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第26卷 第4期 2 0 0 5年 8月 材 料 热 处 理 学 报 TRANSACTIONS OF MATERIALS AND HEAT TREATMENT Vol 2 6 No 4 August2005 不同冷却方式下换热系数的测量与计算 袁 俭 张伟民 刘占仓 陈乃录 王鸣华 徐 骏 上海交通大学先进热处理与表面改性工程技术研究中心 上海 200030 摘 要 为了研究不同冷却方式下的换热系数 设计了一套可以测量空冷 水淬以及不同压力下喷气 淬火下冷却曲线的试验装置 试验中测量的探头采用120mm 120mm 20mm奥氏体不锈钢方板 该 探头经有限元 FEM 计算验证了其一维传热特性后 用来测量上述几种冷却方式下的冷却曲线 并用 反传热法 IHCM 和集中热容法 LHCM 进行换热系数的计算与分析 比较了不同压力下喷气淬火的换 热系数 实验结果表明 当毕欧数Bi 011时集中热容法是适用的 反之则不适用 在喷气淬火时 压 力越大 表面换热系数也越大 关键词 换热系数 一维传热 反传热 集中热容 中图分类号 TG15513 文献标识码 A 文章编号 100926264 2005 0420115205 收稿日期 2004211225 修订日期 2005201210 基金项目 教育部重点科技项目 03067 作者简介 袁 俭 1980 男 上海交通大学材料科学与工程学 院硕士研究生 研究方向是金属材料热处理及计算机模拟 换热系数是评价冷却介质淬火能力的重要参数 之一 由于影响换热系数的因素众多 如热 冷流体的 物性 流速 工件壁面的形状及布置 材料的导热系数 等参数 1 因此给它测量和计算带来了非常大的困 难 通常用于测量淬火介质冷却特性曲线的探头为 银探头 圆柱型探头或是方板型探头 而利用冷却曲 线计算换热系数通常是使用反传热法或集中热容法 集总参数法 2 4 换热系数也是计算机模拟计算实际工件冷却过 程中一个必不可少的参数 因此较为准确的测量和计 算换热系数就能给模拟提供比较有力的数据支持 本文就利用了方板探头测量了空冷 水淬以及不同压 力下喷气淬火条件下换热系数 同时对喷气条件下计 算出来的各组换热系数进行了比较 得到的结果给冷 却过程的模拟计算提供了参考数据 同时也有利于喷 气淬火的进一步研究 1 试验方法 111 方板探头 11111 方板探头示意图 探头采用的材料是1Cr18Ni9Ti奥氏体不锈钢 探 头的尺寸如图1所示 在探头顶上所钻的三个孔 4mm 是用来布置测量不同位置冷却曲线的热电偶 K 型 3mm 在0 850 内误差 5 11112 方板探头一维传热模型的验证 资料表明 3 当方板探头长度和厚度的比例大于 4 1 认为符合一维传热条件 实验使用的方板探头 的长度和厚度的比例为6 1 如图1 符合上述一维 传热条件 为了进一步验证 采用有限元计算方法对 方板探头的三维极端情况 即将换热系数设为一个很 大的数值 与严格一维传热的模型进行比较 如果在 这个条件下方板探头某块区域能符合一维传热模型 就可以认为在换热系数小于这个数值的情况下 方板 探头的这一区域均能符合一维传热模型 图1 方板探头尺寸的示意图 Fig 1 The dimension of flat probe 使用FEPG有限元软件对方板探头 由于它的对 称性 取整体的1 8 先进行三维模型的计算 初始温 度为850 环境温度为25 所有外部边界上的换 热系数取极端情况 设为20000W m 2 K 然后对同 图2 方块探头三维模型和一维模型冷却20s后的有限元计算结果比较 a 三维模型 b 一维模型 Fig 2 Temperature field calculated by finite element method using three dimension model and one dimension model for the probe cooled for 20 seconds a three dimension model b one dimension model 图3 方板探头三维模型和一维模型冷却曲线的比较 a 方板中心处 b 方板表面 Fig 3 Cooling curves obtained by three dimension model and one dimension model for the probe a center of the flat probe b surface of the flat probe 样尺寸的方板进行严格一维模型的计算 即加载边界 条件时认为120mm 120mm的外表面的换热系数为 20000W m 2 K 而其余的四个表面设为绝热 两种 计算方法的其余条件 材料参数 起始温度以及环境 温度 完全一样 比较计算得到图2和图3所显示的 结果 从图 2 a b 可以看到 在冷却20s以后 使用 三维模型计算出来的温度场 在方块试样的厚度方向 上 每一个层面里面在中心周围1 4宽度区域内的温 度分布基本上均匀的 而一维模型在每个层面上温度 都是相同的 而且此时三维模型中心温度在23911 一维模型的中心温度为23919 两者基本相同 因此 可以认为在这个区域三维模型是符合一维传热特点 的 温度继续下降至室温附近 这一区域的范围略有 减小 但是热电偶布置的位置仍处于这一区域内 不 影响其测量结果 图3是从图上可以看到 在中心处方板探头近似 一维模型与严格一维传热模型非常吻合 表面处虽然 存在比较小的偏差 但也基本吻合 由于这是在极端 情况下的计算结果 而在大多数实际的冷却过程中 其换热系数的值远远小于这个值 因此认为这一微小 偏差可以忽略 经过上述的计算分析 证明了方板探头在整个中 心大约1 4宽度内的区域内是符合一维传热的 同时 也证明了图1中热电偶布置位置是合理的 212 试验装置 图4是试验中所使用测量装置的示意图 图中 方板探头被置于试样架上 调压阀的调节范围为0 014MPa 4个喷头的安装准则是保证气体喷射范围覆 盖方板探头表面 喷射气体的形状为圆锥形 采集模 块的采样频率为10次 s 213 换热系数的测量与计算 611材 料 热 处 理 学 报第26卷 图4 换热系数测量装置示意图 Fig 4 Schematic diagram