焊接烟尘流体流动规律数值模拟
静电除尘器烟道进口处流场的数值模拟
入 口处 的局部 聚集 ， 而 提高 除尘 效率 ， 且 可 以节 进 而
约材 料 ， 提高 除尘 器 的性价 比。 目前 的烟气 均风 手段 主要 有布 置 各种 均 风板 和 采 用 斜气 流方 式进 气 。而 实 验 证 明 ， 离 烟 道 人 口 距 处最 近 的 电晕 线 的布 置方 式对 烟气 的均匀 分 布影 响 很 大 ｌ ， 烟道 中首 根 （ ＿ 各 ２ ］ 即离 烟道 人 口最 近 ） 电晕 线 的合 理布 置能 促 进 烟 道 入 口处 粉 尘 的 均 匀 分 布 ， 从
置 方 法 。结 果 表 明 ， 相邻 （ 直 叠 放 ） 道 进 口处 的 电晕 线 平 行 放 置 时 ， 强 电场 力 作 用 下 产 生 的 高 速 离 子 风 会 阻 碍气 流 的 均匀 分 两 垂 烟 在 布 ； 相 邻 烟 道 进 口处 的 电晕 线 交 叉 放 置 时 ， 以起 到 明显 的均 风 效 果 ， 有 利 于 除 尘 器 内气 流 的 均 匀 分 布 和 提 高 除 尘 效 率 。该 方 两 可 更 法 为 静 电 除 尘器 的 改造 和设 计 提 供 了一 种 新 的 思路 。
静 电除尘 器具 有 运行 稳定 、 尘量 大 、 尘效 率 除 除 高等 特点 ， 目前 已经成 为处 理 大 气 颗 粒 物 的有 效 手
１ 数 值 模 拟 模 型
段 。影 响静 电除 尘 器 除 尘 效 率 的 因素 有 很 多 ， 中 其
烟气 进入 除 尘 器 烟 道 时 的分 布状 况 是 关 键 因 素 之
１ １ １
连续 性 方程 为 ：
（） Ｊ ＋ Ｄ （ ） ０ ＝ （） ６
电焊烟尘的扩散规律研究
电焊烟尘的扩散规律研究周红;林大建;费振玲【摘要】电焊烟尘具有粒径小、危害大及难处理等特点.文章利用Gambit软件和Fluent软件模拟风速、焊点间距和垂直距离等影响电焊烟尘的扩散的因素,得到电焊烟尘的扩散特性:在同一截面时,间距越大,烟尘浓度越低,烟尘浓度下降得越快;在同一间距时,发尘源垂直方向的高度不同,电焊烟尘的浓度不同,烟尘浓度都是经历先增后减的过程.依据电焊烟尘的扩散规律,提出了对车间进行置换通风的控制措施,运用旋风气幕式排风罩,对烟尘进行处理,使电焊工作环境得以明显改善.%Considering the characteristics of welding fume of small particle size, severe damage and unwieldiness, this paper adopts the Gambit software and Fluent software to simulate the wind speed, spot spacing, vertical distance and other factors that affect the diffusion of welding fume and get the diffusion characteristics of welding fume. The results show that, in the same section, the greater the spacing, the lower the concentration, and the concentration decreases more quickly; with the same distance, the height of different dust sources in the vertical direction is different, the concentration of welding fume is different, and the smoke concentration first increases and then decreases. Based on the diffusion rule of welding fume, the control measures of displacement ventilation in the workshop are put forward, and the cyclone air curtain exhaust hood is used to deal with the smoke and dust, thus improving the working environment.【期刊名称】《江西理工大学学报》【年(卷),期】2017(038)005【总页数】6页(P81-86)【关键词】电焊烟尘;扩散;数值模拟【作者】周红;林大建;费振玲【作者单位】江西理工大学资源与环境工程学院,江西赣州 341000;江西理工大学资源与环境工程学院,江西赣州 341000;石家庄海航认证咨询有限公司,石家庄050000【正文语种】中文【中图分类】X942自二十世纪八十年代以来，我国进入工业化进程，电焊作业广泛应用于工业生产中，是重要的连接技术之一.焊接工艺方法在冶金、机械、建材、汽车、造船、建筑、铁路等行业中广泛使用.在焊接过程中，熔池处的焊条与母材处于5000°C高温状态，会产生大量的电焊烟尘、有害气体以及弧光辐射等，粉尘粒径在0.01～5 μm，多为呼吸性粉尘，且长期高浓度的职业暴露可引起电焊工尘肺、锰中毒、金属热等职业病危害[1-2].电焊烟尘的治理是一项技术难题，其困难主要表现如下：①电焊烟尘粒径小，其粒径在 0.01～5 μm，滤除困难；②焊接工位的多变性，使得电焊烟尘捕捉困难；③电焊烟尘热气流滞留特性；④焊烟除尘设备投资大，运行费用高[3].国内外对于电焊烟尘扩散的研究相对较少.Marconi和Bravaccini通过对焊枪角度的摆放以及排气速率的研究，得出烟尘扩散最佳的通风位置[4]；蔡治平等利用理论扩散模式得出烟尘在热力学抬升高度处的浓度分布最高的结论[5]；牛萍萍等通过分析在不同通风状况下室内气流组织形式以及烟尘速度的变化，认为越靠近通风口，烟尘浓度越小，甚至可以达到国家规范[6]；刘志云等测定分析不同工况条件下电焊烟尘浓度分布规律，结合国家相关标准对电焊烟尘浓度的规定，对各工况焊接作业危害开展研究[7-8].这些相关文献虽对电焊烟尘的研究有一定的作用，但并没有结合烟尘的实际扩散特性，对电焊烟尘进行有效的收集.文中通过建立三维湍流模型，采用有限体积法，对某电焊车间的烟尘进行扩散模拟，得出烟尘浓度随时间、风速、尘源间距等参数变化的结果.1.1 模拟的理想化模型电焊烟尘的运动为流体运动，一般用流体软件Fluent对烟尘的扩散进行模拟.假定流体为不可压缩流体，且在模拟过程中未考虑温度对气流场的影响.由于烟尘向四周扩散，且不稳定，所以为非稳态流动过程.1.2 建立基本守恒方程组流体流动要受物理守恒定律的支配，基本的守恒定律包括质量守恒定律、动量守恒定律和能量守恒定律.如果流动包含有不同组分的混合或相互作用，系统还要遵守组分守恒定律.