輥底爐爐輥改進(jìn)前后的熱損分析和控制優(yōu)化

李 勇，王昭東，王國(guó)棟，李家棟，付天亮

（東北大學(xué)軋制技術(shù)及連軋自動(dòng)化國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，110819沈陽(yáng)）

輥底爐爐輥改進(jìn)前后的熱損分析和控制優(yōu)化

李 勇，王昭東，王國(guó)棟，李家棟，付天亮

（東北大學(xué)軋制技術(shù)及連軋自動(dòng)化國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，110819沈陽(yáng)）

采用數(shù)學(xué)模型分析輥底爐爐輥改進(jìn)前后的水冷合金輥、纖維輥的熱損規(guī)律.分析輥底爐存在的問(wèn)題，指出爐輥改進(jìn)的原因和關(guān)鍵點(diǎn)；建立兩種爐輥的傳熱模型，提出基于牛頓搜索的迭代規(guī)劃求解算法；研究冷卻水流速和進(jìn)水溫度與兩種爐輥截面上不同材質(zhì)界面處的溫度、出水溫度、溫升、吸熱量及換熱系數(shù)的關(guān)系.結(jié)果表明：爐輥分界面溫度、出水溫度、冷卻水溫升隨流速增加而減小，兩種輥臨界流速為0.07和0.09 m／s，大于臨界流速發(fā)生湍流，冷卻效果倍增；考慮到減少結(jié)垢和水系統(tǒng)造價(jià)，還應(yīng)控制出水溫度在45℃之下和溫升小于10℃，合適流速為0.4～0.8 m／s和0.2～0.6m／s，此時(shí)完全湍流，冷卻效率高，溫升?。辉僭龃罅魉?，冷卻水吸熱量變化不大，能耗增大；強(qiáng)制湍流換熱時(shí)，纖維輥熱損約為合金輥的78%.應(yīng)用效果表明：爐輥改進(jìn)及優(yōu)化控制后，由于纖維爐輥熱損小，并且不用磨輥，產(chǎn)量大大提高，噸鋼燃料消耗量大幅降低.

輥底爐；爐輥；耐高溫合金；石棉纖維；熱損失

輥底式加熱爐和熱處理爐的優(yōu)化設(shè)計(jì)以及優(yōu)化控制一直是鋼廠提升產(chǎn)品質(zhì)量、降低損耗、提高利潤(rùn)的重要途徑［1］.關(guān)于爐子的優(yōu)化研究多集中于對(duì)爐內(nèi)鋼板（坯）加熱過(guò)程的優(yōu)化控制方面，即采用數(shù)學(xué)模型進(jìn)行鋼板（坯）內(nèi)部溫度計(jì)算、出爐目標(biāo)溫度控制、溫度均勻性控制、最優(yōu)加熱路徑和爐溫自動(dòng)設(shè)定及連續(xù)動(dòng)態(tài)優(yōu)化調(diào)整方面［2-6］.WILD等［7］同時(shí)考慮了爐子的生產(chǎn)能力和準(zhǔn)確實(shí)現(xiàn)鋼坯最優(yōu)加熱路徑這兩個(gè)方面的問(wèn)題.SUZUKI等［8］對(duì)將要入爐鋼坯進(jìn)行排列調(diào)度優(yōu)化和對(duì)爐內(nèi)鋼坯進(jìn)行連續(xù)動(dòng)態(tài)優(yōu)化控制兩個(gè)方面進(jìn)行了研究和建模.

爐輥是輥底式加熱爐或熱處理爐的核心部件之一，由于爐溫高，爐輥必須具備耐熱、高溫承載力強(qiáng)的特點(diǎn).傳統(tǒng)上采用耐高溫合金鋼爐輥，最近逐漸采用耐火纖維爐輥.關(guān)于爐輥的優(yōu)化設(shè)計(jì)和控制的研究，目前僅在爐輥受力、強(qiáng)度核算、合金鋼輥壁厚以及合金輥材料方面［9-10］.在一般的工業(yè)爐設(shè)計(jì)和現(xiàn)場(chǎng)設(shè)備的控制中，高溫輥底爐水冷爐輥帶走的熱量通常根據(jù)經(jīng)驗(yàn)來(lái)確定，爐輥冷卻水流量控制參數(shù)也根據(jù)經(jīng)驗(yàn)確定，幾乎沒(méi)有人對(duì)水冷爐輥的熱損進(jìn)行深入細(xì)致的研究.但是爐輥的選擇、設(shè)計(jì)和控制優(yōu)化與板帶的表面質(zhì)量、整體投資和運(yùn)行成本等密切相關(guān)，有必要對(duì)不同爐輥在熱損分析和控制優(yōu)化方面進(jìn)行深入研究.

