Fe-Co-Ni超高強(qiáng)度鋼因其良好的焊接性能、優(yōu)異的塑韌性以及抗應(yīng)力腐蝕性能被廣泛用于制造航空關(guān)鍵構(gòu)件，如飛機(jī)起落架、機(jī)翼主梁和平尾大軸等[1~3]。這些航空構(gòu)件因?yàn)閺?qiáng)度、疲勞以及裝配等問題，其結(jié)構(gòu)以及加工工序都十分復(fù)雜。Fe-Co-Ni超高強(qiáng)度鋼在焊接和焊后熱處理過程中會產(chǎn)生馬氏體相變和二次硬化現(xiàn)象，以滿足航空構(gòu)件的使用強(qiáng)度要求[4~6]。同時(shí)，超高強(qiáng)度鋼焊接構(gòu)件對形狀尺寸精度和表面質(zhì)量均有嚴(yán)格的要求。

然而，超高強(qiáng)度鋼在焊接過程中會在焊接接頭附近產(chǎn)生很大的殘余應(yīng)力，馬氏體相變的產(chǎn)生又給殘余應(yīng)力分布帶來了很大的不確定性。在隨后的淬火升溫過程中，焊接殘余應(yīng)力被釋放，但新的內(nèi)應(yīng)力又會在冷卻過程中伴隨組織轉(zhuǎn)變產(chǎn)生，從而影響結(jié)構(gòu)件的最終形狀和尺寸精度[7]。超高強(qiáng)度鋼焊件的結(jié)構(gòu)有時(shí)非常復(fù)雜，以致于難以順利地完成后續(xù)的校形過程。此外，固態(tài)相變過程難以實(shí)驗(yàn)測量，導(dǎo)致制造現(xiàn)場往往忽視固態(tài)相變對應(yīng)力和變形的影響。因此，建立考慮固態(tài)相變的熱力耦合有限元模型，研究固態(tài)相變對超高強(qiáng)度鋼焊接構(gòu)件的應(yīng)力和變形的影響，對產(chǎn)品的最終形狀尺寸精度控制具有重要意義。

近年來，利用有限元模擬和實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法，開展對殘余應(yīng)力和變形的研究引起了科研人員的廣泛興趣。Ahn等[8]預(yù)測了激光焊接T型接頭的殘余應(yīng)力分布，模擬結(jié)果與中子衍射測量的應(yīng)力結(jié)果吻合良好。Lin等[9]建立了鈦合金多電子束焊焊接接頭溫度和殘余應(yīng)力演化的有限元模型，并研究了多電子束形狀對焊接殘余應(yīng)力的影響。Zhang等[10]模擬了低合金高強(qiáng)度鋼厚板多道T型接頭的角變形和焊接殘余應(yīng)力，并根據(jù)模擬結(jié)果確定了預(yù)設(shè)反變形的大小，從而使結(jié)構(gòu)件焊接后不產(chǎn)生角變形。Hamelin等[11]研究了固態(tài)相變對鐵素體鋼焊縫中的殘余應(yīng)力分布的影響，并通過中子衍射測量了殘余應(yīng)力。Tan等[12]研究發(fā)現(xiàn)考慮固態(tài)相變降低了選區(qū)激光熔化焊的拉應(yīng)力并增加了壓應(yīng)力。同樣在熱處理過程中，數(shù)值模擬對預(yù)測淬火殘余應(yīng)力和變形也起到了重要的作用。Lee等[13]使用不對稱的圓柱體進(jìn)行了油淬實(shí)驗(yàn)，通過比較有/無相變的模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)，考慮馬氏體相變可以更準(zhǔn)確地預(yù)測淬火變形。Tian等[14]通過考慮貝氏體和馬氏體相變，準(zhǔn)確預(yù)測了淬火過程中大型構(gòu)件的溫度和硬度分布。Jung等[15]通過改進(jìn)相變動力學(xué)模型，提高了S45C鋼圓柱體中淬火殘余應(yīng)力和變形的仿真精度。以上研究結(jié)果均表明，固態(tài)相變在焊接和熱處理的熱-力耦合分析中不可忽略，考慮固態(tài)相變可以更準(zhǔn)確地預(yù)測殘余應(yīng)力大小及其分布。

