周能淦，楊吟飛，慕壯，黃永德，余杰

(1. 南京航空航天大學(xué) 機(jī)電學(xué)院，江蘇 南京 210016；2. 南昌航空大學(xué) 江西省航空構(gòu)件成形與連接重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江西 南昌 330063；3. 中國(guó)航發(fā)動(dòng)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(jī)匣外環(huán)與內(nèi)環(huán)通過60個(gè)支承葉片以電子束焊接連接。焊縫處分布復(fù)雜且大梯度的殘余應(yīng)力不僅可能導(dǎo)致焊縫開裂，而且降低機(jī)匣部件的幾何精度和壽命[1]，必須在制造過程中予以調(diào)減幅值和均勻化控制。

目前工程應(yīng)用中較為常見的機(jī)械結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力調(diào)減方法包括自然時(shí)效、熱時(shí)效和振動(dòng)時(shí)效等(vibration stress relief, VSR)方法。其中，振動(dòng)時(shí)效耗能少，效率高且對(duì)環(huán)境影響小，是調(diào)減焊接殘余應(yīng)力的主要方法?，F(xiàn)在一般認(rèn)為，振動(dòng)時(shí)效原理是利用激振裝置運(yùn)作產(chǎn)生一定振幅和頻率的動(dòng)應(yīng)力，與工件內(nèi)部殘余應(yīng)力的數(shù)值疊加和大于材料微觀屈服強(qiáng)度，從而產(chǎn)生塑性變形，殘余應(yīng)力得以松弛[2-3]。

各國(guó)研究學(xué)者對(duì)振動(dòng)時(shí)效技術(shù)和效果進(jìn)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(duì)VSR效果的影響。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，對(duì)于非共振振動(dòng)，應(yīng)力降低程度更取決于激振振幅；對(duì)于共振振動(dòng)，應(yīng)力降低程度更取決于激振頻率。EBRAHIMI S M等[5]通過研究VSR對(duì)焊接鋼懸臂梁結(jié)構(gòu)應(yīng)力的影響也得出類似的結(jié)論。GAO H J等[6-7]研究了VSR處理時(shí)振幅對(duì)金屬板件疲勞行為的影響。其結(jié)論是，在一定振幅范圍內(nèi)VSR可以提高7075-T651鋁合金的最大疲勞壽命，此外較低幅值時(shí)效對(duì)Ti-6Al-4V鈦合金可有效消減應(yīng)力，對(duì)其疲勞壽命影響甚微。還有研究表明，VSR在調(diào)減殘余應(yīng)力的同時(shí)對(duì)構(gòu)件幾何變形幾乎沒有影響[8-9]?？梢奦SR良好的殘余應(yīng)力調(diào)減效果，且時(shí)效參數(shù)決定了時(shí)效效果的優(yōu)劣。

當(dāng)前VSR方法主要應(yīng)用于板、梁等簡(jiǎn)單結(jié)構(gòu)的零部件[10-11]，而針對(duì)類似發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)匣的復(fù)雜構(gòu)件中局部區(qū)域應(yīng)力的VSR調(diào)減研究鮮有報(bào)道。因此，本文針對(duì)機(jī)匣部件中焊縫處局部高應(yīng)力的調(diào)減需求，分析機(jī)匣部件的整體模態(tài)振型特征和應(yīng)變量，設(shè)計(jì)等效工藝試驗(yàn)?zāi)Ｐ汀⒄駝?dòng)工藝參數(shù)和裝夾方式，研究復(fù)雜構(gòu)件中局部復(fù)雜應(yīng)力的VSR調(diào)減和均勻化工藝。

1 技術(shù)路線

機(jī)匣中局部焊縫應(yīng)力調(diào)減的關(guān)鍵在于通過合適振型在焊縫處施加合理的振動(dòng)載荷，因此需對(duì)機(jī)匣構(gòu)件進(jìn)行模態(tài)分析，獲得機(jī)匣焊縫處的應(yīng)變振型，進(jìn)而設(shè)計(jì)出等效工藝模型，開展工藝研究。TC4鈦合金機(jī)匣焊接殘余應(yīng)力振動(dòng)時(shí)效調(diào)減工藝研究的技術(shù)路徑如下：

