鈦合金具有密度小、比強度高、耐熱、耐蝕性好、可加工性及抗疲勞性優良等優點。焊接是鈦合金在工業應用過程中的重要技術[1]。鈦合金屬于活潑金屬，在焊接過程中易產生缺陷，熱源加載不均勻且快速，在焊接件中易產生殘余應力與畸變，影響其結構穩定、承載能力和抗疲勞性能[2]。焊接過程涉及變量較多，以生產經驗指導焊接成本較高且不符合實際，因此有必要通過計算機數值模擬獲得焊接過程的定量認識[3]。

楊露等[4]對TC4?ＥＬＩ合金夾角為171.98°的對接多層焊進行模擬，并對其殘余應力分布進行試驗驗證。曾澤群等[5]運用彈性有限元方法計算了TC4鈦合金Ｖ型坡口對接焊殘余應力的釋放，但試驗結果與模擬值仍存在一定誤差。李良碧等[6]對TC4及Ti80鈦合金焊后熱處理過程進行模擬，發現Ｎｏｒｔｏｎ蠕變模型對焊后熱處理過程進行數值模擬比較合理。劉文明等[7]探究了不銹鋼多層多道焊后熱處理對殘余應力的影響，發現模擬值與測量值仍存在一定誤差。呂劉帥等[8]對鎳基合金管道Ｖ型坡口焊接及熱處理過程進行了模擬，發現適當升高溫度進行焊后熱處理，可以在短時間內有效降低殘余應力。杜永勤等[9]研究了不同熱處理對TC4合金鎢極氬弧焊接頭的影響，發現650℃×1h條件下焊接件力學性能最好。目前已有研究中針對TC4鈦合金中厚板多層鎢極氬弧焊及焊后熱處理的模擬少有涉及，本文針對某廠生產的車輛用懸架結構件TC4鈦合金焊接件，使用Ａｎｓｙｓ建立其焊接部位的等效數值模型，探究焊接及焊后熱處理過程中的溫度及應力變化規律，并分析接頭組織的變化。

1、試驗材料與方法

1.1　試驗材料

試驗材料為兩塊300mm×150mm×20mm的退火態TC4鈦合金板，主要化學成分如表1所示，顯微組織如圖1所示，為等軸組織形貌，其中β相破碎嚴重，均勻分布于α相基底上，焊縫處填充材料為同質TC4合金實心焊絲。

1.2　試驗方法

焊接模擬基于國內某廠手工鎢極氬弧（Ｔｕｎｇｓｔｅｎｉｎｅｒｔ?ｇａｓ，TiＧ）焊參數：接頭類型為對接接頭，開60°Ｘ型坡口，焊接道數為7道。氬氣純度≥99.99％，氣流量為25L/min，焊接速度為2.5mm／ｓ，焊接工藝參數如表2所示。熱源模型選擇高斯分布的面熱源[10]，使用生死單元技術模擬雙面交替多道焊時焊絲填充。為了明確掌握焊接件在焊接及焊后熱處理過程中的溫度場、應力場等變化規律，假設鈦合金板處于理想狀態，僅考慮熱的作用，而不受其他任何外加載荷，也不考慮初始應力和變形狀態。綜合考慮模擬精度及計算效率，將靠近焊縫處網格進行加密，模型共劃分為25550個單元格，為定量分析各方向溫度及應力變化，建立特征線ｐａｔｈ1，同時，采用Ｘ射線衍射法沿ｐａｔｈ1對焊接件殘余應力進行檢測，如圖2（ａ）所示，焊接坡口及焊接順序如圖2（ｂ）所示。焊后熱處理（Ｐｏｓｔ?ｗｅｌｄｈｅａｔｔｒｅａｔｍｅｎｔ，ＰＷＨＴ）工藝為650℃保溫4ｈ，升溫和冷卻速度控制在200℃／ｈ以下。