為了解決超高強(qiáng)度鋼焊接結(jié)構(gòu)件變形的問題，在制造過程都采用產(chǎn)生較小變形的制造工藝，例如真空電子束焊接、真空氣淬等[16]。但即便如此，結(jié)構(gòu)件經(jīng)過焊接及焊后熱處理后仍會產(chǎn)生較大的變形或者變形不規(guī)律等問題，導(dǎo)致不能滿足后續(xù)的裝配及使用要求，成為困擾制造現(xiàn)場的主要問題。在此背景下，只對超高強(qiáng)度鋼結(jié)構(gòu)件某一制造過程進(jìn)行應(yīng)力和變形模擬已經(jīng)不能滿足實(shí)際的工程需要，掌握復(fù)雜結(jié)構(gòu)件在整個(gè)制造流程中的應(yīng)力和變形演變規(guī)律顯得尤為重要[17,18]。Zhang等[19]模擬了鎳基合金的電子束焊接和焊后熱處理的耦合過程。模擬結(jié)果表明，焊縫和焊接熱影響區(qū)的殘余應(yīng)力通過焊后熱處理會產(chǎn)生應(yīng)力松弛。Alberg等[20]和Berglund等[21]研究了馬氏體不銹鋼航空構(gòu)件在焊接-焊后熱處理過程中應(yīng)力變形的演變規(guī)律，發(fā)現(xiàn)必須考慮固態(tài)相變對應(yīng)力變形的影響，才能提高構(gòu)件的形狀尺寸制造精度。

本工作以Fe-Co-Ni超高強(qiáng)度鋼長臂梁為研究對象，研究該結(jié)構(gòu)件在電子束焊-真空氣淬過程中的殘余應(yīng)力和變形行為。首先，開發(fā)電子束焊熱源模型并進(jìn)行工藝試驗(yàn)，驗(yàn)證“熱-冶金-力學(xué)”耦合有限元模型的可靠性。隨后，將耦合模型用于Fe-Co-Ni超高強(qiáng)度鋼復(fù)雜構(gòu)件的“電子束焊-真空氣淬”過程的模擬計(jì)算，預(yù)測在熱加工過程中應(yīng)力和變形大小及其演變規(guī)律，從而為實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)件的精準(zhǔn)制造提供技術(shù)支持。

Fe-Co-Ni超高強(qiáng)度鋼在焊接及熱處理過程中會發(fā)生固態(tài)相變，為了考慮固態(tài)相變的影響，利用“熱-冶金-力學(xué)”耦合模型對焊接-淬火過程進(jìn)行模擬計(jì)算，其中使用Leblond模型[22]計(jì)算升溫過程中的奧氏體相變和冷卻過程中的貝氏體體積分?jǐn)?shù)，使用K-M方程[23]計(jì)算冷卻過程中的馬氏體體積分?jǐn)?shù)。力學(xué)模型采用考慮固態(tài)相變和相變塑性的小應(yīng)變增量理論。

利用Abaqus用戶子程序DFLUX、USDFLD和UMAT對“熱-冶金-力學(xué)”耦合模型進(jìn)行二次開發(fā)。DFLUX可以定義復(fù)雜的熱通量，用于開發(fā)倒錐體熱源模型。隨后，將每個(gè)計(jì)算增量下的溫度和溫度增量傳遞給USDFLD進(jìn)行冶金計(jì)算。利用UMAT實(shí)現(xiàn)了Fe-Co-Ni超高強(qiáng)度鋼的力學(xué)本構(gòu)模型開發(fā)，包括相變應(yīng)變、相變塑性應(yīng)變以及混合相微觀組織力學(xué)性能的計(jì)算。使用Abaqus/Standard求解器進(jìn)行求解，并輸出溫度、相的體積分?jǐn)?shù)、應(yīng)力和變形等。“熱-冶金-力學(xué)”耦合模型的準(zhǔn)確性和具體細(xì)節(jié)見文獻(xiàn)[24,25]。

