TC17钛合金广泛应用于航空发动机风扇盘、压气机盘和大截面的锻件，可以采用氩弧焊、电子束焊和摩擦焊等多种方法焊接，焊接接头的力 金俊龙，万晓慧，郭德伦
（中国航空制造技术研究院航空焊接与连接技术航空科技重点实验室，北京 100024）
[摘要] 对TC17钛合金平板的氩弧焊焊接和焊后热处理过程进行了数值模拟，模型中考虑材料相变和蠕变，计算得到焊接和热处理过程中的温度场演变情况和热处理前后残余应力分布规律。结果表明，由于存在较大的热输入， 焊后产生了较大的残余应力，焊缝附近的HAZ 区域纵向残余拉应力达到了650MPa 左右，热处理后降低至160MPa 左右。采用小孔法和X 射线衍射仪测量了试件的残余应力，模拟计算得到的残余应力值与小孔法测试结果符合性较好。
关键词： 钛合金；数值模拟；焊接；热处理；残余应力DOI:10.16080/j.issn1671–833x.2019.12.030
热处理对焊件残余应力影响的研究报道较少，董欣勇[6]研究了电子束焊接和焊后电子束局部热处理过程的温度场和应力场分布规律，其电子束局部热处理采用移动热源，对残余应力的模拟未考虑材料的相变、蠕变等因数的影响。本文利用Sysweld 有限元软件对TC17钛合金平板的氩弧焊接和焊后热处理的过程进行数值模拟，重点研究了热处理前后残余应力演变情况。通过小孔法与X 射线测量了残余应力，对比实测结果与计算结果，验证了计算方法的可靠性。
有限元模型及分析步骤1 焊接及热处理工艺
试验所用设备为六轴弧焊机器人，在焊接过程中，焊、拖斗和夹具的垫板上的小孔内均通有氩气作为
保护气体，
保护焊缝免受外部气氛的影响，
同时在焊内通水冷却。焊接工艺参数为：电弧电压9.5V ，学性能是影响焊接结构设计和使用的重要因素[1–4]。对钛合金采用氩弧
单向排水阀
焊焊接后，由于具有较大热输入，带
来较大的残余应力，必须采用焊后热处理。钛合金的焊后热处理工艺的制定以降低残余应力为准则，工程规范规定的热处理工艺一般针对整体真空热处理，但是在对整体叶盘的受损叶片完成氩弧焊补片修复后，为避免对未修复区带来有害影响，对焊缝的热处理必须采用局部热处理。局部热处理温度曲线的设定与整体热处理不同，为避免对零件其他区域带来影响，希望缩短热处理保温时间。
通过有限元的方法模拟计算焊接和
热处理后工件的残余应力分布情况，对焊接和热处理工艺的制定具有重
要的工程意义。
目前，对焊接过程残余应力的模拟研究报道较多，如Yaghi 等[5]采用数值模拟和试验相结合的方法研究了P91钢管的焊接残余应力分布。焊后
金俊龙
硕士，工程师，主要研究方向为摩擦焊工艺、焊接过程数值模拟、航空发动机损伤修复技术。top技术
焊接电流90A ，焊接速度4mm/s ，送丝速度6.7mm/s ，焊内氩气流量15L/min ，拖斗和垫板内氩气流量5L/min 。
焊接试件冷却至室温后，采用感应加热的方式对焊缝左右两侧20mm 的区域进行焊后局部热处理，热处理的温度为（650±10）℃，控温精度为±5℃，热处理过程通氩气保护，保温时间为15min 。2 材料性能参数
试验所用材料为方块锻件，焊接试样为由锻件机加工而成的厚2.2mm 的板材。TC17的化学成分如表1所示。
建立的TC17钛合金材料模型中的材料参量有：弹性模量、屈服强度、泊松比、热应变、热导率、比热
容、密度等，模型中还包含材料的应变硬化、相转变、材料蠕变关系。所用焊丝与母材TC17成分相同。图1为计算中采用的部分材料基础性能数据，包括热应变L 、泊松
比NU 、屈服强度Yield 、弹性模量
E 、热导率λ。3 物理模型
两块TC17钛合金平板对接焊，焊接过程中两块板上在距离焊缝40mm 的位置通过夹具压紧进行位置约束，每块试板的尺寸为110mm × 80mm ×2.2mm ，焊缝长80mm 。
