鄧運(yùn)來， 郭世貴， 熊創(chuàng)賢， 張新明

(1.中南大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，長沙410083;2.中南大學(xué) 有色金屬材料科學(xué)與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長沙 410083）

7050鋁合金噴水淬火參數(shù)對(duì)表面換熱系數(shù)的影響

鄧運(yùn)來1，2， 郭世貴1， 熊創(chuàng)賢1，2， 張新明1，2

(1.中南大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，長沙410083;2.中南大學(xué) 有色金屬材料科學(xué)與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長沙 410083）

設(shè)計(jì)了噴射壓強(qiáng)(p）與噴射表面流量密度(qs）作為獨(dú)立參數(shù)的7050鋁合金末端噴水淬火實(shí)驗(yàn)，研究了p，qs和噴嘴大小(d）對(duì)噴水表面換熱系數(shù)的影響。結(jié)果表明，表面換熱系數(shù)在噴射端面溫度為100～150℃時(shí)具有最大值(hmax），hmax波動(dòng)范圍為20000～50000 W·m－2·℃－1;建立了反映p和qs影響換熱系數(shù)規(guī)律的hmax-p-qs三維關(guān)系圖;采用噴射表面面積與噴嘴面積的比值k反映噴嘴大小對(duì)換熱系數(shù)的影響，建立了hmax-k-qs三維關(guān)系圖;hmaxp-qs和hmax-k-qs關(guān)系圖能為噴水淬火參數(shù)(p，qs，k等）設(shè)計(jì)提供參考。

7050鋁合金;末端淬火;換熱系數(shù);壓力;流量密度

金屬材料噴射淬火既能獲得很高的冷卻速率，又能減小淬火殘余應(yīng)力，近年來備受關(guān)注［1］，但許多學(xué)者對(duì)不同條件下的噴射淬火換熱規(guī)律得出的結(jié)論不盡相同［2］。Chen Ruey-Hung［3］通過圓柱銅合金試樣淬火實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)噴嘴的噴水流速為4.6～24m/s時(shí)表面換熱系數(shù)與噴射速率有關(guān)，而噴嘴大小的影響并不明顯。Pautsch A G發(fā)現(xiàn)換熱系數(shù)與噴嘴的排列組合有關(guān)［4，5］。Estes K A 和 Selvam R P 通過鋼的淬火實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)使用小直徑噴嘴在換熱端面上噴射的液滴越小，換熱系數(shù)越大［6，7］。雖然輥底噴水淬火技術(shù)已經(jīng)在航空航天領(lǐng)域使用的7050等高性能鋁合金厚板的制備過程中得到了應(yīng)用，但該技術(shù)的工藝參數(shù)設(shè)計(jì)原理還很少報(bào)道。文獻(xiàn)［8～11］雖然選擇了不同的表征參量研究了影響鑄造工藝過程中鋁合金噴水淬火換熱系數(shù)的因素，但研究對(duì)象與鋁合金厚板輥底噴水淬火過程的物理相似性還有很大的距離。從流體力學(xué)原理上講［12］，噴嘴介質(zhì)流量密度與噴射壓強(qiáng)(噴射速率）是非獨(dú)立變量，因此，以噴嘴為對(duì)象考查流量密度對(duì)換熱系數(shù)的影響與以噴射壓強(qiáng)(流速）為考查對(duì)象是等效的，但如果以被噴射表面流量密度為變量，則流量密度與噴射壓強(qiáng)可以成為獨(dú)立變量，應(yīng)該更有利于認(rèn)識(shí)各噴射參數(shù)影響換熱系數(shù)的規(guī)律與冷卻過程的機(jī)制，但鋁合金被噴射表面流量密度對(duì)換熱系數(shù)影響還鮮見報(bào)道。

本研究以7050鋁合金熱軋厚板為實(shí)驗(yàn)材料，水為淬火介質(zhì)，通過與厚板輥底噴水淬火過程較相似的末端淬火裝置［13，14］，研究了噴水壓強(qiáng)、被噴射表面的平均流量密度和噴嘴大小對(duì)換熱系數(shù)的影響，為研發(fā)鋁合金材料的高效率噴水淬火技術(shù)提供了實(shí)驗(yàn)依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)過程

