高溫高壓下檢測(cè)浮體的裝置的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

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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(diǎn)，給焊接生產(chǎn)帶來(lái)很大困難。常常因?yàn)楹附幼冃危瑢?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(shí)，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(guò)大，焊接工藝參數(shù)沒(méi)有及時(shí)調(diào)整使焊接過(guò)程被迫中斷。如何解決實(shí)際工程中的這些問(wèn)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(wèn)題， 數(shù)值模擬作為一種手段，對(duì)這些方面可提供有效的預(yù)測(cè)，但這要建立在準(zhǔn)確的溫度場(chǎng)基礎(chǔ)之上。因此，為弄清小截面方管焊接過(guò)程中溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)及變形的規(guī)律，給實(shí)際焊接生產(chǎn)提供理論性指導(dǎo)，有必要對(duì)方管焊接問(wèn)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(duì)焊接過(guò)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(duì)接之類(lèi)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(bào)道。在無(wú)接觸模型與實(shí)際情況不相符合的情況下，針對(duì)小截面方管并行密排焊的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)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(jiǎn)化模型，采用非線性有限元方法，對(duì)小電流TIG焊接條件下，方管與胎具間的動(dòng)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(duì)方管的溫度場(chǎng)進(jìn)行了模擬，得到了焊接過(guò)程中的溫度變化規(guī)律和分布情況。1 焊接溫度場(chǎng)的初步模擬及試驗(yàn)1.1 截面方管焊接溫度場(chǎng)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(shí)取方管長(zhǎng)度l=120mm,引弧點(diǎn)和熄弧點(diǎn)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(duì)熔池的沖擊力比較小，所以對(duì)于這種焊接方法在初始計(jì)算時(shí)依據(jù)前人的經(jīng)驗(yàn)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(diǎn)中心最大熱流；K為能量集中系數(shù)；r為任一點(diǎn)到加熱斑點(diǎn)中心的距離。 溫度邊界條件包括接觸傳導(dǎo)、對(duì)流和輻射三種類(lèi)型，用以反映焊件與周?chē)h(huán)境，以及焊件與工作臺(tái)之間的熱量傳輸關(guān)系。 對(duì)于對(duì)流和輻射邊界條件，利用總換熱系數(shù)來(lái)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(gè)動(dòng)態(tài)的局部熱加載過(guò)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(duì)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(duì)低溫參數(shù)曲線做適當(dāng)?shù)耐馔?，得出高溫參?shù)。 1.2 小截面方管焊接溫度場(chǎng)的測(cè)量試驗(yàn)原理 溫度場(chǎng)測(cè)量試驗(yàn)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(gè)點(diǎn)進(jìn)行溫度的測(cè)量。測(cè)量點(diǎn)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38mm，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(duì)應(yīng)。1.3 小截面方管焊接溫度場(chǎng)的測(cè)量試驗(yàn)結(jié)果利用無(wú)接觸模型得到的熱循環(huán)試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果分別如圖4和圖 5 所示。通過(guò)兩圖比較可以看出，兩截面節(jié)點(diǎn)的熱循環(huán)趨勢(shì)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(shí)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(yàn)測(cè)得的 最高溫度約630，模擬結(jié)果卻在770以上，誤差很大。且沒(méi)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(duì)小截面方管焊接過(guò)程模擬的誤差進(jìn)行了分析。就熱作用而言，焊接過(guò)程中，方管不僅與周?chē)鷪?chǎng)環(huán)境進(jìn)行輻射和對(duì)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(duì)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(guò)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(méi)有接觸的模型無(wú)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(méi)有去除時(shí)，方管已經(jīng)表現(xiàn)出向下的撓曲了，與實(shí)際情況出現(xiàn)較大的差異。因此，有必要采用接觸模型來(lái)進(jìn)行數(shù)值模擬。