非晶带材成形用冷却铜辊内流道传热数值模拟.pdf

第42卷第9期Vol． 42 No． 9FORGING 冷却铜辊;内流道;数值模拟;温度场;压力场DOI: 10． 13330/j． issn． 1000-3940． 2017． 09． 031中图分类号: TF33 文献标识码: A 文章编号: 1000-3940 (2017) 09-0168-06Numerical simulation on heat transfer inner runner of cooling copperroller used in amorphous ribbon formingSong Yanming, Meng Fanyong, Dong Mingli, Zhu Lianqing(School of Instrument Science and Opto Electronics Engineering, Beijing Information Science cooling copper roller; inner runner; numerical simulation; temperature field; pressure field收稿日期: 2017 -07 -14;修订日期: 2017 -08 -18基金项目:教育部创新团队发展计划(IRT -16R07)作者简介:宋言明(1981 - ),男,博士,讲师E-mail: sym0823@163． com通讯作者:祝连庆(1963 - ),男,博士,教授E-mail: zhulianqing@ sina． com非晶合金采用急速冷却方法将熔化的合金快速凝固成形[1]。非晶带材工业化生产设备中,冷却铜辊是非晶制带过程中的关键部件,其冷却效果直接影响非晶晶粒结构及磁性能的变化[2 -3]。冷却铜辊通过内部循环的冷却水将热量交换并带走,在运转过程中由于冷却铜辊具有较高的转速,其内部流道结构极大地制约了冷却水的流动性和换热能力。冷却铜辊内部流道的形式和结构是直接影响带材质量的关键因素。目前,在其他工业领域中利用辊轴及内部冷却水换热的案例较多,例如:薄膜生成过程中的流延辊、铝带双辊冷却[4]及纸张生产过程中的干燥等。理论分析方面,毕淑茂等[5]分析验证了CFX软件在流道的流固耦合换热分析可靠性;赖晨光等[6]利用CFD软件对离心压缩机的三维流场进行了数值模拟分析,并对离心压缩机性能进行了分析。张伟社等[7]应用CFD对其进气口、旋流管组气流阻力进行单相(空气)数值仿真分析,根据分析结果对其栅格与圆孔形进气口、旋流管与旋流管组结构参数提出了改进方案。汪建新等[8]采用Fluent软件模拟了炉底辊内部冷却水在不同水流速度和不同初始温度万方数据下的流动状况,对比了不同冷却水流速下辊身的温度,得到了不同流动状态下冷却水流场和炉底辊温度场的特性。朱锦侠等[9]对铸铁结晶水冷套内流道进行分析,得出水道截面积及水量对冷却效果具有较大的影响作用。李姣等[10]针对注塑模热流道板温度场数值模拟并通过仿真对流道进行了改进。相关学者对流道的换热及结构设计过程也进行了较为详尽的理论分析,但对非晶制带冷却铜辊内冷却流道的研究较少。本文根据流道设计原则,提出了4种不同的冷却铜辊内流道结构。基于流固耦合传热分析方法,对4种不同冷却铜辊内流道模型进行数值模拟分析,获取各自流道温度变化及进出口的压降规律,依据提出的评判标准确定较优的流道结构。结合生产现场试验对提出来的流道结构进行温度及流量测试。1 冷却铜辊内冷却流道结构冷却铜辊内流道主要由侧法兰、内芯、热交换图1 冷却铜辊内流道结构示意图(a)铜辊 (b)铜辊半剖Fig． 1 Schematic diagram of inner runner structurefor cooling copper roller(a) Copper roller (b) Half section of copper roller套及主轴所包覆区域构成,如图1所示。冷却水从主轴的左端进水口进入到冷却铜辊内流道,沿内芯径向扩散至热交换套的热交换区域。熔化的合金液喷射到冷却铜辊上方,经过热交换套发生热传导,热交换套与内部冷却水发生热交换,换热后的冷却水经过右侧法兰径向汇集到主轴的右侧出水口。通过分析非晶带材的冷却过程发现,由于钢液与热交换套发生热交换的面积不变,提出冷却铜辊内流道的设计准则: (1)避免流道弯曲,减小流道长度,降低流道阻力及压降,提高水流速用以增大传热温差; (2)采用较大导热系数材料作为传热介质。根据提出的流道设计准则,热交换套采用具有较大导热系数及较高硬度的铍铜材质。为了减少流道长度,提出了4种不同的流道结构,分别为扇形、散射肋形、顺斜肋形及逆斜肋形,各流道结构示意图如图2所示,图中箭头为水流方向。