Ti-6AI-4V鈦合金電子束焊接有限元分析

吳新強(qiáng)，王少剛，李 燕

(南京航空航天大學(xué) 材料科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，江蘇 南京 210016)

Ti-6AI-4V鈦合金電子束焊接有限元分析

吳新強(qiáng)，王少剛，李 燕

(南京航空航天大學(xué) 材料科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，江蘇 南京 210016)

采用有限元方法模擬分析了厚6 mm的Ti-6Al-4V鈦合金電子束焊接過程，計算研究了瞬態(tài)溫度場的分布特點、規(guī)律及特征點的溫度變化歷程，在準(zhǔn)確計算焊接溫度場的基礎(chǔ)上通過熱-應(yīng)力順序耦合，模擬計算了Ti-6Al-4V鈦合金電子束焊接頭的應(yīng)力場的分布特征。結(jié)果表明：模擬計算的焊縫形貌與實際焊接試驗所得基本吻合，焊接溫度場整體呈卵形分布特征，具有明顯的溫度梯度；焊接接頭區(qū)域呈現(xiàn)三維應(yīng)力狀態(tài)，應(yīng)力分布復(fù)雜、無一定規(guī)律可循且高值應(yīng)力集中于焊縫中心部位，應(yīng)力峰值隨距離焊縫中心距離的增加而降低，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域的應(yīng)力峰值較低且分布及變化不明顯。

Ti-6Al-4V；電子束焊接；有限元分析；溫度場；殘余應(yīng)力

0 前言

隨著Ti-6Al-4V鈦合金在航空航天等領(lǐng)域中的應(yīng)用逐漸增加，作為一種先進(jìn)的焊接技術(shù)，電子束焊接在制造飛行器、航空發(fā)動機(jī)等重要承力結(jié)構(gòu)的應(yīng)用也日益廣泛[1-2]。電子束焊接工藝具有熱源直徑小，瞬時熱量高度集中，熱循環(huán)速度快等特點[3]，導(dǎo)致接頭區(qū)域的溫度分布極不均勻，內(nèi)部存在較大溫度梯度，在焊接過程中，由于焊縫金屬及其附近區(qū)域材料經(jīng)歷不同的加熱膨脹與冷卻收縮，易產(chǎn)生較大的焊接應(yīng)力，焊接殘余應(yīng)力值甚至可能達(dá)到材料的屈服極限[4]。接頭中殘余應(yīng)力的存在，使零件的形狀尺寸不穩(wěn)定，降低了焊接結(jié)構(gòu)的使用性能，因此，分析研究Ti-6Al-4V鈦合金電子束焊接溫度場和應(yīng)力場的分布特點，具有重要的理論意義和工程應(yīng)用價值。熱彈塑性有限元分析是目前研究三維焊接應(yīng)力場的重要工具[5]，在此基于熱彈塑性有限元法，采用ANSYS有限元分析軟件，以厚6 mm的 Ti-6Al-4V鈦合金平板對接接頭作為研究對象，分析探討了電子束焊接溫度場及應(yīng)力場的分布規(guī)律，以期為實際鈦合金結(jié)構(gòu)的電子束焊接工藝優(yōu)化提供參考。

1 焊接有限元模型建立

1.1 試驗材料和焊接工藝

試驗材料為Ti-6Al-4V鈦合金板材，化學(xué)成分為(質(zhì)量分?jǐn)?shù))：w(Al)＝6.17，w(V)＝4.08，w(Fe)＝0.3，w(Si)＝0.15，w(C)＝0.1，w(N)＝0.05，w(H)＝0.015，w(O)＝0.2，試樣尺寸為200 mm×100 mm×6mm，沿板材長度方向采用電子束熔透對接形式焊接，接頭型式如圖1所示。

圖1 焊接接頭型式

焊接試驗設(shè)備為LARA52型真空電子束焊機(jī)，焊接時的真空度為5×10-2Pa，采用表面聚焦方式焊接。焊接時，電子束垂直于工件平面沿z方向軸入射并沿x軸正方向進(jìn)行熔透對接焊，電子束工藝參數(shù)如表1所示。

表1 電子束焊接工藝參數(shù)

