叶片模拟件（共7篇）
叶片模拟件 篇1
大型离心式空气压缩机作为我国西气东输工程中的重要机械装备,常因转子叶片破损失效造成机组停转,严重影响工业生产正常运行[1,2,3]。造成叶片损伤失效的原因主要有以下方面:受使用环境高温烟气腐蚀影响,叶片表面出现腐蚀凹坑,引发叶轮偏转;高速运行的微小粒子冲蚀和高速运转产生的离心力的交互作用,叶片出现掉块体积损伤;服役工况环境中,振动应力引起的高低周疲劳损坏等[4]。
针对该问题,已有研究主要采用微弧堆焊[5]、电弧喷涂[6]等方式对体积损伤部位进行体积恢复或表面强化,但微弧堆焊技术成形精度不高,热影响区及后续加工量较大,易对基材力学性能造成影响;而电弧喷涂涂层可实现厚度较小,并且结合强度较低,在压缩机叶片受高速粒子冲蚀及高速运转的情况下,涂层易剥落。
激光作为一种高能量密度热源,被广泛应用于重要装备部件再制造领域[7,8,9],并取得显著的工程和经济效益,激光熔覆在再制造成形中具有成形精度高,热影响区及热变形小,对基体力学性能影响小;熔覆层与基体形成致密的冶金结合[10],结合强度高;可实现较大面积和较深厚度的快速成形修复;结合智能化机器人技术,可适应不同区域和位置的柔性成形修复[11]等独特优势。
综上所述,激光熔覆技术为损伤压缩机叶片的再制造提供了技术途径。但由于叶片属于薄壁件,且形状复杂,激光熔覆再制造工艺不当易引起叶片的变形甚至开裂。因此,如何获得基体无形变或小形变的高精度仿形再制造成为叶片激光再制造的难点。
本工作针对体积损伤叶片模拟件激光再制造成形形状控制难点,以压缩机叶片常用材质FV520(B)钢为基体,并将其制 成叶片模 拟件,采用成分 接近的FeCrNiCu合金粉末为熔覆材料,通过搭接率及稀释率优化分析,选择最优工艺参数;通过规划成形搭接顺序及层间偏移量,优化成形工艺过程。实现叶片模拟件的激光再制造精度成形,为压缩机叶片的激光再制造提供理论借鉴和工艺参考。
1 成形工艺参数优化分析
1.1 层内搭接率优化分析
熔覆层内搭接率,作为激光再制造成形过程中的重要工艺参数,对激光熔覆层表面平整度具有重要影响,搭接率过大易造成成形层表面凸起而影响成形整体形貌,甚至出现“结瘤”等成形缺陷;而搭接率过小, 则容易使成形表面凹凸不平,影响成形部位表面平整度或造成成形尺寸缺失。因此,最优搭接率的选择,对激光再制造成形形状精度控制具有重要意义[12]。
对激光再制造成形最优搭接率的极限状态进行如下假设,如图1所示:搭接过程中,激光功率、送粉速率、扫描速率等工艺参数保持不变;单道成形层高度与宽度保持恒定不变,搭接熔覆层弧形对应中心O,O′在同一高度;粉末在熔池中充分熔化,即每道熔覆层成形质量相等;相邻熔覆道顶点、搭接区域表面处于同一平面。其中,W为熔覆道宽度,H为熔覆道高度,S为搭接区域长度,截面MNC为先成形 熔覆道截 面,截面NPQC为后成形搭接熔覆道截面。
由图1可知,在工艺参数不变的情况下:
其中:
将式(7)代入式(6)中,可得:
由上述可得,在假设的最优搭接率极限状态下,搭接率与单道熔覆层的熔高和熔宽相关,即激光再制造工艺参数一定的情况下,最优搭接率为定值。因此,通过对激光再制造工艺参数下单道熔覆层的熔宽与熔高的测量,可获得该组工艺参数下最优搭接率,实现成形形状表面平整度的控制。
1.2 稀释率筛选策略分析
稀释率作为评价激光熔覆层质量的重要参数,表示熔化基材混入熔覆层,引起熔覆层合金成分的变化程度,可用基材合金在熔覆层所占的百分率表示[13]。研究表明:稀释率在2%~10%之间时,熔覆层受基材元素稀释作用较小,能与基材形成良好的冶金结合,在激光再制造成形过程中,降低熔覆层间热累积效应而引起的熔覆层与基体的开裂可能[14]。如图2所示,稀释率计算方法如下[13]:
式中:δ为稀释率;H为熔高;h为熔深。
通过对熔覆层稀 释率进行 计算和评 价,实现工艺参数的进 一步筛选 和优化,提高激光 再制造过 程中的成形质量。同时,为保证激光再制造成形效率, 熔覆层稀释率相近 情况下,优先选择 熔高较大 的工艺参数。
2 工艺参数优化分析实验
实验采用压缩机 叶片用FV520(B)钢为基体 材料,选择成分接近的FeCrNiCu系合金粉末为熔覆材料,粒度为 -140~ +325目,实验前将FeCrNiCu合金粉末置于DSZF-2型真空干 燥箱内以150℃干燥2h,材料主要成分如表1所示,该熔覆材料具有较高的强度、韧性以及耐磨性。实验前对基材进行砂纸打磨, 去除表面铁锈及氧化膜,并用丙酮清洗。
实验采用YLS-4000光纤激光再制造系统,送粉方式为同轴送粉,熔覆过程对熔池施加氩气保护。样本分析实验用单道激光熔覆工艺参数如表2所示。
图3(a)~(e)分别为表2中序号1~5工艺参数下对应实验样本,由图3可知,各实验样本均具有较好的成形形状,其中,工艺参数3下实验样本(c)熔覆层两侧略有沾粉外,成形高度相对较小;工艺参数1,2下对应实验样本(a),(b)成形高度与成形宽度基本一致,但工艺参数5对应的实验样本(e)成形高度及宽度都相对较大。
图3 不同工艺参数下单道熔覆层宏观形貌 (a)工艺参数1样本;(b)工艺参数2样本;(c)工艺参数3样本; (d)工艺参数4样本;(e)工艺参数5样本 Fig.3 The integral shape of single laser cladding layer (a)specimen for parameters set 1;(b)specimen for parameters set 2; (c)specimen for parameters set 3;(d)specimen for parameters set 4; (e)specimen for parameters set 5
在每个熔覆道中部进行线切割取样、镶样、打磨并抛光,利用4g CuSO4+20mL HCl+20mL H2O的腐蚀液配方腐蚀20~25s,利用Olympus GX-51型金相显微镜的微观测距功能,测量样本熔宽和熔高,并由公式(2),(3),(4),(8),(9)计算每组工艺参数下对应最优搭接率及稀释率,测量结果如表2所示。
基于表2所示工艺 实验数据,选择稀释 率接近2%~10%区间的样本(a)和样本(e)对应的工艺参数1和5,作为优化后的压缩机叶片模拟件的成形工艺参数,其中参数1具有相对较低的稀释率和热输入量,参数5成形高度相对较大,可减少成形堆积层数,实现快速成形。在实际成形过程中,对工艺参数1搭接率按照60%进行近似,工艺参数5搭接率按照50%近似。图4为采用工艺参数5进行的单层搭接熔覆,图4(a) 搭接率为50%,图4(b)搭接率为30%,可以看出,图4 (a)所示表面平整度明显优于图4(b)。
图4 不同搭接率下熔覆层宏观表面形貌 (a)50%搭接率;(b)30%搭接率 Fig.4 The surface morphology of cladding layer for different lapping ratios (a)50%lapping ratio;(b)30%lapping ratio
图5(a),(c)分别为采用工艺参数5,按照50% 搭接率进行熔覆的搭接部分顶部 及底部金 相组织; 图5(b),(d)为采用工 艺参数5,按照30% 搭接率进行熔 覆的熔覆 层顶部及 底部金相 组织。从 图5 (a),(b)可以看出,相同位置取样的熔覆 层顶部,均为等轴晶组织,搭接率为50%的熔覆层顶部等轴晶较搭接率 为30% 的试样细 小,分布密集;从图5 (c),(d)可以看出,底部均以粗 大的树枝 晶为主 ,搭接率为50% 的熔覆层 底部树枝 晶及胞状 晶都较搭 接率为30%的试样细小,分布更加密集均匀。综上分析,进一步验证基于表面平整度 假设的搭 接率选择的正确性。
图5 不同搭接率熔覆层不同部位金相组织 (a)50%搭接率,顶部; (b)30%搭接率,顶部;(c)50%搭接率,底部;(d)30%搭接率,底部 Fig.5 The metallographic structure of the laser cladding layer on the top and near the bottom (a)50%lapping ratio, the top;(b)30%lapping ratio,the top;(c)50%lapping ratio,the bottom;(d)30%lapping ratio,the bottom
3 再制造量化成形与精度分析
3.1 量化分析及成形过程
