全氢罩式退火炉退火热过程的研究(Ⅱ)——对流换热系数和钢卷径向等效导热系数的分析.pdf_大学文库

D0I:10.13374/i.issm1001053x.2003.03.043 第25卷第3期北京科技大学学报 Vol.25 No.3 2003年6月 Journal of University of Science and Technology Beijing Jun.2003 全氢罩式退火炉退火热过程的研究① 一对流换热系数和钢卷径向等效导热系数的分析林林”张欣欣”左燚”向顺华”刘铁树)钮龙英) 黄夏兰) 1)北京科技大学机械工程学院，北京1000832)宝钢研究院设备研究所，上海201900 摘要介绍影响全氢罩式退火炉内换热的两个重要参数一对流换热系数和钢卷径向等效导热系数，详尽分析了两个参数的影响因素，并对比了氮气和氢气气氛下两参数的不同，从而在机理上阐明了全氢罩式炉相对传统混氢罩式炉的优越性，为优化炉内换热提供了理论的依据. 关键词全氢罩式退火炉；对流换热系数：等效导热系数分类号TG155;T℉061.2：T℉062 对流换热系数和钢卷径向等效导热系数是 400 影响全氢罩式退火炉（以下简称全氢炉）退火钢 350 300 卷传热的两个最主要参数，对这两个参数的研究 250 有助于了解炉内换热的机理，为全氢炉内传热的 200 强化提供理论的依据. 150 100 1对流换热系数 501 全氢炉内罩内的换热以对流换热为主，图1 0 10 2030405060 t/h 给出了全氢炉对流换热的热流密度与辐射换热图1炉内对流换热与辐射换热热流密度之比随退火过的热流密度之比程的变化由图可知，在整个退火过程开始和将近结束 Fig.1 Flux ratio of convective and radiative heat transfer 时，由于钢卷和内罩温度都较低，辐射换热条件 during the annealing process 很差，炉内对流换热的热流密度可达辐射换热热由式(1)可知炉内对流换热系数与保护气体流密度的250倍以上，在均热阶段上述比值也保的流速（循环流量）和热物性密切相关.图2给出持在20倍以上.所以，对流换热在炉内换热中起了氢气与钢卷四个表面的对流换热系数以及辐着决定性的作用. 射等效换热系数随整个退火过程的变化规律，全氢炉内保护气体与钢卷表面的对流换热图中整个退火过程氢气的循环流量取为70×10 系数可由下式四计算： mh(在101.3kPa大气压下).由图可知，钢卷内外 -oms资台"2门 (1) 表面的对流换热系数最大，上下表面次之，等效式中，"为气体流速，m/s；为气体导热系数，W/ 辐射换热系数最小，与对流换热系数相差1至2 (m·℃)：，为气体动力粘度，Pas;p。为气体密度，个数量级. kgm';D,为气体通流直径，m;L,为气体流动路线氢气的密度仅为氮气的1/14，使得气氛循环的长度，m;为由于漩流引起的传热强化系数. 风扇直径得以增大，气流循环量大大增加，加之氢气的动力粘度仅是氨气的50%，因此，使用纯收稿日期20020902林林男，35岁，讲师，博士研究生氢气作为炉内保护气氛，无疑会大大提高炉内的 *国家自然科学基金资助项目No.50136020) 对流换热系数，见图3

第卷第期年月北京科技大学学报一。全氢罩式退火炉退火热过程的研究 — 对流换热系数和钢卷径向等效导热系数的分析林林 ” 张欣欣 ‘，左数 ‘，向顺华 ” 刘铁树 ” 钮龙英，黄夏兰 ” 北京科技大学机械工程学院，北京宝钢研究院设备研究所，上海摘要介绍影响全氢罩式退火炉内换热的两个重要参数— 对流换热系数和钢卷径向等效导热系数，详尽分析了两个参数的影响因素，并对比了氮气和氢气气氛下两参数的不同，从而在机理上阐明了全氢罩式炉相对传统混氢罩式炉的优越性，为优化炉内换热提供了理论的依据关键词全氢罩式退火炉对流换热系数等效导热系数分类号，对流换热系数和钢卷径向等效导热系数是影响全氢罩式退火炉以下简称全氢炉退火钢卷传热的两个最主要参数，对这两个参数的研究有助于了解炉内换热的机理，为全氢炉内传热的强化提供理论的依据对流换热系数全氢炉内罩内的换热以对流换热为主‘ ，图给出了全氢炉对流换热的热流密度与辐射换热的热流密度之比由图可知，在整个退火过程开始和将近结束时，由于钢卷和内罩温度都较低，辐射换热条件很差，炉内对流换热的热流密度可达辐射换热热流密度的倍以上，在均热阶段上述比值也保持在倍以上所以，对流换热在炉内换热中起着决定性的作用全氢炉内保护气体与钢卷表面的对流换热系数可由下式仪，计算，，一鳄二。 ‘五、一。，「，二扩夕。，一 ’ 一，酬“ “ 户 ‘ ’ 式中，气为气体流速，耐又为气体导热系数， · ℃ 为气体动力粘度， · 为气体密度， ‘ 为气体通流直径，为气体流动路线的长度，古为由于漩流引起的传热强化系数收稿日期刁一林林男，岁，讲师，博士研究生国家自然科学基金资助项目困认、弓乙匕一一一‘ 一一一目一一一一一山一一曰一一一一山一习图炉内对流换热与辐射换热热流密度之比随退火过程的变化卜由式可知炉内对流换热系数与保护气体的流速循环流量和热物性密切相关图给出了氢气与钢卷四个表面的对流换热系数以及辐射等效换热系数随整个退火过程的变化规律，图中整个退火过程氢气的循环流量取为恤在沙大气压下由图可知，钢卷内外表面的对流换热系数最大，上下表面次之，等效辐射换热系数最小，与对流换热系数相差至个数量级氢气的密度仅为氮气的，使得气氛循环风扇直径得以增大，气流循环量大大增加，加之氢气的动力粘度仅是氮气的，因此，使用纯氢气作为炉内保护气氛，无疑会大大提高炉内的对流换热系数，见图 DOI ：10．13374／j ．issn1001—053x．2003．03．043

Vol.25 No.3 林林等：全氢罩式退火炉退火热过程的研究（山） ·255. 300 卷芯对流换热系数 250 200 卷边对流换热系数 M)/4 150 卷底对流换热系数带 100 卷顶对流换热系数 50 等效辐射换热系数 0 0 10 2030 40 5060 t/h 图2退火过程中对流与等效辐射换热系数的变化规律 Fig.2 Convection heat transfer coefficient and the radi- ation heat transfer coefficient during annealing 350 300 —H21.900℃2.700℃ A一两层带钢间保护气体导热；B一两层带钢间辐射热 250 N23.500℃4.400℃ 交换；C一接触点导热；D一带钢内导热 5.100℃ 日200 图4钢卷径向传热模化单元体 M)/4 Fig.4 Schematic diagram of the modeled unit of a coil in the 150 radial direction 4 100 0 0 10152025303540 V/(m-s-) 图3氯气与氨气介质对流换热系数的比较图5钢卷径向等效热阻网络模拟图 Fig.3 Convection heat transfer coefficient as a function of Fig.5 Schematic diagram of thermal resistances for the gas velocity for hydrogen and nitrogen at different tem- modeled unit of a coil in the radial direction peratures 经推导各个热阻的表达式为： 2钢卷径向等效导热系数 R2= 2λ 钢卷由上千层带钢组成，相邻两层带钢间气 2- 隙的存在使钢卷的径向导热率降低.因此，径向 R=4(1-0)eoTk b (2) 传热是制约全氢退火炉内钢卷热交换的主要 R。-0-pi 环节. 钢卷径向接触表面的换热形式参见图4叭.由 Ro-1.134tang 图可知，通过交界面的钢卷径向传热是通过相邻式中，b和S分别为气隙与带钢厚度，m;s为带钢两层带钢间气隙内传热的综合效应，包括通过保导热系数，Wm·K):p为界面上点接触与表观面护气体的导热、带钢间辐射换热及通过接触点的积的比；e为带钢黑度；σ为斯蒂芬·波耳兹曼常导热等.为简化计算，假设涉及的物性仅为单元数， W(m2K);T。为相邻两层带钢的平均温度，体平均温度的函数，且将圆柱面等效为平面，并 K;tan0为带钢表面形状的平均斜度；，为带钢表按稳态传热的概念讨论热阻问题，于是得到如图面粗糙度，m.研究表明，p和b的值可分别由下 5所示的钢卷内部导热热阻网络模拟图.图中Rs 式给出：为12厚度带钢的导热热阻，R为两层带钢间的 P 9=P (3) 辐射热阻R。为保护气体的导热热阻，R为通过 b=42.7×10-exp(-5×10-2P） (4) 带钢接触点的导热热阻（实际上R,由通过表面式中，H为接触固体中，材料较软者的硬度，MPa; 粗糙形成的点接触的导热阻和由热流流线变形 P为钢卷打卷张力，MPa. 形成的收缩热阻组成).以上所有热阻的单位均单元体内总热阻R:可表示为带钢导热热阻为m2.℃/W R与交接面接触热阻Re川的和：