1.2 熱源模型及假設(shè)條件

電子束焊接作為一種高能束焊接方法，與普通的電弧焊過程具有明顯不同。電子束焊接時束孔的形成，使得電子束的沖擊作用更大，致使焊接加熱方式發(fā)生了很大變化。由于焊接溫度場不僅直接通過熱應(yīng)變，而且還間接通過金屬狀態(tài)和顯微組織變化引起的相變、應(yīng)變，從而決定焊接接頭中殘余應(yīng)力大小。因此，準(zhǔn)確計算焊接溫度場是分析焊接熱應(yīng)力和殘余應(yīng)力以及控制焊接質(zhì)量的前提。已有的研究表明[6]，高能束焊接接頭近逢區(qū)和熱影響區(qū)的組織行為以及應(yīng)力分布與焊縫形狀有密切關(guān)系，因此應(yīng)采用能夠獲得接近實際焊縫形狀的熱源模型來進(jìn)行有限元分析。選用雙橢球熱源模型進(jìn)行有限元計算，如圖2所示[7]，該熱源的熱流密度分布能很好地反映電子束流沿深度方向進(jìn)行加熱焊接的特點，可對焊接溫度場進(jìn)行較為準(zhǔn)確地計算[8]。

圖2 雙橢球熱源模型

電子束焊接過程是一個復(fù)雜的物理和化學(xué)過程，包括金屬蒸發(fā)反作用力形成的匙孔，高速電子流與液態(tài)、氣態(tài)及離子態(tài)金屬粒子之間的碰撞和能量轉(zhuǎn)換，金屬固、液、氣三態(tài)轉(zhuǎn)化相變問題等。為了分析問題方便，模擬計算時，需要對熱源的加載進(jìn)行以下合理簡化和假設(shè)：電子束焊接為真空環(huán)境，不存在對流；不考慮相變潛熱對溫度場及應(yīng)力場的影響；不考慮熔池內(nèi)部液態(tài)金屬的流動；分析中只考慮熱輻射，并假設(shè)焊縫中心線所在的對稱面絕熱，考慮熱物理參數(shù)和力學(xué)性能參數(shù)隨溫度的變化。Ti-6Al-4V鈦合金0℃～600℃的熱導(dǎo)率、比熱容、彈性模量等參數(shù)由文獻(xiàn)[9]查得，對已知參數(shù)進(jìn)行線性擬合，并利用外推和插值法確定材料的高溫?zé)嵛锢硇阅軈?shù)。

1.3 網(wǎng)格劃分與過程控制

網(wǎng)格生成技術(shù)對有限元分析結(jié)果會產(chǎn)生較大影響，由于焊接冶金是一個隨著時間和空間急劇變化的過程，為了保證計算精度和提高計算效率，并盡可能接近電子束焊接的實際情況，在此采用非均勻網(wǎng)格劃分。具體為：焊縫附近及試板邊緣區(qū)域采用四面體單元(solid90)自由劃分，考慮到電子束熱源集中，焊縫及附近區(qū)域的溫度梯度大，采用細(xì)密的網(wǎng)格，最小長方體單元尺寸0.25 mm×0.5 mm×0.5 mm，最小四面體單元尺寸0.25 mm×0.25 mm(底面積)× 0.25 mm(高)；而邊緣處采用稀疏的網(wǎng)格，最大長方體單元尺寸為3.6 mm×0.75 mm×3.3 mm；過渡區(qū)域采用映射六面體單元(solid70)進(jìn)行網(wǎng)格劃分。經(jīng)過劃分，整個有限元模型共有83 456個單元，111 440個節(jié)點。

電子束焊接過程的熱分析屬于瞬態(tài)傳熱分析，熱源移動是將空間域離散到時間域上，通過焊縫單元的逐步熱生成(HGEN)來實現(xiàn)，熱源移動通過循環(huán)語句來控制，兼顧計算效率，焊接過程最小時間步長為0.02 s，冷卻過程最小時間步長為0.2 s。考慮求解的非線性，采用完全牛頓-拉普森(FULL Newton-Raphson)平衡迭代，及時修改剛度矩陣，并對每個求解子步的第一次迭代進(jìn)行預(yù)測矯正。

材料模型為熱-彈塑性，因為材料非線性，應(yīng)力場計算時遵循Von Mises屈服準(zhǔn)則。采用順序耦合法，先進(jìn)行焊接溫度場有限元分析，在計算過程中完成熱單元與結(jié)構(gòu)單元之間的轉(zhuǎn)換，之后將不同時刻節(jié)點的溫度作為體載荷施加到焊接結(jié)構(gòu)中，從而實現(xiàn)熱-彈塑性應(yīng)力場的分析與計算。

2 計算結(jié)果和分析

2.1 溫度場計算結(jié)果與分析

考慮到焊接溫度場對應(yīng)力場分布的實際影響，將對溫度場的求解分為焊接過程和冷卻過程，分別用時25 s和500 s。整個焊接過程進(jìn)行至525 s時，溫度場由最高溫度冷至接近室溫，隨后繼續(xù)冷卻對焊接應(yīng)力、應(yīng)變場的影響很小，隨著焊縫溫度的進(jìn)一步降低，接頭殘余應(yīng)力的變化可以忽略不計。

