Ti-6AI-4V钛合金电子束焊接有限元分析

吴新强，王少刚，李 燕

(南京航空航天大学 材料科学与技术学院，江苏 南京 210016)

Ti-6AI-4V钛合金电子束焊接有限元分析

吴新强，王少刚，李 燕

(南京航空航天大学 材料科学与技术学院，江苏 南京 210016)

采用有限元方法模拟分析了厚6 mm的Ti-6Al-4V钛合金电子束焊接过程，计算研究了瞬态温度场的分布特点、规律及特征点的温度变化历程，在准确计算焊接温度场的基础上通过热-应力顺序耦合，模拟计算了Ti-6Al-4V钛合金电子束焊接头的应力场的分布特征。结果表明：模拟计算的焊缝形貌与实际焊接试验所得基本吻合，焊接温度场整体呈卵形分布特征，具有明显的温度梯度；焊接接头区域呈现三维应力状态，应力分布复杂、无一定规律可循且高值应力集中于焊缝中心部位，应力峰值随距离焊缝中心距离的增加而降低，远离焊缝区域的应力峰值较低且分布及变化不明显。

Ti-6Al-4V；电子束焊接；有限元分析；温度场；残余应力

0 前言

随着Ti-6Al-4V钛合金在航空航天等领域中的应用逐渐增加，作为一种先进的焊接技术，电子束焊接在制造飞行器、航空发动机等重要承力结构的应用也日益广泛[1-2]。电子束焊接工艺具有热源直径小，瞬时热量高度集中，热循环速度快等特点[3]，导致接头区域的温度分布极不均匀，内部存在较大温度梯度，在焊接过程中，由于焊缝金属及其附近区域材料经历不同的加热膨胀与冷却收缩，易产生较大的焊接应力，焊接残余应力值甚至可能达到材料的屈服极限[4]。接头中残余应力的存在，使零件的形状尺寸不稳定，降低了焊接结构的使用性能，因此，分析研究Ti-6Al-4V钛合金电子束焊接温度场和应力场的分布特点，具有重要的理论意义和工程应用价值。热弹塑性有限元分析是目前研究三维焊接应力场的重要工具[5]，在此基于热弹塑性有限元法，采用ANSYS有限元分析软件，以厚6 mm的 Ti-6Al-4V钛合金平板对接接头作为研究对象，分析探讨了电子束焊接温度场及应力场的分布规律，以期为实际钛合金结构的电子束焊接工艺优化提供参考。

1 焊接有限元模型建立

1.1 试验材料和焊接工艺

试验材料为Ti-6Al-4V钛合金板材，化学成分为(质量分数)：w(Al)＝6.17，w(V)＝4.08，w(Fe)＝0.3，w(Si)＝0.15，w(C)＝0.1，w(N)＝0.05，w(H)＝0.015，w(O)＝0.2，试样尺寸为200 mm×100 mm×6mm，沿板材长度方向采用电子束熔透对接形式焊接，接头型式如图1所示。

图1 焊接接头型式

焊接试验设备为LARA52型真空电子束焊机，焊接时的真空度为5×10-2Pa，采用表面聚焦方式焊接。焊接时，电子束垂直于工件平面沿z方向轴入射并沿x轴正方向进行熔透对接焊，电子束工艺参数如表1所示。

表1 电子束焊接工艺参数

1.2 热源模型及假设条件

电子束焊接作为一种高能束焊接方法，与普通的电弧焊过程具有明显不同。电子束焊接时束孔的形成，使得电子束的冲击作用更大，致使焊接加热方式发生了很大变化。由于焊接温度场不仅直接通过热应变，而且还间接通过金属状态和显微组织变化引起的相变、应变，从而决定焊接接头中残余应力大小。因此，准确计算焊接温度场是分析焊接热应力和残余应力以及控制焊接质量的前提。已有的研究表明[6]，高能束焊接接头近逢区和热影响区的组织行为以及应力分布与焊缝形状有密切关系，因此应采用能够获得接近实际焊缝形状的热源模型来进行有限元分析。选用双椭球热源模型进行有限元计算，如图2所示[7]，该热源的热流密度分布能很好地反映电子束流沿深度方向进行加热焊接的特点，可对焊接温度场进行较为准确地计算[8]。

