30CrMnSiNi2A鋼軸類零件感應熱處理的數(shù)值模擬

陳素明, 楊 平, 任樹鋒, 羅 賢, 王文博

(1. 中航西安飛機工業(yè)集團股份有限公司, 陜西 西安 710089;2. 西北工業(yè)大學 材料學院, 陜西 西安 710072)

30CrMnSiNi2A鋼是我國航空工業(yè)廣泛使用的一種低合金超高強度鋼,具有高的強度、良好的塑韌性以及抗疲勞性能[1-2],廣泛用于制造飛機大梁、起落架、發(fā)動機軸、高強度螺栓、固體火箭發(fā)動機殼體和化工高壓容器等零部件[3]。此類鋼種通常在使用前經過傳統(tǒng)熱處理工藝來獲得最佳的強韌性,以充分發(fā)揮材料的優(yōu)良潛質。但是由于低合金超高強度鋼缺口敏感性較高,對于重要受拉螺紋零件,一般應對螺紋部分進行局部回火(約700 ℃)[4]。傳統(tǒng)的局部回火工藝常為鉛浴回火,該工藝加工制造的產品質量不穩(wěn)定,返修率較高,而且鉛液具有較大的毒害性,不僅會造成環(huán)境污染,而且對操作者的安全健康也有影響。同時,鉛浴加熱工藝能耗高,生產周期長。因此,鉛浴熱處理工藝的應用越來越少。感應加熱技術具有加熱速率高、脫碳和氧化少以及重啟快等優(yōu)勢,相比于傳統(tǒng)熱處理,感應熱處理展示出效率高、穩(wěn)定性好和節(jié)能環(huán)保等優(yōu)勢[5]。

截至目前,感應熱處理在工程實際的應用獲得了長足的進步。如2004年,日本JFE新日鐵超快冷生產線(Super-OLAC)和在線熱處理工藝(Heat-treatment online process,HOP)生產線的投產,實現(xiàn)了感應加熱在線淬火與回火,該工藝大大提高了生產率和產品的性能[6]。但是感應加熱技術在零件整體回火方面的應用并沒有在金屬熔化以及表面處理方面的應用那么廣泛,而溫度場控制困難是制約感應回火廣泛推廣的原因之一。隨著計算機仿真技術的發(fā)展,零件在感應加熱過程中溫度場的變化可以通過計算機仿真模擬而獲得,使得監(jiān)測隨感應加熱工藝參數(shù)變化的溫度場成為可能[7],但是目前國內對感應加熱的模擬計算大多集中在感應淬火的模擬研究。例如,張云鷺[8]使用Flux軟件建立了圓柱形工件感應淬火過程中電磁場-溫度場的耦合模型,獲得了淬火過程中各個時刻的功率密度分布以及溫度場變化信息,據此預測了零件關鍵點的奧氏體轉變過程;王奇[9]通過ANSYS軟件建立了傘齒輪分段雙頻感應淬火三維模型,探究了中、高頻輸出時間比、切換頻率比等參數(shù)對傘齒輪雙頻感應加熱過程的影響。陳慶安等[10]利用ANSYS APDL語言建立了鋼板連續(xù)移動感應淬火過程的有限元計算模型,對不同工藝參數(shù)下的鋼板溫度場進行了數(shù)值模擬,研究了電源頻率、電流密度、鋼板移動速度對感應淬火過程中鋼板溫度場的影響規(guī)律,為實際應用中參數(shù)的選取提供了參考。但是,目前國內學者對感應回火方面的研究鮮有報道,因此,有關感應回火系統(tǒng)及參數(shù)變化對回火溫度場的影響規(guī)律還不清楚,有必要對感應回火過程進行模擬分析,以掌握工藝參數(shù)對溫度場的影響規(guī)律,為制定合適的感應回火工藝參數(shù)提供理論指導。