如果流动处于湍流状态，系统还要遵守附加的湍流输运方程[9-10]. 1）质量守恒定律其中：ρ为密度，kg／m3；t为时间，s；u 为速度矢量；u，v，w 为在三维方向的分量，m/s.2）动量守恒方程其中为静压力，Pa；τij为应力矢量；ρgi为方向 i的重力分量.3）能量守恒方程其中：Cp为比热容；K为传热系数；T为温度；ST为粘性耗散项，即为流体内热源以及在粘性作用下部分机械能转变为热能的总和.1.3 建立数值模型以某焊接厂房为研究对象，利用Gambit建立模型，模型尺寸为长80 m，宽30 m，高8 m，横纵各边均有2扇4 m×5 m的大门，且横向各边均分布10扇3 m×1.2 m的通风窗.选择Fluent软件计算模拟该厂房内发尘点源间距不同、通风不同和排烟装置位置时对电焊烟尘扩散的影响情况，其模型如图1.1.4 确定初始与边界条件由于图1模型的压力梯度较小，采用标准k－ε湍流模型，能有效的建立三维湍流流动模型.同时假设在无风条件下，该车间为密闭的，车间底部中心的发尘源设置为质量入口，其他设置为wall；在自然通风条件下，将车间的右面的门和窗设置为速度入口，另一侧为自由出口，符合车间夏季风的主导风向.1.5 网格划分由于非结构化网格生成相对简单，而且在采用二阶迎风格式时具有较高的精度，还具有比较好的可调节和可控制性，所以该模型选择非结构化网格类型，采用均匀网格布置，Elements项选择Tet/Hybrid形式，类型选择TGrid形式，最小网格尺寸为0.1 m×0.1 m，且对其进行了网格检查，Skewness为0.89，且Change in Cell-size在1.15以内.划分的几何模型如图2所示.1.6 控制方程的计算采用数值方法对数学模型计算，Fluent将有限容积法作为离散化方法，运用Implicit格式，流场计算采用SIMPLEC的压力速度耦合方式.运用Fluent进行参数以及算法的设置，对其进行计算[11]，具体的设置如表1～表4.2.1 单一电焊作业点的扩散模拟模拟在无风条件下，1个发尘源的烟尘扩散情况.将车间内的门和窗都设定为wall.坐标为（40，15，0）的车间底部中心作业点的扩散浓度云图如图3所示.在X，Y轴保持不变时，选取Z=0.5 m、1 m、3 m时，烟尘浓度在垂直方向的变化情况；在X，Z轴保持不变时，选取Y=15 m、14 m、14.7 m时，烟尘浓度在水平方向的变化情况，如图4和图5.从图4和图5可以看出，在无风条件下，保持X和Y不变，垂直方向上的烟尘呈均匀分布，且Z越大，烟尘扩散得越快，但当Z大于1 m时，经模拟，烟尘的浓度扩散较小，趋势较平缓；当X和Z不变时，水平方向上的烟尘向四周扩散，距离越远，浓度越低.2.2 密集电焊作业点的扩散模拟2.2.1 发尘源间距对烟尘扩散的影响模拟静风条件下，9个发尘源同时存在，且间距分别为1.5 m、1.8 m、2 m时烟尘的扩散情况.其扩散的浓度云图为图6.当X，Y保持不变，Z=1 m时，无风条件下间距为1.5 m、1.8 m、2 m时的电焊烟尘的扩散情况的等值线图如图7所示.从图7可以看出，在同一截面上，发尘源间距越大，各个发尘源的相互影响越小，车间内电焊烟尘的浓度越低.与此同时，在不同截面上，发尘源不同，电焊烟尘的浓度下降如图8所示.从图8可得以下结论：1）在同一间距时，发尘源垂直方向的高度不同，电焊烟尘的浓度不同，烟尘浓度都是经历一个先增后减的过程.当垂直方向的高度小于1 m时，烟尘浓度的幅度变化较快；当垂直方向的高度上升到2 m时，烟尘浓度趋于平缓.2）在同一截面时，间距越大，烟尘浓度越低，烟尘浓度下降得越快.间距为1.5 m 时的烟尘浓度远远高于间距为2 m的浓度，且当Z=0.5 m时，间距为1.5 m的发尘源浓度达到最高，而间距为1.8 m和2 m的发尘源在垂直高度为1 m时，才达到最大值.2.2.2 风流对烟尘扩散的影响为更好的显示模拟效果，选择发尘源间距为3 m，在自然通风条件下，风速不同时烟尘的扩散特性.模拟无风条件下，X，Y保持不变，9个发尘源同时存在，间距为3 m且Z=0.5m 截面的电焊烟尘浓度分布等值线图，见图9.而当发尘源为9个，间距为3 m时的条件下，模拟自然通风条件下风速为0.8m/s、1 m/s、1.2 m/s时电焊烟尘的扩散.此时设定横向面的一侧2个门和中间的4个窗户为打开状态，设为速度进口；对面一侧的2个门和中间的4个窗户同样为打开状态，设为压力出口.模拟时间选择为10 min.从模拟的效果图10中可以看出，在无风状态下，距离发尘源越近，烟尘浓度越高；在风速不同，其他条件相同的情况下，风速越高，烟尘浓度越小，扩散得越快.同时，为了更好的达到效果，保持其他条件不变，改变截面Z的高度，模拟在不同风速下电焊烟尘的扩散特性.见图11.经模拟，当风速较大时，烟尘浓度较低，在离地面越低的截面，风流对烟尘浓度的影响越大，烟尘浓度降低越快；当Z=1 m时，风速越大，烟尘下降的速度最快；而当Z=3 m时，风速越大，烟尘下降的速度逐渐变慢，而当烟尘上升到一定高度时，会基本保持一个稳定值，分布在房屋上部，其上部有一个热力分层高度，分层高度以上，则烟尘变化趋于平缓，基本无变化，分层高度以下，烟尘浓度变化较大，且越靠近发尘源，变化越大，这是由于空气密度差所形成的热气流上升和冷空气下降的原理[12-13].1）在单一作业点时，在无风条件下，保持X和Y不变，垂直方向上的烟尘呈均匀分布，且Z越大，烟尘扩散得越快，但当Z大于1 m时，烟尘的浓度扩散较小，趋势较平缓；当X和Z不变时，水平方向上的烟尘向四周扩散，距离越远，浓度越低.2）在密集作业点时，其他条件不变的情况下，当垂直方向的高度小于1 m时，烟尘浓度的幅度变化较快；当垂直方向的高度上升到2 m时，烟尘浓度趋于平缓；在同一截面时，间距越大，烟尘浓度越低，间距为1.5 m时，发尘源浓度达到最大；而当风速较大时，烟尘浓度较低，在离地面越低的截面，风流对烟尘浓度的影响越大，烟尘浓度降低越快，当Z=1 m时，风速越大，烟尘下降的速度最快，而当Z=3 m时，风速越大，烟尘下降的速度逐渐变慢.3）根据烟尘的扩散特性，可以对烟尘采取措施，首先，可以提高焊接机械化和自动化的程度，对烟尘浓度进行有效地控制，减少烟尘的产生，其次，应采用有效地通风排烟措施，运用置换通风原理，选用新型旋风气幕式排风罩，不仅可以吸收焊接时所产生的有毒有害气体，而且可以提高电焊工在作业时的舒适度，有效地减少电焊工对电焊烟尘的吸收，大大降低了电焊工尘肺病的发生.【相关文献】[1]宾平凡，张美辨，陈茼，等.电焊工作场所超细颗粒与细颗粒暴露特征研究[J].浙江预防医学，2012，24(2)：8-12.[2]李顺.静电式电焊烟尘净化器电流体场的数值模拟[D].上海：东华大学，2014.[3]刘华.高大厂房焊接烟尘治理解决方案[J].现代制造，2008，19：44-46.[4]Marconi M，Bravaccini A.Capture efficiency of integral fume extraction torches for gma welding-part1[J].Welding in the world,2010,54(1)：3-15[5]蔡治平，徐宗古，施介宽.