本文首先對(duì)傳統(tǒng)輥底爐存在的問(wèn)題進(jìn)行了分析，總結(jié)歸納了其解決辦法；在分析改進(jìn)前后的水冷耐熱合金輥、水冷耐火纖維輥結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，分別建立其傳熱模型，采用現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證，并深入研究比較了兩種爐輥在不同工況下的熱損，對(duì)熱處理爐設(shè)計(jì)、控制以及爐輥的選型提出了具體建議.

1 輥底爐存在的問(wèn)題及解決方法

鋼板進(jìn)行固溶、正火等處理時(shí)，爐溫很高，（特殊不銹鋼固溶時(shí)爐溫可達(dá)1 200℃），輥底爐爐輥必須具備耐熱溫度高、高溫承載力強(qiáng)的特點(diǎn)，傳統(tǒng)上采用耐熱合金爐輥，這類(lèi)輥底爐存在以下問(wèn)題:

1）輥面結(jié)瘤造成鋼板表面的麻點(diǎn)缺陷.耐高溫合金爐輥在生產(chǎn)過(guò)程中易出現(xiàn)輥面結(jié)瘤，見(jiàn)圖1（a1）、（c）所示，結(jié)瘤物的成分以鐵的氧化物為主（圖1（a2），比較復(fù)雜，結(jié)瘤是鋼板表面疏松的小片氧化鐵皮在高溫狀態(tài)下脫落，黏附在爐輥表面上，隨生產(chǎn)的進(jìn)行不斷積累疊加而成，同時(shí)它在近乎熱熔的柔軟狀態(tài)下還發(fā)生進(jìn)一步的高溫氧化.一方面結(jié)瘤物在氧化鐵皮不斷黏附疊加、鋼板不斷碾壓下更加緊密突起，另一方面在高溫狀態(tài)下鋼板表面軟化（尤其是不銹鋼），因此鋼板在自重下就會(huì)壓出輥?。ㄒ?jiàn)圖1（b）、（d）），鋼板越重，輥印就越多、越深.爐輥結(jié)瘤造成的鋼板表面麻點(diǎn)缺陷（圖1（b）和圖1（d）），嚴(yán)重影響鋼板表面質(zhì)量，不僅破壞產(chǎn)品外觀形象，還帶來(lái)巨大的人工修磨工作量，拖緩生產(chǎn)節(jié)奏，浪費(fèi)成本，嚴(yán)重的甚至直接判廢.

圖1 合金爐輥輥面結(jié)瘤和鋼板表面凹坑

2）耐熱合金爐輥造價(jià)高.傳統(tǒng)上采用外套為Cr25Ni20Si2、Cr25Ni35Nb1.5或者Cr28Ni48W5的耐熱合金爐輥，由于Ni、Cr等價(jià)格較高，在輥中的含量又很高，導(dǎo)致僅爐輥一項(xiàng)就可占整體輥底爐全部?jī)r(jià)格的20%～30%，直接增大了熱處理爐的投資.

3）熱損失大，能耗高.鋼輥直接與鋼板接觸，爐內(nèi)的熱量通過(guò)爐輥傳到爐外，熱損失較大，特別是不銹鋼等特殊鋼固溶爐采用的水冷耐熱合金爐輥，爐輥冷卻水帶走的熱量通常占爐子熱收人的20%～30%，不僅造成燃料和水的極大浪費(fèi)，還需要較大的水處理系統(tǒng)的支撐.

