熱等靜壓機爐內流動傳熱分析

吳小平，張言平，何 曉，楊 槐

（四川航空工業川西機器有限責任公司，四川 雅安 625000）

熱等靜壓機爐內流動傳熱分析

吳小平，張言平，何 曉，楊 槐

（四川航空工業川西機器有限責任公司，四川 雅安 625000）

本文通過數值研究的方法，對熱等靜壓機內的流動與換熱情況進行了模擬。通過對爐內復雜幾何條件下的建模，采用變物性參數的方法，獲得了爐內的溫度分布和流動特征。并對爐內快速冷卻過程的監控點的變化進行研究。研究結果表明，仿真分析三維模型基本符合需求，網格設計滿足仿真分析要求；快冷原理得到初步驗證，混合裝置結構、原理得到驗證，可以進行均勻快速冷卻的詳細設計和實物驗證。

熱等靜壓機；URC;star-ccm+;數值仿真

熱等靜壓技術（HIP）是將鑄件放置到密閉的容器中向鑄件施加各向同等壓力（最高200MPa）、同等高溫（最高2000℃），使鑄件進行燒結和致密化。通過高溫高壓處理使鑄件內部結晶細化，彌合微小的孔隙，并增加強度和韌性，改善材料力學性能[1]。

目前，粉末冶金高溫合金主要用于高性能航空發動機的渦輪盤、壓氣機盤、鼓筒軸、環形件等熱端轉動部件。HIP工藝在生產高溫合金方面有工藝流程短、金屬利用率高、成本低、接近終成形、可以制造復雜形狀部件等優點[2]。HIP工藝參數主要包括升溫速度、溫度、壓力、保溫保壓時間、降溫速度等。

為了降低熱等靜壓產品的生產成本，AVURE公司由于采用了新的熱等靜壓系統技術和可靠的熱等靜壓設備，在過去的15年內使熱等靜壓產品的生產成本降低了65%。主要采用了兩個技術措施：一是引進了先進的均勻的快速冷卻（URC）系統，使生產周期減半；二是通過調諧技術處理和定期檢修，使熱等靜壓系統的可靠性從80%提高到95%。URC是降低HIP產品成本的主要因素[3][4]。通過模擬實驗研究熱等靜壓機冷卻速度對鎳基鑄造高溫合金的組織和性能的影響，發現γ′相的尺寸和形態受HIP冷卻速度的控制。

目前，針對熱等靜壓機爐內流動傳熱分析的報道幾乎沒有，而URC技術作為降低HIP產品成本的主要因素值得深入探究，本文以川西公司714型熱等靜壓機為實體模型對爐內流動傳熱以及快速冷卻過程進行了三維數值模擬。

1 計算模型

714型熱等靜壓機爐的爐體實際模型如圖1所示。爐體內的實際部件較多，主體為多層結構。里面包含有各個固體層和Ar流動層。進行課題分析，需要對實際的工作爐體進行簡化，重新建立幾何模型。計算建模部分難度主要體現在幾何物體的數量和大尺度與薄壁特征共存。采用CAD軟件包SolidWorks建模，整體模型由多種零件構成，先分別建好零件模型，再裝配成整體的模型。在盡量保留原有幾何特征的情況下，對實際爐體做以下簡化：將各種爐體內的支撐件省略，把爐體內的加熱器簡化成圓弧加熱板的形式，如圖2所示。

圖1 實際爐體幾何模型

圖2 簡化后爐體幾何模型

由于爐體的進出氣結構是不對稱的，因此本計算采用整體模型的模擬。整個爐體由外向內依次為爐體外殼、氣道隔板、保溫層、輻射隔熱屏和加熱器等層狀構成。爐體的中下部物料平臺，采用真實布置的通氣孔。平臺下部為進氣腔，進氣腔下部是進氣口。

如圖3所示。計算模型尺寸與實際爐體的幾何尺寸完全相同，所有主要的幾何特征都保留。

圖3 計算域模型

2 計算方法

由于等靜壓爐的整體模型的復雜性主要體現在模型的最大尺寸和最小尺寸差距太大。網格劃分采用六面體多塊的結構化網格，即在每個塊內和整體上都是采用結構化的六面體網格，這種網格的優點是網格的整體質量較高，并且較為容易控制網格的分布和數量。但是這種建模的難度主要在于既需克服復雜形狀模塊的分割，又要保證網格結構化的一致性，同時由于要顧及模型內部眾多結構特征，網格塊劃分工作量巨大，網格生成時塊的調整和各塊的分布投影工作量也巨大。尤其是下半部通氣管道網格的生成難度較大。經過努力，較為圓滿地解決分塊問題以及結構塊的調整，完成了設計的塊分布，如圖4所示。該環節是本課題中人工工作量最大的一環。

