温度分布状态对锻件锻造变形的影响.pdf_大学文库

第 31 卷第 3 期北京科技大学学报 v lo . J o u r n a l o f U n i v e r s i t y o f S e i e n e e a n d T e e h n o l o g丫 B e i j i n g M a y 13 N o . 3 19 9 2年 5 月 1 9 9 1 温度分布状态对锻件锻造变形的影响 ’ 邓险” 曹起嚷” ’ 摘要 : 运用温度场的数值计算和模拟实验相结合的方法 , 对中心压实法 (J . T . s . 法 ) 镶造工艺不同冷却方式 , 即空冷和喷水激冷对大型镶件内部的温度梯度分布和变化进行了分析比较 , 并研究了锻件的较佳温度分布和达到这一分布的有效途径。关键词 : 大型锻件 , 锻造工艺 , 中心压实法 , 数值计算 , 温度场计算 E f f e e t o f T e m P e r a t u r e D i s t r i b u t i o n D e f o r m a t i o n o f F o r g i n g s o n F o r g i n g D e n 夕 Z h f , ’ C a o Q i 二 i a n 夕 ” . A B S T RA C T : T h e m e t h o d e o m b i n e d n u m e r i e a l e a l e u l a t i o n o f t e m p e r a t u r e f i e ld w i t h m o d e l li n g e x p e r i m e n t s w a s u s e d t o a n a l y s e a n d e o m p a r e t h e i n t e r n a l t e - m p e r a t u r e g r a d i e n t d i s t r i b u t i o n a n d t h e e h a n g e o f l a r g e f o r g i n g , e a u s e d b y a i r - e o o li n g a n d s p a r y w a t e r e o o li n g i n J · T . S · f o r g i n g p r o e e s s . T h e o p t i m u m i n t e r n a l t e m p e r a t u r e d i s t八b u t i o n o f l a r g e f o r g i n g s a n d e f f o e t i v e w a y t o g e t t h e o p t i m u m t e m p e r a t u r e d i s t r i b u t i o n w e r e i n v e s t i g a t e d . K E Y W O R D S : l a r g e f o r g i n g s , f o r g i n g p r o e e s s , J . T 。 S 。 f o r g i n g p r o e e s s , n u m e r i - e a l e a l e u l a t i o n , t e tn p e r a t u r e f i e ld e a l e u l a t i o n . 中心压实法 ( J . T . S . 法 ) 锻造工艺要求锻件表层和心部间存在较大的温度梯度 , 温度梯度的存在 , 增大和改善了锻件内部变形时的应力、应变状态〔 ` 〕 , 提高了大型锻件锻造变形的中心压实效果 , 已成为大型锻件生产中行之有效的工艺方法。国内厂家一般采用空冷和喷 1 9 9。一 0 5 口 2 2 收稿 , 本项目得到国家自然科学基金委员会的资助李夸申奋 . 北京科技大学 ( U n i v e r s i t y o f S c i e n e e a n d T e e h n o l o g y B e i j i n g ) 清华大学 ( T s i n g 五u a U o i v e r s i t y ) 2 4 5 DOI: 10. 13374 /j . issn1001 -053x. 1991. 03. 026