為解決耐熱合金輥底爐的問(wèn)題，尤其是鋼板麻點(diǎn)缺陷問(wèn)題，人們提出了各種各樣的辦法，主要有:減少帶入爐內(nèi)的氧化鐵皮［11］；監(jiān)測(cè)控制爐內(nèi)的氧氣含量，明火爐采用微氧化氣氛加熱，減少爐內(nèi)氧化鐵皮的生成［12］；合理優(yōu)化生產(chǎn)工藝，合理地降低加熱溫度和減少保溫時(shí)間［11-12］；控制擺動(dòng)時(shí)間和擺動(dòng)速度，協(xié)調(diào)好生產(chǎn)節(jié)奏，鋼板加熱完成后立即出爐，對(duì)于需要擺動(dòng)加熱的鋼板，盡量降低爐輥擺動(dòng)頻率；停爐磨輥；低溫磨輥，即將爐溫降低到500℃左右后，用專(zhuān)用托爐厚鋼板在爐內(nèi)快速運(yùn)動(dòng)［11-12］；熱噴涂技術(shù)，即在爐輥表面噴涂一定厚度的耐高溫涂料，以金屬陶瓷居多，以改善輥面的機(jī)械性能，提高爐輥抗結(jié)瘤能力［13］；優(yōu)化生產(chǎn)計(jì)劃安排，裝爐順序按工藝溫度從高到低，產(chǎn)品規(guī)格從厚到薄安排生產(chǎn)［11-12］；坐船處理，即利用判廢的不銹鋼板制作一托架，形似“井”字，將待熱處理鋼板放于托架上，一起進(jìn)行加熱、淬火處理，這雖可避免輥印，但托架使用次數(shù)有限，生產(chǎn)效率低下，淬火板型不易控制.

上述方法都未能較好地和徹底地解決鋼板輥印缺陷問(wèn)題，近年國(guó)內(nèi)一些不銹鋼廠采用耐火石棉纖維爐輥來(lái)代替高溫段的耐熱合金爐輥.石棉纖維輥身由耐火石棉纖維片壓裝而成，輥面不與氧化皮黏結(jié)，具有耐高溫性能，壓裝后具有一定的承載性能，較好地和較徹底地解決了爐輥結(jié)瘤造成的鋼板表面缺陷問(wèn)題，還降低了能耗，中厚板輥底爐改用石棉纖維爐輥（特別是高溫段）是重要的技術(shù)改進(jìn)和大勢(shì)所趨.

因此，爐輥的選擇、設(shè)計(jì)和控制優(yōu)化與熱處理中板的表面質(zhì)量、熱處理爐的整體投資和運(yùn)行成本密切相關(guān)，有必要對(duì)不同爐輥在熱損和控制優(yōu)化方面進(jìn)行深入研究.

2 爐輥傳熱計(jì)算模型

2.1 兩種爐輥的結(jié)構(gòu)

水冷式合金爐底輥結(jié)構(gòu)如圖2所示，內(nèi)管為厚壁無(wú)縫管，管內(nèi)是芯管，冷卻水從芯管流入，從芯管與內(nèi)管間流出；外套材質(zhì)為ZGCr28Ni48W5（高溫段）或ZGCr25Ni35Nb1.5（低溫段），離心澆注成形；外套與內(nèi)管間填充隔熱纖維，每隔一段距離等周向間距的布置合金支撐塊，以增加外套高溫強(qiáng)度.石棉纖維爐輥結(jié)構(gòu)如圖3所示，輥身主要采用耐火石棉纖維片壓裝而成，先由耐火石棉纖維添加少量氧化鋯纖維、增強(qiáng)劑等打碎成紙漿狀后制作成片狀并烘干，再用壓力機(jī)將纖維片壓裝到輥芯上，最后待輥身應(yīng)力釋放完成后，上機(jī)床將輥面車(chē)削光整.