建立的计算模型与实际焊接试板尺寸为1∶1的比例，模型节点总数为32412个，单元49968个，焊缝上的焊丝填充物在焊前材料属性为空，随焊接过程熔池的前移逐渐被赋予真实材料属性。在焊缝左右两侧各10mm 的区域对网格划分进行细化。表面考虑了对流和辐射，计算中对模型的约束与实际焊接过程相同。在模拟过程中热效率取为0.75，计算模型如图2所示。
试件经过焊接并冷却至室温后，紧接着进行了热处理过程模拟，焊接和热处理后均采用空冷的方式冷却至室温。
计算结果与讨论
1 过程温度场
计算得到焊接过程温度场如图3所示，移动的电弧产生了一个移动的焊接温度场，计算结果显示熔池中心位置最高温度达到了1927℃，而边缘温度却接近室温，焊缝温度自焊缝中心向两侧逐渐递减，熔池附近温度梯度最大。
对焊接过程温度场分布图分析可知，温度场分布有3个主要的温度区间：第1个是高于1650℃的区间，该区间温度高于TC17钛合金的熔点，因此在温度场分布中这部分即为焊接熔池；第2个区间为890~1650℃之间，该区间温度高于TC17钛合金的β转变点，在焊接过程中，这部分的材料发生β转变，冷却到室温后该区域常可见原始β晶粒，属于近热影响区；第3个温度区间是650~890℃，该区域虽然低于相变点温度，但是在这个温度范围仍然会对材料的组织和性能产生影响，该区域称为远热影响区。
试件焊后沿垂直于焊缝的方向截取金相试样，采用光学显微镜分析显微组织形貌，与计算得到的熔池温度场进行对比分析，如图4所示，焊缝区可以观察到明显的析出板条α相，呈现典型的网篮状，并存在明显的β晶界，这些β晶界是熔焊过程中合金从高温冷却时保留下来的。近热影响区超过了β转变温度，晶粒粗化，属于过热组织，均容易辨别，远热影响区α相发生部分溶解，比较显示焊缝微观组织形貌与模拟的温度分
图1 TC17材料参数
Fig.1 Material parameters of TC17
电厂水处理图2 计算模型Fig.2 Numerical model
表 1 TC17钛合金化学成分（质量分数）
Table 1
Chemical composition of TC17 titanium alloy
%
Y
Z
X
（a ）焊接中（10s ）温度场（c ）热处理开始时（360s ）温度场
（b ）焊接结束（20s ）温度场
网架滑动支座
（d ）热处理升温过程中（382s ）温度场
图3 温度场演变
通讯继电器
Fig.3 Evolution of temperature field
图4
焊缝金相组织和计算温度分布对比
Fig.4 Comparison of microstructure and calculated temperature distribution of weld seam
布区间比较吻合。
选取试板中部焊缝边的焊趾处一点为特征点进行分析，温度曲线如图5所示，在熔池到达该区域后，特征点温度在3s 内从室温迅速升至1927℃，平均升温速率达到了642℃/s ，在熔池继续前移后，特征点温度迅速降低，在随后的20s 内，降至400℃以下，平均降温速率达到了76℃/s ，随后降温速率降低，试件温度缓慢趋于一致并降至室温。在热处理阶段，试件以25℃/s 的速率升到600℃，随后缓慢达到650℃的热处理温度，热处理过程结束后，在热辐射和对流作用下降至室温。
图5 焊缝中心点温度随时间变化曲线Fig.5 Temperature curve of weld center point
残余应力预测及验证
目前，测试残余应力的方法大致分为破坏性的应力释放法（如切割法、小孔法等）和非破坏的无损测试方法（超声波法、X 射线衍射、中子射
线衍射法等）[7–8]
。除超声波法外，其他方法的共同点都是测定应变，再通过弹性力学定律由应变计算出应力
（a ）焊接过程中（10s ）等效应力分布（c ）热处理前（400s ）等效应力分布（b ）焊接结束（20s ）等效应力分布
（d ）热处理后（1860s ）等效应力分布
图6 焊接和热处理过程中纵向应力分布云图
