焊接順序?qū)A15鈦合金壁板焊接變形的影響

（中國(guó)科學(xué)院金屬研究所沈陽(yáng)材料科學(xué)國(guó)家（聯(lián)合）實(shí)驗(yàn)室，沈陽(yáng) 110016）

TA15鈦合金由于具有較高的比強(qiáng)度、優(yōu)越的耐腐蝕性能等優(yōu)點(diǎn)，越來(lái)越多地應(yīng)用于先進(jìn)航空航天飛行器關(guān)鍵構(gòu)件的制造[1-3]。由于薄壁部件焊接時(shí)易發(fā)生變形，導(dǎo)致焊接鈦合金薄壁構(gòu)件如壁板、進(jìn)氣道防護(hù)格柵等時(shí)，焊接變形嚴(yán)重，影響構(gòu)件尺寸精度，給后續(xù)裝配帶來(lái)困難。因此，如何有效地控制焊接變形，提高構(gòu)件制造的尺寸精度，一直是薄壁結(jié)構(gòu)制造的關(guān)鍵技術(shù)問(wèn)題。目前，人們已經(jīng)開(kāi)發(fā)了較多的方法來(lái)控制薄板的焊接變形，如采用溫差拉伸法[4]、靜態(tài)或動(dòng)態(tài)低應(yīng)力無(wú)變形技術(shù)[5-6]、焊后熱處理矯形技術(shù)[7]等，但上述方法增加了制造成本，有的方法亦難以在現(xiàn)場(chǎng)焊接時(shí)實(shí)現(xiàn)。

焊接順序是影響薄壁構(gòu)件焊接變形的重要因素之一，優(yōu)化焊接順序可有效控制焊接變形[8]。本文針對(duì)飛機(jī)用TA15鈦合金壁板薄壁件的焊接，分析焊接順序?qū)Ρ”诩附幼冃蔚挠绊?。通過(guò)模擬與試驗(yàn)對(duì)比焊縫截面形貌和焊接殘余應(yīng)力，建立TIG穿透焊工藝的雙橢球熱源模型?；赟YSWELD軟件，采用熱彈塑性有限元法模擬帶筋壁板TIG穿透焊焊接過(guò)程，分析壁板焊接變形規(guī)律，研究不同焊接順序?qū)Ρ诎遄冃蔚挠绊憽?/p>

試驗(yàn)

1 丁字形接頭TIG穿透焊焊接試驗(yàn)

丁字形接頭TIG穿透焊焊接試驗(yàn)所用母材為T(mén)A15鈦合金，焊絲牌號(hào)為T(mén)A0-1（Φ1.6mm），平板尺寸為200mm×200mm×2.5mm，筋條尺寸為200mm×10mm×1.5mm。焊前，對(duì)平板和筋條表面待焊區(qū)域進(jìn)行了仔細(xì)清洗，去除油污等雜質(zhì)。焊接時(shí)，將筋條插入預(yù)制工裝槽中，將平板置于其上后，在背部進(jìn)行TIG填絲焊，焊接示意圖如圖1所示。焊接工藝參數(shù)如下：電流350～370A，電壓8～10V，焊速 0.08～0.105m/min，送絲速度0.25～0.45m/min，焊槍保護(hù)氣體流量10L/min。

2 殘余應(yīng)力測(cè)試

圖1 丁字形接頭焊接示意圖Fig.1 Schematic of welding T-joint

采用壓痕應(yīng)變法測(cè)量丁字形接頭焊接試板的殘余應(yīng)力[9]。壓痕應(yīng)變法采用電阻應(yīng)變片作為測(cè)量敏感元件。在待測(cè)構(gòu)件表面測(cè)量點(diǎn)處粘貼應(yīng)變花，在應(yīng)變花中心部位采用沖擊加載制造壓痕，通過(guò)應(yīng)變儀記錄壓痕外彈性區(qū)應(yīng)變?cè)隽康淖兓瑥亩@得對(duì)應(yīng)于殘余應(yīng)力的真實(shí)彈性應(yīng)變。真實(shí)彈性應(yīng)變的求解方法直接按標(biāo)定公式進(jìn)行計(jì)算[10]。應(yīng)變?cè)隽喀う排c彈性應(yīng)變?chǔ)诺年P(guān)系為：

