航空超薄壓氣機(jī)葉片堆焊修復(fù)強(qiáng)制對(duì)流冷卻方法

龔 淼，戴士杰，王立文，王 濤

（1.河北工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，天津 300041；2.中國(guó)民航大學(xué) 航空工程學(xué)院，天津 300300）

壓氣機(jī)葉片長(zhǎng)期處于高溫高壓的工作環(huán)境中，常出現(xiàn)磨損和裂紋等損傷，影響飛行安全。對(duì)于2 mm以內(nèi)的磨損或缺損，采用堆焊修復(fù)是目前業(yè)內(nèi)認(rèn)可的修復(fù)方法［1］。脈沖微束等離子弧焊（PMPAW）在小電流下具有很好的電弧穩(wěn)定性，適合焊接超薄合金，是目前葉片焊接修復(fù)的主要手段［2-3］。壓氣機(jī)葉片主要為鈦合金和鎳基合金葉片。鈦合金葉片導(dǎo)熱性較差，焊接后熱量散失慢，250℃以上時(shí)易與空氣中的C、H、O反應(yīng)生成雜質(zhì)，這些雜質(zhì)力學(xué)性能差且很難在焊接后熱處理中消除，成為影響焊接質(zhì)量的重要因素。

王文等［4］研究了強(qiáng)制冷卻條件對(duì)TC4攪拌摩擦焊接接頭組織的影響，提出了將夾具整體放置在靜態(tài)干冰乙醇混合液槽內(nèi)進(jìn)行強(qiáng)制冷卻的方法。Karimzadeh等［5］采用大位移理論建立了順序耦合熱機(jī)模型對(duì)鈦合金的焊接進(jìn)行研究，找出了熱輸入對(duì)焊接效果的影響。對(duì)于鈦合金的鎢極惰性氣體保護(hù)焊（GTAW），冷卻速率也是影響材料微觀組織特性的最主要因素，當(dāng)材料厚度很小時(shí)，冷卻速率的影響更為顯著［6-7］。Manvatkar等［8］研究了攪拌摩擦焊的冷卻速率和峰值溫度，結(jié)果表明：峰值溫度和冷卻速率控制在一定范圍內(nèi)可有效提升焊接質(zhì)量。孫加民等［9］采用空冷、銅冷和水冷分析對(duì)比3種冷卻條件對(duì)電渣焊接頭溫度場(chǎng)的影響，通過(guò)有限元數(shù)值模擬得到采用銅冷和水冷等強(qiáng)制冷卻方式可以大幅縮短電渣焊接頭的高溫停留時(shí)間的結(jié)論。韋春華等［10］針對(duì)激光拼焊提出一種局部冷卻輔助激光拼焊新工藝，通過(guò)對(duì)紫銅夾具增加內(nèi)置流道輔助機(jī)構(gòu)實(shí)現(xiàn)了對(duì)熱影響區(qū)的局部冷卻。Manikandan等［11-12］在焊接墊塊中加工流道，通入液氮對(duì)金鎢極氬弧焊焊接過(guò)程進(jìn)行冷卻，并研究了不同液氮流速對(duì)其形成的影響。

本研究在分析超薄合金脈沖微束等離子弧焊修復(fù)傳熱特性的基礎(chǔ)上，提出了基于氬氣垂直射流沖擊的強(qiáng)化對(duì)流冷卻方法，并通過(guò)建模仿真計(jì)算了不同參數(shù)條件下的冷卻效果，給出了基于強(qiáng)化對(duì)流換熱的理想冷卻參數(shù)，為壓氣機(jī)葉片維修工藝設(shè)計(jì)提供參考。

