航空發動機機匣縮比件雙電子束焊溫度場及變形研究

楊 霄，李 湉，喬 雷，張世貴，張晟瑋，李 達，袁力軍

1.中國航發成都發動機有限公司，四川 成都 610599 2.西南交通大學材料先進技術教育部重點實驗室，四川 成都 610031

0 前言

航空發動機大尺寸鈦合金中介機匣屬薄壁焊接結構，尺寸公差和形位公差要求高，焊接過程中較大的殘余應力和焊接變形會嚴重影響構件的質量和使用性能，影響發動機的可靠性和壽命，解決焊接變形是產品質量提升的關鍵。在真空條件下進行電子束焊接（Electron Beam Welding，EBW）具有其他焊接方法無可比擬的優勢，如焊縫化學成分純凈，焊接接頭熱影響區小以及焊接變形小，焊接工藝重復性和穩定性好等，因此電子束焊已成為鈦合金焊接的首選方法。李曉龍[1]等研究了真空電子束焊接鈦合金加強框的力學性能，發現電子束焊接是替代傳統機械連接和潛弧焊的有效手段。龔玉兵[2]等研究了20 mm厚TC4板的電子束焊的接頭組織及力學性能，結果表明采用中等熱輸入的焊接接頭抗拉強度高達1 265 MPa。韓秀峰等[3]研究了TA19真空電子束焊接接頭的組織及力學性能，結果表明，接頭的強度與母材相當。

焊接過程中，局部產生高度集中的瞬時熱輸入會產生相當大的熱應力，冷卻后工件中會產生殘余應力，導致焊接變形。為了有效控制焊接變形，必須得到焊接溫度場和應力場的分布規律。近年來，隨著計算機技術和有限元分析理論的迅速發展，出現了許多電子束焊接的數值模擬報道。張永和[4]等采用旋轉高斯曲面體熱源模型，對一定工藝條件下航天壓力容器TC4鈦合金試件的焊接過程進行溫度場分析，建立了匙孔特征尺寸與焊接功率、焊接速度的關系，且模擬與試驗結果吻合較好。李艷軍[5]等采用有限元數值模擬方法預測Ti2AlNb合金電子束焊接接頭的殘余應力，模擬結果得到了試驗驗證，焊縫中心具有1 000 MPa左右的厚度方向應力，而增大熔寬可降低厚度方向應力，進而減小接頭裂紋傾向。葛可可[6]等考慮了裝配間隙的影響，對鈦合金厚板的電子束焊接進行數值模擬，結果表明裝配間隙增大會導致殘余應力的增大。

文中以直徑約為300 mm的TC4鈦合金航空發動機中介機匣縮比件為研究對象，基于SYSWELD軟件，采用3D錐形高斯熱源對其電子束焊接過程進行數值模擬，得到溫度場、應力場以及焊接變形等一系列結果，可為航空發動機機匣等各類復雜鈦合金薄壁零件的電子束焊接變形控制提供一定的參考作用。

1 電子束焊熱源模型的建立

根據文獻[4，7，8]和SYSWELD軟件內置的熱源模型，文中選用3D錐形高斯熱源（也稱旋轉高斯體熱源）作為電子束焊的數學模型。模型如圖1所示。

圖1 3D錐形高斯熱源模型Fig.1 3D conical Gaussian heat source model

3D錐形高斯熱源的表達式[9]為：

式中re、ri為熱源作用工件上、下表面的熱流分布半徑；x0、y0、ze、zi為熱源在各個坐標軸上的初始位置，根據焊接接頭金相實驗的焊縫熔池形貌來確定。

采用1 mm厚的薄板驗證3D錐形高斯熱源的準確性，兩塊TC4鈦合金板尺寸均為150mm×50mm×1 mm（對接后寬100 mm）。焊接速度16 mm/s，束流8 mA，電壓65 kV。通過SYSWELD計算得到焊接溫度場，在Visual-viewer模塊中觀察溫度分布，達到熔點以上的區域即可視作熔池部分。多次進行熱源校核后，所得熔池形貌如圖2所示，其中熱源參數re、ri、h分別為1.5 mm、1 mm、8 mm。其熔池截面形貌和實際情況符合較完美。

