大型筒節噴射冷卻工藝優化及與傳統水槽冷卻工藝效果對比①

孫建亮，吝水林，畢雪峰，郭賀松，趙鐵進

（1．燕山大學 國家冷軋板帶裝備及工藝工程技術研究中心，河北 秦皇島066004；2．鞍鋼股份有限公司中厚板廠，遼寧 鞍山114000）

大型筒節是核電、石化和煤液化裝備的關鍵零部件，熱處理是決定大型筒節生產效率和產品質量的關鍵工序［1－5］，通過控制冷卻工藝可細化其晶粒、提高力學性能［6－9］。目前大型筒節冷卻裝備工藝落后，導致其冷卻均勻性差、周期長、效率低。相較于傳統的冷卻方式以及在板帶材應用廣泛的超快冷技術，以噴射射流狀冷卻介質為冷媒介，通過圓形、錐形或狹縫型噴嘴直接或間接噴射到固體表面進行冷卻的噴射冷卻技術現已逐漸被應用于冶金、化工等領域，國內外學者也在噴淋、噴霧冷卻方面進行了大量研究，取得了一系列成果［10－14］。本文聚焦點噴射冷卻強化機理和工藝優化、噴射冷卻與水槽冷卻工藝效果，針對大型筒節尺寸巨大、內外壁為非對稱異形截面等難題，設計一種基于噴射冷卻的大型筒節快速冷卻裝備，研發噴射冷卻工藝，基于仿真模擬方法對工藝和設備參數進行優化，并進行實驗驗證，為大型筒節高效短流程生產、綠色制造成形提供理論依據。

1 噴射冷卻裝置設計

噴射冷卻裝置物理結構如圖1所示。該裝置由外殼、集流噴射單元、分流阻尼板、底座等組成，沿筒節內外壁圓周方向均勻布置若干噴射冷卻噴嘴且同時冷卻，噴射角度和噴射距離可調。

圖1 噴射冷卻裝置

該裝置有如下優勢：①提供多個供水管層，減弱供水壓力失衡；②每個分流阻尼板有若干分流水口，保證進入集流噴射單元的水流均勻穩定；③一定壓力的水以一定角度高速進入穩流層壁板漏斗形腔體內，輔助高速旋轉的紊流向穩流狀態過渡，穩流層壁板到噴嘴口處由外向內寬度逐漸變小，噴射水螺旋向前，冷卻水被充分利用，節約成本；④高壓冷卻水擊破筒節壁上蒸汽膜，使冷卻水與筒節壁充分接觸，實現更多核沸騰換熱，提高冷卻速率；⑤內外壁同時快速冷卻，保證冷卻均勻性。

2 噴射冷卻過程模型

2．1 數學模型

大型筒節壁厚尺寸大，組織轉變釋放或吸收能量遠小于鋼淬火冷卻過程能量，忽略相變潛熱，非穩態傅里葉導熱方程在三維柱坐標系下可表示為：

式中λ為材料導熱系數，W／（m·℃）；T為工件瞬態溫度，℃；r為沿徑向坐標，m；z為軸向坐標，m；ρ為材料密度，kg／m3；Cp為材料比熱容，J／（kg·℃）；t為冷卻過程進行時間，s。

大型筒節噴射冷卻過程中，對流換熱系數主要受水流密度、噴射壓力、噴射角度和工件表面溫度影響，可表示為：

式中hW為噴射冷卻對流換熱系數，W／（m2·℃）；qW為水流密度，L／（min·mm2）；P為噴水壓力，MPa；θ為噴射角度，rad；TW為工件表面溫度，℃。

Vladimr通過實驗得出相對換熱系數與各參數之間關系［15］，傳統深水槽淬火冷卻為過冷沸騰換熱，工件與介質之間的換熱系數如式（3）所示。噴射冷卻中是將數據進行擬合，初始換熱系數h0取12 000，得到噴射冷卻對流換熱系數模型［16］。

