TC4鈦合金機匣焊接殘余應力VSR調減工藝研究

周能淦，楊吟飛，慕壯，黃永德，余杰

(1. 南京航空航天大學 機電學院，江蘇 南京 210016；2. 南昌航空大學 江西省航空構件成形與連接重點實驗室，江西 南昌 330063；3. 中國航發(fā)動力股份有限公司 工藝研究中心，陜西 西安 710021)

0 引言

為滿足整體化要求，機匣外環(huán)與內環(huán)通過60個支承葉片以電子束焊接連接。焊縫處分布復雜且大梯度的殘余應力不僅可能導致焊縫開裂，而且降低機匣部件的幾何精度和壽命[1]，必須在制造過程中予以調減幅值和均勻化控制。

目前工程應用中較為常見的機械結構殘余應力調減方法包括自然時效、熱時效和振動時效等(vibration stress relief, VSR)方法。其中，振動時效耗能少，效率高且對環(huán)境影響小，是調減焊接殘余應力的主要方法?，F(xiàn)在一般認為，振動時效原理是利用激振裝置運作產生一定振幅和頻率的動應力，與工件內部殘余應力的數(shù)值疊加和大于材料微觀屈服強度，從而產生塑性變形，殘余應力得以松弛[2-3]。

各國研究學者對振動時效技術和效果進行大量研究，成果頗豐。YANG Y P[4]建立6.35mm厚焊接鋼板的有限元模型，研究了激振頻率和振幅對VSR效果的影響。結果發(fā)現(xiàn)，對于非共振振動，應力降低程度更取決于激振振幅；對于共振振動，應力降低程度更取決于激振頻率。EBRAHIMI S M等[5]通過研究VSR對焊接鋼懸臂梁結構應力的影響也得出類似的結論。GAO H J等[6-7]研究了VSR處理時振幅對金屬板件疲勞行為的影響。其結論是，在一定振幅范圍內VSR可以提高7075-T651鋁合金的最大疲勞壽命，此外較低幅值時效對Ti-6Al-4V鈦合金可有效消減應力，對其疲勞壽命影響甚微。還有研究表明，VSR在調減殘余應力的同時對構件幾何變形幾乎沒有影響[8-9]?？梢奦SR良好的殘余應力調減效果，且時效參數(shù)決定了時效效果的優(yōu)劣。

當前VSR方法主要應用于板、梁等簡單結構的零部件[10-11]，而針對類似發(fā)動機機匣的復雜構件中局部區(qū)域應力的VSR調減研究鮮有報道。因此，本文針對機匣部件中焊縫處局部高應力的調減需求，分析機匣部件的整體模態(tài)振型特征和應變量，設計等效工藝試驗模型、振動工藝參數(shù)和裝夾方式，研究復雜構件中局部復雜應力的VSR調減和均勻化工藝。

1 技術路線

機匣中局部焊縫應力調減的關鍵在于通過合適振型在焊縫處施加合理的振動載荷，因此需對機匣構件進行模態(tài)分析，獲得機匣焊縫處的應變振型，進而設計出等效工藝模型，開展工藝研究。TC4鈦合金機匣焊接殘余應力振動時效調減工藝研究的技術路徑如下：

1)獲取機匣幾何特征、材料參數(shù)和焊縫殘余應力分布；2)建立機匣有限元模型和等效工藝試驗模型，并進行模態(tài)分析；3)獲取機匣和工藝試驗模型的各階應變振型和相應固有頻率；4)在步驟1)和步驟3)的基礎上確定裝夾位置，并確定激振頻率；5)在步驟4)的基礎上進行實驗驗證。

2 模態(tài)分析

2.1 機匣有限元模型建立及材料設置

根據(jù)機匣的幾何特征，適當刪減部分不影響計算結果的特征(例如圓角、倒角等)，選擇較小的全局單元尺寸10mm，以單元類型C3D10劃分網(wǎng)格，最終得到較為規(guī)整的單元110883個，網(wǎng)格劃分結果如圖1所示。將機匣三維模型導入到有限元分析軟件中，設置模態(tài)分析涉及的TC4鈦合金材料力學參數(shù)，包括密度ρ=4.44g·cm-3、彈性模量E=109GPa、泊松比ν=0.34。

圖1 機匣有限元模型

2.2 機匣焊縫表面殘余應力

機匣外環(huán)以中心對稱分布的四邊形接頭及測點如圖2所示。5個測點P1、P2、P3、P4和P5分別位于左側母材區(qū)、左側焊縫、中心母材區(qū)、右側焊縫和右側母材區(qū)，相鄰測點間距10mm。橫向表示垂直于焊縫的方向，縱向表示平行于焊縫的方向。

