一种环形结构件无限位扩散连接方法与流程
本发明涉及固态焊接领域，具体是一种外层金属膨胀系数较大的异种金属间化合物环形结构件扩散连接的方法。
背景技术：
ti-al系金属间化合物，具有低密度、高比强度和良好的抗氧化性等特点，是理想的轻质高温金属结构材料，在航空发动机与航天飞行器等领域拥有广泛的应用前景。其中tial合金的使用温度可达700-900℃，ti2alnb合金使用温度可达650℃。但是，ti-al系合金具有本征脆性及难加工性，限制了其应用。扩散连接是实现金属间化合物复杂件成形的重要方法，因此研究和发展tial/ti2alnb合金扩散连接方法至关重要。环形结构的扩散连接件，因其结构特殊性，难以在扩散连接面上产生足够的扩散连接压力，加大了扩散连接难度。学者针对这一难题进行了相关研究，选取一定的扩散连接方法或者选取一定的辅助装置在环形结构扩散连接面上产生有效的扩散连接压力。
文献“膨胀压差法扩散连接残余应力数值模拟”研究了钛合金(ti-6al-4v)以及铜合金(qa110-3-1.5)筒形件的扩散连接。在850℃-60min-10μm间隙配合工艺条件下，实现了钛合金与铜合金筒形件的扩散连接，但是在靠近端面的接触界面上存在明显的未焊合区域，残余应力较大。该方法是利用外层金属ti-6al-4v合金膨胀系数较小，通过简单间隙装配在加热过程中即可获得大小合适的膨胀压差。但是该方法仅适用于外层金属膨胀系数较小的扩散连接结构，并未涉及外层金属膨胀系数较大时如何在连接面上产生扩散连接压力。
北京航空大学邓云华博士2014年发表在materialsletters的文献“studyonrigidrestraintthermalself-compressingbonding-anewsolidstatebondingmethod”研究了ti-6al-4v同种金属间的扩散连接。文献采用一种刚性约束热自压扩散连接方法，对待焊接材料进行约束，限制其膨胀位移，并在待连接面周围利用热源加热实现扩散连接。在850℃条件下成功获得无明显缺陷的扩散连接接头，接头力学性能与基体性能相当。该方法是通过约束材料的位移，使得材料在加热膨胀时相互挤压产生连接压力，实现扩散连接。但是tial合金塑性较差，对环形件进行约束，容易造成应力开裂。
钢研院在公开号为cn103447759a的发明创造中提出了一种采用热等静压扩散连接制备双合金整体叶盘的方法。将预先热等静压成形的粉末高温合金fgh91盘体与径向固定好的铸造高温合金k4188叶片环机加工、间隙装配、焊接，制成双合金整体叶盘包套，在400～500℃真空条件下将fgh91合金粉末装入盘体及叶片环的间隙内并密封，最终进行热等静压处理，实现了盘体与叶片的冶金结合。在1200℃/4h/130mpa条件下获得质量良好的双合金整体叶盘。该方法需制作整体叶盘包套并真空装填高温合金粉末再进行热等静压，工艺复杂。
西北工业大学唐斌等人在公开号为cn107745178a的发明专利中提出一种利用特殊夹具与外层tial合金轮缘在加热过程中产生的膨胀压差实现扩散连接的方法。该方法利用夹具实现对tial膨胀的部分限制，使其相对ti2alnb膨胀较小，在界面上产生膨胀压差，实现扩散连接。该方法虽然能实现外层金属膨胀系数更大的环形件扩散连接，降低tial开裂的几率，但是其夹具制作比较困难，对夹具要求比较高，夹具在使用中容易损坏，增加成本。同时tial轮缘整体应力较大，存在开裂风险。
目前，对tial合金和ti2alnb合金环形件的扩散连接研究还不够深入，相关报道甚少。而且外层金属tial合金膨胀系数较大，难以通过常规方法获得膨胀压差；若要对边界施加刚性约束进行热自压扩散连接或者使用特殊夹具，容易产生较大的残余应力。因此有必要设计一种方法仅依靠环形件自身结构特点，不施加外界压力，不施加约束，不使用夹具等，便能在环形扩散连接面上产生膨胀压差，同时避免冷却后产生较大残余应力，实现tial/ti2alnb环形结构件扩散连接。
技术实现要素：
为克服现有技术中存在的容易产生较大的残余应力的不足，本发明提出了一种环形结构件无限位扩散连接方法。
本发明中所述轮缘的内表面为斜面，轮芯的外表面亦为斜面；各所述斜面的倾斜角度均为连接面倾斜角α。
本发明的具体过程是：
步骤1：确定连接面倾斜角的角度。
通过仿真模拟软件abaqus，采用热应力模拟方法对扩散连接过程中环形连接件的应力应变进行模拟分析，以确定不同角度的连接面倾斜角对扩散连接过程中压力值的影响。