实验用基体 材料为进 气边存在 体积损伤 的FV520(B)钢压缩机叶片模拟件,对体积损伤部位进行机械加工去除,为避免成形部位熔覆层内应力集中而造成开裂,在待成形 部位开设 钝角坡口 (20mm×14mm,120°),成形前,对该部位进行砂纸打磨去除氧化膜,并用丙酮及无水乙醇清洗,如图6所示。
基于工艺参数2中实验获得的优化结果,结合激光再制造成形过程工艺特点,对FV520(B)钢叶片模拟件激光再制造成形过程进行量化分析,通过数学模型建立,对成形过程量化控制,提高激光再制造成形精度。
图7所示为待成形叶片模拟件待成形部位整体形貌,设坡口部位缺口高度为h,上底长为d1,下底长为d2,待成形部位坡口宽度为k;工艺参数1单道熔覆层成形高度为h1,宽度为m1,工艺参数5单道熔覆层高度为h2,宽度为m2。
结合激光再制造成形工艺特点,对叶片模拟件激光再制造过程进行量化分析,过程如下:为避免底面与侧面斜坡相交的两条底边S1,S2成形过程中热应力过大而开裂(如图7所示),首先采用低功率工艺参数1进行单道熔覆。然后对坡口各边进行单道成形熔覆, 在以较低稀释率形成良好冶金结合的同时,可以形成良好的成形边界,防止后续成形过程中形成过大的加工余量。随之在成形 边界内部 进行单道 搭接填充1层,搭接率为60%,为避免激光光闸频繁开闭而对成形稳定性造成影响,激光光束扫描方向与Y方向平行,单道熔覆层之间熔覆时间间隔0.5s,使成形层充分冷却,防止熔池 过热而过 度成形。设 成形高度 为h1,剩余成形体积高度为H,则
为减少熔覆层层间热累积,实现快速成形,应减少堆积成形层数。首层成形后,采用参数5进行体积快速成形,扫描方向与X方向平行,使部分熔覆层残余应力在不同方向抵消[15],层内搭接率为50%,单道之间成形时间间隔0.5s,每一成形层与前一成形层向内或向外平移半 个光斑位 置进行[16],如图8所示。采用该工艺可以实现快速成形并保持较好的表面平整 度,则
在进行成形层堆 高过程中,每层熔覆 层需向两 侧斜坡方向各扩展成形偏移p,如图9所示,以实现体积高度方向最 终成形的 同时,完成侧面 斜坡的堆 积成形。
设每层熔覆层较前一熔覆层向侧面斜坡偏置为p,则
由式(11),(12)可得:
由坡口开设方 式可知,h=5.2mm,d1=20mm,d2=14mm;由表2中相关工 艺参数可 知,h1= 1.02mm,h2=1.34mm。
根据模拟件体积损伤结构特点,分析归纳相关成形难点,按照选定的优化工艺参数,进行叶片模拟件激光成形再制造:
(1)坡口边界及底面相交边单道成形。如图10所示,采用工艺参数如下:激光功率1.1kW、扫描速率180mm/min、送粉速率21.4g/min、载气流量150L/h、搭接率60%;底面与侧面斜坡相交的两条底边单道成形1层,成形高度为1.02mm,然后以同样工艺参数在各边界成形1层,与Y方向平行进行边界内部填充成形,如图10所示。
图10 叶片模拟件首层成形过程示意图 (a)底部相交边单道成形;(b)底部Y 方向填充成形 Fig.10 The schematic diagrams of the forming course for the first layer (a)single layer forming for the bottom intersecting line;(b)filling forming in the Y direction
(2)坡口体积成形逐层堆积。 采用工艺 参数如下:激光功率3kW、扫描速率600mm/min、送粉速率42g/min、载气流量250L/h、搭接率50%,进行堆积成形,单层成形 高度1.34mm,将相关参 数代入公式(11)中可知,实现坡口 堆积成形 共需堆积4层,激光束扫描方向与X方向平行,将相关参 数代入公式 (4)可知,每层熔覆 层向两侧 斜坡各偏 移0.75mm。
3.2 成形尺寸精度分析
图11所示为再制造成形后模拟件整体形貌,可以看出,整体具有较好的表面平整度,进一步验证优化搭接率选择的合理性。为分析再制造成形后叶片模拟件熔覆层表层缺陷情况,对成形修复后叶片模拟件表层进行渗透探伤实验,表面喷涂白色渗透试剂部分无红色试剂渗出,表明成形部位表层无气孔、裂纹等缺陷存在。
为进一步精确测量激光再制造成形修复后叶片模拟件尺寸恢复精度,利用金相显微镜对基材和成形部位斜面弯折角度进行测量,结果如表3所示,w为成形部位宽度,α为成形部位原件弯折角度,β为该部位成形前角度,“-”表示尺寸与原件一致。尺寸测量结果表明:激光再制造后叶片模拟件尺寸恢复较好,成形后加工余量在2mm之内,角度精度控制在3°内。
渗透探伤实验和尺寸精度分析结果表明,叶片模拟件再制造过程参数优化选择正确,成形过程量化分析合理,能够实现成形过程精确的量化控制,修复后模拟件具有较好的尺寸和角度精度,相关工艺优化方法及过程对该类型结构件激光再制造成形具有一定的借鉴意义。
4 结论
(1)确定对应材料体系下优化工艺参数为:激光功率1.1kW,扫描速率180mm/min,载气流量150L/h, 送粉速率21.4g/min;激光功率3kW,扫描速率600mm/min,载气流量250L/h,送粉速率42g/min。
(2)结合激光再制造成形工艺参数特点,量化分析激光再制造成形过程,提升成形形状控制水平及精度。
(3)渗透探伤实验结果表明:表层无裂纹、气孔等缺陷存在。测量结果表明:激光再制造成形部位尺寸与原件精度误差控制在2mm之内,成形部位扭转角度精度误差控制在3°以内。
叶片模拟件 篇2
1 试验方法
脱硫搅拌器叶片选用的材料为欧洲标准EN10213《用于压力设备的钢铁铸件》中牌号为1.4517的超低碳超级双相不锈钢,因其材料为铸造用钢,无法取得叶片用材料的试件,采用化学成分和耐腐蚀性能类似的25Cr-7Ni-3.7Mo-0.27N型超级双相不锈钢2507替代焊接模拟试件,2者的化学成分和性能对比如表1和表2所示(PRE,点腐蚀抗力当量,表2所列为最大值)。采用δ=15 mm的2507板材开V型坡口,选用Er2594焊材,直流反接,焊接电流为90~120 A,焊接模拟试件。
试验按照ASTM G3-89标准与ASTM G31-04标准,分别采用电化学腐蚀试验与浸泡腐蚀试验对焊缝与母材的耐腐蚀性能进行测试。
试验条件的选择[3]参照搅拌器叶片服役的工作环境,以SO2,SO3,SO32-,SO42-,CL-(F-)的腐蚀为主要腐蚀介质,吸收塔浆液p H值为4~6.5,其中SO2,SO3溶于水主要形成SO32-,SO42-离子形成腐蚀,F-和CL-均为卤素离子,其腐蚀作用类似,因此在试验时对其进行归一化处理,采用H2SO4+Na Cl溶液模拟现场腐蚀环境。
电化学测试利用Parstat 2273型电化学工作站完成,试样尺寸为10 mm×10 mm×5 mm,试验中以制备好的试样为工作电极、饱和氯化钾/甘汞电极为参比电极、铂电极为辅助电极的标准三电极系统如图1所示。以1 mol/L H2SO4,1 mol/L H2SO4+10(wt)%Na Cl 2种溶液为电解质溶液。制备电化学腐蚀试样时,用铜导线与基体连接,留出1 cm2的腐蚀电极表面,其他非测试面与导线裸露部分用环氧树脂密封。为了具有对比性与可重复性,试验前所有试样表面都按照ASTM G1-03标准经过不同目数砂纸打磨并抛光,使其平均表面粗糙度为0.02μm,然后在丙酮中超声清洗,放入烘箱烘干并干燥保存。
采用扫描极化测试和电化学阻抗频谱测试进行电化学检测。腐蚀试验前将试样放入电解质溶液中浸泡100 min,以获得稳定的开路电位,并在此稳定开路电位下进行电化学测试,扫描极化测试的扫描速率为1m V/s,电化学阻抗频谱测试的扫描频率为100 k Hz~10 MHz,外加激励信号电压幅度为10 m V。
浸泡腐蚀测试以1 mol/L H2SO4,1 mol/L H2SO4+3.5(wt)%Na Cl,5 mol/L H2SO4,5 mol/L H2SO4+10(wt)%Na Cl 4种溶液为电解质溶液。试验温度为室温条件,腐蚀溶液全浸试样后,腐蚀溶液的量按每1 cm2涂层的面积计算不低于20 m L。实验烧杯用保鲜膜密封,以防止溶液蒸发导致溶液浓度变化过快。试验时,定期将试样从烧杯取出,用不高于40℃的清洁蒸馏水轻轻清洗以除去试样表面残留的腐蚀溶液,放置于70℃的烘箱中烘2 h,用精度为0.1 mg的电子天平进行称重,计算重量变化,并记录试样表面形貌变化。
2 试验结果
2.1 电化学腐蚀试验结果
焊缝与母材在1 mol/L H2SO4溶液中的电化学阻抗谱曲线如图2所示。