图2 双椭球热源模型

电子束焊接过程是一个复杂的物理和化学过程，包括金属蒸发反作用力形成的匙孔，高速电子流与液态、气态及离子态金属粒子之间的碰撞和能量转换，金属固、液、气三态转化相变问题等。为了分析问题方便，模拟计算时，需要对热源的加载进行以下合理简化和假设：电子束焊接为真空环境，不存在对流；不考虑相变潜热对温度场及应力场的影响；不考虑熔池内部液态金属的流动；分析中只考虑热辐射，并假设焊缝中心线所在的对称面绝热，考虑热物理参数和力学性能参数随温度的变化。Ti-6Al-4V钛合金0℃～600℃的热导率、比热容、弹性模量等参数由文献[9]查得，对已知参数进行线性拟合，并利用外推和插值法确定材料的高温热物理性能参数。

1.3 网格划分与过程控制

网格生成技术对有限元分析结果会产生较大影响，由于焊接冶金是一个随着时间和空间急剧变化的过程，为了保证计算精度和提高计算效率，并尽可能接近电子束焊接的实际情况，在此采用非均匀网格划分。具体为：焊缝附近及试板边缘区域采用四面体单元(solid90)自由划分，考虑到电子束热源集中，焊缝及附近区域的温度梯度大，采用细密的网格，最小长方体单元尺寸0.25 mm×0.5 mm×0.5 mm，最小四面体单元尺寸0.25 mm×0.25 mm(底面积)× 0.25 mm(高)；而边缘处采用稀疏的网格，最大长方体单元尺寸为3.6 mm×0.75 mm×3.3 mm；过渡区域采用映射六面体单元(solid70)进行网格划分。经过划分，整个有限元模型共有83 456个单元，111 440个节点。

电子束焊接过程的热分析属于瞬态传热分析，热源移动是将空间域离散到时间域上，通过焊缝单元的逐步热生成(HGEN)来实现，热源移动通过循环语句来控制，兼顾计算效率，焊接过程最小时间步长为0.02 s，冷却过程最小时间步长为0.2 s。考虑求解的非线性，采用完全牛顿-拉普森(FULL Newton-Raphson)平衡迭代，及时修改刚度矩阵，并对每个求解子步的第一次迭代进行预测矫正。

材料模型为热-弹塑性，因为材料非线性，应力场计算时遵循Von Mises屈服准则。采用顺序耦合法，先进行焊接温度场有限元分析，在计算过程中完成热单元与结构单元之间的转换，之后将不同时刻节点的温度作为体载荷施加到焊接结构中，从而实现热-弹塑性应力场的分析与计算。

2 计算结果和分析

2.1 温度场计算结果与分析

考虑到焊接温度场对应力场分布的实际影响，将对温度场的求解分为焊接过程和冷却过程，分别用时25 s和500 s。整个焊接过程进行至525 s时，温度场由最高温度冷至接近室温，随后继续冷却对焊接应力、应变场的影响很小，随着焊缝温度的进一步降低，接头残余应力的变化可以忽略不计。

图3为焊接过程中不同时刻(1 s、6 s、12 s、18 s)和冷却过程中不同时刻(75 s、125 s、325 s、525 s)的焊接温度场分布。由图3可知，焊接温度场在热源移动一段时间后进入准稳态，由于电子束具有很高的能量密度，加之Ti-6Al-4V的导热性较差，因此所形成的焊缝比较窄，焊接过程中温度场呈狭长的卵形分布特征，热源中心前方的等温线分布密集，温度梯度较大，随着热源的不断移动，热源后方的等温线拉长成椭圆形，且温度梯度降低。在冷却过程中焊缝附近的高温区偏向于收尾处，等温线整体上仍呈狭长卵形分布特征，这与实际焊接过程一致。

