基于輻射管內外耦合傳熱模擬帶鋼連退過程的溫度均勻性

胡 野, 姜澤毅,2, 張欣茹,3, 趙延濤

(1. 北京科技大學 能源與環境工程學院, 北京 100083; 2. 冶金工業節能減排北京市重點實驗室, 北京 100083; 3. 北京高校節能與環保工程研究中心, 北京 100083)

為獲得高性能的帶鋼產品,通常需要對帶鋼進行熱處理,熱處理過程中加熱工藝的各種因素會直接影響到帶鋼表面的溫度分布和升溫規律,進而改變其基本性能,因此,研究帶鋼加熱過程具有重要意義。帶鋼連續退火爐是帶鋼熱處理的關鍵設備,通常包括預熱段、加熱段、均熱段、冷卻段、過時效段等工藝過程,其中加熱段的加熱效果直接關系到帶鋼產品的質量,是熱處理過程中非常關鍵的一個工藝段。加熱段通常采用輻射管加熱的方式,輻射管加熱以及爐內的保護氣氛可以提高帶鋼的加熱質量。

眾多學者對輻射管加熱爐內的換熱數學模型和坯材的溫度均勻性進行了相關研究,通過模型建立和參數分析獲得了各種因素的影響規律。汪建新等[1-2]詳細介紹了國內外輻射管的發展路線及趨勢。程奇伯等[3]詳細對比分析了雙P型和W型輻射管加熱時的煙氣循環率、管壁溫度均勻性、燃料利用率、NOx等關鍵技術指標。段承軼等[4]詳細介紹了輻射管加熱輥底式熱處理爐先進應用實例,對熱處理過程進行在線優化及管理,使鋼板任意點出爐溫度與目標溫度偏差小于15 ℃。曹萍[5-6]、馬太等[7]采用集總參數法、輻射交換面積法等,建立了帶鋼在立式退火爐內熱過程數學模型。萬飛等[8-10]針對立式帶鋼連續退火爐,采用集總參數法建立了穩態工況下帶鋼溫度預測模型,分析了爐內設備結構參數、帶鋼參數和工藝參數對爐內傳熱的影響。王建剛等[11]基于輻射換熱的當量灰平面法,建立了連續退火機組輻射管加熱爐內穩定工況下的集總參數法模型,研究了TV值(帶鋼厚度與機組速度的乘積)對帶鋼溫度的影響。蔣大強[12]、張玲等[13]建立帶鋼厚度方向的一維模型,基于導來輻射系數法求解輻射換熱,建立了立式爐內帶溫預測模型。薛錦添[14]基于假想面等效黑度法[15],采用CFD仿真技術對立式爐內輻射換熱模型進行了驗證,建立了適用于穩態工況的帶溫預測模型。陳達興[16]采用與薛錦添一致的輻射換熱模型,建立了帶鋼在工藝過渡過程的溫度預測模型,并給出了帶鋼溫度與輻射管燃料量之間的響應關系。豆瑞鋒、溫治等[17]應用蒙特卡羅法建立了輻射透明介質中多個不透明表面間的輻射傳熱模型,分析得到塔式爐加熱段中帶寬方向上帶鋼溫度分布不均勻,一方面是爐溫分布不均造成的,另一方面是輻射換熱參數沿帶寬方向上的分布特點導致的,且后者的影響在帶溫與爐溫差別較大時更為顯著。萬飛[8]假定輻射管表面溫度分布均勻,單位長度上帶鋼沿長度和寬度方向的溫度均勻一致,分析了輻射管結構參數及帶鋼的規格和運動參數等影響因素對帶鋼出爐溫度的影響。劉義平、溫治等[18]建立了帶鋼沿寬度方向的一維導熱模型,并用TDMA方法對模型進行數值求解。結果表明,帶寬變化對帶溫影響不大,帶速和帶厚的變化對帶溫分布有較大影響。Niederer等[19]將W型輻射管簡化為四根直管,通過輻射管壁的熱流從第一個管到最后一個管依次減少,并且假設每個直管上熱流均勻分布,從而建立了輻射管的一維熱傳導模型,結合爐內的導熱和輻射連接各個子模型。李抒[20]通過引入假想面法和等效面法處理輻射管的輻射問題,忽略帶鋼橫向溫度的不均勻性,固定輻射管壁面的溫度,簡化輻射管爐內輻射換熱的計算,建立了簡潔的帶鋼溫度機理模型。丁翠嬌等[21]基于蒙特卡洛方法,將W型輻射管簡化為四根I型輻射管,考慮了輻射管表面的線性溫度分布對帶鋼溫度分布的影響,定量考察了輻射管溫度分布對帶鋼溫度均勻性的影響規律。