本文將以航空領域常用的30CrMnSiNi2A高強度鋼為試驗材料,對感應加熱回火過程進行數(shù)值模擬,揭示電源參量(頻率與電流強度)與線圈參量(線圈結構與尺寸參數(shù))對工件感應回火過程溫度場的影響規(guī)律,以對感應回火系統(tǒng)優(yōu)化設計提供參考。

1 有限元模型的建立

本文使用Comsol軟件對30CrMnSiNi2A鋼的感應加熱回火過程進行有限元模擬,軟件主要通過AC/DC模塊與傳熱模塊相結合對電磁場與溫度場進行耦合分析[10-11]。本文選取30CrMnSiNi2A鋼作為研究對象,所加載模型尺寸為φ14 mm×80 mm,所選被加熱工件為連續(xù)、均勻、各向同性的圓柱形回轉體,且該系統(tǒng)電磁場和溫度場都呈軸對稱分布,因此可將模型簡化為二維模型進行計算,以大幅度提高計算效率。圖1為試驗感應加熱模型,包括工件、感應線圈、冷卻水道及空氣4部分,模型中具體尺寸包括:工件高度a、工件半徑b、線圈半徑R、線圈截面外徑d、線圈壁厚t和線圈匝數(shù)n。此外,由于材料的屬性會對感應加熱過程造成嚴重的影響,因此必須將材料屬性的非線性變化考慮在內,材料屬性隨溫度的非線性變化如圖2所示[5]。

圖1 感應加熱有限元模型

圖2 30CrMnSiNi2A鋼的物性參數(shù)隨溫度變化曲線[5]

圖1(c)為有限元網格劃分后的結果。值得注意的是,由于導體存在集膚效應,感應渦流在工件表面產生,為使計算準確,在工件表面集膚層內的網格必須設計得較為細小,最少在集膚層內有5層網格。從工件表層到心部的網格由密集到疏松,呈梯度網格劃分;由于空氣、線圈和冷卻水道的溫度場不是本文的關注對象,因此其網格劃分較為粗大。

2 結果分析

2.1 感應加熱過程工件溫度場變化

工件的感應回火需要保證心表組織與性能一致,所以在感應加熱模擬時,必須探究心表溫差隨時間的精確變化。但工件的溫度分布云圖只能定性分析工件在升溫過程中溫度分布的變化,因此需要在工件表面和心部選擇特征點對溫度進行實時監(jiān)測,進而直觀顯示工件感應加熱過程中徑向、軸向溫差隨時間的變化規(guī)律,所選特征點如圖3所示。心部、表面特征點用于對工件感應回火過程徑向溫差進行監(jiān)控,心部、端部特征點用于對工件感應回火過程軸向溫差進行監(jiān)控。

圖3 工件表面和心部特征點示意圖

選定頻率15 kHz、電流強度800 A、線圈半徑25 mm、線圈截面外徑10 mm、線圈壁厚1 mm和線圈匝數(shù)4,對工件進行感應加熱模擬。圖4為模擬所得的工件感應加熱90 s過程中,各個時刻的溫度分布云圖。從圖4可以看到,在此電源參數(shù)下,工件內部在升溫全過程內始終存在溫度梯度。但徑向溫差在較短時間內被縮小甚至消除,而軸向溫差直到90 s才被消除。