、林林等全氢罩式退火炉退火热过程的研究 · 卷芯对流换热系数卷边对流换热系数卷底对流换热系数卷顶对流换热系数等效辐射换热系数乙，‘伟盛门以盈︵一园日 · ︾灵沙坛二二山一一一一一二一一一一司一图退火过程中对流与等效辐射换热系数的变化规律卜介 “ 尸一‘ 护曰，二一两层带钢间保护气体导热一两层带钢间辐射热交换一接触点导热一带钢内导热图钢卷径向传热模化单元体 · 此︸，︶工”、，︸ ”八︷︸ · 甲日 · ︾去沐川 · 一 ’ 圈氮气与氮气介质对流换热系数的比较 ” ‘ 加心免图钢卷径向等效热阻网络模拟图 · 水溉日 ” 比阳经推导各个热阻的表达式为 ‘ 钢卷径向等效导热系数钢卷由上千层带钢组成，相邻两层带钢间气隙的存在使钢卷的径向导热率降低因此，径向传热是制约全氢退火炉内钢卷热交换的主要环节钢卷径向接触表面的换热形式参见图由图可知，通过交界面的钢卷径向传热是通过相邻两层带钢间气隙内传热的综合效应，包括通过保护气体的导热、带钢间辐射换热及通过接触点的导热等为简化计算，假设涉及的物性仅为单元体平均温度的函数，且将圆柱面等效为平面，并按稳态传热的概念讨论热阻问题，于是得到如图所示的钢卷内部导热热阻网络模拟图图中。为厚度带钢的导热热阻，为两层带钢间的辐射热阻。为保护气体的导热热阻，。为通过带钢接触点的导热热阻实际上。由通过表面粗糙形成的点接触的导热阻和由热流流线变形形成的收缩热阻组成以上所有热阻的单位均为 · ℃ 一心一名一﹃‘一刀毕叮沙一几，一了、一丁、了跳’ 。 “ 外又势一公式中，和分别为气隙与带钢厚度，砚为带钢导热系数，汉切为界面上点接触与表观面积的比。为带钢黑度，为斯蒂芬 · 波耳兹曼常数，珊， · 几为相邻两层带钢的平均温度，为带钢表面形状的平均斜度价为带钢表面粗糙度，卿研究表明，价和的值可分别由下式给出’，尸尹节二二含万 ‘ 刀十尸、 “ ，二一‘ 一一式中，为接触固体中，材料较软者的硬度，尸为钢卷打卷张力，单元体内总热阻可表示为带钢导热热阻与交接面接触热阻 ‘叨的和

·256· 北京科技大学学报 2003年第3期 R:=Rs+Rc (5) 图6(a)所示，当TRs;打卷如前所述，钢卷径向的传热是带钢金属导热张力大于13MPa时，R<R;显然钢卷径向导热在及相邻两层带钢间气隙内传热的综合效应.由式低打卷张力的情况下，主要制约因素是交界面的 (2)可知，单元体平均温度T和钢卷打卷张力P是传热，且Re随P的变化比较显著. 影响径向热阻的主要因素.图6给出了带钢导热交接面上的接触热阻是由R,R,R组成的，热阻R和接触热阻R随T和P的变化规律.如图7分别给出了以上三个热阻随T和P的变化规 4.5 4.5 4.0 -Rc 3 -Rs 4.0 Rc 3.5 1.4MPa 3.5 -Rs 2.8MPa 1.300℃ 3.0 3.12MPa 3.0 2.500℃ 2 3 3.700℃ 2.5 正 2.5 3 2.0 123 良 2.0 2 1.5 1.5 1.0 1.0 0100200300400500600700 2 46810 121416 T/℃ P/MPa (a)R和Rc随单元体平均温度的变化规律 (b)R,和R随钢卷打卷张力的变化规律图6带钢导热热阻和气隙内并联热阻的变化规律 Fig.6 Variation of thermal resistances,Rs and Rc,with average temperature and compressive stress 0.25 2.0 一RR 1.4Ma 2.0 --Rp 2.8 MPa 1 R 1.300℃ 0.20 1.6 …RG 3.12 MPa 1.6 RD 2.500℃ 日 3.700℃ 0.15≥ 1.2 2 1.2全 123 0.10 0.8 3 2 2 3 0.05 0.4 0.4 123 0 ☐0.00 0.0 0.0 0 2 6 810 1214 16 0 100200300400500 600700 P/MPa T/℃ (a)R.,R,Rn随单元体平均温度的变化规律 (b)R,Ra,Rn随钢卷打卷张力的变化规律图7缝隙内各个热阻的变化规律 Fig.7 Variation of thermal resistances,R,Re and Ro,with average temperature and compressive stress 律.