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(1. 湖南文理學(xué)院 機(jī)械工程學(xué)院, 湖南 常德 415000; 2. 湖南大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院, 湖南 長(zhǎng)沙 410082)
在線淬火技術(shù)具有工藝流程短、經(jīng)濟(jì)成本低、生產(chǎn)效率高的特點(diǎn),目前被廣泛應(yīng)用于6XXX系鋁合金型材生產(chǎn)過程[1]。常見的在線淬火方式有強(qiáng)風(fēng)冷、噴淋和霧冷等方式。在這3種淬火過程中,其介質(zhì)都是通過增壓后噴射至高溫金屬表面進(jìn)行淬火冷卻,因而可統(tǒng)稱為噴射淬火,以下為論述方便將上述3種在線淬火方式稱為噴氣、噴水和噴霧淬火。淬火介質(zhì)的種類和流量對(duì)噴射淬火界面熱交換率有重大影響,是控制淬火冷卻速率和保證淬火后產(chǎn)品質(zhì)量的關(guān)鍵工藝參數(shù),因而有必要對(duì)其影響淬火界面熱交換的規(guī)律和機(jī)理進(jìn)行研究。
有關(guān)冷卻介質(zhì)性質(zhì)和狀態(tài)對(duì)淬火界面熱交換的影響,已在大量研究報(bào)道。Wang等[2]研究了用單個(gè)圓形射流沖擊熱板的傳熱特性,結(jié)果表明熱流密度隨水流量的增大而增大,隨噴嘴到表面距離的增大而減小。Jha等[3]對(duì)不同水流量條件下的304鋼板進(jìn)行了噴霧冷卻試驗(yàn),研究表明冷卻速度隨水流量的增加而增加。Mozumder等[4]對(duì)銅、黃銅和鋼制成的熱圓柱塊進(jìn)行了淬火試驗(yàn)研究,并認(rèn)為射流速度直接影響到達(dá)淬火表面的冷卻液體流量,是影響界面熱流密度的主要參數(shù)之一,且隨射流速度增大最大界面熱流密度逐漸增大。Chen等[5]針對(duì)噴霧平均液滴流量對(duì)界面熱交換的影響進(jìn)行了試驗(yàn)研究,結(jié)果表明平均液滴流量對(duì)臨界熱流密度qc(當(dāng)熱流密度達(dá)到由核態(tài)沸騰轉(zhuǎn)變?yōu)檫^度沸騰時(shí)所對(duì)應(yīng)的值)有顯著影響,且隨平均液滴流量增大,臨界熱流密度增大。Langari等[6]對(duì)噴霧冷卻圓形熱平面的無沸騰傳熱進(jìn)行了數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究,結(jié)果表明噴霧質(zhì)量流量越大,噴霧冷卻傳熱效率越高。Li等[7]通過試驗(yàn)研究和理論分析,研究了高沖擊速度對(duì)駐點(diǎn)區(qū)射流沖擊穩(wěn)定沸騰臨界熱流密度的影響。研究發(fā)現(xiàn),一方面,噴射速度增大有利于擊穿蒸汽膜,使冷卻介質(zhì)與熱表面直接接觸,產(chǎn)生臨界熱流密度增大的正效應(yīng);另一方面,噴射速度增大又會(huì)增大滯止壓力,降低汽化潛熱、液體表面張力和飽和液體密度,產(chǎn)生減小臨界熱流密度的負(fù)效應(yīng)。在正負(fù)效應(yīng)的共同作用下,必然存在一個(gè)極限沖擊速度和相應(yīng)的極限臨界熱流密度。Gao等[8]對(duì)車載鋼瓶在不同噴水量下淬火過程的內(nèi)壓、平均傳熱系數(shù)、應(yīng)力進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究,結(jié)果表明,隨著噴霧量的增加,內(nèi)壓、平均傳熱系數(shù)、軸向應(yīng)力和有效應(yīng)力的峰值均增大。