基于Ansys模擬的鈦合金筒形工件離子滲氮溫度場分析

韓 嘯, 賀瑞軍, 朱 碩, 王 赟, 馮潤華, 孔令利

(中國航發(fā)北京航空材料研究院 鋼與稀貴金屬研究所, 北京 100095)

鈦合金作為一種具有高強度、低密度、耐蝕性好等優(yōu)良特性的材料被廣泛應(yīng)用于航天航空領(lǐng)域。同時,由于鈦合金也兼?zhèn)淞己玫臒釓娦砸约拜^高的熱穩(wěn)定性,因此常常用于航空發(fā)動機400～600 ℃的低溫段[1]。但是鈦合金的缺點也十分明顯,如硬度低、易粘著等。這些原因易導(dǎo)致鈦合金在相互摩擦?xí)r出現(xiàn)表面損傷,嚴重縮短摩擦工況下鈦合金部件的服役時間,如人工關(guān)節(jié)[2]、軸承件[3]、滑套等制件。因此需要對鈦合金表面進行改性,以大幅提高其硬度,增強其耐磨特性,目前常用的方法有等離子滲氮[4]、激光表面處理、PVD/CVD、表面氧化技術(shù)等。通過以上方法均可有效改善不同服役環(huán)境下鈦合金的摩擦磨損程度,進而延長鈦合金制件的服役時間[5]。

離子滲氮技術(shù)是通過高電壓將稀薄氣體電離,產(chǎn)生相應(yīng)的等離子體。這些離子再通過電勢轉(zhuǎn)化的動能對陰極工件表面進行轟擊,使得活化離子不斷向工件內(nèi)部滲透,形成滲氮層[6]。當(dāng)前,離子滲氮技術(shù)已經(jīng)被應(yīng)用于多種牌號的鈦合金表面處理[7-9]。根據(jù)鈦合金的種類,離子滲氮技術(shù)可以在鈦合金表面形成厚度約為幾十到上百微米、硬度超過1000 HV的滲氮層[10]。同時,根據(jù)相關(guān)研究,經(jīng)離子滲氮處理的鈦合金表面在經(jīng)過摩擦磨損試驗后,其磨損體積較未處理時顯著降低,耐磨性明顯提高[11]。由于滲氮層需要較高的溫度才能形成,為滿足上述工藝的要求,離子滲氮熱處理設(shè)備主要通過兩方面對鈦合金制件加熱:一是輔助電熱裝置,二是等離子輝光[13]。然而,當(dāng)某些復(fù)雜結(jié)構(gòu)的制件進行離子滲氮時,由于尖端放電和空心陰極等效應(yīng)的存在,使制件表面的加熱功率不均勻,導(dǎo)致制件表面溫度分布不均勻[12-13]。同時,由于離子滲氮形成的滲氮層厚度與滲氮溫度呈正相關(guān),因此制件表面所形成的滲氮層深度不均勻,甚至?xí)怪萍a(chǎn)生較大畸變,降低制件合格率。然而,離子滲氮過程中,熱處理制件表面實際溫度極難測量,只能憑經(jīng)驗預(yù)估不同工藝下不同工件的滲氮情況。

為解決上述問題,本文通過有限元模擬仿真方法對多種尺寸的TC6鈦合金筒形工件的離子滲氮溫度場進行模擬。為和實際熱處理更接近,本文也將離子滲氮設(shè)備內(nèi)部輔助加熱引入到模型中計算。結(jié)果表明,在理想狀態(tài)等離子加熱過程中,鈦合金筒形工件軸向中心溫度高于兩端溫度,徑向內(nèi)壁溫度高于外壁溫度,且溫度場分布不均勻。當(dāng)引入輔助加熱后,同尺寸筒形工件溫度場均勻性得到明顯改善;工件軸向中心溫度低于兩端溫度;徑向內(nèi)壁溫度依然高于外壁溫度,且內(nèi)外壁溫度差會隨著壁厚的增加而增加。在調(diào)整輔助加熱功率后,筒形工件的溫度場分布得到明顯改善,內(nèi)壁面溫度均勻性顯著提高。本文鈦合金筒體模擬仿真計算結(jié)果直觀展現(xiàn)出筒體滲氮過程中的溫度場分布特征,有助于在科研生產(chǎn)中更精準(zhǔn)地預(yù)測鈦合金筒形工件離子滲氮過程中實際溫度場分布特性,對鈦合金筒體離子滲氮工藝提供一定的理論支持。