2、結果與討論

2.1　溫度場模擬結果及分析

由于焊接過程中使用到局部高度集中的移動瞬時熱源，產生不均勻和不穩定的溫度場是引起焊接畸變的根本原因。因此溫度場的準確性是分析應力應變的前提。如圖3所示，熱源加載處溫度最高為2056.5℃，溫度線由熱源朝母材區及厚度方向均勻擴散，逐漸下降，熱源前方的等溫線相對密集，溫度梯度較大；熱源后方等溫線較稀疏，溫度梯度較小，又由于TC4鈦合金的導熱性能差，所以溫度場云圖范圍小。雖然各層溫度變化規律相同，但由于熱源瞬時給焊接構件的熱能不同，各層焊縫所能達到的溫度也不同，其中第1層焊的峰值溫度最低（2183.6℃），第5層最高（2337.8℃），如圖4（ａ）所示。打底焊在后續正反面交替焊接時會經歷多次焊接熱循環的“熱處理”作用，填充層和蓋面層焊縫同樣也經歷了不同特征的熱循環，第1、4、7層焊縫中心點溫度變化如圖4（ｂ）所示。

TC4鈦合金的性能由組織決定，分析上述焊接工藝對接頭組織的影響：在焊接冷卻階段，焊縫處熔池凝固轉變為高溫β相，柱狀晶以晶界跳躍式位移的方式競相生長。由于焊縫冷卻速度較快，抑制了晶粒的擴散分解，在晶粒內部，體心立方的β相以切變的方式轉變為密排六方的αｍ（Ｍａｒｔｅｎｓｉｔｅα）相，發生馬氏體轉變，不同道次焊縫的組織組成一致，由于TC4合金中存在一定量的元素Ｖ，使少量高溫β相在冷卻過程中保留在馬氏體板條之間，與馬氏體呈聯生形態，部分αｔ（Ｔｒａｎｓｆｏｒｍｅｄα）相在含有較多α穩定元素的β晶界形核，當溫度進一步降低時，αｔ相才開始在β晶粒內部析出，如圖5（ａ）所示；αｍ相形核長大后，隨著后續冷卻均勻析出細小的顆粒狀αｇ（Ｇｒａｎｕｌａｒα）相，如圖5（ｂ）所示。由于不同道次熱輸入量不同，且在多層焊時，后一道熱循環會對前一道焊縫產生熱處理效果，能夠均勻細化組織，因此熱輸入最小的打底焊的馬氏體平均尺寸最小，為19.5μｍ，蓋面層雖然焊接熱輸入不高，但由于未受到熱處理作用，馬氏體平均尺寸最粗大，為96.2μｍ，各層馬氏體尺寸如圖5（ｃ）所示。母材區組織仍為初始的退火態等軸組織，熱影響區組織為焊縫區與母材區之間的混合過渡組織。

由于焊接過程中產生較大的溫度梯度，各部位由于冷速不同獲得不同的組織。焊接件各部分組織性能不均勻，因此，有必要對其進行合理的焊后熱處理，以滿足實際的使用要求，采用箱式電阻爐對TC4鈦合金焊接件進行650℃×4ｈ，空冷的退火處理。

TC4鈦合金焊接接頭經ＰＷＨＴ后，晶格出現應力松弛。在高于400℃時，αｍ開始分解為次生α＋β相，隨著熱處理溫度升高，在700℃時αｍ完全轉變為次生α＋β相[11]。本文ＰＷＨＴ后次生（α＋β）相和αｍ相共存，原始β晶界逐漸變模糊，次生β相呈白色顆粒狀或短棒狀彌散分布，如圖6（ａ，ｂ）所示。并結合ＸＲＤ數據進行分析：采用高斯?洛倫茲曲線擬合，利用3個強度最大的峰獲得半高寬（ＦＷＨＭ），以考察加熱過程中晶格應變的演變。試樣在2θ＝40.42°的峰值最高，該峰對應的是（1011）晶面，表明試樣中該晶面的取向特別強烈，其ＰＷＨＴ前后半高寬分別為0.39與0.29。第二強峰為2θ＝38.52°，對應（0002）晶面，其ＰＷＨＴ前后半高寬分別為0.48與0.27。第三強峰為2θ＝35.36°，對應（1010）晶面，其ＰＷＨＴ前后半高寬分別為0.36與0.34。經ＰＷＨＴ后（0002）α衍射峰發生“峰分裂”，新（0002）峰位于36°～38°區間，但強度較低。在（1011）晶面的底部2θ＝39.6°觀察到一個寬肩峰，對應于（110）β，這證實了αｍ相分解為次生（α＋β）相。這些晶面的ＦＷＨＭ降低5.56％～43.75％，表明TC4鈦合金的結晶度隨著內部缺陷的消除和殘余應力的消除而得到改善。