實(shí)驗(yàn)材料為西南鋁業(yè)(集團(tuán)）有限責(zé)任公司提供的80mm厚7050鋁合金熱軋厚板，沿軋向切取40mm × 40mm × 160mm 的末端淬火試樣［14，15］。如圖1所示，在距試樣噴水端面5mm，10mm，60mm的試棒中心(分別標(biāo)記為A，B，C）設(shè)置三個(gè)熱電偶。用XMT-JK-408測溫儀從試樣放入加熱爐開始至淬火結(jié)束全程實(shí)時(shí)記錄溫度變化。三個(gè)測溫點(diǎn)均達(dá)到470℃后保溫30min，然后在5s內(nèi)將試樣轉(zhuǎn)移到末端淬火裝置上噴水淬火，溫度采樣間隔0.5s，水溫25±1℃。

如圖1所示，試樣上被噴射面積S(m2）和水的密度ρ(kg·m－3）可視為常數(shù)，根據(jù)流體力學(xué)的基本原理可得到式(1）和式(2）。從式(1）和式(2）可以看出，通過調(diào)節(jié)噴嘴流量Q(m3·s－1）和噴嘴直徑d(m），可以獨(dú)立調(diào)節(jié)噴水壓強(qiáng)p(kPa）和被噴射表面的流量密度 qs(L·m－2·s－1）。

圖1 末端噴水淬火示意圖Fig.1 Schematic diagram of end-quench test by spraying water

由于p和qs是相互獨(dú)立的，既可實(shí)現(xiàn)等壓強(qiáng)條件下改變噴射表面流量密度，也可實(shí)現(xiàn)噴射表面流量密度恒定條件下改變噴水壓強(qiáng)。本工作設(shè)計(jì)的總有效實(shí)驗(yàn)次數(shù)為25次，相關(guān)參數(shù)如表1所示。

如圖1所示，淬火試樣可視為半無限長物體，對(duì)應(yīng)的熱傳導(dǎo)方程可轉(zhuǎn)變?yōu)橐痪S瞬態(tài)熱傳導(dǎo)方程［16］。從Fourier傳熱方程出發(fā)，淬火試樣噴水端面在t時(shí)刻的溫度與換熱系數(shù)如式(3）和式(4）所示。

表1 末端噴水淬火實(shí)驗(yàn)參數(shù)Table 1 Parameters of end-quench test by spraying water

式中C 是比熱容(C=873J·kg－1·K－1）;ρ是密度(ρ=2800 kg·m－3）;λ 是導(dǎo)熱系數(shù)(λ =148 W·m－1·℃－1）;hw是換熱系數(shù)(W·m－2·℃－1）;為實(shí)測A點(diǎn)在t時(shí)刻溫度;為實(shí)測A點(diǎn)在t+Δt時(shí)刻溫度為端面中心點(diǎn)在t時(shí)刻溫度;為實(shí)測B點(diǎn)在t時(shí)刻溫度;Δx為測試數(shù)值解析時(shí)A，B兩點(diǎn)間的距離(m）;Δt是從t到t+1時(shí)刻的時(shí)間(s）;TW是噴射水的溫度(℃）。

由式(3）可知，只要在每次淬火過程中測量出A，B兩點(diǎn)的冷卻曲線，然后將其代入式(3）即可反求出端面溫度TS，再按式(4）可反求出端面換熱系數(shù)hW，并建立起hW-TS關(guān)系。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 換熱系數(shù)與表面溫度的關(guān)系曲線