如图7(a)所示，当T从0-700℃变化时，R比 0.60 Ra,Rn大3~4个数量级；R随温度升高而降低；R。 0.50 即随温度升高而升高，且Rc始终大于R.当P从 0.40 H: 1-15MPa变化时，R同样比R,R,大3-4个数量 0.30 级；R和R都随压力升高而降低，且R始终大于 0.20 R。.由以上分析可知，缝隙内的传热主要依靠保 N2 0.10 护气体的导热.因此，增加保护气体的导热系数 0.00 可以加大钢卷径向等效导热系数.由于氢气的导 0100200300400500600700 T/℃ 热系数大约是氮气的7倍，因此，使用100%氢气图8氢气与氨气介质中钢卷径向等效导热系数与钢导作为保护气氛，可大大提高钢卷径向导热率，加热系数的比值快钢卷的径向传热.氢气与氨气气氛下钢卷径向 Fig.8 Equivalent radial thermal conductivity of a coil for 等效导热系数的比较见图8. hydrogen and nitrogen atmosphere

一北京科技大学学报年第期勺石︸、尹、 ‘ 了、其中，如前所述，钢卷径向的传热是带钢金属导热及相邻两层带钢间气隙内传热的综合效应由式可知，单元体平均温度和钢卷打卷张力尸是影响径向热阻的主要因素图给出了带钢导热热阻和接触热阻。随和尸的变化规律如图所示，当 ℃ 时，。，交界面上的传热是制约钢卷径向传热的主要因素如图所示，当钢卷打卷张力小于时，打卷张力大于时，，显然钢卷径向导热在低打卷张力的情况下，主要制约因素是交界面的传热，且。随尸的变化比较显著交接面上的接触热阻是由凡，，凡组成的，图分别给出了以上三个热阻随和尸的变化规︵一沐 · 丫日。 — 乙、叫咐 — ，一一一尹洲︵一一沐 · 岁，、叫。一︶日仍城 ℃ — ， — ℃ 次 ℃ 迢， ℃ 、之耳卜、一、、乏泛遥 ’ 和随单元体平均温度的变化规律尸和随钢卷打卷张力的变化规律图带钢导热热阻和气隙内并联热阻的变化规律 · 比，，，︵︸毕 · ︶岁、日叫‘ ，︶‘︹二刁州川一幸工… 平不布蔫幕票票拿 —— 。一王︵沐 · ︶岁、日叫“ 乡 ’ · “ 窝卜乙口丫口叫省丫军︵一气孟︸、一毕 · 乙飞，、园。气。叫尸一一一一一一一一习一一 ℃ 凡，，随单元体平均温度的变化规律凡，，。随钢卷打卷张力的变化规律图缝隙内各个热阻的变化规律，，。，律如图所示，当了从一 ℃ 变化时，，比。，凡大一个数量级随温度升高而降低凡即随温度升高而升高，且始终大于凡当尸从一变化时，同样比。，尺。大一个数量级。和都随压力升高而降低，且。始终大于由以上分析可知，缝隙内的传热主要依靠保护气体的导热因此，增加保护气体的导热系数可以加大钢卷径向等效导热系数由于氢气的导热系数大约是氮气的倍，因此，使用氢气作为保护气氛，可大大提高钢卷径向导热率，加快钢卷的径向传热氢气与氮气气氛下钢卷径向等效导热系数的比较见图省︸内、﹄叹 ℃ 图氮气与氮气介质中钢卷径向等效导热系数与钢导热系数的比值

Vol.25 No.3 林林等：全氢罩式退火炉退火热过程的研究（山） ·257· 将式(2(6)带入热阻的定义式，可得钢卷径参考文献向等效导热系数的计算公式（⑦），其中各参数的取 1 Zuo Yi,Wu Wenfei,Zhang Xinxin,et al.A study of heat 值如下：S=0.806mm;H=1133.86MPa;P=8MPa; transfer in high-performance hydrogen bell-type annea- T.=573K;=42.0W/mK):入=0.307WmK);e ling furnaces[J].Heat Transfer-Asian Research,2001.3 =0.2;om=3.2215m;tan0=0.08554;g=5.67×10 (8:615 =W/(m2.K'). 