Fig.6 Contour of longitudinal stress distribution during welding and heat treatment
图7 纵向残余应力曲线
Fig.7
Longitudinal residual stress curve
2 残余应力场
图6为焊接和热处理过程中的等效应力云图，可以得出，焊接开始热源还没有作用到焊件上时，焊件上等效应力为0；随着热源移动，由于熔池附近受热膨胀，而周围温度较低，受到拘束作用，在熔池周围产生了压缩塑性变形，产生压应力，焊接过程熔池前端的压应力达到了–260MPa 左右；随着热源继续前移，该处温度下降引起收缩，周围的材料限制其收缩，产生拉伸塑性变形，最终产生了纵向残余拉应力。
在试板中心选取特征点进行研究，图6（d ）中试板中间从焊趾往外选取4个点1、2、3、4，其距离中
心点距离依次为2.5mm 、5mm 、7.5mm 、15mm ，得到其应力–时间演化曲线如图7所示。可知焊后焊趾处的点1纵向残余应力拉应力值达到650MPa 左右，热处理过程开始后焊缝处的纵向残余应力值迅速下降，从650MPa 降至300MPa 以下。这是因为随着温度升高，材料的弹性模
量和屈服强度值降低，残余应力值迅速降低，随着保温过程进一步降低至130MPa 左右，在保温过程中，材料发生蠕变，应力得到逐步释放，在随后的冷却过程，因为材料弹性模量和屈服强度值升高，纵向残余应力值回升至192MPa 。在消除夹紧力后，试样恢复自由状态，残余应力水平降至160MPa
左右。
图8 残余应力验证点位置
Fig.8 Residual stress verification point location
（a ）H –H 方向各点热处理前后纵向残余应力（b ）
V –V 方向各点热处理前后纵向残余应力图9 各测量点残余应力有限元计算结果
Fig.9 Residual stress calculated by FEM at measuring points
值。由于X 射线法测定残余应力根据晶面间距的变化来确定应变，因此可以测定很小范围内的应变[9]。
小孔法的原理是先在测量残余应力位置黏贴好应变片，应变片中心钻孔释放应力，应力释放产生应变，通过应变片测量数值，根据应力应变关系计算出残余应力。
焊缝的组织比较复杂，采用X 射线衍射法测量焊缝点的应力误差较大[10]，因此验证焊缝边的H –H 方向和垂直于焊缝的V –V 方向应力分布。H –H 方向每隔5mm 分布1个
点，V –V 方向在近焊缝5个点间隔2mm ，如图8所示。各个特征点通过模拟计算得到的热处理前后残
余应力值如图9所示。图9（a ）显示纵向残余应力在H –H 方向中间部位最高，焊后达到了675MPa ，结合垂直于焊缝方向的截面（V –V 方向），由图9（b ）可知，纵向残余应力在近焊缝区域为拉应力，往远离焊缝方向转为压应力，在距离焊缝中心约7.5mm 的位置点达到了–100MPa ，热处理后近焊缝区的拉应力峰值得到明显降低，降至155MPa 。母材的屈服强度约为1100MPa ，接头纵向残余应力在焊后约为母材屈服强度的60%，经过焊后热处理后降低到低于屈服强度的15%。
由于焊件的横向残余应力相比于纵向残余应力较小，采用XRD 与小孔法测量了图8所示各点的纵向
电子束焊接
（b ）热处理后各点纵向残余应力
图10 H –H 方向各点的计算与测量应力值对比
Fig.10 Comparisons of calculated and measured stresses at points in H –H direction
（a ）焊后各点纵向残余应力残余应力，并与模拟计算得到的结果对比，如图10所示，采用小孔法测量的结果比XRD 测量的结果分
散度小。结果显示计算得到的残余
3.5H
H
V
V
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