梁 寧

隨著現(xiàn)代科學(xué)技術(shù)的發(fā)展，對(duì)機(jī)械零件的性能和可靠性的要求越來(lái)越高。在材料成分特性一定的情況下，金屬零件的熱加工過(guò)程決定內(nèi)部性能。熱處理是熱加工的最后一道工序，決定著金屬零件的最終性能。

金屬材料的熱處理冷卻是一個(gè)極其復(fù)雜的過(guò)程，涉及到金屬學(xué)、熱處理原理、傳熱學(xué)、彈塑性力學(xué)等學(xué)科內(nèi)容[1]。在淬火過(guò)程中，由于介質(zhì)流速不均導(dǎo)致工件表面換熱不均勻而影響工件內(nèi)部瞬態(tài)溫度場(chǎng)及組織轉(zhuǎn)變不同，導(dǎo)致內(nèi)部殘余應(yīng)力等現(xiàn)象，嚴(yán)重的會(huì)在內(nèi)部出現(xiàn)裂紋等缺陷[2、3]。以往這方面的研究只能通過(guò)小試樣類比實(shí)驗(yàn)方法推測(cè)淬火過(guò)程中檢測(cè)點(diǎn)的溫度場(chǎng)和流速情況，但因?yàn)槲锢碓囼?yàn)的不確定因素多，金屬工件溫度高，測(cè)量困難，而且由于實(shí)驗(yàn)只停留在表面測(cè)量階段。因此，目前的淬火工藝分析大多依靠工程經(jīng)驗(yàn)和定性分析。

二十世紀(jì)七十年代以來(lái)，隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的飛速發(fā)展，計(jì)算機(jī)仿真技術(shù)與多學(xué)科的交互滲透為解決各行各業(yè)的傳統(tǒng)遺留問(wèn)題提供了新思路。淬火過(guò)程的計(jì)算機(jī)仿真將溫度場(chǎng)和流場(chǎng)等進(jìn)行耦合計(jì)算。在淬火過(guò)程中，淬火烈度（H） 對(duì)工件的淬火結(jié)果影響很大，它是淬火介質(zhì)的固有屬性，只取決于淬火槽內(nèi)介質(zhì)的流速和方向，不受零件尺寸和材料屬性的影響。淬火過(guò)程中工件表面介質(zhì)的流速是影響其換熱系數(shù)的重要因素，隨著介質(zhì)流速的提高，工件的冷卻速率和表面換熱系數(shù)也相應(yīng)得到提高[4]。因此，淬火能力的提升不僅僅取決于淬火介質(zhì)，提升整個(gè)淬火槽的循環(huán)冷卻系統(tǒng)是更加行之有效的途徑。

淬火水槽是進(jìn)行熱處理的重要設(shè)備，伴隨著現(xiàn)代熱處理技術(shù)的不斷發(fā)展及目前行業(yè)內(nèi)嚴(yán)格的熱處理質(zhì)量、安全和環(huán)保要求，淬火水槽也逐漸朝多功能和自動(dòng)化方向發(fā)展。優(yōu)質(zhì)的淬火水槽不但要求內(nèi)部介質(zhì)具有足夠的流動(dòng)速度，達(dá)到所需要的冷卻能力，還要保證工件表面各處介質(zhì)的流速均勻，避免由于淬火不均導(dǎo)致的工件畸變和開(kāi)裂。由于淬火介質(zhì)處于湍流狀態(tài)，并且水槽內(nèi)部難以設(shè)置測(cè)量點(diǎn)，對(duì)淬火過(guò)程的研究造成很大困難。目前通常采用數(shù)值模擬手段來(lái)分析淬火水槽內(nèi)部流場(chǎng)的分布情況，探索對(duì)工件淬火質(zhì)量的影響因素，對(duì)指導(dǎo)淬火水槽設(shè)計(jì)、保證工件淬火質(zhì)量，以及實(shí)現(xiàn)智能化淬火工藝具有非常重要的意義。