1 夾具模型及傳熱特性

1.1 柔性?shī)A具模型

PMPAW 系統(tǒng)采用的柔性?shī)A具結(jié)構(gòu)如圖1所示。機(jī)構(gòu)整體由鋁制底座與銅質(zhì)散熱夾持機(jī)構(gòu)組成，被夾持的葉片中截面為對(duì)稱面，其中，柔性紫銅塊可以實(shí)現(xiàn)對(duì)曲率較小葉片的穩(wěn)定夾持。為簡(jiǎn)化計(jì)算量，去除鋁制框架和對(duì)稱部分，加入尺寸為65 mm×30 mm×1 mm的TC4試片模型模擬超薄壓氣機(jī)葉片，在試片上表面及琴鍵前端、琴鍵上端施加密集網(wǎng)格，其余部分施加疏松網(wǎng)格。簡(jiǎn)化后的機(jī)構(gòu)有限元模型和網(wǎng)格質(zhì)量分布如圖2所示。

1.2 焊接熱循環(huán)分析

焊接過(guò)程中熱源沿試片移動(dòng)時(shí)，試片上表面每一點(diǎn)的溫度都是隨時(shí)間先升溫后降溫，如圖3所示。沿焊接中心線取5個(gè)間隔為10 mm的特征點(diǎn)，沿垂直焊接方向取3個(gè)間隔為0.2 mm的特征點(diǎn)，根據(jù)之前對(duì)脈沖熱源模型的研究［13］，計(jì)算后熱循環(huán)曲線如圖4（a）、（b）所示。結(jié)果顯示，a-、a、b、c、c＋點(diǎn)都處于焊接過(guò)程準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)下，熱循環(huán)曲線形狀一致，熔池最高溫度在1 800℃左右。

圖1 夾具體結(jié)構(gòu)

圖2 簡(jiǎn)化后的有限元模型和網(wǎng)格質(zhì)量分布

由于實(shí)驗(yàn)所用合金試片厚度為1 mm，取對(duì)稱的一半厚度；選用0.2 mm為特征點(diǎn)間隔。由于通過(guò)整體曲線很難區(qū)分出熱循環(huán)曲線的差異，因此截取高溫段的時(shí)間區(qū)間為24～16.5 s，時(shí)間步長(zhǎng)為0.01 s。由圖4所示，e點(diǎn)和b點(diǎn)在高溫段差異較小，這是因?yàn)閮牲c(diǎn)距離只有0.2 mm，溫度變化不大，而離焊縫中心較遠(yuǎn)的f點(diǎn)和b點(diǎn)的差異較為明顯，驗(yàn)證了熱循環(huán)曲線的基本規(guī)律。

圖3 熱循環(huán)特征點(diǎn)位置示意圖

圖4（c）為特征點(diǎn)b的熱循環(huán)曲線，時(shí)間區(qū)間為22.5～28 s，時(shí)間步長(zhǎng)為0.1 s。隨著焊接熱源接近中心點(diǎn)b溫度開(kāi)始升高，當(dāng)焊接進(jìn)行到24.68 s時(shí)，溫度達(dá)到1 650℃左右，材料開(kāi)始熔化形成熔池。當(dāng)焊接進(jìn)行到25 s時(shí)，熱源中心到達(dá)中心點(diǎn)，但此時(shí)熔池溫度沒(méi)有到達(dá)最高溫度，這是因?yàn)橐苿?dòng)熱源的實(shí)際作用面積為雙橢圓形狀，當(dāng)熱源中心到達(dá)試片中心點(diǎn)時(shí)，實(shí)質(zhì)是熱源最大熱流密度作用在中心點(diǎn)，而未達(dá)到最高溫度。隨著熱源繼續(xù)前進(jìn)，溫度繼續(xù)上升。當(dāng)進(jìn)行到25.2 s時(shí)，熔池達(dá)到最高溫度1 800℃左右，隨后熔池進(jìn)入到冷卻階段。當(dāng)25.68 s時(shí)，溫度降到1 650℃左右，熔池開(kāi)始凝固，焊縫形成。持續(xù)冷卻到27.89 s時(shí)，溫度降為250℃左右，此后溫度對(duì)焊縫組織性能影響不大。根據(jù)計(jì)算結(jié)果，自然冷卻條件的普通焊接的中心點(diǎn)焊接熱循環(huán)冷卻時(shí)間約為2.69 s。