式中，系數(shù)Ai由標(biāo)定曲線確定。

最后，按Hooke定律即可計(jì)算出沿應(yīng)變片方向原始?xì)堄鄳?yīng)力σx和σy：

式中，E為所測(cè)材料的彈性模量，μ為所測(cè)材料的泊松比，εex和εey分別為沿x、y方向的彈性應(yīng)變。

采用中國(guó)科學(xué)院金屬研究所自主開(kāi)發(fā)的KJS-3P型壓痕應(yīng)力測(cè)試儀，按照GB/T 24179-2009標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)焊接試板進(jìn)行殘余應(yīng)力測(cè)試，檢測(cè)用應(yīng)變片為 BA120-1BA（11）-ZKY型雙向應(yīng)變花。粘貼應(yīng)變片前，用丙酮除去試板表面待測(cè)區(qū)域的油污。應(yīng)力測(cè)量時(shí)，將焊接試件倒置（如圖1）在工作臺(tái)上，直接測(cè)量試板表面焊接殘余應(yīng)力。殘余應(yīng)力測(cè)試位置示意圖如圖2所示。

圖2 殘余應(yīng)力測(cè)量位置示意圖Fig.2 Schematic of measured positions for residual stress

有限元計(jì)算

1 壁板有限元模型

利用有限元軟件SYSWELD建立壁板結(jié)構(gòu)的焊接有限元模型，進(jìn)行溫度場(chǎng)和應(yīng)力變形的計(jì)算。圖3是壁板結(jié)構(gòu)模型的網(wǎng)格劃分情況。7根長(zhǎng)桁按順序焊接在底板蒙皮上，長(zhǎng)桁與蒙皮厚度分別為1.5mm和2.5mm。由于在焊縫區(qū)域存在較大的溫度梯度和材料非線性，所以該區(qū)域網(wǎng)格劃分較密，而遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域較疏，這既保證了計(jì)算精度，也節(jié)省了計(jì)算時(shí)間。模型中，單元由1D單元、2D單元和3D實(shí)體單元組成。1D單元用來(lái)設(shè)置焊接軌跡和參考線，其中，焊接軌跡由4個(gè)組定義，包括焊接軌跡線、焊接開(kāi)始節(jié)點(diǎn)、焊接結(jié)束節(jié)點(diǎn)和焊接開(kāi)始單元。相似地，焊接參考線由一組與焊接軌跡線平行的線單元組成，它們具有相同的線單元長(zhǎng)度和數(shù)量。2D單元用來(lái)劃分所有計(jì)算區(qū)域表面，以計(jì)算焊接過(guò)程中焊接試板與周圍環(huán)境的熱交換。3D單元用來(lái)計(jì)算壁板結(jié)構(gòu)的焊接溫度場(chǎng)和應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)。熱分析和力分析使用相同的單元和節(jié)點(diǎn)，整個(gè)求解過(guò)程分為3步：首先，進(jìn)行焊接熱源模型參數(shù)的擬合；然后，使用建立的熱源模型進(jìn)行壁板結(jié)構(gòu)焊接過(guò)程的熱-冶金過(guò)程分析；最后，將溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果導(dǎo)入進(jìn)行應(yīng)力變形分析。TA15鈦合金的熱力學(xué)性能與溫度相關(guān)[11]，焊材的熱力學(xué)性能與TA15鈦合金相同，如圖4[11]所示。

2 焊接熱源模型

焊接熱源模型對(duì)焊接溫度場(chǎng)的計(jì)算結(jié)果具有重要影響。研究[12]發(fā)現(xiàn)，對(duì)于TIG焊，雙橢球體分布熱源模型較為合適，因此，本研究選用該熱源模型，圖5為模型示意圖。作用于焊件上的體積熱源分為前、后兩部分。設(shè)半橢球體的半軸為（af，ar，b，c），前、后半橢球體能量分?jǐn)?shù)分別是ff和fr，且ff+fr= 2，則前、后半橢球體內(nèi)的熱流分布qf和qr分別為：

式中，x、y、z為3個(gè)坐標(biāo)軸，Q為熱輸入功率：

式中，η為電弧的熱效率；U為焊接電壓；I為焊接電流。

電弧的熱效率通常定義為從電弧中輸入到焊件中的熱量占電弧總能量的比例。本研究中，η值取為50%[12]。

圖3 壁板結(jié)構(gòu)計(jì)算模型和網(wǎng)格劃分圖Fig.3 Panel structure finite element model and mesh

圖4 TA15鈦合金基礎(chǔ)物性Fig.4 Thermal and mechanical properties of TA15 titanium alloy

