环形锻件风冷温度场仿真优化

摘 要：热处理是决定金属最终组织性能的关键，其中冷却过程温度场控制是热处理的核心。大型环形锻件尺寸规格大、风冷热处理条件下温度场一致性差、控制难。针对上述难题，本文通过环形缩比件风冷正火实验与测量，反算对流换热系数，开展环件风冷散热的模拟仿真，研究环形件风冷温度场演变情况，并给出风冷工艺的优化策略。结果表明，环形件风冷正火过程流场与温度场耦合变化，合理设计导流台和风速能够改善流场分布，并显著提高环件散热效率。本方法能够为大型环形锻件风冷正火过程的温度场分析以及热处理工艺优化提供技术支撑。

关键词：环形锻件；风冷正火；对流换热；温度场

中图分类号：TG156.4

文献标识码：A

Simulation optimization of Air-cooling temperature field for Ring-shaped forging parts

ZHOU Yihui¹， LI Dayong¹， ZHOU Guowei²， ZHANG Zhiwu¹

（1. School of Mechanical Engineering，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China;2. School of Ocean and Civil Engineering，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China）

Abstract： Heat treatment is the key to determine the final microstructure and properties of the metal，and the temperature field control of the cooling process is the core of heat treatment. Large ring-shaped forging parts have large size，poor temperature field consistency and difficult controllability under air-cooled heat treatment conditions. In view of the above problems，this paper inversely calculates the convective heat transfer coefficient through the air-cooled normalizing experiment and measurement of the scaled ring-shaped parts. Through the simulation of the air-cooled heat dissipation of the ring-shaped parts，the evolution of the air-cooled temperature field of the ring-shaped parts is studied，and the optimization suggestions of the air-cooled process are given. The results show that the flow field and temperature field are coupled during the air-cooled normalizing process. The reasonable design of the deflector and the wind speed can improve the flow field distribution and significantly improve the heat dissipation efficiency of ring-shaped parts. The method in this paper can provide technical support for temperature field analysis and heat treatment process optimization of large ring forging parts during air cooling normalizing process.

Key words： ring-shaped forging parts; air-cooled normalizing; heat convection; temperature field

0 引 言

随着我国航空航天、风电能源等领域高端装备的迅速发展，对大型环形锻件需求日益增多，如风电塔筒法兰、航空机匣、核反应堆加强圈、航天燃料箱连接环等^［1］。上述环形锻件不仅尺寸规格大，而且组织性能要求高。如风电塔筒法兰需满足海上复杂恶劣力学载荷、低温性能及耐腐蚀要求，其中热处理获得的组织和性能直接决定了其服役性能，因此环形件热处理工艺的分析成为大型环形锻件加工研究的重点。

大型环形锻件尺寸规格大，在热处理冷却过程中温度如果控制不当，不仅导致组织性能分布不均匀，而且容易造成纵裂、环件报废。目前，风电塔筒法兰采用低合金钢环轧制备，相应的热处理工艺多为正火风冷^［2］。为提高生产效率，环形锻件在热处理过程中通常采用堆叠方式，即工件在热处理炉中加热至A_C3或A_cm温度以上30～50 K后保温一段时间，再转移至空气中进行堆叠，随后进行强制风冷或喷雾冷却以获得预期的组织和性能^［3］。风冷相比水冷，冷却速度较慢，有利于降低冷却后的残余应力，同时，相对空冷较高的冷却速度，其能够有效改善热处理性能^［4］。风冷工艺具有的独特优势使其成为大型环形锻件热处理中主要的冷却方式。但是在实际生产中，多个大型环锻件堆叠方式会对风冷流场及温度场产生复杂的影响，如何合理地设计流场、控制温度场是其中的关键。大型环形锻件热处理实验比较困难，同时表层较深的氧化皮导致温度监测准确性低，单纯依靠实验难以实现冷却过程的优化^［5］。基于流体仿真的冷却过程模拟，齐建华^［6］研究了钢管在空冷淬火和回火过程中的温度场变化，获得了钢管空冷热处理条件下的散热特性。针对环锻件热处理中的温度场分析，刘鑫^［7］将CCD与红外热像仪结合，建立了环形锻件表面温度测量系统；朱帅^［8］通过实验研究了钛合金环轧后冷却降温阶段的组织演变规律。上述研究为环形锻件热处理分析提供了重要的支撑，但是目前对于环形锻件风冷及其温度场调控研究仍比较缺乏。