Jeyajothi等[9]研究了空氣射流沖擊熱平板的強(qiáng)化傳熱過程,研究結(jié)果表明,采用最小的噴射高度、較高的空氣射流速度、較高的雷諾數(shù)和最大的噴嘴直徑時(shí),在沖擊點(diǎn)處可以獲得最大的傳熱峰值。Fu等[10]對(duì)一種新型鎳基高溫合金在空冷過程中的傳熱系數(shù)進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值研究,研究結(jié)果表明,傳熱系數(shù)隨空氣流量增大而增大。
綜上所述,關(guān)于冷卻介質(zhì)對(duì)淬火界面熱交換的影響雖然已發(fā)表了許多研究成果,但關(guān)于介質(zhì)流量對(duì)在線淬火過程中界面熱交換的研究報(bào)道較少。因此,本文對(duì)鋁合金進(jìn)行噴射淬火試驗(yàn),重點(diǎn)研究了噴氣、噴水和噴霧3種淬火過程中,冷卻介質(zhì)的流量變化對(duì)淬火界面熱交換的影響規(guī)律,并對(duì)其機(jī)理進(jìn)行了深入分析。由于3種噴射淬火采用的噴射出口直徑不一致,為方便比較3種淬火過程中介質(zhì)流量的變化情況,統(tǒng)一采用單位時(shí)間噴射到單位面積試樣表面上的介質(zhì)流量,即以介質(zhì)在淬火試樣表面的流量密度qs(以下簡(jiǎn)稱流量密度)作為研究參數(shù),其單位為L(zhǎng)/(m2·s)。
3種淬火試驗(yàn)采用的裝置如圖1所示,包含淬火試樣、噴射系統(tǒng)和溫度采集系統(tǒng)。其中,淬火試樣采用6082鋁合金棒材,噴射系統(tǒng)根據(jù)噴射介質(zhì)的不同其內(nèi)部結(jié)構(gòu)有所差別。在噴水和噴霧淬火試驗(yàn)中,采用水箱、潛水泵、控制閥、流量計(jì)控制介質(zhì)流量;在噴氣淬火試驗(yàn)中,采用風(fēng)機(jī)和測(cè)速儀控制介質(zhì)流量。有關(guān)試樣具體尺寸、測(cè)溫點(diǎn)位置和噴射系統(tǒng)具體結(jié)構(gòu)的詳情請(qǐng)參考文獻(xiàn)[11-12]。試驗(yàn)時(shí),首先對(duì)試樣進(jìn)行加熱,待熱電偶溫度達(dá)到設(shè)定溫度后再保溫10 min左右。在加熱過程中,按照試驗(yàn)參數(shù)調(diào)試好噴射系統(tǒng)。然后,在盡可能短的時(shí)間內(nèi),將試樣從加熱爐移動(dòng)到設(shè)置好的淬火位置,開啟噴射系統(tǒng)進(jìn)行淬火,當(dāng)試樣溫度低于100 ℃時(shí)關(guān)閉噴射系統(tǒng)。3種淬火的主要試驗(yàn)參數(shù)如表1所示,所有試樣淬火起始溫度均約為520 ℃。由表1可知,淬火表面粗糙度(Ra)和冷卻介質(zhì)溫度(T0)均在較小的區(qū)間變動(dòng),對(duì)界面熱交換帶來的影響很小,因此本文后續(xù)討論中不考慮其影響。
圖1 淬火試驗(yàn)裝置圖Fig.1 Quenching experiment device
表1 主要試驗(yàn)參數(shù)