圖2 機匣焊接接頭和測點

采用X射線衍射法對焊接接頭的表面殘余應力進行測量。應力測試系統(tǒng)參數(shù)設置包括：X射線晶體管電壓為30kV，電流為1mA，采用V靶、103衍射晶面，X射線入射角度為25°，波長為K-Alpha，半高寬定峰，準直管直徑1mm。

測量結果如圖3所示。從圖中可以看出機匣外環(huán)焊接接頭的表面橫向應力梯度較大，焊縫中心有較大的拉應力，其最大拉應力為483MPa；母材區(qū)表現(xiàn)出較小的壓應力，其最大壓應力為-94MPa。焊接接頭縱向應力梯度較小，殘余應力值在-40 MPa～30MPa之間。

圖3 機匣焊接接頭表面殘余應力

2.3 機匣模型的模態(tài)分析

對構件模態(tài)分析，可掌握其振動載荷下的穩(wěn)態(tài)響應。而應變振型相對于位移振型能更直觀地分析評估振動時效過程機械能在構件上的分布和動應變水平[12]。通過仿真計算機匣有限元模型前20階自由應變模態(tài)，發(fā)現(xiàn)較低頻的第7階應變振型(共振頻率為48Hz)和較高頻的第17階應變振型(共振頻率為272Hz)的應變分布都與機匣外環(huán)的焊接接頭殘余應力分布相似，故這兩種振型均可用于調減機匣的焊縫殘余應力。低、高階振型圖如圖4和圖5所示。

圖4 機匣低階應變模態(tài)振型(48 Hz)

圖5 機匣高階應變模態(tài)振型(272 Hz)

此外，通過對比可以看出，這兩種振型對應的機匣響應特征均為彎曲變形。相對于低階應變振型，高階應變振型在外環(huán)處具有更多的共振峰數(shù)量，機匣變形程度也更復雜。這說明機匣參與共振的區(qū)域增多，更有利外環(huán)焊縫殘余應力的消減和勻化。故272Hz自然頻率下的應變振型可作為工藝試驗模型設計的參考。

2.4 工藝試驗模型設計

由于焊縫面的曲率僅為2.2×10-3，因此工藝試驗模型可設計成平板結構，其長度取一個模態(tài)振型的共振峰跨度，寬度、厚度均與機匣外環(huán)一致，最后得到尺寸為270mm×110mm×4mm工藝試驗模型如圖6所示。

圖6 工藝試驗模型

2.5 工藝試驗模型的無約束模態(tài)分析

通過對工藝試驗模型無約束模態(tài)分析其前10階應變振型，發(fā)現(xiàn)自然頻率346Hz對應振型呈1階對稱彎曲變形，且高應變區(qū)與焊接區(qū)域近乎重合，為振動時效適用振型，其振型如圖7所示。

圖7 頻率346 Hz對應振型

2.6 振動頻率和裝夾方式的確定

工藝試驗模型VSR激振頻率、裝夾方法等主要由機匣模態(tài)分析獲得的應變振型特征決定。模態(tài)頻率272Hz對應的機匣共振峰區(qū)域應變特征云圖如圖8所示。沿支承葉片的投影曲線建立3條等距的路徑用以提取特征表面的最大主應變值，路徑如圖9所示，路徑上的應變分布如圖10所示。可以看出特征區(qū)域路徑上的應變總體上呈線性變化趨勢。因此，可以用應變降Δε來表征模態(tài)振型應變特征，其計算公式可由式(1)表示。

圖8 頻率272 Hz對應機匣振型應變云圖

圖9 共振峰處應變路徑

圖10 路徑上的應變分布

(1)

式中：ε0為起點的應變；ε1為終點的應變；L為路徑總體長度。機匣應變振型共振峰處的平均應變降Δε=2.4×10-6mm-1。

通過參考機匣共振峰區(qū)域的應變特征和2.5小節(jié)所得振型圖，開展工藝試驗模型含約束模態(tài)分析，以此確定裝夾位置。本文擬在頻率346Hz對應工藝試驗模型位移振型的節(jié)點處進行裝夾方式的試驗，并通過長度方向中心對稱處返回的應變分布規(guī)律來評價裝夾方式的效果。最終發(fā)現(xiàn)，在圖11所示的裝夾方案下進行含約束的模態(tài)分析時，得到焊接區(qū)域的應變降Δε=2.79×10-6mm-1，與機匣共振峰區(qū)域的應變降偏差僅16.2%。此時工藝試驗模型的固有頻率為647Hz。