圖2 耐熱合金水冷爐輥的結(jié)構(gòu)示意圖

圖3 石棉纖維水冷爐輥的結(jié)構(gòu)示意圖

2.2 爐輥的傳熱建模及求解

建立穩(wěn)態(tài)生產(chǎn)情況下的爐輥熱交換模型，基于固溶爐實(shí)際生產(chǎn)中對(duì)主要熱交換方式的考慮和理論分析的簡(jiǎn)化要求，作如下假設(shè)和處理［2-3，14-16］:

1）爐輥正常工作時(shí)處于不斷旋轉(zhuǎn)狀態(tài)，其圓周方向上近似認(rèn)為無(wú)明顯溫度變化；

2）生產(chǎn)過(guò)程中采用脈沖燃燒控制方式，爐寬方向溫度均勻性較好，因此近似認(rèn)為爐輥輥面沿輥身長(zhǎng)度方向溫度均勻一致；

3）冷卻水對(duì)爐輥的冷卻作用主要集中在爐輥內(nèi)壁接觸面，冷卻水的溫度變化是由爐輥內(nèi)壁處的對(duì)流換熱作用引起，在研究過(guò)程中冷卻水與芯管接觸部分近似為等溫絕熱面；

4）合金爐輥撐塊的數(shù)量少，間距大，尺寸小，其與爐輥內(nèi)管外壁和爐輥外套內(nèi)壁的接觸面積比僅為5.1%和5.8%，設(shè)置（1+k）倍的隔熱硅酸鋁纖維的導(dǎo)熱系數(shù)為爐輥內(nèi)管與外管間的綜合傳熱系數(shù)，合金爐輥支撐塊的傳熱作用通過(guò)調(diào)整系數(shù)k來(lái)實(shí)現(xiàn).

合金爐輥和纖維爐輥的橫截面示意圖如圖4所示.材質(zhì)1～4分別為20鋼、硅酸鋁纖維、Cr28Ni48W5和石棉纖維片.穩(wěn)態(tài)情況下輥面溫度維持在均勻且恒定的溫度tR2，冷卻水平均溫度為ˉtw，R1和R2分別為爐輥內(nèi)管內(nèi)壁半徑和爐輥半徑；R′1和tR′1分別為材質(zhì)1與材質(zhì)2（或者材質(zhì)4）間的壁面半徑和壁面溫度；R′2和tR′2分別為材質(zhì)2與材質(zhì)3間的壁面半徑和壁面溫度．

圖4 爐輥橫截面示意圖

通過(guò)爐輥內(nèi)管壁的熱流量全作用于冷卻水，使冷卻水溫度升高，根據(jù)能量平衡得

式中Fm為冷卻水流量（kg／s），按式（2）進(jìn)行計(jì)算:

式中:ΦR＆W為爐輥內(nèi)管內(nèi)壁面熱流量，W；cp（t）為冷卻水比熱容，J／（kg·℃）；ρw（t）為冷卻水密度，kg／m3；tw-in、tw-out為冷卻水進(jìn)、出水溫度，℃；uw為冷卻水平均流速，m／s.

根據(jù)文獻(xiàn)［17］，合金爐輥內(nèi)管壁面作用于水的熱流量為

石棉纖維輥為

聯(lián)立式（1）與式（3）（或式（4）），可得方程組:

式中:

在爐輥結(jié)構(gòu)參數(shù)一定的情況下，通過(guò)方程組（合金輥為式（5）～（8），石棉纖維輥為式（5）、（6）、（9））以求解得到爐輥關(guān)鍵界面的溫度（tR1、tR2和不同材質(zhì)分界面溫度tR′1、tR′2）與冷卻水流速u(mài)w、冷卻水進(jìn)出水溫度tw-in、tw-out之間的關(guān)系．

式（3）～（9）中的hc按下式進(jìn)行計(jì)算［17］:

式中:de為當(dāng)量直徑，m；Nuf為怒塞爾數(shù)，下標(biāo)f表示定性溫度，一般取冷卻水平均溫度；λf為定性溫度下的冷卻水導(dǎo)熱系數(shù)，W／（m·K）.

流體在管環(huán)內(nèi)的流動(dòng)分為層流和湍流兩大類(lèi)，分界點(diǎn)為以管道當(dāng)量直徑為特征尺度的雷諾數(shù)Re．對(duì)于爐輥的冷卻過(guò)程來(lái)說(shuō)，在湍流和過(guò)渡流時(shí)可采用Ref∈［2 300，106］，Prf∈［0.6，105］范圍內(nèi)的格尼林斯基（Gnielinski）公式［17］，

