大型筒節(jié)噴射冷卻工藝優(yōu)化及與傳統(tǒng)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(jìn)

（1．燕山大學(xué) 國家冷軋板帶裝備及工藝工程技術(shù)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(jié)是核電、石化和煤液化裝備的關(guān)鍵零部件，熱處理是決定大型筒節(jié)生產(chǎn)效率和產(chǎn)品質(zhì)量的關(guān)鍵工序［1－5］，通過控制冷卻工藝可細(xì)化其晶粒、提高力學(xué)性能［6－9］。目前大型筒節(jié)冷卻裝備工藝落后，導(dǎo)致其冷卻均勻性差、周期長、效率低。相較于傳統(tǒng)的冷卻方式以及在板帶材應(yīng)用廣泛的超快冷技術(shù)，以噴射射流狀冷卻介質(zhì)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(jìn)行冷卻的噴射冷卻技術(shù)現(xiàn)已逐漸被應(yīng)用于冶金、化工等領(lǐng)域，國內(nèi)外學(xué)者也在噴淋、噴霧冷卻方面進(jìn)行了大量研究，取得了一系列成果［10－14］。本文聚焦點(diǎn)噴射冷卻強(qiáng)化機(jī)理和工藝優(yōu)化、噴射冷卻與水槽冷卻工藝效果，針對大型筒節(jié)尺寸巨大、內(nèi)外壁為非對稱異形截面等難題，設(shè)計一種基于噴射冷卻的大型筒節(jié)快速冷卻裝備，研發(fā)噴射冷卻工藝，基于仿真模擬方法對工藝和設(shè)備參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，并進(jìn)行實驗驗證，為大型筒節(jié)高效短流程生產(chǎn)、綠色制造成形提供理論依據(jù)。

1 噴射冷卻裝置設(shè)計

噴射冷卻裝置物理結(jié)構(gòu)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(jié)內(nèi)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(diào)。

圖1 噴射冷卻裝置

該裝置有如下優(yōu)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(jìn)入集流噴射單元的水流均勻穩(wěn)定；③一定壓力的水以一定角度高速進(jìn)入穩(wěn)流層壁板漏斗形腔體內(nèi)，輔助高速旋轉(zhuǎn)的紊流向穩(wěn)流狀態(tài)過渡，穩(wěn)流層壁板到噴嘴口處由外向內(nèi)寬度逐漸變小，噴射水螺旋向前，冷卻水被充分利用，節(jié)約成本；④高壓冷卻水擊破筒節(jié)壁上蒸汽膜，使冷卻水與筒節(jié)壁充分接觸，實現(xiàn)更多核沸騰換熱，提高冷卻速率；⑤內(nèi)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(shù)學(xué)模型

大型筒節(jié)壁厚尺寸大，組織轉(zhuǎn)變釋放或吸收能量遠(yuǎn)小于鋼淬火冷卻過程能量，忽略相變潛熱，非穩(wěn)態(tài)傅里葉導(dǎo)熱方程在三維柱坐標(biāo)系下可表示為：

式中λ為材料導(dǎo)熱系數(shù)，W／（m·℃）；T為工件瞬態(tài)溫度，℃；r為沿徑向坐標(biāo)，m；z為軸向坐標(biāo)，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(jìn)行時間，s。

大型筒節(jié)噴射冷卻過程中，對流換熱系數(shù)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(shù)，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(shù)與各參數(shù)之間關(guān)系［15］，傳統(tǒng)深水槽淬火冷卻為過冷沸騰換熱，工件與介質(zhì)之間的換熱系數(shù)如式（3）所示。噴射冷卻中是將數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，初始換熱系數(shù)h0取12 000，得到噴射冷卻對流換熱系數(shù)模型［16］。

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

筒節(jié)表面由于空冷時間長會產(chǎn)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(shù)經(jīng)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(shù)，W／（m2·℃）；TW為工件表面溫度，℃；Ta為環(huán)境溫度，℃；σ為玻爾茲曼常數(shù)；ε為筒節(jié)表面輻射率。

2．2 有限元模型

大型筒節(jié)內(nèi)徑4 796 mm，外徑5 830 mm，軸向3 300 mm。材料屬性是與溫度有關(guān)的函數(shù)［17］。大型筒節(jié)冷卻過程復(fù)雜，為提高計算效率，做如下假設(shè)：①材料各向同性；②初始溫度分布均勻；③筒節(jié)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?；谏鲜黾僭O(shè)，取筒節(jié)1／12單元進(jìn)行有限元建模，圖2為筒節(jié)單元截面圖。

圖2 筒節(jié)冷卻單元幾何模型

3 噴射冷卻工藝參數(shù)優(yōu)化

大型筒節(jié)初始溫度940℃、環(huán)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(jié)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(shù)采用分段取平均值方式，噴射冷卻和空冷換熱系數(shù)如表1所示。

表1 噴射冷卻和空冷換熱系數(shù)

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(shù)對噴射冷卻效果的影響，得到大型筒節(jié)噴射冷卻最優(yōu)工藝參數(shù)。設(shè)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(jié)果采用極差法計算出各因素對溫度均勻性指標(biāo)ΔTm（P1－3）、熱應(yīng)力指標(biāo)σmax和冷卻時間指標(biāo)t的影響情況。

圖3為各因素對實驗指標(biāo)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(biāo)影響程度大小。