本試驗(yàn)條件下,由于試樣的獨(dú)特設(shè)計(jì),可將3種淬火介質(zhì)對(duì)其熱表面的冷卻過程近似看成一維傳熱,對(duì)淬火界面的熱流密度(q)和換熱系數(shù)(h)采用反傳熱法和牛頓冷卻定理求解。反傳熱法求解q的原理是將整個(gè)淬火過程等分為若干個(gè)時(shí)間片段,在每一個(gè)時(shí)間片段內(nèi),通過假設(shè)q的初值進(jìn)行迭代計(jì)算,當(dāng)計(jì)算誤差小于給定誤差后,輸出當(dāng)前時(shí)間片段內(nèi)的q,再計(jì)算下一個(gè)時(shí)間片段的q值,如此循環(huán)直至計(jì)算完所有時(shí)間片段內(nèi)的q值,即可得到熱流密度q隨時(shí)間變化的函數(shù)q(t),再由牛頓冷卻定理可得換熱系數(shù)h值隨時(shí)間變化的函數(shù)h(t),求解的詳細(xì)過程請(qǐng)參考文獻(xiàn)[13]。采用反傳熱法在求出q(t)的同時(shí),還可以求出淬火表面的溫度變化T(t),因此可以得到淬火界面的熱流密度和換熱系數(shù)隨表面溫度的變化曲線q(T)和h(T)。
圖2 噴水淬火試驗(yàn)中qs對(duì)q(t) (a)、q(T) (b)、h(T) (c)、T(t) (d)的影響Fig.2 Influence of qs on q(t) (a), q(T) (b), h(T) (c) and T(t) (d) during water jet quenching
不同流量密度條件下,噴水淬火界面熱流密度分別隨時(shí)間和表面溫度的變化曲線q(t)和q(T)、界面換熱系數(shù)隨表面溫度的變化曲線h(T)和淬火表面溫度隨時(shí)間的變化曲線T(t)如圖2所示。圖2中相關(guān)數(shù)據(jù)分析如表2所示。
由圖2(a,b)可知,隨時(shí)間增加和表面溫度的降低,淬火表面在不同的流量密度(qs)下,所有淬火界面的熱流密度q均先快速增大到臨界熱流密度qc,然后逐漸減小。由圖2(a,b)及表2可知,隨qs增大,q(t)、q(T)和qc不斷增大,qc對(duì)應(yīng)的表面溫度Tc基本上也呈增大趨勢(shì),獲得qc的時(shí)間tc則是不斷縮短的,但qc的增幅卻是不斷減小的。隨qs增大,qc的增幅不斷減小,這一現(xiàn)象可能與介質(zhì)的噴射速度有關(guān)。隨qs增大,噴射速度增大,介質(zhì)可以擊穿過渡沸騰階段淬火表面的蒸汽膜,增大與金屬熱表面的接觸面積,從而增大界面的熱交換率。但噴射速度增大,介質(zhì)的動(dòng)能也會(huì)增大,其撞擊熱表面后的反彈量也會(huì)增加,會(huì)縮短固液接觸時(shí)間,阻礙后續(xù)介質(zhì)到達(dá)熱表面,從而降低界面的熱交換率。當(dāng)qs很小時(shí),擊穿蒸汽膜帶來的換熱增大作用占主導(dǎo)地位,而反彈引起的換熱減弱作用很小,因此總體呈現(xiàn)出界面熱交換率的快速增長(zhǎng)。隨qs增大,兩個(gè)作用此消彼長(zhǎng),當(dāng)達(dá)到平衡時(shí),存在一個(gè)臨界qs使得qc達(dá)到最大值,再繼續(xù)增大qs,qc會(huì)出現(xiàn)下降的情況。由圖2(c)和表2可知,隨qs增大,h(T)和界面換熱系數(shù)的峰值hmax基本上也呈增大趨勢(shì),其中3號(hào)的hmax最大,為25 kW/(m2·K),且hmax對(duì)應(yīng)的表面溫度Th為109 ℃。由于介質(zhì)溫度在整個(gè)淬火過程是保持不變的,由牛頓冷卻定律可知,h只取決于q和淬火表面溫度T。隨qs增大,不僅核沸騰換熱增大,而且單相對(duì)流換熱也增大。由于T較低時(shí),試樣內(nèi)部的溫度仍然很高,因此單相對(duì)流換熱增大可以減緩q的下降速度,從而使得最大的hmax出現(xiàn)在很低的淬火表面溫度。
