板翅式換熱器因其傳熱效率高、性價比高、結(jié)構(gòu)緊湊輕巧等特點被廣泛應(yīng)用于航空航天、潛艇、航母等高端裝備動力與環(huán)控系統(tǒng)中[1-2]

板翅式換熱器通常用于高壓、大載荷、高溫等極端環(huán)境條件

與傳統(tǒng)的鋁合金、不銹鋼材質(zhì)相比，鈦合金材料耐高溫、耐腐蝕、強度高，能夠更好地應(yīng)對高溫氣體(470~870 K)[3-5]

板翅結(jié)構(gòu)作為板翅式換熱器的核心部件[6-7]，在釬焊過程中的傳熱過程比較復(fù)雜，涉及材料與爐體間的熱輻射，以及工件間的熱傳導(dǎo)等[8-9]

焊接的熱過程直接決定了焊后的顯微組織、殘余應(yīng)力與變形，但由于實際生產(chǎn)中真空爐的溫度難以測定，因此，采用仿真模擬的方法更加方便快捷且成本較低，可對實際生產(chǎn)起到指導(dǎo)作用[10]

同時溫度場的準(zhǔn)確計算是焊接冶金分析、形性一體化調(diào)控的前提[11]

目前，研究人員針對釬焊過程的數(shù)值模擬進(jìn)行了大量的研究

LOU等[12]建立了一個基于殼單元的連續(xù)熱結(jié)構(gòu)有限元模擬程序，研究鋼板材激光釬焊過程中激光束偏移、夾緊條件和尾隨冷卻對預(yù)測畸變的影響

結(jié)果表明，工件上的橫向和縱向約束都減少了表面變形

特別地，所研究的橫向約束在失真緩解方面最為有效

JAFARI等[13]研究了板式換熱器釬焊三種幾何結(jié)構(gòu)建模的模擬和實驗數(shù)據(jù)之間的差異，發(fā)現(xiàn)第三種幾何結(jié)構(gòu)建模(帶有釬焊接頭的原始幾何形狀)模擬與實驗數(shù)據(jù)的一致性最佳

結(jié)果表明，釬焊接頭對模擬的準(zhǔn)確性有較大的影響

雷震[14]通過實驗仿真相結(jié)合的方法，系統(tǒng)研究了錫基釬料與銅母材超聲輔助釬焊過程中固/液傳質(zhì)機(jī)理，計算了Cu/Sn固液界面的有效溫度和壓力，模擬了超聲振動影響下的熔池流場分布

蔣文春等[15]利用ABAQUS有限元軟件，對不銹鋼板翅結(jié)構(gòu)的釬焊殘余應(yīng)力進(jìn)行模擬，對比分析了不同模擬方法下的結(jié)果差異

綜上所述，國內(nèi)外研究學(xué)者對于釬焊研究主要集中在不銹鋼或鋁合金等材料，對于鈦合金材料的溫度分布仿真與均勻性研究較少

對于真空釬焊過程而言，更合理的溫度場分布與均勻性可以獲得性能更優(yōu)異、更致密的焊接接頭[16-18]

因此，本文通過建立鈦合金板翅結(jié)構(gòu)溫度場模型，分析鈦合金板翅結(jié)構(gòu)在真空釬焊過程中的溫度場分布情況，并探究升溫速率與加熱帶分布對鈦合金板翅結(jié)構(gòu)真空釬焊過程溫度均勻性的影響規(guī)律

1實驗1.1試驗材料選用TA1作為板翅結(jié)構(gòu)主體材料，其化學(xué)成分如表1所示

由于板翅結(jié)構(gòu)具有明顯的對稱性、周期性，因此采用如圖1(a)所示的80 mm×40 mm的板翅結(jié)構(gòu)單元試驗件，其中翅片幾何尺寸如圖1(b)所示，針對小尺寸的板翅結(jié)構(gòu)單元試驗件開展相關(guān)真空釬焊實驗研究

本文采用Ti-Zr-Cu-Ni釬料，該種釬料屬于高溫釬料，可獲得高溫強度及耐腐蝕性良好的釬焊接頭，其液相線溫度為1100 K，化學(xué)成分如表2所示

表1鈦合金化學(xué)成分Table 1Chemical composition of titanium alloy (mass fraction, %)TiFeCOHNBal.0.0230.0150.070.0010.005圖1板翅式結(jié)構(gòu)尺寸示意圖



Fig. 1Schematic diagram of plate fin structure size表2Ti-Zr-Cu-Ni釬料化學(xué)成分Table 2Chemical composition of Ti-Zr-Cu-Ni brazing material (mass fraction, %)TiZrCuNiBal.37.515101.2試驗設(shè)備與方法真空釬焊過程采用的設(shè)備為ZGS-120真空爐，通過壓力設(shè)備對工件進(jìn)行加持，并通過分布在真空爐爐壁四周的加熱帶對工件進(jìn)行輻射加熱，試驗過程中環(huán)境的真空度小于8×10-3 Pa，以保證焊接的質(zhì)量