2.2　應力場模擬結果及分析

基于熱彈塑性理論，在溫度場的基礎上順序耦合應力場，對ＰＷＨＴ前后殘余應力分布進行分析，TC4合金TiＧ焊后未經熱處理時焊縫的殘余應力分布云圖如圖7所示。

為定量了解焊態與ＰＷＨＴ態TC4鈦合金焊縫的殘余應力分布情況，收集特征線ｐａｔｈ1不同方向上的殘余應力分布數據，如圖8所示?！?”表示壓應力，“＋”表示拉應力。焊接過程中受熱作用較小的母材區對焊接板膨脹的限制，焊縫區附近存在殘余應力。焊縫區熔化過程產生的應力忽略不計，焊后冷卻過程中金屬受到相鄰金屬的限制，產生殘余拉應力，并隨冷卻的進行不斷增大，但β相以切變的方式轉變為αｍ相，體積略微膨脹，焊態焊縫中心產生的橫向拉應力較小，如圖8（ａ）所示。焊接過程中熱源離開以后，焊縫區附近的熱影響區受熱傳導的作用持續升溫，金屬的膨脹受到限制，產生殘余壓應力，如圖8（ｂ）所示，在隨后的冷卻過程中，由于焊縫區產生的反作用力，壓應力持續增加，直至整個焊接板的應力平衡[10]。經ＰＷＨＴ后，橫向最大殘余拉應力試驗值由232.1MPa降為127.8MPa，最大殘余壓應力由5.7MPa降為0.9MPa。

縱向最大殘余拉應力試驗值由479.5MPa降為332.5MPa，最大殘余壓應力由54.3MPa降為12.5MPa。垂直焊接方向的殘余應力呈對稱分布，與溫度場分布規律基本相同，近焊縫處殘余應力較大，為易斷裂位置。此焊接件殘余應力變化規律與沙宇程[12]通過Ａｎｓｙｓ、ＸＲＤ等手段對鈦合金在焊后熱處理工藝下的殘余應力分析具有一致性。

3、結論

模擬焊接及焊后熱處理過程，分析TC4鈦合金焊接接頭組織及殘余應力變化，主要結論如下：

1）使用Ａｎｓｙｓ軟件模擬TC4鈦合金鎢極氬弧焊及焊后650℃退火處理過程。焊接過程中各層焊縫由于熱輸入不同，其溫度也不同，其中第1層焊的峰值溫度最低（2183.6℃），第5層最高（2337.8℃），打底層與填充層經后續焊接熱循環的“熱處理”作用，與蓋面層經歷了不同特征的熱循環，焊縫區各層馬氏體尺寸 由19.5μｍ向96.2μｍ變化。

2）焊后焊縫區主要由αｍ相＋少量β相＋部分αｔ相＋析出αｇ相組成，母材區為初始的退火態等軸組織，熱影響區為焊縫區與母材區之間的混合過渡組織。

經ＰＷＨＴ后，焊縫區部分αｍ相轉變為次生（α＋β）相；并由ＸＲＤ圖譜觀察到（0002）α衍射峰發生“峰分裂”，在2θ＝39.6°處觀察到新峰（110）β，同時ＦＷＨＭ降低5.56％～43.75％，表明TC4鈦合金的結晶度隨著殘余應力的消除而得到改善。

3）TC4鈦合金焊后殘余應力主要集中在焊縫附近，此為易斷裂位置。垂直焊接方向的殘余應力呈對稱分布，與溫度場分布規律基本相同，經ＰＷＨＴ后各項殘余應力均降低。

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