圖3為焊接過程中不同時刻(1 s、6 s、12 s、18 s)和冷卻過程中不同時刻(75 s、125 s、325 s、525 s)的焊接溫度場分布。由圖3可知，焊接溫度場在熱源移動一段時間后進(jìn)入準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)，由于電子束具有很高的能量密度，加之Ti-6Al-4V的導(dǎo)熱性較差，因此所形成的焊縫比較窄，焊接過程中溫度場呈狹長的卵形分布特征，熱源中心前方的等溫線分布密集，溫度梯度較大，隨著熱源的不斷移動，熱源后方的等溫線拉長成橢圓形，且溫度梯度降低。在冷卻過程中焊縫附近的高溫區(qū)偏向于收尾處，等溫線整體上仍呈狹長卵形分布特征，這與實際焊接過程一致。

圖3 不同時刻電子束焊接和冷卻過程中的溫度場分布

為了進(jìn)一步考察和分析電子束斑運動過程中溫度場的變化，對焊接進(jìn)行到12 s時的溫度場進(jìn)行分析、提取，如圖4、圖5所示。

圖4 沿焊接方向所選節(jié)點的溫度分布

圖4為焊接過程中在12 s時沿厚度方向的溫度場分布剖面，呈釘狀熔池形狀，此時的節(jié)點溫度分布為：最高溫度位于熔池中心，為2877℃，最低溫度位于工件的底部，為1 800℃。所有節(jié)點上的溫度均高于材料的熔點，如圖4b所示，熔池在此區(qū)域處于過熱狀態(tài)并產(chǎn)生氣化，在重力作用下會產(chǎn)生一定的突起，在實際焊接實驗中也觀察到了焊縫下表面存在凸起。由于電子束具有極高的能量密度，熱源高度集中，焊接時電子束撞擊并直接作用于材料，動能轉(zhuǎn)變?yōu)闊崮埽?jié)點溫度迅速升高至2 000℃以上，并且在電子束前端具有很高的溫度梯度；電子束離開加載面后，主要傳熱方式為熱傳導(dǎo)和輻射，焊縫中心附近的溫度迅速下降，如圖4c所示。圖5為焊接進(jìn)行到12 s時的溫度場分布和垂直于焊接方向試板上所選節(jié)點的熱循環(huán)曲線，由圖5可知，隨著距電子束斑中心距離的增加，所選節(jié)點的溫度逐漸下降。在熱源所到達(dá)的節(jié)點處，溫度迅速升高至2 877℃，在距焊縫中心線約1.9 mm處最高溫度為1 742℃，略高于Ti-6Al-4V鈦合金的熔點。模擬焊縫寬度為4.0mm，計算值與實際測定值基本吻合，如圖6所示(左側(cè)為模擬計算焊縫形貌，右側(cè)為實測形貌)，保證了焊接溫度場計算的正確與準(zhǔn)確性，同時為焊接應(yīng)力場計算提供了良好基礎(chǔ)，確保了應(yīng)力分析的可靠性。

圖5 垂直焊縫方向所選節(jié)點的熱循環(huán)曲線

圖6 模擬計算焊縫形貌與實際試驗結(jié)果對比

2.2 應(yīng)力場計算結(jié)果與分析

由前述溫度場分析可知，無論是電子束焊接過程還是冷卻過程，高溫部分都主要集中在焊縫區(qū)域，勢必對該區(qū)域的應(yīng)力分布產(chǎn)生直接影響。Ti-6Al-4V鈦合金電子束焊接過程與常規(guī)電弧焊接的主要區(qū)別在于電子束焊極快的加熱速度，較小的熱影響區(qū)及焊縫區(qū)，焊縫金屬在加熱和冷卻過程中受到周圍半凝固或已凝固金屬的束縛大，導(dǎo)致接頭焊縫區(qū)及近縫區(qū)的應(yīng)力分布較為復(fù)雜。考慮到焊接實際過程，應(yīng)力分析結(jié)果的提取沿焊縫長度方向舍棄起始端(10 mm)和結(jié)束端(10 mm)，取中間的180 mm，結(jié)果的提取平面如圖7所示，其中A、B、C面為垂直焊縫的三個截面(A、C面與B面距離相等)，D面為焊縫中心截面。定義沿焊縫方向應(yīng)力為縱向應(yīng)力，垂直焊縫方向為橫向應(yīng)力，板材厚度方向為法向應(yīng)力。

