聯(lián)合井式機(jī)組淬火槽循環(huán)系統(tǒng)的數(shù)值模擬與優(yōu)化設(shè)計

王凱軍，閆少波，魯玉梅，周 彤，張 焱，李賢君

(1.太原重工鑄鍛件分公司,山西 太原 030024； 2.西安航天動力機(jī)械有限公司，陜西 西安 710025；3.北京機(jī)電研究所有限公司，北京 100083)

薄壁筒形件被廣泛應(yīng)用于航空航天、國防軍工、交通運(yùn)輸和化工等領(lǐng)域[1]中 。作為上述領(lǐng)域中重大工程項目的關(guān)鍵零部件，需對其進(jìn)行熱處理以確保薄壁筒形件的綜合力學(xué)性能(如屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、延伸率、沖擊韌性和硬度等)達(dá)到設(shè)計和使用的要求，其中淬火是熱處理過程中的關(guān)鍵工序之一[2]。

本文研究的薄壁筒形件采用北京機(jī)電研究所研制的聯(lián)合井式爐組進(jìn)行調(diào)質(zhì)熱處理，主要對聯(lián)合井式爐組中的淬火油槽進(jìn)行優(yōu)化分析。淬火油槽主要由槽體、升降平移機(jī)構(gòu)、循環(huán)攪拌系統(tǒng)和控制系統(tǒng)等組成。其中循環(huán)攪拌系統(tǒng)是淬火槽的核心，直接關(guān)系到薄壁筒形件的淬火效果。良好的循環(huán)攪拌可及時消除薄壁筒形件表面的蒸汽膜，使筒形件與淬火介質(zhì)進(jìn)行快速熱交換，避免其產(chǎn)生軟點(diǎn)現(xiàn)象[3-5]。然而在使用過程中發(fā)現(xiàn)，薄壁筒形件的底部位置存在較難淬透、硬度不達(dá)標(biāo)等諸多問題。因此，對該淬火槽循環(huán)攪拌系統(tǒng)展開研究以解決該問題。

運(yùn)用流固耦合的模擬方法，對不同攪拌系統(tǒng)中淬火介質(zhì)的流場進(jìn)行系統(tǒng)研究，以獲得較為理想的攪拌方案。實(shí)踐表明：采用優(yōu)化后的攪拌系統(tǒng)，能確保筒形件的底部淬透且其性能指標(biāo)滿足設(shè)計要求，從而取得良好的效果。

1 模型與前處理

超高強(qiáng)鋼材質(zhì)的薄壁筒形件三維模型如圖1(a)所示，工件外徑為φ2100 mm、壁厚為8～10 mm和高度為8000 mm，其下端設(shè)有內(nèi)徑為φ1200、外徑為φ2000 mm和厚度為80 mm的法蘭。調(diào)質(zhì)所采用的淬火槽的三維模型如圖1(b)所示，淬火槽內(nèi)徑為φ5000 mm、深度為12000 mm。采用浸液式的淬火方式，淬火時筒形件全部沒入淬火油中，且保持工件底部距離油槽底部約2100 mm。

(a)筒形件；(b)淬火槽圖1 三維模型 (a)thin-walled cylindrical parts；(b)quenching tankFig.1 Three-dimensional model

初始淬火槽的循環(huán)攪拌系統(tǒng)為：筒形件周圍布置八層環(huán)管，環(huán)管沿圓周均勻布置直徑φ20 mm噴管。為滿足筒形件精密協(xié)同調(diào)控淬火的要求，各層環(huán)管噴出淬火油的壓力和流量可分別進(jìn)行柔性調(diào)節(jié)。淬火油從淬火槽底部吸入后送入環(huán)管，并將淬火油從環(huán)管打入淬火槽，實(shí)現(xiàn)淬火油在淬火槽中的內(nèi)循環(huán)。在淬火槽的底部設(shè)有一根直管的氮?dú)鈹嚢韫苈?，如圖1(b)中箭頭所示。在筒形件淬火過程中，氮?dú)鈹嚢韫苈分型ㄈ胍欢康牡獨(dú)?，提高底部淬火油的流速，從而提高淬火油的淬火烈度?/p>