大型船体装焊车间电焊烟尘扩散模式理论探讨[J].东华大学学报，2003，29(2)：27-31.[6]牛萍萍，赵江平.通风控制条件下电焊车间室内污染物扩散规律研究[D].西安：西安建筑科技大学，2013.[7]刘志云，贾艳艳，张玉洁.电焊烟尘浓度分布规律实验研究[J].科学技术与工程，2014，17(14)：178-181.[8]GB/T 2.1-2007，工作场所有害因素职业接触限值化学有害因素[S].[9]于勇.FLUENT入门与进阶教程 [M].北京：北京理工大学出版社，2008：37-43.[10]王琳，何勇，唐敏康，等.天然气扩散的CFD模拟研究[J].江西理工大学学报，2016，37(3)：13-18.[11]庞赟佶，陈俊俊，付胜华，等.实验时上送下回空调气流组织的数值模拟[J].建筑节能，2014，279(42)：1-4.[12]夏雄博.置换通风焊接厂房空气品质的实验研究[J].湖南工业大学，2015，41(13)：123-124.[13]刘猛，龙惟定，刘卫华.置换通风热力分层高度的数值研究[J].北暖通空调，2009，39(8)：112-115.。
管式电除尘器内部细颗粒流动数值模拟
管式电除尘器内部细颗粒流动数值模拟摘要:为了进一步探究电除尘器内颗粒的流动对除尘效率的重大影响,采用k-ε湍流模型和离散相模型对电除尘器内部颗粒流动进行了多组工况的数值模拟。
利用用户自定义函数(UDF)编辑电场荷电方程并建立电场受力模型,简化了模拟流程,并优化了模拟数据。
通过流场与电场的耦合计算,研究并分析了不同进出口风速对、颗粒直径以及电压等因素对除尘效率的影响。
结果表明:电压和粒径恒定时,随着进口风速增加,颗粒滞留时间减少,荷电量不足,颗粒偏移运动越加不明显,除尘效率降低。
当电压和进口风速恒定时,由于粒径的平方与颗粒荷电量成正比,所以粒径越大,颗粒荷电量越大,除尘效率变化越高。
在进口风速与粒径恒定时,荷电量与电晕电压成正比,电压越大,荷电量越大颗粒受电场力而向收尘壁运动越明显,从而收尘除尘效率明显增加。
关键词:除尘效率;颗粒;风速;电压;偏移近些年来,全球范围内的雾霾现象越来越严重,它对社会发展、环境保护和人们日常生活以及健康等诸多方面有着极其不利的影响。
究其来源主要是大型工厂烟气、灰尘中的细颗粒。
国内外研究员们对于如何提高大型工厂中电除尘器除尘效率的课题已经有了比较深入的研究和认识。
龙正伟[1]针对静电除尘器的模拟建立了三维物理模型,更好的分析电除尘器内部流场分布以及颗粒电荷特性与除尘效率的关系;朱继保[2]研究了在如何控制二次扬尘、优化电源、复合除尘技术等方面因素来提升除尘效率;Talaie等[3]人提出了一种能够计算出电晕极板的半径增加率和电晕边缘的离子密度电场计算模型,同时还指出了Choi[4]计算网格太细,没有基于基本的物理事实等不足之处。
Ivancsya[5]研究了静电除尘器内多种分散尘粒的特性,采用了多相颗粒的模型,并与单种颗粒的计算结果进行了比较。
本文利用GAMBIT建模并进行网格划分,然后将模型导入FLUENT,针对风速、颗粒直径、电压等因素进行了多组工况的数值模拟。
其中,气相流场采用了k-ε湍流模型,颗粒相采用DPM模型。
如何做好VOCs收集？以焊接烟气净化系统为例—从设计规范和流场模拟角度分析
如何做好VOCs收集？以焊接烟气净化系统为例—从设计规范和流场模拟角度分析VOCs排放中有很大一部分都是属于无组织排放，这部分VOC要治理好，首先要做好收集工作。
本文以焊接烟气净化系统为例，模拟并比较了不同形式收集效果，指出了目前移动式焊烟净化器存在的问题和改进的方向。
电焊是利用电能加热，促使被焊接金属局部达到液态或接近液态，而使之结合形成牢固的不可拆卸接头的工艺方法。
它是一种在工厂极为常见的机械工艺方法。
焊接过程中产生的污染种类多、危害大，能导致多种职业病（如焊工硅肺、锰中毒、电光性眼炎等）的发生，已成为一个重大的环境公害。
随着环保要求的日益严格，许多单位都配套了焊烟净化系统。
对于工位和工件不固定的机械加工单位大多都配置了移动式的焊烟净化器，那么这种移动式的焊烟净化器的效果如何呢？为了弄清楚这个问题，让我们从设计规范和流场模拟的角度去分析一下。
焊烟净化无论是固定式净化系统还是视频中的移动式焊烟净化器都是属于局部通风。
局部通风是对局部气流进行治理，使局部工作地点不受有害物的污染，保持良好的空气环境。
一般局部排风机组由集气罩、风管、净化系统和风机四个设备构成，从功能上讲也可以分为收集和治理两个部分。
本文主要探讨焊接烟气的收集部分。
收集系统中最主要的是集气罩，也可以称为排风罩。
排风罩是用来捕集有害物的。
由于生产设备和操作的不同，排风罩的形式多种多样。
根据不同的工作原理，排风罩可分为以下几种基本形式：密闭罩、排风柜、外部排风罩和接受式排风罩等。
如下图1所示，密闭集气罩简称密闭罩，是将有害物发散源的局部或整体密闭起来的集气罩。
密闭罩主要通过孔口（如图a）或缝隙进风（如图b）。
图1-密闭罩示意图密闭罩的作用原理是将有害物的扩散限制在一个很小的密闭空间内，并通过罩子排出一定量的空气，使罩内保持一定的负压，让罩外的空气经罩上的缝隙或者小孔流入罩内，以达到防治有害物外逸的目的。
其优点是所需排气量最小，控制效果最好，且不受车间内横向气流的干扰。
除尘器前烟道数值模拟和优化设计
除尘器前烟道数值模拟和优化设计于洋;陈炼非;丛东升;孙丰;胡南;吴玉新【摘要】烟气通过除尘器前烟道从锅炉离开进入除尘器.对于大型火电机组,锅炉烟气出口通常为两个,而除尘器入口为4个,如何合理地设计除尘器前烟道结构,保证烟气分配的均匀性,并尽量减少烟气流动阻力,是烟道设计的核心问题.通过数值模拟,分析了目前应用较广的y形除尘器前烟道内烟气流动特性,并提出优化改进措施.研究发现,y形烟道分流位置的结构对流动分配影响较大,Z形组合弯头的阻力较高.适当增加导流措施,可有效提高烟气进入除尘器分配的均匀性,并减少流动阻力.【期刊名称】《长春工程学院学报（自然科学版）》【年(卷),期】2018(019)002【总页数】4页(P39-42)【关键词】烟道;数值模拟;优化设计;火力发电【作者】于洋;陈炼非;丛东升;孙丰;胡南;吴玉新【作者单位】中国电力工程顾问集团东北电力设计院有限公司 ,长春130021;中国电力工程顾问集团东北电力设计院有限公司 ,长春130021;中国电力工程顾问集团东北电力设计院有限公司 ,长春130021;中国电力工程顾问集团东北电力设计院有限公司 ,长春130021;中国电力工程顾问集团东北电力设计院有限公司 ,长春130021;长春工程学院能源与动力工程学院 ,长春130012;吉林省建筑能源供应及室内环境控制工程研究中心 ,长春130012;清华大学热科学与动力工程教育部重点实验室 ,北京100084【正文语种】中文【中图分类】TM6210 引言对于火力发电机组，烟气离开锅炉后，经过除尘器、引风机、脱硫装置以及烟囱等设备后排入大气，烟道是连接各个设备的烟气通道，除尘器前烟道是指锅炉出口与除尘器入口之间的烟道。
