等离子弧焊接熔池流场和温度场三维数值模拟

（３）合理的疏密分布：在流场参数变化率较大的区域（如焊接熔池区、液固两相区等）及几何形状变化剧烈的区域采用较密的网格：
（４）正交性：物面上尽可能地保证网格线的正交性，保证边界上的计算精度；
（５）单值性：物理域与计算域上点一一对应，不能有网格线相交和重叠。

由于工件上存在较大的温度梯度，尤其是靠近电弧附近，温度梯度最大，离热源越远，温度梯度越小，因此把热源附近的网格分的细一些，而在远离熟源处则采用较粗的网格，这样就可以在不增加单元和节点数量静条件下提高计算精度。

有限元方法的优点之一是能很好地适应物理域复杂的几何形状，可以生成非均匀网格。

图３·１三维模型及非均匀阐格系统示意｛耋｛
ＡＮＳＹＳ中网格类型有自由网格和映射网格两种。

自由网格对于实体模型无特殊要求。

对任何几何模型，规则的或不规则的，都可以进行网格划分，并且没有特定的规则。

所用单元形状取决于对面还是对体进行网格划分，自由面网格可以只由四边形单元组成，也可以只由三角形单元组成，或由两者混合组成：自由体网格一般限
图４—１（ｂ）为焊接时问为０．２ｓ时温度情况，可以看出，在焊接热源作用下，电弧下方中心处工件温度迅速升高，工件开始熔化，并出现少量液相。

图４．１（ｃ）．（ｇ）即０．２ｓ，１．２ｓ时间段，随着焊接过程的进行，热输入量增加，焊接熔池温度不断升高。

液态金属量逐渐增多，熔池沿着径向和轴向两个方向扩展。

其中径向方向的扩展更为明显。

这主要是因为焊接初期，热传导起主要作用，形成的熔池体积较小，流体流动速度较低，等离子流力和电磁力纵向的挖掘作用较弱，因此熔池主要沿着径向方向扩展，轴向也伴随有一定程度的扩张。

焊接熔池形状近似成半椭圆形，并以椭圆形为基础逐渐长大。

图４一ｌ（ｈ）一（ｎ）即１．４ｓ．２．４ｓ时问段，随着焊接时间的延长，热输入量继续增加，焊接熔池液态金属量增多，液态金属的运动也逐渐加剧，此时熔池主要沿轴向方向扩展，熔深增加，直至熔透，径向方向上熔池尺寸也有一定程度的增加。

这主要是因为焊接过程进行到～定程度后，熔池体积、液态金属鼍都处于一定的平衡状态，此时焊接熔池内液态金属对流传热起主要作用，熔池内液态金属的运动程度、运动方式对焊接熔池的影响起主要作用。

而焊接熔池液态金属的流动主要受浮力、电磁力、表面张力、重力和电弧等离子流力驱动。

等离子流力和电磁力推动焊接熔弛内的金属在熔池中心向下运动，这种液体金属的运动方式具有很强的穿透性，促使焊接熔池沿深度方向扩展，增加熔深。

焊接熔池形状也由最初的椭圆形演变为反抛物线形，最终形成图４－１（ｎ）所示的焊接熔池。

由于采用静止电弧，焊接熔池温度场左右方向对称分布。

从焊接热源的施加，经过会属的升温、熔化，液态金属的出现，初始焊接熔池的形成、熔池沿着径向和轴向两个方向的扩展到最终焊接熔池的形成，所需时间为２．４ｓ。

焊接熔池表面中心最高温度达到３０００Ｋ。

（ａ】ｔ＝０．０ｓ
（ｄ）ｔ＝ｏ．６ｓ
（ｆ）ｔ＝１．Ｏｓ
第四章三维静态热源熔池数值横拟结果
酗４一Ｉ高斯热源作片ＪＦ捍棱熔弛温度场随焊接时间变化（１５０Ａ．３０Ｖ）
４１．２三维锥体热源
本文着重采用三维锥体热源模型作为焊接热源进行数值模拟。

为了便于分析比较，采用和４．１．１节相同的材料和焊接工艺参数进行计算。

三维锥体热源作用下焊接熔池温度分布随焊接时阃的变化过程如图４，２所示。

图中所示为工件纵截面剖面图，即以ｘ．ｚ平面为剖面所｛！导到的温度分布，温度数值如图中标尺所示。

图４．２（ａ）为焊接热源作用Ｉｊｉ『，工件温度等于环境温度，即２９３Ｋ；圈４．２（ｂ）为焊接时阿为０．２ｓ时温度情况，可以看出，在三维锥体热源作用下，电弧下方中心处工件温度迅速升高，工件开始熔化并出现相当数量的液相，形成了初步的具有一定尺寸和体积的熔池。

