后冷却器（共9篇）
后冷却器 篇1
湖南华菱涟钢薄板公司一炼轧厂1 780 mm热连轧机生产线(以下简称涟钢CSP)轧后冷却区长度较短,对于要求低温卷取的部分钢种,冷却能力不足。卷取温度控制精度较差,尤其是带钢头部和尾部的卷取温度偏差很大。随着涟钢品种钢开发的多元化,因卷取温度超差而产生的质量异议逐年增多。因此,涟钢与东北大学合作,于2009年12月完成了涟钢CSP层流冷却设备改造,轧后新增超快速冷却(UFC)设备,同时对冷却过程控制系统也进行了相应的升级改造,为涟钢CSP拓展钢种研发手段、提高轧后控制冷却技术水平发挥了重要作用。
1 原轧后冷却系统
涟钢CSP原层流冷却控制系统由日本TMEIC公司开发,于2004年2月投入使用,轧后冷却区总长度81.93 m,层流冷却区长度38.4 m,由8组层流冷却集管组成,前7组为水量粗调段,其水量通过预计算和动态计算进行设定,此外在第5组根据精轧出口温度(FDT)和精轧出口速度进行前馈控制;第8组为水量微调段,并在该组进行卷取温度反馈控制。其控制系统结构如图1所示。
涟钢CSP投产以来,随着品种钢开发的增多,原层流冷却控制系统已经无法满足现场生产要求,主要存在如下问题:(1)模型参数针对不同的钢种分类显得比较粗糙,同一套参数无法满足同一分类内所有钢种的控制需求,不同钢种的学习系数差别较大;此外为了保证产量,系统投入后,并没有针对大部分钢种进行模型调试,因而导致温度控制精度差。(2)由于是在F4位置进行带钢各样本段卷取温度动态计算,因此无法获取该样本实测FDT。(3)用于模型计算的实际速度取值不合理,在精轧机组轧制阶段,取第5组层流辊道的速度作为带钢运行速度,与实际带钢运行速度不匹配,经常导致头部温度过低。
2 冷却系统改造
针对涟钢CSP层流冷却系统冷却能力不足的状况,涟钢与东北大学合作,拆除了原层流冷却第1组集管,并利用精轧机组出口到第1组层流集管的部分空间,安装了UFC设备,冷却能力得到大幅度提升,如图2所示。与设备改造相配套,轧后冷却控制系统也做了相应改造,在原有自动控制系统的基础上,L2级增设1台HP系列PC服务器,用于轧后UFC和层流冷却的模型计算与控制;L1级增设1套东芝PLC,2套远程I/O柜,主要用于UFC喷嘴开闭控制及水流量的精确控制。为了确保UFC系统调试期间不影响正常生产,改造后的L2级计算机控制系统采用了并行方案,如图3所示。
在UFC设备投入使用时,UFC和层流冷却区的设定计算由新增UFC过程计算机来完成,原层流冷却过程计算机处于待机状态,UFC过程计算机将UFC和层流冷却喷嘴组态下发至UFC PLC,UFC PLC将层流冷却喷嘴组态传送至原层流冷却PLC。在UFC设备不投入时,新增UFC过程机和原层流冷却过程机可以相互切换,层流冷却喷嘴组态既可以由原层流冷却过程机直接发送至原层流冷却PLC,也可以由UFC过程机发送至UFC PLC,再由UFC PLC发送至原层流冷却PLC。
新增的UFC过程计算机控制系统具有如下特点:(1)新系统将UFC和层流冷却有机结合起来,由1套系统完成全部计算与控制,并且增加了UFC模型自学习功能。(2)当带钢样本到达精轧出口时,在获得该样本的实测FDT后,再触发轧后冷却动态计算。(3)动态计算样本采用实测FDT,并将其值发送至层流冷却第7组集管处用作速度前馈控制。
3 轧后冷却过程控制温度模型
新轧后冷却过程控制系统的基本思想是将带钢沿长度方向划分为若干个样本段,对带钢的每个样本段进行控制。为此,我们建立了带钢空冷和水冷温降模型,并对参数进行了优化。
3.1 带钢空冷温降模型
热轧带钢处于空冷状态时,带钢与周围介质的换热包括热辐射、空冷对流散热以及带钢与辊道之间的热传导等。高温带钢所含的热量在空冷过程中主要通过带钢高温表面以热辐射的形式向外散失,从而造成温度降。根据斯忒藩-玻耳兹曼方程[1,2],在冷却时间dτ内带钢散失的热量
dQ=-εσ[(t+273)4-(ta+273)4]2Fdτ
式中,ε为带钢热辐射系数;σ为斯忒藩-玻耳兹曼常数;t为带钢温度;ta为周围环境温度;F为带钢表面散热面积。
随着热量的散失,带钢温度将会下降,当带钢温降为dt时,带钢热量的变化为:
dQ=cpρhFdt
式中,cp为比热容;ρ为带钢密度;h为带钢厚度。
结合上述两式,有:
令空冷换热系数
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得:
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对上式积分undefined,求解得:
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因此带钢空冷温降模型为:
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上述式中,tD为空冷时冷却区出口带钢温度;tE为进入冷却区时的带钢温度;τa为带钢通过冷却区的时间。
3.2 带钢水冷温降模型