大型火电机组的锅炉烟道出口有两个，除尘器入口通常有4个，少数除尘器有6个入口(本文暂不考虑6个入口的情况)。
常规设计是一个锅炉出口连接两个除尘器入口。
由于锅炉出口与除尘器入口标高、位置存在偏差，通常将烟道设计成y形，以减少流动阻力，但是y形烟道由于分流处结构并不对称，会造成流量分配不均匀的问题，因此，一些工程中除尘器厂家并不同意这一布置方案。
焊接数值模拟技术
对流换热问题数学描述
（1）换热微分方程
T
T y
y0
α—对流换热系数 （2）连续性方程 单位时间流入、流出微元体质量相等。 （3）动量微分方程 作用于微元体表面和内部所有外力的总和， 等于微元体中流体动量的变化率。
（4）能量微分方程 由导热进入微元体的热量与由对流进入微元 体的热量之和等于微元体中流体的热焓增量。 Q1 + Q2 = △H
h界面换热系数3对称轴表示径向conv焊接熔池传质传热数值模拟研究主要成果1熔池内液体金属流动影响焊接熔深熔池的表面张力影响液体金属流动1如随温度升高表面张力增加则焊接熔深大2如随温度升高表面张力减小则焊接熔深浅2焊接电流线发散增加熔深3浮力对熔池内流体流动的作用较小4熔滴对熔池的冲击力对熔深影响较小5焊接热源导致熔池表面金属蒸发对熔池表面温度的影响1激光焊接熔池表面金属蒸发是影响熔池表面温度分布的主要原因2一般电弧焊表面张力引起的对流是影响温度的主要原因2
{ T(t)}—未知节点温度列向量； { F(t)} —节点温度载荷列向量； [KT] —整体温度刚度矩阵； [C] —整体变温矩阵
（2）边界条件和初始条件
G F
电极计算界面
电: U U(I , R) 热: T T o
水冷通道
电 : U / n 0 热 : T / n h ( T T ) w
V
T（r，z）—温度函数； qV—单位体积单位时间内热源生成热量
λ—热导率，CP—比热容，ρ—密度
内热计算
1 1 U U 2 2 q UU [ ( ) ( ) ] V r z E E
3）有限元数学模型
整体组集方程式
T () t [ C ] [ K ] T () t F () t T t
某封闭焊接车间的置换通风模拟研究
降速度很小，可以忽略不计，焊接烟尘会随室内气
流流动，可以按照单相流进行数值模拟。
３置换通风计算参数
为了获得最优化的通风方案，置换通风计算高
万方数据
·７８· 技术交流
暖通空调ＨＶ＆ＡＣ ２０１０年第４０卷第２期
度取７．２ ｍ，对换气次数分别为５，４，３和２ ｈ－１时 个。送风温度根据换气次数和车间内冷负荷的变
车间内的焊接烟尘浓度进行模拟研究。
化作相应的调整。在送风口上面６ ｍ处对应设回
在夏季室内设计温度２８℃、长春地区夏季空 调室外计算干球温度３０．５℃情况下，模型所示的
车间内的冷负荷组成如表１所示。
壅！堕型堑墨箜主塑堕鲨鱼煎望堕 型
围护结ｉ构—冷—负—荷人五员万冷—负—荷焊—机百冷—负荷—鐾设—备署ｉ冷嚣广负蓑荷—箬总—冷面负ｉ荷丁
该焊接车间为对称结构，选取一部分（地表面 积为车间地表面积的１／１６，长度方向为１２个柱距 （９０ ｍ），宽度方向为一个跨度（３０ ｍ））为研究对象 建模，模型轴测图见图１。通风系统采用全空气空 调系统，车间下部靠近柱子处设送风筒向车间内低 速送风，模拟中按风量相等将原送风口简化为矩形 风口，由于风速较低，该简化对通风效果影响不大。 室内设计温度为２８℃。新风量为通风量的３０％， 新风经空调箱处理后与经过滤处理后的回风混合 后送入车间。
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图２焊接烟尘粒径分布
由图２可以看出，粒径小于０．２肚ｍ的尘粒数
基于FLUENT软件的GMAW焊熔池动态行为数值分析模型
第39卷第2期焊 接 学报 V〇1.39(2):075 - 079 2018年2月T R A N S A C T IO N S O F T H E C H IN A W E L D IN G IN S T IT U T IO N Feb r u a r y2018基于FLUENT软件的GMAW焊熔池动态行为数值分析模型张世亮％,胥国祥2，曹庆南2，潘海潮2，李鹏飞2(1.济南工程职业技术学院机电工程系，济南250200#2.江苏科技大学江苏省先进焊接技术重点实验室，镇江212003)摘要：基于F L U E N T软件，建立了适用的懷化极气体保护焊（gas metal arc w elding，G M A W)懷池动态行为数值分析模型，该模型考虑了气一液一固三相耦合.将电弧热输人视为双椭球体热源模型，将电弧等离子体描述为高速流向熔池的氩气，其流速呈高斯分布，流速峰值依据焊接电流确定，电弧压力与电弧等离子体对熔池表面的切应力在计算过程中获得;将熔滴过渡视为高温液态金属从熔池上部一定区域以一定速度流人熔池过程，通过对流速施加时间脉冲函数表征熔滴过渡频率.利用该模型对不同条件下G M A W焊熔池热场及流场进行模拟计算，并分析其流体动力学特征.结果表明，模型能够合理地反映熔池动力学特征，同时还提高了计算效率.关键词：F L U E N T软件；6M A W焊；三相耦合；流体流动；数值分析模型中图分类号：T6 456.2 文献标识码：A d o i： 10.12073/j. hjxb. 20183900450序 言焊接过程中，熔池内流体流动对焊缝成形具有 重要影响%1]，故采用数值模拟技术对熔池流体动力 学特征进行研究，有助于全面理解焊缝成形物理机 制.对于6MAW焊，熔池动态行为所受影响主要来 自熔滴和电弧%2-4].因此，对GMAW焊熔池进行模 拟计算，必须全面、合理考虑两者作用.目前研究者已对GMAW焊熔池热场和流场进 行了大量数值模拟方面的研究，并已取得了较大进 展%2-7].对于熔滴的影响，目前主要采用两种方式 进行处理，第一种方式为通过分别建立熔滴热焓的 热源模型及熔滴冲击力的力源模型考虑其对熔池的 热、力作用#然后利用调节熔池表面变形方程积分体 积的变化间接考虑熔池液态金属体积的增加%2-3].该类模型计算相对简单，但与实际焊接物理过程不 同，无法真实描述熔滴与熔池的耦合行为.第二种 方式为建立高温液态金属的质量源%5-7]，但该方法 使得计算的收敛性显著恶化.而对于电弧对熔池的 热、力影响，目前其热源模型和电磁力源模型相对成 熟，但电弧等离子体对熔池力的作用则多采用电弧 压力模型%3,5,8]，而忽略了电弧等离子体对熔池自由收稿日期：2016 -06 -16基金项目：国家自然科学基金面上项目（51575252)#江苏省青蓝工 程资助项目#江苏省博士后基金项目（1601050A)表面的切应力作用.除上述模型，T s i等人%6-7&建立 了GMAW焊电弧一熔滴一熔池三者耦合的统一数值 分析模型，但该模型仅为二维，且计算成本极为高昂.