水火彎板熱源熱量耗散以及余熱分析

鄭紹春，丁 亮，馬 飛

(1.武漢理工大學 交通學院，武漢430063;2.中國船級社宜昌分社，湖北 宜昌443000)

當前船廠船體外板水火加工生產環節，所需熱源形成高溫熱輻射、光輻射和冷卻水源產生的廢水對環境造成了嚴重污染，避免熱源與冷卻水源成為污染源并對其加以回收利用，其意義重大。為此有必要對水火彎板熱量分布規律與耗散率進行分析，以便為加工過程中的熱量回收利用裝置設計參數確定奠定理論基礎。

1 水火彎板熱源熱量分布模型

水火彎板成形是通過對鋼板進行局部加熱和冷卻，從而使鋼板變形的成形過程，從理論上分析，屬于熱彈塑性變形問題。典型的水火彎板加工過程中，熱源(如氧乙炔火焰)在鋼板表面沿直線勻速移動，對鋼板進行加熱，形成一定的溫度分布，后面一定距離處進行水跟蹤強制冷卻［1］。加工過程主要分為加熱和冷卻兩個過程，該過程中溫度場的變化和熱量的耗散受加熱材料特性、熱源特性、冷卻方式等多種加工工藝影響。盡管水火彎板成形過程千差萬別，熱源熱量分布規律是不變的，其熱源熱量分布見圖1。

1.1 燃燒總能量E的分析

水火彎板加工過程中，熱源燃料的燃燒是一個較為復雜的過程。以氧乙炔為例，乙炔和氧氣在燃燒前以體積比為1∶1.1左右的體積比例混合，燃燒起初發生不完全燃燒，燃燒產物為CO和H2，對應的方程式為

圖1 水火彎板熱源熱量分布模型

不完全燃燒Q1=464 kJ/mo1;但隨后部分不完全燃燒的產物會在火焰的外焰高溫區與外界空氣混合進行繼續燃燒，燃燒產物為CO2和H2O(g)，相當于部分乙炔會發生完全燃燒。

完全燃燒Q2=2 600 kJ/mo1;因此該過程中的燃燒熱既不能簡單地利用乙炔的不完全燃燒方程式計算，亦不可只是按氧氣和乙炔的混合比例配比其完全燃燒和不完全燃燒方程式。先根據燃燒情況，給出其熱化學方程式如下。

式中:Q低——乙炔燃燒的低熱值，整個燃燒過程中Q低=69 169 kJ/m3。

氧乙炔焰炬輸出主要取決與噴嘴半徑、氣體流速。當熱源參數一定時熱源熱能E輸出大小一定，下面就鋼板吸熱能E1及其加熱效率進行重點分析。

1.2 鋼板吸熱能E1和加熱效率η的分析

鋼板吸收的熱能E1取決于熱源燃燒燃料和燃料供給速率，還與噴嘴高度、熱源移動速度、板厚及材料特性等有關。它表示的是在對鋼板加熱后，在熱交換達到準穩態時，鋼板從熱源所吸收的熱能。E1的計算在鋼板穩態溫度場的數學模型建立中具有重要意義。對于氧乙炔火焰，單位時間熱吸收量E1(J/s)可以近似寫成如下的乙炔流量QC2H2(L/h)的函數［2］。

從而得到水火彎板的加熱效率η=E1/E，

先對燃燒總能量、鋼板吸收熱能和加熱吸收效率η的曲線進行分析。

分析E-QC2H2(見圖1)和E1-QC2H2(見圖2)曲線，得到結論:在其它條件一定時，燃燒總能量和鋼板吸收能量都隨乙炔流量大小成正比，提高乙炔流量可以提高燃燒熱能和有效加熱能量。

圖1 燃燒總能量E-Q C2H2曲線

圖2 鋼板吸收能量E1-Q C2H2曲線

分析η-QC2H2曲線(見圖3)，得到結論:

1)在焰炬嘴大小與氧、乙炔壓力和流量一定的情況下，加熱吸收效率會隨乙炔流量的增加而減小，這是因為乙炔流量的增大會使得噴射燃燒氣流流速更快，動能損失更大，同時也會有更大的熱對流和熱輻射造成的熱量喪失。

2)在常用乙炔流量QC2H2＜2 000 L/h下，有效吸收效率一般在20%～35%之間，有效吸收效率較低。因此傳統水火彎板加工工藝過程中能量利用效率較低，損耗較大，有很大的能量回收余地。

圖3 加熱吸收效率η-Q C2H2曲線

1.3 冷卻水熱對流吸收能量E1b的分析

在鋼板加熱后，水槍噴水對已加熱部分進行跟蹤水冷卻。水的對流過程如下。

1)冷卻水與鋼板進行強制換熱，由于這段時間鋼板周邊空氣受加熱仍處在高溫階段，所以可以簡化為僅存在水與受熱鋼板間的對流換熱，換熱過程中還存在沸騰換熱。

2)隨著熱源和水槍逐漸遠離已水冷區域，該區域周邊空氣溫度開始下降，水在鋼板上形成堆積，水、空氣和鋼板相互間進行對流換熱直至達到相同溫度，接近室溫。

在對冷卻水熱對流吸收能量E1b的分析中，過程1)中吸收的能量相當與在2)中與空氣熱對流耗散，所以側重與對過程1)的分析，將該過程視為鋼板高溫區與冷卻水間的換熱過程，換熱過程中，換熱系數隨溫差變化較大，隨時間溫差亦會變化，鋼板上有效受熱區域溫度在200～800℃，在此溫差區域內換熱系數變化極大［3］，所以采取對鋼板溫度場的分析方法。

通過對統計數據和Ansys軟件分析，可以得到在熱源加熱區后，沿加熱線方向鋼板表面的瞬態溫度分布［4］，從溫度分布中可知，經過跟蹤水冷卻的已加工鋼板區域，溫度會下降并穩定至200℃左右。

在未進行冷卻時，對鋼板上的熱流密度分析通常采用高斯分布模型:

式中:qmax——加熱中心最大熱流密度;

r0——火焰有效加熱半徑;

r——離加熱中心的距離。

熱流的有效功率是E1，可由式(4)得到，則qmax可由下式確定。

在未冷卻的情況下，隨著火焰槍沿加熱線X軸的前進，相當于高斯分布的熱流密度模型(見圖4)在X方向的平行拉伸，但在冷卻水的作用下，則出現了加熱區后的溫度場和熱流場的塌陷。見圖5，該部分的塌陷即為冷卻水吸收的能量。

圖4 高斯熱流密度模型

圖5 水冷卻后熱流密度模型

綜上，通過在冷卻前后鋼板溫度場和熱流場的分析，可以得到冷卻水的吸收能E1b。

1.4 耗散熱能E2的分析

在溫度場達到準穩態時，可將噴射火焰的溫度場和氣體流場視為準穩態，在鋼板彎曲曲率較小時，即可將射流火焰模型視為如圖8所示的對稱模型，又稱Chamberlain模型［5］。

在該模型中，噴射氣體流場和火焰溫度場遵循質量守恒、動量守恒、氣體組分守恒、熱量守恒和湍流動能方程及湍流動能耗散方程。

采用Chamberlain模型分析火焰的熱輻射特性時，假設為火焰為如圖6中的錐體形。

將噴射火焰視為錐體，火焰表面輻射熱量所占比率為

式中:uf——噴嘴處氣體流速，f(MW)是可熱氣體相對分子質量(MW)的函數，即

圖6 Chamberlain模型

而火焰在上表面，側面和下表面的對流換熱系數可取為htop=58.46 W/(m2·K)，hside=58.46 W/(m2·K)，hbottom=58.46 W/(m2·K)，換熱直至溫度場達到準穩態。