根據(jù)實(shí)際淬火工況，在流固耦合數(shù)值建模時，將淬火油路環(huán)管噴管與氮?dú)鈬姽茉O(shè)置為速度入口，且淬火槽壁采用壁面邊界條件。采用連續(xù)性方式和動量方程描述淬火介質(zhì)流動過程；采用標(biāo)準(zhǔn)的 k-ε湍流模型表征淬火油在淬火槽中的流動狀態(tài)。將流固耦合模擬分析中的Volume fraction參數(shù)設(shè)置為1e-6，使用二階迎風(fēng)PISO算法下的VOF顯式模型進(jìn)行瞬態(tài)計算[6]。

2 計算結(jié)果與分析

2.1 初始方案淬火槽流場模擬分析

在初始方案下，淬火油槽內(nèi)不同時間對應(yīng)的液-氣兩相分布云圖如圖2所示，其中藍(lán)色部分為淬火油，紅色部分為氮?dú)?。由此可見，氮?dú)鈴墓苈穱姵龊蟛⒉幌蛏线\(yùn)動而是停留在噴口附近，直至氮?dú)饩奂纬梢欢w積的氣泡后才脫離噴口表面，然后在浮力的作用下聚集成一定體積大小的氮?dú)鈿馀菹蛏线\(yùn)動。在氮?dú)鈿馀菹蛏线\(yùn)動的過程中，氣泡沒有發(fā)生破碎，這與淬火油粘度較大、氮?dú)馀荼砻鎻埩^大有關(guān)。且形成的氮?dú)馀葜苯訌耐残渭撞糠ㄌm的中心孔直接穿過，未直接作用在筒形件的底部法蘭上，即氮?dú)馀輰Ψㄌm處的淬火烈度未起作用。

(a)0.1 s；(b)0.3 s；(c)0.7 s；(d)1 s圖2 初始方案不同時間淬火槽中液-氣兩相分布云圖Fig.2 Liquid-gas distribution cloud diagram with different time in quenching tank by initial plan

圖3為初始淬火油槽的介質(zhì)流場分布。由圖3(a)可知，油槽內(nèi)淬火介質(zhì)平均流速約為0.9 m/s，在噴口附近流速約為1.5 m/s，且筒形件側(cè)壁的流速相對較高而底部法蘭處介質(zhì)流速較小。由圖3(b)可知，氮?dú)饬骶€幾乎均繞過筒形件底部的法蘭進(jìn)行流動，故對筒形件底部淬火介質(zhì)的攪動作用很小，而油路噴管因傾角向上，導(dǎo)致淬火油主要向上流動，對底部也不起作用，最終使得在筒形件的法蘭處(如圖中方框)形成淬火盲區(qū)。其原因在于：1)氮?dú)鈹嚢韫苈穱娍谖恢闷摺娍诘獨(dú)鈿馀菪纬珊?，受浮力的作用直接向上運(yùn)動，無法及時散開，難以作用到筒形件底面；2)氮?dú)夤苈穱娍谥睆竭^大。由于氮?dú)鈿馀荼砻鎻埩^大，使得氮?dú)饩源篌w積氣泡形式存在，這不利于油槽介質(zhì)的整體攪拌。

(a)流場速度云圖；(b)流場流線圖圖3 初始方案油槽流場分布(a) flow field cloud diagram；(b)flow field streamline diagramFig.3 Flow field distribution in quenching tank with initial plan

綜上所述，初始循環(huán)攪拌系統(tǒng)對筒形件側(cè)部有效淬火區(qū)的介質(zhì)具有良好攪拌能力，但是對筒形件底部位置淬火介質(zhì)的攪動卻很小，無法使該位置的流體形成紊流，故而使得筒形件的淬火烈度不足，這就是導(dǎo)致筒形件底部法蘭處難淬透的主要原因。