圖5 雙橢球焊接熱源模型示意圖Fig.5 Schematic of double ellipsoid heat source model

3 熱分析

在焊接溫度場(chǎng)計(jì)算過(guò)程中，由焊接電弧產(chǎn)生的熱量在被焊工件內(nèi)部的傳導(dǎo)可用非線性傳熱方程描述：

式中，k、ρ、cp分別為T(mén)A15鈦合金材料的熱導(dǎo)率、密度和比熱容，Qv為熱源項(xiàng)，T為溫度，t為時(shí)間。

焊接試板與外部環(huán)境之間的對(duì)流qa和輻射qr分別為：式中，Ts和Ta分別是工件表面溫度和空氣溫度（25℃），ha是對(duì)流熱交換系數(shù)（15WK-1m-2），θ是熱輻射系數(shù)（0.8），σSB是Stefan-Boltzmann常數(shù)（5.67×10-8JK-4m-2s-1）。

4 力學(xué)分析

采用與溫度計(jì)算時(shí)相同的有限元模型，同時(shí)將溫度計(jì)算中得到的各節(jié)點(diǎn)溫度循環(huán)作為熱載荷，求解整個(gè)焊接過(guò)程中的位移、應(yīng)變和應(yīng)力。

焊接過(guò)程產(chǎn)生的總應(yīng)變速率可以表示為：

式中分別表示彈性應(yīng)變速率、塑性應(yīng)變速率、相變塑性和熱應(yīng)變速率。假設(shè)材料彈性應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系符合各向同性Hooke定律，塑性行為符合Von Mises準(zhǔn)則，加工硬化采用各向同性準(zhǔn)則。

裝夾條件設(shè)置在壁板結(jié)構(gòu)件的4個(gè)角上，為剛性約束，如圖6所示。焊接過(guò)程計(jì)算結(jié)束后，模擬一步裝夾釋放過(guò)程。

結(jié)果與討論

1 焊接熱源模型的建立與驗(yàn)證

SYSWELD軟件提供了熱源擬合工具（HSF），利用該工具可以較方便地?cái)M合熱源模型參數(shù)。一般地，可根據(jù)焊縫的截面形貌擬合式（3）和（4）中的熱源模型參數(shù)。通過(guò)對(duì)焊接過(guò)程的穩(wěn)態(tài)模擬，反復(fù)調(diào)整上述熱源模型參數(shù)，直至模擬的焊縫熔池形貌與實(shí)測(cè)的焊縫熔池形貌吻合較好為止。

取熔化區(qū)溫度為鈦合金液相線溫度1650℃。圖7顯示了TIG穿透焊焊接接頭的焊縫截面形貌和尺寸的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比?？梢?jiàn)，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。此時(shí)，雙橢球焊接熱源模型參數(shù)如表1所示。

圖6 裝夾條件設(shè)置Fig.6 Clamping condition

圖7 TIG穿透焊焊接接頭焊縫形貌和尺寸的比較Fig.7 Comparison of the experiment and calculated result of TIG penetration weld crosssection morphology and size

表1 擬合的雙橢球熱源模型參數(shù)

為了進(jìn)一步驗(yàn)證焊接熱源模型的可靠性，采用該焊接熱源模型，對(duì)TIG穿透焊丁字形接頭的焊接過(guò)程進(jìn)行了非穩(wěn)態(tài)求解，并對(duì)模擬獲得的殘余應(yīng)力與實(shí)測(cè)殘余應(yīng)力進(jìn)行了對(duì)比。圖8分別是焊接試板表面的縱向和橫向殘余應(yīng)力。隨著遠(yuǎn)離焊縫中心線，各節(jié)點(diǎn)的縱向殘余應(yīng)力先增大而后逐漸減小，縱向殘余應(yīng)力逐漸由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)為壓應(yīng)力，在焊接熱影響區(qū)存在較高的縱向殘余拉應(yīng)力（峰值約350MPa）；各節(jié)點(diǎn)的橫向殘余應(yīng)力逐漸由壓應(yīng)力變?yōu)槔瓚?yīng)力，然后逐漸趨向變?yōu)榱?，在焊接熱影響區(qū)存在較高的橫向殘余拉應(yīng)力（峰值約為40MPa）。從圖中可見(jiàn)，模擬計(jì)算的殘余應(yīng)力分布與實(shí)驗(yàn)測(cè)得的殘余應(yīng)力分布規(guī)律基本一致，建立的焊接熱源模型較可靠。