圖4 特征點(diǎn)熱循環(huán)曲線

選取熱源移動(dòng)到試片中間位置時(shí)夾具的中截面為分析對(duì)象，其溫度場(chǎng)分布及等溫線如圖5所示。

圖5 夾具中截面溫度場(chǎng)分布（℃）

由圖5可以看出：與試片相接觸的柔性墊片及紫銅塊上角點(diǎn)溫度最高，約113℃，等溫線較密集，溫度梯度較大，而銅質(zhì)基座遠(yuǎn)端所受熱源影響不大，約25℃。隱藏試片及墊片，得到圖6所示的夾具夾持機(jī)構(gòu)溫度場(chǎng)瞬時(shí)分布。結(jié)果顯示：靠近焊接熱源部分紫銅塊溫度較高，最高溫度達(dá)75℃以上，因此可考慮采用氬氣強(qiáng)制對(duì)流冷卻方式加快紫銅塊與試片接觸面附近的散熱，進(jìn)而增強(qiáng)葉片與夾具之間的熱傳導(dǎo)。

圖6 夾具夾持部分溫度場(chǎng)的瞬態(tài)分布（℃）

2 氬氣垂直沖擊冷卻仿真計(jì)算

2.1 “葉片-夾具”沖擊簡(jiǎn)化模型

根據(jù)氬氣沖擊“葉片-夾具”的流動(dòng)規(guī)律繪制流場(chǎng)示意圖如圖7所示。由于沖擊射流流動(dòng)特征較為復(fù)雜，目前沒(méi)有準(zhǔn)確的對(duì)流換熱系數(shù)分布理論公式，本文主要采用先求平均換熱系數(shù)，之后通過(guò)牛頓冷卻公式得到平均對(duì)流熱通量密度的計(jì)算方法。

式中：r為冷卻半徑；d為噴嘴直徑。

對(duì)于PMPAW 自動(dòng)焊機(jī)的夾具結(jié)構(gòu)形式，采用平均對(duì)流熱通量密度不能準(zhǔn)確地表示實(shí)際沖擊特性。本文通過(guò)建立簡(jiǎn)化模型仿真得到氬氣沖擊冷卻在壁面上的對(duì)流熱通量分布曲線，再將仿真結(jié)果以邊界條件的形式施加到焊接模型中，并繪制與求平均換熱系數(shù)法所得結(jié)果的對(duì)比曲線。由于葉片僅僅高于夾具表面0.8 mm，故可將葉片與夾具視為同一平面，建立如圖8所示的沖擊“葉片-夾具”簡(jiǎn)化模型，分析不同沖擊參數(shù)的冷卻效果，得到最佳沖擊參數(shù)。選用“k-ε”湍流模型，所研究的射流均為淹沒(méi)射流。

圖7 湍流沖擊流場(chǎng)示意圖

如圖8所示，氬氣噴嘴位于沖擊區(qū)正中心上方，噴嘴長(zhǎng)度為h1，直徑為d0，中間腔體為流體流動(dòng)空間，沖擊高度為H，直徑為D，底部圓盤(pán)為固體沖擊壁面，厚度設(shè)為h2。仿真采用速度流入入口和壓力出口，入口流速設(shè)為V。氬氣從噴嘴射入到腔體沖擊固體壁面后從腔體側(cè)面及上表面流出，氬氣初始入口溫度為T(mén)1，沖擊壁面溫度為T(mén)2。模型初始參數(shù)取值如表1所示。

圖8 射流沖擊冷卻簡(jiǎn)化模型

表1 模型初始參數(shù)