热轧带钢的水冷过程是一个多变量、强耦合的时变过程,水冷温降在理论上难以精确计算,但由于其对流传热的主要方式是水冷换热,因此水冷温降的计算可主要考虑强制对流传热。对流传热的强度不但与物体的传热特性有关,而且还取决于流体介质的物理性质和运动特性。本项目采用基于牛顿冷却公式[3]的水冷温降模型:
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式中,αW为水冷换热系数,它表征水冷对流散热的强度;tW为冷却水温度。
对上式积分undefined,求解得:
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上述式中,tDW为水冷时冷却区出口带钢温度;τW为带钢通过冷却区的时间。
水冷换热系数αW结合带钢速度、冷却水流量、水温及水压等因素由下式确定:
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式中,QU和QL分别为上下集管冷却水总流量;KL为下集管等效系数;B为带钢宽度;L为带钢样本段长度;A1～A3,B1～B3均为模型系数;tW0为基准水温;V为带钢实际速度;V0为带钢基准速度;P为实际水压;P0为基准水压。
水冷换热系数αW的精确程度决定整个系统的温度控制精度,模型按照钢种、厚度、卷取温度及冷却区总温降(精轧出口温度与目标卷取温度之间的差值)来划分类别,同一类别内的带钢具有相同的模型系数A1～A3和B1～B3。为了满足品种钢生产逐年增加的需要,钢种分类由原有的15类扩充到了30类。
为了提高温度控制精度,根据现场实际生产数据,对不同类别的水冷换热模型的模型系数A1～A3和B1～B3进行了调整与优化。
令undefined,根据式(3)有
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上式两边同时取自然对数,得到标准线性回归模型的形式为:
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上式中的fa可根据冷却区入口和出口实际温度按水冷温降模型反算获得,ln h和t-tw等其他参数根据现场实际数据计算获得,我们采用最小二乘法确定水冷换热模型系数A1～A3和B1～B3。表1给出了某类别的水冷换热模型系数A1～A3和B1～B3的回归分析结果。
4 模型应用及效果
经过调试和优化,新轧后冷却控制系统已成功取代了原层流冷却控制系统。随着新控制系统的投入,涟钢CSP卷取温度控制精度明显提高,尤其是头部和尾部卷取温度得到了明显改善,因卷取温度超差而导致的质量异议大幅度下降。图4给出了改造前后冷却控制系统控制效果曲线,其钢种代号均为Q21C,成品厚度均为3.5 mm,目标卷取温度680 ℃,头部空冷段长度20 m。
从图4(a)可以看出,原层流冷却控制系统卷取温度控制精度较差,尤其是带钢头部空冷结束后,存在很长的过冷段,并且带钢尾部的卷取温度出现了翘尾趋势;而图4(b)中,卷取温度控制精度大幅提高,解决了原系统存在的问题,较好地实现了系统改造目标。
5 结论
(1)从传热学基本原理出发,建立了热轧带钢轧后冷却过程温度控制数学模型,包括空冷温降模型和水冷温降模型。
(2)根据涟钢CSP现场数据,对模型中的主要参数进行了调整和优化,取得了很好的效果。
(3)改造后涟钢CSP卷取温度控制精度大幅提高。对于产量较多的普碳钢和冷轧基板,卷取温度偏差在±15 ℃范围内,命中率平均可达97%以上;对于品种钢,卷取温度偏差在±18 ℃范围内,命中率平均可达95%以上,实现了改造目标。
摘要：热轧带钢卷取温度的控制精度是保证带钢表面质量和板形良好的关键因素。本文介绍了湖南华菱涟钢薄板公司CSP轧后冷却控制系统改造方案。以涟钢CSP轧后冷却控制系统为研究对象,基于传热学基本原理建立了具有非线性结构特征的热轧带钢轧后冷却过程控制的温度数学模型,并采用最小二乘法对模型参数进行了回归优化处理。实践结果证明,改造优化后冷却温度控制系统的计算结果与实测结果吻合较好,满足现场要求,取得了较好的控制效果。
关键词：热轧带钢,冷却过程,模型优化,卷取温度
参考文献
[1]刘玠,孙一康.带钢热连轧计算机控制[M].北京:机械工业出版社,1997.
[2]WANG J,WANG G D,LIU X H.Hot strip laminar coolingcontrol model[J].Journal of Iron and Steel Research In-ternational,2004,11(5):13-17.
[3]XIE H B,LIU X H,WAND G D,et al.Optimization andmodel of laminar cooling control system for hot strip mills[J].Journal of Iron and Steel Research International,2006,13(1):18-22.
