楊 凱，王永軍，云海濤，白 穎，傅 莉

(1．西北工業(yè)大學(xué) 陜西省數(shù)字化制造工程技術(shù)研究中心，西安710072；2．中航飛機(jī)股份有限公司 西安飛機(jī)分公司，西安710089；3．西北工業(yè)大學(xué) 材料學(xué)院，西安710072)

飛機(jī)環(huán)境控制系統(tǒng)的輸氣管道零件是采用板料漸進(jìn)折彎成形后，將管件上的縫隙進(jìn)行焊接的方法制造[1]。為防止鈦合金在焊接過(guò)程中氧化，可采用惰性氣體保護(hù)的鎢極氬弧焊（TIG焊）進(jìn)行焊接。由于高度集中的瞬時(shí)熱輸入和隨后的快速冷卻，鈦合金薄壁管件在焊接過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生較大的焊接殘余應(yīng)力，導(dǎo)致角變形、彎曲以及焊縫處的波浪變形。

Mollicone P等[2]為了對(duì)焊接過(guò)程進(jìn)行有限元分析，建立了不同的熱彈塑性有限元模型，研究了所建模型對(duì)模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性以及焊后變形的影響。Padma Kumari T等[3]利用焊接模擬軟件對(duì)EBD焊接接頭的殘余應(yīng)力和焊接變形進(jìn)行了有限元分析，研究了裝夾條件對(duì)焊后殘余應(yīng)力和變形量的影響，并取得了良好的效果。Deng D等[4]對(duì)低碳鋼薄壁板的焊后變形進(jìn)行了有限元模擬，驗(yàn)證了固有應(yīng)變法預(yù)測(cè)薄板對(duì)接接頭焊后變形的有效性。曹振寧等[5]推導(dǎo)出了熔透情況下焊接熔池表面的變形方程，并建立了TIG焊接熔透熔池流場(chǎng)與熱場(chǎng)的數(shù)值分析模型。陳玉華[6]等采用焊接過(guò)程數(shù)值模擬軟件SYSWELD研究了在役輸氣管線焊接過(guò)程中管道內(nèi)壁的變形。鄭煒[7]建立了脈沖TIG焊接熔池溫度場(chǎng)瞬態(tài)數(shù)值模型，建立了一套適合該模型的非穩(wěn)態(tài)、非線性、多區(qū)域、強(qiáng)耦合特點(diǎn)的數(shù)值模擬方法。王中輝等[8]利用有限元分析軟件SYSWELD對(duì)薄板對(duì)接焊縫進(jìn)行數(shù)值模擬，得出平板對(duì)接焊縫溫度場(chǎng)分布和變形，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了模擬分析結(jié)果的可靠性。何洪文等[9]采用三維激光掃描法測(cè)量板材的焊接變形。

本研究使用SYSWELD軟件，對(duì)TC4鈦合金薄壁圓管縱縫焊接過(guò)程進(jìn)行了模擬，得到了焊接溫度場(chǎng)和焊后變形的分布結(jié)果。

1 有限元模型的建立

1.1 網(wǎng)格劃分

TC4鈦合金薄壁圓管的外徑60 mm，壁厚0.8 mm，長(zhǎng)度200 mm，焊縫形式為縱縫對(duì)接，采用氬氣保護(hù)的TIG焊，電弧電壓為14.2 V，焊接電流為31 A，焊接速度為1.4 mm/s。用Visual-Mesh對(duì)TC4鈦合金薄壁圓管進(jìn)行建模和網(wǎng)格劃分。為了防止求解時(shí)出現(xiàn)不收斂的問題，網(wǎng)格劃分時(shí)盡可能采用規(guī)則的四面體單元。由于焊縫周圍的溫度梯度較大，而遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域溫度梯度較小，因此將焊縫附近區(qū)域的網(wǎng)格細(xì)化，如圖1所示，這樣既能夠保證焊縫區(qū)域有足夠的計(jì)算精度，又能減少計(jì)算時(shí)間。

圖1 TC4鈦合金薄壁圓管網(wǎng)格劃分模型

模型共有節(jié)點(diǎn)6 120個(gè)，1D單元100個(gè)，2D單元6 180個(gè)，3D單元3 000個(gè)，模型表面的2D單元無(wú)畸變網(wǎng)格。