水激冷的方法来达到锻件的内外温差。但是 , 这两种冷却方法在锻件内部所造成的温度分布和变化情况 , 锻件的冷却速度、表面温度、外硬壳层厚度对锻件锻造变形的影响程度 , 如何根据不同的生产条件合理选用冷却方法 , 则是人们一直十分关注的问题。本文运用数值计算和实验研究相结合的方法 , 对上述问题进行了分析研究 , 得出了对生产实际有指导意义的结果。 1 温度场计算因大型锻件的长度远大于其横截面尺寸 , 忽略长度方向的热传导对横截面温度变化的影响。计算针对大锻件出护后的冷却过程 , 锻件在 J . T 。 S 。法锻造前一般为正方截面 , 考虑其对称性 , 则此问题为无内热源的二维不稳定导热向题 , 数学描述是 : a Z T a Z T ~ 二叮于矿 + 又甲 . 万一~ 二口潇 “ o y - 初始条件 : , 二。 , T 二 T 份边界条件 : 二 · 0 , 羚 = 0 a T y 二 0, 万二 o ( 1 ) ( 2 ) ( 3 ) ( 4 ) 1 一a打T 一 · _ J a T . _ _ x 二幻 , 介 ’ 万牙 - = h( 了、一月 ( 5 ) a T . _ _ _ y = 儿 ” 知万 = ” (了一 ” ( 6 ) 式中 , T 为锻件瞬时温度℃ , T 。为环境温度℃ , , 为时间 , , a 为材料导温系数 nt “ / s , 寿为材料导热系数 W /m 。 ℃ , h为锻件表面与环境的对流换热系数W / m “ · ℃ , L : 、 L : 为锻件在二、夕方向的长度tn 。将方形计算区域和时间离散化 , A 二二二 ` 一 x ` 一 : , 么夕 = 夕 ` 一 y 卜 : , 取 A x 二 A y , , 二丁。二 n 八` , n = 。 , 1 , 2 , … , 区域内节点 ( f , i) 在` 。时刻的温度记作 T 几。计算采用交替隐式格式 , 这种格式的稳定性是绝对的。这样方程 ( 1) 表示成 : T 牡受 , , 一 Z T 犷 ( A x ) + T 梦只 , T 梦 , j 十 i 一 Z T 梦 , j 十 T 艾 , 卜 ( △y ) “ T 丁丰1 , 了一 Z T 号月 + T 牡圣 , , T 号户萝、 1 一 Z T 公 + 欢片 _ 1 ( △二 ) “ = 」` . 粼犷卜职 , , O △丁 ( 7 ) 二上 . 几: 浮一 T 甘飞 a △了 ( 8 ) 运用追赶法求解 ( 7 ) 、 ( 8) 的隐式差分格式方程组 , 可写出式 ( 7) 的迭代方程为 ; 2 4 6

U 1 2 2 + f ’ 犷 1 U 2 U ` l 一 2 + f + U l ’ 1 一 2 + f + U , 一 : Q + f T 飞 , , 一 2 + 了 Q + 犷 l + f T 孟一 2 十 f 一 U , 犷 ; O + 犷 ; _ 1 + f T 几 , 2 + f ~ U ` 一、 f 二 3 , .4 ” , N 一 1 _ 犷了 . , 二 , 一 Z T 犷 . ; + T 梦 . ; _ : Q = 一一一 - 一 ~ 一一丁下, 万干万一 - 一一一一 ( A 劣〕 ` L山 y 夕 - 尹声 ! l ! . l . se l .t . 厅月. . 1 ! 、 ! f 二仁 ( A二 ) 2 a . △丁二 1 , ~ , N j = l , 2 , … , M ( 9 ) 介二二 {l “ ’ I ,I ’ . 十 } 1 八 - 以 ’ 忿: 2天犷二一 ; + Z h △x T 。 + 寿f T 升 , Z k + Z h △x + k j 一 Z k U 二一 ; = U , _ ; T 盆愁十 F 二一 , 二 U ` T 只 } , , 十 V ` 一了=1 , 2 , … , M i = N 一 2 , N 一 3 , … , 2 , 1 j 二 1 , 2 , … , M ( 1 0 ) 式( 8) 的迭代方程为 : 2 一 2 + f , , _ 1 2 一 2 + f , + U r Q 产十 f 产。 T 犷 l 2 十 f’ O ` + 犷犷+ f ` · 户拐 1 , 一 2 + f , + U !,- ; , _ T 牡 l , , 一 Z T 对一 ( △火 ) F 李 2 十 f ` 一 U r Q, 十 V 了一 : 十尸户月 2+ f ` 一 U j = 3 , 4 , … , M 一 1 + T · ( 八y ) “ i = 1 , 2 , … , N j 二 1 , 2 , ~ , M ( A y ) 2 a . 