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青島理工大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計（論文）說明書
鎳基高溫合金小截面方管焊接溫度場的數(shù)值模擬
王俊恒，張廣軍，高洪明，吳 林
摘 要：利用無接觸簡化模型進(jìn)行小截面方管并行排列焊溫度場的計算，結(jié)果與
測量結(jié)果的對比表明，此模型應(yīng)用到小截面方管溫度場的數(shù)值模擬中存在很大誤差。
從熱和力的角度對小截面方管與胎具問的關(guān)系進(jìn)行簡單分析，解釋了誤差產(chǎn)生的原因。并以此為基礎(chǔ)，建立了小截面方管并行排列焊的接觸模型，采用直接約束法處理焊接過程中小截面方管與胎具的接觸傳熱與受力問題，得到了焊接溫度場的變化規(guī)律和分布情況。結(jié)果表明，在焊縫附近形成了一個“T”字形溫度場；焊后冷卻一段時間后，出現(xiàn)兩端溫度低、中間溫度高的現(xiàn)象。這種情況與實際的焊接狀況較一致。
關(guān)鍵詞：小截面方管；接觸；直接約束法；溫度場；應(yīng)變
0 序言
某產(chǎn)品由鎳基高溫合金小截面方管并行排列焊接而成。該焊件具有壁薄、焊縫密集、受熱易變形等特點，給焊接生產(chǎn)帶來很大困難。常常因為焊接變形，導(dǎo)致工藝參數(shù)不好掌握，出現(xiàn)焊穿、焊漏、未焊透等缺陷；焊接時，不僅由于方管向上撓曲，導(dǎo)致鎢極與工件短路形成夾鎢，還由于橫向收縮累積導(dǎo)致間隙過大，焊接工藝參數(shù)沒有及時調(diào)整使焊接過程被迫中斷。如何解決實際工程中的這些問題，成為
當(dāng)前十分迫切的需要。
焊后接頭區(qū)域的變形及殘余應(yīng)力分析，是焊接生產(chǎn)比較關(guān)心的問題， 數(shù)值模擬作為一種手段，對這些方面可提供有效的預(yù)測，但這要建立在準(zhǔn)確的溫度場基礎(chǔ)之上。因此，為弄清小截面方管焊接過程中溫度場、應(yīng)力場及變形的規(guī)律，給實際焊接生產(chǎn)提供理論性指導(dǎo)，有必要對方管焊接問題進(jìn)行數(shù)值模擬方面的研究。在數(shù)值模擬方面，已有很多人對焊接過程的數(shù)值模擬進(jìn)行研究和分析，但研究的多是平板、圓管對接之類的典型結(jié)構(gòu)，而非典型結(jié)構(gòu)，尤其小截面方管并行排列焊結(jié)構(gòu)卻鮮有報道。
在無接觸模型與實際情況不相符合的情況下，針對小截面方管并行密排焊的結(jié)構(gòu)特點及其與胎具的相互關(guān)系，建立了小截面方管與胎具的接觸有限元簡化模型，采用非線性有限元方法，對小電流TIG焊接條件下，方管與胎具間的動態(tài)接觸與分離進(jìn)行了模擬，變接觸熱傳導(dǎo)的基礎(chǔ)上，對方管的溫度場進(jìn)行了模擬，得到了焊接過程中的溫度變化規(guī)律和分布情況。
1 焊接溫度場的初步模擬及試驗
1.1 截面方管焊接溫度場的初步模擬
小截面方管的有限元模型和焊接方向如圖1所示，模擬時取方管長度l=120mm,引弧點和熄弧點與兩端面分別相距10mm。焊接工如表1所示。
由于小電流TIG焊接對熔池的沖擊力比較小，所以對于這種焊接方法在初始計算時依據(jù)前人的經(jīng)驗采用Gauss熱源模型。下面為Gauss熱源模型表達(dá)式。
式中：q(r)為熱流密度；q為加熱斑點中心最大熱流；K為能量集中系數(shù)；r為任一點到加熱斑點中心的距離。
溫度邊界條件包括接觸傳導(dǎo)、對流和輻射三種類型，用以反映焊件與周圍環(huán)境，以及焊件與工作臺之間的熱量傳輸關(guān)系。
對于對流和輻射邊界條件，利用總換熱系數(shù)來處理，關(guān)系式為
式中：H為換熱系數(shù)；T為工件溫度；T為環(huán)境溫度。
位移邊界條件則定義了起弧端和收弧端，u，u,u方向上的位移約束，使其能反映出焊件與工裝夾具之間的裝夾關(guān)系。
