熱鍍鋅帶鋼干燥器的流場分析與結構改進

龍薪羽

（黃石山力科技股份有限公司，湖北 黃石435003）

干燥器在連續(xù)熱鍍鋅帶鋼的酸洗、脫脂、彩涂等后處理工藝生產線中應用廣泛[1]，其通過在帶鋼表面噴吹加熱的空氣，將帶鋼表面的水分蒸發(fā)并帶走[2]。在熱風干燥的過程中涉及的傳熱方式有熱傳導、熱對流和熱輻射，其中以熱對流為主[3]，故干燥器內部的流場分布會直接影響到干燥效果。對于傳統(tǒng)的帶鋼干燥器，氣流由噴管的一端進入后沿著條狀噴縫噴出，整個過程氣流速度不斷降低，這樣會在帶鋼表面出現(xiàn)左右干濕不均和溫度不均的現(xiàn)象。針對該現(xiàn)象，改善的方法主要是將噴管單側進氣改為中間進氣[4]或者采取漸縮型噴管[5]，其中前者結構相對簡單，應用更加廣泛。目前這些改進主要是通過理論分析或宏觀的實驗驗證，鮮有對干燥器內部流場的全面分析。

本文借助計算流體力學（CFD）軟件對傳統(tǒng)的開式帶鋼干燥器內部流場進行模擬分析，同時探究了噴管由單側進氣改為中間進氣后全局流場的變化，為帶鋼干燥器的進一步改進奠定了基礎。

1 數(shù)學模型

湍流模型選取Realizable k-ε模型，對比標準k-ε模型，Realizable k-ε模型更適用于射流問題的計算[6]，而LES大渦模擬或者DNS直接模擬雖然準確性更高，但是計算資源消耗過大，目前難以大規(guī)模應用于工業(yè)研究[7]。Realizable k-ε模型在穩(wěn)態(tài)、不可壓縮和忽略傳熱與傳質條件下的輸運方程如下[8]：

其中k、ε分別為湍動能、湍流耗散率；uj為某一方向的平均速度；ρ為流體密度；μ為流體動力黏度；μt為湍流黏性系數(shù)；σk、σε分別為湍動能和湍流耗散率的湍流普朗特數(shù)；Gk為由平均速度梯度產生的流體脈動動能；C1=max[0.43，η/（η+5）]，η＝Sk/ε，S=（2DijDij）1/2，Dij為平均應變率張量，Dij=（?ui/?xj+?uj/?xi）1/2；C2為模型常量；v為流體運動粘度。

2 幾何模型及計算方法

2.1 幾何模型

開式帶鋼干燥器的總體尺寸為5 m×3 m×0.6 m（長 ×寬 ×高），帶鋼速度為160 m/min，噴縫與帶鋼的夾角為60°，且逆向帶鋼運動方向。圖1為兩種結構的干燥器內部計算域，帶鋼由干燥箱前端向后端運行，氣流由進氣箱進入噴管，進而通過噴縫噴向帶鋼，最后由干燥箱的兩端出口進入大氣環(huán)境。圖1中結構A為傳統(tǒng)結構，結構B為改進后結構，兩者區(qū)別主要是后者將噴管的進氣位置由左側移至中間處，同時將上下兩排噴管由對稱布置改為交錯布置。計算流域忽略內部角鋼等部件，同時為了增強計算穩(wěn)定性，延長了干燥箱兩端的出口長度。坐標原點位于進氣箱右側面的中心位置，主要分析面為x、y方向各截面（分別對應橫向與縱向）。

圖1結構A和結構B的內部計算域

圖2 為內部流域局部網格圖，采用多面體網格進行網格劃分，較于傳統(tǒng)的四面體網格，多面體網格計算精度更高[9]。在壁面處生成棱柱層網格，且在關鍵流域如噴縫附近等進行網格加密處理。經過網格無關性驗證后，結構A、結構B的網格數(shù)分別為4 042 431（節(jié)點數(shù) 17 924 591）和 5 266 022（節(jié)點數(shù)23 685 828）。

圖2 結構A和結構B的局部網格

2.2 計算方法

壓力-速度耦合方式為收斂性更優(yōu)的SIMPLEC算法，壓力插值格式為二階精度，動量方程、湍動能和湍流耗散率等方程的離散格式均為二階迎風格式。選擇絕對粗糙度為零的非滑移壁面，并用標準壁面函數(shù)處理壁區(qū)附近的流動。

干燥箱前后兩端出口與大氣相通，設兩出口壓力為大氣壓，靜壓值為0.氣流入口為恒定的速度入口，速度大小為 12.145 m/s（體積流量為 6 000 m3/h），給定入口的湍流強度和當量直徑，湍流強度I為速度脈動的均方根值u'（RMS）與平均速度的比值，其中RMS速度也被稱為絕對湍流強度。對于充分發(fā)展的湍流，入口的湍流強度I可以通過以下經驗公式獲得：

