氧化對(duì)蠕墨鑄鐵導(dǎo)熱性能影響的數(shù)值模擬*

楊 偉,馬志軍,楊 忠,段洪波

(西安工業(yè)大學(xué) 材料與化工學(xué)院,西安 710021)

大功率高速增壓柴油機(jī)是國(guó)內(nèi)外柴油機(jī)發(fā)展的重點(diǎn)和趨勢(shì)。隨著大功率高速增壓柴油機(jī)的發(fā)展,其關(guān)鍵部件——?dú)飧咨w的服役工況愈益苛刻,承受的交變力與熱耦合載荷不斷提高,對(duì)熱力疲勞服役條件下缸蓋材料力學(xué)與熱物理性能優(yōu)化基礎(chǔ)研究,特別是高強(qiáng)韌與良導(dǎo)熱匹配及動(dòng)態(tài)變化基礎(chǔ)研究顯得格外重要和迫切。相較于鋁合金和灰鑄鐵,蠕墨鑄鐵(Vermicular Graphite Cast Iron,VGI)的力學(xué)性能更優(yōu)異,并具有良好的導(dǎo)熱性能,更適合用于制造大功率高速增壓柴油發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋[1-4]。為提高蠕鐵熱力學(xué)疲勞服役條件下的使用壽命,金屬材料學(xué)者們需繼續(xù)展開提升蠕墨鑄鐵力學(xué)性能的研究,對(duì)其導(dǎo)熱性能進(jìn)行改善和優(yōu)化[5-6]。

鑄鐵基體中的石墨形態(tài)分布對(duì)其性能起決定性作用,多數(shù)金屬材料學(xué)者認(rèn)為石墨形態(tài)分布及含量對(duì)鑄鐵的導(dǎo)熱性能的影響較大[6-9]。一般情況下,片狀石墨的導(dǎo)熱性能優(yōu)于球狀石墨,因?yàn)槠瑺钍纳L(zhǎng)方向主要沿基面方向,其導(dǎo)熱系數(shù)約為2 000 W·m-1·K-1；而球狀石墨的生長(zhǎng)方向主要沿棱面方向,其導(dǎo)熱系數(shù)為10 W·m-1·K-1。蠕蟲狀石墨介于片狀石墨與球狀石墨之間,會(huì)同時(shí)沿著基面和棱面方向生長(zhǎng)[10]。另外,片狀石墨會(huì)以共晶團(tuán)的形式分布在基體中,具有三維連通性,熱量可以通過石墨通道快速傳遞,導(dǎo)熱性能良好；而孤立分布于基體當(dāng)中的球型石墨,彼此之間無連通關(guān)系,熱量只能通過基體組織之間傳遞,因此導(dǎo)熱性能較差；相較于片狀石墨,蠕蟲狀石墨的連續(xù)性稍差,但其仍以共晶團(tuán)的形式存在于基體,具有一定的三維連通性,大部分熱量仍能通過石墨傳導(dǎo)。文獻(xiàn)[11]對(duì)鑄鐵中破碎狀石墨的導(dǎo)熱性進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)破碎狀石墨在基體中呈大塊共晶團(tuán)分布,其生長(zhǎng)主要沿棱面方向,導(dǎo)致其導(dǎo)熱性能較差。文獻(xiàn)[7]發(fā)現(xiàn),石墨含量的增加,尤其是A型石墨含量的增加對(duì)鑄鐵的導(dǎo)熱性能具有重要影響,可以大幅度提高熱擴(kuò)散系數(shù)。

鑄鐵在服役條件下可能出現(xiàn)各種物理?yè)p傷,作為缸蓋材料最重要的失效方式是熱機(jī)疲勞和氧化,這些均會(huì)對(duì)其導(dǎo)熱性能產(chǎn)生重要的影響。本文以蠕墨鑄鐵為研究對(duì)象,根據(jù)氧化過程的微觀組織變化,建立有限元模型,考察氧化對(duì)蠕墨鑄鐵導(dǎo)熱性能的影響,為高強(qiáng)韌良導(dǎo)熱蠕鐵的設(shè)計(jì)和制備,以及熱機(jī)疲勞服役條件下蠕鐵零部件的準(zhǔn)確壽命評(píng)估提供系統(tǒng)的理論和技術(shù)支持。

1 試驗(yàn)材料與方法

蠕墨鑄鐵中石墨以蠕蟲的形態(tài)分布在鑄鐵基體上,其綜合力學(xué)性能優(yōu)良,介于灰鑄鐵和球墨鑄鐵之間。表1為本文采用蠕墨鑄鐵的名義成分(質(zhì)量百分比w/%)范圍。