圖3 噴霧淬火試驗(yàn)中qs對(duì)q(t) (a)、q(T) (b)、h(T) (c)、T(t) (d)的影響Fig.3 Influence of qs on q(t) (a), q(T) (b), h(T) (c) and T(t) (d) during water spray quenching
由圖2(b,d)及表2可知,隨qs增大,淬火表面在過渡沸騰階段(對(duì)應(yīng)表面溫度520 ℃到Tc區(qū)間,St)的平均冷卻速率vt、核沸騰階段(對(duì)應(yīng)表面溫度125 ℃到Tc區(qū)間,Sn)的平均冷卻速率vn、整個(gè)淬火過程(對(duì)應(yīng)表面溫度520 ℃到125 ℃區(qū)間)的平均冷卻速率v均不斷增大,且從淬火開始到淬火表面溫度降低到125 ℃所耗時(shí)間tn隨qs增大是不斷縮短的。根據(jù)有關(guān)研究[14],6082鋁合金的淬火敏感溫度區(qū)間為225~445 ℃,推薦可達(dá)到其合金最大淬火硬度85%的淬火冷卻速率為10.2 ℃/s。由表2可知,隨qs增大,1號(hào)~4號(hào)試驗(yàn)的淬火敏感溫度區(qū)間平均冷卻速率vs不斷增大,且均遠(yuǎn)大于10.2 ℃/s。
不同流量密度條件下,噴霧淬火的q(t)和q(T)、h(T)和T(t)如圖3所示。圖3中相關(guān)數(shù)據(jù)分析如表3 所示。由圖3(a,b)可知,隨時(shí)間增加和表面溫度降低,所有q均先快速增大到qc,然后逐漸減小,且qs越大,q增大到qc的速度越快,而減小速度卻越慢,5號(hào)試驗(yàn)的q甚至在達(dá)到qc后出現(xiàn)一個(gè)平臺(tái)期和二次升高的現(xiàn)象,這可能與其qs偏小有關(guān)。從圖3(d)和表3可以看出,6號(hào)、7號(hào)、8號(hào)試驗(yàn)的vn均不到其自身vt的一半,且6號(hào)、7號(hào)、8號(hào)試驗(yàn)的vt是5號(hào)試驗(yàn)vt的2倍以上,這說明由于qs較小,5號(hào)試驗(yàn)在過渡沸騰階段淬火表面的熱交換量明顯偏低,而核沸騰階段的界面熱交換量占整個(gè)淬火階段的熱交換總量明顯偏高,從而導(dǎo)致q在達(dá)到第一個(gè)峰值后幾乎沒有降低,直至出現(xiàn)第二個(gè)峰值。由圖3(a,b)及表3可知,隨qs增大,qc不斷增大,但qc的增幅是不斷減小的,對(duì)應(yīng)時(shí)間tc是不斷縮短的,對(duì)應(yīng)的表面溫度Tc在244~282 ℃之間波動(dòng)。由圖3(c)可知,隨表面溫度降低,5號(hào)~8號(hào)試驗(yàn)的h(T)都近似呈線性增大,在324 ℃以上,qs增大對(duì)其影響的規(guī)律性不明顯;在125~324 ℃之間,h(T)隨qs增大而增大。由圖3(b,d)及表3可知,隨qs增大,淬火表面的vt、vn、v均不斷增大,而淬火敏感溫度區(qū)間平均冷卻速率vs則是先增大后減小,且均遠(yuǎn)大于推薦的淬火冷卻速率。
表3 圖3的數(shù)據(jù)分析列表
圖4 噴氣淬火試驗(yàn)中qs對(duì)q(t) (a)、q(T) (b)、h(T) (c)、T(t) (d)的影響Fig.4 Influence of qs on q(t) (a), q(T) (b), h(T) (c) and T(t) (d) during high speed air quenching