2.2 不同模型參數(shù)對(duì)沖擊冷卻特性的影響

設(shè)置熱場(chǎng)與流場(chǎng)的耦合連接，利用邊界層網(wǎng)格劃分模型，通過(guò)后處理得到仿真結(jié)果。

取固體區(qū)域?yàn)檠芯繉?duì)象，圖9為氬氣沖擊過(guò)程整體速度流線分布，流線顯示出速度方向及大小?？梢钥闯鰵鍤庠诘竭_(dá)壁面前橫斷面直徑略微變大，速度方向在壁面前發(fā)生90°彎折，速度大小迅速衰減為零，又迅速轉(zhuǎn)化為貼壁流動(dòng)，貼壁流速先增大后減小。圖10為截取模型中截面顯示的速度分布，可以清晰地看到噴嘴前端三角狀的勢(shì)流核心區(qū)，此區(qū)域速度最大，經(jīng)湍流發(fā)展達(dá)到45 m／s，而后進(jìn)入主體段，速度衰減較大，橫斷面速度分布近似鐘形，到達(dá)滯止點(diǎn)時(shí)速度減為零，貼壁流速最大僅為18 m／s左右。

圖9 整體速度流線分布（單位：m／s）

圖10 中截面速度分布（單位：m／s）

計(jì)算得到的壁面對(duì)流熱通量分布和傳導(dǎo)熱通量分布如圖11、12所示。對(duì)流熱通量表征由對(duì)流換熱引起的單位面積上傳遞的熱量整體呈現(xiàn)環(huán)狀，中間熱通量大，邊緣小。沖擊區(qū)由于速度最大，其對(duì)流熱通量也最大，但在滯止點(diǎn)處很小，因?yàn)殡m然壁面壓強(qiáng)很大，但徑向速度很小，對(duì)流熱通量小。同理，傳導(dǎo)熱通量表征由熱傳導(dǎo)引起的單位面積上傳遞的熱量在滯止點(diǎn)處受沖擊力最大，邊界層最薄。因此滯止點(diǎn)處主要是通過(guò)熱傳導(dǎo)的形式散熱，之后，貼壁邊界層逐漸變厚，熱傳導(dǎo)作用由于邊界層形成的熱阻而減弱，此時(shí)，主要散熱方式為對(duì)流換熱。

圖11 壁面對(duì)流熱通量分布（單位：W／m2）

圖12 壁面?zhèn)鲗?dǎo)熱通量分布（單位：W／m2）

由于駐點(diǎn)區(qū)傳導(dǎo)熱通量與對(duì)流熱通量相差一個(gè)數(shù)量級(jí)，可忽略不計(jì)，且如果熱沉中心距離熱源中心太近會(huì)影響焊接熔池形貌，故本研究只考慮沖擊區(qū)邊緣處的最大對(duì)流熱通量影響。由于熱沉隨熱源以相同的速度移動(dòng)，冷卻氬氣在抵達(dá)壁面時(shí)被迅速抽走，貼壁射流區(qū)不能完全發(fā)展，且焊接電弧能量集中，受氬氣壓縮保護(hù)，故不考慮貼壁射流區(qū)對(duì)熔池的影響。影響氬氣沖擊夾具冷卻系統(tǒng)換熱性能的關(guān)鍵參數(shù)有沖擊高度、

噴嘴直徑和入口流速。

2.2.1 不同沖擊高度對(duì)冷卻性能的影響

由于直徑的變化會(huì)引起流場(chǎng)整體尺寸的變化，因此對(duì)沖擊高度及噴嘴直徑不做單獨(dú)的固定值分析，而是將兩個(gè)參數(shù)結(jié)合在一起整體分析。固定噴嘴直徑d＝2 mm，分別取沖擊高度為2d、4d和8d，對(duì)比不同高度下的流動(dòng)特性。

圖13為不同沖擊高度下壁面上的壓力分布。可見(jiàn)最大壓力集中在滯止點(diǎn)附近，沖擊高度越小，壁面最大壓力最大，且壓力衰減越快。圖14為壁面橫向速度分布，滯止點(diǎn)附近速度很小，沖擊區(qū)達(dá)到最大速度，隨后迅速衰減。沖擊高度為2d時(shí)，衰減速度最快，為8d時(shí)衰減最慢。結(jié)合圖13、14可以發(fā)現(xiàn)：沖擊間距越小，壓力最先衰減到零，速度最先達(dá)到最大值，壓力波能全部轉(zhuǎn)化為貼壁流動(dòng)能，即射流橫斷面擴(kuò)展越??；沖擊間距越大，流體橫斷面擴(kuò)展越大，貼壁流動(dòng)能衰減越緩慢。

