0Cr18Ni10Ti不銹鋼源殼TIG焊接溫度場數值模擬及試驗驗證

羅洪義，唐 顯，羅志福

（中國原子能科學研究院，北京 102413）

0Cr18Ni10Ti不銹鋼源殼TIG焊接溫度場數值模擬及試驗驗證

羅洪義，唐 顯，羅志福

（中國原子能科學研究院，北京 102413）

針對0Cr18Ni10Ti不銹鋼放射源源殼鎢極氬弧焊（TIG）焊接過程，采用ANSYS有限元軟件對焊接溫度場進行數值模擬分析，建立了非穩態TIG焊接熔池形態的數值分析模型，分析中引入了熱焓和表面分布高斯電弧熱源模型，初步計算了焊接電流和焊接速度對焊接溫度場分布的影響。通過比較焊縫有效熔深的測量結果和計算結果，驗證了所建模型的正確性和可靠性。以計算結果為基礎，對焊接工藝參數進行優化，建立了0Cr18Ni10Ti不銹鋼放射源源殼的焊接工藝路線。

放射源；0Cr18Ni10Ti不銹鋼；鎢極氬弧焊；溫度場；數值模擬

0Cr18Ni10Ti不銹鋼具有耐高溫、耐腐蝕、耐輻照、較好的高溫強度和焊接性能等優點［1］，是放射源源殼的首選材料之一?？紤]到放射源焊接操作環境及源殼厚度，源殼密封采用鎢極氬弧焊（TIG）的焊接方式［2］，因放射源本身的輻射特性，需采用焊接冷試驗獲取可靠的工藝參數，以應用于實際焊接過程。傳統焊接工藝研究主要依靠一系列的經驗或大量的試驗來獲得可靠的焊接結構，這必將導致研究工作具有一定盲目性，而且大量的焊接試驗增加了試驗成本，耗費大量的人力和時間。隨著數值模擬技術的發展與應用，借助大型模擬軟件來探究和優化焊接工藝已成為科研工作者的一種重要手段［3］。焊接模擬主要包括溫度場、流場和應力、應變場的模擬，而溫度場的模擬又是應力、應變場模擬的基礎，因此模擬溫度場具有非常重要的意義。

本研究采用ANSYS有限元分析軟件對0Cr18Ni10Ti不銹鋼源殼TIG焊接溫度場進行數值模擬計算，根據模擬結果來分析和預測熔池和焊縫形貌，并采用焊接試驗對模擬結果加以驗證。以計算結果為基礎，對焊接工藝參數進行優化，建立0Cr18Ni10Ti不銹鋼源殼TIG焊接工藝路線。

1 0Cr18Ni10Ti不銹鋼源殼結構

放射源源殼殼體及端蓋結構尺寸如圖1所示。殼體結構尺寸為φ10mm×40mm，壁厚為1.5mm。端蓋直徑為7.4mm，有效厚度為0.5mm，端蓋與殼體焊接接頭采用端部TIG環焊方式。

圖1 放射源源殼結構Fig.1 Structure of radioactive source cladding

2 TIG溫度場數值模擬

2.1 控制方程

運動電弧作用下的TIG焊接過程包括起弧、熔池形成、熔池長大、熔池達到準穩態、熄弧（圖2）。其焊接過程取決于外加電弧熱源形式、工件材料的熱物理性能以及工件與周圍的換熱。為簡化計算，數值模擬過程中作如下假設［4］：1）焊接過程中，熔池和電弧都是關于軸對稱的；2）熔池中液態金屬為黏性不可壓縮的牛頓流體，其流動為層流；3）不考慮熔池上下表面變形；4）不考慮熔池金屬的蒸發。

圖2 運動電弧下的TIG焊接示意圖Fig.2 TIG welding under moving arc

基于以上假設，三維瞬態焊接溫度場滿足的能量守恒方程為：

式中：ρ為密度，kg／m3；cp為比定壓熱容，J／（kg·K）；T為溫度，K；t為時間，s；λ為導熱系數，W／（m·K）；Q為單位時間內產生或消耗的熱量。

2.2 定解條件>

控制方程的定解條件如下。

1）初始條件

將引燃電弧的時刻作為初始時刻，此時工件溫度等于環境溫度，即T＝T0。

2）邊界條件

TIG焊接過程是非穩態過程，在熔池表面存在著電弧熱以及由于焊接邊界的對流和輻射而造成的熱量損失［5］。又由于在焊接速度方向上熔池及溫度場的對稱性，計算時只考慮工件的1／2，工件表面的熱邊界條件如下：

式中：q（r）為半徑r處的表面熱流密度，W／m2；h為對流和輻射等效換熱系數；r為某一點與電弧中心的距離；σq為熱流分布參數。

2.3 相變潛熱

TIG焊接過程中，金屬熔化時由固態變為液態，要吸收能量，反之其熔池凝固時由液態變成固態，要放出熱量，所以在計算溫度場時，要考慮熔池相變潛熱對溫度場的影響，否則計算結果會出現較大偏差。ANSYS中處理相變潛熱問題的方法是定義不同溫度下的熱焓［6］。其關系式可表示為：