后冷却器 篇2
龙川小学 刘小朋
教学目标：
1.会做云、雾雨、霜的模拟实验，了解它们的形成原因。2.能够设计并完成影响蒸发快慢因素的实验。3.研究蒸发现象，了解空气中水蒸气的来源。
4.知道水的三态变化条件，了解水在自然界中的循环。5.知道水在自然界的存在有多种形式。
6.体会到自然界神奇的变化，产生热爱大自然的情感。
教学准备：多媒体课件、毛笔、温度计、试管、易拉罐、冰块、盐、湿毛巾。酒精灯、火柴、烧杯、热水、玻璃片，2.烧杯、温水、冰块，3.温度计、试管、易拉罐、冰块、盐、湿毛巾，4.（材料超市）同样的布条、铁架台、台灯、扇子、电吹风。
教学过程设计：
一、导入新课
1.交流：你在哪儿见过水？
2.教师出示课件，组织学生欣赏各种美丽的水体。学生交流观后的感受。3.导入：这些多姿多彩的水被加热或冷却后会发生什么变化呢？这节课我们就来研究研究。（板书课题）
二、设计实验，制造雨、霜、露 1.研究雨的形成
（1）谈话：通过课前的资料收集，你知道雨是怎么形成的吗？如果我们要用实验来证明，你准备怎么做实验？
提示：怎样制造水蒸气？怎样让水蒸气冷却下来？（2）学生小组讨论后交流。
（3）学生说说在实验中需要注意的问题。注意事项：
正确使用酒精灯，实验材料要轻拿轻放，认真观察、记录实验现象。（4）学生分组实验。（5）交流实验现象。
（6）小结：水加热后变成水蒸气，升到高空后遇冷变成了小水珠，许多小水珠聚集到一起，就会降落下来，便形成了雨。水蒸气遇冷后，从气态变成液态，这种现象叫做凝结。
2.研究雾的形成
（1）谈话：有雾的天气会给我们带来哪些不便？你知道雾是怎样形成的吗？
（2）学生交流。
（3）思考：如果让你造出雾来，你打算怎样设计这个实验？（4）小组讨论后交流。
（5）学生分组实验。提醒学生注意观察实验现象。（6）交流实验现象。
（7）小结：温度较高的水蒸气，遇到空气中温度较低的灰尘，就会在灰尘上凝结成小水珠，便形成了雾。
3.研究霜的形成
（1）激趣：用毛笔蘸水在黑板上写下“山行”，师生朗诵《山行》，霜是怎么形成的呢？
（2）指名说一说。
（3）思考：你们能根据提供的材料设计一个造霜的实验吗？（4）学生设计实验。教师巡视，了解学生设计的情况。（5）交流、完善实验方案。
（6）学生分组实验。教师深入小组，进行必要的指导。（7）交流实验现象。
（8）小结：水蒸气遇到很低的温度就会直接结成霜。
三、研究影响水蒸发快慢的因素 1.了解水的蒸发现象
（1）激疑：老师刚才写的“山行”两个字哪里去了？（变成水蒸气跑到空气里去了。）
（2）揭示蒸发的概念：液体形态的水受热后变成气体形态的水蒸气，这种现象叫做蒸发。
（3）提问：空气中的水蒸气还来自哪儿？ 2.了解影响水蒸发快慢的因素
（1）谈话：我们已经知道蒸发现象每时每刻都在进行，你认为蒸发的快慢可能与哪些因素有关？
（2）学生交流讨论，提出假设。（蒸发的快慢可能与周围的温度有关、可能与水的面积有关、可能与周围的空气流动速度有关等。）
（3）每组自主选择一个假设设计实验。教师巡视进行必要的指导。（4）交流实验方案后，分组进行研究。（5）汇报交流实验现象。
（6）小结：蒸发的快慢与周围的温度、水的面积及周围空气的流动速度有关。
四、总结拓展
H13锻件锻后冷却工艺创新研究 篇3
关键词：H13,锻件,冷却工艺
0 引言
H13即4Cr5Mo Si V1, 属于热作模具钢, 是引进美国的H13空淬硬化热作模具钢, 其性能、用途和4Cr5Mo Si V钢基本相同, 但因其钒含量高一些, 故中温 (600℃) 性能比4Cr5Mo Si V钢要好, 是热作模具钢中用途很广泛的一种代表性钢号。由于炼钢技术的不断提高, 钢中的含氢量控制得越来越低, 传统的锻后扩氢冷却工艺已不再适宜, 优化传统的锻后冷却工艺, 可以缩短生产周期, 节约能源, 增加市场竞争力。
1 材料
我们所选用的H13产品要求: (1) 化学成分要求符合 (%) C0.37~0.42, Si0.90~1.20, Mn.0.30~0.50, Cr.4.80~5.50, Mo.1.20~1.50, V0.90~1.10, P≤0.020, S≤0.020, Cu≤0.20, H≤2 ppm。 (2) 低倍检测要求:一般疏松及中心疏松≤2级, 锭型偏析及边缘斑点状偏析≤1级, 一般斑点状偏析≤1.5级, 并且不允许有白点、残余缩孔、夹杂等肉眼可见的缺陷。 (3) 高倍夹杂要求:A硫化物要求粗系2.0, 细系2.5;B氧化铝要求粗系1.5, 细系2.0;C硅酸盐及D球状氧化物均要求粗系1.0, 细系1.5。 (4) 晶粒度≥5。 (5) 硬度不>235 HB, 超声波探伤符合JB/T5000.15-2007中Ⅱ级。
我们所用的材料为钢锭开坯产品, 钢锭规格8.4 t, 共3支, 要求开坯至Φ700, 镦粗拔长两次, 保证锻比≥3, 确保击碎钢锭中碳化物, 枝晶偏析, 达到均匀组织的目的, 消除锻造应力, 改善切削加工性能。化学成分 (%) 为:C0.41, Si1.11, Mn.0.43, Cr.5.63, Mo.1.27, V1.03, P0.013, S0.001, Cu0.07, H1.35ppm。
2 锻后冷却工艺
1) 按照常规生产的标准。H13锻后炉冷工艺见图1。
2) 创新工艺曲线及确定依据。创新后的冷却曲线见图2。
确定依据:
(1) H13的相变温度Ac1为860℃, Ar1为775℃, Accm为915℃, Arcm为815℃, Ms为340℃, Mf为215℃。
(2) 此批H13锻件的【H】含量为1.35 ppm, 所以锻后不用再执行扩氢工艺, 锻后冷却的主要目的就是均匀组织、消除锻造应力, 改善锻件的锯切硬度。
(3) 锻件快速冷却到550℃~650℃, 装炉进行加热, 一方面利用了一部分锻造余热, 节约了能源;另一方面, 未将锻件冷到底, 防止组织向马氏体转变, 防止锻件开裂, 给产品带来质量问题。另外, H13属于过共析钢, 锻后快速冷却, 可以防止出现网状碳化物。
(4) 选择890℃不完全奥氏体化, 进行细化晶粒, 并防止碳化物过度溶解, 在后续缓冷过程中产生网状碳化物, 为后期最终热处理提供优良的组织准备。在低于Ac1的780℃进行等温球化退火, 目的就是消除锻造应力, 改善切削加工性能, 使产品硬度不>235 HB。
(5) 每小时40℃的降温, 降到150℃出炉, 可以降低锻件的硬度, 对后期锻件的锯切提供硬度保证, 同时还可以有效地消除锻件内部的残余应力。由于锻件截面较大, 在高塑性和低弹性的高温区 (>450℃) 快冷时, 表面会产生剪切变形, 这样会使锻件再次产生大的残余应力, 所以将锻件冷至低温弹性区域内 (<300℃) 可以避免锻件内的残余应力。
3 生产
按照新工艺执行锻后冷却后的锻件, 我们对其进行了化学成分分析, 分析结果成分符合要求, 其中氢含量略有降低, 为0.8 ppm, 该含量不会导致锻件产生白点缺陷。另外我们也对锻件的高低倍、组织进行了检测, 检测结果为: (1) 低倍的一般疏松1.5级、中心疏松1.0级、锭型偏析0.5级、边缘斑点状偏析0级、一般斑点状偏析1.0级, 并且没有白点、残余缩孔、夹杂等肉眼可见的缺陷。 (2) 高倍夹杂的A硫化物、B氧化铝、C硅酸盐及D球状氧化物均为粗系0、细系0.5。 (3) 晶粒度为5级。 (4) 硬度检测结果220~230 HBW, 符合加工条件。 (5) 超声波检测结果符合JB/T5000.15-2007中Ⅱ级要求。结果都符合产品要求。总一次性合格率达99.8%。
我们将创新工艺推广到小批量锻件的生产上, 随后我们对锻件进行了抽检, 检测结果完全符合产品要求。
4 结语
后冷却器 篇4
在大自然中水可以以各种姿态出现在我们面前。云.雾.雨.露.霜.雪.冰都是水的.化身。它们是由空气中的许多看不见的水蒸气在加热和冷却后呈现出的形态变化。
指导学生“造雨.造霜.造雾”的实验过程中，把握好这一教学难点。通过演示实验和操作实验，学生真切地看到水的多姿多彩的变化。进一步认识了水的蒸发和凝结从中得出结论。学生掌握了这一知识点，教者教得轻松，学生学得愉快。当学生好奇地提出：空气中的水来自哪里是时。我例举了人们晾晒衣服.河水蒸发等事例，学生了解了自然界中广泛地存在水的蒸发现象。学生能从平凡的生活中掌握了一系列的科学知识。
后冷却器 篇5
建筑物发生火灾时, 在高温作用下, 构件的截面温度会逐渐上升。对于钢筋混凝土构件, 由于混凝土材料的不可燃烧性和热惰性, 其内部会形成不均匀的温度场[1~3]。若想从理论上计算或分析结构的耐火极限, 需首先确定结构内部的温度分布。求解简单的导热问题, 可用解析法, 但是对于非线性边界条件下的导热问题, 解析法就不可行。针对这一问题, 本文采用大型有限元软件ANSYS对四面受火钢筋混凝土柱进行非线性温度场的模拟分析, 模拟结果与实测结果变化趋势一致, 其研究结果有助于进一步深入认识钢筋混凝土高温下的力学性能和耐火极限。
1 材料基本参数的确定
钢筋混凝土柱的组成材料主要为混凝土和钢筋, 具体参数取值如下:
(1) 热传导系数λc:同济大学结构工程与防灾研究所对混凝土的热传导系数进行了测试, 建议对高温下混凝土的热传导系数采用下式表示[4]:λc=1.6-7.06×10-4T, 而钢筋的导热系数参考T.T.Lie[5]的建议。
(2) 比热容C:根据文献[4], 混凝土的比热容可表示为:C (T) =840+420·T/850, 而钢筋的比热表达式为:Cs=0.481+7.995×10-7[k J/ (kg·℃) ]。
(3) 换热系数:在实际分析中使用综合换热系数来代替一般传热过程中的换热系数, 将辐射换热与对流换热综合考虑。具体取值见表1[6]。
(4) 质量密度:混凝土的质量密度取值为2400kg/m3, 钢筋质量密度保持为7800kg/m3。
2 四面受火钢筋混凝土柱温度场有限元模型的建立
2.1 单元选取
混凝土模型总高度为1800mm, 端部牛腿高度300mm, 截面尺寸100mm×300mm, 中部截面尺寸为100mm×150mm, 混凝土模型如图1。纵筋模型长度1800mm, 箍筋模型间距为100mm, 钢筋模型如图2。混凝土有限元计算单元选用Solid70, 钢筋有限元计算单元选用link33。
2.2 施加温度荷载
初始温度取试验时的环境温度, 对流边界条件可以作为面荷载 (具体输入参数为对流系数和室温) 施加于实体的表面, 计算固体和流体间的热交换。对于模型受高温区域, 受高温面和炉膛的热量交换主要是以对流和辐射进行的, 有限元分析中的对流系数采用综合换热系数[6]。本次试验柱升温速率取10℃/min, 柱内部温度通过布置4个热电偶得到, 具体见图3。