圖2 熱源校核結果Fig.2 Results of heat source adjustment

2 有限元模型

2.1 幾何模型

航空發動機鈦合金中介機匣示意如圖3所示。為簡化計算，對模型尺寸進行等比例縮小并忽略局部細節。鈦合金型材簡化后的縮比件幾何模型如圖4所示，其筒體外徑300 mm，壁厚5 mm，高度100 mm；共有12個支板，均勻分布在筒體周圍，每個支板由兩段圓弧組成，長50 mm，寬20 mm，高100 mm，壁厚5 mm。考慮到試件尺寸較大，依據其對稱性，可以將其簡化為原模型1/48的局部模型，在此基礎上進行網格劃分，如圖4b所示。

圖3 航空發動機大尺寸鈦合金中介機匣Fig.3 Schematic diagram of large titanium alloy intermediate case for aero engine

圖4 中介機匣幾何模型示意Fig.4 Geometric models of titanium alloy profile

2.2 網格劃分

由于電子束焊接熱源集中，熔深大而熔寬方向作用范圍相對較小，因此采取非均勻網格。焊縫及其附近區域的溫度隨時間劇烈變化，溫度梯度變化大，需采用較密集的網格（約1 mm），而在其他遠離焊縫的部分采取相對稀疏的網格劃分，且距離越遠網格越稀疏（約5 mm）。采用六面體網格使計算更精確和穩定。中介機匣有限元模型的網格劃分示意如圖5所示。整個鈦合金型材有限元模型中的3D實體單元個數為46 080，2D面單元個數為52 800，節點數為72 204。

圖5 中介機匣有限元模型的網格劃分Fig.5 Grid generation of finite element model of intermediate case

2.3 焊接參數

仿真試驗采用與實際生產相同的焊接參數，如表1所示。在SYSWELD中通過Welding Advisor模塊設置相關焊接工藝參數。

表1 仿真試驗的電子束焊工藝參數Table 1 Electron beam welding parameters of simulation experiment

2.4 焊接順序

依據實際生產情況和焊接結構理論，設置了3組模擬工況，分別為單電子束相隔180°焊接、雙電子束相隔180°焊接、雙電子束相隔90°焊接，如圖6所示。探討不同焊接順序對焊接溫度場的影響。雙電子束焊接即同時焊接支板兩邊的焊縫，參考圖3的支板截面圖。兩側變形不均勻。由圖7b可知，雙電子束焊的溫度場分布十分對稱，因此焊接過程中的局部變形也比較均勻，焊接殘余應力與變形能得到較好的控制。

圖6 焊接順序Fig.6 Welding sequence

圖7 焊縫局部區域Fig.7 Local area of weld

3 溫度場模擬分析

焊接溫度場的分布情況對焊接殘余應力的分布有直接影響，從而影響焊接變形的類型和大小，因此得到正確的焊接溫度場是后續研究焊接應力和變形的基礎。

3.1 焊縫局部溫度場分析

焊接過程中焊縫局部區域的溫度場分布如圖7所示，焊縫中心溫度隨著熱源的移動發生顯著變化。當熱源移動時，附近區域的溫度迅速上升；當熱源離開該區域時，則迅速降溫。焊接熱源前方等溫線密集，溫度梯度較大；熱源后方溫度梯度相對較小，等溫線為長橢圓形。圖7中有明顯的細長橢圓形等溫線，表明熱源能量高度集中，熱影響區較小。熔池峰值溫度遠高于1 668℃（TC4鈦合金的熔點），因此熱源作用的附近區域會迅速熔化，且易將工件焊透。

由圖7a可知，單電子束焊僅加熱支板一側，支板兩側的溫度相差較大，必然導致焊接過程中支板

3.2 型材整體溫度場分析

焊接熱源相對集中，當熱源離開后，受空冷作用，焊縫中心及其附近區域溫度迅速降低。隨著冷卻時間的增加，整個工件的溫度趨于均勻，冷卻到200 s時的溫度分布如圖8所示。由圖8a可知，冷卻到200 s時，由于單道電子束的作用，支板焊縫周圍的溫度場分布存在明顯的不對稱。從鈦合金型材整體溫度場來看，雖然焊道的先后順序導致溫度場呈現出明顯的區域性，但整體溫度場是各向對稱的，較為均勻。由圖8b可知，雙電子束相隔180°焊接在支板連接處的溫度場分布更加均勻，且由于雙電子束焊接減少了單個支板的焊接時間，在一定程度上減小了型材整體溫度場的不均勻性。由圖8c可知，兩條焊道相隔90°，其溫度場呈現出明顯的不均勻性，先焊的焊道冷卻時間長，溫度較低，后焊的焊道冷卻時間短，溫度較高。而相鄰的兩道焊道相隔90°，使得溫度相近部分的分布不對稱，進而造成了型材整體溫度場的不對稱。溫度場的不對稱性容易造成工件整體的變形不對稱，從而產生較大的焊后變形。