同時，需對實驗材料進(jìn)行焊前預(yù)處理，保證隔板表面的平整度，并對翅片結(jié)構(gòu)進(jìn)行超聲清洗

在表面清洗之后，采用無水乙醇進(jìn)一步清洗材料表面并烘干，保證焊前的材料表面干燥潔凈

釬焊的溫度為1150 K，達(dá)到最高溫度后保溫時間(t)為20 min，保溫結(jié)束后隨爐冷卻至室溫

為了保持釬焊過程中爐內(nèi)溫度場以及工件溫度場的均勻性，確保釬料能夠充分地受熱熔化鋪展，并填充滿釬縫間隙，釬焊過程并非直接加熱，而是經(jīng)過多次保溫逐步加熱至釬焊溫度，所以本次試驗中當(dāng)溫度升至550 K、750 K、1050 K時，均進(jìn)行一段時間的保溫，每次保溫時間為30 min

2模型建立2.1熱源模型由于在整個真空釬焊過程，焊件的溫度會隨著時間和空間的變化而發(fā)生改變，并且在這個過程中，材料的熱物理性能也會隨著溫度發(fā)生非線性的變化

因此，真空釬焊過程中的傳熱問題屬于典型的非線性瞬態(tài)熱傳導(dǎo)問題，并且在真空釬焊過程中不存在內(nèi)熱源，所以真空釬焊溫度場非線性瞬態(tài)熱傳導(dǎo)控制方程如下[19-21]：(1) 式中：ρ為釬焊材料密度；c為比熱容；λ為導(dǎo)熱系數(shù)；T為溫度；t為傳熱時間

其中，ρ、c、λ隨溫度變化而變化

在模擬過程中，加熱帶熱源功率將折算為熱耗率加載至幾何模型上，即單位體積上的加熱功率

2.2有限元模型的構(gòu)建與網(wǎng)格劃分為了減少計算時間，提高計算效率，依托于板翅結(jié)構(gòu)的對稱性，本文采用1/4的模型來作為計算模型，由于爐膛在真空釬焊過程中只起到加熱作用，因此忽略爐膛的幾何模型，將其簡化為環(huán)繞四周的加熱帶，如圖2所示

圖2板翅結(jié)構(gòu)真空釬焊有限元模型



Fig. 2Finite element model for vacuum brazing of plate-fin structure: (a) Computational domain; (b) Vacuum furnace heating tape對上述模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格數(shù)量是影響計算精度的重要因素之一，網(wǎng)格過粗，計算結(jié)果的準(zhǔn)確性降低，但網(wǎng)格過細(xì)，會降低計算效率，甚至無法計算

因此，在進(jìn)行網(wǎng)格劃分時，需要對翅片件以及釬料層等重要計算區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化處理，而加熱帶可適當(dāng)粗化減少網(wǎng)格數(shù)量

最終最大單元大小為0.2 mm，計算網(wǎng)格單元總數(shù)為13267，求解自由度數(shù)為34340，網(wǎng)格模型如圖3所示

圖3板翅結(jié)構(gòu)網(wǎng)格模型



Fig. 3Mesh model of plate-fin structure: (a) Refinement of fin grid; (b) Mesh refinement of brazing layer; (c) Roughening of heating tape grid2.3材料熱物性參數(shù)與邊界條件的建立為保證計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，必須采用與所用材料屬性相同的熱物理性能參數(shù)，對于部分影響較小的參數(shù)采用常數(shù)，而針對鈦合金和釬料的熱導(dǎo)率及熱容等，建立了其與溫度的曲線關(guān)系并加載到模型中，部分熱物性參數(shù)曲線如圖4所示

圖4熱物性參數(shù)隨溫度變化曲線



Fig. 4Variation curves of thermal property parameters with temperature: (a) Heat capacity of titanium alloy; (b) Thermal conductivity of titanium alloy夾持工裝會約束板翅結(jié)構(gòu)的自由變形，對板翅結(jié)構(gòu)的變形有著不可忽視的影響，但對工件的溫度場影響不大，因此本文忽略夾持裝置，不對板翅件結(jié)構(gòu)施加約束

如圖5所示，在真空釬焊過程中不存在工件與環(huán)境介質(zhì)的對流換熱，只需要考慮不同部件直接的熱輻射以及工件間的熱傳導(dǎo)