图3 不同时刻电子束焊接和冷却过程中的温度场分布

为了进一步考察和分析电子束斑运动过程中温度场的变化，对焊接进行到12 s时的温度场进行分析、提取，如图4、图5所示。

图4 沿焊接方向所选节点的温度分布

图4为焊接过程中在12 s时沿厚度方向的温度场分布剖面，呈钉状熔池形状，此时的节点温度分布为：最高温度位于熔池中心，为2877℃，最低温度位于工件的底部，为1 800℃。所有节点上的温度均高于材料的熔点，如图4b所示，熔池在此区域处于过热状态并产生气化，在重力作用下会产生一定的突起，在实际焊接实验中也观察到了焊缝下表面存在凸起。由于电子束具有极高的能量密度，热源高度集中，焊接时电子束撞击并直接作用于材料，动能转变为热能，节点温度迅速升高至2 000℃以上，并且在电子束前端具有很高的温度梯度；电子束离开加载面后，主要传热方式为热传导和辐射，焊缝中心附近的温度迅速下降，如图4c所示。图5为焊接进行到12 s时的温度场分布和垂直于焊接方向试板上所选节点的热循环曲线，由图5可知，随着距电子束斑中心距离的增加，所选节点的温度逐渐下降。在热源所到达的节点处，温度迅速升高至2 877℃，在距焊缝中心线约1.9 mm处最高温度为1 742℃，略高于Ti-6Al-4V钛合金的熔点。模拟焊缝宽度为4.0mm，计算值与实际测定值基本吻合，如图6所示(左侧为模拟计算焊缝形貌，右侧为实测形貌)，保证了焊接温度场计算的正确与准确性，同时为焊接应力场计算提供了良好基础，确保了应力分析的可靠性。

图5 垂直焊缝方向所选节点的热循环曲线

图6 模拟计算焊缝形貌与实际试验结果对比

2.2 应力场计算结果与分析

由前述温度场分析可知，无论是电子束焊接过程还是冷却过程，高温部分都主要集中在焊缝区域，势必对该区域的应力分布产生直接影响。Ti-6Al-4V钛合金电子束焊接过程与常规电弧焊接的主要区别在于电子束焊极快的加热速度，较小的热影响区及焊缝区，焊缝金属在加热和冷却过程中受到周围半凝固或已凝固金属的束缚大，导致接头焊缝区及近缝区的应力分布较为复杂。考虑到焊接实际过程，应力分析结果的提取沿焊缝长度方向舍弃起始端(10 mm)和结束端(10 mm)，取中间的180 mm，结果的提取平面如图7所示，其中A、B、C面为垂直焊缝的三个截面(A、C面与B面距离相等)，D面为焊缝中心截面。定义沿焊缝方向应力为纵向应力，垂直焊缝方向为横向应力，板材厚度方向为法向应力。

图7 应力场分析提取截面示意

D截面的应力分布如图8所示，由图8可知，沿焊缝中心线的应力分布大体对称，残余应力达到某一峰值后基本保持不变，形成稳定区，然后再逐渐减小。横向应力整体表现为压应力，在焊缝的起始端和结束端较大，而且焊缝处的上下表面与焊缝内部的应力状态有所不同，如图8b所示。依据文献[10]，横向残余应力的形成主要来源于两个方面：一是由焊缝及其附近塑性区的纵向收缩引起；二是由焊缝及其附近塑性区的横向收缩不同时性引起。横向收缩的不同时性是由于热源移动过程中对材料的加热和冷却在时间上的先后次序所造成的。焊缝中心处表面温度高于内部，表面金属先于内部金属熔化后冷却，因此无论是纵向收缩还是横向收缩都与内部金属有很大区别，在焊缝表面形成数值较小的拉应力，而内部金属则受到表面已凝固金属的制约和压迫作用而呈现压应力；纵向应力则表现为较高的拉应力，最高达841 MPa，并且焊缝内部应力峰值大于表面应力，如图8c所示；除横向应力与纵向应力外，焊接接头中还存在不容忽视的法向应力，如图8d所示，法向应力的拉应力分布与纵向应力类似，不过其峰值大幅度降低，最高为184 MPa。纵向应力和法向应力在焊缝的起始端和结束端均表现为较小的压应力。

图9为沿B截面上不同路径的残余应力分布，考虑试件的对称性，取试板的一半进行分析。焊接试件中由于自身受力平衡需要，横向的拉应力和压应力在焊缝处同时存在，横向应力沿焊缝表面为拉应力(上下表面最高分别为132 MPa和51 MPa)，而距离焊缝表面2.4 mm和4.8 mm处的焊缝内部在热膨胀时受到周围金属的拘束作用表现为压应力(分别为-104 MPa和-200 MPa)，且随着距焊缝中心距离的增大，压应力逐渐转变为较小的拉应力(约26 MPa)，如图9b所示。纵向应力呈明显的抛物线下降趋势变化，且焊缝内部的应力大于焊缝表面，如图9c所示，当电子束热源移动到该部位，使其温度急剧上升，焊缝及近缝区材料在弹性变形阶段经历的热膨胀、以及纵向压缩热应力作用的时间短且集中。此外，材料所受到焊接方向的纵向压缩作用大于横向作用，当热应力在瞬间超过Ti-6Al-4V钛合金的屈服极限时，便发生压缩塑性变形[11]。热源离开后，焊缝区材料逐渐凝固并逐渐恢复强度，由于先凝固材料对后凝固的材料不可避免地产生各种拘束作用，焊缝及近缝区材料表现为拉应力。接头焊缝区的纵向残余拉应力数值为670～825 MPa，且应力值的大小与y轴之间的距离有关，随着距焊缝中心距离的增加，纵向应力值逐渐下降并转化为较小的压应力。若取整个试板进行分析，纵向应力分布呈明显的倒“V”形式，随着距焊缝中心距离的增加，残余应力值逐渐降低并趋于稳定。法向应力随着距焊缝中心距离的增加而逐渐减小，表现为较小的拉应力，但在距离焊缝中心约3mm处有明显的波动，形成一个较窄的压应力分布区间，如图9d所示。