将计算得到的温度场作为模型的初始条件, 重新设置环境温度和冷却条件下的换热系数, 可以得出经历任意时间柱的截面温度分布。
2.3 柱截面温度场云图
图4为试验柱中部截面温度场云图。从图中可以看出, 截面外边缘等温线向其内部退化, 由于截面外边缘靠近高温气流, 温度梯度变化较大, 随着向构件截面内部深入, 温度梯度变化趋于平缓。
3 四面受火钢筋混凝土柱温度场试验验证
3.1 试验概况
本试验混凝土的强度等级为C25。粗骨料采用石灰岩, 水泥为强度等级32.5的普通硅酸盐水泥, 水灰比为0.55。试验最高温度分别为250℃、450℃和650℃三种。试验柱尺寸及配筋情况如图5所示。
3.2 试验结果与模拟结果比较分析
3.2.1 升温过程
试验柱跨中截面各测点温度-时间变化关系曲线见图6。以650℃为例, 从图中可以看出:实测温度变化与ANSYS模拟的温度变化吻合情况良好。其中, 实线为试验值, 虚线为预测值。
3.2.2 降温过程
图7为试验柱喷水冷却过程中截面各测点的实际温度与ANSYS模拟的温度的对比。本文ANSYS模拟的混凝土表面换热系数采用张建荣等建议的公式[7]。结果实测降温曲线的降温幅度比模拟的降温幅度大。
4 结论
(1) 在升温过程和冷却过程中, 数值模拟的结果和试验结果吻合良好。
(2) 有限元软件ANSYS对混凝土柱在高温后和冷却过程中的温度场进行模拟是可行的。
(3) 该研究为进一步深入认识钢筋混凝土柱高温下的力学性能及火灾损伤情况创造了条件。
摘要：利用有限元软件对高温后钢筋混凝土柱作三维温度场的非线性分析, 考虑火灾试验中柱子为截面跨中受火和四面加热。研究结果表明, 计算结果与试验结果吻合良好, 说明本文采用ANSYS软件对钢筋混凝土柱的耐火性预测较准, 从而为进一步深入认识钢筋混凝土柱高温下的力学性能创造条件。
关键词：喷水冷却,钢筋混凝土柱,温度场,ANSYS
参考文献
[1]徐玉野.钢筋混凝土柱在高温下的数值模拟[J].建筑科学, 2005 (21) 6:41-44.
[2]温海林, 余志武, 丁发兴.高温下钢管混凝土温度场的非线性有限元分析[J].铁道科学与工程学报, 2005 (2) 5:32-35.
[3]郑永乾, 杨有福, 韩林海.用ANSYS分析钢-混凝土组合柱的温度场[J].工业建筑, 2006 (36) 8:74-77.
[4]陆洲导.钢筋混凝土梁对火灾反应的研究[D].上海:同济大学, 1989.
[5]T.T.Lie.Fire Resistance of Circular Steel Filled with Bar-Reinforced Concrete[J].Journal of Structural Engineering, 1994, 120 (5) :1489-1509.
[6]邵军, 项宗方.火灾下钢筋混凝土构件数值分析平台研究[J].工业建筑, 2006, 36 (3) :265-268.
后冷却器 篇6
关键词：调质,变形,X射线,残余应力
引言
采用传统箱式电炉加热、淬火池淬火的方式生产调质棒材时, 会因为加热时的重力作用及淬火时冷却速度不同造成棒材弯曲, 因此在回火结束后, 棒材必须进行冷矫直或热矫直以达到所需平直度。冷矫直后会因塑性变形造成残余应力, 需进行去应力退火, 如不去应力或去应力不充分, 棒材很可能会在机加工时产生变形。
江阴兴澄特种钢铁有限公司 (以下简称“兴澄特钢”) 利用国内领先的辊底式连续调质炉, 生产供国内外油田、风电、汽车等行业使用的各类调质棒材。 该连续炉采用天然气加热, 管道式炉膛, 斜辊传动, 棒料在炉膛中逐支旋转前进, 出炉后直接进入高压水冷环进行在线喷淋淬火, 随后进入同样的辊底式炉回火。与传统箱式电炉相比, 棒材的调质过程具有加热、冷却均匀, 处理后组织、性能稳定, 综合性能优异的优点, 因此棒材在加热及冷却时不易产生变形, 平直度高, 可省去后续矫直工序, 进而避免产生矫直造成的残余应力。
但在前期市场开发过程中, 有个别客户在使用兴澄特钢的未经冷矫直的调质材进行机加工, 做成零件后, 仍然出现了弯曲变形, 导致零件报废。这些零件均是轴向不对称的复杂形状零件, 而在加工轴类、螺栓类零件时没有出现类似状况, 因此棒材中可能存在冷却速度过快导致的残余热应力。
1 X射线试验原理
X射线法检验应力利用的是X射线在晶体表面的衍射原理。由于晶体中的粒子直径与X射线的波长相当, 满足光学中衍射所需的条件 (光的波长和光栅的尺度同数量级) , 并且晶体中的原子是规则排列的, 当某一波长的X射线照射到多晶体样品上并满足布拉格方程式时便会产生衍射。如果钢材内存在宏观残余应力, 则晶粒晶面间距会发生变化, X射线衍射的位置也将发生位移, 依照此变化即可求得晶面间距的变化, 从而求得应变, 通过弹性力学理论即可求得残余应力[1]。但由于X射线仅能穿透30μm级别厚度, 因此只能测表面应力。
具体检测方法为:采用10% NaCl水溶液在棒材表面约1cm2范围内进行电解腐蚀, 将表层氧化层腐蚀掉后, 用X射线仪检测其表面应力状态, 检验数据如为正值, 则为拉应力, 如为负值, 则为压应力, 每个点取3次检验的平均值。随后再电解掉一定深度的表皮金属, 再次检测残余应力, 这样采用逐层剥离、逐层检测的方法, 得出距表面一定深度范围内的残余应力分布。