1 計算方法以及參數(shù)設(shè)置

1.1 理論模型

在鈦合金離子滲氮過程中,為保證鈦合金工件表面能夠獲得足夠深度的滲氮層,工藝選擇的滲氮溫度很高。而在該環(huán)境下,由于熱輻射所造成的熱量的吸收與損失占比最多,因此在計算鈦合金滲氮溫度場模擬時,需同時考慮熱輻射和熱流對工件溫度場分布的影響。由于爐膛內(nèi)稀薄氣體不通過熱輻射效應(yīng)增加內(nèi)能,因此熱輻射模型可采用S2S模型,模擬工件表面之間以及工件與環(huán)境之間能量的傳遞。在該物理模型中,工件的表面反射能量流取決于來自周圍工件的入射能量流,因此在第k面處反射能量可以表示為:

(1)

式中:qout,k是離開面的能量流,k是吸收率,σ是玻爾茲曼常數(shù),ρk為第k面的反射率,qin,k是從周圍入射的能量流。為計算面與面之間熱輻射的能量交換,可將k面從其他所有面所吸收到的能量表示為:

(2)

式中:Ak是k面的面積,Fjk是第k面和第j面之間的觀察因子,因此第k面的熱輻射可以表示為:

(3)

由于在進行等離子表面滲氮時,工件表面會受到N2+等離子的撞擊[13],使得N2+陽離子動能轉(zhuǎn)化為熱能,致使工件表面溫度升高,并將熱量傳導(dǎo)到工件內(nèi)部加熱工件。因此,可以將該物理過程等效為工件最外層為假想熱源,并對工件進行加熱。根據(jù)能量守恒定律,假定材料內(nèi)部導(dǎo)熱系數(shù)具有各向同性,則工件穩(wěn)態(tài)狀況下的溫度場分布可由式(4)獲得[14]:

(4)

式中:λ是熱導(dǎo)系數(shù)(W·m-1·℃-1),T是溫度(℃),t是時間(s),ρ是質(zhì)量密度(kg·m-3),c是熱容(J·kg-1·℃-1)。為計算不同工件之間的導(dǎo)熱過程,多層平面之間的熱流傳導(dǎo)按照傅里葉定律計算[15],公式如式(5)所示:

(5)

式中:Q是熱流(W),λi是第i層材料的熱導(dǎo)系數(shù)(W·m-1·℃-1),S是材料的表面積,bi是第i層材料的厚度。

1.2 模型參數(shù)

為確保與實際滲氮過程的一致性,計算模型按照圖1所示的鈦合金離子滲氮設(shè)備示意圖進行布置,即鈦合金工件置于爐內(nèi)中心,其四周布置輔助加熱,并外接等離子源。鈦合金筒模型參數(shù):筒體內(nèi)腔直徑為φ50 mm;單筒模擬中筒體壁厚設(shè)置為10 mm,筒高設(shè)置為100 mm,工件外表面加熱功率設(shè)置為400 W;帶有輔熱的多尺寸筒體模擬中,工件壁厚分別設(shè)置為10、20、30 mm,筒高分別設(shè)置為100、200、300 mm,工件外表面加熱功率設(shè)置為400 W,軸向輔助加熱功率按照滲氮工藝設(shè)置為150 W和120 W;多種功率參數(shù)輔助加熱模擬中,工件壁厚設(shè)置為30 mm,筒高設(shè)置為200 mm,工件外表面加熱功率仍設(shè)置為400 W,而輔助加熱功率分別設(shè)置為50、100、200和400 W。由于相對于爐體本身,工件的尺寸較小,因此本次模擬中爐體空間等效成開放恒溫環(huán)境。

圖1 鈦合金離子滲氮設(shè)備示意圖Fig.1 Schematic of the titanium alloy ion nitriding equipment

在滲氮過程中,筒體表面受到等離子體的轟擊而加熱升溫,因此可將該加熱效果等效為熱流沿法向流入筒壁,并假定各處熱流強度相同;在與環(huán)境熱交換設(shè)置中,由于爐內(nèi)為低真空狀態(tài),因此由氣體熱對流效應(yīng)造成的熱量流失占總能量的比重很小,那么可認為筒體與外界只產(chǎn)生熱輻射作用。筒體內(nèi)壁為封閉環(huán)形,導(dǎo)致內(nèi)壁產(chǎn)生的熱輻射無法有效傳導(dǎo)到環(huán)境中,因此可設(shè)定為外側(cè)壁面為唯一散熱源。同時,在S2S熱輻射模型參數(shù)設(shè)置中,外部環(huán)境溫度設(shè)置為800 ℃,工件初始溫度設(shè)定為850 ℃;筒體材料設(shè)置為鈦合金,密度設(shè)置為4500 kg/m3。為盡可能與材料真實情況相匹配,筒體熱導(dǎo)率及熱容與溫度的關(guān)系如表1所示。模型按照結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格方式進行劃分,為提高模擬準(zhǔn)確性,最大網(wǎng)格尺寸設(shè)置為3 mm。