图8 D截面沿不同路径的应力分布

在截面A与截面C中，各向路径的残余应力大小及分布趋势与截面B大体相当，最高纵向应力分别达到842 MPa和803 MPa，就整个焊接热循环过程而言，截面A首先受到热作用，并且高温经历时间相对较短，冷却速度也略快于截面B，应力在短时间内产生并在随后的快速冷却中得到保留；截面B经历较宽的高温区间和相对较长的冷却时间，应力在一定程度上有所降低。经过计算，截面A与截面C的残余应力大小和分布区间如表2所示。

Ti-6Al-4V钛合金电子束焊接焊缝区域存在着复杂的三维应力状态，综合以上对不同截面上沿各向路径的应力分析可知，高值应力分布具有以下特征：沿焊缝方向最高值残余拉应力和压应力分别位于截面D的路径Z2(Z＝2.4 mm)和路径Z1(Z＝0 mm)上；垂直焊缝方向的截面A、B、C中，最高值与最低值残余应力分别是位于截面A路径Z6(Z＝2.4 mm)上的纵向拉应力和位于Z5(Z＝0 mm)路径的横向压应力。

表2 截面A与截面C所选取路径的应力分布范围

3 结论

(1)采用计算机模拟实现了Ti-6Al-4V钛合金电子束焊接过程，分析了焊接时三维瞬态温度场的分布特征，并通过热—力耦合计算得到了相应的应力场分布。

(2)焊接温度场有限元分析表明，Ti-6Al-4V钛合金电子束焊接过程中温度场整体呈明显温度梯度的卵形分布特征，高温区集中于焊缝两侧距焊缝中心约2 mm的区域内，该区域为应力分布的主要区域。模拟计算出的焊缝形貌与实际焊接实验得到的基本吻合。

(3)应力场有限元分析表明，Ti-6Al-4V钛合金的电子束焊接试样，在焊缝区域很窄的范围内存在复杂的三维残余应力。沿焊缝方向，焊缝中部具有较高的纵向残余应力值，横向应力和法向应力值较小；垂直于焊缝方向，高值应力集中于焊缝处，各向应力呈抛物线下降或上升后趋于一稳定的数值区间；各向残余应力沿厚度方向分布不均匀。

图9 A截面沿不同路径应力分布

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Finite element analysis of Ti-6Al-4V titanium alloy welding by EBW

WU Xin-qiang，WANG Shao-gang，LI Yan
(College of Material Science and Technology，Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，Nanjing 210016，China)

The electron beam welding of Ti-6Al-4V titanium alloy with 6 mm thickness is simulated by using finite element analysis.The distribution features and regularities of transient temperature field and temperature variation curves of feature points are analyzed.Indirect coupling of thermal-stress is fulfilled based on the analysis of temperature field，and the stress distribution of Ti-6Al-4V titanium alloy joint by electron beam welding is calculated.Results show that the weld appearance of numerical simulation basically tallies with that of welding experiment，and the shape of temperature field is typically oval with obvious temperature gradient.The stress state of welded joint presents the characteristic of three-dimension residual stress.The distribution of stress is complex and appears randomly in this region，and moreover，the high value stress concentrates on the center of weld metal.However，the peak value stress becomes low with the distance from the weld center.Low stress far away from the weld center and the variation of stress distribution is not great.

Ti-6Al-4V；electron beam welding(EBW)；finite element analysis；temperature field；residual stress

TG456.3

A

1001-2303(2011)06-0006-07

2010-08-09

吴新强(1986—)，男，江苏徐州人，硕士，主要从事焊接材料的研究工作。