式中，c為比熱容，J／（kg·K）。

2.4 電弧熱源模型

由于TIG電弧挺度小，對熔池沖擊力也較小［7］，可不考慮電弧吹力和熔池流體傳熱特征，通常采用表面分布的高斯熱源（圖3）即可得到較滿意的結果［8］。其熱流密度［8－9］為：

式中：I為焊接電流；U為電弧電壓。

圖3 高斯分布的電弧熱源模型Fig.3 Heat source model of Gauss distribution

2.5 網格劃分

利用所建立的模型對TIG焊接熱過程進行有限元計算時，均勻網格劃分方式無法同時兼顧計算精度和計算速度。因此采用非均勻的網格劃分方法，在工件上有較大的溫度梯度處，尤其是在熔池區域靠近電弧熱源附近和近縫區域，采用細密的網格劃分，以獲得較高的單元密度，保證計算精度；而在遠離焊接熱源處，由于溫度梯度較小，因而采用較粗的網格劃分，這樣可兼顧計算精度與速度［10］。網格劃分示意圖如圖4所示。由于放射源源殼結構的對稱性，取模型的1／2進行計算，可節省計算時間，同時便于觀察計算結果。

圖4 非均勻網格劃分示意圖Fig.4 Diagram of non－uniform grid

2.6 材料熱物理性能參數

材料熱物理性能參數選取是否精確，直接影響到計算結果的準確性。0Cr18Ni10Ti不銹鋼材料的熱物理性能是隨溫度變化呈非線性變化的，因此在有限元計算中須實時加載熱物理參數。0Cr18Ni10Ti不銹鋼材料的熔點為1 398～1 420℃，λ、ρ及c的取值列于表1［1］。

表1 0Cr18Ni10Ti不銹鋼的熱物理性能參數Table 1 Thermo physical property parameter of 0Cr18Ni10Ti stainless steel

3 計算結果分析及試驗驗證

利用所建立的模型對不同TIG焊接工藝下的0Cr18Ni10Ti不銹鋼源殼的溫度場進行了有限元數值模擬計算。由于熔池溫度場的實時檢測較困難，因此可通過比較環焊縫有效熔深的計算值和試驗值來驗證模型的正確性。

3.1 計算結果分析

1）焊接工藝參數粗選

依據技術要求，源殼端蓋與殼體接頭環焊縫有效熔深≥0.7mm。初步選擇工藝參數為：焊接電流，10、20、30A；工件轉速，6.6s／r；保護氣流量，9L／min。結果如圖5所示。

圖5 不同電流時的穩態溫度場分布Fig.5 Steady－state temperature field distribution at different currents

從圖5可見，焊接電流為10A時，焊接接頭處未出現達到0Cr18Ni10Ti不銹鋼熔點的等溫線，表明此焊接參數下未形成焊接熔池。焊接電流為20A時，焊接過程達穩態時形成了深色熔池區域，接頭處有效熔深為0.95mm。增大電流至30A時，接頭處已完全熔透，熔池覆蓋端蓋結構的1／2，且延伸至源殼殼體部分，此時對放射源源殼力學結構已造成破壞。

由此可見，焊接電流為20A、有效熔深大于0.7mm時，滿足有效熔深要求，但小部分熔池延伸至端蓋蓋體，對源殼力學結構造成一定影響，因此選擇焊接電流低于20A進行細化計算。

2）焊接電流對溫度場的影響

為保證模擬過程的可比性，除焊接電流外其他的工藝參數均取相同值。所采用的焊接參數為保護氣流量9L／min，工件轉速6.6s／r，焊接電流選擇18A和19A進行計算，結果如圖6所示。

圖6 電流細化后的穩態溫度場分布Fig.6 Steady－state temperature field distribution at refined current

焊接電流的變化影響著焊接的熱輸入，從計算結果可見，焊接電流的減小使得熱流密度載荷變小，熔池溫度降低，熔深減小。焊接電流為18A時，接頭處有效熔深為0.68mm，小于0.7mm。電流為19A時，接頭處有效熔深為0.87mm，且熔池未擴展至端蓋蓋體和源殼殼體的結構功能部分，不會影響源殼的力學結構。

由此可見，焊接電流為19A時得到的環焊縫結構較20A時更可靠，因此選擇焊接電流為19A。

3）焊接速度對溫度場的影響

為保證模擬過程的可比性，除焊接轉速外其他工藝參數取相同值。焊接電流為19A，保護氣流量為9L／min，轉速分別為6s／r和7s／r時的計算結果示于圖7。

圖7 不同轉速時的穩態溫度場分布Fig.7 Steady－state temperature field distribution at different speeds

從計算結果可看出，焊接速度的變化同樣影響著焊接的熱輸入，隨著焊接速度的增大，熔寬和熔深均減小。這是由于單位時間的熱輸入不變的情況下，焊接速度的增大使得電弧與工件各部分的作用時間變短，工件每點的焊接熱輸入量減少，從而導致熔池的熔深變小。