式中hc為水槽深冷對流換熱系數，W／（m2·℃）；ΔT為工件表面與冷卻介質溫差，℃。

筒節表面由于空冷時間長會產生較厚氧化層，減緩了工件與外界的熱傳遞，綜合考慮輻射換熱和自然對流換熱，得到空冷換熱系數經驗公式為：

式中hk、hf、hd分別為空冷、輻射和自然對流換熱系數，W／（m2·℃）；TW為工件表面溫度，℃；Ta為環境溫度，℃；σ為玻爾茲曼常數；ε為筒節表面輻射率。

2．2 有限元模型

大型筒節內徑4 796 mm，外徑5 830 mm，軸向3 300 mm。材料屬性是與溫度有關的函數［17］。大型筒節冷卻過程復雜，為提高計算效率，做如下假設：①材料各向同性；②初始溫度分布均勻；③筒節表面噴射冷卻水流密度分布均勻；④截面形狀及溫度分布具有對稱性。基于上述假設，取筒節1／12單元進行有限元建模，圖2為筒節單元截面圖。

圖2 筒節冷卻單元幾何模型

3 噴射冷卻工藝參數優化

大型筒節初始溫度940℃、環境溫度22℃、冷卻水溫50℃，換熱邊界條件采用第三類邊界條件。噴嘴直徑20 mm，噴嘴與筒節壁面間距250 mm，噴嘴錐角30°，噴射角度90°，噴水壓力0．4 MPa，水流密度0．6 L／（min·mm2），噴射冷卻對流換熱系數采用分段取平均值方式，噴射冷卻和空冷換熱系數如表1所示。

表1 噴射冷卻和空冷換熱系數

間隙時間比、水流密度、噴射壓力和噴射角度對噴射冷卻效果影響最大，通過正交實驗研究多參數對噴射冷卻效果的影響，得到大型筒節噴射冷卻最優工藝參數。設定4個因素：冷卻段噴射與間隙時間比K＝1∶2、1∶3、1∶4；水流密度qs＝0．6 L／（min·mm2）、1．2 L／（min·mm2）、1．8 L／（min·mm2）；噴射壓力P＝0．2 MPa、0．4 MPa、0．8 MPa；噴射角度θ＝45°、60°、90°。確定9種正交模擬實驗方案，將模擬結果采用極差法計算出各因素對溫度均勻性指標ΔTm（P1－3）、熱應力指標σmax和冷卻時間指標t的影響情況。

圖3為各因素對實驗指標影響程度。R為各因素極差值，R＝Max（L i）－Min（L i），通過R可以判斷不同因素對試驗指標影響程度大小。

圖3 各因素對實驗指標的影響

圖4為各因素對溫度均勻性的影響程度。L為某一因素在同一水平之下實驗指標之和的平均值，通過L大小可判斷各因素最優水平和最優組合。由圖4可知，增大噴射與間隙時間比、噴射壓力和水流密度都不利于溫度均勻性指標，而增大噴射角度有利于溫度均勻性指標。對于溫度均勻性指標，最優工藝參數組合為：噴射與間隙時間比1∶4，噴射壓力0．2 MPa，水流密度0．6 L／（min·mm2），噴射角度90°。

圖4 各因素對溫度均勻性的影響

圖5為各因素對熱應力影響程度。由圖5可知，增大噴射與間隙時間比、噴射壓力和水流密度，熱應力都會明顯變大；增大噴射角，熱應力先減小后增大，且變化不大。最優工藝參數組合為：噴射與間隙時間比1∶4，噴射壓力0．2 MPa，水流密度0．6 L／（min·mm2），噴射角度60°。

圖5 各因素對熱應力的影響

圖6為各因素對冷卻時間的影響程度。由圖6可知，改變噴射與間隙時間比對冷卻時間影響不大，增大噴射壓力和水流密度，冷卻時間明顯縮短，改變噴射角度，冷卻時間變化不大。最優工藝參數組合為：噴射與間隙時間比1∶2，噴射壓力0．8 MPa，水流密度1．8 L／（min·mm2），噴射角度60°。