2试验过程及分析
2.1回火试验
2.1.1试验原料及方法
兴澄特钢采用连续调质炉生产调质钢时, 为了提高生产效率并避免回火脆性, 棒材回火结束出炉后一般用喷淋水冷却, 对于平直度要求较高的棒材, 回火后也会采用压力矫直机进行矫直, 随后去应力, 去应力后仍然采用喷淋水冷却。
为了验证回火及去应力后的冷却工艺对调质棒材残余应力的影响, 在回火或去应力后, 将棒材采用不同冷却方式冷却到室温进行试验。在 Φ160 mm规格的42CrMo调质棒材上取200 mm长试样五件, 分别按表1的不同冷却方式进行处理后, 采用PSP/MSF X射线应力测试仪检验每件试样的残余应力。
2.1.2实验结果
图1为回火后采用不同冷却方式的42CrMo棒材 (表1中试样1、2、3) 距表面不同深度下的残余应力分布。从曲线可以看出, 回火后空冷的棒材表面有-40~-147 MPa的残余压应力;而回火后水冷至100 ℃、300 ℃的棒材, 从表面至0.6 mm处, 残余压应力逐渐由-206 MPa增加到约-554 MPa, 随后不再明显增加, 可见回火后水冷会大大增加棒材表面残余应力。 而且水冷至300 ℃ 与水冷至100 ℃的棒材表面残余应力值区别不大, 说明大多数残余应力在300 ℃以上就已经形成, 先水冷后空冷的方式并不能有效减少棒材表面残余应力。
2.2去应力试验
对于对平直度要求较高的棒材, 回火后也需采用压力矫直机进行矫直, 随后进行去应力退火, 以消除冷矫直时塑性变形导致的残余应力。为了检验去应力退火后的冷却工艺对棒材残余应力的影响, 从以上调质后水冷的棒材上取两段棒料, 在箱式电炉中分别模拟了510℃去应力退火后空冷及水冷工艺 (表1中试样4、5) 。X射线衍射测试显示, 空冷后棒材表面下1 mm处残余压应力为-100 MPa, 而水冷后残余压应力达到-416.5 MPa, 如图2所示。 因棒材是回火后水冷的, 因此在去应力处理之前, 其表面有较大的残余压应力, 可见经过510℃下保温, 残余应力可得到有效释放, 但如采用水冷方式, 棒材表面会重新产生较大的残余压应力。
2.3破坏法试验
2.3.1应力分析
当淬火棒材加热到回火温度保温足够长的时间后, 原淬火马氏体中析出碳化物, 形成回火索氏体, 因马氏体膨胀导致的晶格畸变得以恢复;同时在高温下材料屈服强度降低, 也有利于淬火时形成的残余应力的释放。这时可以假设棒材处于没有残余应力的理想状态, 而且在随后的冷却过程中, 不会有组织转变, 因此也不会产生新的组织应力。当棒材出炉冷却时, 表面冷却速度大于心部冷却速度, 于是棒材内外温差增大, 表面层金属温度低, 收缩量大;心部金属温度高, 收缩量小, 棒材表面的冷缩受到尚处于高温的心部的抑制, 故表面层承受拉应力, 而心部则承受压应力。到了冷却后期, 表面层金属的冷却与收缩结束, 心部金属继续冷却并产生体积收缩, 但心部的收缩受到表面层的牵制作用而受拉应力, 冷硬状态的表面则由于心部收缩而受到压应力。当整支棒材冷至室温时, 内外温差消失, 冷却后期的应力状态便残余下来。因此, 棒材最终表面受压应力, 心部受拉应力。
此外, 因马氏体转变引起的残余应力正好与冷却时的应力相反, 为表面受拉, 心部受压, 如淬火时的组织应力未在回火时完全消除, 冷却应力与组织应力相叠加, 也有可能形成表面至心部先受压、再受拉、再受压的状态。但不论何种分布状态, 这些拉应力与压应力在棒材横截面上是处于平衡状态的[2]。 由于热应力是在工件快速冷却时其截面温差造成的, 因此冷却速度越大, 截面温差越大, 则热应力越大;反之, 如冷却速度越小, 截面温差越小, 则热应力越小。
2.3.2试验方法
为了进一步验证棒材的应力分布状态, 采用破坏法进行了对比试验。
取两支辊底式连续调质线生产的Φ60 mm×800mm的调质棒材, 将两支棒材一侧沿轴向铣去约15mm厚度, 1#棒材采用回火后空冷、2#棒材采用回火后水冷。
测试结果显示1#棒料基本没有变形, 而2#棒料明显向未加工一侧拱起, 采用直尺测量, 挠度达到了近3 mm。这说明棒材表面有较大的残余压应力。与X射线衍射残余应力分析仪所得出的结果一致。
2.3.3试验分析
在棒材表面进行的破坏, 使整个横截面应力平衡被破坏, 另一侧的表面应力会得到释放, 如果原来棒材表面受拉应力, 晶格处于拉长状态, 应力释放后原子间距减少, 导致棒材未加工一侧整体长度变短, 则该侧会向内弯曲。反之, 如棒材表面受压应力, 晶格处于压缩状态, 应力释放后原子间距增加, 会导致该侧整体长度变长, 从而呈拱起状态。
综上所述, 采用缓慢冷却方式 (如空冷) , 有助于减少热应力的生成。
3结论
(1) 回火出炉后采用水冷方式的棒材表面会产生较大的热应力导致的残余压应力, 而采用回火空冷方式的棒材表面残余应力相对小得多;
(2) 回火后的棒材在去应力结束后, 如采用水冷方式冷却, 仍然会在表面形成残余压应力;
(3) 因棒材表面的残余压应力与内部的残余拉应力相互抵消, 呈平衡状态, 棒材不会变形;但当一侧加工量较多而另一侧加工量较少时, 棒材会向加工量较少一侧拱起, 造成零件变形。
参考文献
[1]罗玉梅, 任凤章.X射线法测量多晶材料残余应力[J].材料导报, 2014.6, 28 (6) , 112—114.