针对大型环形锻件热处理风冷中流场和温度场调控问题，本文通过缩比样实验，确定关键对流换热系数，利用Fluent软件建立对流换热仿真模型，对比研究了环件在不同风冷设计下的散热特性和温度场分布。进一步，通过改变散热系统的关键参数，分析评估了流体风速与添加导流台对整个系统散热效果的影响。本研究方法可以为大型环形锻件热处理正火风冷工艺开发及优化提供技术支撑。

1 小型环件的风冷散热实验

1.1 实验条件

首先开展了小型环件的风冷散热实验，以获得小型环件在强制风冷条件下的温度场变化情况，根据温度变化数据反算出对流换热系数，为后续仿真模型的边界条件设置提供参考。本次实验采用的环件材料型号为S355NL合金钢，环件尺寸为ϕ280 mm×200 mm×40 mm，环件之间的间距为40 mm，使用热处理炉进行随炉升温，升温速率为10 K·min^－1，加热至900 ℃后，保温1 h使环件温度分布均匀，环件保温结束后通过小车迅速推出至平台，平台上围绕环件放置4台小型风扇对环件进行风冷正火，风扇距离环件外径200 mm，风速稳定在10 m/s，正火过程采用红外热成像仪进行温度监测，每分钟进行一次温度监测。温度历史监测点取自各个环件内壁、外壁以及端面，实验布置与温度监测点设置如图1所示。正火风冷过程中，在每一时刻对环件内壁、外壁与端面进行温度监测，每分钟记录一次温度数据，每个面至少记录三个以上不同位置的数据。

1.2 实验结果

图2中展示了不同位置环件的温度变化历史，可以看出，环件在出炉之后的10 min内温度从初始的900 ℃迅速降低至580 ℃左右，同时，环件的不同监测点位置（外壁、内壁和端面）的温度差异较小。在经过30 min左右的风冷正火后，整体温度下降至250 ℃左右。其中，由于顶部环件的端面空气流动情况较好，相比底部与中部环件，不同时刻下的环件温度都相对较低。该风冷正火过程为强制对流冷却方式，根据流体掠过物体表面的经验公式，可计算出环件不同温度下的强制对流换热系数，根据集中参数法的能量平衡式^［9］：

其中，h为物体的对流换热系数；T为物体的温度；T_f为流体温度；ρ为物体的密度；V为物体的体积；C_p为物体的比热容；t为时间。对该式进行积分可得到对流换热系数的计算公式为：

根据所测得的实验数据，选取了中部环件进行了计算，得出本实验中环件的强制对流换热系数h与温度的关系，如图2所示。可以看出，随着环件温度变化，表面的对流换热系数有一定波动，但没有发生太大变化，对流换热系数在41 W·m^-2·K^－1左右变化，在风冷仿真对流换热系数的合理范围内（20～200 W·m^-2·K^－1），在后续的仿真计算过程中，对流换热系数统一采用该数值。

2 环形件风冷模型

2.1 环形件模型建立

利用ANSYS ICEM建模软件，按照实验室的风冷系统尺寸，以1∶1的比例建立三维空间物理模型，模型使用尺寸为ϕ280 mm×200 mm×40 mm的圆环堆叠而成，环件之间的间距为40 mm。环件与流体域的物性参数如表1所示。采用4个直径为200 mm的风机进行冷却，风机与环件中心的距离设计为400 mm。整体模型由于存在对称性，在实际建模计算过程中使用1/4对称模型，以减少计算时间，提高效率，如图3（a）所示。