表1 鈦合金導(dǎo)熱系數(shù)、熱容和溫度的關(guān)系Table 1 Relationship between thermal conductivity, heat constant and temperature of the titanium alloy

2 穩(wěn)態(tài)溫度場分布特性

2.1 筒形工件理想離子滲氮穩(wěn)態(tài)溫度場分布

鈦合金筒形工件在等離子滲氮過程中,工件表面溫度可高達900 ℃,因此工件自身的熱輻射效應(yīng)明顯。由于滲氮環(huán)境低氣壓且無其他外部熱源,非開放形面只能將熱輻射能量重新傳遞給自身,無法消耗熱量,因此筒形工件只能通過外壁將熱量以熱輻射的形式釋放到環(huán)境中。在外表面加熱功率為400 W時,該單筒模型溫度場分布如圖2所示。在無輔助加熱、完全依靠等離子體轟擊的加熱模式下,筒形工件所有表面均受到等離子轟擊引發(fā)的熱效應(yīng),由于工件完全由外壁散熱,因此其溫度場在軸向呈現(xiàn)中間高、兩端低的特點,而徑向溫度分布呈現(xiàn)內(nèi)壁高、外壁低的特點;筒體溫度最高點和最低點相差達到7.8 ℃,溫度均勻性較差。為更加細致準(zhǔn)確地探究筒體溫度變化規(guī)律,在圖2(a)對應(yīng)黑線位置提取一維溫度數(shù)據(jù),并制成圖2(b)的曲線。從圖2(b)可以明顯看出工件中心處溫度最高,比外壁高出3.4 ℃。圖2(c)為工件內(nèi)壁和外壁軸向溫度分布,可看出紅線所代表的內(nèi)壁溫度在分布均勻性上與藍線所代表的外壁溫度一致,但整體溫度更高。根據(jù)上述模擬結(jié)果,可預(yù)測出鈦合金筒形工件在無輔助加熱、完全依靠等離子體轟擊的狀況下滲氮后,相較于外壁,內(nèi)壁可獲得更深的滲氮層,滲氮效果更好。

圖2 理想離子滲氮條件下筒形工件模擬結(jié)果(a)軸向溫度截面;(b)軸向中間處溫度曲線;(c)內(nèi)外壁軸向溫度曲線Fig.2 Simulation results of cylinder workpiece under ideal plasma nitriding situation(a) axial temperature section; (b) temperature curve at the half position of the axial direction; (c) axial temperature curve of the inner and outer walls

2.2 多尺寸筒形工件輔助加熱穩(wěn)態(tài)溫度場分布

由前一部分模擬可知,筒形工件在等離子加熱滲氮過程中,軸向端口溫度會明顯低于中心溫度。為改善這種筒體溫度不均的情況,可選擇在爐內(nèi)軸向加裝輔助加熱直接對筒體軸向兩端進行加熱,以補償筒形工件上下端口的溫度,從而改善筒體溫度場均勻性。為探究具有輔助加熱的離子滲氮工藝對不同尺寸的鈦合金筒形工件溫度的影響,本節(jié)對9種不同尺寸的筒形工件滲氮溫度場進行模擬。對比圖3(a, d, g)可知,隨著筒壁厚度的增加,厚度為10、20、30 mm筒體中不同局部溫度極差分別為5.6、8.4和9.3 ℃,溫度極差在逐漸擴大,筒體溫度均勻性逐漸變差。在筒體軸向方向,由于輔助加熱對筒體兩端的熱輻射作用,工件溫度場呈現(xiàn)出中間溫度低兩端溫度高的特點。而沿徑向,與理想離子滲氮工況相同,筒體溫度場依然呈現(xiàn)內(nèi)壁溫度高外壁溫度低的特性。同時,通過對比筒厚不同而高度均為300 mm的筒體溫度分布可知,隨著筒壁厚度的增加,筒體最高溫和最低溫都在下降,最高溫從921.0 ℃降低到907.4 ℃,最低溫從913.6 ℃降低到894.1 ℃。由于筒體質(zhì)量會隨著筒壁厚度的增加而增加,且筒體熱容與筒體質(zhì)量成正比,因此在加熱功率相同的情況下,筒壁越厚的工件其最高溫和最低溫都會降低。同時,由于鈦合金導(dǎo)熱系數(shù)較差,因此增加筒體厚度會導(dǎo)致最高溫和最低溫差距進一步增加,使得筒體溫度均勻性變差。

圖3 輔助加熱下不同尺寸筒形工件的軸向溫度截面模擬厚度: (a～c)10 mm; (d～f)20 mm; (g～i)30 mm高度: (a,d,g)100 mm; (b,e,h)200 mm; (c,f,i)300 mmFig.3 Cross-sectional simulation results of axial temperature of cylindrical workpieces with different sizes under auxiliary heatingThicknesse: (a-c) 10 mm; (d-f) 20 mm; (g-i) 30 mmDifferent height: (a,d,g) 100 mm; (b,e,h) 200 mm; (c,f,i) 300 mm