1)獲取機(jī)匣幾何特征、材料參數(shù)和焊縫殘余應(yīng)力分布；2)建立機(jī)匣有限元模型和等效工藝試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，并進(jìn)行模態(tài)分析；3)獲取機(jī)匣和工藝試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷母麟A應(yīng)變振型和相應(yīng)固有頻率；4)在步驟1)和步驟3)的基礎(chǔ)上確定裝夾位置，并確定激振頻率；5)在步驟4)的基礎(chǔ)上進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

2 模態(tài)分析

2.1 機(jī)匣有限元模型建立及材料設(shè)置

根據(jù)機(jī)匣的幾何特征，適當(dāng)刪減部分不影響計(jì)算結(jié)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(gè)，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖1所示。將機(jī)匣三維模型導(dǎo)入到有限元分析軟件中，設(shè)置模態(tài)分析涉及的TC4鈦合金材料力學(xué)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(jī)匣有限元模型

2.2 機(jī)匣焊縫表面殘余應(yīng)力

機(jī)匣外環(huán)以中心對(duì)稱分布的四邊形接頭及測(cè)點(diǎn)如圖2所示。5個(gè)測(cè)點(diǎn)P1、P2、P3、P4和P5分別位于左側(cè)母材區(qū)、左側(cè)焊縫、中心母材區(qū)、右側(cè)焊縫和右側(cè)母材區(qū)，相鄰測(cè)點(diǎn)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(jī)匣焊接接頭和測(cè)點(diǎn)

采用X射線衍射法對(duì)焊接接頭的表面殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)量。應(yīng)力測(cè)試系統(tǒng)參數(shù)設(shè)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(zhǎng)為K-Alpha，半高寬定峰，準(zhǔn)直管直徑1mm。

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

圖3 機(jī)匣焊接接頭表面殘余應(yīng)力

2.3 機(jī)匣模型的模態(tài)分析

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

圖4 機(jī)匣低階應(yīng)變模態(tài)振型(48 Hz)

圖5 機(jī)匣高階應(yīng)變模態(tài)振型(272 Hz)

此外，通過對(duì)比可以看出，這兩種振型對(duì)應(yīng)的機(jī)匣響應(yīng)特征均為彎曲變形。相對(duì)于低階應(yīng)變振型，高階應(yīng)變振型在外環(huán)處具有更多的共振峰數(shù)量，機(jī)匣變形程度也更復(fù)雜。這說明機(jī)匣參與共振的區(qū)域增多，更有利外環(huán)焊縫殘余應(yīng)力的消減和勻化。故272Hz自然頻率下的應(yīng)變振型可作為工藝試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)的參考。

2.4 工藝試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

由于焊縫面的曲率僅為2.2×10-3，因此工藝試驗(yàn)?zāi)Ｐ涂稍O(shè)計(jì)成平板結(jié)構(gòu)，其長(zhǎng)度取一個(gè)模態(tài)振型的共振峰跨度，寬度、厚度均與機(jī)匣外環(huán)一致，最后得到尺寸為270mm×110mm×4mm工藝試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D6所示。

圖6 工藝試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

2.5 工藝試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷臒o約束模態(tài)分析

通過對(duì)工藝試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜔o約束模態(tài)分析其前10階應(yīng)變振型，發(fā)現(xiàn)自然頻率346Hz對(duì)應(yīng)振型呈1階對(duì)稱彎曲變形，且高應(yīng)變區(qū)與焊接區(qū)域近乎重合，為振動(dòng)時(shí)效適用振型，其振型如圖7所示。