本文基于立式帶鋼連續加熱退火爐輻射管加熱段的加熱工藝,針對輻射管內燃燒流動換熱及與爐內帶鋼換熱的耦合傳熱傳質問題,建立了帶鋼加熱過程的數學物理模型;模擬了輻射管管內的燃燒流動換熱及與爐內換熱的過程,并將隨時間變化沿帶寬分布的總括熱吸收率等作為邊界條件代入二維帶鋼導熱模型,獲得了帶鋼溫度變化規律;以此為基礎,探討了不同帶鋼寬度、燒嘴功率等因素對輻射管表面溫度和帶鋼溫度均勻性的影響。

1 模型建立與求解

1.1 加熱工藝及模型簡化

在立式連續帶鋼退火爐的加熱段中,帶鋼在爐內爐輥轉動的作用下在多排輻射管間以一定的速度運動(共14個加熱道次,每個道次的加熱功率一致),燃料在輻射管內燃燒產生的熱量經輻射管管壁進入爐膛內加熱帶鋼至設定的退火溫度,以完成帶鋼的退火再結晶過程。

圖1(a)為立式連續退火爐加熱段的加熱工藝示意圖。爐子內寬為2100 mm,帶寬為1630 mm,爐輥直徑為φ900 mm,W型輻射管管體外徑為φ194 mm,輻射管之間的間距為200 mm。

圖1 冷軋立式帶鋼連退爐輻射管加熱段加熱工藝三維結構圖(a)、輻射管加熱單元模型圖(b)和帶鋼導熱模型圖(c)Fig.1 Three dimensional structure diagram of heating process in radiant tube heating section of vertical continuous annealing furnace for cold rolled strip(a), model diagram of radiant tube heating unit(b) and heat conduction model diagram of steel strip(c)

由于加熱過程中帶鋼在不斷移動,很難將輻射管加熱過程與帶鋼內部導熱過程直接耦合求解,因此對其分開進行模擬計算。由于輻射管的排布具有規律性,在數值模擬時選取單元空間作為數值模擬的計算域,如圖1(b)所示,選取具有周期性的兩個交錯排布的輻射管,且由于對稱各取半個輻射管,從而減少計算量。

對于帶鋼的導熱過程,選取帶鋼厚度和寬度方向的二維截面作為計算域。如圖1(c)所示,建立沿帶鋼厚度和寬度方向的非穩態二維導熱模型,帶鋼上下表面的換熱條件根據燃燒換熱數值模擬結果來確定。

1.2 輻射管加熱和帶鋼導熱模型

對于輻射管和爐膛內的傳熱傳質過程需要滿足質量、能量、動量等基本守恒方程,各方程如下:

(1)

(2)

(3)

本文采用Realizable k-ε湍流流動模型對輻射管內的流動換熱進行模擬計算,其形式為:

(4)

(5)

對于輻射管內發生的燃燒反應,本文采用的燃燒模型為通用有限速率下的渦耗散燃燒模型(EDM)。通用有限速率模型可用于層流或者湍流情況,該模型求解反應物和生成物的輸運組分方程。渦耗散燃燒模型強調湍流混合對燃燒速率的控制作用,但忽略了較為復雜的化學反應速率。

組分方程可以由式(6)確定:

(6)

式中:Γs為組分s的交換系數;Rs為組分s的產生速率或消耗速率,mol·L-1·s-1。

渦耗散模型中組分i的產生或消耗速率Ri由式(7)確定:

(7)

式中:νi表示化學計量數;Mi表示相對分子質量;A、B為經驗常數;m表示組分s的質量分數;下標R、P表示反應物和生成物。

對于輻射管和爐膛內的輻射傳熱過程,本文采用的輻射模型為離散坐標輻射模型(DOM),此模型能通過更密的離散方式提高進精度。在有限離散立體角σb上求解輻射輸運方程,適用于b方向r位置處具有吸收、發射和散射性質介質的輻射傳遞方程,即:

(8)

輻射管加熱過程的主要邊界條件有,空氣入口和燃料入口為速度入口邊界條件;煙氣出口為壓力出口邊界條件;爐墻為無滑移壁面邊界條件,定熱流密度;帶鋼表面為定溫邊界條件;輻射管中心剖面所在平面為對稱邊界條件;沿帶鋼運動方向的兩端面為周期性邊界條件。