基于上述分析，综合考虑熔滴及电弧对熔池动 态行为的影响，基于FLUENT软件建立适用、高效的 GMAW焊熔池气一液一固三相耦合三维统一数值 分析模型，为深入分析GMAW焊成形特征及参数优 化提供可靠、实用的技术支持.1数学模型!1电弧热源模型电弧热输入采用双椭球热源表征，其热流密度函S(/，0，'":12槡槡r,IU(a{+ar)G h c h"槡"j3/230 3 z2\exp|---272「|，尤&0\a{G D /(1)S(^，0，'":12槡槡*U(7{ +ar)Gc h"槡"/3/2303z2\exp|了丨，x<0\7K D h)(2)式中为热效率;/为焊接电流；U为电弧电压;S，S分别为热源前、后部分的热流密度分布函数;7, 7r，G，D h 分别为双椭球体热源的分布参数.76焊接学报第39卷图2熔池流体流动计算结果（％ = 〇" s ，/ = 180 A ，' = 23 V)Fig. 2 Calculated fluid flow in weld pool1.2熔滴过渡模型了简化计算，将金属态金属从熔定圆形区域以一定的速度流入熔池，该区域面积与焊丝横断面相同，在f l u e n t 软件中处理 为速度入口（ Velocity -inlet ).1出了计算区域，其中熔滴液态金属流入区域半径;通过态金属流速施加脉冲函数，熔滴的过.假定液态金属流速为常量，可依据 ％ 1 ]计算.而熔融金属的度可 2 400 K ，熔滴过 则依据文献%9]计算获得.@1计算区域几何模型（mm)Fig. 1Geometrical model of calculation domain1"电弧模型由于电值本身非常，故简化计算，将电等离子熔高速垂直流向熔池的氩气，不考虑其热场、 长变化，氩气度假定为环境温度;文中别采用热源电力源 表征电焊件的热作用及电磁力作用， 焊接热.此外，于氩气要成分的保护气体，电较接近柱状%3]，故电弧形态的简化较 ，对其力学较小.如图1所，〇%B 氩气速度入口.电磁力计算模型见文献% 1].氩气等离子体峰值流速为%9](g =V (3)式中为计算系数.由于电弧等离子体流速与电流密度密切相关， 故假定氩气流速与电流密度征相同，成高斯，其速度分布函数如下，即WN，） （4)式中:T 为氩气流速 ；T 为氩气速度入口区域(0，B ) 点到电弧中心的距离.计算过程中，采用V 0F 法熔池气液界面;电弧等离子熔池自由液面的作用力由计算过程得.此外，为了避免高速氩气对熔滴冲 的熔 离散，在熔滴速度入口区域〇%A 同样采用脉冲函数进 ，使得液态金属及氩气交替入计算区域.2结果与分析采用G M AW 焊对6 m m 厚Q 235钢板进行堆焊试验，焊接电 别为1&0 260 A ，电电压分别23 27 V ，焊接速度为1.2 m /m in ;取一半焊件为计算区域，其尺寸为50 mm X 20 mm X 9 mm ，其中3 mm 处气， 如 1 所 .用上述所建，通过f l u e n t 软件对GM AW 焊熔池瞬态温度 进 计算.计算过程中所用物性 见 ％ 1 ]， 步长为（2〜5" X 10-4S.图2给出了气一液一固三相耦的计算.相较于电弧等离子速，熔速较小；电等离子体冲击熔池自由液面后，迅速沿熔池自由液面向周边快速 ，从其 应力（或 力），可见 够 映 电熔滴对熔态 ，符实际焊接物理过程.为了 展示熔征，下文计算中省略了电弧等离子.6 4 0mm /z #^^^z第#期张世亮，等：基于FLUENT 软件的GMAW 焊熔池动态行为数值分析模型771 500 J 61 300 i |1 100 g 4900^ 20 5 10 15 20x 方向坐标x/m m (g )纵截面,t=0.6 s图3不同时刻GMAW 焊熔池温度场及流场分布（/ = 180 A # ' = 23 A)Fig. 3 Temperature and velocity fields in GMAW at different time〇5 10 15 20x 方向坐标x/m m (c )纵截面,t=0.56 s图3给出了焊接电流为180 A 时不同时刻 GMAW 焊热的，其中横截面位于热源中心处.可以看出，由于焊接电流相对较小，熔滴过 式为大滴状过渡;同由于焊接速度较快，则焊缝余高也较小.当6=0. 55 s 时，熔滴刚形成，但尚 未；受电压力 ，熔前部电弧作用区域存定下塌，下塌处表层金属流速 高于熔池内.熔池表面变形后壁附近金属快速流向熔池后部，并在熔池中部形成逆时针环流.当6=0. 56 s，熔滴继续向熔进，但刻熔池表面下塌减，同其表层金属流速显著 ，最大值仅 〖0.7 m /s (图3c ，3d ); 由于熔滴抵达熔池前，对电弧等离子体存在阻挡作用，此刻熔滴下部熔池区 域电弧作用力 ，故 静压力和表面张力作用，熔后态金属向前，熔下塌处表面 ，现与 [6]相，进一步表明了的性.而随着的推移，当熔滴刚进入熔，熔滴冲击力影响，熔池表面变形再次增大，变形下1 773s181 50061 300鉴41 10090027001 773 8 _s m/z#^*l l :^z3 0 0 07 0 0 0 07 5 3 10078焊接学报第39卷(f)横截面，t=0.542s0 5 1015 20x 方向坐标x/m m(e )纵截面,t=0.542 s (a )纵截面,t=0.41 s205 1015x 方向坐标x/m m(g )纵截面，t=0.55 s0 2 4 6 8 10y 方向坐标y/m m(b)横截面，t=0.41s图4不同时刻GMAW 焊温度场及流场分布（/ = 260 A ，' = 27 V)Fig. 4 Temperature and velocity fields in GMAW at different time金属向其周围流动，而变形大小与熔滴速度和尺 相关；由3>可以看出，受熔滴排挤向后金属与金属相遇，转向熔，在变形后部附近形成液态金属凸起.此后，电弧压力和电弧等离子 应力再次作用于熔 态表面， 熔 态行征与t 0.55s 时相似，如图3g ，3h 所示.由图 3可，焊接过程中，受熔滴过电弧作用力，熔池形态固定不变，熔表面下塌 态成周期性变化，更加符合实际焊接过程[6].4 出了焊接电流为260 A 时不同GMAW 焊热的计算.可以看出随着焊接电流的增大，熔滴过 增加，熔滴变小;同时，电压力及熔滴冲击力提高，熔表面变形增大;由于熔滴 较小，其进入熔池后，直熔池变形，仅熔池变形形态（图4i ,4d )，故条件下 状特征焊缝出现.受电弧等离子应力影响，熔池表面变形后壁上部附S m /Z #^*I E^ZU m l/Z #^*IE ^Z1500::900u/z鉴刭叵4^z008853 111 11第2期张世亮，等：基于FLUENT 软件的G M AW 焊熔池动态行为数值分析模型79近金属仍然沿熔池表层向后部流动，这与仅考虑电 弧压力时的计算结果不同%2];同样在熔池中部形成逆时针涡流，熔池基本流态与电流为180 A 时相似. 而对于熔池表面变形下方液态金属，其在电弧压力 及熔滴冲击力作用下，由熔池底部流向熔池后方，在 稍远处与回流液态金属相遇后，流向熔池上部，并入 涡流.