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帶角度擾流孔的流動與傳熱性能[ 01-12 10:05 ]

利用開擾流孔后的努賽爾數與未開擾流孔前的努賽爾數的比值(Nu/Nua)來表現開擾流孔之后的強化傳熱效果的程度，利用開擾流孔后的阻力系數與未開擾流孔前的阻力系數比值(f/fo)來表現添加擾流孔之后阻力的上升程度，得到的結果分別如圖2.5 , 2.6所示。    從圖2.5可以發現，存在三種曲線的趨近形勢不同的現象，這主要是由于三種不同角度下的擾流孔在低雷諾數下的影響會隨著雷諾數的增大變化造成的。在低雷諾數時，45°時帶來的擾流大，而隨著雷諾數的增大45°帶來的影響會逐漸被

蓄熱式波紋板實驗元件[ 01-12 09:05 ]

數據采集儀以1Hz的頻率記錄空氣溫度，實驗正式開始前一分鐘即采集數據持續采集的時間約為600s，同時記錄實驗段的阻力。實驗段進出口通道各均勻布置九個熱電偶以采集空氣溫度，熱電偶使用之前利用已有精度為士o.1℃的鉑金熱電阻進行熱電偶溫度測試誤差為±0.5℃。實驗段進出口周圍各均勻布置8個靜壓測口，流道的上下面各有3個靜壓測口，流道左右各有一個靜壓測口。壓差通過補償式微壓計測得，壓力測量3次取平均值，誤差在0.3Pa范圍內。通過風機風閥不斷改變空氣流速，在整流段后面通道中央位置用熱線風速儀測量風速，誤差在

擾流孔強化蓄熱式波紋板傳熱特性實驗研究[ 01-12 08:05 ]

根據傳熱元件流動傳熱特性實驗研究的要求，對傳熱風洞實驗段進行設計。由于在蓄熱元件上添加擾流孔后，維持蓄熱元件壁溫恒定較難實現，實驗采取了瞬態實驗(單吹實驗)方法，課題采用了文獻中的單吹數學模型。瞬態實驗中，在風機的作用下空氣通過電阻加熱器加熱至設定好的溫度，本文中將空氣加熱升高40℃。整體實驗裝置外用絕熱保溫材料包裹，避免熱量散失到外界去。熱空氣通過實驗中帶有擾流孔的蓄熱元件，空氣被冷卻。瞬態實驗方法中，進出口空氣溫度隨時間變化，相應的進出口溫度隨時間的變化曲線會被記錄下來，當進出口空氣的溫度曲線1s內斜率變化小于

蓄熱式換熱器的背景[ 01-11 10:05 ]

回熱式換熱器，又稱蓄熱式換熱器。在這種換熱器中冷、熱兩種流體依次交替的流過同一換熱表面而實現熱量交換的設備。在這種換熱器中，換熱表面通常采用波紋板，除了換熱以外還起到了蓄熱的作用，因此稱之為回熱式波紋板。高溫流體通過時，蓄熱式波紋板傳熱元件吸收并積蓄能量，然后流過的低溫流體通過對流換熱將熱量吸收，從而形成一個能量的轉換過程。回熱式換熱器廣泛應用于低溫余熱利用領域，例如電站的回轉式空氣預熱器就是一種典型的蓄熱式換熱器。蓄熱式換熱器可以將進來的空氣加熱到一定的溫度，提升了鍋爐在發電過程的換熱性能，因此大大增大了能源的利

熱鍛成形的概述[ 01-11 09:05 ]

熱鍛成形是金屬塑性加工的一個主要組成部分，鍛壓加工是利用金屬的可塑性讓逐料發生塑性變形，需要通過外部壓力（鍛壓設備的錐頭、沖頭或經過模具對強料施加壓為）才能使猛料產生變形，獲得規定的尺寸和相應組織性能鍛件的加工方法以。在熱鍛時，逐料發生顯著的塑性形變，塑性流動非常明顯。通過鍛造產生的逐料的為學性能一般比相同材料的鑄件的性能優越。為了更方便更直觀的了解金屬塑性成形過程時金屬內部的流動情況！＾及犀料內部不同物理量的分布情況，預測逐料和模具在變形過程時產生什么樣的結果，以便及時地對設計方案修改，為成形工藝和模具設計優化提