另外加熱帶的外部區(qū)域以及對稱面均設(shè)為絕熱，以模擬爐膛的密封性和保溫性

圖5板翅式換熱器真空釬焊傳熱機(jī)理



Fig. 5Vacuum brazing heat transfer mechanism of plate-fin heat transfer structure2.4溫度場校核為驗證所建模型的準(zhǔn)確性，選取板翅結(jié)構(gòu)峰值溫度熱循環(huán)曲線同試驗預(yù)設(shè)的釬焊工藝的節(jié)點熱循環(huán)曲線進(jìn)行對比，模型驗證結(jié)果如圖6所示

二者的溫度與變化趨勢相似，由于保溫階段爐膛的加熱余溫仍會對板翅結(jié)構(gòu)產(chǎn)生影響，與實際生產(chǎn)過程中相似，且仿真過程中爐內(nèi)為絕對真空，但實際實驗中無法做到絕對真空，工件仍可以通過熱對流進(jìn)行散熱，因此，仿真溫度一直高于預(yù)設(shè)實驗的溫度，保溫階段部分節(jié)點最大誤差在15%左右，其余節(jié)點誤差均在5%左右，滿足仿真精度需求，因此，本文建立的溫度場模型可獲得較準(zhǔn)確的溫度場計算結(jié)果

圖6鈦合金板翅結(jié)構(gòu)真空釬焊溫度場模型驗證結(jié)果



Fig. 6Model validation results of temperature field titanium alloy sheet fin structure vacuum brazing3仿真結(jié)果3.1加熱帶分布對板翅結(jié)構(gòu)溫度場均勻性影響本文設(shè)計了如圖7所示的四種真空釬焊爐加熱帶布置方案，分別記為：方案一，方式為六面分布，六個面均為完整的平板式加熱帶；方案二，方式為四面分布，即撤去Y向的兩個加熱帶熱源；方案三，方式也為四面分布，但撤去X向的兩個加熱帶熱源；方案四，方式為間隔分布，即將面熱源修改為存在間隔的帶狀熱源

通過改變輻射熱源的數(shù)量與分布位置改變工件受到的有效熱輻射，并評估各熱源對工件溫度場的貢獻(xiàn)程度，從而實現(xiàn)工件溫度場均勻性的優(yōu)化

圖7不同加熱帶布置方案示意圖



Fig. 7Schematic diagram of different heating tape arrangement不同加熱帶布置下的板翅結(jié)構(gòu)表面溫度場仿真結(jié)果如圖8所示

由圖8可知，改變加熱帶布置對工件表面的溫度分布有著顯著影響

分布一方案下工件溫度主要集中在y軸兩側(cè)，工件最大溫差為200 K，峰值溫度在四種分布中最高為1250 K

分布二方案下，工件的溫度略有降低，但溫度分布沒有發(fā)生較大變化，表明Y方向上的加熱帶對工件溫度的貢獻(xiàn)相對較小

在加熱帶分布三方案下，工件的X向溫度均勻性得到了顯著改善，但溫度明顯偏低，峰值溫度僅有1150 K

在分布四方案下，工件的均勻性亦明顯改善，溫度峰值有所降低，這是由于工件受熱主要來自較近的加熱帶，而距離工件較遠(yuǎn)的加熱帶作用于工件方向上的輻射熱通量較小

圖8不同加熱帶布置下的板翅結(jié)構(gòu)溫度分布



Fig. 8Temperature distribution of plate-fin structure under different heating tape arrangements圖9所示為四種加熱帶分布方案下的最大溫差曲線

由圖9可知，四種分布方案下的最大溫差演變趨勢基本一致，加熱前期溫差變化不大，4000 s時最大溫差逐漸增大，分布四方案下的最大溫差相對最小

可見，工件受到熱輻射的方向性越差，其溫度均勻性將更好

圖9不同加熱帶布置下的板翅結(jié)構(gòu)溫差曲線



Fig. 9Temperature difference curves of plate-fin structure under different heating band arrangements3.2升溫速率對板翅結(jié)構(gòu)溫度場均勻性影響本節(jié)使用了圖7中溫度場均勻性更差的分布方案一作為加熱帶的分布方式，進(jìn)而能夠更直觀地體現(xiàn)出不同升溫速率對板翅結(jié)構(gòu)溫度場的影響

仿真前期，針對不同時長的保溫時間進(jìn)行了研究，在保持平均升溫速率7.10 K/min不變的情況下，工藝一加熱時三段保溫時間均為10 min；工藝二為20 min；工藝三為30 min；工藝四設(shè)置為10 min、20 min、30 min三段不相同的保溫時間

仿真結(jié)果顯示當(dāng)保溫時間大于10 min時，增加保溫時間對板翅結(jié)構(gòu)均勻性影響不大，本節(jié)中采用20 min的保溫時間兼顧計算效率與溫度場均勻性

本文設(shè)計了如圖10所示的4種真空釬焊工藝曲線，分別為：工藝一(1#)的平均升溫速率7.1 K/min(對照組)；工藝二(2#)的平均升溫速率10.6 K/min；工藝三(3#)的平均升溫速率5.3 K/min；工藝四(4#)的升溫速率4.05 K/min

