冯俊小等：基于C℉D双P型辐射管扁形度的影响特性 1185* 是带钢与双P型辐射管之间角系数计算简化图.图中 3计算结果与分析 椭圆O表示双P型辐射管中心管的截面，椭圆R和Q 3.1扁形度对辐射角系数的影响 为双P型辐射管的支管截面，·表示带钢长度，直线 研究不同扁形度双P型辐射管对板坯的辐射角系 IS、IC和DJ都与椭圆0相切，ICD表示线段长度1C+ 数，在保证辐射管的外壁面表面积相同的情况下，逐渐 弧长CD数值加和后的长度值 扁型化，压扁过程中使辐射管截面呈椭圆形变化.图5 图5带钢与辐射管的角系数 Fig.5 Strip-to-radiant tube angular coefficien 长度J对中心管0的辐射角系数X:o0公式为 1.5m,计算结果如表4所示. X2(0”-）±0”- L(5) 表4扁P形辐射管对带钢的角系数和辐射热量 Table 4 Angular coefficient and radiant heat of the flat radiant tube to 求得点C、D坐标即可求得Xoo,利用角系数的 strip 互换性和完整性求得中心管O对带钢)的辐射角系 中心管对 支管对 与带钢的 与带钢的 长半轴与 带钢的 带钢的 辐射换热 辐射热 数X。o-w,同理即可求出支管R和Q对)的辐射角系 短半轴之比 角系数 角系数 量/W 效率/% 数XoR-和Xog- A:B=1 0.4065 0.3676 40606 25.4 为了计算不同扁形度双P型辐射管对带钢的辐射 4:B=1.1 0.4101 0.3710 41448.2 25.9 角系数，在保证辐射管表面积相同的基础上，扁形度定 义为中心管截面椭圆长半轴A和短半轴B的比值，分 A:B=1.2 0.4130 0.3743 41859.2 26.2 别计算扁形度为1.0、1.1、1.2、1.3和1.4的辐射管的 A:B=1.3 0.4152 0.3783 42075.2 26.3 尺寸，如表3所示 AB=1.4 0.4212 0.3826 42931.9 26.8 表3不同扁形度辐射管的尺寸 从表4计算可知，随着辐射管扁形度增加，中心 Table3 Dimensions of the different flat radiant tubes 管和支管对带钢的辐射角系数在不断增加，在相同 长半轴与 长半轴/短半轴/ 周长/ 位置 辐射热量的情况下，辐射管与带钢之间的辐射换热 短半轴之比 mm m mm 量增加.随着扁形度的增大，辐射管与带钢的辐射热 中心管 122.0 122.0 766.5 A:B=1.0 效率逐渐增加，辐射管A:B的比例从1变至1.2，与带 支管 93.0 93.0 584.3 钢的辐射热效率从25.4%增加至26.2%，效率提升 中心管 126.2 114.7 766.5 将近1%.这不仅提高了加热工件的加热速度，提高 A:B=1.1 支管 96.2 87.4 584.3 辐射管热处理炉的产量，而且随着辐射管逐渐变扁， 中心管 129.9 108.2 766.5 辐射管对钢坯的辐射热量更加均匀，能提高加热工 A:B=1.2 支管 99.0 82.5 584.3 件的加热质量. 中心管 133.2 102.4 766.5 3.2扁形度对双P型辐射管流场的影响 A:B=1.3 支管 101.5 78.1 584.3 扁形度对双P型辐射管流场的影响如图6所示. 中心管 136.1 97.2 766.5 图中给出不同扁形度双P型辐射管的速度分布云图. A:B=1.4 支管 103.8 74.1 584.3 由图6可知，双P型辐射管扁形度从1.0增加至 1.4,中心管内的高速气体扩散逐渐减慢.A:B的比例 针对表3计算双P型辐射管对带钢的辐射角系数 为1.0和1.1时，气体从燃烧器喷口喷出后至1000mm 及辐射热量，按照目前辐射管炉的一般尺寸，辐射管中 处，喷出的高速气体基本全部扩散，当扁形度增加到 心至带钢的距离h一般为O.5m,带钢IJ的距离为 1.2以后，从燃烧器喷口喷出的高速气体直到三通管冯俊小等: 基于 CFD 双 P 型辐射管扁形度的影响特性 3 计算结果与分析 3. 1 扁形度对辐射角系数的影响 研究不同扁形度双 P 型辐射管对板坯的辐射角系 数，在保证辐射管的外壁面表面积相同的情况下，逐渐 扁型化，压扁过程中使辐射管截面呈椭圆形变化． 图 5 是带钢与双 P 型辐射管之间角系数计算简化图． 