图2 4种典型冷却铜辊内流道结构(a)结构1:扇形 (b)结构2:散射肋形(c)结构3:顺斜肋形 (d)结构4:逆斜肋形Fig． 2 Four topical structures of inner runners for cooling copper roller(a) Structure 1: fan - shaped (b) Structure 2: scattering rib type(c) Structure 3: diagonal rib type (d) Structure 4: skew rib type2 物理模型在冷却铜辊内流道设计中,采用了4种不同的流道结构,以扇形流道为例说明冷却铜辊内流道流场及换热数值模拟分析的计算过程。采用Work-961第9期宋言明等:非晶带材成形用冷却铜辊内流道传热数值模拟 万方数据bench中的CFX流体仿真单元构建相应流道对应的流固耦合仿真模拟模型,图3为扇形流道对应的流道换热计算模型。模型中省略组成冷却铜辊内流道的侧法兰和内芯,冷却水入口简化。对流体区域进行分块,有利于之后的结构网格划分,将流体部分分为16个扇形区域和1个环形区域,铜套与内芯之间的间隙形成环状区域。冷却铜套外径为Φ1600 mm,宽度为350 mm,带材厚度为0． 03 mm,带材宽度为142 mm。设置流体模型为SST湍流模型,添加不同的进口流量、流固壁面约束及带材上端的温度约束等边界条件,进行数值模拟计算。图3 扇形流道传热计算模型(a)物理模型 (b)模型区域划分Fig． 3 Heat transfer calculation model of fan-shaped runner(a) Physical model (b) Region division of model3 模拟计算结果与分析3． 1 温度场变化(1)流道结构对温度场的影响。通过数值模拟计算,得到了不同内流道结构所对应的温度场变化情况,以扇面流道为例说明温度场的变化情况。由图4可以看出,最高温度出现在铜套的顶部与钢液发生热交换区的位置(图4a),与铜套发生热交换后的钢液瞬间冷却,带材上的温度沿铜套外缘方向快速降至室温(图4b);同时,钢液的热量沿铜套径向通过铜套向冷却水环状区域的顶部传导(图4c),铜套的外侧温度要明显高于内侧温度;受到传热的影响使得冷却水环状区域的左侧入口端温度要略小于右侧出口端的温度;冷却水环状区域的顶部温度大于环状区域底部的温度,顶部冷却水主要参与了热量交换,此处为流体区域中温度较高部分。图4 温度场分布(a)铜套热交换区 (b)带材温度 (c)铜套径向温度Fig． 4 Distribution of temperature field(a) Heat exchange area of copper sleeve (b) Temperature of ribbon(c) Temperature along the diameter direction of copper roller(2)流量Q对温度场的影响。在同一流道结构下,不同的入口流量所对应的换热能力也不相同,以散射肋形流道为例,说明不同进水流量下流道内冷却水的温度场变化情况,如图5所示。由图5可以看出,温升区域均发生在冷却水环形区域的顶部,由中线逐渐向四周扩散。当流量增加时,温升的面积及温度都相应减少,这主要是流量增加后,水的流速增大,导致换热率加快,冷却水温升减小。3． 2 压力场变化通过计算可以得到不同流道内流体的压力场变化情况,如图6所示。在进水流量一定的情况下,由于离心力的作用,冷却水聚集到内芯与铜套之间的环状区域,造成了此处的压力较其他位置相对较高;由于在流道结构1的出水侧扇形区域较大,水流易在此位置形成漩涡,使得出水压力增加,造成了流道结构1环形区域内的压力明显大于其他3种;其他3种流道由于散射肋形结构将流道分成相对较小的流道结构,不易产生漩涡,因此,肋形流道内071锻 压 技 术 第42卷万方数据图5 不同入口流量对应的冷却水温度场分布(a) Q =100 m3· h -1 (b) Q =150 m3· h -1(c) Q =200 m3· h -1 (d) Q =250 m3· h -1Fig． 5 Distribution of temperature field for cooling waterwith different inlet flows图6 不同流道结构下对应的流场压力分布(a)结构1 (b)结构2 (c)结构3 (d)结构4Fig． 6 Pressure distribution of flow field with different runner structures(a) Structure 1 (b) Structure 2 (c) Structure 3 (d) Structure 4压力分布趋势较为接近。