式中:

l為管長(zhǎng)，m；Prf、Prw分別表示以冷卻水平均溫度和內(nèi)管壁溫度來(lái)計(jì)算冷卻水普朗克常數(shù)；f為爐輥內(nèi)管湍流流動(dòng)的達(dá)爾西阻力因數(shù)，按Filonenko公式計(jì)算，即

當(dāng)雷諾數(shù)Ref＜2 300時(shí)，管內(nèi)流動(dòng)處于層流狀態(tài)，本文采用Sieder-Tate的準(zhǔn)則關(guān)系式［17］:

式中:de／l為考慮管長(zhǎng)對(duì)對(duì)流換熱影響的量綱一的量；ηf／ηw為不同熱流方向?qū)?duì)流換熱影響的量綱一的量．

由于冷卻水的對(duì)流換熱系數(shù)、密度、比熱容與其溫度密切相關(guān)，同時(shí)爐輥不同材質(zhì)的導(dǎo)熱系數(shù)λˉ1、λˉ2、λˉ3與爐輥的關(guān)鍵界面溫度tR1、tR′1tR′2也密切相關(guān)，按照一般的解法很難求解方程組，本文提出一種基于牛頓搜索的迭代規(guī)劃求解算法來(lái)求解，以在爐輥表面溫度、進(jìn)水溫度一定的情況下，分析流速與出水溫度，爐輥關(guān)鍵界面、能耗之間的關(guān)系為例，算法流程圖如圖5所示.在求解過(guò)程中還需要注意變物性參數(shù)問(wèn)題，即冷卻水的密度、比熱容以及爐輥中的不同材質(zhì)的導(dǎo)熱系數(shù)都是溫度的函數(shù).

圖5 迭代計(jì)算流程

2.3 爐輥水冷模型的驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型的精度，在現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行了測(cè)試，測(cè)試時(shí)進(jìn)水水溫28℃，爐溫1 000℃和1 100℃時(shí)保溫，以第176#和第180#爐輥為測(cè)試對(duì)象，利用建立的水冷模型及求解策略對(duì)兩根爐輥的冷卻水出水溫度進(jìn)行計(jì)算，模型計(jì)算結(jié)果與測(cè)試結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表1，表中qw為冷卻水流量，m3／h.從表1可見(jiàn)，出水溫度的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值偏差≤3℃，大部分在2℃之內(nèi)，因此模型精度較好，可用此模型來(lái)進(jìn)行爐輥熱損的分析和優(yōu)化計(jì)算.

表1 模型計(jì)算結(jié)果和實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比

3 熱損失分析和優(yōu)化控制

3.1 冷卻水流速與爐輥關(guān)鍵分界面溫度及冷卻水出水溫度的關(guān)系

uw為0.04～1.00 m／s，tw-in為30℃，tf為1 200℃和1 050℃時(shí)，合金爐輥的tR1、tR′1、tR2、 tR′2、tw-out、Δtw如圖6所示，石棉纖維爐輥的tR1、tR′1、tR2、tw-out、Δtw如圖7所示．

圖6 合金爐輥冷卻水流速與爐輥關(guān)鍵分界面溫度、出水溫度的關(guān)系

圖7 石棉纖維爐輥冷卻水流速與爐輥關(guān)鍵分界面溫度、出水溫度的關(guān)系

從圖6和圖7中可以看出:1）tR1、tR′1和tw-out、Δtw均隨uw的增加而減小，在uw增加到一定值（0．3 m／s）時(shí)，減小趨勢(shì)放緩，uw再增大（＞0.4 m／s）時(shí)，它們的值將會(huì)基本保持不變；2）uw在接近臨界速度（合金爐輥是0.07 m／s，石棉纖維爐輥是0.09 m／s）時(shí)，爐輥內(nèi)管壁溫度有較明顯的階躍性降低，原因是在臨界流速以下時(shí)為層流對(duì)流換熱，以上時(shí)為層流向湍流過(guò)渡，此時(shí)換熱能力要明顯強(qiáng)于層流狀態(tài)，因此爐輥內(nèi)管壁溫度下降顯著；3）完全湍流狀態(tài)下，tR1′-tR1基本保持不變；4）對(duì)于合金爐輥，tf為1 200℃、tw-in為30℃、uw＞0.3 m／s時(shí)，tw-out＜40℃、Δtw＜10℃；tf為1 050℃、tw-in為30℃、uw＞0.2 m／s時(shí)，tw-out＜40℃，Δtw＜10℃；5）對(duì)于新型石棉纖維爐輥，冷卻水的溫升很小，只要冷卻水的流速＞臨界流速即可，當(dāng)然最好使冷卻水處于完全湍流狀態(tài)．