對于帶鋼導熱過程來說,本文建立了沿帶鋼寬度和厚度方向上的二維非穩態導熱模型。導熱微分方程為:

(9)

式中:λ為導熱系數,W·m-1·K-1;c為比熱,J·kg-1·K-1。

帶鋼導熱過程的邊界條件為:

(10)

(11)

(12)

(13)

式中:d為帶鋼厚度,m;l為帶鋼計算域寬度,m;Ts為帶鋼表面溫度,K;Tf為模擬熱電偶溫度,K;φup和φdown分別為帶鋼上下表面的總括熱吸收率;σ為斯蒂芬-玻爾茲曼常數,W·m-2·K-4。

1.3 數值模擬及工況參數

本文采用Fluent軟件對輻射管內燃燒換熱及管內外爐膛耦合換熱模型和帶鋼導熱模型進行求解。輻射管與爐膛的耦合換熱模型采用非結構化網格的劃分方式,經網格無關性檢查后,最終輻射管及爐膛網格數量定在80萬左右,整體的網格歪斜度(Skewness)在0.6以下。二維帶鋼導熱模型采用結構化網格的劃分方式,由于帶鋼寬度在變化,此模型網格數量在幾萬到十幾萬之間變化。

在帶鋼溫度的在線控制中,由于爐膛中各處的帶鋼溫度難以測出,所以需要配合離線模型中的一些結果,由此用到了總括熱吸收率法(見式(14))。基于上述輻射管加熱模型,進行穩態模擬后得到帶鋼表面的熱流密度分布和模擬熱電偶溫度。計算時取不同時刻帶鋼表面沿寬度方向的熱流密度q的分布和穩態模擬工況下熱電偶溫度Tf,由總括熱吸收率法計算得到不同時刻下總括熱吸收率φcf沿帶鋼寬度方向上的分布,然后通過得到的總括熱吸收率φcf分布和熱電偶溫度Tf經瞬態模擬計算得到帶鋼寬度方向溫度分布隨時間的變化。

總括熱吸收率法:對帶鋼表面熱流進行簡化處理,將影響帶鋼表面熱流的諸多因素概括為一個無因次的系數,即總括熱吸收率。

(14)

本文中輻射管采用的燃料為甲烷,空氣過剩系數為1.1,空氣預熱溫度為600 ℃,帶鋼厚度為1 mm,帶鋼運行速度為2 m/s,帶鋼加熱過程中加熱區間為14個,每個加熱區間的燒嘴功率是一致的,本文中只考慮中間有效加熱的部分,沒有考慮帶鋼在爐輥位置附近的溫度變化情況。

本文研究了帶鋼寬度分別為1630、1500、1400、1300、1200、1000、850 mm的帶鋼在單元模型空間內的加熱過程,以及不同燒嘴功率(200、150、100、50 kW)對帶鋼和輻射管表面溫度分布的影響;接著又對不同寬度的帶鋼進行了整個退火爐輻射管加熱段加熱過程的模擬研究。

2 結果與討論

2.1 輻射管及爐內熱過程分析

選擇帶寬1630 mm的帶鋼在燒嘴功率200 kW下加熱4.34 s時的狀態進行分析,圖2為輻射管表面溫度分布圖及帶鋼表面熱流密度分布圖。由于帶鋼溫度較低,輻射管管體中間部分的表面溫度相較于兩端部分的溫度要低一些,帶鋼溫度越低,這個溫度差值也就會越大,隨著加熱過程的進行,帶鋼溫度會越來越高,輻射管兩端的溫度與中間部分的溫度差值也會越來越小。

圖2 帶寬1630 mm的帶鋼在燒嘴功率200 kW下加熱4.34 s時輻射管表面溫度分布云圖(a)和帶鋼表面熱流密度分布云圖(b)Fig.2 Cloud diagram of temperature distribution on radiant tube surface(a) and heat flux distribution on steel strip surface(b) when steel strip with strip width of 1630 mm heated for 4.34 s at burner power of 200 kW

沿著輻射管內煙氣的流動方向,輻射管表面整體的溫度逐漸降低,所以帶鋼表面熱流密度沿帶鋼運動方向呈一高一低的帶狀交錯分布。由于輻射管兩端的邊緣熱效應和爐墻的強化換熱效果,帶鋼兩側部分的熱流密度要比中間高。