八丁 ( 1 1 ) U广UOU … …… l!又| T 号才鑫 . 十 2 2k 厂寿一 , + hZ T 。 △夕 + k’j T :岛一 2 舟+ Z h A夕 + k f ` 一 Z k U 芬一 ; I ` = 1 , 2 , … , N T 、 , 衬 - 二 U 石一 I T 丁广芬+ F ; , 一 : T 飞吉号二 U 了T 丁户罗 * ; + 犷 ; ` = l , 2 , … , 万 j = M 一 2 , M 一 3 , … , i ( 1 2 ) 厂 ! . 、le、l 方程 ( 9 ) 、 ( 1 0) 为已知 n 时刻的温度分布求解 ” + 1 时刻锻件截面温度分布时 , 沿 x 方向的迭代公式 , △二、 A y 分别为节点沿二、 y 方向的间距 , U , 、犷 , 为迭代系数。方程 (1 1 ) 、 ( 1 2) 为已知 n + 1时刻的温度分布求解。 + 2时刻锻件截面温度分布时 , 沿 y 方向的迭代公式 , U f 、厂犷为迭代系数。给出初始条件后 , 即可由式 ( 9 ) 一 ( 1 2) 计算出任意时刻锻件截面上的温度场分布。这一计算程序能适用于方形或圆形截面锻件的温度场计算分析 , 算法严谨、简便 ; 所选差分格式的稳定性是绝对的 , 可不受网格间距和时间步长选取的影响 , 既提高了运算速度 , 也保证了计算结果的精确性。该程序可在大型或微型计算机上进行运算。 2 4 7

图 1a 是高温密栅云纹法模拟试验试件喷水冷却过程温度变化的实测结果 C ” 和本算法计算结果的比较 , 试件截面 12 o m m x 1 20 。。 , 图中曲线 1 、 2 、 3分别代表试件中心处、试件中 A,/ 夕今’乙尸kA\L/ 声留份心已1 住 ) 斗尹 ` l— L 林戈i一 ` 2— 一 ) 什 3 (b) , 1 2 3 4 夕、 ó。4。口 · 脚卜ù。山ū阳ó. \树卜。ó`。。日n. 艺/ s t/ s ( a ) — 计算值 ( b ) — 试验结果试验值 · 计算结果图 i 温度场计算结果与实侧结果的比较 F 1 9 . 1 C o m P a r i s o n b e t w e e n t h e e a l e u l a t i v e r e s u l t s a n d P r a e t i e a l m e a s u r e m e n t s o f t e m P e r a t u r e f i e l d i n f o r g i n g s 心到边缘的 1 / 2处、试件边缘处的温度变化 , 计算中考虑了喷水冷却前的空冷过程。图 1b 为 T ” P , H B A 实测的功9 5 Om m 钢锭空冷过程的温度变化实侧结果〔 2 ’ 与上述算法计算结果的比较 , 计算中将钢锭截面近似为圆形。可以看出 : 计算结果与实测结果符合良好 , 最大误差不超过 5 % , 证明上述算法准确、可靠。 2 热模拟试验试验材料为转子钢 30 C r M o V 和轧辊钢 D Z 80 1 , 在 G l e eb le 一1 5 0 0热模拟试验机上进行单向压缩试验 , 试件变形的应变速率。 = 5 x 1 0 一 “ s “ ` , 测定出各材料在不同温度下的应力应变曲线如图 2 , 变形抗力随温度变化曲线为图 3 。八bA勺“人n “QUn b , 二土1工一1 国O洲d/ 洲言司 ( a ) / 杆+ 斗叫理l ℃ . . 一. ~ p . 门. . ` 一 / . . 、臼 , 口曰口目 . . . . . . . . . . . . . . . 9 00 { ℃ 不 ~ . . . . ` 闷` 尸洲洲僻{ ℃ 尸 . , . 了 ~ . . 臼. . . : , 。 { ℃ . . . . . . ~ . . . . . . . ` ` ` ~ ! : : 。 d ℃ . . . . . . 曰 . . 门 . 1 2洲 ℃ l 个沐 (b ) 曰户~ 不 . ~ , ` 、气、火 { 版尸 . . . . . . . . 卜 . , 产. . . l . 一. 1 0 0 0 朴 . . . . . . 勺巨 . 一~ 二产礁冷净汤` 司 . 、比口尸 , . . 