首先通过建立单个环件散热的数学模型，开展环件的散热特性研究。根据能量守恒定律和傅里叶定律^［10］，便可得到单个环件在直角坐标系中的导热微分方程：

式中，ρ为环件的密度，C为环件的比热容，Δ为拉普拉斯算子，λ为环件的导热系数，Q·为环件在单位时间内产生的热量。

风冷散热过程是通过环件与空气之间的相互作用来传递热量的，涉及到流固之间的耦合换热。因此，为了研究环件在散热系统作用下的散热特性和温度场分布，需要引入流体传热控制方程，即质量守恒方程、动量守恒方程和能量守恒方程^［11-12］。通过这三个封闭的传热控制方程，利用Fluent仿真软给定边界条件对微分方程进行离散和迭代求解，从而得到温度场的分布特性。

2.2 模型假设条件

为简化问题、便于模拟分析，对本文中使用的计算模型进行如下假设。

（1） 流动的空气可视为不可压缩牛顿流体，且符合Boussinesq假设，即空气的密度仅随温度的变化而变化，而不受压力影响。

（2） 环件之间的垫块以及环境中的其他部件对环件散热的影响忽略不计，同时不考虑辐射换热。

（3） 将风机对流体的作用简化为恒定流速与固定方向的压力流体，进行模拟计算。

2.3 网格划分

将图3（a）所示模型划分为两个区域，分别是空气流体域与固体域，流体域大小为4 000 mm×4 000 mm×4 000 mm，采用ANSYS Fluent Meshing软件对模型进行网格划分，环件采用六面体网格，网格尺寸为4 mm，流体域的网格划分同样采用六面体网格，网格尺寸为8 mm，将环件与流体域的交界面设置为流固耦合界面，采用共享节点方法将流体域与环件交界面的网格进行耦合，同时对流固耦合换热界面附近以及流体入口附近的网格进行加密，此次网格总数量为107 097个，并检查网格质量，确定满足仿真精度的要求，具体1/4仿真模型的网格划分情况如图3（b）所示。

2.4 边界条件设置

边界条件根据实验条件进行设置：将风机入口处设置为计算域的速度入口边界（velocity-inlet），采用实验所用风机风速（10 m/s）与进口风温（20 ℃）作为初始风速和风温；环件初始温度设置为从热处理炉转移出的初测温度900 ℃；将流体域的底面设置为绝热边界，环件和流体都不与其发生换热，设置环件和空气对流换热的流固耦合面，考虑到流体流动对流固耦合界面对流换热的影响，设置前文中反算出的对流换热系数；将与环件截面所在平面设置为两个对称面，同时将流体域的剩余其他面设置为计算域的出口边界，并设为压力出口（pressure-outlet）。在Fluent软件中，求解器Solver采用3D、隐式、瞬态压力求解方法，开启Energy能量方程、采用Realizablek-Epsilon湍流模型，计算界面换热时采用壁面函数法。

3 风冷散热模拟仿真结果分析

3.1 仿真模型验证

仿真使用计算机配置为AMD EPYC 7B13处理器，2.25 GHz，64 G内存，采用64核128线程并行计算，完成计算所需时间为126 118 s。通过仿真模拟获得在该条件下的环件温度场变化曲线，从图4（a）的仿真结果可以看出，1/4环件的温度分布具有一定的对称性，在风冷1 min后，单个环件的温度分布存在一些差异，但在20 K以内。随着风冷的进行，不同位置环件的整体温差逐渐加大。风冷15 min后，不同环件的温差增大至100 K以上，而单个环件不同位置处的温度差异相比不同环件的温差显著下降，显示了风冷对同一环件温度场均匀分布的效果。由于每一时刻单个环件整体的温度分布较为均匀，但不同位置处的温度差异较大，因此统计了不同数据外壁面的平均温度变化数据，如图4（b）所示，结果表明，温度的下降趋势与实验监测结果基本保持一致，证明了仿真模拟能够较好地模拟环件在风冷条件下的温度场变化，验证了建模方法与参数设置的准确性。

