TC21鈦合金激光深熔焊應力場數(shù)值模擬研究

黃道業(yè) （安徽國防科技職業(yè)學院機械工程系，安徽 六安237000）

激光深熔焊是一個快速、多變的熱循環(huán)過程，由此產(chǎn)生小孔效應。由于材料屬性及晶格參數(shù)的突變，在小孔形成的瞬間，氣液兩相的結合面上會形成極大的能量與溫度梯度。結構焊后殘余應力的形成，不僅影響焊接結構的制造過程，而且還影響焊接結構的使用性能。因此，研究激光焊接工藝參數(shù)改變對接頭殘余應力及應力梯度分布演變的影響，找到控制大梯度殘余應力發(fā)生的方法，對預測控制焊接應力與變形、組織性能分析及保證焊接結構的制造質(zhì)量具有重要意義［1－2］。

近年來，國內(nèi)有關學者對激光焊接機理及激光焊接應力場與力學場的數(shù)值模擬等方面進行了研究［3－4］，提出了描述激光深熔穿透過程的蒸汽小孔模型，而嚴格按照 “小孔”穿透機理進行應力場分析又很難適應工程實際的需要。焊件的整體應力分布狀態(tài)與焊接熔池邊界向周圍焊件傳遞的熱量密切相關，普通熔焊的熱源模型 （如高斯分布面熱源、雙橢球熱源模型等），并不適合模擬激光深熔焊深而窄的焊縫，因此，建立能夠模擬激光深熔焊熔池邊界的熱源模型對于實際焊件的應力場分析十分必要［5］。下面，筆者根據(jù)激光深熔焊工藝分析的實際需要，以彈塑性本構關系的數(shù)學模型，采用組合熱源模型與瞬態(tài)有限元方法對 TC21 （Ti－6Al－2Zr－2Mo－2Sn－2Cr－0.25Si）工業(yè)鈦合金激光深熔焊接時的應力場進行了數(shù)值模擬。

1 數(shù)值模擬物理模型

1.1 激光深熔焊熱傳導控制方程

焊接過程是高度的非線性瞬態(tài)問題，材料的熱物理性能也隨溫度劇烈變化，同時還存在熔化和相變時的潛熱現(xiàn)象。有關熱傳導問題的控制方程為：

式中，ρ、c和λ分別是材料的密度（kg／m3）、比熱容（J／（kg·K））和熱導率（w／（m·K））；Q為內(nèi)熱源強度，w／m3；T 為溫度，℃；t為時間，s。

1.2 彈塑性應力－應變本構關系

在區(qū)域Ω 中，熱過程控制方程為［6－8］：

熱流邊界條件為：

力學平衡方程為：

式中，σij為包括熱應力項的應力分量；cp為比熱系數(shù)。

式中，εTij為熱應變張量；T0為參考溫度，℃；αij為熱膨脹系數(shù)；δij為δ算子。

應力－應變本構方程為：

1.3 熱源模型

焊接熱源模型選取是否恰當對于焊接應力場分析結果會有很大的影響。熱源模型有很多，主要分為表面熱源模型和體積熱源模型。這些熱源模型的共同點是忽略在焊接熔池中的復雜過程，特別是熔化和結晶過程中的熔區(qū)移動和借助對流和熱輻射的傳熱。對于激光深熔焊，則考慮采用表面模型和體模型的組合模型。根據(jù)實驗得到的大釘頭小釘身激光深熔焊焊縫截面，選用高斯表面熱源與三維錐體熱源疊加的組合熱源模型，是一種符合實際傳熱過程的深熔焊焊接熱源模型［9－10］。熱源方程分別為：

圖1 高斯雙橢球組合熱源模型圖

2 鈦合金激光深熔焊應力場模擬

2.1 幾何模型

鈦合金激光深熔焊接T型接頭的幾何模型如圖2所示。翼板材料為TC21鈦合金，三維尺寸60mm×20mm×2.5mm，腹板60mm×12.5mm×10mm。

2.2 有限元網(wǎng)格劃分

考慮到試件模型沿著X－Z平面左右對稱，取一半進行分析，在垂直焊縫平面上施加絕熱和對稱約束。激光深熔焊是一個應力、應變隨時間和空間急劇變化的過程，在不同時刻和位置，應力應變的分布極為不均。因此，網(wǎng)格劃分采用了近焊縫處細密、遠離焊縫處逐漸稀疏的兩層過渡單元 （見圖3）。

圖2 T型接頭的幾何模型圖

圖3 三維有限元網(wǎng)格模型圖

3 應力場模擬結果分析

3.1 鈦合金橫向殘余應力分布

圖4給出了焊接過程中熱源處于不同時刻的應力場分布。從圖4可以看出，熱源向前移動一段時間后，橫向 （與焊接方向垂直的焊縫橫截面）應力場分布基本處于穩(wěn)定狀態(tài)。