后冷却器 篇7
关键词：冷却装置,缝式喷嘴,涡流,噪声控制
引言
在带钢连续热镀锌处理线中, 为了迅速降低热镀锌后的带钢温度, 一般在锌锅后设置强制风冷型镀后冷却装置。该装置将低温空气以较高速度喷吹到带钢表面, 来实现冷却带钢的目的[1]。然而在实践中, 如果设计不合理, 缝式喷嘴会发出特别大的噪声。通过对资料的分析[2]发现这种噪声主要来自喷嘴附近流场中的涡流。
1 改造前镀后冷却装置的数值模拟和分析
在笔者参与设计的某热轧板热镀锌机组中采用了缝式喷嘴型镀后冷却装置, 实际最大平均出风速度30m/s。调试时, 以最大能力试运行, 镀后冷却装置的噪音超过100dB。当喷嘴平均出风速度为24m/s时, 噪声稍微降低, 但仍然较大。当喷嘴平均出风速度为21m/s时, 噪声明显降低。以下对该装置进行数值模拟分析。
首先建立镀后冷却装置的模型。根据该装置的结构特点作如下简化。
1) 镀后冷却装置简化为包括3个喷嘴的风箱, 如图1所示。
2) 该结构的喷嘴出口宽10mm, 长150mm, 中心间距250mm。
因为喷嘴长尺寸远大于宽度尺寸, 在模拟分析时, 可以简化为二维平面的问题进行分析, 二维结构如图2所示。
采用k-ε湍流双方程模型模拟湍流运动, 流体介质为常温、常压、不可压缩的空气。初设边界条件如下:1) 风箱下侧为进风口, 进风速度为1.125m/s (理论喷嘴平均出风速度30m/s) ;2) 缝式喷嘴与大气分界面压力为0Pa。
网格的划分, 采用四边形网格。
根据资料的分析[3], 当流体以紊流通过突变的局部阻碍时, 由于惯性力处于支配地位, 气流不能像边壁那样突然转折, 于是在边壁突变的地方, 出现主流与边壁脱离的现象, 主流和边壁之间便形成漩涡区。在风箱和喷嘴相接处, 边壁发生了突然转折, 极可能在此处形成漩涡, 因此作为重点分析区域, 网格在此处加密。风箱的压强分布图为图3所示。
风箱的速度矢量分布图为图4所示。从图3、图4中可以看出, 风箱内部压强梯度较小, 速度矢量变化平滑, 不存在较强的涡流区;在风箱和喷嘴相接处, 压强梯度较大, 速度矢量变化急剧, 为较强涡流区。风箱和喷嘴相接处的压强分布图和速度矢量分布图如图5、图6所示。可以看出在喷嘴初始段的边壁附近明显有块负压区, 速度矢量在此处发生急剧变化, 该区域的一部分空气质点在受到与流动方向相反的压差作用下, 出现与主流方向相反的流动, 形成涡流。因此该区域应是主要噪声源, 仅对该处结构进行优化。
2 改造后镀后冷却装置的数值模拟优化设计
优化后的风箱尺寸图如图7所示。
注意避免漩涡区的产生或减小漩涡区的大小和强度, 主要是防止或推迟流体与壁面的分离。就要通过优化边壁结构, 使边壁尽量接近流线形, 使数值分析后压力分布图中负压区消失或减小, 使速度矢量图中速度矢量变化平缓。因此边壁结构做了以下修改:1) 增大喷嘴收缩角;2) 喷嘴与风箱接合处采用更大弯曲半径的圆弧形过渡;3) 减短喷嘴长度。
压强分布图和速度矢量图如图8、图9所示。从图8优化后风箱和喷嘴相接处的压强分布图可以看出, 原来在喷嘴初始段边壁附近的负压区面积明显变小, 和周围区域压差也变小。从图9优化后速度矢量分布图可以看出, 速度矢量变化较优化前平缓, 矢量方向更贴近边壁变化。因此数值模拟结果表明通过优化后风箱和喷嘴相接处的涡流被明显削弱。
3 工程应用
在山东远大20万t连续热镀锌机组中采用了优化设计后的缝式喷嘴型镀后冷却装置, 实际最大平均出风速度28.1m/s。调试时以最大能力试运行, 镀后冷却装置发出的噪音仍然比较大。当风机变频电机频率降到90%, 即喷嘴平均出风速度为25.3m/s, 噪声明显降低。相比优化前喷嘴起躁点21m/s的风速, 经过优化后起噪点风速提高约20%。
4 结论
1) 通过对风箱边壁的流线形优化, 喷嘴起噪点风速提高了约20%, 提高了镀后冷却装置的工作效率。
2) 基于Fluent对流场的数值模拟分析, 可以成功用于工程降低噪声的优化设计, 数值模拟结果可靠。
参考文献
[1]翟正耀.热镀锌连续处理线中的带钢冷却[J].机械制造与自动化, 2010, 39 (5) :61-62.