本文以某閉式方形淬火槽為研究對(duì)象，該淬火槽底部安裝有8 臺(tái)不同規(guī)格的攪拌器，采用內(nèi)部循環(huán)水冷卻模式。針對(duì)該模型首先對(duì)淬火水槽進(jìn)行三維建模，隨后將三維模型導(dǎo)入進(jìn)行預(yù)處理和三維網(wǎng)格劃分，再利用流體力學(xué)計(jì)算軟件Fluent 對(duì)處理好的模型文件進(jìn)行仿真計(jì)算，最后將仿真結(jié)果文件導(dǎo)入到后處理軟件中，對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行可視化分析，提取淬火區(qū)域內(nèi)部的流場(chǎng)分布情況。

1 淬火水槽內(nèi)部流場(chǎng)仿真

1.1 淬火水槽建模

該閉式方形淬火水槽長(zhǎng)14.31 m，寬9.4 m，高4.08 m，水槽有效容積309 m3。該水槽采用內(nèi)循環(huán)冷卻形式，水槽內(nèi)布置有內(nèi)部循環(huán)管路和一臺(tái)排量為300 m3/s 的水泵，用于將工件近端熱水與遠(yuǎn)端冷水循環(huán)。底部安裝有三種規(guī)格的攪拌器共8 臺(tái)，分別為5 臺(tái)4 kW 攪拌器，5 臺(tái)7.5 kW 攪拌器和1 臺(tái)11 kW 攪拌器，負(fù)責(zé)給水槽內(nèi)介質(zhì)流動(dòng)提供動(dòng)力。水槽底部有一根注水管路，水槽兩側(cè)分別布置有溢流槽和溢流管路，分別利用2 臺(tái)50 m3/s 的溢流泵和2 臺(tái)300 m3/s 的溢流泵實(shí)現(xiàn)溢流功能（見(jiàn)圖1）。

圖1 淬火水槽三維模型

本文以長(zhǎng)軸類大鍛件為例進(jìn)行仿真分析。據(jù)反應(yīng)在實(shí)際生產(chǎn)中存在水流流動(dòng)緩慢，流速不均勻，槽內(nèi)循環(huán)不能滿足冷卻需求等問(wèn)題，不能滿足大型軸類鍛件的淬火工藝需求。

1.2 淬火水槽流場(chǎng)仿真

筆者將上述三維模型導(dǎo)入到前處理軟件中進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用的網(wǎng)格類型為T(mén)Grid 和Cooper 類型，網(wǎng)格元素為T(mén)et/Hybrid。為了提高計(jì)算速度，在不影響計(jì)算精度的前提下，采取分段式網(wǎng)格劃分方法，在有效淬火區(qū)域內(nèi)進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，總計(jì)得到網(wǎng)格474 萬(wàn)個(gè)（見(jiàn)圖2）。

圖2 水槽網(wǎng)格截面

將前處理好的網(wǎng)格文件導(dǎo)入到Fluent 中進(jìn)行流場(chǎng)仿真計(jì)算，設(shè)定穩(wěn)態(tài)計(jì)算，求解器采用工程上常用的K-epsilon（2-eqn）。預(yù)設(shè)水槽中已內(nèi)充滿淬火介質(zhì)（見(jiàn)表1）。

表1 淬火介質(zhì)物性參數(shù)表

分別對(duì)不同規(guī)格的攪拌器參數(shù)進(jìn)行設(shè)定，筆者給出仿真過(guò)程的設(shè)定參數(shù)（見(jiàn)表2）。

表2 淬火槽攪拌器參數(shù)表

1.3 模擬結(jié)果分析

提取仿真結(jié)果文件中各個(gè)管路出口處的流量和流速，與理論值對(duì)比（見(jiàn)表3）?？梢钥闯鲈撃Ｐ偷姆抡娼Y(jié)果與理論偏差不大，具有較強(qiáng)的指導(dǎo)性。

表3 各出口模擬值與理論值對(duì)比表

選取淬火槽中界面A 作為典型界面來(lái)分析工件附近的流場(chǎng)情況（見(jiàn)圖3），得到截面工件附近的速度云圖（見(jiàn)圖4）、速度場(chǎng)云圖（見(jiàn)圖5） 和淬火工件各表面換熱系數(shù)云圖（見(jiàn)圖6）。