圖5所示為TC21鈦合金T型接頭激光深熔焊橫向殘余應力分布圖。從圖5可以看出，TC21鈦合金激光深熔焊接橫向殘余應力分布區(qū)域很窄，并且主要分布在焊縫及熔合線附近，而基體組織中基本沒有形成有影響的橫向殘余應力。同時橫向殘余應力峰值也比較小，尤其是對焊接接頭組織和使用性能產(chǎn)生重要影響的橫向殘余拉應力峰值為278.499MPa，由于TC21鈦合金室溫下的屈服極限σs可達900MPa，激光深熔焊平行于焊縫方向的橫向殘余拉應力峰值只有室溫下屈服極限σs的30%左右，說明橫向殘余應力對接頭組織和使用性能的影響不是很大。此外，雖然橫向殘余拉應力峰值不是很高，但在試板的兩端卻出現(xiàn)了很大的橫向殘余壓應力，且殘余應力出現(xiàn)了突變，即在很短的距離內(nèi)，拉應力峰值轉變?yōu)閴簯Ψ逯担⑶页霈F(xiàn)較大的變形?？梢娾伜辖鸺す馍钊酆高^程，在試樣兩端會產(chǎn)生高壓應力峰值和大梯度應力分布狀態(tài)的出現(xiàn)。

圖4 焊件橫斷面應力場變化圖

圖5 橫向殘余應力分布圖

圖6 橫向分布瞬態(tài)應力分布云圖

圖6所示為熱源作用瞬間的應力分布云圖。由圖6可知，在熱源作用瞬間，位于熱源前方的區(qū)域為拉應力，峰值約為200MPa。位于熱源作用后端的焊縫及近縫區(qū)應力狀態(tài)為壓應力，且距離熱源越近的區(qū)域應力越低。在遠離熱源的冷卻部位，壓應力逐漸增大，但壓應力峰值并非分布在焊縫上。因此，激光深熔焊中未熔化區(qū)的固態(tài)相變是大梯度殘余應力形成的重要因素。

3.2 焊接工藝參數(shù)對應力場的影響

圖7所示為TC21鈦合金中間板沿垂直焊縫方向各點隨焊接速度變化的橫向殘余應力分布圖。從圖7可以看出，隨焊接速度增大，TC21鈦合金中間板橫向殘余拉應力峰值改變不大，且數(shù)值都較小。橫向殘余壓應力峰值顯著增大，高橫向應力區(qū)域更加集中在焊縫部位。

圖8所示為TC21鈦合金中間板沿垂直焊縫方向各點隨激光功率變化的橫向殘余應力分布圖。

圖7 隨焊速變化的橫向殘余應力分布圖

圖8 隨激光功率變化的橫向殘余應力分布圖

由圖8可知，TC21鈦合金中間板橫向殘余拉應力峰值很小，主要殘余應力都為壓應力狀態(tài)，且隨激光功率增大，橫向殘余壓應力峰值顯著減小，應力梯度也隨之減小。由此可見通過減小激光功率來減小線能量，也可以顯著增大TC21鈦合金激光焊接橫向殘余應力梯度。

綜上所述，焊接速度和激光功率對于橫向殘余應力都有影響，但激光功率對于橫向殘余應力峰值的影響更明顯一些，而焊接速度對于橫向殘余應力梯度的影響則更大一些?？偟膩碚f，如果調(diào)整激光焊接橫向殘余應力梯度，通過改變焊速的方法比調(diào)整激光功率要好。

圖9 模擬熔池邊界與焊縫熔合線對比圖

3.3 試驗驗證

根據(jù)以上模擬結果，選擇激光功率2.5kW、焊 接 速 度 1.67mm／s、 焦 點 直 徑0.6mm、離焦量1.5mm進行焊接。圖9所示為模擬熔池邊界與焊縫熔合線對比圖。從圖9可以看出，焊縫形狀為典型的 “釘子”型，且焊接熱影響區(qū)很窄，焊縫熔合線與計算模擬的焊接熔池形貌結果相似。因此，可以認為利用面熱源與峰值熱流遞增型旋轉體熱源的組合熱源形式模擬激光深熔焊接應力場是合理的。

4 結 論

（1）在組合熱源模型中，TC21鈦合金激光深熔焊高橫向殘余應力區(qū)域分布很窄，峰值較小。但在試板兩端會產(chǎn)生很高的殘余應力峰值和非常集中的高應力分布區(qū)域。在焊縫及近縫區(qū)存在著分布陡峭、變化非常劇烈的殘余應力梯度狀態(tài)。

（2）熱源作用瞬間，位于已冷卻區(qū)域產(chǎn)生壓縮塑性應變，未受熱部位雖有一定峰值的拉應力分布，但并未形成拉伸塑性應變。因此，焊接中的熔凝作用對殘余應力梯度的形成影響不大，未熔化區(qū)的固態(tài)相變是影響激光深熔焊大梯度殘余應力形成的重要因素。

（3）焊接速度和激光功率對于橫向殘余應力都有影響。焊接速度對TC21鈦合金橫向殘余應力峰值的影響較小，激光功率對于橫向殘余應力峰值的影響更明顯一些。焊接速度對于橫向殘余應力梯度的影響較大，激光功率對于橫向殘余應力梯度的影響較小。隨激光功率增大，橫向殘余壓應力峰值顯著減小，應力梯度也隨之減小。

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