从图2中可以看出,焊缝与母材的阻抗谱均呈现为半圆形的容抗弧,但是容抗弧的半径存在着差别,母材的容抗弧半径大于焊缝。这表明焊缝与母材的电化学腐蚀机理相似,但是它们的腐蚀速率不同。研究表明,容抗弧的半径与电荷转移电阻(即耐腐蚀性)有关,容抗弧的半径越大,就意味着腐蚀速率越低[4]。因此母材在1 mol/L H2SO4溶液中的腐蚀速率要低于焊缝。
2种材料的电化学阻抗谱通过ZSimp Win软件拟合计算用R(Q(R(QR)))型等效电路图来表示,C为常相位角元件,如图3所示。具体参数拟合如表3所示。其中Rs为溶液电阻;Ra为氧化层电阻;Rt为电化学反应电阻;Cd1为金属/溶液双层电容;Cf为工作电极表面的氧化层电容;Y为常相系数;n为弥散系数。母材的电化学反应电阻为11 550Ω,大于焊缝的电化学反应电阻10 610Ω,说明母材在1 mol/L H2SO4溶液中的耐腐蚀性优于焊缝的[5],这与图2所得结果一致。
图4、图5分别为焊缝与母材在1 mol/L H2SO4溶液中的电化学Tafel极化曲线。由Tafel外推法计算得到相应的腐蚀电位、腐蚀电流密度值如表4所示。
从图4、图5中看出,涂层的极化曲线形状相似,焊缝与母材层腐蚀电位分别是-96.8 m V与-53.6 m V,腐蚀电流密度分别是0.31μA/cm2与0.27μA/cm2,母材的腐蚀电位更高、腐蚀电流密度更小。按照“腐蚀电位越高、电流密度越小,耐腐蚀性越好”的原则[5],母材在1 mol/L H2SO4溶液中的耐腐蚀性能优于焊缝。
焊缝与母材在1 mol/L H2SO4+10(wt)%Na Cl溶液中的电化学阻抗谱曲线如图6所示。
从图6可以看出,焊缝的容抗弧半径大于母材。这表明焊缝在1 mol/L H2SO4+10(wt)%Na Cl溶液中的腐蚀速率要低于母材。
2种材料在1 mol/L H2SO4+10(wt)%Na Cl溶液中的等效电路图与在1 mol/L H2SO4溶液中相同,对应的电化学阻抗谱拟合数据如表5所示。
由表5可知,焊缝的电化学反应电阻为14 300Ω,大于母材的电化学反应电阻10 590Ω,说明焊缝在1mol/L H2SO4+10(wt)%Na Cl溶液中的耐腐蚀性优于母材,这与图6所得结果一致。
焊缝与母材在1 mol/L H2SO4+10(wt)%Na Cl溶液中的电化学Tafel极化曲线如图7、图8所示。由Tafel外推法计算得到相应的腐蚀电位、腐蚀电流密度值如表6所示。
从图7、图8中可以看出,焊缝与母材层的腐蚀电位分别是-56.6 m V与-240.5 m V,腐蚀电流密度分别是0.38μA/cm2与0.86μA/cm2,焊缝的腐蚀电位更高、腐蚀电流密度更小,焊缝在1 mol/L H2SO4+10(wt)%Na Cl溶液中耐腐蚀性能优于母材。
2.2 浸泡腐蚀试验结果
焊缝与母材分别在1 mol/L H2SO4、1 mol/L H2SO4+3.5(wt)%Na Cl 2种溶液中的浸泡腐蚀失重曲线如图9、图10所示。
由图9、图10可以知道,焊缝与母材在2种溶液中浸泡了24 d后几乎没有重量损失,损失均小于0.6mg,表明焊缝和母材在2种条件下均具有极强的耐腐蚀性能。
焊缝与母材分别在1 mol/L H2SO4,1 mol/L H2SO4+3.5(wt)%Na Cl 2种溶液中浸泡24 d后的表面形貌如图11、图12所示。
由图11、图12可知,焊缝与母材在2种溶液中浸泡24 d后均没有发生明显的变化,这也验证了2种材料在此种介质条件下均具有极强的耐腐蚀性能。
焊缝与母材分别在5 mol/L H2SO4,5 mol/L H2SO4+10(wt)%Na Cl 2种溶液中的浸泡腐蚀失重曲线图13、图14所示。
由图13、图14可知,焊缝与母材在2种溶液中浸泡30 d后几乎没有重量损失,损失均小于1 mg。说明2种材料在此种介质条件下均具有极强的耐腐蚀性能。
焊缝与母材分别在5 mol/L H2SO4,5 mol/L H2SO4+10(wt)%Na Cl 2种溶液中浸泡30 d后的表面形貌如图15、图16所示。
由图15、图16可知,焊缝与母材在2种溶液中浸泡30 d后均没有发生明显的变化,这也验证了2种材料在此种介质条件下均具有极强的耐腐蚀性能。
3 分析与讨论
3.1 电化学腐蚀测试实验
在1 mol/L H2SO4溶液中母材的电化学反应电阻为11.55 kΩ,大于焊缝的电化学反应电阻10.61 kΩ,且母材和焊缝的电化学反应电阻都在10 kΩ以上且基本相同,说明母材在1 mol/L H2SO4溶液中的耐腐蚀性稍优于焊缝的耐腐蚀性,但都具有极强的耐腐蚀性且耐腐蚀性能差别不大;在1 mol/L H2SO4+10(wt)%Na Cl溶液中,焊缝的电化学反应电阻为14.3 kΩ,大于母材的电化学反应电阻10.59 kΩ,且母材和焊缝的电化学反应电阻都在10 kΩ以上且基本相同,说明焊缝在1mol/L H2SO4+10(wt)%Na Cl溶液中的耐腐蚀性优于母材,但都是具有极强的耐腐蚀性,且耐腐蚀性能差别不大。
3.2 腐蚀浸泡试验
在1 mol/L H2SO4,1 mol/L H2SO4+3.5(wt)%Na Cl,5 mol/L H2SO4,5 mol/L H2SO4+10(wt)%Na Cl 4种介质条件下腐蚀速率均在0.008~0.012 mm/a,腐蚀速率极低,说明双相不锈钢的母材和焊缝在此种条件下具有极强的耐腐蚀性且耐腐蚀性能差别不大。同时通过表面形貌观察,焊缝与母材在四种条件下浸泡30d后均没有发生明显的变化,这也验证了焊缝和母材均具有极强的耐腐蚀性能。
5 结束语
通过对焊缝与母材在H2SO4,H2SO4+Na Cl 2种溶液中的电化学腐蚀测试与浸泡腐蚀测试,完成了对焊缝替代母材可行性的评估,并得到以下结论:
(1)母材在1 mol/L H2SO4溶液中的耐腐蚀性能优于焊缝;
(2)焊缝在1 mol/L H2SO4+10(wt)%Na Cl溶液中的耐腐蚀性能优于母材;
(3)母材和焊缝均具有极强的耐腐蚀性,其在不同条件下耐腐蚀性能差别不大。
综合各种条件下,母材和焊缝的耐腐蚀性能基本相当,焊接修复后形成的焊缝耐腐蚀性能可以满足现场使用要求。
参考文献
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叶片模拟件 篇3
自然界中生物图式的发生与演化过程是生物体适应环境应力而进化的过程。尽管生物体形态各异, 但从脊柱动物两侧对称到单细胞生物中心对称看, 生物体无不呈现精巧对称的骨架结构。植物叶片也是一种以中心对称和两侧对称为特征的生物体, 植物学家根据叶脉脉序特征比较, 以期为植物系统分类提供形态学依据;而叶脉的有序分布与环境应力之间的关系则尚无定论。虽然文献[1]认为植物叶脉是叶片刚度的主要贡献者, 但没有对脉序规律进行定量研究。本文选取了三种典型的植物叶片, 通过数据采集获取了叶脉图, 基于数值模拟方法对比了叶脉分布与环境应力的关系, 为机理研究奠定了基础。
1植物叶片样本及分析
为探究自然界中植物叶片合理有序的组织结构对其生存需要的重要性, 拟采取三种不同结构和大小的新鲜植物叶片, 设法得到叶片细观叶脉粗枝网络模型的结构和布局, 进而结合其应力生长环境对模型进行分析和计算。
1.1实际叶片与有限元模型简化
于2008年7月在广州华南理工大学采集三种新鲜植物叶片样本, 分别是 (A) Aleuritesmoluccana (Linn.) Willd (石栗) 、 (B) Ficusvirensvar.sublanceolata (Miq.) Corner (黄葛榕) 和 (C) ArtocarpusheterophyllusLam (菠萝蜜) , 如图1。
石栗属大戟科石栗, 常绿大乔木, 高可达15m叶卵形至心形, 纸质, 长 (10～20) cm, 宽 (8～15) cm, 先端渐尖, 基部截形或心形, 有时掌状三裂, 主要分布于我国广东、广西和云南。黄葛榕属桑科榕, 落叶大乔木, 高可达 (20～30) m, 叶互生, 纸质, 矩圆形或长卵形, 长 (7～19) cm, 宽 (3～8) cm, 基部圆, 顶端渐尖或钝头, 主侧脉明显, 并连成矩圆形, 分布于我国东南部、南部至西南部及亚洲南部至大洋洲。菠萝蜜属桑科桂木, 常绿乔木, 株高 (8～15) m叶革质, 螺旋状排列, 倒卵状椭圆形、椭圆形或倒卵形, 长 (7～15) cm, 先端圆钝而有短尖, 基部楔形, 全缘[2]。主要在海南、广东、广西、云南、福建和四川南部的热带、亚热带地区栽培, 以海南省居多[3]。