1.5 水火彎板熱源熱量分布計算

以常用加工條件為算例。此時，氧氣壓力p(O2)=0.49 MPa，氧氣流量Q(O2)=2 140 L/h;乙炔壓力p(C2H2)=0.049 MPa，乙炔流量Q(C2H2)=1 720 L/h;火焰噴槍口徑W1=4 mm，距鋼板高H=22 mm，有效加熱半徑W2=42 mm，移動速度V=4 mm/s，噴射速度為300 m/s，冷卻水流量Q(H2O)=250 L/h.對能量耗散的分布(E、E1、E1b、E2)進行初步估算(單位為J)。

1)熱能吸收效率計算。由式(3)得

E=1.72×69 169×1 000/3 600=33 047 J

由式(4)得

E1=2 595+2.76×1 720=7 342.2 J

所以，有效吸收效率η=E/E1=22.2%。

2)冷卻水吸收能量計算。由式(5)、(6)得熱流密度(W/m2)為

根據2.3中的分析，利用作圖法估算出水冷卻后熱流場的塌陷部分體積，估算得吸收部分占總體積的56%，即占有效吸收能量56%，水回收功率為E1b=E1×56%=4 111.6 J，為總能耗的12.4%。

3)耗散熱能E2初估分析。耗散熱能比率為1-η=77.8%，對應能量E2=E-E1=33 047-7 342.2=25 704.8 J。

分析熱輻射耗散比率由式(7)、(8)得Fs=［0.21e(-0.00323×300)+0.11］×1.112 7=0.21。

即熱輻射的能量耗散達到21%，同時有相當的光輻射能量。

對這幾項能量去向進行分析之后，得到回收過程中重要能量去向的分布，見圖7。

圖7 能量耗散分布

由圖7分析，鋼板在受熱后也會與空氣間發生對流換熱和輻射換熱，換熱過程中空氣熱對流和熱源熱輻射會耗散大量熱能，直至達到準穩態溫度場，此時的熱流場即如圖4所示的高斯熱流密度模型。

在熱源與鋼板的換熱過程中，燃燒氣流會在與空氣的對流和在鋼板表面的射流中發生動能的湍流損失，但湍流動能損失一般較其它能量損耗相較，可視為小量。

在各項能耗分析中，產生廢氣能量也很嚴重，一般加工過程均會產生20%左右的廢氣余熱。

2 結論

1)有效吸收能所占比例僅占20%～35%，而鋼板變形能僅占10%～20%，有效吸收和有效利用效率很低。

2)冷卻水吸收熱能10%左右，熱對流、熱輻射散熱以及廢氣余能組成的熱耗散能量達到40%，有很大的回收和二次利用的可能性。

3)加工過程中產生熱輻射和光輻射量較大，加上冷卻水的直接排出，會引起污染，亟待解決。

針對傳統水火彎板加工工藝能耗高，能量利用率低的問題，可采用新興的半導體溫差發電片和利用外部熱源發電的斯特林發電機對水火彎板各種工業余熱進行回收，其中斯特林電機能量利用率達到40%［6］。若能在加工設備上附設以上回收裝置，可達到較好的預想回收效果。

［1］張安超.水火彎板關鍵技術研究［D］.上海:上海交通大學，2011.

［2］汪建華.水火彎板的簡化計算——水火彎板的研究(一)［J］.造船技術，1996(10):22-23.

［3］WENDELSTORF J，K-H SPITZER，WENDELSTORF R.Spray water cooling heat transfer at high temperatures and liquid mass fluxes［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer 2008，51(19-20):4902-4910.

［4］張 平.系列板厚帆型板數學建模與加工過程數值分析［D］.大連:大連理工大學，2003.

［5］朱建華，陳鈞舫.噴射火焰特性參數及其熱輻射強度計算［J］.水運科學研究所學報2000(1):33-38.

［6］龔泉榕.自由活塞式斯特林永磁直線發電機控制系統研究［D］.哈爾濱:哈爾濱工業大學，2010.