莊明祥，李小曼，周之鶴，高轉(zhuǎn)妮，占小紅

(1.航空工業(yè)西安飛機(jī)工業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司，西安 710089；2.南京航空航天大學(xué) 材料科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，南京 211106)

鈦合金總用量的50%都投入在航空領(lǐng)域中，其在減輕飛機(jī)質(zhì)量、承受高溫高載以及耐腐蝕等方面起到了突出作用[1]。目前，鈦合金主要應(yīng)用于發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)體框架、機(jī)身壁板等部位，應(yīng)用量隨著對(duì)飛機(jī)性能要求的提高呈上升趨勢(shì)[2]。激光焊接是以高能量密度激光束作為熱源的一種高效精密焊接方法，與電子束焊接相比，激光焊接不需要苛刻的高真空環(huán)境[3-4]，其作為先進(jìn)制造技術(shù)之一，在自動(dòng)化程度、焊縫質(zhì)量、生產(chǎn)效率等方面有著顯著的優(yōu)勢(shì)[5-6]。將激光焊接應(yīng)用于飛機(jī)整體壁板的連接可極大提高飛機(jī)壁板的性能。鈦合金整體壁板相較于傳統(tǒng)鉚接組合而成的壁板，其整體質(zhì)量可降低20%[7]，且氣密性更為優(yōu)異。鈦合金整體壁板采用的接頭形式以T型接頭為主。針對(duì)T型接頭的雙激光束雙側(cè)同步焊接工藝是一種新興的工藝[8]，與傳統(tǒng)的T型結(jié)構(gòu)單面焊接雙面成形工藝相比，雙激光束雙側(cè)同步焊接工藝在減輕飛機(jī)壁板質(zhì)量的同時(shí)，還避免了對(duì)蒙皮完整性的破壞[9-13]。利用有限元分析軟件對(duì)鈦合金激光焊接過(guò)程進(jìn)行模擬分析可以有效地對(duì)焊接過(guò)程的溫度場(chǎng)進(jìn)行預(yù)測(cè)，進(jìn)而優(yōu)化焊接工藝參數(shù)，這對(duì)控制焊縫成形以及防止焊接缺陷的產(chǎn)生具有重要意義，且采用模擬的手段可以減少試驗(yàn)次數(shù)，縮小實(shí)驗(yàn)參數(shù)范圍，在提高效率的同時(shí)降低了成本[14-16]。

然而，目前我國(guó)的機(jī)身壁板蒙皮-桁條T型接頭雙激光束雙側(cè)同步焊接工藝還并尚不成熟，針對(duì)鈦合金雙激光束雙側(cè)同步焊接的相關(guān)研究較少。本文將選取不同激光功率針對(duì)鈦合金T型接頭雙激光束雙側(cè)同步焊接的溫度場(chǎng)進(jìn)行模擬，探究不同激光功率對(duì)T型接頭溫度場(chǎng)的影響。

1 有限元模型的建立

1.1 熱源模型

T型接頭雙激光雙側(cè)同步焊接原理如圖1所示。T型接頭進(jìn)行雙激光束雙側(cè)同步焊接，桁條兩側(cè)的雙束激光會(huì)在豎立的桁條下方形成聯(lián)合熔池。聯(lián)合熔池的形態(tài)，冶金學(xué)與流體力學(xué)機(jī)理都不同于傳統(tǒng)的單束激光焊接。

圖1 雙激光束雙側(cè)同步焊接示意圖

激光焊接過(guò)程中的能量由激光束唯一提供，熱源模型對(duì)熔池形貌、尺寸等有決定性作用。如何建立焊接工藝與熱源模型之間的聯(lián)系，對(duì)焊接的溫度場(chǎng)分析具有十分重要的意義。

目前，國(guó)內(nèi)外使用較多的激光熱源模型為旋轉(zhuǎn)高斯曲面體熱源模型，模型中x，y方向的能量按高斯曲線衰減，z方向的能量不變。為了使熱源更加符合激光深熔焊的熱流分布，本文選用了如圖2所示改進(jìn)的組合熱源模型。組合熱源模型由一個(gè)呈高斯分布的面熱源和一個(gè)高斯圓柱體熱源組成。組合熱源模型可以使熱源的熱流分布主要集中于匙孔部位以體現(xiàn)激光深熔焊接過(guò)程中的“小孔效應(yīng)”，從而獲得與實(shí)際焊縫吻合良好的熔池形狀。

圖2 組合熱源示意圖

組合熱源的面熱源熱流分布表達(dá)式為

(1)