如圖3(a)所示,輻射管內中心截面處的煙氣溫度沿著輻射管內煙氣流動方向越來越低,但在輻射管表面彎管部分的表面溫度(見圖2(a))卻會有所升高,這是由于在彎管內部的外側,內部高溫煙氣轉向流動(見圖3(b))并沖擊內部壁面而造成的強化換熱效果,在彎管部分外側的壁面溫度比周圍更高一些,平均高30 ℃左右。在W型輻射管的3個彎管部分均能見到此種現象。為避免長期的局部高溫對輻射管彎管部分管體結構的影響,應采取適當措施來降低此處的溫度。比如,對輻射管彎管部分進行加厚處理、在彎管部分放置耐高溫的套管或在彎管內部放置擾流裝置來降低此處煙氣對管壁沖擊強化換熱效果等,以此來改善輻射管表面溫度的均勻性,從而提高輻射管的加熱性能和使用壽命。

圖3 帶寬1630 mm的帶鋼在燒嘴功率200 kW下加熱4.34 s時輻射管中心截面溫度分布云圖(a)和速度分布云圖(b)Fig.3 Temperature(a) and velocity(b) distribution cloud map of central section of radiant tube when steel strip with strip width of 1630 mm heated for 4.34 s at burner power of 200 kW

輻射管內的燃燒活動主要發生在第一直管段部分。圖4為甲烷質量分數分布云圖,其中黑線為甲烷質量分數為2%的分界線,可以看到,甲烷在第一段直管末尾部分就已經消耗殆盡了。

圖4 帶寬1630 mm的帶鋼在燒嘴功率200 kW下加熱4.34 s時輻射管中心截面處CH4質量分數分布云圖Fig.4 Cloud diagram of CH4 mass fraction distribution at central section of radiant tube when steel strip with strip width of 1630 mm heated for 4.34 s at burner power of 200 kW

2.2 帶鋼寬度和加熱功率對帶鋼及輻射管表面溫度的影響

由于實際生產過程中,產品參數(寬度、厚度等)發生變化的時候,加熱過程中的工藝參數(燒嘴功率、帶鋼運行速度等)也跟著發生變化。因此,為方便對單個因素進行對比分析,在研究帶鋼寬度方向溫差變化時取一定時間(一個加熱道次)的加熱過程進行模擬研究。

圖5為6種不同帶鋼寬度的帶鋼在初始溫度150 ℃、加熱4.34 s時的表面熱流密度分布圖,此時燒嘴功率均為200 kW。可以看到,隨著帶鋼寬度的增大,即冷源面積的增大,整體的熱流密度逐漸減小。帶鋼表面熱流密度呈邊緣高中間低的分布,且隨著帶鋼寬度的增大,帶鋼邊緣熱流密度較大的區域沿帶鋼長度方向不斷壓縮,并沿寬度方向不斷向帶鋼中部延伸,帶鋼同一寬度上的熱流分布逐漸趨于均勻。

圖5 不同帶寬的帶鋼在燒嘴功率200 kW下加熱4.34 s時表面熱流密度的分布Fig.5 Distribution of heat flux density on surface of steel strip with different strip widths heated for 4.34 s at burner power of 200 kW(a) 850 mm; (b) 1000 mm; (c) 1200 mm; (d) 1400 mm; (e) 1500 mm; (f) 1630 mm

由輻射傳熱可知,帶鋼邊緣不僅會受到來自輻射管直接輻射的熱量,還會受到來自經爐墻壁面絕熱反射的熱量,因而此處的熱流密度普遍大于帶鋼中間部分的熱流密度,帶鋼表面熱流密度和溫度均會呈現中間低兩邊高的分布趨勢。

當帶鋼寬度較窄時,對帶鋼兩側熱流有較強影響的是輻射管沿帶鋼寬度方向兩側的部分,溫度較高,因而帶鋼兩側熱流密度較大。當帶鋼寬度變大后,對帶鋼兩側熱流有影響的爐墻由于溫度較低,所以影響較小,帶鋼表面熱流分布就與輻射管形狀一樣呈大致的一高一低帶狀交錯分布,所以帶鋼寬度方向的熱流密度分布會更加均勻。

由上述穩態模擬得到的帶鋼表面熱流密度分布和模擬熱電偶的溫度,經總括熱吸收率法(見式(14))可計算得到帶鋼表面的總括熱吸收率分布。然后將得到的總括熱吸收率分布和模擬熱電偶的溫度代入到帶鋼的二維瞬態導熱模型中,就可以得到帶鋼表面寬度方向溫度隨時間的變化情況。