图４－２（ｃ）一（ｈ）ａＰＯ．４ｓ－ｌ４ｓ时间段，随着焊接过程的进行，热输入量增加，焊接熔池温度不断升高，液态金属量逐渐增多，液惫金属的运动也逐渐加剧，熔池沿着径向和轴向两个方向上扩展。

和高斯表面热源相似．焊接熔池的扩展方向同样存在着先主要向径向方向扩展（０２ｓ一０．６ｓ时问段），后主要向轴向方向扩展（０．８ｓ．１．４ｓ时间段）的
变化过程，但相对高斯表面热源这种现象变化并不明显。

同样，由于采用静止电弧，焊接熔池温度场左右方向对称分布。

从焊接热源的施加，经过金属的升温、熔化，液态金属的出现，初始焊接熔池的形成、熔池沿着径向和轴向两个方向的扩展到最终焊接熔池的形成，所需时间为１．４ｓ。

焊接熔池表面中心最高温度达到３０００Ｋ。

【ｇ）ｔ２１．２ｓ
图４．２三维锥体热源作用下熔池温度场随焊接时间的变化（１５０Ａ，３０Ｖ）４．１．３两种焊接热源的比较
图４．１和４—２分别显示了高斯表面热源及三维锥体热源作用下焊接熔池形状及温度场随焊接时问的瞬态变化过程，为了进行更直观的对比，本文给出了两者焊接熔池上表面及三维温度场对比图，如图４．３所示。

（ａ）上袭面（ｂ）二维立体
（ｃ）上表面（ｄ）三维立体图４－３高斯热源和二维锥体热源焊接熔池温度场对比（１５０Ａ，３０Ｖ）
实际焊接过程中，焊接熔池中的液体金属不是静止不动，而是激烈运动着的。

流体流动情况极大地影响着熔池中热量和质量的传输，
从而决定了熔池一系列物理化学反应进行的程度，进而影响焊缝的组织结构、性能及质量。

本节主要研究三维锥体热源作用下焊接熔池流体流动状态。

（ａ）纵截面（ｂ）三维立体
图４－４焊接熔池流场（１５０Ａ，３０Ｖ，１４ｓ）
图４—４为焊接时间为１．４ｓ时焊接熔池流场矢量图。

图４－４（ａ）为熔池纵截面（ｘ．Ｚ平面）流场矢量图，图４４（ｂ）为三维流场矢量图。

熔池流体运动方式如图所示。

在浮力、电磁力、表面张力、重力和等离子流力的联合作用下，焊接熔池内的液态金属在焊接熔池中心向下运动，然后沿边缘上升返回熔池表面，在焊接熔池表面液态金属沿径向由边缘向熔池中心流动。

图４—５、４－６为工件纵截面及工件上表面熔池流场隧焊接时间的变化过程。

结合４．１节中计算出的焊接温度场，将两幅图综台起来进行分析。

图（ａ）为焊接热源作用前，工件尚未熔化，没有液相出现；图（ｂ）为焊接时间为Ｏ２ｓ时，电弧下方中心处工件温度升高，开始熔化并出现少量液相，此时在热源中心周围的流体具有～定的速度，但流体速度很低；随着焊接过程的进行，热输入量增加，焊接熔池温度不断升高，焊接熔池液态金属量增多，液态金属的运动逐渐加剧，熔池流体的运动速度也是不断增加的，其具体流速值如图４．５及４－６所示。

通过数值模拟发现，熔池流体流动速度的最大值，并不是一直处于熔池的中心，也是不断变化的。

流场形成初始阶段，流体流动速度的最大值位于熔池上部靠近熔池中心的位置，如图４－５（ｂ）、（ｃ）和图４．６（ｂ）、（ｃ）所示；随着焊接时问的延长，熔池上表面流体流
动速度问差异逐渐消失，上表面大部分流体流速趋于相同，流体速度变化如图４．６（ｄ）．（ｆ）所示；而熔池纵截面上流体流速分布则不同，如图４．５（ｄ）一（ｆ）所示，初始阶段流体流动速度的最大值位于熔池上部靠近熔池中心的位置，随着流体运动的加剧，熔池中心下部流体运动速度逐渐增大，并最终超过两侧达到最大值。

最终流体运动趋于稳定，形成稳定的流场。

分析熔池流体流动方式，不难看出流体流动速度的最大值出现在熔池中心下部的位置。

这是因为在焊接熔池表面液态金属沿径向由边缘向熔池中心流动，熔池中心液态金属向下运动，然后沿边缘上升返回熔池表面。

也就是说，流动的液态金属都要通过熔池中心这个唯一的通道向下运动，而液态金属沿边缘返回熔池表面上升运动的通道截面比熔池中心通道要大的多，从质量守恒的角度分析，单位时间内流过熔池中心的流量要比其他位置流量大．即流速最大。