其中，工藝一、二、三均為4次升溫，分別記為S1~S4，并在加熱階段進(jìn)行三次保溫，在最終階段保溫一次，保溫時間均為20 min，而工藝四不設(shè)置加熱階段保溫，直接加熱到1150 K后進(jìn)行最終保溫，最后隨爐冷卻

圖10不同升溫速率的板翅結(jié)構(gòu)工藝溫度曲線



Fig. 10Process temperature profiles of plate-fin structure with different heating rates圖11所示為不同升溫速率下的鈦合金板翅結(jié)構(gòu)真空釬焊溫度場分布結(jié)果

由圖11中可以看出，四種升溫速率下，工件溫度場呈對稱式分布，峰值溫度分布在沿y軸方向的外側(cè)區(qū)域，越靠近y軸中心，溫度越低，這是由于在板翅結(jié)構(gòu)外側(cè)，受輻射熱源的直接熱作用而升溫，隨著溫度的升高，熱累積作用不斷加強，達(dá)到峰值溫度所需的時間不斷縮短

并且由于最低溫度區(qū)域主要受熱傳導(dǎo)以及翅片結(jié)構(gòu)內(nèi)部的空腔輻射作用，這兩種加熱方式均需要一定的傳導(dǎo)時間，加熱過快將導(dǎo)致工件中部受熱不充分

因此，隨著升溫速率的增加，板翅的最大溫差逐漸增大，且低溫階段(S1~S2)時不同速率下溫差相差不大，但在高溫階段(S3~S4)溫差差距較為明顯，結(jié)束最終保溫時工藝二比工藝三的工件溫差高約75 K

此外，對比工藝一和工藝四的溫度場分布，工藝四的溫度場表現(xiàn)出明顯的不均勻性，工件中部出現(xiàn)了嚴(yán)重的溫度滯后現(xiàn)象

因此，多次加熱保溫有利于改善溫度滯后導(dǎo)致的溫度不均勻，促進(jìn)釬料的充分熔化

圖11不同升溫速率下的鈦合金板翅結(jié)構(gòu)真空釬焊溫度場分布



Fig. 11Temperature field distribution of vacuum brazing of titanium alloy plate-fin structure at different heating rates3.3爐內(nèi)溫度場分布分析由于實際中的板翅結(jié)構(gòu)尺寸較大，因此，爐膛內(nèi)的溫度場分布對于其真空釬焊過程也有較大影響

爐膛的測溫方法為真空九點測溫法，九個測溫節(jié)點的選取如圖12所示

采用熱電偶測量圖示節(jié)點的溫度，各熱電偶之間保持一定距離，避免受到來自其余熱電偶輻射的影響

分析對比九個節(jié)點的溫度數(shù)據(jù)，即可量化真空釬焊爐內(nèi)的溫度場均勻性

圖12真空爐測溫節(jié)點選取示意圖



Fig. 12Vacuum furnace temperature measurement node selection diagram取各節(jié)點的熱循環(huán)曲線以及最大溫差曲線如圖13所示

由于溫度場的對稱性，可以看到部分節(jié)點的溫度是相近的，如(A、C、H)，(E、F)，(I、G)

其中，位于中間截面上的節(jié)點E、F、D溫度明顯高于其余節(jié)點，表明中間截面受到的熱輻射最多

圖13不同測量節(jié)點的熱循環(huán)曲線



Fig. 13Thermal cycling curves at different measuring points此外，還可注意到點D的溫度為九點中最高，點G的溫度為九點中最低，最大溫差即點D溫度與點G溫度之差(TD-TG)

由圖14可知，最大溫差在t=7800 s時達(dá)到最大值33 K，明顯低于工件上的最大溫差，這表明工件結(jié)構(gòu)對溫度均勻性的影響不可忽視

圖14不同時刻爐膛內(nèi)最大溫差



Fig. 14Maximum temperature difference in furnace at different times4結(jié)論1) 建立了鈦合金板翅式換熱器真空釬焊過程溫度場模型，模擬得到的溫度曲線變化規(guī)律同試驗節(jié)點熱循環(huán)曲線相吻合，驗證了模型的可靠性

2) 加熱帶的分布方式對溫度場的均勻性影響較大，工件受到熱輻射的方向性越差，其溫度均勻性將更好

其中加熱帶間隔分布時，板翅結(jié)構(gòu)的溫度場均勻性最佳

3) 提高升溫速率，板翅結(jié)構(gòu)的溫差增大，溫度場均勻性變差，多次加熱保溫有利于改善溫度滯后導(dǎo)致的溫度不均勻

4) 爐膛內(nèi)的中心區(qū)域溫度最高，溫度場沿中心呈對稱分布，且爐膛內(nèi)的溫差小于工件的溫差

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