如` 二于子牛早口, 氛六拼奋全 , . . . . . r 洲甸 t产 , 尸~ 甲. , ~ - 尸~ 、。昌ù已d 、劝办ō ( a ) 转子钢 3 o C r M o V 0 0 。 1 0 . 2 0 . 3 0 。 4 0 . 5 0 . 6 0 。 7 气 s/ 任 ( b ) 轧辊钢 D Z 8 o i 图 2 F 1 9 . 2 C u r v e 变形抗力随温度变化曲线 ( s 二 5 x l。 ~ ’ s 一 l) o f 一 d e f o r几 e t i o n r e s i s t Z n e e v a r i e d w i t h t e m P e r a t u r e ; 4 8

由图可知：(1)在等效应变e:相同，变形温度低于1000℃时，变形温度降低100℃，转子、轧辊钢的变形抗力约增大1倍，因此制定工艺规程时，应使终锻温度或用J.T,S法锻造的锻件表面温度不低于800℃。(2)等效应变ε， -30CrMoV 一定时，转子、轧辊钢的变形温度低于某一值 DZRO1 15 后，变形张力急剧增加。对转子、轧辊钢来说，其变形抗力急剧增加的开始温度分别是980℃和 12 950℃。J.T.S法锻造时锻件的外壳层厚度定义为锻件心部变形抗力急剧增加的临界截面至锻件外表面的距离，临界截面的温度对应于该材料变形抗力急剧增加时的开始温度。 3 3009001C0011001200 3分析与讨论 Temperatre C 为比较空冷和喷水激冷方法于锻件内部所图3转子、轧辊钢变形抗力随温度的变化曲线形成的温度分布及变化情况，利用前述的数值 Fig.3 Curve of deformation resistance varied with temperatures 计算方法，计算了截面2200mm×2200mm和截面1500mm×1500mm锻件在空冷和喷水激冷过程的温度场，取锻件初始温度为1230℃，喷水激冷过程温度场计算中考虑了锻件出炉到开始喷水前的空冷阶段，所得结果示于图4、5，其中变形抗力分布曲线是根据转子材料、等效应变e:=0.4的条件画出的。从结果中可知： (1)要达到某一内外温差，锻件采用空冷所需时间远远长于喷水激冷所需时间，如达到表面温度800℃，空冷需3~4h,喷水激冷只需40~T0min,所以锻件在选用空冷方法冷却时，应结合工艺过程在空冷阶段安排开坯等工序。 1300a 1300o) D 1200 91200 1100 1100 02200mnx2200mim 1009 -02200mm×2200mm -门1500mm×i500mm --g1500mmx1500mm 100 900 900 800 800 700 70 0 0 20 40 6080 t/h 1/min 图！空冷和喷水敬冷时锻件表面、心部温度随时间变化的计算结果 (1一心部湿度，2一表面温度) Fig.4 Calculative results of the surface and center temperature of forgings varied with time in air-cooling and spary water cooling (2)根据锻件截面上温度和变形抗力分布可知其变形时所需压力大小（图5），在相同截面和内外温度下，喷水激冷情况所需变形压力只有空冷情况的60%左右，说明对特大型锻件，用空冷方法冷却锻不动时，改用喷水激冷则可行。 249

由图可知 : ( 1) 在等效应变。 ` 相同 , 变形温度低于 1 0 0 0 ℃ 时 , 变形温度降低 10 0 ℃ , 转子、轧辊钢的变形抗力约增大 1 倍 , 因此制定工艺规程时 , 应使终锻温度或用 J . T . S 法锻造的锻件表面温度不低于8 0 ℃ 。 ( 2) 等效应变。、一定时 , 转子、轧辊钢的变形温度低于某一值后 , 变形张力急剧增加。对转子、轧辊钢来说 , 其变形抗力急剧增加的开始温度分别是 9 80 ℃ 和 9 5 。℃ 。 J 。 T . S法锻造时锻件的外壳层厚度定义为锻件心部变形抗力急剧增加的临界截面至锻件外表面的距离 , 临界截面的温度对应于该材料变形抗力急剧增加时的开始温度。 . 一 3【) C上 · M O V _ _ _ D Z 3O I l } { l { ) { { 国d\01侧了 ǐ 利S仍叻田白 3 分析与讨论 8 0 0 9 0 0 1 0 0 0 1 1〔)0 1 2 0 0 价即淤陀钧沁广 ℃ 为比较空冷和喷水激冷方法于锻件内部所形成的温度分布及变化情况 , 利用前述的数值计算方法 , 计算 T 截面 2 2 0 0 m m x 2 2 0 0 m m 和图 3 转子、轧辊钢变形抗力随温度的变化曲线 F 19 . 