板翅式換熱器因其傳熱效率高、性價比高、結構緊湊輕巧等特點被廣泛應用于航空航天、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、不銹鋼材質相比，鈦合金材料耐高溫、耐腐蝕、強度高，能夠更好地應對高溫氣體(470~870 K)[3-5]

板翅結構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雜，涉及材料與爐體間的熱輻射，以及工件間的熱傳導等[8-9]

焊接的熱過程直接決定了焊后的顯微組織、殘余應力與變形，但由于實際生產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，可對實際生產起到指導作用[10]

同時溫度場的準確計算是焊接冶金分析、形性一體化調控的前提[11]

目前，研究人員針對釬焊過程的數(shù)值模擬進行了大量的研究

LOU等[12]建立了一個基于殼單元的連續(xù)熱結構有限元模擬程序，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測畸變的影響

結果表明，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構建模的模擬和實驗數(shù)據之間的差異，發(fā)現(xiàn)第三種幾何結構建模(帶有釬焊接頭的原始幾何形狀)模擬與實驗數(shù)據的一致性最佳

結果表明，釬焊接頭對模擬的準確性有較大的影響

雷震[14]通過實驗仿真相結合的方法，系統(tǒng)研究了錫基釬料與銅母材超聲輔助釬焊過程中固/液傳質機理，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，對不銹鋼板翅結構的釬焊殘余應力進行模擬，對比分析了不同模擬方法下的結果差異

綜上所述，國內外研究學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構溫度場模型，分析鈦合金板翅結構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構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作為板翅結構主體材料，其化學成分如表1所示

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

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，化學成分如表2所示

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



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

同時，需對實驗材料進行焊前預處理，保證隔板表面的平整度，并對翅片結構進行超聲清洗

在表面清洗之后，采用無水乙醇進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，達到最高溫度后保溫時間(t)為20 min，保溫結束后隨爐冷卻至室溫

為了保持釬焊過程中爐內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，而是經過多次保溫逐步加熱至釬焊溫度，所以本次試驗中當溫度升至550 K、750 K、1050 K時，均進行一段時間的保溫，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)熱傳導問題，并且在真空釬焊過程中不存在內熱源，所以真空釬焊溫度場非線性瞬態(tài)熱傳導控制方程如下[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有限元模型的構建與網格劃分為了減少計算時間，提高計算效率，依托于板翅結構的對稱性，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板翅結構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對上述模型進行網格劃分

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

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

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

圖3板翅結構網格模型



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果的準確性，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率及熱容等，建立了其與溫度的曲線關系并加載到模型中，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構的自由變形，對板翅結構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，不對板翅件結構施加約束

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

另外加熱帶的外部區(qū)域以及對稱面均設為絕熱，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確性，選取板翅結構峰值溫度熱循環(huán)曲線同試驗預設的釬焊工藝的節(jié)點熱循環(huán)曲線進行對比，模型驗證結果如圖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構產生影響，與實際生產過程中相似，且仿真過程中爐內為絕對真空，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行散熱，因此，仿真溫度一直高于預設實驗的溫度，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確的溫度場計算結果

圖6鈦合金板翅結構真空釬焊溫度場模型驗證結果



Fig. 6Model validation results of temperature field titanium alloy sheet fin structure vacuum brazing3仿真結果3.1加熱帶分布對板翅結構溫度場均勻性影響本文設計了如圖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構表面溫度場仿真結果如圖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，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構溫度分布



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構溫差曲線



Fig. 9Temperature difference curves of plate-fin structure under different heating band arrangements3.2升溫速率對板翅結構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，進而能夠更直觀地體現(xiàn)出不同升溫速率對板翅結構溫度場的影響

仿真前期，針對不同時長的保溫時間進行了研究，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；工藝四設置為10 min、20 min、30 min三段不相同的保溫時間

仿真結果顯示當保溫時間大于10 min時，增加保溫時間對板翅結構均勻性影響不大，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，而工藝四不設置加熱階段保溫，直接加熱到1150 K后進行最終保溫，最后隨爐冷卻

圖10不同升溫速率的板翅結構工藝溫度曲線



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構真空釬焊溫度場分布結果

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軸方向的外側區(qū)域，越靠近y軸中心，溫度越低，這是由于在板翅結構外側，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)域主要受熱傳導以及翅片結構內部的空腔輻射作用，這兩種加熱方式均需要一定的傳導時間，加熱過快將導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致的溫度不均勻，促進釬料的充分熔化

圖11不同升溫速率下的鈦合金板翅結構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爐內溫度場分布分析由于實際中的板翅結構尺寸較大，因此，爐膛內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，即可量化真空釬焊爐內的溫度場均勻性

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時達到最大值33 K，明顯低于工件上的最大溫差，這表明工件結構對溫度均勻性的影響不可忽視

圖14不同時刻爐膛內最大溫差



Fig. 14Maximum temperature difference in furnace at different times4結論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，板翅結構的溫度場均勻性最佳

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

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

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