表1 蠕墨鑄鐵的名義成分Tab.1 The nominal composition of the VGI

將蠕墨鑄鐵在500 ℃條件下保溫不同的時(shí)間后,拋掉表面的連續(xù)氧化層,采用FEI QUANTA-400掃描電鏡觀察內(nèi)部氧化后的微觀組織形貌。圖1為保溫100 h,連續(xù)氧化層下方蠕鐵的微觀組織形貌。由于蠕蟲狀石墨具有三維連通性,蠕鐵在高溫氧化過程中,氧氣沿著石墨與基體的界面向內(nèi)部擴(kuò)散,導(dǎo)致內(nèi)部界面附近產(chǎn)生較為嚴(yán)重的氧化行為[12],而基體和孤立的球狀石墨保持完好,如圖1(a)所示。氧化過程中,距離試樣表面越遠(yuǎn),石墨的氧化程度越小,圖1(b)為部分石墨未被氧化的掃描電鏡照片,圖中紅色箭頭為未被氧化的石墨邊界,氧化同時(shí)在界面兩側(cè)分別向石墨和基體中進(jìn)行。根據(jù)鑄鐵氧化的實(shí)驗(yàn)結(jié)果,建立有限元模型,討論氧化對(duì)鑄鐵導(dǎo)熱性能的影響。

圖1 500 ℃保溫100 h,連續(xù)氧化層下方蠕鐵的微觀組織形貌 Fig.1 The microstructure of VGI under continuous oxide layer after 500 ℃/100 h treatment

2 有限元模型的建立

以典型的蠕墨鑄鐵金相圖(圖2(a))為基礎(chǔ)建立二維有限元導(dǎo)熱模型。采用Pro/E CAD軟件抽取金相照片中石墨形態(tài)并進(jìn)行矢量化,保存為IGES (.igs)文件格式,然后將其導(dǎo)入ANSYS有限元軟件,在有限元軟件中采用布爾操作建立蠕鐵的基體,ANSYS軟件中采用Thermal Solid Quad 8node 77單元最終建立的有限元物理模型如圖2(b)所示。建立模型設(shè)定上下邊為絕熱邊界,左右兩邊分別為固定溫度和對(duì)流換熱邊界條件。

利用傅立葉傳熱公式來評(píng)價(jià)蠕墨鑄鐵在x方向等效導(dǎo)熱系數(shù)λequ,x[13],表達(dá)式為

(1)

式中：Φ為熱流量；A為傳熱面積；dt/dx為溫度梯度；λ為導(dǎo)熱系數(shù)。

根據(jù)式(1)計(jì)算沿x方向的等效導(dǎo)熱系數(shù)λequ,x,表達(dá)式為

(2)

式中：Φx為x方向的熱流量；Ax為x方向的傳熱面積；ai為第i個(gè)單元垂直于x方向的面積；qi為相應(yīng)的熱流密度；m為傳熱面積上的單元數(shù)量。溫度場(chǎng)和熱流密度分布是計(jì)算等效導(dǎo)熱系數(shù)λequ,x的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。

圖2 典型蠕墨鑄鐵二維有限元模型的建立Fig.2 2D finite element model built on the typical metallographic photo of VGI

為評(píng)估界面附近氧化對(duì)蠕鐵導(dǎo)熱性能的影響,在界面附近分別建立厚度為2,4,6,8,12 μm的氧化層,其界面氧化層為2 μm和8 μm的蠕鐵有限元物理模型如圖3所示,其中紅色部分代表氧化層。有限元計(jì)算過程中,石墨、基體和氧化層的導(dǎo)熱系數(shù)分別設(shè)置為130[12,14],30和8 W·m-1·K-1。本文不考慮基體中珠光體和鐵素體導(dǎo)熱性能的差異,雖然這種假設(shè)與實(shí)際情況不一致,但基本不影響對(duì)蠕墨鑄鐵導(dǎo)熱性能核心問題的研究。

圖3 不同界面氧化層厚度的蠕墨鑄鐵二維有限元模型Fig.3 2D finite element model of VGI with different interface oxide layer thicknesses