图中 椭圆 O 表示双 P 型辐射管中心管的截面，椭圆 Ｒ 和 Q 为双 P 型辐射管的支管截面，IJ 表示带钢长度，直线 IS、IC 和 DJ 都与椭圆 O 相切，ICD 表示线段长度 IC + 弧长 CD 数值加和后的长度值． 图 5 带钢与辐射管的角系数 Fig． 5 Strip-to-radiant tube angular coefficient 长度 IJ 对中心管 O 的辐射角系数 XIJ·⊙O公式为 XIJ·⊙O ( = 2 ICD + IJ － DJ 2 ) IJ = IC + CD + IJ － DJ IJ ． ( 5) 求得点 C、D 坐标即可求得 XIJ·⊙O，利用角系数的 互换性和完整性求得中心管 O 对带钢 IJ 的辐射角系 数 X⊙O·IJ，同理即可求出支管 Ｒ 和 Q 对 IJ 的辐射角系 数 X⊙Ｒ·IJ和 X⊙Q·IJ ． 为了计算不同扁形度双 P 型辐射管对带钢的辐射 角系数，在保证辐射管表面积相同的基础上，扁形度定 义为中心管截面椭圆长半轴 A 和短半轴 B 的比值，分 别计算扁形度为 1. 0、1. 1、1. 2、1. 3 和 1. 4 的辐射管的 尺寸，如表 3 所示． 表 3 不同扁形度辐射管的尺寸 Table 3 Dimensions of the different flat radiant tubes 长半轴与 短半轴之比 位置 长半轴/ mm 短半轴/ mm 周长/ mm A∶ B = 1. 0 中心管 122. 0 122. 0 766. 5 支管 93. 0 93. 0 584. 3 A∶ B = 1. 1 中心管 126. 2 114. 7 766. 5 支管 96. 2 87. 4 584. 3 A∶ B = 1. 2 中心管 129. 9 108. 2 766. 5 支管 99. 0 82. 5 584. 3 A∶ B = 1. 3 中心管 133. 2 102. 4 766. 5 支管 101. 5 78. 1 584. 3 A∶ B = 1. 4 中心管 136. 1 97. 2 766. 5 支管 103. 8 74. 1 584. 3 针对表 3 计算双 P 型辐射管对带钢的辐射角系数 及辐射热量，按照目前辐射管炉的一般尺寸，辐射管中 心至带钢的距离 h 一般为 0. 5 m，带钢 IJ 的距离为 1. 5 m，计算结果如表 4 所示． 表 4 扁 P 形辐射管对带钢的角系数和辐射热量 Table 4 Angular coefficient and radiant heat of the flat radiant tube to strip 长半轴与 短半轴之比 中心管对 带钢的 角系数 支管对 带钢的 角系数 与带钢的 辐射换热 量/W 与带钢的 辐射热 效率/% A∶ B = 1 0. 4065 0. 3676 40606 25. 4 A∶ B = 1. 1 0. 4101 0. 3710 41448. 2 25. 9 A∶ B = 1. 2 0. 4130 0. 3743 41859. 2 26. 2 A∶ B = 1. 3 0. 4152 0. 3783 42075. 2 26. 3 A∶ B = 1. 4 0. 4212 0. 3826 42931. 9 26. 8 从表 4 计算可知，随着辐射管扁形度增加，中心 管和支管对带钢的辐射角系数在不断增加，在相同 辐射热量的情况下，辐射管与带钢之间的辐射换热 量增加． 随着扁形度的增大，辐射管与带钢的辐射热 效率逐渐增加，辐射管 A∶ B 的比例从1变至 1. 2，与带 钢的辐射热效率从 25. 4% 增加至 26. 2% ，效率提升 将近 1% ． 这不仅提高了加热工件的加热速度，提高 辐射管热处理炉的产量，而且随着辐射管逐渐变扁， 辐射管对钢坯的辐射热量更加均匀，能提高加热工 件的加热质量． 3. 2 扁形度对双 P 型辐射管流场的影响 扁形度对双 P 型辐射管流场的影响如图 6 所示． 图中给出不同扁形度双 P 型辐射管的速度分布云图． 由图 6 可知，双 P 型辐射管扁形度从 1. 0 增加至 1. 4，中心管内的高速气体扩散逐渐减慢． A∶ B 的比例 为1. 0 和 1. 1 时，气体从燃烧器喷口喷出后至 1000 mm 处，喷出的高速气体基本全部扩散，当扁形度增加到 1. 2 以后，从燃烧器喷口喷出的高速气体直到三通管 · 5811 ·