圖6是冷卻125s各種拘束條件未去除時(shí)所得到的變形圖，可以看出，冷卻過(guò)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(shí)際的焊接情況嚴(yán)重不符，因?yàn)樘ゾ吆蛫A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(duì)無(wú)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(shí)所焊方管長(zhǎng)度l=120mm，引弧點(diǎn)和熄弧點(diǎn)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(wèn)題，需要準(zhǔn)確追蹤接觸物體之間的運(yùn)動(dòng)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(guò)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(zhǎng)，而此時(shí)，對(duì)應(yīng)的下部金屬溫度卻相對(duì)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(dòng)態(tài)變化的，且無(wú)法預(yù)知，因此，采用直接約束法來(lái)解決方管與胎具的接觸問(wèn)題，該方法能根據(jù)物體的運(yùn)動(dòng)約束和相互作用自動(dòng)探測(cè)接觸區(qū)域，施加接觸約束。這樣就能夠及時(shí)地反映接觸與分離的動(dòng)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(lái)對(duì)方管進(jìn)行接觸傳導(dǎo)分析。式中：q是接觸傳導(dǎo)時(shí)的熱流密度；H是與附近場(chǎng)的對(duì)流系數(shù)；H是與附近場(chǎng)的自然對(duì)流系數(shù)；B是與自然對(duì)流相關(guān)的指數(shù)；是斯忒藩一 玻耳茲曼常數(shù)；是對(duì)附近場(chǎng)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(chǎng)的距離；T，T是物體溫度。3 對(duì)于修正后場(chǎng)的計(jì)算結(jié)果利用最后得到的有接觸模型進(jìn)行了與試驗(yàn)同樣條件下溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬，得到的熱循環(huán)曲線計(jì)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(guò)l0，二者吻合得較好。且從曲線和峰值對(duì)比可以看出，試驗(yàn)和模擬結(jié)果吻合較好，且在冷卻120s左右的時(shí)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(guò)程中，在夾緊裝置未去除的情況下，模擬結(jié)果不僅沒(méi)有出現(xiàn)向下的撓曲，而且出現(xiàn)了工廠實(shí)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(lái)進(jìn)行溫度和變形的規(guī)律分析。4 修正后計(jì)算結(jié)果比較與分析4.1 應(yīng)力結(jié)果 基于溫度場(chǎng)的平行焊接的小截面方管的應(yīng)力場(chǎng)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(guò)程達(dá)到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)時(shí)的縱向應(yīng)力分量，顯而易見(jiàn)，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(huì)呈現(xiàn)為“T”形狀，顯然，被壓縮的應(yīng)力場(chǎng)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(shí)間的縱向變形曲線如圖11，可以看出彎曲變形在總的趨勢(shì)上先上升后下降，峰之點(diǎn)隨著熱源同步遷移，同時(shí)振幅增大，在焊接預(yù)備階段和第二階段，沒(méi)有焊接的點(diǎn)下沉粘貼到胚芽，這里稱(chēng)為“初始效應(yīng)”，進(jìn)入第三個(gè)階段，方形管產(chǎn)生最大的向上彎曲變形，同時(shí)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(diǎn)向下，左邊管子的彎曲在均勻后穩(wěn)定，當(dāng)熱源均勻時(shí)，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(guò)程中，為了保證焊接質(zhì)量，不止要控制下部分的長(zhǎng)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(shí)間的橫向變形曲線如圖12，還有熱源被移動(dòng)到60mm部分的變形，發(fā)現(xiàn)管子的橫向變形隨熱源的移動(dòng)變化，首先在熱源附近時(shí)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?yàn)闊嵩锤浇臏囟戎当绕鹌渌礁?，?dǎo)致材料變軟，橫向彎曲變形通過(guò)滲出裂縫表現(xiàn)出來(lái)，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(guò)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(jiàn)，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(zhǎng)，左邊管子的變形在均勻后獲得，當(dāng)熱源輸出均勻時(shí)，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(wú)接觸模型模擬小截面方管并行密TIG焊接溫度場(chǎng)，會(huì)產(chǎn)生很大偏差，且變形與實(shí)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(lái)解決方管與胎具的接觸問(wèn)題，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。(3)得到了小截面方管并行排列焊溫度場(chǎng)的變化規(guī)律和分布情況。結(jié)果表明，焊接過(guò)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(chǎng)；焊后冷卻一段時(shí)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(shí)際的焊接狀況較一致。附件2外文資料正文外文資料正文227