M,e al.On impinging jt research.Mech 进展.力学进展，200232(1)：92) Eng,199921(6):8 13]Yang J.The shape control of plate on molled hardening machine. (徐惊雷，徐忠肖敏，等.冲击射流的研究概述.力学与实践。 Steel Rolling 1998(4):51 1999,21(6):8) (杨军.辊压式淬火机上淬火钢板的板形控制.轧钢.1998 [2]Ma C F.Zhang Y M.Gu WZ et al.Enhanced Heat Transfer. (4):51)

时,应根据生产成本许可 ,尽量采取较经济的冷却措 施来降低水温;如果冷却措施成本过高 ,可采用其他 措施加强换热, 如升高水压或加大水流量等.通过 实际使用情况, 较经济的水温为 10 ～ 35 ℃. 3 结论 (1)射流高度对表面换热系数的影响很小 .虽 然射流高度的增加可以提高射流换热系数, 但高度 的增加又会使飞溅加大, 减低了射流冷却效率.在 实际淬火时, 缝隙射流速度较高 , 且下喷嘴是固定 的,上喷嘴是根据钢板厚度来调整高度 ,其原则是上 喷、下喷喷嘴射流出口距离钢板的高度应对称以达 到钢板上下表面均匀冷却, 且要求钢板在运动时不 能因为变形而撞击喷嘴.综合各因素考虑 , 一般将 喷嘴出口距钢板高度设定在 20 mm 左右. (2)在生产中, 不能为了增加换热而将水射流 速度提高太大, 这将会大大增加生产成本;而应该充 分满足淬火工艺条件下 , 尽量减小水水射流速度 . 对100 mm 厚钢板淬火 , 射流速度不超过 48.5 m· s -1 , 淬火中通常使用射流速度为 40 ～ 45 m·s -1 . (3)射流角度在 α=45°时 ,表面换热系数 h 在 驻点处有极大值, 此时水射流换热效率最大.所以 在 100 mm 厚钢板的淬火中, 一般取 α=45°为宜 . (4)缝宽 W 2 mm 后, 表面换热系 数 h 随缝宽 W 增加增大趋势变缓 .在实际淬火中 , 在其他条件相同时 ,单纯增大水量并不能满足高换 热要求 .在高压缝隙射流淬火中, 经济的缝宽选为 W =2 mm . (5)水温越低, 过冷度越大 , 水的冷却效率越 高.淬火时,应根据生产成本许可, 尽量采取较经济 的冷却措施来降低水温.根据实际淬火情况 , 较经 济的水温为 10 ～ 35 ℃. 参 考 文 献 [ 1] Xu J L , Xu Z , Xiao M , et al.On impinging jet research.Mech Eng , 1999 , 21(6):8 (徐惊雷, 徐忠, 肖敏, 等.冲击射流的研究概述.力学与实践, 1999 , 21(6):8) [ 2] Ma C F , Zhang Y M , Gu W Z, et al.Enhanced Heat Transf er . Beijing:Science and Technology Press, 1990 (马重芳, 张玉明, 顾维藻, 等.强化传热.北京:科学技术出版 社, 1990) [ 3] Zhu Q J.Study on Cooling and Deformation Mechan ism of Steel P late Non-restraint Pipe Flow Quenching Syst em and Op timiz a￾tion of Its Control Model [ Dissertation] .Beijing :University of Science and Technology Beijing , 2002 (朱启建.中厚板管流无约束淬火冷却与变形机理及其最优控 制模型研究[ 学位论文] .北京:北京科技大学, 2002) [ 4] Zhou D W , Ma C F .Numerical simulation of stagnation point heat transfer with impinging submerged circular jets.J Beijing U niv Technol, 2001 , 27(3):316 (周定伟, 马重芳.圆形液体浸没射流冲击驻点传热的数值模 拟.北京工业大学学报, 2001 , 27(3):316) [ 5] Li D S , Wu J G .S tudy on numerical simulation of plane jet .E n￾ergy Metall In d , 2001 , 20(6):42 (李东生, 吴建国.平面射流的数值模拟研究.冶金能源, 2001 , 20(6):42) [ 6] Yan X J, Saniei N .Heat transfer from an obliquely impinging cir￾cular air jet t o a flat plate .Int J Heat F luid Flow , 1997 , 18: 591 [ 7] Goldstein R J, Franchett M E .Heat transfer from a flat su rf ace to an oblique impinging jet.AS ME J Heat Transf er , 1998 , 110(2):84 [ 8] Tong A Y .On the impingement heat transfer of an oblique free surface plane jet.Int J Hea t Mass Transfer , 2003 , 46:2077 [ 9] Xu J L, Xu Z , Huang S J.Numerical study of slot iImpinging jet with nonlinear κ-εModel.J X ia n Jiaotong Uni v , 1999 , 33(8): 106 (徐惊雷, 徐忠, 黄淑娟.用非线性 κ-ε模型对狭缝冲击射流 进行数值计算.西安交通大学学报, 1999 , 33(8):106) [ 10] Liu G Y, Li M W, Wang B W , et al.Numerical simulation on heat transfer of im pinging slot jet .J Uni v Sci Technol Beijing , 2006 , 28(6):581 (刘国勇, 李谋渭, 王邦文, 等.缝隙冲击射流换热数值模拟研 究.北京科技大学学报, 2006 , 28(6):581) [ 11] Dong Z Y .Im pinging Jet .Beijing :Ocean Press, 1997 (董志勇.冲击射流.北京:海洋出版社, 1997) [ 12] Chen Q G , Xu Z, Zhang Y J.Advances in numerical studies of tu rbulent impinging jet flow and heat transfer.Ad v Mech , 2002 , 32(1):92 (陈庆光, 徐忠, 张永建.湍流冲击射流动与传热的数值研究 进展.力学进展, 2002, 32(1):92) [ 13] Yang J.The shape control of plat e on rolled hardening machine . S teel Rolling , 1998(4):51 (杨军.辊压式淬火机上淬火钢板的板形控制.轧钢, 1998 (4):51) · 642 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 31 卷