完成塊的劃分后，在ICEMCFD的HEXA模塊中即可直接通過設定各個塊的網格參數生成網格。在網格設計中，由于本課題研究的重點區域是Ar氣的流動區域，其通道為上下回轉的薄壁通道，通道最窄處尺寸只有5mm，和模型的整體尺寸1500mm以上相差近兩個數量級，所以網格尺度的跨度大，因此也必須采用非均勻網格來控制總網格數。最終計算模型的網格數量為近800萬。生成網格后通過ICEMCFD的Smoother工具對所生成的網格進行優化，對生成的網格質量檢查中，變形率（變形率的定義為網格外內切圓的直徑比，變形率越大網格質量越好）在0.8以上的網格在90%以上，所有的網格變形率都在0.3以上（這些質量較差的網格主要存在于邊界層附近區域，主要是長寬比較大），從而生成質量較高的網格，如圖4、5、6所示。在以上網格生成的基礎上，由ICEMCFD生成Star-CCM+可以識別的網格文件格式，由Star-CCM+直接讀入，進行計算分析。

圖4 ICEMCFD中網格塊的劃分結構

圖5 ICEMCFD中生成的整體網格

圖6 ICEMCFD中底部工作臺流動區域網格

熱等靜壓機是一個封閉的圓柱腔體，其加熱過程屬于封閉腔內自然對流換熱問題。國外De Vahl Davis G[5]最早發表了封閉方腔自然對流換熱問題的基準解。Keyhani[6]等用實驗方法研究了大高寬比空腔內離散熱源的自然對流傳熱，揭示了大高寬比空腔內二次流及三次流的存在，同時發現離散熱源的傳熱效果較之大平壁加熱為好，但其研究未涉及空腔幾何因素的影響。Barakos[7]等采用有限容積方法模擬了更大瑞利數范圍內的自然對流情況。

在本課題研究中，將快冷通道看做套管式環隙對流傳熱時，發現套管直徑比不滿足適用范圍條件，所以該換熱過程應該屬于帶有狹縫空腔（豎直窄環隙通道）中的對流換熱和輻射換熱，以及流體固體之間的熱傳導。窄通道內一般流體溫差較大，流體動力粘度對流動型式影響大，通常意義上的層流、湍流、邊界層在窄通道問題上已不明顯。基于上述原因，目前關于豎直窄環隙通道內的強迫對流換熱理論支持較少。同時由于計算模型本身非常復雜，根據目前所獲取的資料來看尚未有較為理想的湍流模型。日本的研究也采用此模型。為了便于對照研究，本計算依舊采用標準的k-ε模型。

計算為帶有輻射和自然對流的氣固耦合計算，輻射模型采用Star-CCM+軟件包的自帶模型，輻射換熱區域為氬氣流動的整個完整的封閉流動區域作為輻射換熱區域，其內法向面為輻射換熱面。換熱面全作為不透明的灰體來處理，面只吸收和反射能量。計算輻射熱流時把整個換熱區域面Star-CCM+自動將其劃分成許多個微小輻射單元，不同單元之間相互吸收和反射能量。其中角系數由其自創的粒子跟蹤法（一種類似于蒙特卡羅法的算法）算得，每個輻射發射單元的發射粒子數越多，其結果越精確。在平衡精度與速度的基礎上，每個發射單元采用Star-CCM+推薦的1600個發射粒子。

本計算中的輻射傳熱是和對流換熱耦合計算的，對于這種復合傳熱，對流熱流和溫度之間采用牛頓冷卻公式計算，其關系近似地取為與溫度的一次方之差成正比，而輻射熱流與溫度的四次方有關，程序中采用的是數值迭代的方式來求解輻射和對流的能量平衡方程，獲得最終的表面溫度和表面熱流。

實際上牛頓冷卻公式中的固體截面溫度、流體截面溫度均為定值或平均值，然而快冷過程中各通道、通道各位置的溫差較大，同時對流傳熱系α更是關于流體的密度、動力粘度、定壓比熱、導熱系數、固定特征尺寸、體積膨脹系數等各因數的函數，對于不同的的流動型式有不同的經驗公式，各經驗公式均有其各自適用條件范圍，當任何一個條件不滿足時，均需相應的修正系數，熱等靜壓快冷模型并不完全適用于這些模型；另外熱等靜壓裝置的熱量最終是被冷卻水帶走，冷卻水在內外套之間的矩形螺旋槽內流動，矩形螺旋槽內流體對流換熱無直接計算公式，螺旋槽可以簡化為曲率半徑不變恒扭矩的彎管，由于扭矩對換熱系數的影響較小[8]，模型簡化為矩形截面彎管內的對流換熱。綜合上述因素，模擬仿真計算存在一定誤差。