圖15為不同沖擊高度下的壁面對(duì)流熱通量分布。滯止點(diǎn)附近熱通量最小，沖擊區(qū)熱通量最大，存在最佳沖擊高度4d，在徑向距離2d附近達(dá)到最大對(duì)流熱通量。沖擊高度過(guò)小或過(guò)大，流換熱效果都會(huì)降低，這是由于氬氣在進(jìn)入靜止的環(huán)境中，中心流速大壓強(qiáng)小，湍流的脈動(dòng)作用會(huì)吸收周?chē)o止粒子，形成湍動(dòng)的混合層。由于動(dòng)量的橫向傳遞，軸線速度變小，射流斷面不斷擴(kuò)展，沿程流量增加。當(dāng)沖擊高度太小時(shí)，橫斷面擴(kuò)展較小，卷吸作用較弱，沿程流量小，故換熱效果較差；而當(dāng)沖擊高度較大時(shí)，雖然卷吸作用較大，但壁面橫向速度太小，同樣不能達(dá)到良好的換熱效果。綜上分析，選取最佳沖擊高度4d進(jìn)行后續(xù)仿真計(jì)算。

圖13 不同沖擊高度下壁面壓力分布

圖14 不同沖擊高度下壁面速度分布

圖15 不同沖擊高度下壁面對(duì)流熱通量分布

2.2.2 噴嘴直徑對(duì)冷卻性能的影響

固定沖擊高度為4d，取噴嘴直徑為1、2和3 mm，其余參數(shù)均為初始值。圖16為不同出口直徑的沖擊壁面壓力分布。由圖中看出：壁面最大壓力隨出口直徑增加而增大，直徑為1 mm時(shí)與2 mm直徑相差較大，這是由于在相同流速下，出口直徑越大，則流體流量越大，動(dòng)能越大，沖擊壁面后轉(zhuǎn)化為壓力也越大。

圖17為壁面速度分布對(duì)比，可見(jiàn)不同直徑下的流體在滯止點(diǎn)處速度區(qū)別不大，沖擊壁面后壓力波能迅速轉(zhuǎn)化為動(dòng)能，在距離中心約2d處達(dá)到最大貼壁速度。最大速度隨直徑增加而增大，增幅逐漸減小，這是因?yàn)橛捎诹髁康脑黾?，流體沖擊到壁面前的動(dòng)量損失比例相對(duì)減少，故速度相對(duì)增大。

圖16 不同噴嘴直徑壁面壓力分布

圖17 不同噴嘴直徑壁面速度分布

圖18為不同直徑下的壁面對(duì)流熱通量分布，圖中顯示出1mm直徑和2mm直徑的熱通量最大值大于3 mm直徑，但3 mm直徑時(shí)熱通量衰減緩慢?？紤]由于出口直徑增大，中心流體較集中，外圈流體限制中心流體動(dòng)量橫向傳遞，故對(duì)流換熱效果減弱，但對(duì)流換熱有效面積增加。

圖18 不同噴嘴直徑壁面對(duì)流熱通量分布

圖19為3種噴嘴直徑下的壁面對(duì)流熱通量分布云圖。由3個(gè)分布云圖可直觀地看出對(duì)流換熱有效面積隨直徑增加而增大，當(dāng)噴嘴直徑為3 mm時(shí)，雖然在沖擊區(qū)對(duì)流換熱強(qiáng)度減弱，但換熱面積增大。