由压力场分布情况可以计算出不同流道的进、出口冷却水在不同流量下的压降ΔP变化情况,如图7所示。由图7可以看出, 4种流道对应的压降图7 流道压降随流量变化趋势Fig． 7 Variation trend of pressure loss with flow随着进水流量Q的增大而增大;流道结构2和结构3所产生的压降变化趋势较为接近,而流道结构1由于流道面积较大,且流动壁面推动水流的作用在扇形区域中产生了较大的涡旋,使得入口处压力骤增,从而造成了流道1的压降明显大于其他3种流道形式。由于肋形流道将铜辊内腔分成较小的流道,使得区域内不易形成漩涡,流道阻力减小,从而入口压力减小。3． 3 综合换热系数通过数值模拟结果可以得到铜套顶部外缘及内缘与YZ坐标平面的交线的温度分布情况,从而可以得到铜套与YZ坐标面相交位置的温差变化情况,如图8所示。图8 铜套内外表面平均温度的交线位置图Fig． 8 Locations of intersection lines for average temperatureinside and outside copper roller为了评价不同流道的综合换热能力,提出综合换热系数k,其表达式如下:k = ΔTΔP = T1 - T2ΔP (1)式中: T1为外缘交线处的平均温度, K; T2为内缘171第9期宋言明等:非晶带材成形用冷却铜辊内流道传热数值模拟 万方数据交线处的平均温度, K; ΔT为外、内缘交线温降值, K; ΔP为入口与出口的压降值, MPa。通过计算可以得到不同流道的换热系数随流量变化的趋势,如图9所示。图9 不同流道结构的综合换热系数随流量变化趋势图Fig． 9 Variation trend of comprehensive heat transfercoefficient for different runner structures with flow4种流道结构所对应的综合换热系数都随着流量的增加而减小,造成这种现象的主要原因为:流量增大后,流道进出口压降增大,换热能力也随之增大,但是换热能力增大的速率小于压降增长的速率,从而使得综合换热系数随流量增大而减小。同时,在不同的流量下,流道结构2的综合换热系数均优于其他3种,流道结构3与结构2的综合换热系数的差距极小。根据综合换热系数的变化趋势,可以最终确定出散射肋形流道的流道进出口压降及流道换热效果均为4种流道中最优的。4 试验验证根据数值模拟计算结果,确定出了散射肋形流道为冷却铜辊的最终内流道结构,设计加工出流道结构及整装后的冷却铜辊,如图10所示。4． 1 流量试验冷却铜辊采用定量泵进水方式,在出水管位置加装电磁流量计,测试冷却铜辊在静止状态下水流量为120． 5 m3 · h,高速回转状态时的水流量值为119． 99 m3· h。试验测试结果表明:冷却铜辊静止状态与转动状态时,流道内的水流量变化较小,说明在冷却铜辊回转过程中产生的压降与静止状态时基本相同。4． 2 出入口温度试验在进出水口管道上加装温度传感器,用来测量图10 散射肋形流道冷却铜辊Fig． 10 Cooling copper roller with scattering rib runner进水温度和出水温度(图11)。图11 进水管温度显示装置Fig． 11 Temperature display device of inlet pipe在试验过程中,进水口温度值为25 ℃,出水口温度值约为26 ℃,出口与入口的温度值相差约为1 ℃,说明流道内温升未发生明显变化,表明所设计的冷却铜辊的换热能力较好。5 结论(1)所提出的4种流道结构的压降随着进水流量的增大而增加,流道结构2 (散射肋形流道)的压降相对小于其他3种流道结构。(2)在同一流道结构下,由于流量增大使得环形区域内的流速增大,该区域的冷却水温度随着进水流量的增大而减小。(3)综合换热系数计算结果表明:由于流道的压降速率增长大于铜套温差增长速率,使得流道的271锻 压 技 术 第42卷万方数据换热系数随流量的增加而减小。流道结构2 (散射肋形流道)的换热能力均优于其他几种流道结构。(4)通过现场对静止状态及高速转动状态下的冷却铜辊出水流量监测,散射肋形流道结构在转动过程中的阻力与静止状态基本相同,水流量未发生较大变化;温度测试显示流道进出口水温增长为1 ℃。参考文献:[1] 赵燕春,寇生中,袁小鹏,等.形状记忆晶相强韧化Ti基非晶复合材料的组织和力学性能[J].稀有金属, 2015, 39 (1):29 -34.Zhao Y C, Kou S Z, Yuan X P, et al. 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