2 壁板焊接變形分析

對(duì)于薄壁結(jié)構(gòu)焊接，比較關(guān)心薄板翹起量的大小，防止薄板發(fā)生彎曲或扭曲變形。圖9是模擬常規(guī)的順序焊接（J01-J02-J03-J04-J05-J06-J07，從一側(cè)開(kāi)始依次順序焊接）后，壁板沿Y向（垂直方向）變形情況。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，整個(gè)壁板呈“簸箕”形狀，壁板A側(cè)中部變形較大，翹起最大值為3.9mm。圖10為不同截面下壁板（按箭頭指向）沿Y向變形情況，其中 Line1、Line2、Line3、Line4距離A側(cè)邊線分別為50mm、90mm、140mm、190mm。距離A側(cè)越遠(yuǎn)，在兩端角點(diǎn)拘束作用下，壁板變形越小?？梢?jiàn)，采用從一側(cè)開(kāi)始的順序焊接時(shí)，壁板的中部凸起，兩端下凹，呈“簸箕”形。

圖8 模擬與實(shí)測(cè)的殘余應(yīng)力對(duì)比Fig.8 Comparisons of longitudinal and transverse residual stress between calculation and experiment

圖9 壁板焊接變形模擬結(jié)果（Y向）Fig.9 Welding distortion of panel by simulation （along Y direction）

3 焊接順序優(yōu)化

考慮如圖11所示焊接順序?qū)Ρ诎遄冃蔚挠绊?。其中，圖11（a）為首尾對(duì)稱焊接，即先焊接蒙皮兩邊加強(qiáng)筋后焊中間位置加強(qiáng)筋；圖11（b）為中心對(duì)稱焊接，即先焊接蒙皮中間位置加強(qiáng)筋后焊兩邊加強(qiáng)筋；圖11（c）則綜合考慮首尾對(duì)稱焊和中心對(duì)稱焊的焊接順序；圖11（d）則綜合考慮首尾對(duì)稱跳焊的焊接方式。

圖10 焊后壁板不同截面變形Fig.10 Displacement along paths of panel after welding

圖11 焊接順序示意圖Fig.11 Schematic of welding sequence

圖12 壁板沿Y向變形情況Fig.12 Distortion of panel along Y direction

圖13 壁板A側(cè)邊線沿Y向變形情況Fig.13 Distortion of panel A side along Y direction

圖12為不同焊接順序下壁板沿Y向變形情況，從圖中可以發(fā)現(xiàn)，不同焊接順序可導(dǎo)致壁板產(chǎn)生不同的變形方式，其變形大小也不相同。在Seq2和Seq4焊接順序下，如圖12 （b）（d）所示，壁板變形較大，最大值分別為4.7mm和4.5mm，變形形狀與順序焊接后的變形形狀（如圖9）相似，均呈“簸箕”形，而在Seq1和Seq3的焊接順序下，如圖12（a）（c）所示，壁板變形較大區(qū)域向邊角偏移，最大變形值分別為3.2mm和2.9mm。圖13為不同焊接順序下壁板A側(cè)邊線沿Y向變形情況，從圖中可以發(fā)現(xiàn)，Seq2和Seq4焊接順序下的壁板變形大于從一側(cè)開(kāi)始的常規(guī)順序焊接下的壁板變形，而Seq1和Seq3焊接順序下的壁板變形則小于從一側(cè)開(kāi)始的常規(guī)順序焊接下的壁板變形。另外，Seq2和Seq4焊接順序下A側(cè)變形與從一側(cè)開(kāi)始的常規(guī)順序焊接下相似，即壁板中部變形大，兩側(cè)變形小，而Seq1和Seq3焊接順序下壁板A側(cè)產(chǎn)生較大變形的部位集中在邊角處，而不是在中部。上述模擬結(jié)果表明，采用綜合考慮首尾對(duì)稱和中心對(duì)稱的焊接順序可使壁板產(chǎn)生的焊接變形最小。

結(jié)論

（1）經(jīng)對(duì)比模擬和試驗(yàn)獲得的焊縫截面宏觀形貌和焊接殘余應(yīng)力，建立了TIG穿透焊焊接工藝的焊接熱源模型。

（2）采用從一側(cè)開(kāi)始的順序焊接時(shí)，壁板最大翹起量為3.9mm，呈“簸箕”形狀。

（3）采用4種焊接順序模擬了壁板焊接變形情況。模擬結(jié)果表明，采用綜合考慮首尾對(duì)稱和中心對(duì)稱的焊接順序進(jìn)行施焊，可以降低壁板變形，最大翹起量可減小為2.9mm。

參考文獻(xiàn)

[1] 趙永慶. 國(guó)內(nèi)外鈦合金研究的發(fā)展現(xiàn)狀及趨勢(shì)[J]. 中國(guó)材料進(jìn)展, 2010,29(5):1-8.