模塊鍛件的主要創新成果[ 01-11 08:05 ]

（1）對模塊鍛件鍛造過程進行了全流程有限元數值模擬，分別從溫度場、應力場、鍛造載荷和成形質量四個方面，比較了軸向反復鐓拔法、徑向十字鍛造法和綜合鍛造法對鍛件質量的影響。結果表明，采用徑向十字鍛造法優于其他工藝方法，其溫度場和應力場分布均勻，鍛造載荷合理，鍛造過程不易產生裂紋，且鍛造操作方法不復雜。 （2）結合現有的生產條件，對有限元模型進行試驗驗證，分析試驗結果與模擬結果中材料的溫度和尺寸的變化等情況，有限元模擬值和試驗測量值的變化趨勢完全是一致的，溫度場最大相對誤差為 8.5%、尺寸變化最大誤差 5.5

拔長方法的改進[ 01-10 10:05 ]

針對拔長過程，單一工位無法完全鍛合砧邊緣交界處的孔洞，本文采用交錯砧位置的拔長鍛造方法。如圖 5-28 所示，分別用 1、2、3、4 和 5 來標記坯料在砧板正中心和砧板邊緣交界處的位置，當對坯料的某一側面進行第一趟拔長后，在第二趟拔長相同側面時，采用砧位交錯的方法，即第一趟拔長中位于砧邊緣交接處的地方，在第二趟拔長中就會位于砧板的正中心位置，即 1 位置在第一趟拔長時位于砧板正中心，在第二趟拔長中則位于砧板的交界處。通過砧板不同拔長趟次，砧板錯位的拔長方法。在第一趟和第二趟分別采用 15%的 壓下率時，對拔長過程

拔長過程孔洞壓實分析[ 01-10 09:05 ]

在拔長的壓下過程中，坯料內部的孔洞隨壓下率變化的閉合情況如圖 5-26 所示。由圖可見，在拔長壓下過程中，孔洞 1 最先開始產生變化，隨著壓下率的增大而開始產生閉合越來越明顯，當壓下率達到 15%時，此時孔洞 1 已經閉合了；孔洞 2 在拔長壓下過程中形狀稍微有了變化，但變化很小，當壓下率達到 15%時，其還沒有閉合；對于孔洞 3，在壓下過程中，其形狀基本沒有產生變化，還是圓形狀態。上述的原因主要是孔洞 1 的位置處于砧板的正中心，在壓下過程中，其受到砧板的擠壓程度最大，金屬流動速度最快，孔洞閉合效果最好；而孔洞

送進量對拔長過程折疊產生的影響[ 01-10 08:05 ]

在拔長鍛造過程中，送進量是一個重要的工藝參數。在不同的送進量下，對鍛件內部和外面質量都會產生不同效果，而本文針對拔長過程鍛件表面的折疊情況，分析不同送進量對鍛件表面折疊產生的影響。 本文研究對象鍛件尺寸同樣選取 1000mm×600mm×600mm，根據實際情況，取送進量在 120mm~240mm 范圍內每隔 20mm 取一送進量值進行分析，分別建立相應拔長有限元模型，對拔長過程進行數值模擬，分析其對鍛件表面折疊產生的影響。在模型中取1/2 鍛件對稱模型進行模擬，壓下率取 30%左

壓下量對拔長過程折疊產生的影響[ 01-09 10:05 ]

對于 5CrNiMo 模塊鍛件來說，由于鍛件內部存在一些缺陷，在鍛造需采用大鍛造比，時常需要采用大的壓下量來減少或消除鍛件內部缺陷。通常情況下，大壓下率取20%-40%之間。本文針對模塊鍛件，取鍛件拔長時的初始尺寸 1000mm×600mm×600mm，根據鍛件尺寸的 20%-40%，因此壓下量取 120mm-240mm 之間，且每隔 20mm取一壓下量值，分別建立相應拔長有限元模型，對拔長過程進行數值模擬，分析其對鍛件表面折疊產生的影響。在模型中取 1/2 鍛件對稱模型進行模擬，送進量取

拔長過程中折疊產生的影響因素分析[ 01-09 09:05 ]