Fe-Co-Ni超高強(qiáng)度鋼結(jié)構(gòu)件制造過程中需要進(jìn)行兩次真空電子束焊接，但通過破壞性方法獲得電子束焊焊縫形貌以及殘余應(yīng)力分布的成本很高。因此，采用與Fe-Co-Ni超高強(qiáng)度鋼結(jié)構(gòu)件相同的工藝參數(shù)進(jìn)行對接試板的電子束焊接實(shí)驗(yàn)，焊接工藝參數(shù)為：電子束束流160~170 mA，加速電壓55 kV，聚焦電流2080 mA，焊接速率1000 mm/min。焊接試板的尺寸為120 mm × 100 mm × 7 mm，其厚度與實(shí)際長臂梁焊接過程中短焊縫位置處的厚度相同，如圖1a所示。焊接完成后，利用LXRD型X射線應(yīng)力儀測試焊板表面沿Path 1的殘余應(yīng)力分布。采用4% (體積分?jǐn)?shù))硝酸酒精溶液腐蝕焊接接頭，然后采用Axio Observer Z1金相顯微鏡(OM)觀察焊縫截面形貌。

前期研究[24,25]發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)e-Co-Ni超高強(qiáng)度鋼在焊接及熱處理過程中產(chǎn)生的固態(tài)相變對最終的應(yīng)力和變形分布有重要影響。因此，為了提高焊接以及后續(xù)淬火過程的模擬精度，采用“熱-冶金-力學(xué)”模型對Fe-Co-Ni超高強(qiáng)度鋼電子束焊接過程的溫度場、組織場以及應(yīng)力場進(jìn)行計(jì)算，從而可以獲得準(zhǔn)確的電子束焊熱源模型和殘余應(yīng)力分布。焊接路徑位于試板中間位置，因此焊接熱量及殘余應(yīng)力可視為對稱分布。為了提高計(jì)算速度并保證計(jì)算精度，采用對稱的有限元模型，網(wǎng)格劃分及邊界條件如圖1b所示。在熱分析和力學(xué)分析中的網(wǎng)格類型分別為DC3D8和C3D8，網(wǎng)格數(shù)為15360，節(jié)點(diǎn)數(shù)為18630。此外，在焊縫及熱影響區(qū)附近采用過渡網(wǎng)格劃分，以保證計(jì)算的收斂性和計(jì)算速度的平衡，其網(wǎng)格尺寸為1 mm × 1 mm × 1 mm，并對模型進(jìn)行了網(wǎng)格收斂性研究。

因電子束焊能量集中，導(dǎo)致焊縫形貌深且窄，多為長釘形。采用如圖2a所示的三維倒錐體熱源模型來描述電子束焊熱源，其分布函數(shù)q(r)表示為[26]：

式中，r為徑向，z為軸向，Q為輸入工件的有效功率，e為自然常數(shù)(e ≈ 2.71828)，ze和zi分別為倒錐體上下表面沿z方向的坐標(biāo)，re和ri分別為倒錐體上下表面的有效加熱半徑，r0(z)為沿z方向衰減的加熱半徑。

鑒于真空電子束焊的真空環(huán)境及熱源的高能量密度導(dǎo)致實(shí)際測量焊接熱循環(huán)曲線較為困難，只采用焊縫截面形貌來驗(yàn)證建立的電子束焊熱源模型的可靠性。焊接過程的熱損失模型及系數(shù)采用文獻(xiàn)[24]中結(jié)果進(jìn)行計(jì)算。采用Abaqus軟件的子程序DFLUX進(jìn)行電子束焊倒錐體熱源的二次開發(fā)，通過調(diào)整分布函數(shù)中的參數(shù)Q、ze、zi、re、ri，使擬合得到的熱源形貌與實(shí)際焊縫截面形狀一致，對比結(jié)果如圖2b所示。

利用“熱-冶金-力學(xué)”耦合模型對電子束焊的殘余應(yīng)力分布進(jìn)行了計(jì)算，縱向及橫向殘余應(yīng)力分布云圖分別如圖3a和b所示?？梢钥闯?，焊縫中心位置處的縱向殘余應(yīng)力較小，縱向殘余應(yīng)力峰值位于熱影響區(qū)附近。此外，由于電子束焊的熱流密度較集中，導(dǎo)致殘余應(yīng)力主要集中在焊縫及熱影響區(qū)附近，母材位置處的焊接殘余應(yīng)力整體較低。與縱向殘余應(yīng)力分布相反，橫向殘余應(yīng)力在焊縫中心處數(shù)值較高且為拉應(yīng)力，而在熱影響區(qū)位置處的應(yīng)力迅速降低并轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。