由图4可知，由于熔滴过渡频率较大，熔滴冲 击力及电弧等离子体作用力相对稳定，不同时刻表 面变形的变化明显较电流为180 A 时小，仅下部表 面变形存在一定振荡，熔池形态相对稳定.3结论(1)综合考虑电弧、熔滴对熔池的热、力作用，基于FLUENT 软件，建立了适用的GM AW 焊流体流 动三维数值分析模型;对不同焊接条件下GM AW 焊 熔池流体流动进行了模拟计算，并对其特征进行了 分析.模型能够合理、准确地描述电弧和熔滴对 GMAW 焊熔池动态行为的主要影响，其计算结果更 为符合实际焊接过程，同时，模型适用范围更广，计 算效率较高，从而为GM AW 焊内部机理研究提供了可靠、实用的技术支持.(2) 当焊接电流为180 A 时，熔滴成大滴状过 渡，过渡频率较小，熔池表面变形呈周期性变化，且 表面下塌后部液态金属高速流向熔池后部，在熔池 中部形成逆时针涡流;而当焊接电流为260 A 时，熔 滴过渡频率较大，形成指状焊缝，熔池形态相对稳定.参考文献：[1]武传松.焊接热过程与熔池形态％ M].北京：机械工业出版社，2008.[2]孙俊生，武传松.电弧热流分布模式对GMAW 焊接温度场的影响[J ].焊接学报，1998, 19(4)) 255 -260.Sun Junsheng, Wu Chuansong. Modeling the w el(R pool behaviors in GMA wel(Ring [ J ]. Transactions of the China Wel(ding Institia- tion ，1998, 19(4) ： 255 -260.[3]陈姬，武传松，P ie r A ，等.F occA rc 双面焊熔池流场与温度场的数值模拟[J ].焊接学报，2015, 36(7): 9 -12.Chen J i，Wu Chuansong，Pitter A ，e t al . Numerical simulation offluid flow and temperature fields for double-sided ForccArc welding[J ]. Transactions of the C hinaW eldinglnstitution ，2015， 36 (7) ： 9-12.[4] Kumar A ，Tebroy T. Toward a unified model to prevent humping defects in gas tungsten arc welding[ J ]. Welding Journal ， 2006 (12) ： 292-304.[5]Cho J H ， Na S J. Three-dimensional analysis of molten pool in GMA-laser hybrid welding[J]. Welding Journal ，2009，88(4): 35 -43.[6 ] Hu J ，Tsai H L. Heat and mass transfer in gas metal arc welding. Part I: The arc [J ] • International Journal of Heat and Mass Transfer ， 2007, 50(5) ： 833 -846.[7 ]Hu J ，Tsai H L. Heat and mass transfer in gas metal arc welding. Part $ : Themetal [J ].InternationalJTransfer ，2007, 50(6) ： 808 -820.[8]胥国祥，张卫卫，马学周，等.激光V GMAW 复合热源焊流体流动数值分析模型[J ] •焊接学报，2015, 36(7)： 51 -54.Xu Guoxiang，Zhang Weiwei，Ma Xuezhou，et al. Numerical analysis model for fluid flow in laser V GMAW hybrid welding [ J ]. Transactions of the China Welding Institution ，2015，36 (7 )： 51 -54.[9 ] Kim C H ，Zhang W ，Debroy T. Modeling of temperature field andsolidified surface profile during gas metal arc fillet welding [ J ]. Journal of Applied Physics ，2003，94(4) ： 2667 -2679.作者简介：张世亮，男，1981年出生，硕士，讲师.主要从事焊接工艺及焊接过程的数值模拟方面的研究.发表论文6篇.E m a il ：mains@ 163. com： 胥国祥，男，博士，副教授.Email ： xugxiang@$MAIN TOPICS,ABSTRACTS & KEY WORDS 2018,V 〇1.39,N o.2Weld bead formation in narrow-gap triple-wire gas indirect arc welding process LIU Liming, HUChenghui，FANG Dislieng ( Liaoning Provincial Key Laboratory of Advanced Welding Technology，Dalian University of Technology，Dalian 116024, China) . pp 66 -7〇Abstract : The narrow-gap triple-wire gas indirect arc welding process was originally proposed，its princip)le was introduced ，and the effects of welding parameters on weld bead formation were investigated. In order to eliminate the convex formation of the w eld appearance ， a tungsten arc was placed behind the triple-wire indirect arc. Results showthat the triple-wire indirect arc can realize good sidewall fusion in narrow-gap welding ， and the sidewall penetration increases with the increase of the welding current，decreases of the welding speed and the groove gap. Without the tungsten arc，the convex weld appearance appears ，and with the tungsten arc，the concave surface forms in welding process. During narrow-gap welding，the concave weld bead surfacc benefits the base metal fusion at the weld root andlayers fusion.Key words ： triple-wire; indirect arc; narrow-gap weldingMechanical properties of friction stir lap welded 2024-T4 aluminum alloy joints for pin not plunging into lower sheet YE Jiehe1，LIU Xuesong2，WANG Suhuan1 ( 1. CSR Qingdao Sifang C o.