本課題計算研究爐體在加熱達到的物料在不同的氬氣出流摻混速率過程中爐膛內的溫度分布，以及爐體各個夾層的溫度分布和熱應力分布。

整個計算模型的進出風口條件如圖7所示。

圖7 邊界條件示意圖

由于計算的進口條件為未知，需根據冷卻速率來試算，所以全部計算均采用入口速度作為進口條件來試算。由于計算的流量，最容易獲得多進出口類型流動的收斂解。壓力值取為腔內的大氣壓（150MPa）。計算中流體域與固體域耦合壁面，這種耦合壁面上的熱阻設為零。壁面均為無滑移表面。

本計算域中含有4種物質，分別為氬氣、鉬、25Cr2Mo1VA、硅酸鋁纖維。其相關參數如表1所示。

表1 計算域中4種物質參數表

計算中的壓力修正方法為PISO算法，雖然在計算中采用的是PISO算法，其對SIMPLE算法迭代收斂速度較慢的局限性有所改進，但由于控制方程組強烈的非線性和相互耦合及本文所研究對象本身的復雜性，求解過程中仍有必要采用欠松馳的方法，以確保數值求解的穩定性，從而避免發散并促進收斂。

3 結果與分析

一般地，熱等靜壓裝置的基本熱工過程包括加熱過程、保溫過程和冷卻過程（快速冷卻或者自然冷卻）。本文主要分析快速冷卻過程階段爐內的流動與溫度分布與變化情況。

快冷過程的初始場由保溫過程決定，根據熱等靜壓機保溫過程實際的溫度分布，假設初始溫度為1250℃，發熱體、保溫材料各點溫度相對合理的條件下，仿真得到初始溫度、壓力、流體場。經過努力得到基本可以試分析的初始場。

由圖8流場圖可以看出隔熱屏內的內循環以及通道隔熱屏和快冷通道的外循環均能正常流動。在夾壁狹縫處流體速度有所增加，符合實際現象。

在頂部通道，如圖9所示，在圓弧加熱板附近，氬氣溫度升高，流動紊亂出現渦流，換熱強烈，有利于爐內溫度迅速升高；隔熱屏和快冷通道夾壁之間尺寸很小，混合對流換熱加強，浮升力很大，熱氬氣快速沿壁面上升進入頂部通道，并且與受水冷通道降溫的氬氣之間形成渦流，冷卻速率加快。

圖8 混合裝置驅動的流場圖

圖9 隔熱屏頂部通道流場圖

由圖10可以看出，一部分熱氬氣通過隔熱屏冷卻通道上的開孔進入隔熱屏通道，與此同時，經過冷卻的氬氣也從此開孔進入爐內，并且沿著壁面方向流動，符合對流換熱特征。

圖10 隔熱屏通道流場圖

如圖11初始溫度場可知，熱區溫度：上區約1306℃、中區約1231℃、下區約1155℃；循環通道：頂部約1312℃、上區約1301℃、中區約1266℃、下部約1237℃；隔熱屏通道：上部約285℃、中部約243℃、下部約273℃；快冷通道：上部約259℃、中部約281℃、下部約218℃；工作缸壁近：頂部約217℃、上部約164℃、中部約148℃、底部約130℃；冷卻通道：中外部約183℃、中外部約180℃；摻混區通道：中部約 209℃、中部約211℃、冷氣部約211℃；混合區通道：混合區807℃、混合區℃853℃、混合區830℃。這些參數雖然與實際情況有些差距，如保溫后熱區不會相差151℃，說明初始溫度場仍然有相當大的差距，但這次的仿真計算接近實際。

圖11 初始溫度場

以上述溫度場作為初始條件進行瞬態換熱計算，快冷過程在風扇的驅動下，循環加快，如圖12所示混合腔內氬氣在風扇帶動下迅速進入爐內并上升到較高部位，驅動熱氬氣通過隔熱屏上開孔處，進入到快速冷卻通道，經過冷卻后的氬氣進一步被風扇快速吸入混合腔。以此循環，圖13顯示的溫度場圖與流場圖所表現出來的規律相符，且爐內溫度分布均勻，冷卻效果較好。

通過布置仿真測量點，可以量化冷卻過程爐內的參數變化情況。如圖13所示，熱區上部布置3個點，中區布置3個點，下區布置2個點，在初始溫度場時，上中下三區溫差在50℃左右，經過600s的冷卻過程，整體溫度下降大約600℃，上中下三區溫差大概在25℃。在冷卻的初始階段，各區溫度都下降較快，大概40s后各區溫度下降均勻，可能是由于剛開始計算時冷氬氣沒有充分混合熱氬氣，直接進入爐內導致熱區溫度驟降。