由于叶片叶脉序复杂且等级较多, 细小网孔状叶脉建模困难, 且叶片主要是一级主脉和二级侧脉对承载贡献大, 故取一、二级叶脉建立简化模型。将采集的三种新鲜植物叶片利用拍照式三坐标测量仪测得叶片整体点云数据, 将数据调入IMAGEWARE中, 筛选出这三种植物叶片轮廓和叶脉的坐标数据。在ANSYS中利用APDL语言编制了生成叶片轮廓以及叶脉节点和单元的命令流文件, 生成有限元模型如图2。
模型A长约217 mm, 宽约125 mm, 面积约16 816 mm2;模型B长约273 mm, 宽约105 mm, 面积约21 060 mm2;模型C长约159 mm, 宽约113 mm, 面积约13 205 mm2, 长宽比依次为1.736、2.6、1.407。叶片模型主脉为变截面, 最大端直径为2 mm, 最小端直径为0.5 mm, 侧脉直径为0.5 mm。
1.2样本应力环境分析
双子叶植物的叶片形态多种多样, 但内部结构基本相似, 叶片的结构分为表皮、叶肉和叶脉三部分。叶肉是叶片的主要部分, 是叶片进行光合作用的主要场所。表皮被包在叶的外面, 起保护作用。叶脉分布于叶肉之中, 在叶片结构上起着重要作用, 一般分为主脉、侧脉和细脉。主脉是叶的主轴, 对叶起主要支撑作用, 也是输送水分和无机盐等养料的主干道, 同时承担大部分的外界主应力与内部主应力。侧脉是主脉的分枝, 对叶片同样起支撑作用, 负责把养料输送到叶片的各个不同区域, 同时承担大部分的剪切应力。细脉相互连接成网状, 把叶肉分隔成更小的区域, 这样多孔平面蜂窝状结构可以使整体质量轻、强度和刚度大[1]。从植物自身生长需要看, 一方面植物用叶片捕获太阳能进行光合作用以延续个体的生存, 为了更好地吸收光能, 叶片必须有足够的刚度以支持其自身的重量而不至于过度下垂;另一方面, 叶片还必须能适时地调节其空间方位以适应光源变化。从植物生长环境看, 叶片既要受到来自外界风、雨、雪等巨大的机械冲击载荷, 又要承受光、声、热及化合作用的非机械载荷, 还要承受自重等[8]。为了满足自身生长需要以及要在复杂多变的应力生长环境下生存, 经过长时间的进化, 叶片的叶脉结构和布局已经达到了一种自然有序的最优结构, 下面就叶片有限元模型进行计算和分析。
2数值模拟实验
2.1模型单元及参数设定
植物叶子的叶脉选取beam189单元, 该单元基于铁摩辛柯梁理论, 适用于细长梁或适度深梁的计算分析, 并考虑了剪切变形的影响;其余叶片薄层采用shell63单元, 该单元具有弯曲和大变形能力, 可以承受平面内荷载和法向荷载。
Hidetoshi.K[4]等以典型的阔叶植物蜂斗叶属植物的叶子为研究对象做静态拉伸实验, 测得其叶脉杨氏模量大约为60 MPa, 是叶片薄层的11倍多, 故叶片有限元模型叶脉杨氏模量取E1=60 MPa, 叶片薄层E2=5.45 MPa; Balsamo R A[5]等统计25片樱花叶干、鲜质量比为0.343, 柳叶石楠为0.519, 假设干叶密度与普通纸张一样, 干鲜叶质量比为0.5, 据此估算叶片的密度约为1 800 kg/m3;叶片材料的泊松比至今仍没有给出定值, 有专家指出叶片的泊松比较大, 文中数值模拟所用泊松比取值0.4。
2.2网状结构叶片静力分析
植物生长在随机多变的自然环境下, 在亚热带地区, 植物常年经受风吹雨打, 除叶片本身重力外, 雨和风是外界作用于植物叶子的主要机械载荷。叶脉是整个叶片承载的主要结构, 叶脉这种两侧近似对称分布和环境应力之间有何关系?下面就叶脉承受的典型载荷雨载和风载进行模拟分析。
2.2.1 异面多点集中载荷模拟
雨滴对叶片造成的冲击力大小和方向不易确定, 一般是多滴雨同时作用于叶片上, 雨滴加载方式采用多点集中力载荷垂直叶面加载。其计算方法为, 暴雨雨滴的直径大约5 mm[6], 雨滴的质量约为70 mg[7], 落地速度约为9 m/s[8], 假设在叶片上作用的时间为0.1 s, 根据冲量动量公式计算可得造成的冲击力大约为6.3×10-3N。约束叶片模型叶柄的所有自由度, 加载位置如图3所示。
在叶尖 (a) 、垂直叶长方向的中线L与左右侧边缘、主脉交点处 (b、c、d) 分别施加垂直叶面的集中载荷6.3×10-3 N。最终计算结果见表1, 等效应力分布及变形位移量见图5 (a) 。
文献[5]中对整片叶子做拉伸试验获得其应力应变关系曲线, 如图4是柳叶石楠叶子的应力应变曲线, 失效点F决定了叶子的拉伸强度。柳叶石楠为蔷薇科石楠属常绿小乔木, 叶革质, 叶子失效时应力大约为3.28 MPa、应变约0.25。表1数据表明, 在多点集中载荷作用下叶子的最大等效应力小于失效应力, 即在外界暴雨载荷的作用下叶子不会失效断裂。这和实际境况相吻合, 成熟未衰老的植物叶子都能抵抗暴雨随机载荷的影响, 作用后叶子本身组织结构完整无损。
2.2.2 强风压力载荷模拟
英国学者Francis Beaufort对风力按强弱分为13个等级, 在6级强风 (风速14 m/s) 作用下, 边界条件设置同上, 加载风压可按下式计算:
P=0.5ρU2。
其中:ρ为空气密度, 大小为1.225 kg/m3, U为风速, 大小为14 m/s。
以叶片上表面为迎风面, 垂直于上表面方向加载120.5 Pa压力, 求解计算结果如表2所示, 等效应力分布及变形位移量见图5 (b) 。
数据显示模型B的最大等效应力最小为1.24 MPa, 模型A最大等效应力最大为1.99 MPa, 可知三种叶片的最大等效应力均小于失效应力, 从理论上而言, 叶子均不会断裂。但是由于叶子本身组织结构的成熟衰老, 部分老化的叶子会在接近叶柄端断裂;从变形量方面考虑, 三种模型的最大变形量都大于1 m, 而模型A则大于3 m, 对于一片叶柄端固定总长约200 mm的叶子变形量大于1 m是不可能的。虽然在强风的作用下, 植物树枝上部分老化的叶子无法承受强风压力的干扰载荷作用失效断裂;但是大部分叶子仍能抵抗强风的影响, 树枝和叶子良好的柔性性能起了关键性作用, 即在强风的作用下大树枝摇摆耗散了叶子的大变形, 叶子跟随树枝摇摆从而维持本身组织结构的完整。
3结果讨论
双子叶植物叶脉序组成了错综复杂的图式。就形态学而言种类繁多, 但它们也有共同之处。主脉显著粗大, 且横截面尺寸由叶柄至脉梢逐渐变细;侧脉以某角度几乎对称分布于主脉两侧。在力学环境中, 主脉主要承受主应力, 侧脉主要承受剪切应力, 主侧脉相互呼应。观察同种植物的叶片脉序, 发现他们有相同类型的结构但每个图式独自不同, 这可能是由于生长过程中其自组织性的影响。由于脉序的可变异性, 它至今也没有被作为分类植物的安全准则[9]。
生物的形态与组织在长期的进化过程中已经演化成一种稳定状态以适应环境应力的变化。由于遗传因素的决定性作用, 不同种类的植物叶子适应环境应力的能力差异较大。表1、表2数据表明, 在应力方面, 三种叶子受载时最大等效应力值相差不大, 多点集中载荷加载时应力统一较小;而风压加载时应力值均增大约40倍, 加载方式的改变对应力的影响比较显著。在变形位移方面, 三种叶子的最大变形量相差颇大, 多点集中载荷加载时最大变形量B>A>C, 很可能是由于三种叶子形状差异明显依次为心形、长卵形和倒卵状椭圆形, 长宽比为B (2.6) >A (1.736) >C (1.407) , B长宽比大、叶狭长导致其刚度差变形量大, 而A长宽比和叶长都大于C, 且A本身形状在叶尖处横向尺寸急剧减小, 但C横向尺寸变化平缓, 从结构上而言C刚度好于A;与雨载荷相比, 风压加载时A和C的最大变形量增加倍数非常大。相比之下B却增加较少远小于A和C的最大变形量。首先是因为B加载方式改变时最大变形量的发生点由叶尖变为侧边缘, 其次可能是和叶脉的分布有关。B叶脉分布的密集度明显大于其它两种。我们可以把植物叶子几何结构比作纤维增强的单层板, 叶脉看作为纤维增强体, 叶肉和表皮部分看作是基体组分。单层板是由基体和增强材料复合而成的单层材料, 其力学性能决定于组分材料的力学性能和各相材料的形状、分布、含量[10]。为了解决B叶子形状狭长而导致的刚度差的矛盾, 自然进化和遗传因素使得B叶脉的含量, 也就是增强体的含量增加, 从而提高了B的刚度。
鉴于叶子形状和尺寸的差别, 直接简单地比较三种叶子承载时的最大应力和最大变形位移值, 对于说明它们的承载能力和刚度的好坏不可靠。这里我们采用比强度和比刚度来进一步解释, 比强度或比刚度本来的涵义是指材料的强度或刚度与其密度的比值, 而下文中指的是叶子的最大等效应力或最大变形位移与其面积的比值 (见表3) , 它们表示各叶片单位面积的承载能力和刚度, 前者值愈大, 后者值愈小, 表示性能愈好。在比强度方面, A和C相当, 承载能力均比B好;在比刚度方面, 对于多点集中力加载时, 三种叶子单位面积内的变形量和整个叶子最大变形量规律一致, 而风压加载时比刚度值C>A>B, A和C刚度相差不大, B的刚度变为最好, 这主要由于加载方式的改变使的叶子的变形方式变为绕主脉的扭转为主, 且最大变形量发生的侧边缘致使变形量减小。