總之:1）僅從爐輥內(nèi)管的冷卻來(lái)說(shuō)，只要流速＞臨界流速，內(nèi)管內(nèi)就處于一個(gè)較好的工作溫度范圍內(nèi)，但不能僅這樣，還必須考慮冷卻水出水溫度.2）關(guān)于出水溫度，理論上只要在水沸點(diǎn)以下都是可以的，但內(nèi)管壁各部位冷卻得不均勻可引起局部汽化，使水流不穩(wěn)定，因此不能接近沸點(diǎn)；還必須考慮水的結(jié)垢問(wèn)題，水垢會(huì)減弱爐輥內(nèi)管壁的傳熱性能，使?fàn)t輥內(nèi)管局部溫度上升，以致接近或超過(guò)它的極限工作溫度，引起爐輥材料的破壞或工作壽命的縮短，水中結(jié)垢物大量析出的起始溫度是40℃左右，所以冷卻水的出水溫度最好控制在45℃之下.3）關(guān)于冷卻水溫升，考慮整個(gè)系統(tǒng)的節(jié)能及配套水處理系統(tǒng)的造價(jià)，冷卻水溫升最好控制在10℃之內(nèi).

3.2 冷卻水流速和進(jìn)水溫度與熱損失的關(guān)系

uw為0.02～1.00 m／s，tw_in為30℃，tf為1 200℃時(shí)，兩種爐輥的hc、Re、Qw的變化如圖8所示．

從圖8中可以看出:1）隨著uw增加，Re線性增加；2）合金爐輥石棉纖維爐輥的臨界流速分別為0.07 m／s時(shí)，和0.09 m／s，此時(shí)Re達(dá)到2 300，高于臨界流速，由于管內(nèi)強(qiáng)制對(duì)流由層流變?yōu)橥牧?，hc換和Qw急劇增大；3）uw＞0.2m／s時(shí)，Re高于4 000，為強(qiáng)制湍流換熱，此后，uw增大，Re和hc會(huì)繼續(xù)增大，但是Qw變化不大，因此在達(dá)到湍流后增加流速，對(duì)于爐輥冷卻效果沒(méi)有太大意義，只能造成能源浪費(fèi).4）在強(qiáng)制湍流換熱的情況下，合金爐輥和石棉纖維輥的冷卻水吸熱量約為11 340W和8 925W，石棉纖維爐輥的熱損小，約為合金爐輥的78%.

圖8 兩種爐輥在不同冷卻水流速下的Qw，Re和hc

4 現(xiàn)場(chǎng)使用情況

目前，國(guó)內(nèi)的太原鋼鐵公司不銹鋼中板熱處理車(chē)間、太鋼集團(tuán)臨汾鋼鐵公司不銹鋼中厚板熱處理廠、寶鋼集團(tuán)特鋼公司熱軋廠和酒泉鋼鐵集團(tuán)天風(fēng)不銹鋼公司的中厚板固溶熱處理爐已經(jīng)全部或者部分使用石棉纖維爐輥.寶鋼和酒鋼現(xiàn)場(chǎng)的應(yīng)用及優(yōu)化控制結(jié)果顯示，基本從根本上解決了爐輥結(jié)瘤造成的鋼板下表面的壓入缺陷問(wèn)題，爐子能耗明顯降低.某廠的熱處理爐長(zhǎng)65 920mm，寬3 000 mm，燃料為天燃?xì)?，噸鋼燃料消耗量在使用合金輥時(shí)為472.5 m3／t，改用石棉纖維輥后為163.2 m3／t，噸鋼消耗大幅降低.分析其原因，除了控制優(yōu)化、石棉纖維爐輥導(dǎo)熱系數(shù)小、隔熱性較好之外，由于不用磨輥，也大大提高了生產(chǎn)效率.石棉纖維爐輥的最大缺點(diǎn)是承載能力較小，易出現(xiàn)裂紋，耐磨性較差，使用周期較短（需要定期換輥）.