式中：α為面熱源熱流集中系數(shù)；Qs為面熱源功率；rs為面熱源效作用半徑。

體熱源熱流分布表達(dá)式為

(2)

式中：β是衰減系數(shù)；Qv為體熱源功率；rv為體熱源有效作用半徑；H為體熱源有效作用深度。在本文中不同激光功率條件下，體熱源有效作用深度H作為熱源參數(shù)均不發(fā)生改變。

激光熱源的總功率為

Qη=Qs+Qv

(3)

式中：η為熱源有效吸收系數(shù)；Q為激光熱源總功率。

本文中面熱源功率分配系數(shù)為0.4，體熱源功率分配系數(shù)為0.6。面熱源功率與體熱源功率計(jì)算公式如下：

Qs=0.4Qη

(4)

Qv=0.6Qη

(5)

1.2 有限元網(wǎng)格模型

基于已建立的三維幾何模型完成了有限元網(wǎng)格模型的構(gòu)建。鈦合金T型接頭的幾何模型尺寸如圖3(a)所示。在保證計(jì)算精度的情況下，為提高計(jì)算效率采用過(guò)渡網(wǎng)格對(duì)幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。在焊縫區(qū)域采用較為密集的網(wǎng)格劃分，在遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域采用較為稀疏的網(wǎng)格劃分，有限元網(wǎng)格模型如圖3(b)所示。節(jié)點(diǎn)數(shù)為41 020，單元數(shù)為33 280。

圖3 有限元模型建立

1.3 熱物性參數(shù)

金屬材料的熱物性參數(shù)如導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容通常隨溫度升高發(fā)生非線性變化，低溫下金屬的熱物性參數(shù)比較容易得到，但高溫下的熱物性參數(shù)很難測(cè)量。TC4鈦合金的比熱容和導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度的變化如圖4所示。

圖4 TC4鈦合金熱物性參數(shù)

2 溫度場(chǎng)模擬結(jié)果分析

2.1 熱源校核

對(duì)T型接頭進(jìn)行雙激光束雙側(cè)同步焊接試驗(yàn)，用以進(jìn)行熱源校核。采用的焊接工藝參數(shù)如下：激光功率900 W，焊接速度1.4 m/min，激光入射角30°。同時(shí)選用相同參數(shù)對(duì)T型接頭進(jìn)行溫度場(chǎng)求解。仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比如圖5所示，可以看出，模擬的熔池輪廓和實(shí)際焊縫的熔合線相近，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，證明本文所選用的組合熱源可以準(zhǔn)確地模擬T型接頭雙激光束雙側(cè)同步焊接溫度場(chǎng)。

圖5 模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖

2.2 激光功率對(duì)溫度場(chǎng)的影響

在焊接速度為1.4 m/min，入射角為30°，保持其他工藝參數(shù)不變的條件下，采用不同激光功率進(jìn)行溫度場(chǎng)仿真模擬，探究激光功率對(duì)焊縫成形的影響。選取的激光功率變化區(qū)間為650 ～1 050 W。

圖6為不同激光功率下的模擬結(jié)果。從圖6可以看出，在激光功率為650 W時(shí)，由于此時(shí)的激光功率較小，無(wú)法使T型接頭兩側(cè)的熔池貫通，且產(chǎn)生的熔池區(qū)域較小。當(dāng)激光功率增加至850 W時(shí)，由于激光焊接線能量的增加，產(chǎn)生了貫通熔池。當(dāng)激光功率繼續(xù)增至950 W時(shí)，焊縫的熔寬和熔深比850 W時(shí)有所增加。隨著激光功率的進(jìn)一步增大，焊縫的熔深和熔寬逐漸變大。激光功率達(dá)到1 050 W時(shí)，焊縫熔深過(guò)大而導(dǎo)致底板焊穿。由此可以看出，激光功率對(duì)焊縫成形有著顯著的影響，激光功率過(guò)小會(huì)導(dǎo)致蒙皮與桁條焊合度較低，而激光功率過(guò)大將會(huì)導(dǎo)致蒙皮被焊穿。因此，需要將激光功率控制在一個(gè)合理范圍內(nèi)，從而獲得成形較好的焊縫。