圖3 各因素對實驗指標(biāo)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(biāo)之和的平均值，通過L大小可判斷各因素最優(yōu)水平和最優(yōu)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(biāo)，而增大噴射角度有利于溫度均勻性指標(biāo)。對于溫度均勻性指標(biāo)，最優(yōu)工藝參數(shù)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(yīng)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(yīng)力都會明顯變大；增大噴射角，熱應(yīng)力先減小后增大，且變化不大。最優(yōu)工藝參數(shù)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(yīng)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(yōu)工藝參數(shù)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(biāo)，各因素的最優(yōu)參數(shù)組合不同，因此考慮各因素對所有指標(biāo)的綜合影響，本文采用最優(yōu)參數(shù)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(tǒng)水槽冷卻效果對比

4．1 溫度場對比

圖7為根據(jù)上述最優(yōu)參數(shù)組合確定的大型筒節(jié)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(jié)浸沒在深水槽中來實現(xiàn)筒節(jié)與冷卻介質(zhì)熱交換，達(dá)到冷卻目的。筒節(jié)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(jié)噴射冷卻不同時刻的溫度場分布云圖。圖10為筒節(jié)不同截面處P1～P7點(diǎn)溫降曲線和筒節(jié)厚度方向T／4、T／5（T為筒節(jié)厚度）處溫降曲線。冷卻開始后，筒節(jié)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(nèi)外溫差330℃。設(shè)置均溫段，使內(nèi)外表面各點(diǎn)溫度變化趨勢一致，降低內(nèi)外溫差。如圖9（b）～（d）所示，內(nèi)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(diǎn)溫度變化曲線

厚度方向在T／5處冷速較快且回溫現(xiàn)象不明顯，中心P2點(diǎn)，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(zhuǎn)變要求。冷卻到4 820 s時，筒節(jié)心部與表面達(dá)到終冷溫度要求，冷卻過程結(jié)束。

圖11為筒節(jié)水槽深冷不同時刻溫度場分布。圖12為筒節(jié)不同截面處P1～P7點(diǎn)溫降曲線和筒節(jié)厚度方向T／4、T／5處溫降曲線。冷卻前1 250 s，筒節(jié)表面各點(diǎn)溫度迅速降至207℃，而心部溫度仍然高達(dá)927℃，溫差720℃。由圖11（b）～（d）可知，隨著冷卻進(jìn)行，筒節(jié)外表面溫降速度變慢，而筒節(jié)心部基本不變，1 000 s左右筒節(jié)中心P2點(diǎn)溫度出現(xiàn)明顯下降，溫降速率呈現(xiàn)先增大后變小趨勢；沿著筒節(jié)厚度方向，溫降速度由外到內(nèi)變小，且T／4、T／5處冷速變化不明顯，8 400 s左右達(dá)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(jié)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(diǎn)。

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(diǎn)溫度變化曲線

大型筒節(jié)噴射冷卻后的溫度場分布比水槽深冷更均勻，而筒節(jié)水槽深冷過程，筒節(jié)心部與表面的溫差更大，發(fā)生開裂變形的風(fēng)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(yīng)力對比

圖13為筒節(jié)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(xiàn)在1 300 s左右，水槽深冷最大溫差出現(xiàn)在1 800 s左右，分別對2個時刻筒節(jié)進(jìn)行熱應(yīng)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(jié)各點(diǎn)所在水平截面處內(nèi)表面到外表面的熱應(yīng)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(yīng)力。

圖13 筒節(jié)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(yīng)力均在筒節(jié)材料承受范圍；水槽深冷時，1 800 s時筒節(jié)心部無安全風(fēng)險，而表面等效應(yīng)力已接近500 MPa，達(dá)到材料屈服極限，表面可能發(fā)生塑性變形；噴射冷卻結(jié)束時筒節(jié)熱應(yīng)力更小，冷卻效果更好。

圖14 大型筒節(jié)噴射冷卻熱應(yīng)力分布

圖15 大型筒節(jié)水槽深冷熱應(yīng)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(xué)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(jié)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(jié)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(jù)模擬結(jié)果，將筒節(jié)相應(yīng)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(jié)不同厚度處溫降要求

表2 2．25Cr-1Mo-0．25V鋼化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）／%

圖17為噴射冷卻熱處理工藝，首先進(jìn)行正火處理，在Gleeble－3800實驗機(jī)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(jìn)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(yīng)筒節(jié)0、T／5和T／2處冷速冷卻；最后進(jìn)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?！?＃代表筒節(jié)0、T／5和T／2處金相試樣。由實驗結(jié)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(jié)由外到內(nèi)的晶粒度等級均能達(dá)到生產(chǎn)要求的6級，且晶粒大小均勻。由于筒節(jié)不同厚度處冷速存在差異，筒節(jié)從心部到表面的晶粒細(xì)化程度逐漸增大。

圖18 筒節(jié)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(jié)使用要求（AKU≥54 J），從筒節(jié)心部到表面沖擊性能逐漸增強(qiáng)。室溫拉伸結(jié)果如表3所示，試樣1＃和2＃各項檢測指標(biāo)均能滿足筒節(jié)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(jié)果

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

6 結(jié) 論

1）在大型筒節(jié)噴射冷卻工藝優(yōu)化中，確定了最優(yōu)工藝參數(shù)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(yīng)力在筒節(jié)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(jié)0、T／5和T／2處的晶粒度和各項力學(xué)性能。3個部位的晶粒度均達(dá)到了生產(chǎn)要求的6．0級，各項力學(xué)性能均達(dá)到使用要求。