3 C u r v e o f d e f o r m a t i o n r e s i s t a n e e v a r i e d w i t h t e m P e r a t u r e s 截面 1 5 0 0 m m x 1 5 0 0 m m 锻件在空冷和喷水激冷过程的温度场 , 取锻件初始温度为 1 23 0 ℃ , 喷水激冷过程温度场计算中考虑了锻件出炉到开始喷水前的空冷阶段 , 所得结果示于图4 、 5 , 其中变形抗力分布曲线是根据转子材料、等效应变 “ : = 。 . 4 的条件画出的。从结果中可知 : ( 1) 要达到某一内外温差 , 锻件采用空冷所需时间远远长于喷水激冷所需时间 , 如达到表面温度80 0 ℃ , 空冷需 3 ~ 4 h , 喷水激冷只需4 。一 70 m i 。 , 所以锻件在选用空冷方法冷却时 , 应结合工艺过程在空冷阶段安排开坯等工序。 1 3 0 0 (b ) } { { … } ` 巨竺子竺竺 m l刀哩圣{Z m矛丫 ` “ ” ” m { “ ” ” ” m m 洲 } 、 ~ 八U八CUfl é妇n 0 八U 2沙0 八曰ù戒1OOt. 1 ǔ土1 , l 夕\ `叫一a é。`ad卜一L洲Q ` a , } } ! } ! 气 _ ~ 、 . . 汽 ` } ` _ 0 0m m x 2 2 0 0 m m 0 (】m n 1 K 1 5 0 0 m n l ! ! 驴\例。。ó,ln.日d曰a 0 1 2 3 4 0 2 0 4 0 了/ m i n 6 0 八 8 0 图 4 空冷和喷水激冷时锻件表面、心部温度随时间变化的计算结果 l( 一心部温度 , 2一表面温度 ) F 19 . 4 e a l e u l a t i v e r e s u l t s o f t h e s u r f a c e a o d C e n t e r t e m p e r a t u r e o f f o r g i n g s v a r i e d w 屯t h t i m e i n a 三r 一 e o o l i n g a n d s P a r y w a t e r e o o l i n g ( 2) 根据锻件截面上温度和变形抗力分布可知其变形时所需压力大小 ( 图 5 ) , 在相同截面和内外温度下 , 喷水激冷情况所需变形压力只有空冷情况的 60 %左右 , 说明对特大型锻件 , 用空冷方法冷却锻不动时 , 改用喷水激冷则可行。 2 4 9

( )3 表 1 、 2给出了不同条件下锻件表面温度和冷却时间对其外硬壳层相对厚度的影响 , 锻件的外硬壳层相对厚度△ L 定义为锻件外硬壳层厚度L 与锻件截面高度 H 。之比 : 么L 二 L 厂H 。。 J 。 T 。 S 法锻造时 , 温度梯度对锻件中心压实效果的影响是主要因素 , 温度梯度的影响表现在锻件外硬壳层相对厚度的大小上 , 较佳的△ L 应是既保证有效地压实锻件内部缺陷 , 又能达到效益最佳。由文献〔1〕的分析知道 : 高温密栅云纹法模拟试验试件 △t = 2 5 0 ℃ 山昌、工记O匕X ō120 b()908D7 户、ù`口`。。an.ux ó 昌口d\洲O匕x ( a ) 曰 . . . . . . 可 ’ 一一 } , 遨吕留二二二石` . . . . . . ` . . ! l 、p荆卜`口。任and。 Po s i t i o n / m m ( a ) 截面 2 2 0 0 m m x 2 2 0 0m m 1 , 1 尹 — 喷水激冷时对称截面温度和变形抗力分布 2 , 2 产 — 空冷时对称截面温度和变形抗力分布 2 0 0 4 0 0 6 0 0 7 5 0 P o s i t i o n / nr m 截面1 5 0 0 m m x 1 5 0 0 m m 图 5 不同方法冷却时截面上的温度分布和变形抗力分布的计算结果 F 19 . 