這里選取帶鋼寬度為1200 mm的帶鋼表面部分總括熱吸收率分布進行分析說明,圖6中各曲線的取值位置如圖5(c)中黑線位置所示。可以看到,帶鋼表面寬度方向總括熱吸收率呈中間低兩邊高的分布趨勢,且最大相差0.02左右。

圖6 帶寬1200 mm的帶鋼在燒嘴功率200 kW下加熱4.34 s時表面寬度方向總括熱吸收率的分布Fig.6 Distribution of total heat absorption rate in surface width direction of steel strip with strip width of 1200 mm heated for 4.34 s at burner power of 200 kW

本研究中假設帶鋼開始進入連退爐輻射管加熱段時的整體溫度是均勻一致的,為150 ℃,寬度方向溫差為0 ℃。圖7為帶鋼寬度分別為850、1000、1200、1300、1400、1500、1630 mm的帶鋼在不同加熱功率下(200、150、100、50 kW)加熱8.68 s后帶鋼寬度方向表面溫差的變化。

圖7 不同功率下加熱8.68 s時帶鋼表面寬度方向溫差隨帶寬的變化Fig.7 Variation of temperature difference in width direction on surface of steel strip with strip width during heating at different powers for 8.68 s

由圖7可以看到,各功率下,帶鋼表面寬度方向溫差都隨著帶鋼寬度的增大先緩慢增加,而后逐漸減小,且溫差減小速度隨著功率的增大而增大。最大溫差在帶鋼寬度1000 mm和1200 mm之間,且隨著功率的提高,最高點逐漸向帶鋼寬度減小的方向緩慢移動。

在帶鋼寬度較小時,輻射管兩端及爐墻對帶鋼兩側邊緣的換熱效果較為明顯,其中輻射管兩端由于溫度較高,對帶鋼的角系數較大,所以其強化換熱效果占主導地位,且這個效果會隨著功率的提高而增強,因而帶鋼溫差會越來越大。隨著帶鋼寬度的增加,輻射管兩端溫度高的部分越來越少,對帶鋼兩側邊緣的換熱效果會逐漸減弱。而在帶鋼寬度接近輻射管長度時,由于輻射管彎頭部分的加熱面積較小,爐墻的存在就會抵消掉彎頭部分在加熱上的劣勢,且會隨著功率的提高效果更明顯,因而帶寬溫差會越來越小。

由圖7可以看到,帶鋼寬度為850 mm到1500 mm間的帶鋼,寬度方向溫差隨著功率的增大而增大,而越過帶鋼寬度1500 mm和1630 mm間的某個臨界寬度到帶鋼寬度為1630 mm時,帶鋼寬度方向溫差卻隨著功率的增大而減小。

帶鋼寬度較小時,輻射管兩端溫度高的部分較多,對帶鋼兩側邊緣部分的加熱效果就較為明顯,且這個效果會隨著功率的提高而越來越強,帶寬方向溫差也就越來越大。寬度較寬的帶鋼,由于寬度和輻射管長度已經差不多了,爐墻對帶鋼兩側邊緣的加熱彌補了輻射管彎管部分加熱面積的不足,且加熱功率越大,效果越好,因而帶鋼寬度方向溫差越來越小。帶鋼寬度更小時,帶鋼兩側離輻射管兩端較遠,其邊緣熱效應及爐墻的強化效果就會減弱,因而帶鋼寬度方向溫差較帶鋼寬一些時會低一些。

表1為輻射管及爐墻表面部分溫度數據。可以看到,在相同功率下,帶鋼寬度越大,輻射管表面溫度和爐墻內壁面溫度也就越低,輻射管表面溫差基本上越來越大,表面溫度分布越來越不均勻。熱電偶溫度和爐墻內壁面平均溫度隨著帶寬的增加逐漸降低。

表1 不同帶寬下輻射管及爐墻表面溫度數據(加熱功率150 kW、加熱時間8.68 s)Table 1 Temperature data of radiant tube and furnace wall surface under different strip widths (heating power of 150 kW, heating time of 8.68 s)

帶鋼寬度一定時,隨著加熱功率的增大,輻射管表面溫度和爐墻內壁面溫度會越來越大,如表2所示,輻射管表面溫差越來越小,表面溫度分布越來越均勻。熱電偶溫度和爐墻內壁面平均溫度隨著加熱功率的增加逐漸增大。

表2 不同加熱功率下輻射管及爐墻表面溫度數據(帶寬1200 mm、加熱時間8.68 s)Table 2 Temperature data of radiant tube and furnace wall surface at different heating powers (strip width of 1200 mm, heating time of 8.68 s)

