TA15鈦合金薄板多層并列焊道結(jié)構(gòu)焊接變形研究

史吉鵬，潘 新，付和國，趙興旺，關(guān) 峰，董旭光

(1.沈陽飛機工業(yè)(集團)有限公司，沈陽110034；2.沈陽理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，沈陽110159)

TA15鈦合金，是一種近α鈦合金，具有的比強度高、抗腐蝕性好、耐高溫、韌性好、焊接特性優(yōu)良的一系列突出優(yōu)點，使得TA15鈦合金在民用與軍用航空航天領(lǐng)域均得到了廣泛的應(yīng)用[1-5]。特別是近年來，飛行器輕量化設(shè)計的理念越來越成熟完善，薄壁鈦合金框架類結(jié)構(gòu)件的使用更是得到了前所未有的發(fā)展。框架類結(jié)構(gòu)件的生產(chǎn)制造，不可或缺的一種加工工藝便是焊接技術(shù)，焊接接頭質(zhì)量的好壞直接決定著結(jié)構(gòu)件的裝配性及使用性[6-10]。鈦合金導(dǎo)熱速度較慢，薄壁鈦合金構(gòu)件焊接時受到焊接熱循環(huán)的影響，焊接完成后零件會產(chǎn)生較大的焊接變形，而該變形直接影響零件與其他零件裝配時的精度，裝配精度不高，則會影響飛行器飛行過程中的安全性[11-12]。多層并列焊道的結(jié)構(gòu)是框架類零件中常見的結(jié)構(gòu)，其由多層墊板及墊板兩側(cè)的支柱通過焊接連在一起，其焊道形式多為對接焊。針對薄壁對接焊的焊接變形行為已經(jīng)被學(xué)者從試驗或仿真角度進行了深入的分析，而多層并列焊道結(jié)構(gòu)涉及到多條平行的對接焊道，焊后零件的整體情況受到多條并列焊道的共用作用。相對于單獨對接焊，多層并列焊道結(jié)構(gòu)零件的焊接具有更為復(fù)雜的焊后變形狀態(tài)，且這種狀態(tài)也嚴重制約著零件的質(zhì)量與生產(chǎn)周期；如何更為清晰的分析此類結(jié)構(gòu)件的變形過程并優(yōu)化焊接工藝是零件生產(chǎn)中一個亟待解決的問題。本文選擇具有多層并列焊接結(jié)構(gòu)的典型件為研究對象，利用仿真手段對零件焊接時及焊接后的變形狀態(tài)進行研究分析，并利用分析結(jié)果，指導(dǎo)焊接工裝的安裝設(shè)計。

1 試驗過程及方法

研究選用具有薄壁多層并列焊道結(jié)構(gòu)的典型件為研究對象，如圖1所示，零件外廓尺寸430mm×130mm×140mm，該零件由4塊墊板A～D、左右2個銑切加工成形的側(cè)板E與F組成，其中A墊板的厚度為5mm，其余B～D墊板厚度為3mm，墊板與側(cè)板之間通過非熔化極惰性氣體保護焊(TIG)填絲焊接連接，共8道焊道。A墊板開X形坡口(45°)，鈍邊1mm，執(zhí)行雙面焊接；B～D號墊板開單面坡口(45°)，鈍邊1mm，執(zhí)行單面焊雙面成形工藝。零件材料為TA15鈦合金，通過直讀光譜儀對母材進行測量得出化學(xué)成分，如表1所示；母材的熱物理特性如圖2所示。焊接所用焊接電流為：墊板A為180A；墊板B～D為130A。

表1 TA15鈦合金化學(xué)成分 wt%

本試驗設(shè)置兩種焊接順序，其區(qū)別在于，焊接順序1(順序焊接)為從零件一側(cè)的D號墊板按照墊板編碼C號～A號順序依次焊接到另一側(cè)；焊接順序2(對稱焊接)為按照墊板編碼順序由零件兩側(cè)向中間焊接。同時利用有限元算法分別對不同焊接順序的應(yīng)力場及焊接變形進行對比分析。

順序1(順序)：焊道1→焊道2→焊道3→焊道4→焊道5→焊道6→焊道7→焊道8

順序2(對稱)：焊道1→焊道2→焊道7→焊道8→焊道3→焊道4→焊道5→焊道6

2 有限元模型

2.1 熱源模型及溫度場計算

研究采用TIG焊接熱源對零件進行焊接試驗，由于熱源能量密度低，熱量穿透能力弱，焊接熱源所選用的模型將直接影響焊接溫度場的計算結(jié)果，所以選用文獻[13-16]提出的雙橢球熱源模型，其特征為作用于零件上的熱源從空間可以分為前、后兩部分，如圖3所示，圖中a1與a2分別為雙橢球模型X軸的前、后部分長度，b為Y軸方向的長度，c為Z軸方向深度。設(shè)半橢球體能量分數(shù)分別為f1和f2，且f1+f2=2，則前、后兩部分半橢球體內(nèi)的熱流分布可以通過q1和q2表示為