為了系統(tǒng)地研究噴嘴直徑對(duì)壁面對(duì)流熱通量的影響，增加兩組1.5mm和2.5 mm直徑的仿真實(shí)驗(yàn)，對(duì)比5組直徑的沖擊壁面平均對(duì)流熱通量大小，得到圖20所示曲線。由圖20可見(jiàn)：隨著噴嘴直徑增加，會(huì)有更多的流體參與換熱，使得壁面平均對(duì)流熱通量增加。對(duì)比式（1）～（5）計(jì)算得出的平均對(duì)流熱通量大小的理論結(jié)果發(fā)現(xiàn)，整體趨勢(shì)大致相同，當(dāng)嘴直徑為2 mm時(shí)兩條曲線差異最小。因此，取噴嘴直徑為2 mm作為后續(xù)的仿真噴嘴直徑。

圖19 不同噴嘴直徑壁面對(duì)流熱通量分布云圖（W／m2）

圖20 不同噴嘴直徑壁面平均對(duì)流熱通量大小

2.2.3 入口流速對(duì)冷卻性能的影響

取3組不同的氬氣入口流速為20、35、50 m／s。其對(duì)應(yīng)的雷諾數(shù)Re為3 418、5 986、8 525，分析在其他模型參數(shù)相同、入口流速不同下沖擊壁面的對(duì)流熱通量大小，結(jié)果如圖21所示。

圖21 不同入口流速壁面對(duì)流熱通量分布

由圖21可以看出：對(duì)流熱通量隨入口流速的增加而增大，強(qiáng)化換熱能力隨之增強(qiáng)。因此，選擇入口流速為35 m／s作為后續(xù)仿真的入口流速。

2.2.4 移動(dòng)熱沉模型

圖22為熱沉余熱源在試片上表面位置的示意圖。由射流模型的仿真結(jié)果得到在給定參數(shù)下氬氣垂直沖擊冷卻壁面對(duì)流熱通量分布函數(shù)為Q（r），表征單位面積上氬氣對(duì)流換熱帶走的熱量，r為距離沖擊區(qū)滯止點(diǎn)的徑向距離。由仿真結(jié)果可知，對(duì)流熱通量在徑向距離2d處達(dá)到最大，故截取r＝2d為熱沉半徑。則對(duì)于夾具及葉片表面上任一點(diǎn)（x，y），其對(duì)流熱通量可表示為

熱沉中心距離熱源中心后方S處，且移動(dòng)速度為v，則移動(dòng)熱沉模型表示為

將熱沉以熱通量的形式加到模型邊界條件中，可進(jìn)一步計(jì)算射流沖擊冷卻效果。

圖22 熱沉熱源示意圖

3 冷卻效果分析

熱沉與熱源之間的距離S對(duì)焊后冷卻效果有著很大的影響。如果距離過(guò)小，則氬氣會(huì)影響到熔池形貌；如果距離過(guò)大，由于焊接電弧的高度集中性及鈦合金的低導(dǎo)熱性，則冷卻效果不明顯?？紤]到仿真計(jì)算時(shí)間成本，因此首先需計(jì)算出合適的熱沉與熱源間距。為了定量地分析熱沉熱源的間距S對(duì)冷卻時(shí)間的影響，需要確定熱沉強(qiáng)度。由之前的仿真模擬中得出較好的模型參數(shù)為：沖擊高度4d，噴嘴直徑2 mm，入口流速35 m／s，采用較經(jīng)濟(jì)的常溫氬氣為冷卻工質(zhì)，TC4鈦合金熔點(diǎn)為1 650℃左右，即試片上表面1 650℃處為熔池固液線，需注意熱沉區(qū)域不能覆蓋熔池部分，忽略貼壁射流區(qū)對(duì)熔池的影響。取3組不同間距S為7、8、9 mm進(jìn)行仿真實(shí)驗(yàn)，以試片中心點(diǎn)為研究對(duì)象，對(duì)比分析3種間距下的氬氣沖擊冷卻與普通焊接條件下的熱循環(huán)曲線。結(jié)果如圖23所示。