圖12 快冷流場圖

圖13 快冷到900K溫度場圖

在圖14中我們發現，位于摻混區進氣處的測量點，由于初始冷氬氣的進入，它的溫度曲線是一個驟升然后接近水平的狀態，這也進一步說明，熱區溫度前40s左右溫度驟降與冷氬氣的突然進入有很大關系。從其他觀測點可以看出，循環通道與熱區交接，溫度變化與熱區相似；混合區混合冷熱氬氣，溫度變化幅度小；快冷通道由于與熱氬氣換熱，溫度呈上升趨勢。

圖14 熱區快冷溫度曲線

圖15 混合裝置快冷曲線

從圖16中工作缸壁的溫度變化曲線可以看出，快冷通道的上、中、下三區由于與熱氬氣換熱，溫度會逐步上升；而隔熱屏頂部與上蓋形成的工作缸壁頂端通道溫度可達400K，上蓋要加強熱防護。

圖16 工作缸壁快冷通道溫度曲線

4 結論

根據仿真分析數據可以得出，快冷原理模型基本符合需求，得到以下基本結論：

仿真分析三維模型基本符合需求，網格設計滿足仿真分析要求；快冷原理得到初步驗證，混合裝置結構、原理得到驗證，可以進行均勻快速冷卻的詳細設計和實物驗證；增加隔熱屏通流面積后，快冷流量有所增加，是否滿足快冷要求需要詳細計算和設計；混合裝置冷氬氣通道面積基本可行，可能適當增大通流面積，采用三組冷卻閥調整；快冷開始后冷卻速度過快，需要通過冷卻閥調整冷氬氣流量，實現壓機均勻快速冷卻；工作缸壁與隔熱屏之間的快冷通道，最高溫度近900℃，超過500℃內控值；工作缸壁附近快冷通道的頂部，最高溫度近420℃，需要確認工作缸壁表面溫度；工作缸冷卻水進口溫度設置20℃，出口溫度超過45℃的極限，沒有進行仿真驗證；冷區溫度達到了180℃，不滿足快冷基本的邊界條件，電機和冷氣閥無法正常工作；在仿真計算初始溫度場時，按100kW功率保溫，冷卻水不平衡，熱區溫度有上升趨勢，確認保溫功能過大或冷卻水功能不足。

[1]劉 平，曹偉忠.提高我國高壓超高壓液壓件鑄件質量的必備設備（HIP）熱等靜壓機[J].液壓氣動與密封，2012，（7）.

[2]張義文，劉建濤，賈 建，等.熱等靜壓冷卻速度對粉末冶金高溫合金組織及性能的影響[J].粉末冶金工業，2010，（6）.

[3]張義文.熱等靜壓技術新進展[J].粉末冶金工業，2009，（4）.

[4]呼 和，汪武祥.鎳基鑄造高溫合金熱等靜壓處理的研究[J].材料開發與應用，1996，（6）.

[5]DE VAHL DAVIS G，JONES I P..Natural Convection of Air in a Square Cavity [J].Int J Numerical Methods in Fluids,1983（3）: 249-264.

[6]KEYHANI M,et al.An Experimental Study on Natural Convection in a Vertical Cavity with Discrete Heat Sources[J].ASMEJ.of Heat Transfer,1988,110:616-624

[7]BARAKOS G,MITSOULIS E,ASSIMACOPOULOS D.Natural convection flow in a square cavity revised:laminar and turbulent models with wall function[J].Int J Numerical Methods in Fluids, 1994,18（7）695-719.

[8]邢云緋，仲峰泉，張新宇．矩形橫截面螺旋管湍流流動與傳熱特性的數值研究[J].航空學報，2013，34（6）：1269-1276.

Analysis of flow and heat transfer in the furnace of hot isostatic press

WU Xiaoping,ZHANG Yanping,HE Xiao,YANG Huai
（Sichuan Aviation Industry Chuanxi Machinery Co.,Ltd.,Ya′an 625000,Sichuan China）

By use of numerical research method,simulation has been conducted to the flow and heat transfer situation in the hot isostatic press.The temperature distribution and flow characteristics in the furnace have been obtained by means ofmethod of variable physical parameters via modeling under complicated conditions inside the furnace.The changing of the monitoring points during the rapid cooling process in the furnace have been studied.The research results show that the simulation analysisthree-dimensional model accords with the demand while the grid design meets the analysis requirement;the fast cooling principle and mixing device structure with principle have been verified;the detailed design and physical verification of uniform rapid cooling process can be carried out.

Hot isostatic press;URC;Star-ccm+;Numerical simulation

TF124.3

A

10.16316/j.issn.1672-0121.2016.06.010

1672-0121（2016）06-0039-05

2016-08-24；

2016-09-28

吳小平（1967-），男，研究員級高工，長期從事等靜壓技術研發。E-mail：whlovingyou@163.com