上式中的雷諾數(shù)ReDH是以當量直徑DH為特征長度計算而來。

3 結果分析

3.1 縱向流場分析

帶鋼上下兩側流場類似，縱向流場只分析帶鋼上部區(qū)域。y=170mm截面為經過上排噴管中心線的縱向截面，由圖3可知在結構A中，進氣箱中部兩側附近的噴管入口處發(fā)生了明顯的二次渦旋，而遠離進氣箱中部的噴管入口處旋渦則相對較弱，這主要是由于氣流急劇轉向所致，該現(xiàn)象可類比管內流動在彎頭處發(fā)生的邊界層分離，彎頭的曲率半徑越小則流動分離越嚴重。同時可觀察結構A中氣流由進氣箱進入噴管后速度逐漸降低，導致噴管兩端速度差異明顯。對于結構B而言，連接管入口處的旋渦特征與結構A類似，不同的是對于正中間的噴管，由于氣流并未發(fā)生轉向，故其入口處沒有出現(xiàn)旋渦。由于結構B的進氣位置在噴管中心處，故噴管兩側的速度關于帶鋼中心線大致對稱。但是由于彎頭和三通的增加，在這些區(qū)域附近發(fā)生了明顯的回流現(xiàn)象，這會引起局部阻力損失的增加，再加上連接管的沿程阻力損失，結構B較之結構A總體能耗由468 Pa增加至613 Pa，增幅比例近31.0%.

圖3 結構A和結構B中y=170mm截面的速度云圖

觀察圖4，其中y=30mm截面為緊鄰帶鋼上表面的縱向截面，對于結構A，不同于噴管內氣流速度向右逐漸降低的特點，氣流吹噴至帶鋼表面附近的右側速度反而高于左側，這無疑會引起帶鋼左右兩側的干濕不均。對于結構B，帶鋼表面附近流場的對稱性得到了較大改善，但氣流在橫向上也并非完全均勻，其中間區(qū)域速度要低于兩側區(qū)域，這同結構A特點類似，具體分析見下文。由圖4還可以發(fā)現(xiàn)結構A和結構B在帶鋼上部區(qū)域沿著運行方向氣流高速區(qū)、低速區(qū)交替呈現(xiàn)，這是由于噴射氣流在沖擊帶鋼后再次對撞所致。

圖5 結構A和結構B中各橫向截面的速度云圖

3.2 橫向流場分析

為了改善上下噴縫氣流的直接對撞情況，結構B采取了交錯噴縫的布置。截面x=1 056 mm為經過帶鋼中心線的橫向截面，且截面x=556mm為靠近進氣箱的一端。如圖5所示，帶鋼向右運動，結構A和結構B均可以發(fā)現(xiàn)與前文類似的現(xiàn)象，即在噴管內速度較大的橫向截面，而帶鋼近壁區(qū)速度較低且射流貼壁區(qū)域較窄，如結構A的截面x=556 mm和結構B的截面x=1 056 mm.同時在該兩處截面右側出現(xiàn)了氣流沒有接觸帶鋼就被直接排放至出口的情況，這表明干燥箱內氣流出現(xiàn)了宏觀的橫向移動現(xiàn)象，對于結構A是由左側向右側移動，對于結構B是由帶鋼中心線向兩側移動，并大部分氣流最終由前端出口流出（可由圖4印證）。導致該現(xiàn)象產生的原因可能在于噴縫出口氣流速度的不斷削弱，故壓力在橫向方向也逐漸降低，從而引起了氣流由高壓區(qū)向低壓區(qū)的橫向移動，同時因為噴縫逆向帶鋼運行方向噴向帶鋼，使得大部分氣流最后由前端出口流出。盡管結構A和結構B的噴縫與帶鋼夾角一致，但是二者在干燥箱兩個出口的流量分配并不一致，結構A、結構B在前端出口流量所占入口流量比例分別為84.0%和94.8%，后者較前者提升了近12.9%，如不采取其他措施，前端所排出的大流量熱氣可能會對上游設備產生不利影響。

圖4 結構A和結構B中y=30mm截面的速度云圖

4 結論

（1）當氣流由進氣箱進入噴管或連接管時，如噴管或連接管位于入口兩側，因為流動方向的突然改變，會導致氣流由進氣箱進入噴管或連接管時發(fā)生二次渦旋，且噴管或連接管距離入口越近渦旋越明顯。

（2）對于傳統(tǒng)的帶鋼干燥器，干燥箱內流場就帶鋼中心線對稱性較差，且前端出口流量占入口流量的比例達到了84.0%（噴縫與帶鋼夾角為60°）；將噴管進氣方式由一端進氣改為中間進氣后，干燥箱內流場對稱性改善明顯，但能耗增加近31.0%，同時前端出口的流量增加近12.9%.

（3）在傳統(tǒng)結構和改進結構后的干燥器噴箱內，氣流均會發(fā)生宏觀的橫向移動，產生該現(xiàn)象的原因在于噴縫流出氣流速度的不斷降低，且橫向移動的方向與速度衰減方向一致。