利用XRD方法對焊接試板中間位置處的表面縱向及橫向殘余應(yīng)力進(jìn)行測試，測試位置見圖3c和d中插圖，并將實(shí)測結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行對比?？梢姡瑢?shí)測的殘余應(yīng)力(包括焊縫處的應(yīng)力大小及方向、峰值應(yīng)力的大小及方向)與模擬結(jié)果吻合較好，能較好地反映“熱-冶金-力學(xué)”耦合模型的準(zhǔn)確性。電子束焊沒有填絲過程，與鎢極氬弧焊(TIG)自熔焊本質(zhì)上是相同的，均是沒有填充焊材的熱力循環(huán)過程。因此，電子束焊的殘余應(yīng)力分布趨勢與TIG自熔焊相同[24]，均是由于過冷奧氏體較低的屈服強(qiáng)度以及馬氏體相變引起的。2種相似的殘余應(yīng)力分布說明，考慮固態(tài)相變是準(zhǔn)確預(yù)測Fe-Co-Ni超高強(qiáng)度鋼焊接殘余應(yīng)力的關(guān)鍵。

Fe-Co-Ni超高強(qiáng)度鋼長臂梁構(gòu)件的有限元模型如圖4所示，長度為2660 mm，左端寬度165 mm，右端寬度110 mm，高度310 mm。長臂梁構(gòu)件首先需要進(jìn)行兩次電子束焊接，分別是長焊縫焊接(A)和短焊縫焊接(B)，將長臂梁的兩部分焊接在一起，隨后進(jìn)行真空氣淬。考慮到焊接過程的溫度和應(yīng)力變化幅度大，為了保證計(jì)算收斂性及計(jì)算速度的平衡，在兩次電子束焊接位置均采用過渡網(wǎng)格的形式進(jìn)行劃分，網(wǎng)格尺寸為1 mm × 1 mm × 1 mm。在熱分析中使用DC3D8單元，在力學(xué)分析中使用C3D8單元，網(wǎng)格單元數(shù)量為87424，節(jié)點(diǎn)數(shù)量為107635。在焊接過程中，焊接熱源模型及對流散熱系數(shù)采用與工藝實(shí)驗(yàn)相同的參數(shù)，力學(xué)計(jì)算中的邊界條件按照長焊縫焊接及短焊縫焊接的實(shí)際工裝進(jìn)行設(shè)置，如圖4所示。第一次長焊縫焊接的工裝是對稱的，而第二次短焊縫焊接的工裝只在一側(cè)裝夾。電子束焊完成后，對長臂梁進(jìn)行真空氣淬。在Abaqus軟件中利用重啟動功能模擬真空氣淬過程，從而可以繼承電子束焊完成后的組織、應(yīng)力以及變形分布。長臂梁在真空氣淬中為自由態(tài)淬火，但在有限元模型中需要施加一定的約束來防止模型出現(xiàn)大范圍的轉(zhuǎn)動和偏移，如圖4d所示。

長臂梁的真空氣淬工藝如圖5a所示。結(jié)合熱處理爐的升溫能力，將升溫速率設(shè)置為220℃/h。保溫60 min后，需要持續(xù)通入大于0.08 MPa的Ar氣進(jìn)行淬火。針對真空氣淬模擬過程，獲得冷卻階段準(zhǔn)確的溫度變化情況是決定模擬結(jié)果的關(guān)鍵。通過在2個(gè)不同尺寸的隨爐樣品的中心插入熱電偶(如圖5b中插圖所示)獲得內(nèi)部的熱循環(huán)曲線，樣品尺寸分別為15 mm × 30 mm × 120 mm和25 mm × 50 mm × 200 mm。隨后，在Abaqus軟件中構(gòu)建相同尺寸的有限元模型，通過調(diào)整對流散熱系數(shù)，使模擬得到的熱循環(huán)曲線與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相一致，曲線對比結(jié)果如圖5b所示，具體擬合步驟參見文獻(xiàn)[25]。隨后將該換熱系數(shù)用于長臂梁真空氣淬的溫度場計(jì)算。