of the apparatus to determine the heat transfer coefficient 图5 空冷的冷却曲线与换热系数 a 冷却曲线 b 换热系数 Fig 5 The cooling curves and the heat transfer coefficient for air cooling a cooling curves b heat transfer coefficient 整个测量的大体流程是 首先将方板探头加热至 850 待到温后取出放置在冷却平台的试样架上 打 开采样程序 接着按选择冷却方式进行冷却 冷却到 中心温度低于50 时 停止采样 数据存盘 重复上 述过程进行测量不同冷却方式的冷却曲线 对于换热系数的计算 首先为了避免和减小采样 中产生的波动误差 将冷却曲线的数据进行拟合 得 到光滑曲线 然后再根据实际情况 选择合适的方法 反传热法或者集中热容法 来进行计算 3 试验结果与分析 311 空冷的换热系数测量与计算 资料表明 1 5 对于方板探头 当毕欧数Bi h 011时 集中热容法就不再适用了 空冷的换热系数非常小 一般认为小于200W m 2 K 这样计算得到的Bi 011 可以使用集中热容法来进行计算 同时也用反传 热法进行了计算 图5是空冷条件下的冷却曲线和换热系数 图 5 a 显示三个位置测出来的冷却曲线基本重合 说明 空冷过程中方板探头表面和内部冷却的速度相差不 大 图 5 b 中是由反传热法和集中热容法计算换热 系数的比较 可以看到 空气的换热系数的最大值在 90W m 2 K 左右 不到100W m 2 K 而且由两种方 法计算出来的结果相差很小 这正说明了在换热系数 足够小的情况下 使用集中热容法计算是合理的 两 种算法之间差异的主要原因可以从他们各自计算理 论上来说明 反传热法通过测量得到内部点温度曲 线 利用瞬态温度场控制方程和边界条件以及敏感系 数场控制方程和边界条件 迭代计算出表面温度场 Ts和表面热流密度q 而后根据下式来计算换热系数 h 6 h q Ts T 1 式中T 为环境温度 而集中热容法则假设探头内部的各点温度相同 直接利用内部测得的温度作计算时的表面温度Ts以 711第4期袁 俭等 不同冷却方式下换热系数的测量与计算 图6 水淬的冷却曲线与换热系数 a 冷却曲线 b 换热系数 Fig 6 The cooling curves and the heat transfer coefficient for water quenching a cooling curves b heat transfer coefficient 及由下式计算得的热流密度 再根据公式 1 来计算 换热系数h 1 q 2 cv dT dt 2 图7 不同压力喷气淬火下的冷却曲线与换热系数 a 冷却曲线 b 反传热法计算的换热系数 c 集中热容法计算的换热系数 d 011MPa下两种计算方法比较 Fig 7 The cooling curves and the heat transfer coefficient for air spraying under different pressures a cooling curves b heat transfer coefficient calculated by IHCM c heat transfer coefficient calculated by LHCM d comparison of IHCM and LHCM under 011MPa 式中 为方板探头的密度 cv为方板探头的体积比 热 为方板探头的半厚度 dT dt 为该时刻的冷却速 度 计算中采用差分法来得到 虽然实验中采用了三 根热电偶的平均值作为其整体温度 但此平均值肯定 仍然小于表面温度Ts 从上面的分析可以看到 由于反传热法和集中热 容法在计算热流密度和表面温度的算法存在差异 从 而使两者在计算的结果上也有所差别 312 水淬的换热系数 由于水淬的换热系数非常大 最大值一般大于 10000W m 2 K 其毕欧数Bi h 011 因此它不适 合用集中热容法计算 对此 只进行了反传热的计 811材 料 热 处 理 学 报第26卷 算 从图 6 b 中可以看到 其最大值在13500W m 2 K 左右 最大值出现的温度在200 左右 图中一些 微小波动是由于模块采样的过程中存在间歇性采样 波动造成的 313 各种压力下喷气淬火的换热系数 一般来说 影响喷气淬火的主要因素有空气的压 力 喷嘴的形状 喷嘴与探头之间的距离等 7 本实验 在后两者因素一定的情况下 只改变空气的压力 测 得各个压力下的冷却曲线 并计算换热系数 计算的过程中 先经过反传热计算 发现喷气换 热系数的值也小于200W m 2 K 因此其毕欧数Bi h 011 故集中热容法也是适用的 将两种算法 的计算结果列于图7中进行了比较 图 7 a 中是各个压力下的冷却曲线 由于加热 炉的温度控制不是非常精确 导致起始冷却温度有一 定的偏差 但基本不影响换热系数的计算结果 图7 b 和 c 中可以看到 不同压力下两种方法计算得到 的换热系数都是随着压力的增大而增大的 其最大值 都在125 200W m 2 K 之间 两张图中都存在比较 明显的波动 其中曲线上较大的波动是由于模块采样 过程中间歇性的波动起伏所造成的 图 7 d 中将气 体压力在011MPa下的两种方法计算出来的换热系数 进行了比较 结果表明 两者总体相差不大 其差异原 因在讨论空冷情况下时已经分析过了 4 结论 1 通过有限元的计算 验证了120mm 120mm 20mm的方板探头在中心周围大约1 4宽度内厚度 方向上的传热特性基本符合一维传热 2 在换热系数比较小Bi h 011时 集中热容法就不再适用了 3 不同压力下的喷气淬火的换热系数最大值在 125 200W m 2 K 之间 且压力越大 换热系数也越 大 参考文献 1 俞佐平 陆 煜 传热学 第三版 北京 高等教育出版社 1995 240 2 顾剑锋 潘健生 胡明娟 介质换热系数的计算机测算 J 热加工工艺 1998 5 13 14 GuJian2feng Pan Jian2sheng Hu Ming2juan Computer measurement and calculation on heat transfer