2 PerrinAR.GuthrieRIL,Stonehill BC.The process tech- 元=4b= nology of batch annealing [J].Iron and Steel Making, Rs 1988(10):27 14s2-6 b 3 Wolfgang Potke,Jeschar Rudof,Kehse Georg.Warmetra- nsport beim gluhen von coils in haubenofen mit,wasser- 3结论 stoff als schutygas []Stahl u Eisen,1988,108(12):581 4 Pullen J,Williamson JB P.On the plastic contact of rough (1)分析了全氢罩式退火炉内对流换热系数 surface [A].Proc R Soc [M].London,1972.159 和钢卷径向等效导热系数的影响因素，对比了氢 5 Park Seong-Jun,Hong Byung-Hee,Baik Seung-Chul,et al. 气和氨气气氛下以上两参数的不同，从机理上阐 Finite element analysis of hot rolled coil cooling [J],ISIJ 明了全氢气氛相对于传统混氢气氛的优越性. International,1998,38(11):1262 6殷跷静，Degievanni A.同心园柱套筒间接触热阻研 (2)使用网络模拟的方法给出了钢卷径向等究(0：数学模型U.北京科技大学学报，1996,184：效导热系数的计算公式，并分析了单元体平均温 383 度和钢卷打卷张力对径向热阻的影响，从而为研 7殷晓静，DegievanniA.同心园柱套简间接触热阻研究钢卷径向传热机理和优化炉内换热提供了科究()：参数影响分析北京科技大学学报，1996,18 学的依据. (4):464 Study on Annealing Thermal Process in HPH Furnace(II): Analysis of Convection Heat Transfer Coefficient and Equivalent Radial Thermal Conductivity LIN Lin",ZHANG Xinxin",ZUO Y,XIANG Shunhua,LIU Tieshu,NIU Longying,HUANG Xialan 1)Mechanical Enginecring School,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Equipment Research Dept,Shanghai Baosteel Research Institute,Shanghai 201900,China ABSTRACT Convection heat transfer coefficient and equivalent radial thermal conductivity are discussed,which have great effect on heat transfer in a HPH furnace.Using the approach of mathematical modeling,the convection heat transfer coefficient on each surface of a coil are studied for the complete cyele of annealing.In view of the analysis of thermal resistances,the equivalent radial thermal conductivity is investigated for different temperatures, compressive stresses,and atmosphere gases,respectively.It is shown that the HPH technique can significantly en- hance the heat transfer compared with the traditional HHX method. KEY WORDS HPH furnace;convection heat transfer coefficient;equivalent radial thermal conductivity