2.2 優(yōu)化方案與模擬結(jié)果分析

根據(jù)上述分析，對淬火油槽的氮?dú)鈹嚢韫苈返膰娍谖恢门c結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，優(yōu)化方案為：1)將氮?dú)鈹嚢韫苈返膰娍诟叨冗m當(dāng)降低；2)將原來的大噴口結(jié)構(gòu)改為底部環(huán)管小噴口結(jié)構(gòu)，環(huán)管為2圈。在底部環(huán)管處設(shè)有多個小直徑噴管以提高淬火油槽攪拌烈度和改善其攪拌均勻性。優(yōu)化后氮?dú)鈹嚢韫苈返娜S模型如圖4(a)所示，優(yōu)化后淬火油槽三維模型如圖4(b)所示。

(a)氮?dú)鈹嚢柘到y(tǒng)；(b)淬火槽圖4 優(yōu)化方案三維模型(a) nitrogen stirring system；(b) quenching tankFig.4 Three-dimensional model after optimization

優(yōu)化方案后淬火油槽內(nèi)不同時間對應(yīng)的液-氣兩相分布云圖如圖5所示，其中黑色部分為淬火油，氣泡為氮?dú)?。由此可知，在?yōu)化方案下，氮?dú)鈴亩鄠€噴口以小氣泡的形式噴出，不同噴口噴出的氮?dú)馀菰谙蛏线\(yùn)動過程中不斷發(fā)生碰撞與融合，使得氮?dú)鈿馀菰谙蛏线\(yùn)動的同時向不同方向進(jìn)行擴(kuò)散，尤其是向淬火槽的圓周方向擴(kuò)散。此時，淬火介質(zhì)在筒形件的底部(即法蘭位置處)為氣液共存的流動狀態(tài)。

(a)0.1 s;(b)0.3 s;(c)0.7 s;(d)1 s圖5 優(yōu)化方案不同時間淬火槽中液-氣兩相分布云圖 Fig.5 Liquid-gas distribution cloud diagram with different time in quenching tank by optimization plan

圖6為優(yōu)化方案后油槽流場分布。由圖6(a)可知，與初始方案相比，優(yōu)化方案淬火槽內(nèi)淬火后的平均流速增大至約1.2 m/s。由于大量氮?dú)鈿馀萜扑椤⑷诤吓c攪動，使得筒形件底部法蘭位置處的淬火介質(zhì)形成紊流狀態(tài)。且在氮?dú)鈿馀莸淖饔孟?，從油路噴管噴出淬火油的方向由初始方案的單一方向噴射轉(zhuǎn)變?yōu)槎喾较騽討B(tài)擺動，進(jìn)一步提高了淬火油槽的攪拌烈度。圖6(b)為優(yōu)化后油槽攪拌的實(shí)際情況，氮?dú)鈹嚢韫苈房稍谟筒蹆?nèi)形成大量氣泡，從而產(chǎn)生較強(qiáng)烈度地攪拌，有利用改善筒形件的淬火效果。

(a)流場速度云圖；(b)實(shí)際效果圖6 優(yōu)化方案后槽流場分布(a) flow field cloud diagram ;(b) actual effectFig.6 Flow field distribution in quenching tank with optimization plan

經(jīng)過一年的生產(chǎn)實(shí)踐表明：薄壁筒形件經(jīng)優(yōu)化淬火油槽處理后，在其底部位置的淬透性方面取得較佳的效果，同進(jìn)其綜合力學(xué)性能(如屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、延伸率、沖擊韌性和硬度等)也滿足設(shè)計和使用的要求。

3 結(jié)論

針對當(dāng)前聯(lián)合井式機(jī)組淬火槽處理某薄壁筒形件底部法蘭處存在難以淬透的問題，采用流固耦合的數(shù)值模擬方法，對聯(lián)合井式機(jī)組淬火槽的流場進(jìn)行模擬分析，并對淬火油槽的氮?dú)鈹嚢柘到y(tǒng)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計，獲得了優(yōu)化的攪拌循環(huán)系統(tǒng)方案。實(shí)踐表明，薄壁筒形件經(jīng)優(yōu)化的淬火油槽處理后，各方面均取得了較佳的效果，綜合力學(xué)性能也滿足了設(shè)計和使用的要求。