1.2 材料的物理性質(zhì)

材料為TC4鈦合金，熔點(diǎn)約為1 650℃，密度為 4．51×103kg/m3， 主要化學(xué)成分見表 1。

表1 TC4鈦合金主要化學(xué)成分 %

TC4鈦合金的主要力學(xué)性能參數(shù)隨溫度變化曲線如圖2[10-11]所示。

圖2 TC4鈦合金主要力學(xué)性能參數(shù)隨溫度變化曲線

1.3 焊接熱源

焊接溫度場(chǎng)的精確描述是進(jìn)行焊接應(yīng)力分析的前提，焊接溫度場(chǎng)決定了焊接應(yīng)力場(chǎng)和應(yīng)變場(chǎng)。焊接過(guò)程中熔池是在運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下結(jié)晶的，熔池是以等速隨熱源而移動(dòng)的。在熔池中金屬的熔化和凝固過(guò)程同時(shí)進(jìn)行，在熔池的前半部進(jìn)行熔化過(guò)程，后半部進(jìn)行凝固過(guò)程。

通常對(duì)于常規(guī)的手工電弧焊、TIG和MAG等進(jìn)行模擬時(shí)，雙橢球熱源模型是目前使用最多的一種熱源模式，該熱源考慮到焊接電弧對(duì)熔池的沖擊性，能夠?qū)附訙囟葓?chǎng)進(jìn)行準(zhǔn)確的模擬[12-13]。據(jù)此，數(shù)值模擬熱源選擇雙橢球體熱源模型。

圖3為雙橢球熱源模型示意圖。由圖3可知，雙橢球體熱源模型由兩個(gè)半橢球體構(gòu)成，分別對(duì)熱源前半部分和后半部分進(jìn)行模擬，前后兩個(gè)半橢球體的尺寸不一樣，因?yàn)樵趯?shí)際焊接熱源的前段熱源密度更大。

圖3 雙橢球體熱源模型示意圖

雙橢球體熱源模型函數(shù)表達(dá)式如下：

式中：qf，qr—熔池前后的熱輸入密度，W/mm3；

ff，fr—熱源分布參數(shù)，ff+fr=2；

η—熱源效率；

U—電弧電壓，V；

I—焊接電流，A；

af—雙橢球前半軸長(zhǎng)度，mm；

ar—雙橢球后半軸長(zhǎng)度，mm；

b—表示雙橢球熱源寬度，mm；

c—雙橢球熱源深度，mm；

v—焊接速度，mm/s；

t—焊接時(shí)間， s。

1.4 控制方程及邊界條件

1.4.1 控制方程

TIG焊接包括起弧、熔池形成、熔池長(zhǎng)大、熔透、達(dá)到宏觀準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)和熄弧等過(guò)程。焊接熱過(guò)程取決于外加熱源的分布形式、材料的熱物理性能以及材料與周圍的換熱。三維焊接溫度場(chǎng)數(shù)值計(jì)算模型可以描述如下：溫度T（x,y,z,t）為空間坐標(biāo)（x,y,z）與時(shí)間t的函數(shù)，在間接考慮熔池中液態(tài)金屬流動(dòng)的情況下，區(qū)域中的任意點(diǎn)應(yīng)滿足能量守恒方程

式中：k—熱導(dǎo)率；

cp—定壓比熱容；

ρ—材料密度；

T—溫度；

t—時(shí)間；

qj—源項(xiàng)。

1.4.2 邊界條件

（1）工件上表面

式中：qs—焊接電弧熱流密度；

qcr—因?qū)α骱洼椛涠⑹У臒崃髅芏龋?/p>

qevp—因蒸發(fā)而散失的熱流密度；

αcr—對(duì)流和輻射的綜合熱傳導(dǎo)系數(shù)；

T∝—環(huán)境溫度；

mcr—蒸發(fā)率；

Lb—蒸發(fā)潛熱常數(shù)。

（2）工件下表面

（3） 計(jì)算區(qū)域

計(jì)算區(qū)域關(guān)于焊縫中心線對(duì)稱，對(duì)于對(duì)稱面，有

能量守恒方程的初始條件為

2 焊件焊后性能分析

2.1 焊后溫度場(chǎng)分析

隨著熱源的移動(dòng)，構(gòu)件上的各個(gè)節(jié)點(diǎn)的溫度不斷發(fā)生變化，溫度場(chǎng)求解正確與否直接影響到后面的變形模擬結(jié)果。