轉速為6s／r時，焊接接頭處有效熔深為0.65mm，低于有效熔深0.7mm的要求。減慢轉速至7s／r時，接頭處有效熔深增加至0.96mm，但此時熔池已覆蓋部分端蓋主體結構，對源殼的整體力學結構造成影響。

因此，焊接電流為19A時，工件轉速選擇6.6s／r，經計算此工藝參數下接頭處有效熔深為0.87mm，端蓋蓋體最大熔深為0.98mm（接近焊接接頭厚度1mm），未影響源殼的力學結構。

3.2 試驗驗證

通過采用焊接試驗，測量焊縫的幾何尺寸與計算值進行比較，來驗證TIG焊接溫度場的計算結果。焊縫幾何尺寸的測定是在焊接之后，在焊縫長度方向的不同位置，分別截取焊縫的橫截面試樣，制成宏觀金相試樣后，利用金相顯微鏡測定焊縫有效熔深。

焊接驗證試驗采用經有限元模擬計算篩選、優化后的工藝參數，即焊接電流為19A時，工件轉速選擇6.6s／r，保護氣流量為9L／min。焊接試驗工藝流程如圖8［2］所示。

圖8 TIG焊接工藝流程Fig.8 Process of TIG welding

1）焊縫形貌

將焊接試驗金相分析得到的環焊縫形貌與有限元模擬結果進行比較，結果如圖9所示。

圖9 金相分析（a）及有限元模擬（b）結果Fig.9 Results of metallographic analysis（a）and finite element simulation（b）

經對比可見，兩者環焊縫底部形貌基本一致，但頂部輪廓存在較大的差異：金相分析結果（圖9a）中焊縫頂部為弧形輪廓，而模擬得到的焊縫頂部未發生變形（圖9b）。實際焊接過程中，焊縫頂部金屬熔化后，液態金屬在表面張力、自身重力、電弧和保護氣流的吹力等因素作用下形成弧形輪廓，而有限元模擬結果為溫度場分布，未考慮熔池變形。

2）焊縫熔深

焊接試驗兩個試樣的金相分析熔深測量結果如圖10所示。

圖10 一號（a）及二號（b）焊縫Fig.10 No.1（a）and No.2（b）weld joints

從圖10可見，環焊縫的有效熔深值分別為0.82mm、0.87mm，該工藝參數下的有效熔深有限元計算結果為0.87mm，計算結果與實際測量值吻合非常好，驗證了所建模型和計算方法的正確性和可靠性。

4 0Cr18Ni10Ti不銹鋼源殼焊接工藝建立

以計算結果為基礎，對焊接工藝參數進行優化，建立0Cr18Ni10Ti不銹鋼源殼TIG焊接工藝參數。經優化后0Cr18Ni10Ti不銹鋼源殼TIG焊接工藝參數如下：焊接電流為19A，焊接轉速為6.6s／r，保護氣流量為9L／min，此焊接工藝下的焊縫表觀光滑光亮，周邊組織均勻，無氣孔、夾渣等缺陷，接頭處有效熔深為0.87mm，滿足技術要求。焊接樣品如圖11所示。

5 結論

1）根據能量守恒的基本原理和TIG焊接工藝的特點，建立了運動電弧作用下0Cr18Ni10Ti不銹鋼源殼非穩態TIG焊接熔池形態的數值分析模型。

2）根據模型的特點，采用了非均勻網格對單元進行控制，兼顧計算精度與速度。

圖11 TIG焊接樣品Fig.11 TIG welding sample

3）電弧熱源采用表面高斯分布的熱源模型，在計算中考慮了相變潛熱問題。

4）對不同工藝參數下TIG焊接溫度場進行了模擬計算，經焊接試驗驗證了所建模型及計算方法的正確性及可靠性。

5）以計算結果為基礎，對焊接工藝參數進行篩選、優化，建立了0Cr18Ni10Ti不銹鋼源殼TIG焊接工藝參數。

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Numerical Simulation on Temperature Field of TIG Welding for 0Cr18Ni10Ti Stainless Steel Cladding and Experimental Verification

LUO Hong－yi，TANG Xian，LUO Zhi－fu
（China Institute of Atomic Energy，Beijing102413，China）

Aiming at tungsten inert gas（TIG）for 0Cr18Ni10Ti stainless steel cladding for radioactive source，the numerical calculation of welding pool temperature field was carried out through adopting ANSYS software.The numerical model of non－steady TIG welding pool shape was established，the heat enthalpy and Gaussian electric arc heat source model of surface distribution were introduced，and the effects of welding current and welding speed to temperature field distribution were calculated.Comparing the experimental data and the calculation results under different welding currents and speeds，the reliability and correctness of the model were proved.The welding technological parameters of 0Cr18Ni10Ti stainless steel were optimized based on the calculation results and the welding procedure was established.

radioactive source；0Cr18Ni10Ti stainless steel；tungsten inert gas；temperature field；numerical simulation

TG402

：A

1000－6931（2015）02－0224－06

10.7538／yzk.2015.49.02.0224

2014－10－09；

2014－12－02

羅洪義（1980—），男，湖南長沙人，高級工程師，從事放射源焊接過程數值模擬技術及焊接工藝研究