在熱處理爐的低溫段，由于溫度降低，鋼板較硬，可以繼續(xù)采用合金爐輥，以減少換輥量.根據(jù)國(guó)內(nèi)4個(gè)不銹鋼廠的使用情況，纖維爐輥平均使用壽命在3個(gè)月左右，有一達(dá)到4個(gè)月以上.

5 結(jié) 論

1）石棉纖維爐輥在本質(zhì)上比耐熱合金爐輥具有更好的抗結(jié)瘤性和隔熱性，爐輥改進(jìn)具有重要意義.

2）分別建立了水冷耐熱合金爐輥和石棉纖維爐輥的傳熱模型，提出了基于牛頓搜索的迭代規(guī)劃求解算法，采用現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證，利用模型通過(guò)數(shù)值計(jì)算研究了冷卻水流速和進(jìn)水溫度與兩種爐輥的截面上不同材質(zhì)分界面處的溫度、出水溫度、溫升、吸熱量及換熱系數(shù)的關(guān)系.

3）兩種爐輥關(guān)鍵界面溫度、出水溫度、冷卻水溫升隨流速增加而減小，臨界流速分別為0.07 m／s和0.09m／s，大于臨界流速發(fā)生湍流，冷卻效率倍增；考慮到少結(jié)垢和配套水處理系統(tǒng)造價(jià)，還應(yīng)控制出水溫度在45℃之下和溫升小于10℃，因此流速還要適當(dāng)增大，合適的流速范圍分別為0.4～0.8 m／s和0.2～0.6 m／s，此時(shí)完全湍流，冷卻效率高，溫升小，但如果再增大流速，冷卻水吸熱量變化不大，會(huì)增加能耗，造成浪費(fèi)；強(qiáng)制湍流換熱時(shí)，石棉纖維爐輥的熱損小，約為合金爐輥的78%.

4）實(shí)際應(yīng)用效果表明，爐輥改進(jìn)和優(yōu)化控制后噸鋼消耗量大幅降低，原因除優(yōu)化控制、石棉纖維爐輥熱損小外，由于不用磨輥，產(chǎn)量大大提高.但石棉纖維爐輥使用周期較短，承載能力較小，如何增強(qiáng)石棉纖維輥的使用壽命以及提高承載能力需要進(jìn)一步深入研究.

［1］CHEN Weihsin，LIN Murong，LEU Tzongshyng.Optimal heating and energy management for slabs in a reheating furnace［J］.Journal of Marine Science and Technology，2010，18（1）:24-31.

［2］STEINBOECK A，WILD D，KIEFER T，et al.A mathematical model of a slab reheating furnace with radiative heat transfer and non-participating gaseous media［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2010，53（25／26）:5933-5946.

［3］KIM M Y.A heat transfer model for the analysis of transient heating of the slab in a direct-fired walking beam type reheating furnace［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2007，50（19）:3740-3748.

［4］HAN SH，BAEK SW，KIM M Y.Transient radiative heating characteristics of slabs in a walking beam type reheating furnace［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2009，52:1005-1011.

［5］STEINBOECKA A，GRAICHENA K，WILDB D，et al. Model-based trajectory planning，optimization，and open-loop control of a continuous slab reheating furnace［J］.Journal of Process Control，2011，21:279-292.

［6］STEINBOECK A，GRAICHEN K，KUGI A.Dynamic optimization of a slab reheating furnace with consistent approximation of control variables［J］.IEEE Transactions on Control Systems Technology，2011，19（6）:1444-1456.

［7］WILD D，MEURER T，KUGI A.Modelling and experimental model validation for a pusher-type reheating furnace［J］.Mathematical and Computer Modelling of Dynamical System，2009，15（3）:209-232.

［8］SUZUKIM，KATSUKIK，IMURA J I，et al.Modeling and real-time heating control of a reheating furnace using an advection equation［C］／／2011-50th Annual Conference of the Society of Instrument and Control Engineers of Japan.Piscataway，NJ，USA:IEEE，2011:842-848.