（ｅ）ｔ＝０．８ｓ（ｆ）ｔ＿１，０Ｓ
（ｇ）ｔ２１，２ｓ（ｈ）ｔ＝ｌ４ｓ圈４－５工件纵截面熔池流场瞬态变化（１５０Ａ，３０Ｖ）
（ａ）ｔ＝０．０ｓ（ｃ）ｔ＝０４ｓ（ｂ）ｔ＝０，２ｓ（ｄ）ｔ＝０
６ｓ
（ｇ）ｔ＝１．２Ｓ（ｈ）ｔ２１．４ｓ
图４－６工件上表面熔池流场瞬态变化（１５０Ａ，３０Ｖ）
４．３工艺实验及验证
为验证模型的可靠性及三维锥体热源相对于高斯表面热源所具有的准确性，将计算值与工艺实验结果进行对比。

由于流场在实验检测方面存在很多技术困难，且流场是通过温度场来展现的，因此在焊接工程计算中，一般都是通过检测温度场来间接验证流场计算的正确性。

由于焊接温度场直接决定了焊缝的几何尺寸，所以本文通过比较焊缝尺寸、熔池形成时间的计算值与实验值来检验焊接温度场的计算结果。

４．３．１工艺条件
１．实验设备
实验设备采用自己设计研制的等离子弧焊机。

此外，本文还应用了尾焰电压检测装置，以尾焰电压信号作为检测熔池形成的标准信号。

尾焰电压检测装置如图４．７所示，金属测量板采用紫铜板，尺
寸为２００ｔｕｒｎｘｌｇｒａｍｘ４ｍｍ。

金属测量扳与焊枪电板绝缘，通过检测电路与焊接工件相连。

图４．７尾焰电压传感器装置图
２。

试验材料
选用１Ｃｒｌ８Ｎｉ９Ｔｉ不锈钢，试件尺寸１５０×８０ｘ４ｒａｍ。

３．焊接工艺参数
钨极内缩量２．５ｍｍ；
喷嘴到工件高度５ｍｍ：
喷嘴孔径２ｍｍ；
离子气流量０．２４ｍ３／ｈ；
保护气流量１．０ｍ３／ｈ；
焊接电流１５０Ａ；
电弧电压３０Ｖ。

４．３．２实验结果及分析
根据以上的工艺参数进行实验。

焊接过程中采集尾焰电压信号，如图４．８所示：由于采用静止电弧，焊后在读数显微镜下测量正反面焊缝直径，如表４．１所示。

测试结果是在工艺实验基础上，经反复测量，取若干次的平均值得到的。

表４．Ｉ焊缝几何尺寸计算值与实测值（ｍｍ）
项目焊缝正面直径焊缝背面直径
实测值７．０８７．１２２．３Ｉ２．２３
计算值（三维锥体热源）７．２０２．３０
计算值（高斯表面热源）９．４０２．２０
表４一ｌ可以看出，采用三维锥体熟源进行计算，得出的焊缝尺寸明显比高斯表面热源更接近于实测值，计算值与和实际焊缝尺寸比较接近，基本吻合．
图４—８所示为焊接过程中采集的尾焰电压信号。

图中０点到ａ点为高频引弧阶段，ａ点到ｂ点为焊接熔池形成阶段，可以根据ａ、ｂ两点之间的时间差推出焊接熔池形成时间为１．４．１．６秒之间，这个数值和图４－２中三维锥体热源作用下熔池的形成时间（约１．４ｓ）非常接近；而图４·ｌ中采用高斯表面热源时焊接熔池形成时间为２．４秒，‘相差较大。

时间ｔＪｓ
图４－８等离子弧焊接尾焰电压信号变化倒
上述实验可以说明，在等离子弧焊接熔池数值模拟中，三维锥体热源比高斯表面热源更精确，更符合实际。

无论是焊接熔池形成时问，还是焊缝宽度值都更接近于实验值，更接近于实际焊接过程；同时也验证了本文建立的等离子弧焊接熔池温度场及流场数值分析模型是正确的，所采用的数值求解方法是可靠的。

４４本章小结
（１）分别采用高斯表面热源及三维锥体热源，计算了三维静态热源作用下ＰＡＷ焊接熔池温度场及其随焊接时间的瞬态变化过程，通过对比，得出高斯表面热源作用下熔池上表面尺寸比三维锥体热。