三种不同类型叶子受载时的共性就等效应力分布而言, 图5 (a) 中红色区域显示为最大等效应力发生处, 模拟暴雨载荷作用时发生在叶子中心部位接近主脉中点处, 加载强风压力载荷时为主脉接近叶柄端的位置, 强风载荷作用时叶子最大等效应力约是雨载的40多倍, 且发生处移向叶柄端。由于最大等效应力超过失效点F应力, 叶子在红色区域处可能发生破坏断裂;对于叶子受载时的变形如图5 (b) 所示, 红色区域是变形量最大处, 除风载作用于模型B外变形最大处均为叶尖, 叶柄端变形位移最小, 而主脉位置变形位移较两侧同X坐标处小, 叶片绕主脉发生相对扭转变形, 这种扭转变形使得叶子“聪明”地卸掉原方向载荷的部分力, 使作用于叶子上的拖拽力大大减小。
4结论
文中通过对不同类型植物叶子受载的数值模拟, 发现不同叶脉序的叶子在雨载和风载作用下最大等效应力均发生在主脉处, 且强风载荷作用时叶子的最大等效应力超过失效应力;而变形方面除沿载荷作用方向的剪切弯曲外还表现为叶子绕主脉的扭转变形, 叶子在外载作用下的弯曲和扭转变形使得载荷对叶子的拖拽力减小。
对不同类型叶子在外界主要机械载荷作用下的应力分布与变形规律进行了初步的探索, 为叶脉分布和环境应力关系的机理研究奠定了基础。同时本文研究结果对于指导具有相同应力环境的工程结构的仿生设计具有应用价值。后面将对主脉与侧脉夹角、叶脉分布密度等对叶子受载响应性能的影响具体定量分析。
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叶片模拟件 篇4
模具CAD/CAE/CAM技术在模具设计制造中变得越来越重要, 在各种技术日益成熟的今天, 这种技术越来越显得重要。[1,2,3]而注射成型技术对模具有着很好的模拟作用, 它具有生产效率高, 加工适应性强, 在汽车等行业有广泛的利用。采用Moldflow软件对产品进行注塑模拟分析可以节省很多劳动强度, 提高工作效率, 在实际生产中起着重要作用, 它可以在试模之前在软件上进行模拟分析, 这样就避免了很多重复工作, 可以对浇注系统, 冷却系统, 注射时间, 注射压力, 保压时间等进行分析, 在软件上判断确定的设计是不是合理, 最终提高了生产效率。[4,5]正交试验设计是研究多因素多水平的又一种设计方法, 它是根据正交性从全面试验中挑选出部分有代表性的点进行试验, 这些有代表性的点具备了“均匀分散, 齐整可比”的特点, 正交试验设计是分式析因设计的主要方法, 是一种高效率、快速、经济的实验设计方法。
1 注塑模拟参数优化设计
1.1 模型前处理
以汽轮机叶片为研究对象进行工艺参数优化, 塑件材料为PC+ABS, 外形尺寸为360mm*85mm*135mm, 将塑件通过PROE软件构建好模型后转化成STL格式文件, 之后导入到Moldflow中, 由于该叶片的外形是厚壁外壳, 因此采用3D网格模型进行自动划分。在进行3D网格划分之前首先进行双层面网格的整理, 然后转换到3D网格中, 对双层面的网格划分中, 其中的匹配率要求不高, 只需要对那些错误进行全部修复, 纵横比在一定范围之内即可, 划分好后的网格如图1所示, 冷却系统和浇注系统如图2所示。
1.2 正交试验
结合本次设计的内容, 选用6因素5水平共25组试验方案, 正交试验因素水平如表1所示。
正交试验的结果及极差分析如表2所示, 其中均值1为各因素的第一水平的5组模拟翘曲量结果的平均值, 相应的极差为5个均值中最大值与最小值的差值。其中的均值计算方式如下, 均值1的值是在注射时间为1s的时候, 试验1至5得到的翘曲量的均值= (1.371+1.451+1.510+1.583+1.624) /5=1.5078mm, 得到的均值就是均值1的值, 其它均值的计算方式和均值1的计算方式相同。
由正交试验结果得到的各因素对翘曲量影响趋势图3所示。
由图3可见, 工艺参数对塑件翘曲量的影响程度从大到小依次为:熔体温度, 保压压力, 保压时间, 冷却时间, 注射时间, 模具温度。其中熔体温度, 保压压力和保压时间对塑件的翘曲量的影响较大, 其中随着熔体温度, 保压压力和保压时间的增大, 翘曲量不断增大。
由正交试验结果可知, 熔体温度, 保压压力和保压时间是影响翘曲量的主要因素, 现采用单变量方法得出对塑件最大翘曲量的影响规律, 分别如图4-6所示。
由图4可知, 随着熔体温度的上升, 塑件最大翘曲量不断上升, 这是因为随着熔体温度的增加, 塑件所需的冷却时间不断变长, 从而会增加塑件的收缩机会。但是熔体温度过低时, 不利于保压曲线在型腔中传递而导致保压效果不佳, 使塑件出现收缩。
由图5, 可知随着保压压力的增大, 塑件的翘曲量越来越大, 这是因为保压压力太大, 则会产生过保压的情况, 使塑件脱模后的残余应力较大;当然, 保压压力不能太小, 压力太小会造成较大的短射和较大的收缩等问题。
由图6可知, 随着保压时间的增加, 塑件的翘曲量先变大后减小, 延长保压时间, 可以减少塑件的收缩, 保压时间的长短应以浇口凝固的时间为基准, 如果保压时间比浇口凝固的时间短, 则型腔内的熔体会向浇口回流, 因而出现保压不足使塑件出现较大的收缩。
本次设计进行正交试验的原因是优化各个因素水平, 得到最佳工艺参数组合, 使塑件翘曲量最小。通过进一步模拟验证, 获得最佳工艺参数组合为:熔体温度230℃, 保压压力20MPa, 保压时间10s, 冷却时间15s, 注射时间2s, 模具温度70℃。参数优化后的塑件翘曲量如图7所示, 由图可见, 塑件最大翘曲量是1.344mm。利用以上理论分析结果指导实际操作, 可最大限度地减少塑件翘曲变形, 使塑件外观质量和尺寸符合图纸要求。
2 结束语
以Moldflow为虚拟试验平台, 采用正交试验方案对汽轮机叶片注射成型工艺参数进行了优化设计, 主要结论如下:
(1) 工艺参数对塑件翘曲量影响程度从大到小依次为:熔体温度, 保压压力, 保压时间, 冷却时间, 注射时间, 模具温度。其中, 熔体温度, 保压压力和保压时间对翘曲量的影响较大。
(2) 最佳工艺参数组合为:熔体温度230℃, 保压压力20MPa, 保压时间10s, 冷却时间15s, 注射时间2s, 模具温度70℃。该工艺参数组合下塑件最大翘曲量为1.344mm, 符合翘曲量不大于1.5mm的要求。
摘要：利用Moldflow软件对汽轮机叶片进行工艺成型分析, 通过正交试验的办法来分析各工艺参数对翘曲变形的影响规律, 得到一组最佳工艺参数组合。
关键词：Moldflow,汽轮机叶片,正交试验,工艺参数,翘曲
参考文献
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叶片模拟件 篇5
百叶窗浓缩器工作时，煤粉气流以较高的速度和浓度冲刷百叶窗浓缩器的叶片，这将引起浓缩器叶片的磨损问题，不采取防磨措施的情况下长期运行，叶片的磨损较为明显，严重时叶片会缺损甚至被磨掉。
目前关于百叶窗浓缩器磨损的研究已有一些报道。牛海峰等[6]采用采用数值预测及失效分析的方法确定了影响百叶窗浓缩器叶片磨损的因素，并针对磨损实际情况，研究确定了叶片用新型抗磨材料。范卫东等[7]通过数值计算方法预测了百叶窗浓缩器内叶片及壁面磨损的情况，研究了百叶窗结构、来流速度、给粉浓度等因素对浓缩器内叶片磨损的影响。以上研究主要集中在浓缩器磨损位置和磨损特征方面，并没有给出叶片磨损对浓缩器性能的影响。
本文采用数值模拟的方法，对叶片缺级条件下的浓缩器流场进行了数值模拟研究，分析了叶片缺级对浓缩器性能的影响。数值模拟结果为浓缩器应用中采取有效防磨措施提供了理论依据。
1 数学模型
1.1 气固两相流动模型
采用可实现k-ε模型模拟浓缩器内单相流场。颗粒相的求解采用拉格朗日颗粒随机轨道模型。在百叶窗煤粉浓缩器中，必然存在大量颗粒与浓缩器壳体壁面及叶片表面相互碰撞，因而在浓缩器内气固两相流动的计算中考虑颗粒碰壁与反弹非常重要。本文采用Vittal和Tabakoff[8,9,10]经实验回归而提出的颗粒与壁面碰撞反弹模型。
FLUENT软件中有两种求解器，即分离求解器和耦合求解器。使用分离求解方法时，控制方程是分离解出的，即一个一个地解，在得到收敛解之前，必须进行迭代。该方法以前主要用于不可压流动和微可压流动。本文研究对象可视为不可压流体，且耦合求解方法所需内存是分离求解方法的1.5～2倍，故本文采用分离求解方法。采用二阶迎风格式、压力插值格式采用PRESTO格式、压力-速度耦合的方法采用SIMPLE算法。