焊接是一個動態(tài)的局部熱加載過程，如何選取材料的熱物理性能參數(shù)，使其較為精確地反映出材料的物理及力學(xué)性能與溫度之間的非線性變化關(guān)系，對模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性起決定性的作用。模型采用的參數(shù)部分引用了文獻(xiàn)[12]的數(shù)據(jù)，如圖2所
示，并對低溫參數(shù)曲線做適當(dāng)?shù)耐馔疲贸龈邷貐?shù)。
1.2 小截面方管焊接溫度場的測量試驗原理
溫度場測量試驗采用鎳鉻—鎳硅K型熱電偶，在焊件與焊道垂直的中截面和距起始端9mm的截面上分別取3個點進(jìn)行溫度的測量。測量點排布如圖3所示。其中距離上表面1.6mm，T距離方管右側(cè)表面3．8mm，距離方管右側(cè)表面1.2mm。
而T，T，T分別與T，T，T位置相對應(yīng)。
1.3 小截面方管焊接溫度場的測量試驗結(jié)果
利用無接觸模型得到的熱循環(huán)試驗結(jié)果與計算結(jié)果分別如圖4和圖 5 所示。通過兩圖比較可以看出，兩截面節(jié)點的熱循環(huán)趨勢是相同的，焊接熱源到達(dá)中截面之前溫度變化不大，之后溫度快速升高隨著焊接熱源遠(yuǎn)離中截面，溫度較快地下降,但不及升溫時迅速，焊接后隨著冷卻的進(jìn)行，溫度變化趨于平緩。但是試驗測得的 最高溫度約630℃，模擬結(jié)果卻在770℃以上，誤差很大。且沒有反映出90mm截面溫度下降快，在冷卻120s左右與中截面溫度曲線有交叉的情況。
1 誤差分析和接觸有限元模型
2.1 誤差分析
為了考察誤差產(chǎn)生的原因，文中從熱和力的作用兩方面對小截面方管焊接過程模擬的誤差進(jìn)行了分析。
就熱作用而言，焊接過程中，方管不僅與周圍場環(huán)境進(jìn)行輻射和對流， 更與胎具接觸進(jìn)行熱傳導(dǎo)，在接觸面其傳熱能力是輻射對流的1/100-1/10，而模擬中卻用總換熱系數(shù)統(tǒng)一處理，因此溫度誤差較大。
就力作用而言，焊接過程中，方管向下?lián)锨鷮⑹艿教ゾ叩淖璧K作用，而向上則可自由撓曲，沒有接觸的模型無法解決這種復(fù)雜的受力情況，所以當(dāng)夾緊裝置的拘束還沒有去除時，方管已經(jīng)表現(xiàn)出向下的撓曲了，與實際情況出現(xiàn)較大的差異。因此，有必要采用接觸模型來進(jìn)行數(shù)值模擬。
圖6是冷卻125s各種拘束條件未去除時所得到的變形圖，可以看出，冷卻過程中，在夾緊裝置未去除的情況下，模擬結(jié)果出現(xiàn)了向下的撓曲，這與實際的焊接情況嚴(yán)重不符，因為胎具和夾緊裝置相配合，將阻止其向下?lián)锨?。綜合以上模擬結(jié)果和分析，有必要對無接觸模型進(jìn)行修正。
2.2 接觸有限元模型的建立
小截面方管的有限元模型和焊接方向如圖7所示，模擬時所焊方管長度l=120mm，引弧點和熄弧點與兩端面分別相距10mm。
從力學(xué)分析角度看，接觸是邊界條件高度非線性的復(fù)雜問題，需要準(zhǔn)確追蹤接觸物體之間的運動以及相互作用，包括正確模擬接觸面之間的摩擦行
為和可能存在的接觸間隙傳熱。
由于材料具有熱脹冷縮的屬性，焊接過程中，兩端受拘束的方管在能量集中的熱源作用下，上部焊縫附近金屬溫度急劇升高，導(dǎo)致該部分金屬急劇伸長，而此時，對應(yīng)的下部金屬溫度卻相對較低，導(dǎo)致上下伸縮不一致，使方管中部向上撓曲與胎具分離產(chǎn)生間隙，但間隙的位置和高度卻是動態(tài)變化的，且無法預(yù)知，因此，采用直接約束法來解決方管與胎具的接觸問題，該方法能根據(jù)物體的運動約束和相互作用自動探測接觸區(qū)域，施加接觸約束。這樣就能夠及時地反映接觸與分離的動態(tài)變化情況，并進(jìn)行間隙傳熱分析。將方管設(shè)置為變形接觸體，胎具設(shè)置為有熱傳導(dǎo)的剛體，采用以下表達(dá)式來對方管進(jìn)行接觸傳導(dǎo)分析。
式中：q是接觸傳導(dǎo)時的熱流密度；H是與附近場的對流系數(shù)；H是與附近場的自然對流系數(shù)；B是與自然對流相關(guān)的指數(shù)；；是斯忒藩一 玻耳茲曼常數(shù)；是對附近場的輻射率；H是接觸體熱傳導(dǎo)系數(shù)；H是與間隔距離相關(guān)的熱傳導(dǎo)系數(shù)； d=d/d,d是兩物體之間的距離；d是用戶自定義的附近場的距離；T，T是物體溫度。
