基于Ansys模拟的钛合金筒形工件离子渗氮温度场分析

韩 啸, 贺瑞军, 朱 硕, 王 赟, 冯润华, 孔令利

(中国航发北京航空材料研究院 钢与稀贵金属研究所, 北京 100095)

钛合金作为一种具有高强度、低密度、耐蚀性好等优良特性的材料被广泛应用于航天航空领域。同时,由于钛合金也兼备良好的热强性以及较高的热稳定性,因此常常用于航空发动机400～600 ℃的低温段[1]。但是钛合金的缺点也十分明显,如硬度低、易粘着等。这些原因易导致钛合金在相互摩擦时出现表面损伤,严重缩短摩擦工况下钛合金部件的服役时间,如人工关节[2]、轴承件[3]、滑套等制件。因此需要对钛合金表面进行改性,以大幅提高其硬度,增强其耐磨特性,目前常用的方法有等离子渗氮[4]、激光表面处理、PVD/CVD、表面氧化技术等。通过以上方法均可有效改善不同服役环境下钛合金的摩擦磨损程度,进而延长钛合金制件的服役时间[5]。

离子渗氮技术是通过高电压将稀薄气体电离,产生相应的等离子体。这些离子再通过电势转化的动能对阴极工件表面进行轰击,使得活化离子不断向工件内部渗透,形成渗氮层[6]。当前,离子渗氮技术已经被应用于多种牌号的钛合金表面处理[7-9]。根据钛合金的种类,离子渗氮技术可以在钛合金表面形成厚度约为几十到上百微米、硬度超过1000 HV的渗氮层[10]。同时,根据相关研究,经离子渗氮处理的钛合金表面在经过摩擦磨损试验后,其磨损体积较未处理时显著降低,耐磨性明显提高[11]。由于渗氮层需要较高的温度才能形成,为满足上述工艺的要求,离子渗氮热处理设备主要通过两方面对钛合金制件加热:一是辅助电热装置,二是等离子辉光[13]。然而,当某些复杂结构的制件进行离子渗氮时,由于尖端放电和空心阴极等效应的存在,使制件表面的加热功率不均匀,导致制件表面温度分布不均匀[12-13]。同时,由于离子渗氮形成的渗氮层厚度与渗氮温度呈正相关,因此制件表面所形成的渗氮层深度不均匀,甚至会使制件产生较大畸变,降低制件合格率。然而,离子渗氮过程中,热处理制件表面实际温度极难测量,只能凭经验预估不同工艺下不同工件的渗氮情况。

为解决上述问题,本文通过有限元模拟仿真方法对多种尺寸的TC6钛合金筒形工件的离子渗氮温度场进行模拟。为和实际热处理更接近,本文也将离子渗氮设备内部辅助加热引入到模型中计算。结果表明,在理想状态等离子加热过程中,钛合金筒形工件轴向中心温度高于两端温度,径向内壁温度高于外壁温度,且温度场分布不均匀。当引入辅助加热后,同尺寸筒形工件温度场均匀性得到明显改善;工件轴向中心温度低于两端温度;径向内壁温度依然高于外壁温度,且内外壁温度差会随着壁厚的增加而增加。在调整辅助加热功率后,筒形工件的温度场分布得到明显改善,内壁面温度均匀性显著提高。本文钛合金筒体模拟仿真计算结果直观展现出筒体渗氮过程中的温度场分布特征,有助于在科研生产中更精准地预测钛合金筒形工件离子渗氮过程中实际温度场分布特性,对钛合金筒体离子渗氮工艺提供一定的理论支持。

1 计算方法以及参数设置

1.1 理论模型

在钛合金离子渗氮过程中,为保证钛合金工件表面能够获得足够深度的渗氮层,工艺选择的渗氮温度很高。而在该环境下,由于热辐射所造成的热量的吸收与损失占比最多,因此在计算钛合金渗氮温度场模拟时,需同时考虑热辐射和热流对工件温度场分布的影响。由于炉膛内稀薄气体不通过热辐射效应增加内能,因此热辐射模型可采用S2S模型,模拟工件表面之间以及工件与环境之间能量的传递。在该物理模型中,工件的表面反射能量流取决于来自周围工件的入射能量流,因此在第k面处反射能量可以表示为:

(1)

式中:qout,k是离开面的能量流,k是吸收率,σ是玻尔兹曼常数,ρk为第k面的反射率,qin,k是从周围入射的能量流。为计算面与面之间热辐射的能量交换,可将k面从其他所有面所吸收到的能量表示为:

(2)

式中:Ak是k面的面积,Fjk是第k面和第j面之间的观察因子,因此第k面的热辐射可以表示为:

(3)

由于在进行等离子表面渗氮时,工件表面会受到N2+等离子的撞击[13],使得N2+阳离子动能转化为热能,致使工件表面温度升高,并将热量传导到工件内部加热工件。因此,可以将该物理过程等效为工件最外层为假想热源,并对工件进行加热。根据能量守恒定律,假定材料内部导热系数具有各向同性,则工件稳态状况下的温度场分布可由式(4)获得[14]:

(4)

式中:λ是热导系数(W·m-1·℃-1),T是温度(℃),t是时间(s),ρ是质量密度(kg·m-3),c是热容(J·kg-1·℃-1)。为计算不同工件之间的导热过程,多层平面之间的热流传导按照傅里叶定律计算[15],公式如式(5)所示:

(5)

式中:Q是热流(W),λi是第i层材料的热导系数(W·m-1·℃-1),S是材料的表面积,bi是第i层材料的厚度。

1.2 模型参数

为确保与实际渗氮过程的一致性,计算模型按照图1所示的钛合金离子渗氮设备示意图进行布置,即钛合金工件置于炉内中心,其四周布置辅助加热,并外接等离子源。钛合金筒模型参数:筒体内腔直径为φ50 mm;单筒模拟中筒体壁厚设置为10 mm,筒高设置为100 mm,工件外表面加热功率设置为400 W;带有辅热的多尺寸筒体模拟中,工件壁厚分别设置为10、20、30 mm,筒高分别设置为100、200、300 mm,工件外表面加热功率设置为400 W,轴向辅助加热功率按照渗氮工艺设置为150 W和120 W;多种功率参数辅助加热模拟中,工件壁厚设置为30 mm,筒高设置为200 mm,工件外表面加热功率仍设置为400 W,而辅助加热功率分别设置为50、100、200和400 W。由于相对于炉体本身,工件的尺寸较小,因此本次模拟中炉体空间等效成开放恒温环境。

图1 钛合金离子渗氮设备示意图Fig.1 Schematic of the titanium alloy ion nitriding equipment

在渗氮过程中,筒体表面受到等离子体的轰击而加热升温,因此可将该加热效果等效为热流沿法向流入筒壁,并假定各处热流强度相同;在与环境热交换设置中,由于炉内为低真空状态,因此由气体热对流效应造成的热量流失占总能量的比重很小,那么可认为筒体与外界只产生热辐射作用。筒体内壁为封闭环形,导致内壁产生的热辐射无法有效传导到环境中,因此可设定为外侧壁面为唯一散热源。同时,在S2S热辐射模型参数设置中,外部环境温度设置为800 ℃,工件初始温度设定为850 ℃;筒体材料设置为钛合金,密度设置为4500 kg/m3。为尽可能与材料真实情况相匹配,筒体热导率及热容与温度的关系如表1所示。模型按照结构化六面体网格方式进行划分,为提高模拟准确性,最大网格尺寸设置为3 mm。

表1 钛合金导热系数、热容和温度的关系Table 1 Relationship between thermal conductivity, heat constant and temperature of the titanium alloy

2 稳态温度场分布特性

2.1 筒形工件理想离子渗氮稳态温度场分布

钛合金筒形工件在等离子渗氮过程中,工件表面温度可高达900 ℃,因此工件自身的热辐射效应明显。由于渗氮环境低气压且无其他外部热源,非开放形面只能将热辐射能量重新传递给自身,无法消耗热量,因此筒形工件只能通过外壁将热量以热辐射的形式释放到环境中。在外表面加热功率为400 W时,该单筒模型温度场分布如图2所示。在无辅助加热、完全依靠等离子体轰击的加热模式下,筒形工件所有表面均受到等离子轰击引发的热效应,由于工件完全由外壁散热,因此其温度场在轴向呈现中间高、两端低的特点,而径向温度分布呈现内壁高、外壁低的特点;筒体温度最高点和最低点相差达到7.8 ℃,温度均匀性较差。为更加细致准确地探究筒体温度变化规律,在图2(a)对应黑线位置提取一维温度数据,并制成图2(b)的曲线。从图2(b)可以明显看出工件中心处温度最高,比外壁高出3.4 ℃。图2(c)为工件内壁和外壁轴向温度分布,可看出红线所代表的内壁温度在分布均匀性上与蓝线所代表的外壁温度一致,但整体温度更高。根据上述模拟结果,可预测出钛合金筒形工件在无辅助加热、完全依靠等离子体轰击的状况下渗氮后,相较于外壁,内壁可获得更深的渗氮层,渗氮效果更好。

图2 理想离子渗氮条件下筒形工件模拟结果(a)轴向温度截面;(b)轴向中间处温度曲线;(c)内外壁轴向温度曲线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 多尺寸筒形工件辅助加热稳态温度场分布