圖4 感應加熱過程中不同時刻工件溫度云圖

2.2 電源參數(shù)對溫度場的影響

2.2.1 電流強度的影響

采用圖1(b)感應加熱二維簡化模型,在電源頻率20 kHz、線圈半徑25 mm、線圈截面外徑10 mm、線圈壁厚1 mm和線圈匝數(shù)4條件下,計算了電流強度為400～1200 A時,工件心表溫度、徑向溫差、端部溫度以及軸向溫差隨時間的變化規(guī)律,結果如圖5所示。圖5(a)為不同電流情況下工件表面與心部的溫度-時間曲線,可以看到所有電流強度下,根據工件表面升溫速率可以將感應加熱升溫過程大致分為3個階段:第一階段為快速升溫階段。這一階段由于集膚效應的作用,近表面處產生感應渦流,在焦耳熱效應和磁滯效應的共同作用下,表層溫度在極短時間內迅速上升,并且升溫速率與電流強度呈正比,電流強度越高,升溫速率越快;第二階段工件表面升溫速率有所降低,主要是因為該材料的相對磁導率在700 ℃附近會急劇降低,使集膚效應減弱,磁場向工件內部穿透,最終使升溫速率降低。第三階段為連續(xù)升溫與穩(wěn)定階段。不同的電流強度在這一階段表現(xiàn)出不一樣的溫升特征。當電流強度較小時,工件表面溫度會穩(wěn)定在一定的數(shù)值;而電流強度較大時,工件表面持續(xù)升溫。感應加熱過程中,工件表面溫升的3個階段主要是由熱量的輸入與輸出相互競爭所導致。感應加熱過程中,工件表面熱量的變化主要由3種熱傳遞所決定,分別為感應渦流生熱、表面輻射與對流散熱、工件表面向內部的熱傳導散熱。上述第一階段中,感應渦流生熱占主導地位,因此工件表面快速升溫;第二階段中,感應渦流生熱效果減弱,導致工件表面溫升速率有所降低;第三階段中,感應渦流生熱與兩種散熱達到平衡或感應渦流生熱繼續(xù)占優(yōu)。此外,從圖5(a)還可以看出,電流強度越低最終的平衡溫度也越低。

圖5 感應加熱過程中電流強度對工件溫度場的影響

圖5(b)為電流強度分別為400～1200 A時,工件徑向溫差隨時間的變化情況?？梢钥闯?不論電流強度如何變化,徑向溫差曲線始終呈現(xiàn)不對稱“幾”字形,即徑向溫差隨加熱時間的增加被分為4個階段。其中,第一個階段為徑向溫差的快速增加階段,是感應加熱過程中的集膚效應所致。在感應加熱起始階段,集膚效應使工件表面急速升溫,而此時由于工件的熱導率較小,工件心部升溫速率較慢,所以徑向溫差急劇升高;第二個階段為具有高徑向溫差的短暫穩(wěn)定階段,該階段內工件的熱導率隨著溫度的升高而增大,使得工件心部升溫速率約等于工件表面的升溫速率,導致徑向溫差值呈現(xiàn)短暫的“平臺”;第三階段是徑向溫差快速減小階段,在此階段由于集膚效應的弱化使工件表面溫升速率急劇降低,但表面的溫度仍以較快速率不斷傳導至心部,使得心部溫度不斷升高,因此徑向溫差急劇降低;第四階段為最終平衡階段,此階段工件表面和心部溫度大致相同并保持穩(wěn)定(小電流)或持續(xù)升高(大電流)。此外,徑向溫差與電流的強弱有密切的聯(lián)系:電流強度越大,徑向溫差值也越大,但是由于高電流輸入會使工件表面與心部溫度快速達到平衡溫度,因此所產生的高徑向溫差會在較短時間內被消除。

圖5(c)為不同電流強度下工件心部與端部的溫度-時間曲線圖。結果表明,工件端部的溫升趨勢與心部的類似。然而由于端部效應,端部的升溫速率會顯著低于心部,會造成極其懸殊的溫度差。如圖5(d)所示,與徑向溫差類似的是,電流強度越大,所產生的軸向溫差峰值也越大,但大溫差的持續(xù)時間反而越短。

2.2.2 電流頻率的影響

采用圖1(b)感應加熱二維簡化模型,在電流強度800 A、線圈半徑25 mm、線圈截面外徑10 mm、線圈壁厚1 mm和線圈匝數(shù)4條件下,計算了電流頻率為10～30 kHz時,工件心表溫度、徑向溫差、端部溫度以及軸向溫差隨時間變化規(guī)律,結果如圖6所示,從圖6(a,b)可以看到,頻率對工件感應加熱效果的影響與電流類似,頻率越高感應加熱第一階段的升溫速率越快,最終的穩(wěn)定溫度越高,同時由于頻率越高,集膚效應越明顯,徑向溫差也越大。此外,從圖6(a)還可以看出,頻率越高,其對工件升溫速率的影響越小。同時頻率的升高,并不會導致工件表面的溫度持續(xù)升高。因此,電流與頻率都會影響工件的升溫速率,但是電流強度對溫度的影響程度明顯要大于頻率對溫度的影響。