coefficient of quenchants J Hot Working Technology 1998 5 13 14 3 Chen X Meekisho L Becker M T otten G E A numerical validation of lumped capacitance analysis for deriving heat transfer coefficient using quenching probe C 17thASM Heat Treating Society Conference Proceedings Including the 1stInternational Induction Heat Treating Symposium Indianapolis USA 1997 355 362 4 K im H K Oh S I Evaluation of heat transfer coefficient during heat treatment by inverse analysis J Journal of Materials Processing Technology 2001 112 157 165 5 胡亚才 翁海勇 屠传经 集总参数法适用条件研究 J 浙江大学学报 1995 29 4 470 475 Hu Ya2cai Wen Hai2yong Tu Chuan2jing Investigation in Applicability of lumped2heat2capacity method J Journal of Zhejiang University 1995 29 4 470 475 6 顾剑峰 潘健生 胡明娟 淬火冷却过程中表面综合换热系数的反传热分析 J 上海交通大学学报 1998 32 2 19 22 Gu Jian2feng Pan Jian2sheng Hu Ming2juan Inverse heat conduction analysis of synthetical surface heat transfer coefficient during quenching process J Journal of Shanghai Jiao T ong Unversity 1998 32 2 19 22 7 Oliveira M S A Sousa A C M Neural network analysis of experimental data for air water spray cooling J Journal of Materials Processing Technology 2001 113 439 445 911第4期袁 俭等 不同冷却方式下换热系数的测量与计算 has some dependence of the crystal orientation of the surrounding matrix With oxidation time prolonging the spherical voids become gradually polygonal void and its distribution changes from three2 dimensional conical type into two2dimensional plane type The growth of the voids can be divided into two stages fast growth and stable growth The depth of voids band first increases quickly and then unchanged The formation mechanisms of the voids are discussed Key words void interface high temperature K irkendall effect aluminized steel Influence of Oxidation Temperature on Surface Morphology and MicrostructureofMagnetronSputteredCrTiAliNGradient Coatings BAI Li2jing1 2 JIANG Bai2ling2 WEN Xiao2bin2 ZHANG Guo2 jun2 HE Jia2wen1 1 School of Material Science and Engineering Xi an Jiaotong University Xi an 710049 China 2 School of Material Science and Engineering Xi an University of Technology Xi an 710049 China T rans Mater Heat T reat 2005 26 4 111 114 figs 5 tabs 0 refs 9 Abstract Theeffectofheatingtemperatureonmorphology microstructure and phase components of magnetron sputtered CrTiAliN gradient coatings were studied by SEM and XRD The results show that the coating is stable under 600 and phase transformations occure when the temperatures increase which is beneficial to hardness adhesions and toughness of the coating The coating surfaces are locally molten when heating to 900 but the adhesive of the coating with steel substrate is still very well When heated at 1100 the coating