圖7 頻率346 Hz對(duì)應(yīng)振型

2.6 振動(dòng)頻率和裝夾方式的確定

工藝試驗(yàn)?zāi)Ｐ蚔SR激振頻率、裝夾方法等主要由機(jī)匣模態(tài)分析獲得的應(yīng)變振型特征決定。模態(tài)頻率272Hz對(duì)應(yīng)的機(jī)匣共振峰區(qū)域應(yīng)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(yīng)變值，路徑如圖9所示，路徑上的應(yīng)變分布如圖10所示。可以看出特征區(qū)域路徑上的應(yīng)變總體上呈線性變化趨勢(shì)。因此，可以用應(yīng)變降Δε來表征模態(tài)振型應(yīng)變特征，其計(jì)算公式可由式(1)表示。

圖8 頻率272 Hz對(duì)應(yīng)機(jī)匣振型應(yīng)變?cè)茍D

圖9 共振峰處應(yīng)變路徑

圖10 路徑上的應(yīng)變分布

(1)

式中：ε0為起點(diǎn)的應(yīng)變；ε1為終點(diǎn)的應(yīng)變；L為路徑總體長(zhǎng)度。機(jī)匣應(yīng)變振型共振峰處的平均應(yīng)變降Δε=2.4×10-6mm-1。

通過參考機(jī)匣共振峰區(qū)域的應(yīng)變特征和2.5小節(jié)所得振型圖，開展工藝試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃s束模態(tài)分析，以此確定裝夾位置。本文擬在頻率346Hz對(duì)應(yīng)工藝試驗(yàn)?zāi)Ｐ臀灰普裥偷墓?jié)點(diǎn)處進(jìn)行裝夾方式的試驗(yàn)，并通過長(zhǎng)度方向中心對(duì)稱處返回的應(yīng)變分布規(guī)律來評(píng)價(jià)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(jìn)行含約束的模態(tài)分析時(shí)，得到焊接區(qū)域的應(yīng)變降Δε=2.79×10-6mm-1，與機(jī)匣共振峰區(qū)域的應(yīng)變降偏差僅16.2%。此時(shí)工藝試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷墓逃蓄l率為647Hz。

圖11 裝夾方案示意圖

3 實(shí)驗(yàn)研究

3.1 試件材料制備

實(shí)驗(yàn)對(duì)象為退火態(tài)的TC4鈦合金焊接板件，選擇I型坡口的對(duì)接焊接，接頭裝配間隙<0.1mm。焊接時(shí)先對(duì)中心焊塊的4個(gè)頂點(diǎn)進(jìn)行TIG定位點(diǎn)焊，以防止焊接過程不均勻能量場(chǎng)對(duì)焊件尺寸精度及焊縫質(zhì)量的不利影響，再進(jìn)行兩焊板配合面的電子束焊接。

3.2 測(cè)量方法

由于X射線衍射儀對(duì)表面粗糙度過大、表面不平整、內(nèi)部微觀缺陷嚴(yán)重等不良表面特征難以進(jìn)行有效準(zhǔn)確的測(cè)量，而焊縫表面明顯存在凹凸不平的現(xiàn)象。故實(shí)驗(yàn)選擇測(cè)量位置如圖12所示，測(cè)點(diǎn)分別位于距離試件長(zhǎng)邊對(duì)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(yuǎn)離焊縫母材區(qū))，且對(duì)每一測(cè)點(diǎn)均在同一位置附近測(cè)5次取均值以減小誤差。

圖12 焊件測(cè)量位置示意圖

3.3 振動(dòng)時(shí)效過程

圖13為振動(dòng)系統(tǒng)示意圖。采用直耦式電動(dòng)振動(dòng)試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行激振臺(tái)式振動(dòng)時(shí)效，其激振頻率最高可達(dá)2800Hz，激振臺(tái)最大加速度可達(dá)10g。振動(dòng)時(shí)效所需硬件設(shè)備主要包括激振器、激振平臺(tái)、控制計(jì)算機(jī)、拾振器和夾具等。振前須根據(jù)被測(cè)構(gòu)件應(yīng)力消除部位，選取并測(cè)試熱振時(shí)效處理前的殘余應(yīng)力值。然后基于本文設(shè)計(jì)的裝夾方案，將被測(cè)構(gòu)件固定在振動(dòng)平臺(tái)上，并于構(gòu)件中心焊塊處安裝好拾振器。振前在0～1000Hz頻率范圍內(nèi)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(jié)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(dòng)時(shí)效處理，待振動(dòng)結(jié)束后，測(cè)試時(shí)效后的殘余應(yīng)力。