，L td.，Qingdao 266111，China ； 2. State Key Laboratory of Advanced Welding and Joining ， Harbin Institute of Technology，Harbin 150001，China) . pp 71 -74Abstract ： Hook defect is the key factor on the mechanical properties of friction stir lap welded ( FSLW) joints. In order to avoid the hook d efect as much as possible，the tool pin did not plunge into lower sheet during the FSLW process of 2024-T4 aluminum d o y. The cross sections and mechanical properties of FSLW joints at different rotational speeds were studied. The experimental results show t hat when the pin does not plunge into lower sheet，the lap interface is continuous and presents the horizontal distrilDution. The width of stir zone bottom is greater than the diameter of pin tip due to the small pin length，which leads to the increase of effective lap width ( ELW ). Tensile fracture model is obtained during tensile test. Compared with the rotational speed of 500 r/m in，the ELW and lap shear failure load at 600 r/min are both slightly increased. In this study ， the maximum lap shear failure load is about 143 MPa.Key words ： friction stir lap welding ； 2024-T4 aluminum alloy; hook; lap shear failure loadA numerical analysis model of weld pool dynamic behavior in GMAW based on FLUENT software ZHANG Shil-iang1，XUGuoxiang2，CAOQingnan2，PAN Haichao2，LI Peng- fei2 ( 1. Mechanical and Electrical Engineering Department ，Jinan Engineering Vocational Technical College ， Jinan 250200, China ； 2. Key Laboratory of Advanced Welding Technology of Jiangsu Province ， Jiang University of Science and Technology ， Zhenjiang 212003，China) . pp 75 -79Abstract ： Based on FLUENT soft^vare ， an adaptive numerical analysis model of weld pool dynamic behavior in gas metal arc welding ( GMAW) was developed which considered the three phase coupling of gas-liquid-solid phases. The arc heat input was regarded as a double ellijDsoid body heat source，and arc plasma was treated as a rgon gas flowing toward the weld pool in high velocity. The flow velocity of argon gas was assumed to be a Gaussian distribution mode，and its peak value was determined by welding current. The pressure and shear stress exerting onweld pool free surface due to arc plasma wereculation. The droplet transfer was assumed as the process of high-temperature metal licquid flowing into weld pool from the certain region above it and the time pulse function flow velocity of liquid metal lor considering the droplet transfer frequency. Using this model ，the temperature and velocity fields in GMAW were computed under different welding conditions and fluid dynamic feature of