5 C a l e u l a t i v e r e : u l t s o f t e m P e r a t u r e a n 住 d e f o r m a t i o n r e s i s t a n e e d i s t r i b u t i o n s o n t h e s y m m e t r i e a l s e e t i o n o f f o r g i n g s i n a i r 一 c o o l i n g ( 2 、 2 ` ) a n d s P a r y w a t e r e o o l i n g ( 1 、 l ’ ) 表 1 外冷却层厚度及冷却时间的对比 T a b l e 1 C o m p a r i s o n o f e o o li n g l a y e r t h i e k n e s s a n d e o o l i n g t i m e o f f o r g i n g s 镶件截面尺寸 , m m 外冷却层厚度 , m m 与锻件高度之比锻件表面温度 ℃ 冷却时间刃比 I n 内性月Rb 冉匕7 “,IC , In ù 0口ó乙 . … n ù o ó 0 2 2 0 0 X 2 2 0 0 15 0 0 X 1 5 0 0 空冷喷水激冷空冷喷水激冷 1 7 7 a 5 1 4 7 6 3 8 0 0 8 0 0 8 0 0 8 0 0 2 4 0 7 0 18 0 4 0 表 2 所需冷却时间和表面温度的对比 T a b l e 2 C o m p a r i s o n o f e o o l i n g t i m e a n d s u r f a e e t e m p e r a t u r e o f f o r g i n g s 镶件截面尺寸冷却方式外冷却层相对厚度镀件表面温度℃ 冷却时间 m i n 2 2 0 0 X 2 2 0 0 1 5 0 0 x 1 5 0 0 1 2 0 X 1 2 0 空冷喷水激冷空冷喷水激冷喷水激冷 0 。 0 6 6 O 一 0 6 6 0 。 0 6 6 0 。 0 6 6 0 0 0 6 6 9 1 9 吕8 9 9 3 5 9 0 2 9 5 0 1 0 0 4 0 4 0 2 5 0 。 3 5

左右是较佳的温度梯度，此时其表面温度为950℃，外硬壳层相对厚度4L=0.066也是较佳值，将其和表1、2中结果对比可知：①典型截面2200mm×2200mm和1500mm×1500mm 锻件空冷、喷水激冷时，外硬壳层相对厚度分别比模拟试件At=250℃情况大2.4~2.9倍和 1.2~1.3倍，说明现行生产工艺中一般以锻件表面温度800℃来控制大锻件的冷却，其外硬壳层厚度虽能保证有效地压实锻件内部缺陷，但效益不够佳，过厚的外冷却层的消极影响比其增大锻件中心压实效果的有利影响大。②达到模拟试件At=250℃左右的中心压实效果，大锻件表面温度900℃左右时即可。因此，可将现行生产工艺要求的锻件内外温差降低 100℃左右，此举节约冷却时间(40~70)%。 (4)按现行生产工艺要求的锻件内外温差来说，空冷和喷水激冷方法都能达到良好的中心压实效果，应根据生产情况的不同合理选用。ToPHE B A的实验结果是【2)：950mm 钢锭空冷1h即可达到内外温差200~250℃。图4说明：1500mm×1500mm锻件空冷1.5~2h 可使内外温差300~350℃，而达到较佳外硬壳层相对厚度的冷却时间只需40mi。因此，对 J。T。S法锻造前方坯尺寸1000mm~1500mm的中小型锻件，按下述规程进行：加热、保温一结合空冷、压钳把、开坯等一中心压实—一加热一拔长成形，效益较佳，这比喷水冷却后再压，可节省操作时间(30~38)%，节约能源20%左右。但对于截面2000mm×2000mm 以上的大型、特大型锻件，则以喷水激冷较好，它既可达到良好的中心压实效果，又可节省压机吨位，冷却时间也短。 4 结论 (1)运用数值分析和物理模拟相结合的方法首次对温度分布状态在大型锻件J,T,S,法锻造变形中的影响进行了分析研究，结合热模拟机上的试验结果，提出了现行J,T,S,法生产工艺的改进意见。 (2)从经济、有效地压实锻件心部缺陷看，存在着锻件外硬壳层厚度的最佳值，尽可能人为地造成锻件内外温差，有利于获得理想的锻造变形效果。 (3)在运用J,T,S,法锻造工艺时，应根据生产情况的不同合理选用锻件冷却方法。对于方坯尺寸1000mm~1500mm中小型锻件，以空冷结合压钳把、开坯等工序进行冷却效益较佳，对截面2000mm×2000mm以上的大型、特大型锻件，以喷水激冷方法冷却效益较佳。参考文献 1邓陟。清华大学机械工程系博士论文，1989 2 Tropuu B A.Teopaa TIponecc KoBKH CaHTKOB Ha IIpeccax,MockBa: MamuHocrpoenue,1979,184 3孔祥谦。有限单元法在传热学中的应用（第二版）·北京：科学出版社，1986,4 4翁中杰，程惠尔，戴华淦，传热学，上海：交通大学出版社，1987,8 5俞昌铭。热传导及其数值分析，北京：清华大学出版社，1984 6伯利恒钢铁公司。大型铸锻件，1982年增刊1 251