利用“熱-冶金-力學(xué)”耦合模型對長臂梁的溫度、組織及應(yīng)力分布進(jìn)行計(jì)算，分析了電子束焊接過程中圖4a所示長焊縫(A)和短焊縫(B)中位置P1、P2的溫度和相體積分?jǐn)?shù)的演變情況(圖6a和b)，以及沿L1、L2路徑的殘余應(yīng)力分布(圖6c和d)。從圖6a和b可以看出，長臂梁在兩道次電子束焊接過程中，由于焊縫中心冷速較快，奧氏體只會轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體。兩道次電子束焊接后的殘余應(yīng)力分布趨勢與實(shí)驗(yàn)結(jié)果是相似的，見圖6c和d。縱向殘余應(yīng)力在焊縫中心為數(shù)值較低的拉應(yīng)力或壓應(yīng)力狀態(tài)，而橫向殘余應(yīng)力變化趨勢與縱向殘余應(yīng)力相反，且橫向殘余應(yīng)力較小。電子束焊接后的殘余應(yīng)力分布狀態(tài)與約束條件和焊接的具體位置有很大的關(guān)系，從而使殘余應(yīng)力存在一定的差別。

整個(gè)結(jié)構(gòu)件左端與右端相比，結(jié)構(gòu)復(fù)雜且厚度較大，制造后期Fe-Co-Ni超高強(qiáng)度鋼具有很高的強(qiáng)度時(shí)冷校形會變得困難，因此，本工作更多關(guān)注左端的變形情況。長臂梁的電子束焊接變形結(jié)果如圖7所示。可以看出，在長臂梁的左端即焊接區(qū)域，由于焊接工裝的限制，整體變形不大。變形主要集中在長臂梁的右端，最大值為0.95 mm，如圖7a所示。從高度方向的變形來看，長臂梁左端有一定幅度的變形，但數(shù)值相比右端向下的變形小很多，如圖7b所示(變形比例因子為50)。通過以上分析可以發(fā)現(xiàn)，電子束焊的工藝參數(shù)及裝夾設(shè)置都較合理，不是決定長臂梁變形的主要原因。

在淬火179.5以及3000 s時(shí)，長臂梁溫度場云圖如圖8所示。長臂梁左端壁厚較厚，導(dǎo)致散熱較慢，與之相反，右端壁厚較薄，散熱較快。在淬火時(shí)間為179.5 s時(shí)，左端最高溫度仍有624.9℃，但右端最低溫度只有273.8℃，此時(shí)長臂梁上存在著351.1℃的溫度梯度。當(dāng)淬火時(shí)間為3000 s時(shí)，氣淬過程基本結(jié)束，左端最高溫度為61.6℃，右端最低溫度為20.2℃，溫差仍有41.4℃。

研究[27,28]發(fā)現(xiàn)，考慮固態(tài)相變是在淬火過程中提高應(yīng)力和變形預(yù)測精度的關(guān)鍵。為說明固態(tài)相變在長臂梁變形預(yù)測中的重要性，以電子束焊完成后的殘余應(yīng)力作為初始條件，研究不考慮固態(tài)相變時(shí)，長臂梁真空氣淬過程中應(yīng)力變形演變規(guī)律。

圖9為長臂梁在淬火過程中不考慮固態(tài)相變的變形云圖(變形比例因子為50)。在淬火剛開始即204 s時(shí)，由于此時(shí)冷速大且溫度變化劇烈，長臂梁會發(fā)生明顯的變形，左端拱起，右端向下變形。隨著溫度以及冷卻速率降低，長臂梁的變形也會相應(yīng)減小。當(dāng)淬火時(shí)間為2004 s時(shí)，長臂梁沒有明顯的變形。真空氣淬完成時(shí)，長臂梁的變形很小，沿高度方向變形范圍為0.19~-0.11 mm，其中長臂梁左端向下變形，右端向上翹曲。