圖2a～e是在噴射表面流量密度(qs）恒定的情況下，改變噴水壓強(qiáng)(p）時(shí)的hW-TS關(guān)系曲線。從圖2中可以看出，不同噴射表面流量密度與噴射壓強(qiáng)條件下?lián)Q熱系數(shù)隨噴水端面溫度變化曲線的形狀是相似的，換熱系數(shù)隨著噴水端面溫度的降低呈不斷增大然后減小的趨勢，在100～150℃時(shí)出現(xiàn)換熱系數(shù)的最大值(hmax），這與沸騰傳熱理論［17］是一致的。冷卻過程中先后經(jīng)歷了氣膜沸騰、過渡沸騰、核態(tài)沸騰和強(qiáng)制對(duì)流換熱四個(gè)過程。在氣膜沸騰換熱階段，換熱系數(shù)隨溫度降低而增加，換熱系數(shù)相對(duì)較低，其原因是淬火開始時(shí)，端面溫度高，水被迅速汽化成大量氣泡，溫度越高，氣泡聚合成氣膜的趨勢越大，由于蒸氣膜的絕熱作用，使熱量無法及時(shí)排出試樣，換熱系數(shù)小。在過渡沸騰換熱階段，噴水端面溫度已經(jīng)下降，但仍高于100℃，氣泡在噴水表面聚合成氣膜的趨勢降低，換熱系數(shù)增大。由于噴水端面熱液體中仍存在氣泡，這些氣泡會(huì)二次形核、長大，吸收大量熱量，即進(jìn)入核態(tài)沸騰換熱階段，同時(shí)新的液體也會(huì)連續(xù)不斷地流向原來的氣泡位置，結(jié)果在噴水端面產(chǎn)生強(qiáng)烈的換熱效應(yīng)，換熱系數(shù)迅速增大，并且過渡沸騰向核態(tài)沸騰轉(zhuǎn)換是換熱能力最強(qiáng)的時(shí)候，此時(shí)出現(xiàn)換熱系數(shù)的峰值。當(dāng)表面溫度小于100℃后，只能依靠強(qiáng)制對(duì)流換熱，且隨著噴水端面表面溫度的降低，淬火介質(zhì)水和噴水端面的溫差越來越小，換熱系數(shù)又開始顯著下降。

2.2 噴水壓強(qiáng)對(duì)換熱系數(shù)的影響

圖3a與圖3b是在固定噴射表面流量密度(qs）的前提下，繪制的hmax隨噴水壓強(qiáng)(p）與噴嘴流量密度而變化的hmax-p和hmax-qn關(guān)系曲線。從圖中可以看出，p和qn對(duì)換熱系數(shù)的影響規(guī)律是完全相同的，可以任選p或qn進(jìn)行表征。作者選擇噴水壓強(qiáng)p進(jìn)行描述。從圖3a可以看出，hmax隨著p增加而增大，但增大的趨勢明顯地受qs的影響。當(dāng)qs=48～108L·m－2·s－1，p≤100kPa 時(shí)，hmax隨 p 增大而迅速增大，100kPa≤p≤300kPa時(shí)，hmax隨 p增大的趨勢平緩，也就是說，噴射水壓在此范圍內(nèi)，冷卻水使用效率不高。當(dāng) qs=130 L·m－2·s－1時(shí)，hmax隨 p變化的規(guī)律與 qs=48～108 L·m－2·s－1時(shí)基本相同，但當(dāng)p=300kPa時(shí)，換熱系數(shù)迅速增大?？傊?，上述結(jié)果除揭示出換熱系數(shù)會(huì)隨噴水壓強(qiáng)p(或qn）增大而增加的一般性規(guī)律外，還發(fā)現(xiàn)噴水壓強(qiáng)處于100kPa≤p≤200kPa時(shí)，hmax隨p增大的趨勢降低，冷卻水的使用效率不高，但p達(dá)到300kPa時(shí)，采用較大的 qs(如 130 L·m－2·s－1），hmax會(huì)明顯升高。

2.3 噴射表面流量密度對(duì)換熱系數(shù)的影響

圖4是在固定噴水壓強(qiáng)(p）的前提下，繪制的hmax-qs關(guān)系曲線。從圖中可以看出，當(dāng) p達(dá)到300kPa時(shí)，hmax隨qs增加而顯著增加，線性系數(shù)達(dá)到110W·S·L－1·K－1，也就是說，此時(shí)噴射水的效率高;當(dāng)100kPa≤p≤200kPa時(shí)，hmax隨 qs增加的趨勢變小，線性系數(shù)降低為50～60 W·S·L－1·K－1，與p=300kPa相比，降低了50%;當(dāng)p≤100kPa時(shí)，hmax隨qs變化的趨勢是先增加后減小，當(dāng)噴射表面的流量密度 qs增加到 90～100 L·m－2·s－1后，換熱系數(shù)hmax隨qs增加反而下降，換熱系數(shù)的這種變化規(guī)律表明在噴射水的壓強(qiáng)小于100kPa時(shí)，噴射表面的流量密度存在一個(gè)上限值，超出上限值后，會(huì)顯著降低換熱系數(shù)。