can pull off from the substrates It is indicated that the CrTiAliN coatings have good thermal stable below the 900 Key words oxidation magnetron sputtered gradient coatings The Measurement and Calculation of Heat Transfer Coefficient under Different Cooling Conditions Y UAN Jian ZHANG Wei2min LIU Zhan2cang CHEN Nai2lu WANG Ming2hua XU Jun The Engineering Research Center of AdvancedHeatTreatmentandSurfaceModification Shanghai JiaoT ong University Shanghai 200030 China T rans Mater Heat T reat 2005 26 4 115 119 figs 7 tabs 0 refs 7 Abstract In order to determine the heat transfer coefficient under different cooling conditions an experiment apparatus is designed to measure the cooling curves of air water and different2pressure air spray cooling A 120mm 120mm 20mm flat sample proved to be one2dimension heat conduction by finite element method FEM is adopted for the measurement in this experiment Both the Inverse Heat Conduction Method IHCM and Lumped Heat Capacity Method LHCM are used in the calculation of heat transfer coefficient The results of air spray cooling are also discussed based on different pressures The experiment results indicate that LHCM is applicable only when Bi 011 and also indicate that during air spray cooling the higher the pressure is the greater the heat transfer coefficient is Key words heat transfer coefficient one2dimension heat conduction inverse heat conduction method IHCM lumped heat capacity method LHCM Simulation of Dynamic Recrystallization Process Using Cellular Automata HE Yan ZHANGLi2wen NIUJing PEIJi2bin Material Engineering Department Dalian Universityof Technology Dalian 116023 China T rans Mater Heat T reat 2005 26 4 120 124 figs 7 tabs 0 refs 20 Abstract A two2dimensional cellular automaton model was developed to simulate dynamic recrystallization process of polycrystalline metals The model considered the effects of dynamic recovery dislocation density and nucleation rate on dynamic recrystallization The variation of dislocation density grain shape orientation and mean size of recrystallization grain can be calculated during the whole deformation process by this model The simulated results agree well with growth kinetics of dynamic recrystallization and validate the conclusion that the mean size of R2grain is independent of initial grain size and distribution Keywords dynamicrecrystallization CellularAutomaton microstructure evolution growth kinetics Temperature Dependent Calculation Model of Valence Electron Structure in Empirical Electron Theory SONG Yue2peng1 3 LIU Guo2quan1 LI Zhi2lin2 LIU Jian2tao1 FENG Cheng2ming3 1 College of Material Science andEngineering University of Science and Technology Beijin