圖8 冷卻到200 s時的溫度場云圖Fig.8 Contours of temperature field cooling for 200 s

4 殘余應力與變形的模擬與分析

4.1 殘余應力分析

圖9為型材焊接完成冷卻至200 s時的Von mises應力云圖。對于整個結構而言，焊縫區域尺寸相對較小，焊縫附近的殘余應力分布可能存在一定差異，為了對比不同焊接順序之間殘余應力的差別，將云圖的應力范圍進行歸一化處理。由圖9可知，三種焊接順序下整個結構的殘余應力分布基本相同，其應力值也比較相近。單電子束相隔180°焊接、雙電子束相隔180°焊接、雙電子束相隔90°焊接的最大殘余應力分別為531 MPa、525 MPa、523 MPa，三種焊接順序在最大應力值上幾乎一致。三種焊接順序的殘余應力分布均呈現出以下特點：①周圍支板遠端幾乎不存在殘余應力；②筒體殘余應力較大，但應力值均不超過300 MPa，且分布均勻；③應力較大的區域集中在焊縫附近，且其附近存在較大的應力梯度。分析認為，支板應力較小是因為其遠端離焊縫較遠且相對獨立，受焊縫影響較小；筒體與支板相連的區域直接受到電子束的作用，熔化后作為焊縫的一部分，焊縫附近的金屬受到熱應力的作用，當熱應力超過屈服強度后就會產生塑性變形，從而在焊縫附近產生較大的殘余應力。焊縫附近存在較大的溫度梯度，不同溫度的金屬產生的塑性變形不同，導致冷卻后的殘余應力也存在較大的梯度。

圖9 冷卻到200 s時的應力場云圖Fig.9 Contours of stress field cooling for 200 s

4.2 焊接變形分析

圖10為三種焊接順序焊后變形的分布云圖。單電子束相隔180°焊接、雙電子束相隔180°焊接、雙電子束焊相隔90°焊接的最大變形分布為5.67 mm、0.95 mm、8.83 mm。相隔180°的兩種焊接順序產生的焊接變形分布基本相同，筒體上的變形與支板上的變形相近，分布較為均勻。相隔90°焊接順序的筒體和支板的變形差別較大，支板變形的最大值比筒體的高3 mm。三種焊接順序的最大變形發生在支板末端，筒體上的變形小于支板上的變形。

圖10 焊接變形分布云圖Fig.10 Contours of welding deformation distribution

圖11為三種焊接順序焊前和焊后的對比圖，為便于直觀對比，將變形放大10倍。由圖11可知，雙電子束間隔180°焊接產生的變形最小。其余兩種焊接順序變形較大，甚至筒體局部區域的直徑都發生了變化。為更好地分析筒體變形情況，采用圓度作為焊接殘余變形的評判指標，圓度的數學表達式為：

圖11 焊接變形對比Fig.11 Comparison of welding deformation

式中e為圓度；Dmax為直徑最大值；Dmin為直徑最小值。

從模擬結果中提取了筒體直徑的最大值和最小值，三種焊接順序的焊后變形及圓度如表2所示。雙電子束相隔90°焊接的筒體圓度為4.01%，比單電子束相隔180°焊接的筒體圓度2.49%高了61.04%。這是因為相隔180°焊接順序能夠使得相隔180°的兩條焊縫產生的變形部分抵消，從而減小焊接變形。雙電子束相隔180°焊接的筒體圓度為0.35%，筒體直徑基本無太大變化。

表2 不同焊接方式和焊接順序下的焊接變形情況對比Table 2 Comparison of welding deformation with different welding methods and welding sequences

5 結論

（1）根據1 mm薄板電子束焊接試樣熔池形貌結果，對模擬中的熱源參數進行校核，采用3D錐形高斯熱源能得到較好的結果，模擬熔池形貌與實際形貌吻合較好。

（2）鈦合金中介機匣縮比件的Von mises應力模擬結果表明，焊后殘余應力主要分布在焊縫及其周圍區域，呈現環狀分布，各組應力值普遍較小，峰值約為500 MPa，遠低于TC4鈦合金的屈服強度（824 MPa）。

（3）通過對X、Y、Z三個方向及整體焊接變形情況的分析，得到了焊接變形最小且分布均勻的焊接方法，即雙電子束相隔180°焊接。

（4）針對復雜型材，采用雙電子束對稱焊有利于控制焊接變形，為企業在電子束焊接設備升級及焊接工藝選擇方面提供理論參考。