［9］汪愛(ài)群.輥底式爐爐輥設(shè)計(jì)中的幾個(gè)問(wèn)題分析［J］.安徽冶金，2004（3）:47-49.

［10］成大先.機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)［M］.北京:化學(xué)工業(yè)出版社，2003:132-133.

［11］楊振東.中厚板無(wú)拋丸?；癄t爐輥結(jié)瘤控制［J］.軋鋼，2010，27（1）:60-62.

［12］錢(qián)亞?wèn)|，李曉波.輥底式熱處理爐輥面結(jié)瘤原因分析與應(yīng)對(duì)措施［J］.金屬熱處理，2012，37（03）:128-130.

［13］王魯.連續(xù)退火爐輥新型噴涂材質(zhì)的研制與開(kāi)發(fā)［J］.金屬熱處理，2008.33（8）:33-36.

［14］WU Wenfei，F(xiàn)ENG Yanhui，ZHANG Xinxin.Zonal method solution of radiative heat transfer in a onedimensional long roller-hearth furnace in CSP［J］. Journal of University of Science and Technology Beijing: MineralMetallurgy Materials（Eng Ed），2007，14（4）: 307-311.

［15］WIKSTROM P，BLASIAK W，BERNTSSON F. Estimation of the transient surface temperature，heat flux and effective heat transfer coefficient of a slab in an industrial reheating furnace by using an inverse method［J］.Steel Research International，2007，78（1）:63-70.

［16］STRATTON P F，SAXENA N，SULLIVAN JP.Using computermodeling to optimize the protective atmosphere for annealing of steelwire coils in a roller hearth furnace［J］.Wire Journal International，1997，30（8）:94-98.

［17］楊世銘，陶文銓.傳熱學(xué)［M］.第4版.北京:高等教育出版社，2006:231-252.

（編輯楊 波）

Heat loss analysis and control optim ization of furnace roller for roller hearth furnace

LIYong，WANG Zhaodong，WANG Guodong，LIJiadong，F(xiàn)U Tianliang
（State Key Lab of Rolling and Automation，Northeastern University，110819 Shenyang，China）

To design and control furnace roller better，heat loss law of water-cooled furnace roller which surface coat is composed of heat-resistant alloy or asbestos fibers before and after improvementwas studied by mathematicalmodels.After analyzing the problems of traditional roller hearth furnace，the improvement reason and key pointwere pointed out.Heat transfermodels for cooling process of two kinds of rollerswere established and solved with iteration planning algorithm based on Newton search.Then，the relation between water flow velocity（uw），inletwater temperature（tw-in）and roller cross section temperatures，outlet water temperature（tw-out），water temperature rise（Δtw），cooling water heat absorption（Qw）was studied.The conclusions and recommendations are mainly as follows:1）Roller cross section temperatures，tw-out，Δtwdecrease with the increase of uw．The water critical velocity（uwcv）of two kinds of furnace rolls is 0.07 m／s and 0.09 m／s respectively，and when uwis larger than uwcv，turbulent flow occurs.Considering less water scale and water treatment system cost，tw-outshould be under 45℃andΔtwshould be less than 10℃.So suitable uwshould be 0.4～0.8 m／s and 0.2～0.6m／s，when coolingwater is entire turbulent flow，cooling efficiency is high，and Δtwis small，above which energy consumption increase greatly and uselessly，but Qwalmost remains unchanged.2）Qwof asbestos fibers roller is small and 78%of heat-resistant alloy roller when cooling water is entire turbulent flow.Application result indicates that consumption of per ton steel is greatly reduced after the improvement and optimization control of furnace rollers，of which the reason is that production is greatly increased due to not grinding rollers，except for optimal control，fiber furnace roller heat loss is small.

roller hearth furnace；furnace roller；heat-resistant alloy；asbestos fibers；heatwaste

TG307

A

0367-6234（2014）09-0061-07

2013-08-13.

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃資助項(xiàng)目（2010CB630800）；國(guó)家自然科學(xué)基金青年科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51104045）.

李 勇（1979—），男，博士，講師；王昭東（1968—），男，教授，博士生導(dǎo)師；王國(guó)棟（1942—），男，教授，博士生導(dǎo)師，中國(guó)工程院院士.

李 勇，liyong＠ral.neu.edu.cn.