3.2 风冷参数对散热影响分析

在上述仿真模型的基础上，进一步开展数值仿真，分析不同风冷参数对堆叠环形锻件流场及温度场的影响。

3.2.1 风扇风速对散热特性的影响

通过增大风扇流速提高散热效率是实现环形锻件高效冷却的最直接的方法，根据流体的换热系数公式可以看出，物体表面的对流换热系数与流体流速正相关。图5展示了不同风机流速下的温度场分布和温降曲线。

仿真结果表明，在不同时间下不同位置处的环件温度差异明显。随着时间推移，温度的差异越来越大，从仿真结果可以看出风扇流速的明显效果，当风机流速从5 m/s提升至10 m/s时，环件的降温效率迅速提高，经过30 min的散热时间，环件在5 m/s的风速下温度最多下降至300 ℃左右，然而在10 m/s的风速下温度可下降至200 ℃。同时，前期的温度下降速率也显著提高，顶部的环件散热速率提升最为明显。当风速提升至20 m/s时，环件的温降效果有所提高，温度可下降至150 ℃，但带来的散热效果改善与5 m/s提升至10 m/s时的效果相当。可以看出，提高风速虽然能够有效改善散热效率，但存在一定的边际效益，并且，过高风速带来的大温度梯度可能影响环形件整个截面的温度均匀性，导致组织性能不均匀。实际生产中，大尺寸环形件的尺寸效应更会放大这一负面效果。从经济效益、组织性能和散热效率的综合效益考虑下，选择10 m/s的风速最佳。

图6展示了不同风机风速对流场速度矢量分布的影响，可以看出，改变风速对于流场流速

的分布没有显著影响，环件附近的流速矢量分布呈现从顶部至底部逐渐减小的趋势，这与环件温度场分布规律基本一致，而在不同风速下，环件附近都存在着一些静风区，这会影响环件与流体的对流换热，如果能够消除静风区，改进目前的散热系统，则能够进一步提高散热效果。

3.2.2 辅助散热装置对风冷散热的影响

为进一步改善环件风冷散热效果，根据消除流场静风区的思路对风冷散热系统进行调整，通过添加辅助散热装置对流场进行调整来改进散热效果，结合仿真结果分析辅助散热装置对环件温度场变化的影响。

设计了两种不同形状的导流台作为辅助散热装置，导流台的位置都位于环件中心处，柱形导流台为截面直径100 mm，高度240 mm的圆柱。同时，根据环件附近流场速度梯度自上而下逐渐下降的特点，设计锥形导流台，尺寸为顶部圆直径100 mm，底部圆直径160 mm，高240 mm，模型设置如图7所示。在不改变其他仿真参数的情况下，统一设置入口风速为10 m/s，研究导流台对环件散热效果的影响。

图7中的流场速度矢量分布图显示，采用柱形导流台时，环件附近的静风区域几乎没有改变，说明了仅仅增加导流台并不能显著改善流场分布。而在采用锥形导流台之后，可以发现环件附近的静风区几乎消失，环件附近的流场速度矢量分布更为均匀，说明通过锥形导流台的流体阻隔和回流作用，能够显著改变环件附近的流场，这有利于实际生产中环件温度场和性能的均匀分布。

图8展示了采用两种导流台的仿真模拟结果，可以看出，采用锥形导流台时，环件的散热速率显著提高，最终的最低温度可下降至100 ℃左右，而采用柱形导流台的最低温度与无导流台近似，在200 ℃左右。图9统计了三种散热系统下的最终平均温度与降温速率，可以看出，与无导流台相比，采用柱形导流台对于底部环件的散热甚至有负面效应，降温速率有所降低，这可能与柱形导流台难以改变自上而下的流场速度矢量分布相关。而采用锥形导流台可以显著提升环件的散热效果，底部环件的降温速率从21 K·min^－1提升至25 K·min^－1，降温速率提升约20%。