[2]马大猷.噪声与振动控制工程手册[M].北京:机械工业出版社, 2002.
家用冷却器 篇8
一般家用冷却器的主要结构是采用在装满冷却介质的容器中设置一个螺旋管, 螺旋管上段安装漏斗, 下段为出口。使用时将需要冷却的食品倒入漏斗并通过流经的螺旋管与冷却介质进行热交换, 再通过出口流出。这种方法有一个缺陷:只能冷却饮料等流体食品, 同时由于流体食品通过螺旋管的速度较快, 所以冷却效果不好, 此外, 螺旋管内部无法彻底清洗, 容易造成食品的相互污染。
新型冷却器包括一个连接管和放置在容器中并与连接管相通的水冷结构, 能够冷却包括稀饭浓稠豆浆在内的半流体以及流体, 结构简单易于制造。
多点多向绕轴喷射循环水流发电机
多点多向绕轴喷射循环水流发电机系统由4部分组成: (1) 循环水流系统; (2) 高压喷射系统; (3) 转轮及齿轮调速系统; (4) 永磁发电机。
它的特点是: (1) 节能。不消耗汽油、煤炭、天然气等任何能源, 发电成本低。既不需象太阳能发电机设备的投入, 也无风力发电机对风力环境的特殊要求。 (2) 节水。所需动力为水能, 所需水量少且可持续循环利用。 (3) 环保。无污染、无噪声, 符合国家节能减排政策, 为绿色环保发电产品, 属于清洁能源和可再生能源。 (4) 安全。安装、使用、维护方便, 可在任何需防爆及对安全要求高的环境下运行。
后冷却器 篇9
太原第二热电厂配置的2台300 MW机组凝结水泵是上海凯士比泵业有限公司生产的NLT-250型凝结水泵。该型号凝结水泵的推力轴瓦设计在泵侧,并配有轴瓦冷却器以冷却润滑油,轴瓦冷却器采用水冷却润滑油。该厂采用经玻璃钢冷却塔冷却的循环水供给轴瓦冷却器作冷却水,2台300 MW机组的6台凝结水泵自2006年投入运行后,在每年的高温季节,经常出现轴瓦冷却器润滑油回油温度接近甚至超过70 ℃的情况。由于凝结水泵轴瓦冷却器润滑油油温过高引起凝结水泵推力轴瓦磨损,严重时甚至烧瓦,被迫切换至备用凝结水泵运行,严重影响整台机组的安全稳定运行。2007年3月,10号机c凝结水泵因推力轴瓦润滑油回油温度高达68 ℃,被迫切换至10号机b凝结水泵运行,当时的环境温度只有20 ℃左右,温升高达48 ℃,超过了厂家规定的温升不大于25 ℃的标准要求。
1 原因分析
1.1 循环冷却水水质脏
由于该厂300 MW机组凝结水泵轴瓦冷却器采用经玻璃钢冷却塔的循环水冷却,老化塑料片随循环水进入凝结水泵轴瓦冷却器,堵塞冷却器铜管;循环水在冷却塔内露天冷却,循环冷却水水质较脏,易沉积泥污,附着在轴瓦冷却器铜管上,使凝结水泵轴瓦冷却器冷却效果下降,润滑油油温上升,对凝结水泵的安全稳定运行造成威胁。
1.2 冷却水系统设计不合理
改进前的凝结水泵冷却水系统见图1。原先300 MW机组凝结水泵轴瓦冷却器冷却水的来水、回水母管均采用高位布置(即母管的安装高度高于凝结水泵的轴瓦冷却器)且冷却水管管径细。凝结水泵运行一段时间后,在凝结水泵轴瓦冷却器及冷却水回水管内易沉积泥污,附着在轴瓦冷却器冷却铜管内表面及冷却水回水管内,影响轴瓦冷却器的正常换热,使冷却器冷却效果下降润滑油油温上升,严重时烧损凝结水泵轴瓦冷却器的推力轴瓦。
2 改进措施
改进后的凝结水泵冷却水系统见图2。将凝结水泵冷却器的冷却水管加粗为12.7 mm管并将凝结水泵轴瓦冷却器的冷却水来水、回水母管改为低位布置。并在每个轴瓦冷却器的来水管上加装排污门,在来水母管的末端加装排污门,由于来水、回水母管改为低位布置,冷却水的泥污等杂质随冷却水的流动,大部分沉积在回水母管内,从而避免了泥污大量沉积在冷却器内,并且由于回水母管管径较粗,故沉积的泥污对轴瓦冷却器的换热效果影响较小。
以a凝结水泵为例,正常运行时开启阀门1、2,关闭阀门3、4。冷却水自进水阀1进入凝结水泵轴瓦冷却器,然后通过阀门2流至回水母管。在冲洗凝结水泵轴瓦冷却器时可以不停泵,只需开启阀门3,关闭阀门1,这时有压回水由阀门2进入轴瓦冷却器,然后通过阀门3冲入地沟。同时,凝结泵正常运行时可通过开启阀门4,将回水母管中沉积的泥污冲走,达到不停泵即可冲洗凝结水泵轴瓦冷却器和冷却水回水母管的目的,大大提高了300 MW机组凝结水泵轴瓦冷却器冷却能力,运行实践证明改造效果良好。在7月份至8月份高温期间,环境温度为35 ℃时,凝结水泵轴瓦冷却器润滑油油温只有53 ℃,温升16 ℃,完全满足厂家规定的温升不大于25 ℃的标准要求。减少300 MW机组凝结水泵的启停次数,保证了凝结水泵的安全稳定运行。
3 结语