3 結(jié)果及討論

在穩(wěn)態(tài)傳熱條件下,不同氧化層厚度蠕墨鑄鐵二維有限元模型的溫度場(chǎng)分布如圖4所示,氧化層厚度分別為4 μm (圖4(a))和12 μm (圖4(b))。當(dāng)氧化層厚度達(dá)到12 μm時(shí),石墨已基本上被氧化殆盡,由于氧化物的導(dǎo)熱系數(shù)明顯低于基體和石墨,在同樣的熱邊界條件下,氧化越嚴(yán)重,蠕墨鑄鐵的導(dǎo)熱效率越低,模型左右邊界的溫差越大。

圖5為不同界面氧化層厚度的蠕墨鑄鐵二維有限元模型在穩(wěn)態(tài)傳熱條件下的熱流密度分布。石墨的導(dǎo)熱系數(shù)遠(yuǎn)高于基體,假設(shè)氧化層不存在,則通過石墨的熱流密度高于基體,即相較于基體,石墨具有更高的傳熱效率[15]。當(dāng)氧化物層的厚度為4 μm時(shí)(圖5(a)),由于受低導(dǎo)熱系數(shù)氧化層的影響,石墨的熱流密度已和基體處于同一大小水平；當(dāng)氧化物層的厚度為12 μm時(shí)(圖5(b)),石墨已基本被氧化殆盡,其熱流密度低于基體,熱量將主要通過基體進(jìn)行傳導(dǎo)。

蠕墨鑄鐵導(dǎo)熱系數(shù)隨著氧化層厚度的變化如圖6所示。隨著氧化層厚度增加,蠕鐵的導(dǎo)熱系數(shù)急劇下降,但當(dāng)氧化層厚度約為6 μm時(shí),由于石墨優(yōu)良的導(dǎo)熱性能被氧化層阻隔,其傳熱效率已基本和基體相同,甚至低于基體,熱量主要通過基體進(jìn)行傳導(dǎo),蠕鐵導(dǎo)熱性能的下降開始趨緩。當(dāng)氧化層厚度為0 μm,即蠕鐵不存在氧化時(shí),其導(dǎo)熱系數(shù)的計(jì)算值為35.8 W·m-1·K-1,而當(dāng)氧化層厚度為12 μm時(shí),石墨基本氧化殆盡,蠕鐵的導(dǎo)熱系數(shù)下降為26.7 W·m-1·K-1,下降幅度高達(dá)25.4%,因此,氧化對(duì)蠕鐵導(dǎo)熱性能的影響較大。

圖4 不同界面氧化層厚度的蠕墨鑄鐵二維有限元模型在穩(wěn)態(tài)傳熱條件下的溫度場(chǎng)分布Fig.4 The temperature field of the 2D finite element model of VGI with different interface oxide layer thicknesses under a steady heat transfer boundary condition

圖5 不同界面氧化層厚度的蠕墨鑄鐵二維有限元模型在穩(wěn)態(tài)傳熱條件下的熱流密度分布Fig.5 The heat flux distribution of the 2D finite element model of VGI with different interface oxide layer thickness under a steady heat transfer boundary condition

圖6 蠕墨鑄鐵導(dǎo)熱系數(shù)隨著氧化層厚度的變化Fig.6 The variation of the thermal conductivity of VGI with the thickness of oxide layer

4 結(jié) 論

本文以鑄鐵的實(shí)際金相圖為基礎(chǔ),采用有限元方法建立有限元幾何模型,定量討論了石墨與基體界面附近氧化層厚度對(duì)蠕墨鑄鐵導(dǎo)熱性能的影響,對(duì)合理評(píng)估蠕墨鑄鐵在高溫氧化條件下的熱機(jī)械疲勞壽命具有一定的指導(dǎo)意義。得出結(jié)論為：

1)隨著氧化層厚度的增加,石墨的傳熱效率逐漸降低,基體的傳熱逐漸占據(jù)主導(dǎo)地位。當(dāng)氧化物層的厚度為4 μm時(shí),由于受低導(dǎo)熱系數(shù)氧化層的影響,石墨的傳熱效率已接近基體；當(dāng)氧化物層的厚度為12 μm時(shí),石墨已基本被氧化殆盡,熱量將主要通過基體進(jìn)行傳導(dǎo)。

2)隨著氧化層厚度的增加,蠕墨鑄鐵的整體導(dǎo)熱性能也逐漸降低。當(dāng)氧化層厚度達(dá)到12 μm時(shí),蠕墨鑄鐵導(dǎo)熱系數(shù)由無氧化狀態(tài)的35.8 W·m-1·K-1下降至26.7 W·m-1·K-1,下降幅度高達(dá)25.4%。