圖10a1~a3為長臂梁真空氣淬過程中的組織云圖。可以看出，當(dāng)淬火時(shí)間為179.6 s時(shí)，由于長臂梁最右端冷速快，因而不會出現(xiàn)貝氏體而開始生成馬氏體。隨著溫度繼續(xù)降低，冷速也會相應(yīng)減慢。當(dāng)淬火時(shí)間為259.6 s時(shí)，冷速不能滿足奧氏體向馬氏體發(fā)生轉(zhuǎn)變的要求，長臂梁右端開始出現(xiàn)貝氏體，整個(gè)長臂梁的貝氏體體積分?jǐn)?shù)開始增加。但由于冷速在貝氏體轉(zhuǎn)變區(qū)間內(nèi)相對較快，導(dǎo)致奧氏體不能完全發(fā)生轉(zhuǎn)變。當(dāng)溫度低于貝氏體轉(zhuǎn)變終了溫度時(shí)，剩余的奧氏體開始轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體，即在真空氣淬完成時(shí)長臂梁左端出現(xiàn)了一定量的馬氏體。

圖10a1~a3中的①、②、③ 3個(gè)位置的組織變化曲線，如圖10b1~b3所示。①位置處發(fā)生的組織變化是奧氏體完全轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體。②位置則會先出現(xiàn)馬氏體，然后馬氏體相變暫停，發(fā)生貝氏體相變。當(dāng)溫度低于貝氏體轉(zhuǎn)變區(qū)間時(shí)，此時(shí)仍有奧氏體存在，隨著溫度繼續(xù)降低，奧氏體將繼續(xù)轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體。③位置首先發(fā)生的不是馬氏體相變而是貝氏體相變，貝氏體轉(zhuǎn)變完成后，剩余的奧氏體會繼續(xù)轉(zhuǎn)變成馬氏體。通過以上分析發(fā)現(xiàn)，在淬火冷卻過程中由于冷速的差異，長臂梁上存在3種不同的相變形式，給長臂梁的應(yīng)力和變形預(yù)測帶來了困難。

圖11a是長臂梁真空氣淬后的變形云圖(變形比例因子為50)。可以看出，結(jié)構(gòu)件左端有明顯的翹曲發(fā)生，變形趨勢與不考慮固態(tài)相變計(jì)算得到的結(jié)果完全不同。利用塞尺測量長臂梁底部4個(gè)支撐位置的變形，并與模擬結(jié)果進(jìn)行對比，其數(shù)值大小和變化趨勢吻合良好，如圖11b所示。上述模擬結(jié)果表明，考慮固態(tài)相變才能更準(zhǔn)確地預(yù)測Fe-Co-Ni超高強(qiáng)度鋼結(jié)構(gòu)件真空氣淬過程中的應(yīng)力變形。

通過電子束焊及真空氣淬后的變形云圖發(fā)現(xiàn)，真空氣淬是決定長臂梁變形的主要工藝。在電子束焊過程中，由于線能量十分集中，只有在焊接區(qū)域及熱影響區(qū)發(fā)生固態(tài)相變，這個(gè)區(qū)域相對整個(gè)工件尺寸是很小的。同時(shí)，焊接過程中完善的工裝約束也使得整個(gè)結(jié)構(gòu)件未產(chǎn)生明顯變形。但是在真空氣淬的過程中，施加工裝約束是較為困難的，因此長臂梁易發(fā)生變形。此外，真空氣淬的變形與長臂梁的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)有很大的關(guān)系。長臂梁左端結(jié)構(gòu)復(fù)雜且壁厚較厚，而右端結(jié)構(gòu)簡單且壁厚較薄，導(dǎo)致淬火冷卻過程中左右兩端溫差很大(圖8)，固態(tài)相變發(fā)生的時(shí)間會有明顯的差距，發(fā)生了不同的相變過程，從而使得長臂梁在冷卻過程中的變形規(guī)律更加復(fù)雜。