圖6 各因素對冷卻時間的影響

針對每個實驗指標，各因素的最優參數組合不同，因此考慮各因素對所有指標的綜合影響，本文采用最優參數組合：噴射與間隙時間比1∶3、噴射壓力0．4 MPa、水流密度1．2 L／（min·mm2）、噴射角度60°。

4 噴射冷卻與傳統水槽冷卻效果對比

4．1 溫度場對比

圖7為根據上述最優參數組合確定的大型筒節噴射冷卻工藝過程曲線。冷卻段A～D采用間隙噴射冷卻，均溫段a～d采用空冷。

圖7 噴射快速冷卻工藝曲線

對于水槽深冷過程，通過將筒節浸沒在深水槽中來實現筒節與冷卻介質熱交換，達到冷卻目的。筒節淬火冷卻溫度940℃，終冷溫度300℃，冷卻工藝曲線如圖8所示。

圖8 水槽深冷工藝曲線

圖9為大型筒節噴射冷卻不同時刻的溫度場分布云圖。圖10為筒節不同截面處P1～P7點溫降曲線和筒節厚度方向T／4、T／5（T為筒節厚度）處溫降曲線。冷卻開始后，筒節表面溫度迅速降低，而心部溫度下降緩慢。640 s后，心部溫度降低約44℃，而外表面降低約374℃，內外溫差330℃。設置均溫段，使內外表面各點溫度變化趨勢一致，降低內外溫差。如圖9（b）～（d）所示，內外溫差分別為120℃、116℃、77℃，大大提高熱處理效果。

圖10 噴射冷卻工藝P1～P7點溫度變化曲線

厚度方向在T／5處冷速較快且回溫現象不明顯，中心P2點，初始冷卻時溫度基本不變，隨著表面與心部溫差增大，溫降速度逐漸增大，不同階段速度不同，滿足其在不同溫度段的組織轉變要求。冷卻到4 820 s時，筒節心部與表面達到終冷溫度要求，冷卻過程結束。

圖11為筒節水槽深冷不同時刻溫度場分布。圖12為筒節不同截面處P1～P7點溫降曲線和筒節厚度方向T／4、T／5處溫降曲線。冷卻前1 250 s，筒節表面各點溫度迅速降至207℃，而心部溫度仍然高達927℃，溫差720℃。由圖11（b）～（d）可知，隨著冷卻進行，筒節外表面溫降速度變慢，而筒節心部基本不變，1 000 s左右筒節中心P2點溫度出現明顯下降，溫降速率呈現先增大后變小趨勢；沿著筒節厚度方向，溫降速度由外到內變小，且T／4、T／5處冷速變化不明顯，8 400 s左右達到終冷溫度要求，約是噴射冷卻耗時的2倍。此外，由于水槽深冷使筒節上下端面冷卻速率加快，P1和P3溫降速度明顯慢于P4、P5、P6、P7點。

圖11 水槽深冷不同時刻溫度場分布云圖

圖12 水槽深冷P1～P7點溫度變化曲線

大型筒節噴射冷卻后的溫度場分布比水槽深冷更均勻，而筒節水槽深冷過程，筒節心部與表面的溫差更大，發生開裂變形的風險更高，采用噴射冷卻效率提高將近一倍，而且可同時提高熱處理效果。

4．2 熱應力對比

圖13為筒節心部與壁面最大溫差隨時間變化曲線。噴射冷卻過程中最大溫差出現在1 300 s左右，水槽深冷最大溫差出現在1 800 s左右，分別對2個時刻筒節進行熱應力計算，圖14和圖15分別為噴射冷卻和水槽深冷過程中筒節各點所在水平截面處內表面到外表面的熱應力分布。其中σ1－3、σ4－5、σ6－7分別為P1～P3、P4～P5和P6～P7截面等效應力。