圖7 應(yīng)力場分析提取截面示意

D截面的應(yīng)力分布如圖8所示，由圖8可知，沿焊縫中心線的應(yīng)力分布大體對稱，殘余應(yīng)力達(dá)到某一峰值后基本保持不變，形成穩(wěn)定區(qū)，然后再逐漸減小。橫向應(yīng)力整體表現(xiàn)為壓應(yīng)力，在焊縫的起始端和結(jié)束端較大，而且焊縫處的上下表面與焊縫內(nèi)部的應(yīng)力狀態(tài)有所不同，如圖8b所示。依據(jù)文獻(xiàn)[10]，橫向殘余應(yīng)力的形成主要來源于兩個方面：一是由焊縫及其附近塑性區(qū)的縱向收縮引起；二是由焊縫及其附近塑性區(qū)的橫向收縮不同時性引起。橫向收縮的不同時性是由于熱源移動過程中對材料的加熱和冷卻在時間上的先后次序所造成的。焊縫中心處表面溫度高于內(nèi)部，表面金屬先于內(nèi)部金屬熔化后冷卻，因此無論是縱向收縮還是橫向收縮都與內(nèi)部金屬有很大區(qū)別，在焊縫表面形成數(shù)值較小的拉應(yīng)力，而內(nèi)部金屬則受到表面已凝固金屬的制約和壓迫作用而呈現(xiàn)壓應(yīng)力；縱向應(yīng)力則表現(xiàn)為較高的拉應(yīng)力，最高達(dá)841 MPa，并且焊縫內(nèi)部應(yīng)力峰值大于表面應(yīng)力，如圖8c所示；除橫向應(yīng)力與縱向應(yīng)力外，焊接接頭中還存在不容忽視的法向應(yīng)力，如圖8d所示，法向應(yīng)力的拉應(yīng)力分布與縱向應(yīng)力類似，不過其峰值大幅度降低，最高為184 MPa。縱向應(yīng)力和法向應(yīng)力在焊縫的起始端和結(jié)束端均表現(xiàn)為較小的壓應(yīng)力。

圖9為沿B截面上不同路徑的殘余應(yīng)力分布，考慮試件的對稱性，取試板的一半進(jìn)行分析。焊接試件中由于自身受力平衡需要，橫向的拉應(yīng)力和壓應(yīng)力在焊縫處同時存在，橫向應(yīng)力沿焊縫表面為拉應(yīng)力(上下表面最高分別為132 MPa和51 MPa)，而距離焊縫表面2.4 mm和4.8 mm處的焊縫內(nèi)部在熱膨脹時受到周圍金屬的拘束作用表現(xiàn)為壓應(yīng)力(分別為-104 MPa和-200 MPa)，且隨著距焊縫中心距離的增大，壓應(yīng)力逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)檩^小的拉應(yīng)力(約26 MPa)，如圖9b所示。縱向應(yīng)力呈明顯的拋物線下降趨勢變化，且焊縫內(nèi)部的應(yīng)力大于焊縫表面，如圖9c所示，當(dāng)電子束熱源移動到該部位，使其溫度急劇上升，焊縫及近縫區(qū)材料在彈性變形階段經(jīng)歷的熱膨脹、以及縱向壓縮熱應(yīng)力作用的時間短且集中。此外，材料所受到焊接方向的縱向壓縮作用大于橫向作用，當(dāng)熱應(yīng)力在瞬間超過Ti-6Al-4V鈦合金的屈服極限時，便發(fā)生壓縮塑性變形[11]。熱源離開后，焊縫區(qū)材料逐漸凝固并逐漸恢復(fù)強(qiáng)度，由于先凝固材料對后凝固的材料不可避免地產(chǎn)生各種拘束作用，焊縫及近縫區(qū)材料表現(xiàn)為拉應(yīng)力。接頭焊縫區(qū)的縱向殘余拉應(yīng)力數(shù)值為670～825 MPa，且應(yīng)力值的大小與y軸之間的距離有關(guān)，隨著距焊縫中心距離的增加，縱向應(yīng)力值逐漸下降并轉(zhuǎn)化為較小的壓應(yīng)力。若取整個試板進(jìn)行分析，縱向應(yīng)力分布呈明顯的倒“V”形式，隨著距焊縫中心距離的增加，殘余應(yīng)力值逐漸降低并趨于穩(wěn)定。法向應(yīng)力隨著距焊縫中心距離的增加而逐漸減小，表現(xiàn)為較小的拉應(yīng)力，但在距離焊縫中心約3mm處有明顯的波動，形成一個較窄的壓應(yīng)力分布區(qū)間，如圖9d所示。