不同流量密度條件下,噴氣淬火的q(t)和q(T)、h(T)和T(t)如圖4所示。圖4中相關(guān)數(shù)據(jù)分析如表4 所示。由圖4(a,b)可知,隨時(shí)間增加和表面溫度降低,所有q均先快速增大到臨界值,再緩慢的近乎呈線性降低。由圖4(a,b)和表4可知,隨qs增大,q和qc先增大后減小,對(duì)應(yīng)的表面溫度Tc不斷降低,對(duì)應(yīng)的時(shí)間tc則是先減小后增大。隨qs增大,qc之所以會(huì)先增大后減小的原因在于,qs增大對(duì)界面換熱的增強(qiáng)效果是有上限的。增大qs,既可以增加介質(zhì)總量,增大界面熱交換率,也會(huì)提高介質(zhì)速度導(dǎo)致介質(zhì)與金屬熱表面接觸時(shí)間縮短,降低界面熱交換率。由此可見,在介質(zhì)總量增加和接觸時(shí)間縮短兩種因素的共同作用下,必然存在一個(gè)平衡點(diǎn),即臨界qs,例如圖4試驗(yàn)條件下,qs臨界值應(yīng)介于30 000~40 000 L/(m2·s)之間。當(dāng)qs小于臨界值時(shí),介質(zhì)總量增加產(chǎn)生的界面熱交換增強(qiáng)效應(yīng)起主導(dǎo)作用,qc隨qs增大而增大;當(dāng)qs大于臨界值時(shí),介質(zhì)與金屬熱表面接觸時(shí)間縮短所引起的界面熱交換削弱效應(yīng)占主導(dǎo)地位,qc隨qs增大而減小。另外,qs越大,介質(zhì)速度越大,其撞擊淬火表面后反彈量就越大,與后續(xù)介質(zhì)發(fā)生碰撞的可能性越大,使得實(shí)際到達(dá)淬火表面的介質(zhì)總量越少,不利于界面熱交換,且噴氣角度越接近于垂直,反彈量就越大,不利影響就越大。由圖4(c)可知,qs對(duì)h(T)曲線的形狀沒有影響,當(dāng)T高于390 ℃時(shí),9號(hào)~12號(hào)的h隨表面溫度降低均快速增大到峰值,當(dāng)T低于390 ℃后,h基本處于一個(gè)峰值平臺(tái)期,且隨qs增大,h先增大后減小。由圖4(d)可知,隨qs增大,淬火表面溫度T也是先增大后減小。
表4 圖4的數(shù)據(jù)分析列表
根據(jù)3.3節(jié)的分析,在噴氣淬火試驗(yàn)中,隨qs增大,q和qc是先增大后減小的,即存在一個(gè)臨界qs。根據(jù)3.1~3.2節(jié)的分析,在噴霧和噴水淬火試驗(yàn)中,隨qs增大,表征界面熱交換的q和qc均不斷增大,但增大的幅度是在逐漸減小的,由此可以推斷,qs其實(shí)也存在一個(gè)臨界值,只是本文試驗(yàn)中的qs均小于該臨界值。從機(jī)理上來說,增大qs對(duì)界面熱交換會(huì)產(chǎn)生正負(fù)兩個(gè)不同的效應(yīng):增大接觸面積或增大冷卻介質(zhì)總量產(chǎn)生的換熱增強(qiáng)效應(yīng)(簡(jiǎn)稱正效應(yīng)),縮短接觸時(shí)間和介質(zhì)撞擊熱表面后反彈所產(chǎn)生的換熱減弱效應(yīng)(簡(jiǎn)稱負(fù)效應(yīng))。對(duì)于以相變吸熱為主的噴水和噴霧淬火,當(dāng)qs很小時(shí),被噴射到熱表面的介質(zhì)相對(duì)稀疏,增大qs能使更多的冷卻介質(zhì)與熱表面接觸,以正效應(yīng)為主,故隨qs增大界面熱交換率不斷提高;當(dāng)qs超過臨界值,淬火表面已基本被冷卻介質(zhì)覆蓋,再繼續(xù)增大qs,不但不能增大換熱接觸面積,反而會(huì)因介質(zhì)速度過快而減少其在熱表面的停留時(shí)間,降低相變吸熱的發(fā)生率,導(dǎo)致界面熱交換率下降。對(duì)于噴氣淬火,界面以對(duì)流換熱為主,不存在相變換熱,當(dāng)qs很小時(shí),增大qs使氣體總量增加,產(chǎn)生的正效應(yīng)起主導(dǎo)作用,隨qs增大q不斷增大;當(dāng)qs大于臨界值時(shí),氣體速度過快使得其與熱表面接觸時(shí)間縮短,同時(shí)大幅增加回彈量,且噴射角度越接近90°回彈量越大,隨qs增大q不斷減小。