气固两相流计算中，气相和固相的耦合方式主要取决于两相流中颗粒相的浓度。本文研究的气固两相流平均体积浓度值约为4.8×10-[5]，属稀疏悬浮流范畴。在百叶窗煤粉浓缩器叶片的作用下，进入浓缩器的颗粒流将被分成浓度差异较大的浓淡两股，浓侧颗粒浓度将在平均体积浓度基础上略有提高，局部浓度甚至会提高数倍。颗粒相传递的动量足以改变气相湍流的结构，气固耦合方式则应采用双向耦合。因此在数值模拟中，气固之间的相互作用采用双向耦合方式。
1.2 计算域及网格划分
图1为百叶窗煤粉浓缩器模型的计算网格。浓缩器测试段长度为0.54 m。为了减小浓缩器入口及出口边界对流动的影响，计算域还包括入口稳定段区域A和出口稳定段区域C，长度均为0.45 m。浓缩器网格的划分采用三维多块划分方法，网格为六面体网格。网格尺寸为4 mm。各工况下，计算域网格数均在13万左右。
1.3 边界条件设置
入口边界条件设定为速度入口，入口速度为20 m/s，湍流采用湍流强度和水力直径进行描述，湍流强度I取为5%，入口水力直径为0.063 m。入口气流温度设定为20℃(密度ρ=1.205 kg/m[3]，黏度μ=1.82×10-[5]Pa·s))。出口给定为充分发展管流条件。
颗粒相边界条件:物料为玻璃微珠，平均粒径为30μm，密度为2 500 kg/m[3]。颗粒质量流率为1.36×10-[2]kg/s。颗粒初始速度取为气流速度大小的90%，即18m/s。由于颗粒驰豫时间很小，因此这一人为取值对计算结果影响很小。
1.4 模拟工况
为了验证采用的气固两相流动模型的合理性，首先对基本工况1进行了模拟。工况1中，浓缩器结构与粒子动态分析仪(PDA)实验[11]中浓缩器结构完全一致。
在百叶窗煤粉浓缩器的实际应用中，煤粉颗粒冲刷到叶片表面，长期运行将导致叶片的磨损问题，甚至出现浓缩器在叶片缺级的条件下运行。为了深入了解浓缩器在叶片缺级条件下的性能，对缺单级叶片和同时缺两级叶片的浓缩器内气固两相流场进行了模拟，工况参数见表1。
2 结果及分析
2.1 模型可靠性验证
数值模拟和实验中测点布置如图2所示。图3为浓缩器典型截面上气相时均速度的计算值和实验值的对比图。x向时均速度无因次化后以U/U0表示。图中实验值分别是PDA实验和热线实验的测量结果[11]，由浓缩器出口截面各测点的x向速度值加权平均计算得到，计算值由浓缩器出口处数值模拟结果的加权平均得到。由图可知，气相时均速度的计算值和实验值吻合较好。
1为x=0,2为x=70,3为x=110,4为x=190,5为x=230,6为x=310,7为x=350,8为x=430,9为x=700
本文采用相对相对颗粒体积浓度来表示浓缩器内颗粒的相对浓度分布。相对颗粒体积浓度表达式分别为:
式(1)中C为颗粒相对体积浓度;Ci为测量截面上第i个测点处颗粒体积浓度(cm[3]/cm[3]);Cmax为测量截面上颗粒体积浓度最大值(cm[3]/cm[3]);ni为测量截面上第i个测点处颗粒数密度(个/cm[3]);D30为颗粒体积平均粒径(μm)。
图4为浓缩器典型截面上相对颗粒体积浓度的计算值和实验值的对比图。在浓侧远离叶片的区域及淡侧区域，相对颗粒体积浓度的计算值和实验值的分布趋势一致。在浓侧靠近叶片表面的区域，计算值的波峰出现在叶片表面附近，而实验值在该区域出现波谷，这在截面4、截面6和截面8上体现得尤为明显。以上3个截面为经过叶片的截面，颗粒相与叶片表面发生碰撞反弹。数值模拟中所采用的颗粒壁面碰撞反弹模型对预报叶片表面附近颗粒的流动影响很大，推断该模型在预报浓缩器内具有颗粒壁面碰撞反弹特征的区域的流场仍存在局限。
表2为浓缩器性能参数的计算值和实验值的对比。热线测得的浓淡风速比为不存在颗粒的条件下获得的。实验值采用浓缩器轴向中截面上浓淡出口位置处的数据计算，即采用一条线上的数据加权平均来代替整个面上的数据加权平均。计算值采用浓淡出口截面上的所有数据加权平均计算。表2表明，浓缩器浓淡风速比的计算值和实验值接近，偏差小于10%。计算的浓缩率和浓缩比均低于实验值，偏差约为25%。
PDA在气固两相流动测量中，浓度测量精度的理论值为30%，因而采用PDA测量得到的浓缩器内浓度分布将存在一定的误差。另外，实验中通常采用分别收集浓淡两侧的粉量，并监测浓淡两侧气流流量，结合入口条件来计算浓缩器的浓缩率和浓缩比。气固两相实验中，主要关注浓缩器内流场的分布规律，没有获得浓淡两侧粉量及风量的数据。因而采用上述截面数据加权平均的方法来计算PDA实验中浓缩器的浓缩率和浓缩比必定存在较大偏差。
综上所述，在浓缩器内流场分布方面，所采用的计算模型可以准确预报浓缩器内轴向速度、远离叶片区域的横向速度及颗粒体积浓度，而在预报叶片附近区域的横向速度和颗粒体积浓度时存在偏差。在浓缩器性能方面，采用的模型可以准确预报浓淡风速比。在预报浓缩率及浓缩比时，计算值和实验值之间存在较大偏差，其中实验值的计算方法对结果影响很大。本文的数值模拟方法得到的浓缩器性能结果可以在一定程度反映浓缩器的性能。
2.2 颗粒运动轨迹特性
图5为工况1、工况4和工况7中浓缩器内颗粒轨迹图。主要考察叶片附近及浓侧出口附近颗粒的运动特点。从图中可以看出，颗粒只有在接近叶片附近时才受到叶片的作用。小颗粒表现出较强的跟随性，大颗粒在与叶片碰撞后发生反弹，粒径越大，反弹作用越明显。
在末级叶片出口及分流挡板上方的浓侧壁面附近，大颗粒与浓侧壁面发生剧烈碰撞，将引起浓侧壁面的磨损问题。由图还可以看出，其中一部分大颗粒与浓侧壁面碰撞后反弹至浓缩器出口靠近淡侧的区域，因而适当延长分流挡板可以避免浓淡粉流的过早混合。在缺少末级叶片或同时缺少末级和次末级叶片的情况下，更多的颗粒流向浓侧出口，颗粒与浓侧壁面的碰撞和反弹作用减弱，一部分颗粒在分流挡板前端进入淡侧区域。
在同时缺少末级和次末级叶片时，一部分颗粒与叶片碰撞反弹后直接冲击浓侧壁面，然后被浓侧壁面二次反弹至淡侧。可以预见，这将降低浓侧的颗粒浓度。在实际应用中，应避免同时缺少末级和次末级叶片。
2.3 叶片缺级对浓缩器性能的影响
百叶窗煤粉浓缩器的性能指标主要从浓缩器进出口的风速、粉量及气压分布三个方面进行评价。具体定义如下:
2.3.1 浓淡风速比
式(2)中Un为浓侧煤粉气流平均速度(m/s);Ud为淡侧煤粉气流平均速度(m/s)。
2.3.2 阻力损失系数
式(3)中Δpj为浓缩器进出口静压差(浓淡两侧静压平衡时)(mm H2O);为气流入口动压(mm H2O)。
2.3.3 浓缩率
式(4)中Cn为浓侧煤粉浓度，[kg(粉)/kg(空气)];C!为浓缩器入口煤粉浓度[kg(粉)/kg(空气)]。
图6～图8为叶片缺级对浓缩器浓淡风速比、阻力损失系数及浓缩率的影响关系图。由图可知，在缺中间一级叶片或中间两级叶片时，浓淡风速比将会减低。缺少末级叶片或包括缺少末级在内的两级叶片时，浓淡风速比将增加，达到1.5～2附近，这将造成浓淡两侧速度差异较大，影响锅炉水平浓淡燃烧中气流的组织。
叶片缺级情况下，浓缩器阻力损失系数将会下降，缺两级叶片时阻力系数下降更大。同时缺一级叶片或同时缺两级叶片时，阻力损失系数相差不大。由此可见，第二级～第四级叶片对浓缩器内气相流场的影响程度相当。
浓缩率分布图中，在缺中间一级叶片或中间两级叶片时，浓缩率明显降低。缺少末级叶片或同时缺第二级叶片和末级叶片时，浓缩率将增加，这说明在这两个工况下，末级叶片缺损造成浓侧气流流量增加的同时，浓侧颗粒浓度相比叶片全级条件下也将增加。而同时缺少末级和次末级叶片时，浓侧气流流量增加的同时，颗粒浓度相比叶片全级条件下反而下降，这说明该工况下，更多的颗粒在分流挡板前端进入到淡侧区域。
以上关于叶片缺级对浓缩器内流场及性能的影响中，需要重点关注的是缺少末级叶片及同时缺少末级叶片和次末级叶片的工况。缺少末级叶片时，浓淡风速比偏高，但浓缩率增加。缺少末级叶片和次末级叶片时，浓淡风速比偏高的同时浓缩率减小。因而，同时缺少末级叶片和次末级叶片对水平浓淡燃烧造成的影响要大于缺少末级叶片造成的影响。所以，在浓缩器的实际应用中，要避免浓缩器在缺少末级叶片或同时缺少末级叶片和次末级叶片的条件下运行。
3 结论
采用数值模拟方法对百叶窗煤粉浓缩器进行了气固两相流动的数值模拟研究，获得了叶片缺级情况下浓缩器内颗粒运动轨迹和性能参数。
研究结果表明，浓缩器同时缺少末级叶片和次末级叶片时，一部分颗粒与叶片碰撞反弹后直接冲击浓侧壁面，然后被浓侧壁面二次反弹至淡侧，大大降低了浓缩器的分离性能。