在拔長過程中，單次鍛打的工藝參數主要包括砧圓角半徑、送進量和壓下量三個工藝參數。對于熱作模具鋼模具鍛件，這三個工藝參數對其拔長過程折疊的產生具體會產生怎樣的影響規律，目前還有尚待進一步分析。 為了能夠準確的表示折疊產生和折疊的嚴重性，本文提出用最大折疊角 α 和折疊深度 Vd分別來表示折疊的產生和折疊的嚴重程度。其中折疊 α 是表示在拔長過程中兩個折疊面之間的最大的夾角（如圖 5-9（a）所示），并且規定，對于平面，α=180°，因此通常情況下，折疊角 α≥180°。當折疊角α=36

拔長過程折疊的產生分析[ 01-09 08:05 ]

在拔長鍛造過程中時，當鍛件送進量較小，而壓下量很大時，常常會出現鍛件的上下兩端部分金屬局部變形，被壓入另一部分金屬內，從而產生折疊的現象（如圖 5-8所示）。在拔長鍛造過程中，鍛件表面折疊存在著深淺程度不同，如果鍛件表面折疊較淺的情況下，其對鍛件質量影響還比較小，較淺的表面折疊也可以通過鍛后的機加工加以切除。但是如果鍛件表面折疊較深的情況下，其將對鍛件的質量有著嚴重的影響，較深的折疊不僅會損害鍛件表面的完整性，降低鍛件表面受載荷的總面積，同時折疊本身就是一種鍛件內部缺陷，其在受載時，容易引起應力集中，成為載荷疲勞源

拔長鍛造工藝的改進[ 01-08 10:05 ]

在端面進行拔長時，由于端面鼓肚形狀的存在，并隨著拔長的進行，鍛件端面鼓肚形狀會越來越大，從而容易導致了端面裂紋的產生。從另一個方面來分析，如果鍛件端面鼓肚形狀較大，當拔長工序的結束后的冷卻過程，鍛件端部表面溫度的會下降比較快，而鍛件內部溫度下降比較慢，此時，鍛件端部表層收縮就會受到內部的阻礙，在鍛件端部鼓肚表層產生拉應力，從而也會導致鍛件端面裂紋的產生。因此無論從鍛造過程或鍛造后過程來分析，鍛件拔長時端面比較大的鼓肚形狀都會容易導致端面裂紋的產生，這在實際生產過程中是必須所要避免的。因此通過前面裂紋的分析，必須對鍛

送進量對端面鼓肚形狀的影響[ 01-08 09:05 ]

在拔長過程，鍛件鼓肚的大小對其產生裂紋有著重大的影響，鼓肚越大，其越容易產生裂紋。而在拔長過程的影響因素中，送進量的大小決定了鍛件與砧板接觸面積的大小，對金屬材料流動有著重大的影響，從而影響到了鍛件端面鼓肚形狀的大小。為了研究送進量對鍛件端面鼓肚的影響，用 W 表示送進量，L 表示砧寬，本文在 W=（0.4-0.8）L 之間分別取 0.4L、0.6L 和 0.8L 三個不同的送進量進行拔長。根據模擬的結果，在不同送進量的拔長下，鍛件鼓肚形狀大小隨著壓下率的變化曲線如圖 5-3 所示。由圖可見，在不同的送進量下，隨著

拔長過程鍛件端面裂紋的預測[ 01-08 08:05 ]

拔長時在鍛件端面的裂紋產生，也同樣遵循了空穴擴張導致裂紋產生的規律，因此可以利用臨界空穴擴張比的判據，對拔長時鍛件端面裂紋的產生進行預測。取鍛件長度為 920mm 時，在端面位置進行拔長時，取鍛件端面中心處一點 P1，跟蹤其在拔長過程的各項性能參數變化，然后提取等效應變、等效應力和平均應力等數據，代入到空穴擴張比的計算公式（4-11），可以得出 P1點的空穴擴張比隨壓下率的變化曲線（如圖 5-2所示）。由圖可見，在拔長時，鍛件端面中心點的空穴擴張比值隨著壓下率的增大而急速增大，當壓下率達到 15%時，其空穴擴張比值

拔長過程中端部縱向裂紋分析[ 01-07 10:05 ]