為進(jìn)一步分析qs對(duì)3類淬火界面熱交換率影響,將圖2~圖4的相關(guān)分析數(shù)據(jù)匯總列于表5。其中,對(duì)于噴氣淬火,v為200~520 ℃淬火表面的平均冷卻速率,vt和vn分別對(duì)應(yīng)Tc~520 ℃溫度區(qū)間、200 ℃~Tc溫度區(qū)間的淬火表面平均冷卻速率,Qmax(qc/qs)是qc時(shí)單位體積冷卻介質(zhì)的吸熱量,也即淬火過程中單位體積冷卻介質(zhì)的最大吸熱量,ΔQmax/Qmax為隨qs增大,單位冷卻介質(zhì)最大吸熱量衰減的比例。由表5可知,由于比熱容和形態(tài)不同,不同淬火介質(zhì)的Qmax相差較大,其中噴氣淬火Qmax最小,噴水淬火Qmax比前者大3個(gè)數(shù)量級(jí),噴霧淬火Qmax比噴氣淬火的大4個(gè)數(shù)量級(jí)。由表5也可知,淬火介質(zhì)相同時(shí),qs越大,Qmax越小。例如噴水淬火中4號(hào)的qs是1號(hào)的2.3倍,其Qmax卻只有1號(hào)的56.9%;噴氣淬火中11號(hào)的qs是9號(hào)的3倍,其Qmax卻只有9號(hào)的48.5%;噴霧淬火中8號(hào)的qs是5號(hào)的5.5倍,其Qmax卻只有5號(hào)的26%。這種現(xiàn)象與之前的分析是相符的,因?yàn)閝s增大會(huì)縮短介質(zhì)與熱表面接觸時(shí)間,必然會(huì)降低介質(zhì)的Qmax。由表5還可知,淬火介質(zhì)相同時(shí),qs在其臨界值范圍內(nèi)增大,v、vt、vn均不斷增大。在噴水淬火中,qs增大到原來的2.3倍時(shí),v、vt、vn分別增大到原來的3.1、2.3、4.2倍;在噴霧淬火中,qs增大到原來的5.5倍時(shí),v、vt、vn分別增大到原來的2.2、3、1.6倍;在噴氣淬火中,qs增大到原來的3倍時(shí),v、vt、vn分別增大到原來的1.6、1.7、1.6倍。由此可見,增大qs對(duì)提升噴水淬火各階段淬火表面的平均冷卻速率效果最顯著,噴氣次之,噴霧最差。
表5 qs對(duì)淬火界面熱交換率的影響
1) 在噴水淬火中,隨淬火表面介質(zhì)流量密度qs增大,界面的熱流密度 (q)、臨界熱流密度 (qc)和傳熱系數(shù) (h)均不斷增大,淬火表面在過渡沸騰階段的平均冷卻速率vt、核沸騰階段的平均冷卻速率vn、整個(gè)淬火過程的平均冷卻速率v、淬火敏感溫度區(qū)間平均冷卻速率vs均不斷增大,且vs值均大大超過推薦的合金淬火冷卻速率。
2) 在噴霧淬火中,隨qs增大,qc不斷增大,淬火表面的vt、vn、v均不斷增大,vs則是先增大后減小,且均遠(yuǎn)大于推薦的合金淬火冷卻速率。
3) 在噴氣淬火中,隨qs增大,q和qc均呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢(shì)。
4) 增大qs對(duì)噴射淬火界面熱交換率會(huì)產(chǎn)生正負(fù)兩個(gè)相反的效應(yīng),兩種效應(yīng)平衡時(shí)對(duì)應(yīng)存在一個(gè)臨界qs,此時(shí)臨界熱流密度qc取得最大值。
5) 噴霧淬火的單位體積冷卻介質(zhì)的最大吸熱量Qmax最高;淬火介質(zhì)相同時(shí),Qmax隨qs增大而減?。辉龃髊s對(duì)提高噴水淬火表面冷卻效率最有利。