圖11 裝夾方案示意圖

3 實驗研究

3.1 試件材料制備

實驗對象為退火態(tài)的TC4鈦合金焊接板件，選擇I型坡口的對接焊接，接頭裝配間隙<0.1mm。焊接時先對中心焊塊的4個頂點進行TIG定位點焊，以防止焊接過程不均勻能量場對焊件尺寸精度及焊縫質量的不利影響，再進行兩焊板配合面的電子束焊接。

3.2 測量方法

由于X射線衍射儀對表面粗糙度過大、表面不平整、內部微觀缺陷嚴重等不良表面特征難以進行有效準確的測量，而焊縫表面明顯存在凹凸不平的現(xiàn)象。故實驗選擇測量位置如圖12所示，測點分別位于距離試件長邊對稱軸0mm(中心焊塊熱影響區(qū))、8mm(中心焊塊焊趾)、12mm(母材焊趾)、16mm(母材熱影響區(qū))、25mm(遠離焊縫母材區(qū))，且對每一測點均在同一位置附近測5次取均值以減小誤差。

圖12 焊件測量位置示意圖

3.3 振動時效過程

圖13為振動系統(tǒng)示意圖。采用直耦式電動振動試驗系統(tǒng)進行激振臺式振動時效，其激振頻率最高可達2800Hz，激振臺最大加速度可達10g。振動時效所需硬件設備主要包括激振器、激振平臺、控制計算機、拾振器和夾具等。振前須根據(jù)被測構件應力消除部位，選取并測試熱振時效處理前的殘余應力值。然后基于本文設計的裝夾方案，將被測構件固定在振動平臺上，并于構件中心焊塊處安裝好拾振器。振前在0～1000Hz頻率范圍內開始掃頻，發(fā)現(xiàn)在680.6Hz處存在明顯共振幅值，該共振頻率與仿真結果相差僅為5.2%，吻合良好。最后以亞共振區(qū)的600Hz定頻振動時效處理，待振動結束后，測試時效后的殘余應力。

圖13 振動系統(tǒng)示意圖

3.4 結果分析

振動時效前后實驗焊件橫向殘余應力的測試結果如圖14所示，振動時效前后實驗焊件縱向殘余應力的測試結果如圖15所示。

圖14 VSR前后x向殘余應力測試結果

圖15 VSR前后y向殘余應力測試結果

從振動時效處理結果可以看出，四邊形焊接接頭振前橫向與縱向殘余應力呈現(xiàn)極大的不均勻性。橫向峰值應力位于焊趾處，而遠離焊趾的母材和焊塊表現(xiàn)出較低的應力水平?？v向應力分布主要表現(xiàn)出較大的波動性，振動處理后峰值應力有所下降，應力分布不均勻性也有所降低。由圖14可知，上部橫向殘余應力左右峰值分別從474MPa、401MPa下降至328MPa、287MPa，降幅分別為30.8%、28.4%，而中部和下部橫向殘余應力峰值降幅最高也分別達到了26.7%和21.4%。

應力均化率A表征一定區(qū)域范圍內峰值殘余應力相對于區(qū)域內平均殘余應力水平的離散程度的變化率，根據(jù)振動時效評定標準[13]，可由式(2)表示。

(2)

焊件上部、中部、下部的橫向應力勻化率分別為37.7%、19.2%、21.3%；焊件上部、中部、下部的縱向應力勻化率分別為39.0%、41.8%、24.5%。綜上，通過本文設計的裝夾方式進行振動時效處理對焊接接頭不同區(qū)域的應力影響不盡相同，總體而言上部的峰值應力消減和勻化效果都較為突出。這是由于振動時效過程使得焊件上部區(qū)域產生較大的動應力，而基于振動時效機理，一定范圍內動應力越大，構件殘余應力釋放量越高。實驗焊件整體殘余應力有了較好的消除和勻化效果，這表明振動時效對含四邊形焊接接頭的工件有較強的可行性。

4 結語

1)基于機匣結構、應力分布及模態(tài)特征，設計了等效工藝試驗模型。通過對機匣和工藝試驗模型的應變振型特征分析確定裝夾方式，并結合掃頻結果確定激振頻率600Hz。

2)結合分析得到的振動時效參數(shù)和掃頻的共振頻率進行振動時效處理，焊接接頭峰值殘余應力均有所下降，最高應力消減率可達30.8%；整體應力勻化效果明顯，最高應力勻化率可達41.8%。這表明采用該方法的振動時效處理可用于實現(xiàn)機匣局部復雜應力的調減和均勻化。