圖3 截面A 的位置

圖4 A 截面的速度云圖

圖5 水槽內(nèi)介質(zhì)速度場(chǎng)云圖

圖6 淬火工件表面換熱系數(shù)云圖

由速度云圖可以看出，由于工件下方的攪拌器是整個(gè)淬火槽的主要?jiǎng)恿?lái)源，工件下方直接與攪拌器出口接觸的區(qū)域流速最快，平均速度可以達(dá)到1.1 m/s，而其他三個(gè)表面的平均流速卻只有0.25 m/s。因?yàn)楣ぜ戏經(jīng)]有動(dòng)力源，導(dǎo)致工件上方出現(xiàn)局部渦流現(xiàn)象，由于上方淬火介質(zhì)不流通，不能完成冷熱水的快速交換，該淬火槽內(nèi)的淬火介質(zhì)沒(méi)有得到充分利用，只有少部分介質(zhì)參與淬火過(guò)程，能源利用率低。

淬火工件表面冷卻介質(zhì)流速不均勻?qū)е缕浔砻鎿Q熱系數(shù)不同，最終導(dǎo)致工件達(dá)不到工藝要求。從淬火工件表面換熱系數(shù)云圖可以看出，由于不規(guī)則軸類鍛件中部為矩形，阻礙下方介質(zhì)流動(dòng)，工件中間部分的表面換系數(shù)嚴(yán)重不均，工件兩側(cè)和頂面的表面換熱系數(shù)遠(yuǎn)小于底面。該工件表面平均換熱系數(shù)為10 783.02 W/（m2·K）?？紤]采取優(yōu)化措施，提高工件兩側(cè)面和上面的表面流速，進(jìn)而提高表面換熱系數(shù)，以滿足工藝需求。

2 改造淬火水槽內(nèi)部流場(chǎng)仿真

2.1 淬火水槽結(jié)構(gòu)改造

通過(guò)仿真分析，考慮到淬火工件兩側(cè)和上表面沒(méi)有足夠的動(dòng)力源來(lái)驅(qū)動(dòng)淬火介質(zhì)的流動(dòng)，在該淬火水槽的基礎(chǔ)上，筆者借鑒Jared C. Alexander[5]為埃爾伍德集團(tuán)研發(fā)的一種新型淬火系統(tǒng)的布置結(jié)構(gòu)（見(jiàn)圖7），對(duì)該淬火水槽進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化改造。

圖7 Jared C.Alexander 的淬火系統(tǒng)方案

改造后的水槽模型（見(jiàn)圖8） 在工件左右兩側(cè)各增加6 根循環(huán)水管路，初選管道泵排量為1 400 m3/h。在工件上方新增6 臺(tái)攪拌器，為工件上方淬火介質(zhì)的流動(dòng)提供動(dòng)力源。

圖8 改造后的水槽模型

2.2 改造淬火水槽流場(chǎng)仿真

將建好的改造水槽模型導(dǎo)入前處理軟件Gambit 中進(jìn)行網(wǎng)格劃分。為了提高計(jì)算效率，在不影響計(jì)算精度的前提下，對(duì)網(wǎng)格進(jìn)一步優(yōu)化，減少工件遠(yuǎn)端的網(wǎng)格密度，最終網(wǎng)格數(shù)量為225 萬(wàn)。

改造后的淬火水槽模型，可根據(jù)淬火工件的具體尺寸調(diào)整新增循環(huán)管路和新增攪拌器的開(kāi)啟情況。針對(duì)典型長(zhǎng)軸類大鍛件，筆者將所有攪拌器和管道泵都投入使用，仿真分析改造淬火水槽的最大冷卻能力。

改造后，工件四周的表面流速得到很大提升（見(jiàn)圖9），解決工件頂部的局部渦流現(xiàn)象。分區(qū)域提取工件各表面冷卻介質(zhì)的平均流速數(shù)據(jù)，得到上表面為1.03 m/s，下表面為1.6 m/s，左表面為2.25 m/s，右表面為1.19 m/s。

圖9 改造淬火水槽截面A 的速度云圖

由工件表面換熱系數(shù)云圖（見(jiàn)圖10） 可以看出，由于5 個(gè)大功率攪拌器直接作用在工件底面，底面的表面換熱系數(shù)相對(duì)較高，其余三個(gè)面的換熱系數(shù)較為均勻。整個(gè)工件的表面換熱系數(shù)為17 386.82 W/（m2·K）。