圖6 感應加熱過程中電流頻率對工件溫度場的影響

圖6(c,d)為不同頻率下,工件心部與端部的溫度-時間曲線以及工件軸向溫差隨時間的變化情況?？梢钥闯?頻率對端部溫升趨勢的影響與電流強度的影響類似,但是頻率越高,軸向溫差反而會越小,因此可以適當增加頻率以減小軸向溫差。

2.3 結構參數(shù)對溫度場的影響

2.3.1 線圈匝數(shù)的影響

在電源頻率15 kHz、電流強度800 A、線圈半徑25 mm、線圈截面外徑10 mm和線圈壁厚1 mm條件下,計算了線圈匝數(shù)分別為2～6匝時,工件心表溫度、徑向溫差、端部溫度以及軸向溫差隨時間的變化規(guī)律,如圖7所示。圖7(a)為工件心表溫度隨時間變化的情況,結果表明線圈匝數(shù)越少,工件的升溫速率越慢,最終平衡溫度也越低。從圖7(b)可以看出,線圈匝數(shù)越少,工件徑向溫差也越小,但徑向溫差會在較長時間內存在。圖7(c,d)為不同匝數(shù)下工件心部與端部的溫度-時間曲線以及工件軸向溫差隨時間的變化情況。結果表明,當匝數(shù)為2時,軸向溫差始終較小,這是由于匝數(shù)較少時,工件升溫速率慢,工件內部均溫效果好,但這無疑會嚴重削弱感應加熱的效率優(yōu)勢。除此之外,匝數(shù)為3和4時,工件軸向最大溫差大致相同且均相對較小,但匝數(shù)為3時,工件內部具有大軸向溫差的階段持續(xù)時間更長。

圖7 感應加熱過程中線圈匝數(shù)對工件溫度場的影響

2.3.2 線圈半徑的影響

在電源頻率15 kHz、電流強度800 A、線圈匝數(shù)4、線圈截面外徑10 mm和線圈壁厚1 mm條件下,研究了線圈半徑為15～35 mm時,工件感應加熱過程中的溫度變化,結果如圖8所示。圖8(a,c)分別為工件心表溫度和心端溫度隨時間變化的情況,可以看到不論線圈半徑為多少,工件感應加熱過程總體趨勢不變,呈現(xiàn)3個階段。由圖8(a,b)可知,線圈半徑的變化對工件心表升溫速率和徑向溫差影響較小。不同線圈半徑下,工件心表升溫曲線幾乎重合,而徑向溫差曲線也相差較小。此外,從圖8(c,d)可以看出線圈半徑主要影響了工件端部的升溫速率,線圈半徑越小,工件端部的升溫速率越大,而軸向溫差相對越小。

圖8 感應加熱過程中線圈半徑對工件溫度場的影響

2.3.3 線圈壁厚及截面外徑的影響

在電源頻率15 kHz、電流強度800 A、線圈半徑25 mm和線圈匝數(shù)4的條件下,分別計算了線圈壁厚和線圈截面外徑對工件感應加熱效果的影響(計算線圈壁厚的影響時線圈截面外徑為10 mm,計算線圈截面外徑的影響時線圈壁厚1 mm)。圖9和圖10分別為線圈壁厚和線圈截面外徑對工件溫度場的影響。結果表明,線圈壁厚與線圈截面外徑不會對工件最終的溫度場產生任何影響。