為了更直觀地理解固態(tài)相變對長臂梁真空氣淬變形的影響，將不同時(shí)刻的組織云圖疊加變形情況繪制在圖12a中(變形比例因子為50)。在淬火154 s時(shí)，此時(shí)結(jié)構(gòu)件還未發(fā)生固態(tài)相變，變形趨勢與未考慮固態(tài)相變的結(jié)果相同，但因過冷奧氏體的存在，此時(shí)長臂梁的變形明顯大于未考慮固態(tài)相變的情況。圖12b和c中①、③ 2個(gè)位置的變形及組織轉(zhuǎn)變曲線與云圖分析結(jié)果一致。隨后，結(jié)構(gòu)件右端發(fā)生馬氏體和貝氏體相變。馬氏體相變只在最右端較小區(qū)域發(fā)生，從圖12b中可見，①位置考慮固態(tài)相變的變形曲線在淬火75~300 s之間的變形趨勢與不考慮固態(tài)相變的情況相同，表明對整個(gè)結(jié)構(gòu)件變形沒有明顯的影響。隨著冷卻速率降低，馬氏體相變不會繼續(xù)進(jìn)行，貝氏體轉(zhuǎn)變開始。結(jié)合淬火234~624 s的變形情況及組織云圖來看，從右到左逐漸發(fā)生的貝氏體相變會使長臂梁下凹，其主要原因是因?yàn)樨愂象w存在較大的相變應(yīng)變。在焊接模擬的計(jì)算中已經(jīng)發(fā)現(xiàn)，相變應(yīng)變會使應(yīng)力迅速降低并轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。

當(dāng)淬火時(shí)間為624 s時(shí)，貝氏體轉(zhuǎn)變基本完成，但相對較快的冷速不會使奧氏體完全轉(zhuǎn)變，剩余的奧氏體繼續(xù)轉(zhuǎn)變生成馬氏體。淬火804 s時(shí)的組織云圖顯示，長臂梁右端的馬氏體含量相比淬火624 s時(shí)沒有明顯變化，但左端馬氏體的含量增加，同時(shí)變形云圖與圖12c中的變形曲線顯示長臂梁左端會向上拱起。這表明低溫下的馬氏體轉(zhuǎn)變會使長臂梁有向上變形的趨勢，這與貝氏體的影響有很大程度的不同。馬氏體相變會帶來相變應(yīng)變，但同時(shí)也會導(dǎo)致相變塑性的發(fā)生[24]。在焊接及熱處理的模擬計(jì)算中發(fā)現(xiàn)相變塑性應(yīng)變會減緩相變應(yīng)變引起的應(yīng)力變化趨勢。此外，馬氏體相變的溫度區(qū)間低，發(fā)生轉(zhuǎn)變時(shí)的冷速及溫差也比貝氏體有很大程度減小，因此結(jié)構(gòu)件不會發(fā)生劇烈的變形。

從圖12b和c可以看出，①位置考慮固態(tài)相變后變形小于不考慮固態(tài)相變時(shí)的變形，但③位置2種情況的變形十分接近。因此，2種情況下長臂梁會呈現(xiàn)不同的變形趨勢。

(1) 針對Fe-Co-Ni超高強(qiáng)度鋼長臂梁構(gòu)件電子束焊接-真空氣淬過程，建立了“熱-冶金-力學(xué)”耦合有限元模型，開發(fā)了長臂梁電子束焊接三維倒錐體熱源模型，模擬了Fe-Co-Ni超高強(qiáng)度鋼電子束焊接過程，實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果表明，電子束焊焊接區(qū)域因冷速較快發(fā)生馬氏體相變，焊接熱影響區(qū)產(chǎn)生了高達(dá)800 MPa的縱向拉應(yīng)力，利用該模型可以準(zhǔn)確地預(yù)測電子束焊的殘余應(yīng)力分布。

(2) 在電子束焊過程中，長臂梁產(chǎn)生的相變類型為馬氏體相變，在長焊縫及短焊縫的熱影響區(qū)附近存在較大的殘余應(yīng)力。采用設(shè)計(jì)的長臂梁電子束焊工裝，可以較好地控制長臂梁的焊接變形。

(3) 在真空氣淬過程中，長臂梁兩端邊緣存在較大的溫差，致使冷卻過程中產(chǎn)生了復(fù)雜的固態(tài)相變，包括奧氏體向貝氏體、馬氏體以及貝氏體/馬氏體混合組織轉(zhuǎn)變。與不考慮固態(tài)相變模型相比，考慮固態(tài)相變模型模擬長臂梁真空氣淬過程可以獲得準(zhǔn)確的變形方向和大小。真空氣淬是導(dǎo)致長臂梁產(chǎn)生明顯變形的主要原因。