在鐓粗工序完成后，鍛件側面已經產生一定的腰鼓肚形狀。而在進行接下來的拔長工序時，由于采用了前面已經選擇的徑向十字鍛造法，拔長方向需要沿著垂直于鐓粗時的軸線方向。在拔長剛開始時，鍛件拔長的兩端實際上已經存在了一定的腰鼓形如圖 5-1（a）所示，并隨著拔長的進行，鍛件兩端鼓肚形狀會越來越大。從前面鐓粗縱向裂紋的分析可知，鍛件側面的腰鼓形狀會導致鍛件表面縱向裂紋的產生，其腰鼓形狀越大，裂紋越容易產生。因此在拔長過程，由于鍛件兩端存在著鼓肚形狀，鍛造時會產生一定的切向拉應力，從而容易導致端面裂紋的產生，如圖 5-1（b）所

鐓粗過程的孔洞閉合[ 01-07 09:05 ]

通過熱作模具鋼鋼錠的檢測發現，在鋼錠的心部存在著微小的孔洞，其直徑約為1mm-2mm，高度長短不一。孔洞缺陷存的在會使材料的連續性及其力學性能下降，對于內部質量要求較高的熱作模具鋼來說，這將會嚴重降低鍛件的使用壽命甚至使鍛件報廢。研究表明，孔洞缺陷的愈合主要有分為孔洞閉合和閉合界面焊合兩個階段，通過采用合理的鍛造變形工藝，可以使金屬材料內部空洞閉合；然后再通過高溫下原子擴散與再結晶可使已閉合的空洞進一步焊合，從而有效是恢復材料的連續性及力學性能。孔洞的閉合是孔洞焊合的先決條件，因此，研究孔洞的閉合規律以及孔洞閉合的

鐓粗過程的疏松壓實[ 01-07 08:05 ]

疏松是大型鋼錠主要的缺陷之一，多以微小孔隙分布于鋼錠軸心上的上部和中部。鋼錠疏松的產生會降低鍛件的強度、剛度、塑性等性能指標，嚴重影響到鍛件成形后的使用性能和質量。 5CrNiMo 熱作模具鋼鋼錠采用的是圓柱形電渣重熔錠，尺寸規格為Φ580mm×1350mm，重量為 2.8t。由于鋼液凝固的特點，鋼錠不可避免的存在一些缺陷，2.8t 電渣重熔鋼錠內部實際上存在著少量疏松缺陷，位于鋼錠中心部位，其尺寸長度大約有 100mm-200mm，直徑約占鋼錠直徑 5%-10%，呈暗黑海綿狀的小點和孔隙較集

鐓粗的實驗結果[ 01-06 10:05 ]

圓棒料鐓粗后表面都產生了不同程度的裂紋，其表面裂紋情況如圖 4-10 所示，不同高徑比的圓棒料鐓粗后產生的裂紋都出現在圓棒腰鼓型面上，基本都是由圓棒料鼓肚的中心位置開始產生初始裂紋的，這與前面模擬結果鐓粗裂紋產生預測位置的結果是一致的。不同高徑比鐓粗試驗裂紋的長度并不一致，但是裂紋方向都是與豎直方向呈一定的傾角，這是由于鐓粗過程中，棒料軸向受壓縮時，內部會產生一個 45°剪切的力，導致了棒料鼓肚中心處開始破裂后，裂紋產生的方向傾向于 45°角。鳳谷工業爐集設計研發,生產銷售,培訓指導,售后服務一體化

鐓粗的實驗方案[ 01-06 09:05 ]

鐓粗裂紋試驗選取 5Cr Ni Mo 直徑為 25mm 的棒料，按照高徑比 H/D=2.3、2.0、1.7和 1.4（如圖 4-9 所示），圓棒料試樣尺寸規格分別為 Φ25mm×57.5mm、Φ25mm×50mm、Φ25mm×42.5mm 和Φ25mm×35mm。棒料初始鐓粗溫度為 1100℃。鐓粗過程中，當棒料出現裂紋即馬上停止鐓粗，然后分別測量其棒料鼓肚形尺寸參數 H、D1、D2和 Dmax（如圖 3 所示），然后計算平均端面直徑 Dmin=(D1+D2)/2 和