圖13 筒節心部與壁面最大溫差變化曲線

對比圖14和圖15可知，噴射冷卻時，1 300 s時表面和心部最大等效應力均在筒節材料承受范圍；水槽深冷時，1 800 s時筒節心部無安全風險，而表面等效應力已接近500 MPa，達到材料屈服極限，表面可能發生塑性變形；噴射冷卻結束時筒節熱應力更小，冷卻效果更好。

圖14 大型筒節噴射冷卻熱應力分布

圖15 大型筒節水槽深冷熱應力分布

5 實驗驗證

表2為實驗選用的2．25Cr-1Mo-0．25V鋼材料化學成分。取160 mm×50 mm×50 mm實驗鋼塊，為讓實驗鋼塊組織和晶粒尺寸充分粗化到與筒節軋后一致，將其置于電阻爐中加熱至1 200℃，保溫8 h。研究筒節不同厚度（0、T／5和T／2）的噴射冷卻效果，圖16為不同厚度下溫降要求，根據模擬結果，將筒節相應位置處噴射冷卻過程溫度變化曲線作為熱處理淬火冷卻工藝要求。

圖16 筒節不同厚度處溫降要求

表2 2．25Cr-1Mo-0．25V鋼化學成分（質量分數）／%

圖17為噴射冷卻熱處理工藝，首先進行正火處理，在Gleeble－3800實驗機上以10℃／s速度將試樣升溫到940℃，保溫15 min使其充分奧氏體化后空冷；之后進行淬火處理，同樣以10℃／s速度加熱到940℃，保溫15 min，之后分別對應筒節0、T／5和T／2處冷速冷卻；最后進行回火處理，將試樣以1℃／s速度升溫到690℃，保溫10 min后空冷到室溫。

圖17 噴射冷卻熱處理工藝

圖18為噴射冷卻熱處理后實驗試樣顯微組織，試樣1＃～3＃代表筒節0、T／5和T／2處金相試樣。由實驗結果可知，試樣1＃～3＃平均晶粒尺寸約為19μm、26μm、35μm，晶粒度約為8．4級、7．5級、6．6級，在噴射冷卻熱處理工藝下，筒節由外到內的晶粒度等級均能達到生產要求的6級，且晶粒大小均勻。由于筒節不同厚度處冷速存在差異，筒節從心部到表面的晶粒細化程度逐漸增大。

圖18 筒節不同位置處晶粒尺寸示意

試樣1＃～3＃的－30℃的夏比沖擊吸收功分別為149 J、114 J和72 J，均滿足大型筒節使用要求（AKU≥54 J），從筒節心部到表面沖擊性能逐漸增強。室溫拉伸結果如表3所示，試樣1＃和2＃各項檢測指標均能滿足筒節材料使用要求：Rel≥415～620 MPa、Rm＝585～760 MPa、A≥18%、Ψ≥54%。

表3 拉伸性能檢測結果

噴射冷卻工藝能起到細化晶粒的作用，雖然筒節從心部到表面晶粒度存在差異，但晶粒度級均能達到6．0級以上，基本滿足一定的冷卻均勻性，筒節3個部位的力學性能也基本滿足使用要求，淬透性良好，進一步驗證了噴射冷卻工藝的可行性。

6 結 論

1）在大型筒節噴射冷卻工藝優化中，確定了最優工藝參數組合：時間比1∶3、噴射壓力0．4 MPa、水流密度1．2 L／（min·mm2）、噴射角度60°。

2）相比于水槽深冷工藝，噴射冷卻工藝的軸向溫度均勻性更好，冷卻效率更高，熱應力在筒節材料允許范圍，噴射冷卻工藝效果更好。

3）通過小件物理實驗分別測得筒節0、T／5和T／2處的晶粒度和各項力學性能。3個部位的晶粒度均達到了生產要求的6．0級，各項力學性能均達到使用要求。