圖6 不同激光功率條件下的模擬結(jié)果

利用圖6所示的仿真結(jié)果進(jìn)行熱循環(huán)曲線的分析。選取如圖7(a)所示的3處節(jié)點(diǎn)進(jìn)行熱循環(huán)曲線的提取。不同激光功率下節(jié)點(diǎn)1處的熱循環(huán)曲線如圖7(b)所示，可以看出，在激光焊接過(guò)程中，由于激光熱源能量密度高，材料在短時(shí)間內(nèi)被加熱到熔點(diǎn)以上的溫度，且在高溫停留時(shí)間非常短，迅速進(jìn)入冷卻過(guò)程。激光焊接過(guò)程升溫速率比降溫速率更快，其原因是TC4鈦合金在高溫時(shí)導(dǎo)熱系數(shù)較高，隨溫度降低導(dǎo)熱系數(shù)逐漸減小，從而使熱量傳遞的速度降低。從激光功率對(duì)熱循環(huán)曲線的影響可以看出，隨著激光功率的增加，熔池的峰值溫度逐漸上升，當(dāng)激光功率為650 W時(shí)，熔池的峰值溫度為2 235 ℃，當(dāng)激光功率增至1 050 W時(shí)，熔池的峰值溫度上升至3 488 ℃。在不同激光功率的條件下，節(jié)點(diǎn)1處達(dá)到峰值溫度的時(shí)間點(diǎn)基本不變，升溫速率與降溫速率隨激光功率的增大而增加。在冷卻階段，隨著激光功率的增大，焊縫中心線上的溫度有所升高。不同激光功率下節(jié)點(diǎn)2處的熱循環(huán)曲線如圖7(c)所示，可以看出該節(jié)點(diǎn)處的溫度相比較于節(jié)點(diǎn)1處顯著降低，當(dāng)激光功率為850、950、1 050 W時(shí)，該節(jié)點(diǎn)處的溫度均達(dá)到材料熔點(diǎn)。當(dāng)激光功率降低至650 W時(shí)，該節(jié)點(diǎn)處的峰值溫度為1 424 ℃低于材料熔點(diǎn)，同時(shí)，該節(jié)點(diǎn)處的升溫速率與降溫速率低于節(jié)點(diǎn)1處。不同激光功率下節(jié)點(diǎn)3處的熱循環(huán)曲線如圖7(d)所示，各激光功率下節(jié)點(diǎn)3處的峰值溫度均低于材料熔點(diǎn),處于熱影響區(qū)范圍內(nèi)，且在該點(diǎn)處升溫速率與降溫速率顯著降低。

圖7 不同激光功率下的熱循環(huán)曲線

圖8為不同激光功率下，沿垂直于焊縫中心方向，經(jīng)過(guò)焊縫中心提取的溫度曲線，曲線提取路徑如圖8(a)所示，此時(shí)的時(shí)間步為27，時(shí)間為1.6 s，該時(shí)刻熔池已經(jīng)達(dá)到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)，熔池的溫度分布處于相對(duì)穩(wěn)定的階段，沿所選路徑提取的溫度分布如圖8(b)所示。從圖8(b)中可以得出，隨著激光功率的降低，熔池中心區(qū)域的溫度顯著降低，隨著離熔池中心的距離增加，溫度降低的趨勢(shì)逐漸減小。激光功率為1 050 W時(shí)，在垂直于焊縫中心方向上的溫度梯度最大，隨著激光功率的降低，該方向上的溫度梯度逐漸減小，當(dāng)激光功率降低至650 W時(shí)，熔池中心溫度降低至2 235 ℃，垂直于焊縫方向上的溫度梯度顯著降低。同時(shí)可以看出，激光焊接過(guò)程中產(chǎn)生的熔池區(qū)域相對(duì)較小，隨著激光功率的降低，熔池上表面熔化面積逐漸減小。

圖8 不同激光功率下熔池表面溫度梯度

3 結(jié) 論

1)采用組合熱源可以對(duì)TC4鈦合金T型接頭雙激光束雙側(cè)同步焊接溫度場(chǎng)進(jìn)行模擬，得到的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相吻合。

2)熔池的熔寬與熔深隨著激光功率的增大而增加。激光功率過(guò)小會(huì)導(dǎo)致熔池未貫通，而激光功率過(guò)大會(huì)導(dǎo)致底部焊穿。

3)通過(guò)對(duì)熱循環(huán)曲線的分析可以得出，隨著激光功率的增大，熔池中心處達(dá)到峰值溫度的時(shí)間點(diǎn)基本不變，且升溫速率和降溫速率均有所增加。在冷卻過(guò)程中，焊縫及鄰近區(qū)域的溫度隨激光功率增加而升高。

4)通過(guò)對(duì)沿垂直于焊縫中心線上的溫度分布進(jìn)行分析可以得出，激光功率的增加對(duì)熔池區(qū)域的溫度分布影響較為顯著，對(duì)遠(yuǎn)離熔池區(qū)域的溫度分布影響較小。隨著激光功率的增加，熔池前端的溫度梯度有所增加，且熔池上表面熔化面積增大。