3 對于修正后場的計算結(jié)果
利用最后得到的有接觸模型進(jìn)行了與試驗同樣條件下溫度場的數(shù)值模擬，得到的熱循環(huán)曲線計算結(jié)果如圖8所示。
將此結(jié)果與圖4相比較，峰值溫度差異如表2所示，由最后誤差分析可看 出二者最大差異不超過l0℃，二者吻合得較好。且從曲線和峰值對比可以看出，試驗和模擬結(jié)果吻合較好，且在冷卻120s左右的時間后兩截面的溫度曲線有交叉。
從圖9可以看出，焊后冷卻過程中，在夾緊裝置未去除的情況下，模擬結(jié)果不僅沒有出現(xiàn)向下的撓曲，而且出現(xiàn)了工廠實踐中呈現(xiàn)的間隙，因此結(jié)果比較合理。因此，可以用接觸模型來進(jìn)行溫度和變形的規(guī)律分析。
4 修正后計算結(jié)果比較與分析
4.1 應(yīng)力結(jié)果
基于溫度場的平行焊接的小截面方管的應(yīng)力場是模擬的，圖10a,b和c分別是橫向應(yīng)力水平分量，豎直分量和焊接過程達(dá)到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)時的縱向應(yīng)力分量，顯而易見，橫向應(yīng)力水平分量和縱向分量在靠近焊接處的地方壓縮，并且在右面的管中呈現(xiàn)“”形狀分布，在均勻后會呈現(xiàn)為“T”形狀，顯然，被壓縮的應(yīng)力場遠(yuǎn)離管子心部，這使小截面方管不止有縱向偏差，而且有橫向的彎曲和變形。
4.2 變形的結(jié)果
4.2.1 縱向變形分析:
管子在不同時間的縱向變形曲線如圖11，可以看出彎曲變形在總的趨勢上先上升后下降，峰之點隨著熱源同步遷移，同時振幅增大，在焊接預(yù)備階段和第二階段，沒有焊接的點下沉粘貼到胚芽，這里稱為“初始效應(yīng)”，進(jìn)入第三個階段，方形管產(chǎn)生最大的向上彎曲變形，同時振幅達(dá)到最大值，當(dāng)冷卻至室溫，并去掉所有約束，方形管的首端和末端上翹，中間的點向下，左邊管子的彎曲在均勻后穩(wěn)定，當(dāng)熱源均勻時，方管兩端的彎曲變形不一致，這樣將產(chǎn)生不合適的現(xiàn)象，所以，在焊接過程中，為了保證焊接質(zhì)量，不止要控制下部分的長度，并且要嚴(yán)格控制鎢和焊縫間的位置。
4.2.2 橫向變形分析
管子在不同時間的橫向變形曲線如圖12，還有熱源被移動到60mm部分的變形，發(fā)現(xiàn)管子的橫向變形隨熱源的移動變化，首先在熱源附近時逐漸增加并達(dá)到最大值，然后逐漸減小，提到密集排列的方形管，因為熱源附近的溫度值比起其它方高，導(dǎo)致材料變軟，橫向彎曲變形通過滲出裂縫表現(xiàn)出來，并且橫向彎曲變形越大，這種滲出效應(yīng)越明顯，直到塑料變形出現(xiàn)，在冷卻過程中，由于金屬收縮，一種“凸透鏡”形狀的裂縫在方形管表面產(chǎn)生。
4.2.3 橫斷面變形分析
右側(cè)管子的橫斷面變形如圖14，這里，直線代表變形之前的位置，EEEE代表變形之后的位置，顯而易見，管子的橫斷面由于橫向力的水平和豎直分量的作用產(chǎn)生變形，并且水平面EE和豎直線面EE都有彎曲變形，豎直面EE有延長，左邊管子的變形在均勻后獲得，當(dāng)熱源輸出均勻時，管子的變形將是不一致的，這樣將產(chǎn)生不合適的現(xiàn)象。
5 結(jié)論
(I)采用無接觸模型模擬小截面方管并行密TIG焊接溫度場，會產(chǎn)生很大偏差，且變形與實際情況不一致，必須進(jìn)行修正。
(2)在考慮小截面方管與胎具接觸的基礎(chǔ)上建立了小截面方管TIG焊接的接觸模型，采用直接約束法來解決方管與胎具的接觸問題，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好。
(3)得到了小截面方管并行排列焊溫度場的變化規(guī)律和分布情況。結(jié)果表明，焊接過程中，在能量集中的熱源作用下，在焊縫附近形成了“T”字形溫度場；焊后冷卻一段時間后，將出現(xiàn)兩端溫度低、中間溫度高的現(xiàn)象。這種情況與實際的焊接狀況較一致。
附件2
外文資料正文
外文資料正文2
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