圖4 hmax-qs關(guān)系曲線Fig.4 Relation curve of hmax-qs

2.4 hmax-p-qs的關(guān)系

從上述可以看出，盡管p，qs是兩個(gè)獨(dú)立變量，但它們對(duì)換熱系數(shù)的影響是相互關(guān)聯(lián)的，為了更清楚地顯示它們的關(guān)聯(lián)性，圖5中給出了hmax-p-qs三維關(guān)系圖。從圖中可見，在本工作所研究范圍的p-qs面上，hmax的變化特征可以分作三個(gè)區(qū):A區(qū)內(nèi)hmax迅速升高(由20000W·m－2·℃－1升高到 40000W·m－2·℃－1），此區(qū)噴射壓強(qiáng)低(p≤100kPa），qs范圍寬(48～130 L·m－2·s－1）;B 區(qū)內(nèi)hmax平穩(wěn)(約40000 W·m－2·℃－1），此區(qū)噴射壓強(qiáng)中等(100 kPa≤p≤200 kPa）、qs也處于中等水平(48～108 L·m－2·s－1）;C 區(qū)是 hmax再次升高區(qū)(約50000 W·m－2·℃－1），該區(qū)應(yīng)該具有高噴射壓強(qiáng)(p ＞200kPa）和大噴射表面流量密度(qs＞108 L·m－2·s－1）。

圖5 hmax-p-qs關(guān)系圖Fig.5 Relation diagram of hmax-p-qs A zone:hmaxincrease quickly，B zone:hmax-p-qsis stable，C zone:hmax-p-qsincrease again

2.5 噴嘴大小對(duì)hmax的影響

圖6是hmax-d-qs關(guān)系圖，圖中同時(shí)也畫出了等壓線。從圖中可以看出噴射表面流量密度和噴嘴大小對(duì)hmax的影響:當(dāng)qs恒定時(shí)，隨噴嘴直徑d減小，hmax增大;當(dāng)d恒定時(shí)，隨qs增大，hmax的變化情況與p有關(guān)，當(dāng)p小于100kPa時(shí)，隨qs增大，hmax先增大后減小，這可能是由于qs過大時(shí)，處于噴射中心位置的氣泡被新的液體帶走的趨勢會(huì)降低，結(jié)果導(dǎo)致?lián)Q熱系數(shù)下降。

圖6 hmax-d-qs關(guān)系圖Fig.6 Relation diagram of hmax-d-qs

為了進(jìn)一步探明噴嘴大小對(duì)換熱系數(shù)影響的一般性規(guī)律，如式(5）所示，定義被噴射表面面積(S）與噴嘴面積(Sn）的比值k作為表征參數(shù)，建立如圖7所示的hmax-k-qs關(guān)系圖(圖中同時(shí)也畫出了等壓線）。

圖7 hmax-k-qs關(guān)系圖Fig.7 Relation diagram of hmax-k-qs

從圖7中不僅可以看出圖6所揭示的噴嘴大小影響換熱系數(shù)的規(guī)律，還發(fā)現(xiàn)，hmax-k-qs面可以分作如圖7所示的A，B，C三個(gè)區(qū)，A區(qū)內(nèi)hmax增加趨勢大，但絕對(duì)值較小，該區(qū)具有較小的k值(約50～150，噴嘴直徑較大）;B區(qū)內(nèi)hmax比較穩(wěn)定，該區(qū)在k-qs面上隨 qs從 48L·m－2·s－1增加到 130L·m－2·s－1，k的范圍由50～500變窄為50～180;C區(qū)是hmax再次升高區(qū)，C區(qū)與B區(qū)的邊界在k-qs面上并非是與qs或k軸平行的直線，而是隨qs增加，k值減小。