圖8 D截面沿不同路徑的應(yīng)力分布

在截面A與截面C中，各向路徑的殘余應(yīng)力大小及分布趨勢與截面B大體相當(dāng)，最高縱向應(yīng)力分別達(dá)到842 MPa和803 MPa，就整個焊接熱循環(huán)過程而言，截面A首先受到熱作用，并且高溫經(jīng)歷時間相對較短，冷卻速度也略快于截面B，應(yīng)力在短時間內(nèi)產(chǎn)生并在隨后的快速冷卻中得到保留；截面B經(jīng)歷較寬的高溫區(qū)間和相對較長的冷卻時間，應(yīng)力在一定程度上有所降低。經(jīng)過計算，截面A與截面C的殘余應(yīng)力大小和分布區(qū)間如表2所示。

Ti-6Al-4V鈦合金電子束焊接焊縫區(qū)域存在著復(fù)雜的三維應(yīng)力狀態(tài)，綜合以上對不同截面上沿各向路徑的應(yīng)力分析可知，高值應(yīng)力分布具有以下特征：沿焊縫方向最高值殘余拉應(yīng)力和壓應(yīng)力分別位于截面D的路徑Z2(Z＝2.4 mm)和路徑Z1(Z＝0 mm)上；垂直焊縫方向的截面A、B、C中，最高值與最低值殘余應(yīng)力分別是位于截面A路徑Z6(Z＝2.4 mm)上的縱向拉應(yīng)力和位于Z5(Z＝0 mm)路徑的橫向壓應(yīng)力。

表2 截面A與截面C所選取路徑的應(yīng)力分布范圍

3 結(jié)論

(1)采用計算機(jī)模擬實現(xiàn)了Ti-6Al-4V鈦合金電子束焊接過程，分析了焊接時三維瞬態(tài)溫度場的分布特征，并通過熱—力耦合計算得到了相應(yīng)的應(yīng)力場分布。

(2)焊接溫度場有限元分析表明，Ti-6Al-4V鈦合金電子束焊接過程中溫度場整體呈明顯溫度梯度的卵形分布特征，高溫區(qū)集中于焊縫兩側(cè)距焊縫中心約2 mm的區(qū)域內(nèi)，該區(qū)域為應(yīng)力分布的主要區(qū)域。模擬計算出的焊縫形貌與實際焊接實驗得到的基本吻合。

(3)應(yīng)力場有限元分析表明，Ti-6Al-4V鈦合金的電子束焊接試樣，在焊縫區(qū)域很窄的范圍內(nèi)存在復(fù)雜的三維殘余應(yīng)力。沿焊縫方向，焊縫中部具有較高的縱向殘余應(yīng)力值，橫向應(yīng)力和法向應(yīng)力值較小；垂直于焊縫方向，高值應(yīng)力集中于焊縫處，各向應(yīng)力呈拋物線下降或上升后趨于一穩(wěn)定的數(shù)值區(qū)間；各向殘余應(yīng)力沿厚度方向分布不均勻。

圖9 A截面沿不同路徑應(yīng)力分布

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Finite element analysis of Ti-6Al-4V titanium alloy welding by EBW

WU Xin-qiang，WANG Shao-gang，LI Yan
(College of Material Science and Technology，Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，Nanjing 210016，China)

The electron beam welding of Ti-6Al-4V titanium alloy with 6 mm thickness is simulated by using finite element analysis.The distribution features and regularities of transient temperature field and temperature variation curves of feature points are analyzed.Indirect coupling of thermal-stress is fulfilled based on the analysis of temperature field，and the stress distribution of Ti-6Al-4V titanium alloy joint by electron beam welding is calculated.Results show that the weld appearance of numerical simulation basically tallies with that of welding experiment，and the shape of temperature field is typically oval with obvious temperature gradient.The stress state of welded joint presents the characteristic of three-dimension residual stress.The distribution of stress is complex and appears randomly in this region，and moreover，the high value stress concentrates on the center of weld metal.However，the peak value stress becomes low with the distance from the weld center.Low stress far away from the weld center and the variation of stress distribution is not great.

Ti-6Al-4V；electron beam welding(EBW)；finite element analysis；temperature field；residual stress

TG456.3

A

1001-2303(2011)06-0006-07

2010-08-09

吳新強(qiáng)(1986—)，男，江蘇徐州人，碩士，主要從事焊接材料的研究工作。