由前一部分模拟可知,筒形工件在等离子加热渗氮过程中,轴向端口温度会明显低于中心温度。为改善这种筒体温度不均的情况,可选择在炉内轴向加装辅助加热直接对筒体轴向两端进行加热,以补偿筒形工件上下端口的温度,从而改善筒体温度场均匀性。为探究具有辅助加热的离子渗氮工艺对不同尺寸的钛合金筒形工件温度的影响,本节对9种不同尺寸的筒形工件渗氮温度场进行模拟。对比图3(a, d, g)可知,随着筒壁厚度的增加,厚度为10、20、30 mm筒体中不同局部温度极差分别为5.6、8.4和9.3 ℃,温度极差在逐渐扩大,筒体温度均匀性逐渐变差。在筒体轴向方向,由于辅助加热对筒体两端的热辐射作用,工件温度场呈现出中间温度低两端温度高的特点。而沿径向,与理想离子渗氮工况相同,筒体温度场依然呈现内壁温度高外壁温度低的特性。同时,通过对比筒厚不同而高度均为300 mm的筒体温度分布可知,随着筒壁厚度的增加,筒体最高温和最低温都在下降,最高温从921.0 ℃降低到907.4 ℃,最低温从913.6 ℃降低到894.1 ℃。由于筒体质量会随着筒壁厚度的增加而增加,且筒体热容与筒体质量成正比,因此在加热功率相同的情况下,筒壁越厚的工件其最高温和最低温都会降低。同时,由于钛合金导热系数较差,因此增加筒体厚度会导致最高温和最低温差距进一步增加,使得筒体温度均匀性变差。

图3 辅助加热下不同尺寸筒形工件的轴向温度截面模拟厚度: (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

图4(a～c)分别代表筒形工件壁厚为10、20、30 mm的轴向1/2处温度截线。对比图4中筒高为100 mm时的黑色温度曲线可知,随着筒体厚度的增加,筒体中心温度从10 mm的916.5 ℃降低到30 mm的908.9 ℃。同时,从图4中蓝线所代表的高度为300 mm的筒体温度曲线可知,筒体内外壁温度差从3.3 ℃增加到7.4 ℃,即内外壁温度差也随着筒体厚度的增加而逐渐增大。并且,图4(b,c)中温度曲线也表明,当筒体高度从100 mm增加到300 mm后,同厚度筒体的温度场整体数值在逐渐降低。因此,即使离子渗氮工艺配备辅助加热,钛合金筒体工件的温度均匀性也会由于工件的尺寸效应不尽相同。尤其当筒壁变厚或筒体增高后,筒体温度场分布会更加不均匀。

图4 不同厚度的筒形工件轴向1/2处温度模拟结果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 辅助加热功率对稳态温度场分布的影响

为进一步探究辅助加热对筒体温度场的影响,本节对4种不同辅助加热功率的离子渗氮情况进行模拟。图5(a～d)分别对应辅助加热功率为50、100、200、400 W的温度场分布。

图5 不同辅助加热功率下筒形工件轴向温度截面的模拟结果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

从图5(a～d)可以看出,随着辅助加热功率的增加,筒体温度场最高温从897.8 ℃升高至910.2 ℃,最低温从889.3 ℃升高至893.4 ℃。同时筒体温度场极差也随着功率的增加而升高,从50 W的8.5 ℃增长到400 W的16.8 ℃。图5 中温度场分布特性与2.2节多尺寸筒体模拟的结果相似,即在轴向筒体中心温度低于两端口温度,筒体径向内壁温度高于外壁温度。

图6为辅助加热功率不同时的内壁轴向温度曲线,可以看出,当辅助加热功率从50 W增加到400 W后,筒体内壁温度极差从0.2 ℃升高至8.1 ℃,内壁温度均匀性变差。同时,筒体内壁整体温度会随着辅助加热功率的增加而升高,即内壁平均温度从898.9 ℃增长到904.9 ℃。通过对比上述不同辅助加热功率的筒形工件温度分布特性可知,筒体壁面温度场均匀性可通过调整辅助加热功率而得到改善,但较低的加热功率会使内壁平均温度降低,这将降低离子渗氮效率,使离子渗氮时间延长。

图6 不同辅助加热功率对应的内壁轴向温度模拟结果Fig.6 Simulation results of axial temperature of inner wall corresponding to different auxiliary heating powers

3 结论

1) 筒形工件在无辅助加热、完全依靠等离子体轰击的离子渗氮模式下,其筒体轴向温度场呈现出中心温度高两端温度低的特点,其径向的温度场呈现出内壁温度高外壁温度低的特点。

2) 在引入辅助加热后,筒体的温度分布与引入辅助加热前相比有着较大的变化,即筒体温度场变为轴向中心温度低两端温度高,径向仍为内壁温度高外壁温度低;同时由于钛合金较低的热导率,内外壁温差会随着筒体厚度的增加而增加,使得筒体温度均匀性变差。

3) 筒体温度场分布均匀性可通过调整辅助加热功率而得到改善,但过高的辅助加热功率会降低筒体的温度场均匀性。

4) 在钛合金筒形件离子渗氮过程中,既要考虑由于筒形工件高度和厚度对温度场分布造成的影响,又要考虑辅助加热功率对筒体轴向端口热辐射的影响。