(1)

(2)

式中：x、y、z為坐標；Q為輸入功率，計算公式為

Q=ηUI

(3)

式中：η為熱源熱效率(取0.5)；U為電壓；I為電流。

由于焊接過程是一個快速加熱熔化又急速冷卻的過程，所以其整體熱循環(huán)為非線性狀態(tài)，故分析需用到非線性傳熱方程來描述，如式(4)所示。

(4)

式中：k、ρ、cp分別為鈦合金的熱導(dǎo)率、密度和比熱容；Qv為熱源項；T為溫度；t為時間。

焊接零件與焊件周圍環(huán)境的熱對流qa和熱輻射qr可以通過式(5)、式(6)來表示。

qa=-ha(Ts-Ta)

(5)

qr=-σsθ[(Ts+273)4-(Ta+273)4]

(6)

式中：Ts和Ta分別為零件表面溫度與空氣溫度(均取20℃)；ha是對流交換系數(shù)(取15W/(K·m2))；θ是熱輻射系數(shù)(取值為0.8)；σs是波爾茲曼常數(shù)(取值為5.67×10-8JK-4m-2s-1)。

2.2 應(yīng)變計算

當對焊接應(yīng)力場進行計算時，將溫度場計算的結(jié)果代入熱載荷，加載到熱-彈-塑性有限元模型中進行應(yīng)力和應(yīng)變計算，可用公式(7)～(9)表示。

(7)

(8)

(9)

式中：σ1、σ2分別為縱向、橫向殘余應(yīng)力；E為彈性模量；G1、G2為應(yīng)變釋放系數(shù)，其中G1取值為-3.9×10-2，G2取值為-9.04×10-2；ε1、ε2、ε3定義為釋放應(yīng)變；ξ為σ1與最大主應(yīng)力之間的夾角。應(yīng)變釋放系數(shù)是材料彈性模量與泊松比的函數(shù)。

3 結(jié)果與討論

3.1 整體焊接殘余應(yīng)力情況分析

對焊接順序1(順序焊接)進行焊接過程應(yīng)力分布仿真，結(jié)果如圖4所示。

圖4a～4d為焊接焊道1到焊道8過程中零件的應(yīng)力分布狀態(tài)。從圖4d可以看出，經(jīng)過焊接后每塊墊板均產(chǎn)生了呈對稱分布的焊接殘余應(yīng)力，且各焊道的應(yīng)力狀態(tài)為中間高四周低圓形分布。隨著順序焊接墊板D～A；墊板C的兩焊道焊接完成后應(yīng)力范圍出現(xiàn)相交；到墊板A焊接完成后，兩焊道的應(yīng)力范圍已經(jīng)融合。同時還發(fā)現(xiàn)隨著墊板的順序焊接，各墊板焊道應(yīng)力場范圍基本不發(fā)生變化，但應(yīng)力值在逐漸增大。在焊接最終狀態(tài)時(如圖4d所示)，從墊板D到墊板A，兩并列焊道的應(yīng)力場之間的距離逐漸減小，且零件的最小應(yīng)力值出現(xiàn)在墊板D上，約130MPa，最大應(yīng)力值出現(xiàn)在墊板A上邊緣處，約為580MPa。這主要是墊板D焊接是單面焊，而A是雙面焊接，相對于墊板D上的焊道，墊板A焊接時的熱輸入較大，所以墊板A處的焊接應(yīng)力最大。此外，由于墊板D首先焊接后，墊板D對兩側(cè)機加壁板起到支撐作用，但其他方向均為自由狀態(tài)，受到墊板D焊接時所產(chǎn)生的墊板表面垂直于焊道方向應(yīng)力狀態(tài)的作用，使得墊板C、B、A兩側(cè)的側(cè)板向中間收縮產(chǎn)生位移。在后續(xù)焊接墊板C、B、A時，三處的間隙均小于墊板的寬度，若將墊板放置到待焊處，需將受應(yīng)力自由變形減小的間隙增大到墊板等寬，這種間隙增大的過程也會在墊板放置處產(chǎn)生應(yīng)力。隨著墊板從D～B依次焊接，墊板A處位移疊加逐漸增大，最后再加上墊板A處焊接后自身產(chǎn)生的焊接殘余應(yīng)力，導(dǎo)致墊板A的應(yīng)力值最大。