圖23（a）為截取的22～28 s熱循環(huán)曲線對(duì)比，黑色虛線為普通焊接下的熱循環(huán)曲線，圖23（b）為其冷卻階段的局部放大圖?？梢钥闯?，不同間距下的沖擊換熱在冷卻階段相比于普通焊接自然冷卻有明顯的加快，而且不會(huì)影響焊接過(guò)程的加熱階段及最高溫度，對(duì)固液線以上無(wú)影響。3種間距中7 mm冷卻最快，9 mm冷卻最慢，表明間距越小，冷卻速率越大，但間距過(guò)小會(huì)影響熔池，故焊接中應(yīng)選擇合適的冷熱源間距。計(jì)算結(jié)果顯示：當(dāng)垂直射流冷卻與熱源距離為7 mm時(shí)，冷卻時(shí)間為2.4 s，較普通焊接下的自然冷卻時(shí)間縮短0.29 s，約占總冷卻時(shí)間的12.5%。

圖23 不同間距沖擊冷卻與普通焊接熱循環(huán)曲線對(duì)比

對(duì)比普通焊接自然冷卻條件與間距7 mm氬氣沖擊冷卻條件下試片在焊接中間時(shí)刻的等溫線分布，截取溫度區(qū)間為20～1 800℃，步長(zhǎng)為20℃。圖24（a）為自然冷卻條件下的等溫線分布，（b）為氬氣沖擊冷卻下的等溫線分布。通過(guò)比較發(fā)現(xiàn)，由于焊接熱源后面的熱沉作用，使熱影響區(qū)的等溫線分布面積縮減，后部變得較密集，前部影響較小，同時(shí)后面形成“尾巴”狀的室溫區(qū)域，說(shuō)明氬氣沖擊不僅有效地帶走了試片上表面的熱量，同時(shí)加快了試片內(nèi)部熱傳遞效率，使熱影響區(qū)域縮減，加快了冷卻速率。

圖24 等溫線對(duì)比圖（℃）

去掉TC4試片，圖25為普通焊接條件下與氬氣沖擊冷卻下夾具溫度分布對(duì)比。同樣發(fā)現(xiàn)，沖擊冷卻會(huì)使等溫線區(qū)域縮小密集化，且在后部產(chǎn)生局部熱沉，加快了夾具內(nèi)部的熱傳導(dǎo)，對(duì)夾具最高溫度無(wú)影響。

圖25 夾具溫度分布對(duì)比（℃）

4 結(jié)束語(yǔ)

針對(duì)壓氣機(jī)葉片PMPAW 修復(fù)過(guò)程中的冷卻問(wèn)題，提出了一種基于垂直射流強(qiáng)制冷卻的夾具冷卻方法，通過(guò)建模和仿真計(jì)算系統(tǒng)地分析了傳熱過(guò)程和冷卻效果；通過(guò)對(duì)PMPAW 堆焊修復(fù)葉片-夾具的傳熱建模以及對(duì)特征點(diǎn)的仿真計(jì)算，詳細(xì)分析了超薄葉片堆焊過(guò)程的傳熱特性，計(jì)算了散熱重點(diǎn)區(qū)域和自然冷卻時(shí)間。

提出基于氬氣射流沖擊的強(qiáng)制對(duì)流冷卻方法，建立了射流沖擊模型，通過(guò)仿真計(jì)算對(duì)比了不同沖擊高度和不同噴嘴直徑下壁面的壓力、流量、對(duì)流熱通量分布情況以及不同入口流速對(duì)冷卻性能的影響。結(jié)果顯示：噴嘴半徑為2 mm，沖擊高度為4d，入口流速35 m／s條件下，射流沖擊可達(dá)到較好的冷卻效果。

建立了移動(dòng)熱沉模型，結(jié)合計(jì)算出的射流模型參數(shù)，計(jì)算出不同熱沉-熱源距離下的冷卻效果，結(jié)果顯示：當(dāng)距離為7 mm，冷卻時(shí)間縮短12.5%，本研究采用的冷卻方法會(huì)使等溫線區(qū)域縮小密集化，加快夾具內(nèi)部的熱傳導(dǎo)，提升焊縫冷卻效果，對(duì)改善壓氣機(jī)葉片焊接工藝具有指導(dǎo)意義。