缺少末级叶片时，浓淡风速比偏高，浓缩率增加。同时缺少末级叶片和次末级叶片时，浓淡风速比偏高的同时浓缩率减小。在浓缩器的实际应用中，要避免浓缩器在缺少末级叶片或同时缺少末级叶片和次末级叶片的条件下运行，需要对末级叶片和次末级叶片采取防磨措施。
摘要：采用FLUENT软件对百叶窗煤粉浓缩器进行了气固两相流动的数值模拟研究,并与粒子动态分析仪(PDA)实验结果进行了对比,验证了两相流模型的合理性。对叶片缺级条件下的浓缩器流场进行了数值模拟研究,分析了叶片缺级对浓缩器性能的影响。结果表明,浓缩器缺少末级叶片和次末级叶片时,浓缩器性能降低较大。在浓缩器的实际应用中,要避免浓缩器在缺少末级叶片或同时缺少末级叶片和次末级叶片的条件下运行。
关键词：浓缩器,缺级,磨损,数值模拟
参考文献
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叶片模拟件 篇6
锻造过程中, 材料的塑性变形、温度变化以及组织演变之间有着错综复杂的相互影响。在成形过程中发生的微观组织演变, 不仅对变形过程本身产生作用, 而且在很大程度上直接决定了产品的宏观力学性能。因此, 借助于计算机技术模拟预测金属塑性成形过程中的微观组织演变, 对于掌握塑性成形规律, 优化工艺参数, 提高产品质量及性能, 促进先进塑性加工技术的发展具有重要意义, 是目前材料加工领域的研究热点之一[1~3]。
Kopp等[4]将微观组织模拟技术与FEM结合, 研究了碳钢轧制过程的微观组织演化。Dean等[5]对TC4钛合金航空叶片截面的晶粒尺寸和体积分数进行了二维有限元模拟。Na等[6]应用3D有限元模拟器和微观组织模型, 模拟了叶片二步锻造过程中晶粒结构的演化。李淼泉等[7]将有限元法与Yada微观组织模型结合, 模拟了等温锻造过程中叶片晶粒尺寸的演变。管婧等[8]总结了遗传算法在锻造过程微观组织优化中的应用。周盛等[9]概述了叶片模锻过程的微观组织数值模拟进展。上述模型均能达到足够的精度, 但是大多不能反映材料的内在塑性变形机理。近年来, 应用内变量法建立微观组织模型的方法受到了特别的关注。基于内变量法的微观组织模型从微观角度考虑微观组织的演变过程, 揭示了一定的微观塑性变形机理。
本文采用钛合金高温变形时的内变量微观组织模型, 结合有限元法对TC4钛合金叶片在等温锻造过程中初生α相晶粒尺寸的演变进行了数值模拟。同时, 研究锻造工艺参数对锻造过程中初生α相晶粒尺寸的影响。
2 微观组织模型
2.1 模型介绍
本研究采用文献[10]中介绍的钛合金高温变形时的内变量微观组织模型 (该模型认为在塑性变形过程中, 位错结构与位错密度的变化是微观组织演变的驱动力) , 提出了以位错密度为内变量的钛合金高温变形微观组织演变模型:
式中:α1、α2、β0、β1、β2、γ0、γ1、γ2、γ3——材料参数;
R——气体常数 (8.314J/ (mol·K) ) ;
Qdm——位错激活能;
Qpd——表观变形激活能。
可以看出, 位错密度的变化由两部分组成:第一项是由于加工硬化导致位错密度增加;第二项则代表由于回复和再结晶导致位错密度降低。当位错的聚集速率和抵消速率相平衡, 位错密度基本保持不变, 变形进入稳态变形阶段。
该模型认为高温变形过程中晶粒尺寸的变化是由晶粒的静态长大、动态长大以及由于位错密度变化而引起的晶粒粗化或细化三种长大机制同时发生作用并且相互竞争的结果。
2.2 模型应用
将钛合金高温变形时的内变量微观组织模型应用于TC4钛合金, 其中TC4钛合金的Qdm和Qpd分别为20k J/mol和677.37k J/mol。根据高温热模拟压缩实验和定量金相实验结果, 采用基于遗传算法 (Genetic Algorithm, 简称GA) 的优化技术程序来搜索模型中材料参数的最优解, 在优化程序中, 将初生α相晶粒尺寸的实验值与计算值的平方差作为优化的目标函数[11], 选取部分实验数据作为样本数据, 用于确定材料参数, 剩余的实验数据用于模型验证。确定的材料参数见表1所示。
2.3 模型验证
图1是TC4钛合金在高温变形过程中初生α相晶粒尺寸计算值与实验值的对比。从图中可以看出, 样本数据的平均相对误差为8.27%, 非样本数据的平均相对误差为11.32%。结果表明:建立的微观组织模型对测试数据的预测精度较高, 可以较好地描述TC4钛合金高温变形过程中的微观组织演变行为, 具有较好的稳定性和可靠性。
3 叶片锻造数值模拟
3.1 有限元模型
TC4钛合金叶片锻造有限元几何模型如图2所示, 坯料为变形体, 选取四节点四面体单元进行网格划分。模拟采用SFTC公司开发的体积成形有限元工艺模拟专用软件DEFORM-3D。材料本构采用文献[9]中介绍的钛合金高温变形本构方程, 并通过遗传算法确定其中的材料参数。采用Fortran汇编语言对DEFORM用户定义子程序进行二次开发, 将本文所建立的TC4钛合金微观组织演化模型与本构方程程序化。有限元主程序通过调用该模块, 在每个求解增量步对自定义微观参量求解并输出, 使软件具
备宏/微观耦合模拟功能, 进而实现叶片预锻过程变形—传热—微观组织演变的三维数值模拟。坯料与模具间的摩擦采用常系数剪切模型, 摩擦因子0.1。为了保证有限元模型求解能够准确、快速地进行, 还需要对相关的模拟计算参数 (如求解步长, 网格单元数, 网格重划分等) 进行合理设置。具体的模拟参数
设置如表2所示。
图3所示为工件内选定的特征截面与特征点的分布示意图, 用于研究变形工艺参数对特征截面及特征点处晶粒尺寸的影响。
3.2 模拟结果分析
3.2.1 变形温度对晶粒尺寸的影响
钛合金在热变形过程中, 动态回复是内部组织结构的主要演化形式, 而这一过程的发生和发展对温度有较大的依赖性。变形温度不同时变形过程中存在不同的微观组织演化方式, 因而变形温度对钛合金晶粒的生长方式具有决定性作用。图4所示为
不同变形温度下A-A截面α相晶粒尺寸的分布情况, 图5所示为变形温度对特征点处晶粒尺寸的影响。结果表明, 随着变形温度的升高, 初生α相晶粒尺寸减小。这主要是由于随着温度上升, TC4钛合金发生了α→β的相转变, 导致α相的体积分数逐渐减小, β相体积分数逐渐增大, α相部分晶粒转变成为β相晶粒, 从而α相晶粒尺寸减小。在不同的变形温度下, α相晶粒尺寸的分布基本相同。
3.2.2 变形速度对晶粒尺寸的影响
变形速度对锻件内微观组织分布的影响较大。图6所示为变形温度为940℃时变形速度对A-A截面α相晶粒尺寸的影响情况。从图中可以看出, 随着变形速度的升高, 工件内小晶粒区域增大。图7所示为变形速度对特征点处晶粒尺寸的影响, 可以看出随着变形速度的增加, α相晶粒尺寸减小, 这主要是因为不同变形速度给于变形体回复的时间不同, 导致位错密度不同所致。因而, 叶片锻造时需要适当地控制变形速度, 以获得理想的微观组织分布。
3.2.3 变形程度对晶粒尺寸的影响
图8反映了TC4钛合金叶片预锻时不同变形阶段锻件A-A截面α相晶粒尺寸的分布情况。变形初期, 变形体的中部变形较大, 晶粒尺寸较小, 而其他部分区域如自由流动区和靠近模具附近晶粒尺寸较大。随着压下量的增加, 较小晶粒尺寸区域逐渐增大, 较大晶粒尺寸区域逐渐减小, 锻件内α相晶粒尺寸减小。到变形终了时, 具有最大晶粒尺寸的区域出现在叶片边缘, 最小晶粒尺寸的区域出现在锻件心部, 这是由于在变形过程中, 叶片边缘属于自由变形区, 而心部属于大变形区。根据以上分析, 较大的压下量有利于获得理想的微观组织分布, 这对提高零件的力学性能有重要意义。
4 结论
(1) 基于钛合金高温变形时的内变量微观组织模型, 根据热模拟实验和定量金相实验结果, 结合遗传算法确定了TC4钛合金高温变形时微观组织模型中的9个材料常数。建立的TC4钛合金微观组织模型具有较高的计算精度, 样本数据的平均相对误差为8.27%, 非样本数据的平均相对误差为11.32%。
(2) 将TC4钛合金微观组织演化模型与有限元分析软件结合, 对叶片预锻过程中的微观组织演变过程进行了三维数值模拟。结果表明:变形温度、上模速度和变形程度对晶粒尺寸有显著影响, 随着变形温度升高, 晶粒尺寸减小;压下量越大, 晶粒尺寸越小;晶粒尺寸随着上模速度的增大而减小。在变形的终了阶段, 叶片边缘具有最大晶粒尺寸值。
参考文献
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[8]管婧, 王广春, 赵国群.遗传算法在锻造过程微观组织优化中的应用[J].锻压装备与制造技术, 2008, 43 (3) :67-69.
