温度分布状态对锻件锻造变形的影响

D0I:10.13374/i.isn1001-053x.1991.03.026 北京科技大学学报 第13卷第8期 Vo1.13No.3 1991年5月 Journal of University of Science and Technology Beijing May 1991 温度分布状态对燬件锻造变形的影响 邓陟· 曹起骧… 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) 锻造工艺不同冷却方式，即空冷和喷水激冷对大型最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：大型银件，锻造工艺，中心压实法，数值计算，温度场计算 Effect of Temperature Distribution on Forging Deformation of Forgings Deng Zhi"·Cao Qixiang"· ABSTRACT:The method combined numerical calculation of temperature field with modelling experiments was used to analyse and compare the internal te- mperature gradient distribution and the change of large forgings caused by air- cooling and spary water cooling in J.T.S.forging process.The optimum internal temperature distribution of large forgings and effective way to get the optimum temperature distribution were investigated. KEY WORDS:large forgings,forging process,J.T.S.forging process,numeri- cal calculation,temperature field calculation. 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〔1)，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 1990-05-22收稿·本项目得到国家自然科学基金委员会的资助 ··北京科技大学(University of Science and Technology Beijing) ···语华大学(Tsinghua University) 245

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。计算针对大锻件出炉后的冷却过程，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问题，数学描述是： a2T aT 1 aT ax2+ay2=a、ar (1) 初始条件：T=0,T=T (2) aT 边界条件：x=0,x=0 (8) aT y=0,3y=0 C4) 七=L1,秦. ax=h(T.-T) (5) y=L2,, ay =h(T--T) (6) 式中，T为锻件瞬时温度℃，T为环境温度℃，T为时间s,a为材料导温系数m2/s,k为材 料导热系数WIm·℃，h为锻件表面与苏境的对流换热系数W/m2,℃，L1、Lz为锻件在x、 y方向的长度m。 将方形计算区域和时间离散化，△x=x,一：-1，△y=y:一y,-1,取△x=△y,T= T。=△x,n=0,1,2,,区域内节点(i,)在T时刻的温度记作T,。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： T1-2T+Ti,4+T1,1-2TB,:+T1,1-1=1.T-T,1 (4x)2 (Ay)2 (7) T1-2T+T,1+T1-2T出月+T#号1=1.T时号-T} (△x)2 (△y)2 a △T (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)的选代方程为： 246

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

2 U1=2+f VI=QfTi 2+f 1 U2=2+f+U, Q+V+fTi V2=2+f-U 1 ，V=)上11i= 2+f-U,-1 Q-TTTi(A) (△y)2 i=1,…,Nj=1,2,…,M f=(Ax)2 a.AT (9) 2kV w-1+2hAxTo+kfT T号2R+2hAx+kf-2hUN-1 j=1,2,…,M TtH,=UxN-1T对}+VN-1 i=N-2,N-3,…,2,1 THi=U.THi+V. j=1,2,…,M (10) 式(8)的迭代方程为： U1=2+f vi= 2+f' UI-24P+U v:=Qtvi1.Ti 2+f-U U}=2+f+U1 v5=0制T出i=3,4,M-1 2+f'-011 Q= Ti,-2T+T.1.(4y)=1,2,…,Nj=1,2,,M (△x)2 f'-(4y)2 a·△T (11) 2hyh,+2h7Ay+fT位：=1,2，，N T=2k+2hAy+f2kU T时品1=U数1T时品+V1 、Tt号=U}T+1+V}i=1,2,…,Nj=M-2,M-3,…,1 (12) 方程(9)、(10)为已知n时刻的温度分布求解n+1时刻锻件截面温度分布时，沿x方向的 迭代公式，△x、△y分别为节点沿x、y方向的间距，U、V,为迭代系数。方程(11)、(12) 为已知n+1时刻的温度分布求解n+2时刻锻件截面温度分布时，沿y方向的迭代公式，矿、 V为迭代系数。给出初始条件后，即可由式(9)~(12)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。 247

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1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<1)和本算法计 算结果的比较，试件截面120mm×120mm,图中曲线1、2、3分别代表试件中心处、试件中 (b) 1200 (a) 1000 D 1100 800 1000 600 400 900 200 800 0 10 20 30405060. 0 11s (a)一一计算值 (b)一试验结果 ·试验值 ·计算结果 图1温度场计算结果与实测结果的比较 Fig.1 Comparison between the calculative results and practical measurements of temperature ficla in forgings 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 TOPHH B A实测的950mm钢锭空冷过程的温度变化实测结果r2)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 CrMoV和轧辊钢DZ801,在Gleeble一1500热模拟试验机上进行单 向压缩试验，试件变形的应变速率ε=5×10~3s1,刺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。 (a) 800℃ 16 6 14 900℃ 12 BaW/0Ix 10 J000℃ 900℃ 11G0℃ 10000 1230℃ 1250℃ 1100℃ 1290 0.10.20.30.40.50.60. 1.250℃ 00.10.20.30.40.50.6-0.7 ε：s1 8:/s1 (a)转子钢3 CrMoV (b)轧银钢DZ801 图2变形抗力随温度变化曲线(e=5×10-3s-1) Fig.2 Curve of deformetion resistance varied with temperature 248

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