圖13 振動(dòng)系統(tǒng)示意圖

3.4 結(jié)果分析

振動(dòng)時(shí)效前后實(shí)驗(yàn)焊件橫向殘余應(yīng)力的測(cè)試結(jié)果如圖14所示，振動(dòng)時(shí)效前后實(shí)驗(yàn)焊件縱向殘余應(yīng)力的測(cè)試結(jié)果如圖15所示。

圖14 VSR前后x向殘余應(yīng)力測(cè)試結(jié)果

圖15 VSR前后y向殘余應(yīng)力測(cè)試結(jié)果

從振動(dòng)時(shí)效處理結(jié)果可以看出，四邊形焊接接頭振前橫向與縱向殘余應(yīng)力呈現(xiàn)極大的不均勻性。橫向峰值應(yīng)力位于焊趾處，而遠(yuǎn)離焊趾的母材和焊塊表現(xiàn)出較低的應(yīng)力水平?？v向應(yīng)力分布主要表現(xiàn)出較大的波動(dòng)性，振動(dòng)處理后峰值應(yīng)力有所下降，應(yīng)力分布不均勻性也有所降低。由圖14可知，上部橫向殘余應(yīng)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(yīng)力峰值降幅最高也分別達(dá)到了26.7%和21.4%。

應(yīng)力均化率A表征一定區(qū)域范圍內(nèi)峰值殘余應(yīng)力相對(duì)于區(qū)域內(nèi)平均殘余應(yīng)力水平的離散程度的變化率，根據(jù)振動(dòng)時(shí)效評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)[13]，可由式(2)表示。

(2)

焊件上部、中部、下部的橫向應(yīng)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(yīng)力勻化率分別為39.0%、41.8%、24.5%。綜上，通過本文設(shè)計(jì)的裝夾方式進(jìn)行振動(dòng)時(shí)效處理對(duì)焊接接頭不同區(qū)域的應(yīng)力影響不盡相同，總體而言上部的峰值應(yīng)力消減和勻化效果都較為突出。這是由于振動(dòng)時(shí)效過程使得焊件上部區(qū)域產(chǎn)生較大的動(dòng)應(yīng)力，而基于振動(dòng)時(shí)效機(jī)理，一定范圍內(nèi)動(dòng)應(yīng)力越大，構(gòu)件殘余應(yīng)力釋放量越高。實(shí)驗(yàn)焊件整體殘余應(yīng)力有了較好的消除和勻化效果，這表明振動(dòng)時(shí)效對(duì)含四邊形焊接接頭的工件有較強(qiáng)的可行性。

4 結(jié)語(yǔ)

1)基于機(jī)匣結(jié)構(gòu)、應(yīng)力分布及模態(tài)特征，設(shè)計(jì)了等效工藝試驗(yàn)?zāi)Ｐ?。通過對(duì)機(jī)匣和工藝試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膽?yīng)變振型特征分析確定裝夾方式，并結(jié)合掃頻結(jié)果確定激振頻率600Hz。

2)結(jié)合分析得到的振動(dòng)時(shí)效參數(shù)和掃頻的共振頻率進(jìn)行振動(dòng)時(shí)效處理，焊接接頭峰值殘余應(yīng)力均有所下降，最高應(yīng)力消減率可達(dá)30.8%；整體應(yīng)力勻化效果明顯，最高應(yīng)力勻化率可達(dá)41.8%。這表明采用該方法的振動(dòng)時(shí)效處理可用于實(shí)現(xiàn)機(jī)匣局部復(fù)雜應(yīng)力的調(diào)減和均勻化。