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叶片模拟件 篇7
国内,尽管数值模拟技术已经应用于单晶涡轮工作叶片的研制中,并取得了良好的效果。但未见单晶高温合金空心导向叶片凝固过程数值模拟研究的报道。本工作将数值模拟和试验研究相结合,模拟分析了单晶高温合金空心导向叶片定向凝固过程,为单晶高温合金空心导向叶片铸造工艺制定提供技术支持。
1 DD6单晶高温合金导向叶片凝固过程数值模拟
1.1 数学模型
单晶高温合金定向凝固传热过程数学模型为净辐射流模型,如下所示[6]。
由能量守恒定律,传热过程控制方程如下:
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式中:ρ为材料密度;c为材料比热容;T为材料温度;t为时间;λ为材料导热系数;x,y,z为三维坐标;L为材料结晶潜热;fs为固相分数;Qnet为净辐射流。
针对定向凝固的换热特点,壳型与加热器之间为辐射换热问题。二者之间的净辐射流模型处理如下[4,5]:
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式中:ε为辐射率;σ为斯蒂芬-波尔兹曼常数;Qnet,i为表面i的净辐射流;Qout,i为流出辐射热流。
当壳型与炉体间产生相对运动时,二者之间的视角系数由下式决定:
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式中:Ai为表面i的面积;θi为表面i,j中点的连线与表面i的法矢量的夹角;r为表面i与j中点之间的距离。
1.2 建模和网格剖分
整个实体模型由单晶高温合金导向叶片、壳型、炉体及水冷结晶器四部分组成。由于实体模型成轴对称分布,为减少计算时间、提高计算效率,模拟采用1/3实体进行计算。采用GeoMESH软件进行网格剖分,使用ProCAST软件中MeshCAST模块校验、修复面网格和生成体网格,网格划分模型如图1所示。
1.3 模拟参数设置
模拟参数是数值模拟过程实现的基础,模拟参数选择的合理性直接决定模拟结果的可靠性。本工作数值模拟过程中采用的参数部分见文献[5,7],另一部分由ProCAST自带的数据库提供。
其中,初始条件为:合金液初始温度Tz0=1555℃;壳型初始温度Tm0=1565℃;型芯初始温度Te0=1565℃;水冷结晶器初始温度Tc0=40℃。
1.4 数值模拟结果与分析
单晶高温合金导向叶片定向凝固过程中不同时刻各部分温度场分布如图2所示,图中颜色表示温度数值的大小。
单晶高温合金导向叶片凝固过程温度分布均匀,不同时刻的等温线曲率小,缘板和叶身上的温差接近。由此,导向叶片上的热流方向保持一致,这为单晶生长和单晶完整性创造了条件。在这样的温度场条件下,单晶生长方向将趋于竖直方向。
单晶高温合金导向叶片凝固过程温度梯度场如图3所示,图中所示的温度梯度为叶片各点达到1399℃(液相线温度)时纵向的温度梯度,温度梯度的大小由相对应的颜色表示,单位为℃/cm。
由图3可见,导向叶片凝固过程各部分的温度梯度不同。选晶器起始段部分的温度梯度最高,这由于水冷结晶器与液态金属的相对温差非常大,导致其热传递非常剧烈,使其温度梯度达500℃/cm;螺旋选晶器的温度梯度小,约为25℃/cm,这是因为截面积减小,螺旋选晶器的纵向导热能力差;过渡段区域的温度梯度下降很快,至20℃/cm以下,此部位全为液态金属,携带热量多,加之没有型芯,热量传递少,导致温度梯度变小;随着壳型不断被抽出,辐射散热面积与角度因子共同的作用,靠壳型表面散热和已凝固的金属的导热将凝固界面的热量导出的能力增大,使叶身大部分部位温度梯度保持在25～45℃/cm范围内;缘板处温度梯度约35℃/cm。尽管拐角处截面面积突变,但温度梯度却没有发生突变,保证了缘板单晶的生长。单晶高温合金导向叶片整个定向凝固过程中,结晶前沿区域都保持正温度梯度,避免了杂晶的产生。
DD6单晶高温合金导向叶片定向凝固过程不同时刻糊状区在叶片中位置和形状模拟结果如图4所示。
由图4可见,导向叶片凝固过程中,糊状区宽度总体较窄,有利于固/液界面的稳定生长。糊状区越窄,凝固方式越接近于顺序凝固,这种凝固方式可以有效地抑制显微缩松和缩孔的产生,保证了单晶的生长和导向叶片的单晶完整性。
2 单晶高温合金导向叶片凝固过程冷却曲线测试
2.1 实验材料
实验采用国内第二代单晶高温合金DD6,该合金具有高温强度高、综合性能好、组织稳定和铸造工艺性能好等优。DD6合金化学成分见文献[8]。DD6单晶高温合金导向叶片浇注和抽拉过程在Bridgman真空感应定向凝固炉中进行,每一模组由三片叶片组成,叶片成轴对称分布。
2.2 实验方法
凝固过程中温度测量采用钨-铼热电偶,温度采集使用德国IMC多通道数据采集仪。数据采集使用电压值输出。
根据导向叶片结构特点和蜡模组合方式,选取7个测温点,左缘板1个,右缘板1个,叶身5个。导向叶片上热电偶测温点的分布如图5所示。
3 模拟结果验证及分析讨论
数值模拟结果和实际测量结果对照如图6和表1所示。
由图6和表1可见,数值模拟结果和实际测量结果偏差小,特别在固/液相线之间的温度偏差小于2%,因此不同测温点的模拟结果与试验测试结果总体偏差小于5%,吻合良好。DD6单晶高温合金导向叶片定向凝固过程数值模拟的可行性和准确性较高。
由图5和图6(a)可见,V4和V6为叶身上同一水平位置的测温点,与水冷结晶器的距离相等,冷却曲线相似,这是由于导向叶片定向凝固过程中等温线曲线小的结果;由曲线的斜率可知,各点的冷却速度相近;由图5和图6(b)可见,V2,V5,V7为叶身竖直方向上的测温点,等间距分布,与水冷结晶器的距离依次增大,最低点V2点的冷却速度比V5,V7要大,基于凝固过程冷却曲线,上述三点到达固相线的时间分别为3049,3692,4115s,这与数值模拟温度场结果相同。
DD6单晶高温合金的液相线温度为1399℃,固相线温度为1342℃。表2为实际测量和数值模拟导向叶片叶身上V4,V5,V6三点温度到达固/液相线的时间,其中V4,V5,V6为同一水平线上三点。
由表2可见,实际测量导向叶片叶身上V4,V5,V6三点温度到达固/液相线的时间不同,数值模拟过程也具有相同的结果,说明该模拟系统定向凝固过程中等温线倾斜分布,且左侧高于右侧。由于导向叶片特殊结构和多叶片排列时不规则的对称性,叶片左侧
与炉壁距离近,右侧与炉壁距离远,当叶片经抽拉由加热区进入冷却区时,距离炉壁近的左侧辐射散热剧烈,而距离远的右侧则可能因为各种遮挡效果(包括叶片、水冷板等)使辐射散热弱,冷速较慢,从而导致了等温线的倾斜分布。
4 结论
(1)DD6单晶高温合金导向叶片凝固过程温度场分布均匀,叶身大部分的温度梯度在25～45℃/cm范围内,缘板的温度梯度约为35℃/cm,导向叶片保持较大的温度梯度。
(2)DD6单晶高温合金导向叶片数值模拟结果和实验结果偏差小,特别在固/液相线之间的温度偏差小于2%,总体偏差小于5%,吻合良好。
(3)实际测量导向叶片叶身中部水平方向上V4,V5,V6三点温度到达合金固/液相线的时间不同,等温线倾斜分布,数值模拟过程也具有相同的结果。
摘要：建立涡轮导向叶片三维实体模型,采用有限元软件ProCAST对DD6单晶高温合金导向叶片凝固过程温度场进行数值模拟;测试DD6单晶高温合金导向叶片不同位置凝固过程的温度变化。结果表明:数值模拟结果与实测结果偏差小于5%,吻合良好;导向叶片叶身的温度梯度大部分保持在25～45℃/cm范围内,缘板处温度梯度约为35℃/cm,导向叶片具有较大温度梯度,其等温线倾斜分布。
关键词：DD6,导向叶片,数值模拟,温度场
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