4 结 论

本文采用实验与仿真结合的方法，探究了不同风冷参数下环形件冷却过程中的流场及温度场。通过实验室小型环件的风冷散热实验，结合红外测温实验测量堆叠的小型环件在900 ℃风冷条件下的冷却温度场变化情况与相应的对流换热系数，发现堆叠的环件自上而下散热效率逐渐下降，对流换热系数稳定在41 W·m^-2·K^-1左右。通过Fluent仿真探究了小型环件在不同条件下的散热性能，仿真结果表明，设计的锥形导流台能够有效改善环件风冷条件下的散热性能，提高风速对加快散热存在边际效益，结合导流台与合理风速有利于降低实际环件风冷过程的生产成本。

参考文献：

［1］李兆通，李亮，景财年，等.大型环锻件轧制研究现状与展望［J］.中国铸造装备与技术，2021（6）：056.

LI Z T，LI L，JING C N，et al. Current status and prospects of rolling research on large rig forgings ［J］. China Foundry Machinery amp; Technology， 2021（6）：056.

［2］戈文英.风电塔筒法兰用S355NL钢的低温冲击韧性［J］.特殊钢，2015，36（5）：4.

GE W Y. Low temperature impact toughness of steel S355nl for wind power tower flange ［J］. Special Steel， 2015，36（5）：4.

［3］倪红军，黄明宇，张福豹，等.工程材料［M］.南京：东南大学出版社，2016.

NI H J，HUANG M Y，ZHANG F B，et al. Engineering Material［M］. Nanjing： Southeast University Press， 2016.

［4］吴家豪.基于Fluent的U75V正火冷却过程的数值模拟研究［D］.北京：北京交通大学，2021.

WU J H. Numerical simulation of normalizing cooling process of U75V based on fluent ［D］. Beijing： Beijing Jiaotong University， 2021.

［5］VEDAEI-SABEGH A，MORIN J B，JAHAZI M. Influence of thermally grown oxide layers thickness on temperature evolution during the forging of large size steel ingots ［J］. Materials Chemistry and Physics， 2022，275：125269.

［6］齐建华.基于ANSYS的钢管热处理温度场计算机模拟研究［J］.热加工工艺，2017（4）：4.

QI J H. Computer simulation research on temperature field of steel tube heat treatment based on ANSYS ［J］. Hot Working Technology， 2017（4）：4.

［7］刘鑫.CCD和红外热像仪相结合的环轧件表面温度测量方法研究［D］.秦皇岛：燕山大学，2022.

LIU X，Research measurement method of the rolled ring surface temperature combining CCD with infrared thermal imager ［D］. Qihuangdao： Yanshan University， 2022.

［8］朱帅.TA15钛合金径轴向环轧全过程变形与组织演变［D］.西安：西北工业大学，2015.

ZHU S. Dissertation submitted in partial fulfillment of the requirements for the degree of Doctor of Philosophy ［D］. Xi’an： Northwestern Polytechnical University， 2015.

［9］王岩，陈俊杰.对流换热系数测量及计算方法［J］.液压与气动，2016（4）：14-20.

WANG Y，CHEN J J. Measurement and computation methods of convective heat transfer coefficient ［J］. Chinese Hydraulics amp; Pneumatics， 2016（4）：14-20.

［10］杨世铭，陶文铨.传热学［M］.3版.北京：高等教育出版社，1998.

YANG S M，TAO W Q. Heat Transfer（Third Edition）［M］. 3rd ed. Beijing： Higher Education Press， 1998.

［11］万亚坤，李阳春，车鹏磊.车用锂电池组WLTC工况风冷散热仿真分析［J］.蓄电池，2020（6）：057.

WAN S K，LI Y C，CHE P L. Simulation analysis of air cooling heat dissipation of automotive lithium battery pack under the condition of WLTC ［J］. Chinese LABAT Man， 2020（6）：057.

［12］陶文铨.数值传热学［M］.西安：西安交通大学出版社，2001.

TAO W Q. Numerical Heat Transfer ［M］. Xian： Xi’an Jiaotong University Press， 2001.