ZHAO Yongqing. Current situation and development trend of titanium alloys[J]. Materials China, 2010,29(5):1-8.

[2] 李重河, 朱明, 王寧, 等. 鈦合金在飛機(jī)上的應(yīng)用[J]. 稀有金屬, 2009,33(1):84-91.

LI Chonghe, ZHU Ming, WANG Ning, et al. Application of titanium alloy in airplane[J].Chinese Journal of Rare Metals, 2009,33(1):84-91.

[3] 董寶明, 郭德倫, 張?zhí)飩}(cāng). 鈦合金焊接結(jié)構(gòu)在先進(jìn)飛機(jī)中的應(yīng)用及發(fā)展[J]. 航空材料學(xué)報(bào), 2003,23(10):239-243.

DONG Baoming, GUO Delun, ZHANG Tiancang. Application and development of titanium alloy weld structrue on advanced aircraft[J]. Journal of Aeronautical Materials,2003,23(10):239-243.

[4] 郭紹慶, 徐文立, 劉雪松, 等. 溫差拉伸控制鋁合金薄板的焊接變形[J]. 焊接學(xué)報(bào), 1999,20(1):36-41.

GUO Shaoqing, XU Wenli, LIU Xuesong, et al. Control of welding distortion in thin aluminum alloy plate by thermal tensioning[J]. Transactions of the China Welding Institution, 1999,20(1):36-41.

[5] 關(guān)橋, 張崇顯, 郭德倫. 動(dòng)態(tài)控制的低應(yīng)力無(wú)變形焊接新技術(shù)[J].焊接學(xué)報(bào),1994,15(1):8-15.

GUAN Qiao, ZHANG Chongxian, GUO Delun. New technique for dynamically controlled low stress non-distortion welding[J]. Transactions of the China Welding Institution, 1994,15(1):8-15.

[6] 李菊. 鈦合金低應(yīng)力無(wú)變形焊接過(guò)程機(jī)理研究[D]. 北京: 北京工業(yè)大學(xué), 2004.

LI Ju. Studies on the mechanism of low stress no distortion welding for a titanium alloy[D].Beijing: Beijing University of Technology, 2004.

[7] 曲鳳. TA15鈦合金零件熱校形方法[J]. 金屬熱處理, 2015,40(3):205-208.

QU Feng. Hot distortion correction method of TA15 titanium alloy parts[J]. Heat Treatment of Metals, 2015,40(3):205-208.

[8] 田錫唐. 焊接結(jié)構(gòu)[M]. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 1982.

TIAN Xitang. Welding structure[M]. Beijing:China Machine Press, 1982.

[9] 中華人民共和國(guó)國(guó)家質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)檢疫總局. 金屬材料殘余應(yīng)力測(cè)定壓痕應(yīng)變法GB/T 24179-2009[S]. 北京: 中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社, 2009.

General Administration of Quality Supervision, Inspection and Quarantine of the People’s Republic of China. Metallic materials—Residual stress determination—The indentation strain-gage method GBT 24179-2009[S]. Beijing:Standards Press of China, 2009.

[10] 陳懷寧, 林泉洪, 李太仁, 等. 壓痕應(yīng)變法測(cè)量焊縫應(yīng)力時(shí)的近似修正方法[J].焊接學(xué)報(bào), 2006,27(8):27-30.

CHEN Huaining, LIN Quanhong, LI Tairen,et al. Approximate modification method of welding stress determination by impact indentation strain method[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2006,27(8):27-30.

[11] 李永奎, 權(quán)純逸, 陸善平, 等.TA15鈦合金薄壁焊接件熱處理校形研究[J].金屬學(xué)報(bào), 2016,52(2):281-288.

LI Yongkui, QUAN Chunyi, LU Shanping,et al. Study on shape correction of the thin plate of TA15 titanium alloy by post weld heat treatment[J]. Acta Metallurgica Sinica,2016,52(3):281-288.

[12] 武傳松. 焊接熱過(guò)程與熔池形態(tài)[M]. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 2008.

WU Chuansong. Welding thermal process and molten pool shape[M]. Beijing: China Machine Press, 2008.