weld pool was analyzed. The results show that the established model can reflect the dynamic feature of weld pool more reasonably and the calculation efficiency is also enhanced.Key words ： FLUENT software; GMAW ； three phase coupling; fluid flow; numerical analysis modelHigh temperature oxidation and thermal shock properties of thermal barrier coating by CoCrAlY surface modification HAN Zhiyong ，HAN Jian ，QIU Zhenzhen (Tianjin Key Laboratory for Civil Aircraft Airworthiines and Maintenance ，Civil Aviation University of China ，Tianjin 300300，China) . pp 80 - 83Abstract ： CoCrAlY coating was prepared by air plasma spray ( APS) on the surface of Ni-based superalloy ，nano-scale A1 film was deposited on the surface of CoCrAlY by electron beam evaporation and modified by high current pulsed electron beam and the deposition of ceramic coating on CoCrAlY surface by APS. The high temperature oxidation test and thermal shock test of the thermal barrier coating in air atmosphere were carried out. The results show that the thermally grown oxide ( TGO) generated at the interface in the thermal barrier coating of modified CoCrAlY has high continuity and compactness ater high temperature oxidation at 1 050 i in static air ，which can effectively hinder the further development of oxidation and avoid the formation of corner oxide ， and then the resistance properties of the thermal barrier coating are improved. The thermal shock tests were conducted by heat to 1 050 i and water quenching at 10 i ，the rate of abscission of thermal barrier coating is only about 2g .Key words ： CoCrAlY coating; high current plused electron beam; high temperature oxidation; phase composition; sur- fac=topographyE fect of heat input on weld morphology and tensile properties of bobbin friction stir welded joints HAO Yunfei1，WEI Ruigang1，ZHOU Qing1，HU Xiao1，WANG Guoqing2 (1. Capital AerosjDace Machinery Company ，Beijing 100076，China; 2. China Academy of Launch Vehicle Technology ， Beijing 100076，China) . pp 84-88Abstract ： The effect of welding heat input on the profile of th ie nugget and tensile properties of th ie bobbin friction stir welded joints was systematically investigated. The results of macro- scopical morphology of joints showed that the initial hour-glass shape parabola flattened around the pin center prior to the emergence of a nugget bulge ，as the heat input factor is graduaiy increased from 0. 6 to 4. 0. The nugget bulge is a unique physical phenomenon of the bobbin friction stir welded joints under the high heat input conditions ，which is usuaiy accompanied by internal wormhole defects. The profile of the nugget zone depends on the interaction of the plastic metal flow field moving radially outwardly along the center in the bobbin friction stir welded joints and the thermo-mechanical afected zone. The results of th ie tensile testing showed that th ie tensile properties of th ie joints present a decreasing trend with the gradual increase of the welding heat inputKactor.。