左右是较佳的温度梯度 , 此时其表面温度为9 50 ℃ , 外硬壳层相对厚度 A L = 。 . 06 6 也是较佳值 , 将其和表1 、 2 中结果对比可知 : ①典型截面 2 2 0 0 m m 火 2 2 0 0 m m 和 1 5 0 0 m o x i 5 0 0 m m 锻件空冷、喷水激冷时 , 外硬壳层相对厚度分别比模拟试件 tA = 2 5 。℃ 情况大2 . 4 ~ 2 . 9倍和 1 . 2 ~ 1 . 3倍 , 说明现行生产工艺中一般以锻件表面温度8 0 ℃ 来控制大锻件的冷却 , 其外硬壳层厚度虽能保证有效地压实锻件内部缺陷 , 但效益不够佳 , 过厚的外冷却层的消极影响比其增大锻件中心压实效果的有利影响大。 ②达到模拟试件tA = 2 50 ℃ 左右的中心压实效果 , 大锻件表面温度 9 0 ℃ 左右时即可。因此 , 可将现行生产工艺要求的锻件内外温差降低 1 0 0 ℃ 左右 , 此举节约冷却时间 (4 O一 7 0) % 。 ( 4) 按现行生产工艺要求的锻件内外温差来说 , 空冷和喷水激冷方法都能达到良好的中心压实效果 , 应根据生产情况的不同合理选用。 T o P “ B A 的实验结果是〔 2 ’ : 价9 5 o m m 钢键空冷z h 即可达到内外温差 2 0 0 一 2 5 o .c 。图 4 说明 : i s o o m m x i s o o m m 锻件空冷 1 . 5 ~ Zh 可使内外温差 30 0 一 35 0 ℃ , 而达到较佳外硬壳层相对厚度的冷却时间只需 40 m i n 。因此 , 对 J . T . S法锻造前方坯尺寸 l o 0 O m m ~ 1 5 0 0 m m 的中小型锻件 , 按下述规程进行 : 加热、保温 — 结合空冷、压钳把、开坯等— 中心压实— 加热 — 拔长成形 , 效益较佳 , 这比喷水冷却后再压 , 可节省操作时间 ( 30 一 38 ) % , 节约能源20 % 左右。但对于截面 Z 0 0 0m m 又 2 0 0 0 m 。以上的大型、特大型锻件 , 则以喷水激冷较好 , 它既可达到良好的中心压实效果 , 又可节省压机吨位 , 冷却时间也短。 4 结论 ( 1) 运用数值分析和物理模拟相结合的方法首次对温度分布状态在大型锻件 J 。 T 。 S 。法锻造变形中的影响进行了分析研究 , 结合热模拟机上的试验结果 , 提出了现行J . T . S . 法生产工艺的改进意见。 ( 2) 从经济、有效地压实锻件心部缺陷看 , 存在着锻件外硬壳层厚度的最佳值 ; 尽可能人为地造成锻件内外温差 , 有利于获得理想的锻造变形效果。 ( 3) 在运用 J 。 T 。 S 。法锻造工艺时 , 应根据生产情况的不同合理选用锻件冷却方法。对于方坯尺寸 1 0 O0 m m 一 1 5。。m m 中小型锻件 , 以空冷结合压钳把、开坯等工序进行冷却效益较佳 ; 对截面 Z0 0 0 m m x Z 0 0 0 m m 以上的大型、特大型锻件 , 以喷水激冷方法冷却效益较佳。参考文献 1 邓陆。清华大学机械工程系博士论文 , 1 9 8 9 Z T 幻 p 班任 B A 。 T e o p 且 a 胜 n P o 皿 e e e 班 K o B K 班 C : H : K o B H a n p e e e a x , M o e ` B a : M a 贝“ H o e T P o e n 班 e , 1 9 7 9 , 1 8 4 3 孔祥谦。有限单元法在传热学中的应用 ( 第二版 ) . 北京 : 科学出版社 , 1 9 8 6 , 4 4 翁中杰 , 程惠尔 , 戴华淦 . 传热学 · 上海 : 交通大学出版社 , 1 9 8 7 , 8 5 俞昌铭 · 热传导及其数值分析 , 北京 : 清华大学出版社 , 1 9 8 4 6 伯利恒钢铁公司 . 大型铸锻件 , 1 9 8 2年增刊 1 2 5 1