圖9 感應加熱過程中線圈壁厚對工件溫度場的影響

圖10 感應加熱過程中線圈截面外徑對工件溫度場的影響

2.4 系統(tǒng)優(yōu)化及評估

根據上述模擬結果分析可知,在感應加熱過程中,主要是集膚效應和端部效應會對溫度場均勻性造成較大的影響,產生較大的徑向溫差和軸向溫差,并且無法通過單一的電源參數(shù)和結構參數(shù)調整以消除所產生的徑向/軸向溫差。本研究將采用如下優(yōu)化方案:①采用分段加熱的方式對工件進行感應回火。首先為了保證感應加熱的高效優(yōu)勢,可在回火的第一階段選用較大電流輸入,使得表面快速升溫。而當工件表面被加熱到接近最終工藝所需溫度時,停止加熱并保持幾秒,使得心表溫度趨于一致。最后采用較低電流輸入,使工件達到最終工藝所需溫度。②在線圈外側包覆導磁體,使得工件端部磁場更聚焦,提高工件端部對磁場的吸收利用率,以消除軸向溫差。優(yōu)化后的感應加熱模型如圖11所示。

圖11 優(yōu)化設計后的感應加熱有限元模型

對于感應加熱工藝而言,首先選擇30 kHz、800 A的電源參數(shù)加熱20 s,停止加熱5 s后再以30 kHz、40 A的電源參數(shù)加熱至最終溫度。同時,由于此次感應加熱模擬僅僅是為了進行優(yōu)化效果評估,回火溫度與回火時間暫不做考慮,而只關注徑向溫差與軸向溫差的變化。優(yōu)化設計后不同時刻下的工件溫度分布云圖如圖12所示。結果表明,在感應加熱的前20 s,集膚效應極為明顯,工件內部始終存在較大的徑向溫差。而停止加熱5 s后,徑向溫差被完全消除,心表呈現(xiàn)均勻一致的溫度。此外,相比于未優(yōu)化前,端部欠熱問題也被完全消除。

圖12 優(yōu)化設計后感應加熱不同時刻工件的溫度分布云圖

同樣,根據圖12對優(yōu)化后工件的心表溫度、徑向溫差、心端溫度和軸向溫差進行實時監(jiān)控,最終所得結果如圖13所示。結果表明,優(yōu)化后工件的徑向溫差在5 s的停止加熱時間內被完全消除,而軸向溫差最終也被控制在10 ℃以內,相比于未優(yōu)化之前接近200 ℃的軸向溫差,溫度場不均勻分布的問題得到良好的改善。此外,由圖13(a,c)可知,通過此優(yōu)化工藝可以實現(xiàn)感應回火的精確控溫。

圖13 優(yōu)化設計后感應加熱過程工件溫度場變化

3 結論

1) 線圈內電流強度和電源頻率共同影響著工件的升溫速率與最終的平衡溫度,但工件的升溫速率與最終的平衡溫度對電流強度的變化更為敏感。

2) 電流強度越大,徑向溫差值與軸向溫差值也將越大,但是由于高電流輸入會使工件整體溫度快速達到平衡溫度,因此所產生的高溫差值會在較短時間內被消除。電源頻率對徑向溫差的影響與電流強度對徑向溫差所產生的影響類似,但是高的頻率反而會獲得較低的軸向溫差。

3) 線圈的匝數(shù)和內徑共同影響著工件內部的溫度場,而線圈壁厚和線圈截面外徑對其沒有影響。線圈的匝數(shù)越多,工件的升溫速率越快,最終的平衡溫度越高,工件內部最大徑向/軸向溫差也越大;線圈半徑僅對工件端部的升溫速率產生較為明顯的影響(線圈半徑越小,工件端部的升溫速率越快,軸向溫差越小),而對心表升溫速率和最終平衡溫度幾乎沒有影響。

4) 單一的參數(shù)調整無法消除工件在感應加熱過程中由于集膚效應和端部效應產生的徑向/軸向溫差,但經過優(yōu)化設計后,模擬所得溫度場的均勻性可得到較大程度的改善,徑向溫差可在較短時間內基本消除,軸向溫差也可以在較短時間內控制在10 ℃以內。