圖4(a～c)分別代表筒形工件壁厚為10、20、30 mm的軸向1/2處溫度截線。對比圖4中筒高為100 mm時的黑色溫度曲線可知,隨著筒體厚度的增加,筒體中心溫度從10 mm的916.5 ℃降低到30 mm的908.9 ℃。同時,從圖4中藍線所代表的高度為300 mm的筒體溫度曲線可知,筒體內(nèi)外壁溫度差從3.3 ℃增加到7.4 ℃,即內(nèi)外壁溫度差也隨著筒體厚度的增加而逐漸增大。并且,圖4(b,c)中溫度曲線也表明,當(dāng)筒體高度從100 mm增加到300 mm后,同厚度筒體的溫度場整體數(shù)值在逐漸降低。因此,即使離子滲氮工藝配備輔助加熱,鈦合金筒體工件的溫度均勻性也會由于工件的尺寸效應(yīng)不盡相同。尤其當(dāng)筒壁變厚或筒體增高后,筒體溫度場分布會更加不均勻。

圖4 不同厚度的筒形工件軸向1/2處溫度模擬結(jié)果Fig.4 Simulation results of temperature at the half position of axial direction of cylindrical workpieces with different thicknesses(a) 10 mm; (b) 20 mm; (c) 30 mm

2.3 輔助加熱功率對穩(wěn)態(tài)溫度場分布的影響

為進一步探究輔助加熱對筒體溫度場的影響,本節(jié)對4種不同輔助加熱功率的離子滲氮情況進行模擬。圖5(a～d)分別對應(yīng)輔助加熱功率為50、100、200、400 W的溫度場分布。

圖5 不同輔助加熱功率下筒形工件軸向溫度截面的模擬結(jié)果Fig.5 Cross-sectional simulation results of the axial temperature of cylinder workpieces under different auxiliary heating powers(a) 50 W; (b) 100 W; (c) 200 W; (d) 400 W

從圖5(a～d)可以看出,隨著輔助加熱功率的增加,筒體溫度場最高溫從897.8 ℃升高至910.2 ℃,最低溫從889.3 ℃升高至893.4 ℃。同時筒體溫度場極差也隨著功率的增加而升高,從50 W的8.5 ℃增長到400 W的16.8 ℃。圖5 中溫度場分布特性與2.2節(jié)多尺寸筒體模擬的結(jié)果相似,即在軸向筒體中心溫度低于兩端口溫度,筒體徑向內(nèi)壁溫度高于外壁溫度。

圖6為輔助加熱功率不同時的內(nèi)壁軸向溫度曲線,可以看出,當(dāng)輔助加熱功率從50 W增加到400 W后,筒體內(nèi)壁溫度極差從0.2 ℃升高至8.1 ℃,內(nèi)壁溫度均勻性變差。同時,筒體內(nèi)壁整體溫度會隨著輔助加熱功率的增加而升高,即內(nèi)壁平均溫度從898.9 ℃增長到904.9 ℃。通過對比上述不同輔助加熱功率的筒形工件溫度分布特性可知,筒體壁面溫度場均勻性可通過調(diào)整輔助加熱功率而得到改善,但較低的加熱功率會使內(nèi)壁平均溫度降低,這將降低離子滲氮效率,使離子滲氮時間延長。

圖6 不同輔助加熱功率對應(yīng)的內(nèi)壁軸向溫度模擬結(jié)果Fig.6 Simulation results of axial temperature of inner wall corresponding to different auxiliary heating powers

3 結(jié)論

1) 筒形工件在無輔助加熱、完全依靠等離子體轟擊的離子滲氮模式下,其筒體軸向溫度場呈現(xiàn)出中心溫度高兩端溫度低的特點,其徑向的溫度場呈現(xiàn)出內(nèi)壁溫度高外壁溫度低的特點。

2) 在引入輔助加熱后,筒體的溫度分布與引入輔助加熱前相比有著較大的變化,即筒體溫度場變?yōu)檩S向中心溫度低兩端溫度高,徑向仍為內(nèi)壁溫度高外壁溫度低;同時由于鈦合金較低的熱導(dǎo)率,內(nèi)外壁溫差會隨著筒體厚度的增加而增加,使得筒體溫度均勻性變差。

3) 筒體溫度場分布均勻性可通過調(diào)整輔助加熱功率而得到改善,但過高的輔助加熱功率會降低筒體的溫度場均勻性。

4) 在鈦合金筒形件離子滲氮過程中,既要考慮由于筒形工件高度和厚度對溫度場分布造成的影響,又要考慮輔助加熱功率對筒體軸向端口熱輻射的影響。