綜上所述，對(duì)于需要噴水冷卻的面積，可以方便地從hmax-p-qs(圖5）和hmax-k-qs(圖7）關(guān)系圖上尋找到獲得所需換熱系數(shù)的噴射工藝條件(p，qs，k等），并且可以初步確定噴射工藝參數(shù)調(diào)整的范圍及其對(duì)換熱系數(shù)的影響程度，通過本研究，可以為7050鋁合金厚板的噴淋淬火工藝調(diào)整提供參考數(shù)據(jù)。在7050鋁合金厚板的噴淋淬火過程中，可以使用多級(jí)淬火調(diào)控機(jī)制，在鋁合金厚板處于高溫階段，前多少秒內(nèi)采用高壓低流量噴射，待溫度降到合適的溫度后再采用大流量低壓強(qiáng)噴射的協(xié)調(diào)控制機(jī)制，降低厚板表面與心部力學(xué)性能的差異，提高7050鋁合金厚板的淬透深度，進(jìn)而提高7050鋁合金的淬透性。

3 結(jié)論

(1）7050鋁合金厚板材料末端噴水淬火的噴水壓強(qiáng)p=10～300kPa、噴射表面流量密度qs=48～130L·m－2·s－1時(shí)，表面換熱系數(shù)在噴射端面溫度為100～150℃時(shí)具有最大值(hmax），hmax波動(dòng)范圍為20000～50000W·m－2·℃－1。

(2）建立了反映p和qs影響換熱系數(shù)規(guī)律的hmax-p-qs三維關(guān)系圖。hmax變化特征可以分作三個(gè)區(qū):A區(qū)內(nèi) hmax迅速升高，此區(qū)噴射壓強(qiáng)低(p≤100kPa），qs范圍寬(48～ 130 L·m－2·s－1）;B 區(qū)內(nèi)hmax平穩(wěn)，此區(qū)噴射壓強(qiáng)中等(100kPa≤p≤200kPa）、qs也處于中等水平(48～108L·m－2·s－1）;C 區(qū) hmax再次升高區(qū)，該區(qū)應(yīng)該具有高噴射壓強(qiáng)(p＞200kPa）和大噴射表面流量密度(qs＞108 L·m－2·s－1）。

(3）采用噴射表面面積與噴嘴面積的比值k反映噴嘴大小對(duì)換熱系數(shù)影響，建立了hmax-k-qs三維關(guān)系圖。hmax的變化特征可以分作三個(gè)區(qū)，A區(qū)內(nèi)hmax增加趨勢大，但絕對(duì)值較小，該區(qū)具有較小的k值(約50～150）;B區(qū)內(nèi)hmax比較穩(wěn)定，該區(qū)在k-qs面上隨 qs從 48L·m－2·s－1增加到 130 L·m－2·s－1，k的范圍由50～500變窄為50～180;C區(qū)是hmax再次升高區(qū)，C區(qū)與B區(qū)的邊界在k-qs面上并非是與qs或k軸平行的直線，而是隨qs增加，k值減小。

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Effect of Water Spraying Parameters on Heat Transfer Coefficient of 7050 Aluminum Alloy during Quench

DENG Yun-lai1，2，GUO Shi-gui1，XIONG Chuang-xian1，2，ZHANG Xin-ming1，2
(1.School of Materials Science and Engineering，Central South University，Changsha 410083，China;2.Key Laboratory of Nonferrous Materials Science and Engineering，Ministry of Education，Central South University，Changsha 410083，China）

End-quench test of 7050 aluminum alloy by spraying water with independent parameters of pressure(p）and average volumetric flux over spraying area(qs）was designed.Effect of parameters of p，qsand nozzle diameter(d）on heat transfer coefficient was studied.The results show that the maximum value of heat transfer coefficient(hmax）always occurs when the spraying surface temperature is at 100～150℃，and the scale of hmaxis 20000～50000W·m－2·℃－1.The 3-D diagram of hmax-qs-p was established，which reflects the effect of parameters of p and qson heat transfer.The established 3-D diagram of hmax-k-qs，in which k represents ratio of spraying surface area to cross-section of nozzle，shows the effect of d on heat transfer.The diagrams of hmax-p-qsand hmax-k-qsare helpful to select quenching parameters(p，qs，k，et al）by spraying water.

7050 aluminum alloy;end-quench;heat transfer coefficient;pressure;volumetric flux

10.3969/j.issn.1005-5053.2010.6.005

TG249.1

A

1005-5053(2010）06-0021-06

2009-11-24;

2010-01-24

國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究計(jì)劃資助項(xiàng)目(2005CB623700）

鄧運(yùn)來(1969—），副教授，博士研究生，主要從事材料制備與加工方面的研究，(E-mail）dengylcsu@126.com。