2.3 輻射管加熱段加熱過程中帶鋼表面溫度的變化

本文對帶鋼寬度為850、1200和1630 mm的帶鋼進行了連退爐輻射管加熱段中整個加熱過程的模擬計算,分析了整個加熱過程中帶鋼和輻射管表面溫度分布的變化情況。假定初始帶鋼溫度為150 ℃、寬度方向溫差為0 ℃。其中各加熱道次的燒嘴功率分布如表3所示。

表3 不同寬度帶鋼加熱過程的功率分布(kW)Table 3 Power distribution of heating process of steel strip with different widths (kW)

圖8為3種寬度帶鋼4個不同時間點下寬度方向的溫度分布。由于輻射管兩端和爐墻內壁對帶鋼兩側的邊緣熱效應,帶鋼寬度方向溫度呈中間低兩邊高的分布趨勢。帶鋼較窄時,中間部分溫度分布較為均勻,且帶鋼兩側溫度梯度較大,帶鋼寬度較小,輻射管兩側溫度高的部分較多,對帶鋼兩側的換熱影響更大。帶鋼寬度越大,輻射管兩端的邊緣熱效應效果越低。帶鋼寬度為1630 mm的帶鋼兩側溫度較為平緩,說明在這個帶鋼寬度下,輻射管兩端和爐墻對帶鋼的邊緣換熱效果較弱,輻射管表面溫度分布更加均勻。

圖8 表3加熱功率下不同帶寬帶鋼表面寬度方向的溫度分布Fig.8 Temperature distribution in width direction of steel strip surface with different strip widths under heating power of Table 3(a) 850 mm; (b) 1200 mm; (c) 1630 mm

由圖9可以看出,不同寬度的帶鋼在整個加熱過程中寬度方向的溫差都是先增大后逐漸降低,且不同寬度之間的帶鋼寬度方向的溫差差距較大。帶鋼加熱前期溫差提升較快,在加熱中期附近達到最大值,之后逐漸降低,降至最大溫差的一半左右。由此可見,在加熱爐、輻射管等確定的情況下,帶鋼寬度與輻射管長度差不多時,帶鋼寬度方向溫差最小,更不易發生帶鋼跑偏、瓢曲等事故。

圖9 表3加熱功率下不同帶寬的帶鋼表面寬度方向溫差隨加熱時間的變化Fig.9 Variation of temperature difference in width direction of steel strip surface with different strip widths with heating time under heating power of Table 3

整個加熱過程中,由于燒嘴加熱功率的變化,各位置處輻射管和爐壁表面溫度等也發生較大變化。在連退爐輻射管加熱段加熱前期,由于帶鋼溫度較低,輻射管表面溫差較大,溫度均勻性較差,輻射管更易發生變形、彎曲等質量問題。而加熱后期,由于帶鋼溫度的升高,輻射管表面溫度均勻性得到了較大的提升,從而改善輻射管的性能,降低其發生質量問題的可能。

3 結論

針對立式帶鋼連續退火爐加熱段輻射管內部燃燒及外部加熱帶鋼的耦合問題,建立了輻射管加熱帶鋼過程的數學物理模型,探討了不同帶鋼寬度、加熱功率等對帶鋼和輻射管表面溫度均勻性的影響。模擬結果表明:

1) 在帶鋼連續退火爐輻射管加熱段加熱帶鋼的過程中,帶鋼寬度方向溫差呈中間低兩邊高的分布,且均溫進入的帶鋼表面寬度方向溫差都先增大后逐漸減小,寬度1200 mm的帶鋼在加熱中段最大溫差可達13.6 ℃。

2) 加熱功率一定時,帶鋼表面寬度方向的溫差會隨著帶鋼寬度的增大先逐漸增大而后逐漸減小。在帶鋼寬度與輻射管長度差不多的情況下,帶鋼在加熱過程中的橫向溫差較小,最大溫差可降低至5 ℃以內。

3) 帶鋼寬度較窄時,帶鋼表面寬度方向的溫差會隨著加熱功率的增加而逐漸增大,但在帶鋼寬度增大到一定程度后,帶鋼表面寬度方向的溫差會隨著加熱功率的增加而逐漸減小。

4) 在整個加熱過程中,隨著帶鋼溫度的升高和燒嘴功率的降低,輻射管表面最大溫差逐漸減小,輻射管和帶鋼表面溫度分布越來越均勻。