圖10 淬火工件表面換熱系數(shù)云圖

3 仿真結(jié)果對(duì)比分析

筆者對(duì)比改造前后淬火槽的表面速度云圖和表面換熱系數(shù)云圖，列出兩者的對(duì)比數(shù)據(jù)（見(jiàn)表4～表5）。

表4 改造前后淬火工件表面流速對(duì)比表

表5 改造前后淬火工件表面平均換熱系數(shù)對(duì)比表

分析可知，改造后，工件上表面流速提高312%，工件上表面的淬火狀態(tài)明顯改善；工件下表面的攪拌器型號(hào)沒(méi)有調(diào)整，在各噴口的綜合作用下，下表面的流速增大了68.4%；淬火工件兩個(gè)側(cè)面的表面流速分別增加了286%和233%?？梢?jiàn)，在水槽中增設(shè)循環(huán)管路不僅增大淬火工件側(cè)面的表面流速，還給整個(gè)水槽內(nèi)部的冷熱水循環(huán)提供了動(dòng)力和路徑，提升了整個(gè)水槽的淬火能力。

對(duì)比改造前后淬火工件表面的換熱系數(shù)云圖，可以明顯看出，改造前淬火工件底面的換熱系數(shù)大于其他三個(gè)表面，不能滿足淬火工藝要求，淬火過(guò)程中容易因?yàn)楣ぜ髅胬鋮s不均而產(chǎn)生內(nèi)部缺陷。水槽改造后，淬火工件各表面換熱系數(shù)滿足淬火工藝要求，且改造后工件表面平均換熱系數(shù)較改造前提高59.7%，提高了淬火效率。

4 工件托盤(pán)結(jié)構(gòu)優(yōu)化

淬火槽內(nèi)安裝有金屬托盤(pán)，該托盤(pán)有兩個(gè)作用，一是固定淬火工件在淬火槽內(nèi)的位置；二是可以將淬火工件架空，保證工件底面與淬火介質(zhì)接觸良好。筆者對(duì)該金屬托盤(pán)重新設(shè)計(jì)（見(jiàn)圖11），在保證結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的前提下，盡可能減小托盤(pán)結(jié)構(gòu)對(duì)淬火效果的影響。

圖11 工件托盤(pán)

上圖中圓形區(qū)域?yàn)榇慊鸩鄣撞繑嚢杵骱凸ぜ斜P(pán)的相對(duì)位置。托盤(pán)在攪拌器的對(duì)應(yīng)位置開(kāi)孔，排除托盤(pán)結(jié)構(gòu)對(duì)攪拌器的阻礙，同時(shí)，對(duì)托盤(pán)中間部位的加強(qiáng)筋加粗，以保證整個(gè)托盤(pán)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度（見(jiàn)圖12）。

圖12 工件托盤(pán)仿真流線效果圖

分別提取托盤(pán)改造前后淬火工件的平均表面換熱系數(shù)（見(jiàn)表6）。

表6 托盤(pán)改造前后工件表面平均換熱系數(shù)仿真數(shù)據(jù)對(duì)比表

可以看出，托盤(pán)改造后，消除了原托盤(pán)結(jié)構(gòu)對(duì)攪拌器出口流線的阻礙，改善了淬火槽的淬火效果，提升了冷卻能力，改造后工件平均表面換熱系數(shù)增大了12%，優(yōu)化效果明顯。

5 結(jié) 語(yǔ)

內(nèi)循環(huán)系統(tǒng)對(duì)于優(yōu)化淬火槽內(nèi)部流場(chǎng)分布和提升淬火效率至關(guān)重要。在淬火槽內(nèi)部增設(shè)攪拌器不但加快淬火介質(zhì)的冷熱循環(huán)，而且消除淬火槽內(nèi)的局部渦流死區(qū)，增大工件表面的化熱系數(shù)，提升淬火效率。

改造后，工件外表面淬火介質(zhì)的流速達(dá)到1.0～2.25 m/s，滿足大鍛件的淬火工藝需求。

本文對(duì)某淬火水槽進(jìn)行仿真，并對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，對(duì)淬火工藝和水槽本體結(jié)構(gòu)優(yōu)化具有一定的指導(dǎo)意義，為類似問(wèn)題提供研究思路。