圖5所示為焊接順序2(對稱焊接)的焊接過程應(yīng)力分布云圖。

圖5a～5d為焊接焊道1到焊接焊道8過程中零件的應(yīng)力分布狀態(tài)。從圖中可以看出，與焊接順序1(順序焊接)相比，焊后的零件各墊板的應(yīng)力范圍基本一致，但各墊板上焊道處的應(yīng)力值均增大，其中最大值仍出現(xiàn)在墊板A的上邊緣處，約為630MPa。這主要是由于更改焊接順序，在墊板A焊接完成后，首先形成一個由墊板A與墊板D以及兩側(cè)的側(cè)壁組成框架類零件，零件自身具有一定的剛性。當墊板C與墊板D焊接時，由于焊接應(yīng)力所產(chǎn)生的橫向位移，受到墊板A與墊板D的共同作用，零件不再能自由收縮變形，焊接應(yīng)力均殘留在零件墊板處，因此對稱焊接的零件整體焊接殘余應(yīng)力比順序焊接要大約50MPa。

3.2 整體焊接變形情況分析與控制

圖6所示分別為兩種焊接順序的零件整體焊接變形狀態(tài)，其中圖6a為焊接順序1焊后整體變形；圖6b為焊接順序2焊后整體變形。

對比圖6a、6b可以看出，兩種焊接順序的零件焊后整體均發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形，但經(jīng)過順序2焊接的零件側(cè)臂出現(xiàn)拱形。順序2的最大變形量2.9mm，與順序1工藝的最大變形5.1mm相比小了2.2mm；這主要是由于對稱焊接時先焊接墊板D和墊板A號件，使零件整體剛性提高，可以自由產(chǎn)生的有效變形減小。對比兩者可以看出，焊接順序改變后，雖然零件整體的應(yīng)力增大，但變形量變小；說明零件本身先具備一定剛性后，可以有效減小焊接變形。使零件變形最大的焊接過程是墊板A的焊接，這是因為墊板A的厚度較大，焊接過程熱輸入較大，導(dǎo)致焊接應(yīng)力集中，使零件變形增大。

綜上所述，合理的焊接順序是減小焊接變形和內(nèi)應(yīng)力的有效方法，是更好的保證焊接質(zhì)量的重要措施。按上述優(yōu)化焊接順序后的模擬仿真與分析結(jié)論，將焊接順序優(yōu)化為先焊接墊板D和墊板A，兩零件焊接后組件整體形成框形結(jié)構(gòu)，具有較強的剛性；再進行墊板B與墊板C的焊接，可有效減小焊接變形。說明預(yù)置框架，使零件具有剛性，是改善多層并列焊道結(jié)構(gòu)焊接變形的有效手段?；陬A(yù)置框架，加強零件剛性控制變形的思想，針對本典型件的焊接工裝進行設(shè)計，如圖7所示。

從圖7中可以看出，在墊板焊接前，將6根撐桿安裝到待焊墊板位置兩側(cè)，保證每個墊板位置與兩側(cè)的撐桿之間均會形成一個框架。

3.3 應(yīng)用驗證

利用兩種焊接順序，配合焊接撐桿工裝分別對5個典型件進行焊接，而后進行熱校形。對兩種焊接順序焊接后的零件測量記錄X、Y、Z方向的尺寸，與理論尺寸進行對比，計算各焊接順序的變形量，結(jié)果見表2與表3所示，其中表2為典型件順序焊接變形量，表3為典型件對稱焊接變形量。

表2 典型件順序焊接變形量 mm

表3 典型件對稱焊接變形量 mm

對表2、表3進行分析發(fā)現(xiàn)，相對于順序焊接的變形量，采用對稱焊接后各方向的變形值均有減小，其中X方向由均值2.6mm減小到1.4mm，減小約53.8%；Y方向由均值1.9mm減小到1.0mm，減小約52.6%；Z方向由均值1.6mm減小到0.8mm，減小了50%。

對變形典型件的熱校形次數(shù)進行記錄，結(jié)果如表4所示。采用對稱焊接后，熱處理校形的次數(shù)減少50%以上，說明采用對稱焊接配合工裝撐桿的使用可以有效改善多層并列焊道結(jié)構(gòu)的零件的焊接變形。

表4 典型件不同焊接順序后熱處理校形次數(shù)

4 結(jié)論

(1)依照對稱焊接與順序焊接兩種方式焊接完成后，零件的最大應(yīng)力處均位于最厚墊板處，且順序焊接比對稱焊接最大應(yīng)力高50MPa。對稱焊接完成后變形量約為2.9mm，比順序焊接小了約2.2mm。

(2)相對于順序焊接方式，對稱焊接先焊接最外側(cè)兩塊墊板，形成具有較強剛性的整體框形結(jié)構(gòu)，再進行內(nèi)側(cè)墊板的焊接，這種由外向內(nèi)的焊接順序，可有效減少多層并列焊道結(jié)構(gòu)焊接變形。

(3)經(jīng)過典型件試驗發(fā)現(xiàn)，利用對稱焊接配合預(yù)置撐桿，構(gòu)造框類結(jié)構(gòu)的方法，可將典型件三個方向的變形量相對于順序焊接減小50%以上，同時熱校形次數(shù)也減少了50%。