焊接開始的時(shí)候溫度不是很穩(wěn)定，但是隨著焊接過(guò)程的進(jìn)行，構(gòu)件逐漸升溫，溫度場(chǎng)進(jìn)入準(zhǔn)穩(wěn)定狀態(tài)。圖4為準(zhǔn)穩(wěn)定狀態(tài)下熱源所在位置及溫度場(chǎng)分布云圖。通過(guò)云圖可以看出準(zhǔn)穩(wěn)定狀態(tài)下的等溫線呈橢圓形分布。在熱源中心前部等溫線密集，溫度梯度較大，熱源中心后部和遠(yuǎn)離焊縫的地方溫度梯度逐漸減小甚至不受熱源影響。

圖5為焊縫截面示意圖，母材金屬在焊接電弧的作用下，局部金屬發(fā)生熔化形成熔池。焊縫處于熔透狀態(tài)，焊縫及其鄰近區(qū)域溫度梯度較大。

圖4 不同時(shí)刻溫度場(chǎng)云圖

圖5 焊縫截面示意圖

2.2 焊接變形分析

在焊接的過(guò)程中，熱源對(duì)焊件進(jìn)行了不均勻的加熱，焊后金屬沿焊縫收縮時(shí)受到焊件低溫部分的阻礙，整個(gè)工件縱、橫向尺寸有一定量縮短。如果在焊接過(guò)程中，焊件能夠較自由的伸縮，則焊后焊件的變形較大，而焊接應(yīng)力較??；反之，如果焊件厚度或剛性較大不能自由伸縮，則焊后變形較小而焊接應(yīng)力較大。

圖6 焊件變形云圖（放大5倍顯示結(jié)果）

圖6為焊后試件整體變形云圖，變形主要發(fā)生在焊縫及裝夾點(diǎn)處，最大變形量發(fā)生在裝夾點(diǎn)處，約為0.69 mm，同時(shí)焊縫中心線附近有波浪變形。圖7所示試樣焊后實(shí)物照片，圖7中顯示圓管兩端發(fā)生較為明顯的翹曲變形。

圖7 焊件焊后端部變形照片

為準(zhǔn)確測(cè)量出圓管的焊后變形量，本研究采用非接觸式三維激光掃描儀測(cè)量試樣的焊接變形。焊接前后應(yīng)用激光掃描儀對(duì)試樣進(jìn)行掃描，輸出相應(yīng)的點(diǎn)云文件，應(yīng)用逆向工程軟件Geomagic Qualify對(duì)構(gòu)件焊接前后的點(diǎn)云文件進(jìn)行分析和處理，截取熱影響區(qū)內(nèi)距離焊縫中心線周向4 mm處的縱向截面線，進(jìn)行取樣測(cè)量，測(cè)量位置如圖8所示，可以得到距離焊接起始端不同位置處焊接變形量的大小。

圖8 變形量測(cè)量位置示意圖

由于試驗(yàn)件是由漸進(jìn)折彎工藝成型的管件，試件在試驗(yàn)之前兩端變形較大，測(cè)量得到焊接變形的分布曲線如圖9所示。隨著距離起始節(jié)點(diǎn)位置的不斷加大，距離焊接起始節(jié)點(diǎn)變形量首先急劇下降，而后趨于平緩，在將要到達(dá)圓管的另一端時(shí)，變形量又大幅度上升，測(cè)量線上的變形量在圓管兩端處達(dá)到最大。模擬結(jié)果與掃描試驗(yàn)結(jié)果變形趨勢(shì)相似。

圖9 變形量分布曲線圖

3 結(jié) 論

（1）利用SYSWELD軟件所提供的熱源校核工具，結(jié)合實(shí)際焊件尺寸，輸入相應(yīng)的焊接工藝參數(shù)以及材料的熱物理性能參數(shù)對(duì)熱源進(jìn)行校核，得出合適的熱源模型，并取得了良好的模擬效果。

（2）通過(guò)三維激光掃描測(cè)量焊接后管件的變形，焊接模擬與試驗(yàn)結(jié)果顯示的變形規(guī)律一致。

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