在确定连接面倾斜角的角度时，分别选取3°、5°、10°的连接面倾斜角进行数值模拟。根据确定连接面倾斜角的角度，分别模拟不同连接面倾斜角时的应力应变，获得了不同连接面倾斜角时的扩散连接压力值和冷却结束后残余压力值；
对比得到的不同连接面倾斜角时的扩散连接压力值和冷却结束后残余压力值，确定在连接面上的应力应变分布均匀，且为压应力的连接面倾斜角作为最佳连接面倾斜角度。
在确定连接面倾斜角的角度时：
ⅰ模拟连接面倾斜角为3°时的应力应变。
依据tial轮缘与ti2alnb轮芯的尺寸参数，建立比例为1:1的1/4tial轮缘与1/4ti2alnb轮芯装配后的几何模型；该几何模型的连接面倾斜角为3°。在建立所述几何模型时，预先设定ti2alnb轮芯的高度为28mm，使ti2alnb轮芯的一端凸出tial轮缘端面3mm。向仿真模拟软件abaqus中输入所述tial合金与ti2alnb合金的热物理力学性能；
采用热力耦合的六面体八节点的线性实体减缩积分单元c3d8rt划分所建立的1/4tial轮缘与1/4ti2alnb轮芯几何模型的网格。向得到的所述1/4tial轮缘与1/4ti2alnb轮芯几何模型中输入热力学边界条件，以模拟在真空扩散焊设备中的加热条件；当达到模拟的保温时间后，所述真空扩散焊设备自然降温至室温，得到冷却结束后残余压力值。
所述的热力学边界条件包括真空扩散焊连接的温度和对所述1/4tial轮缘与1/4ti2alnb轮芯几何模型加热的时长。
所得到的不同阶段的扩散连接压力值和冷却结束后残余压力值即为连接面倾斜角为时3°的应力应变。
上述过程为扩散连接模拟过程。
ⅱ模拟连接面倾斜角为时5°的应力应变。
重复所述扩散连接模拟过程。模拟该模拟连接面倾斜角为时5°的应力应变。
与所述所述模拟连接面倾斜角为时3°的应力应变是的不同之处在于，所建立的1/4tial轮缘与1/4ti2alnb轮芯装配后的几何模型的连接面倾斜角为5°。
ⅲ模拟连接面倾斜角为时10°的应力应变。
重复所述扩散连接模拟过程，模拟该模拟连接面倾斜角为时10°的应力应变。
与所述所述模拟连接面倾斜角为时3°的应力应变是的不同之处在于，所建立的1/4tial轮缘与1/4ti2alnb轮芯装配后的几何模型的连接面倾斜角为10°.
至此，获得了不同连接面倾斜角时的扩散连接压力值和冷却结束后残余压力值。
步骤2：确定环形连接件尺寸。
所述的确定环形连接件尺寸是确定ti2alnb轮芯的相对凸出高度。
对确定的最佳连接面倾斜角度进行不同ti2alnb轮芯相对凸出高度的扩散连接数值模拟；预设ti2alnb轮芯相对凸出高度分别为1mm、2mm与3mm。
反复重复步骤1中的扩散连接模拟过程，分别获得ti2alnb轮芯相对凸出高度为1mm时、2mm与3mm的扩散连接压力值和冷却结束后残余压力值。
对得到的ti2alnb轮芯相对凸出高度为1、2、3mm时的扩散连接压力值和冷却结束后残余压力值进行对比。
选取满足扩散连接界面上的连接压力值大于20mpa、当冷却至室温后ti2alnb轮芯与tial轮缘的扩散连接面上的残余应力值最小的凸出高度作为ti2alnb轮芯高度。
选取符合扩散连接面上的连接压力值小于ti2alnb合金在1000℃下的屈服强度、当冷却至室温后ti2alnb轮芯与tial轮缘的扩散连接面上的残余应力值降到了80mpa条件的凸出高度作为ti2alnb轮芯高度。
步骤3：制作环形扩散连接件。
根据设计尺寸以及确定的连接面倾斜角的角度α和ti2alnb轮芯高度，分别制作tial合金轮缘以及ti2alnb合金轮芯。
步骤4：扩散连接。对制作的将tial合金轮缘和ti2alnb合金轮芯试件分别超声波除油15min后浸入无水乙醇中超声波清洗5min。将tial轮缘置于ti2alnb轮芯之上，使二者的连接面紧密贴合，完成装配。将装配件放入真空扩散炉内。该真空扩散炉内的上石墨压头和下石墨压头表面涂抹止焊剂。关闭真空扩散炉的扩散焊机机门。将真空扩散焊机炉腔真空度抽至5×10-3pa并保持。通过真空扩散炉内的上石墨压头对待焊接的对tial轮缘施加2mpa力，作为压紧力。炉温升至1000℃，并保持90min。随炉冷却至室温，完成扩散连接。
所述扩散连接时炉温升温过程是，以10℃/min的升温速率，使真空扩散焊机炉内升温至300℃，并保温30min。保温结束后继以8℃/min的升温速率，使真空扩散焊机炉内升温至600℃，并保温20min后，继续以5℃/min的升温速率，升温到900℃保温10min，以5℃/min的升温速率使真空扩散焊机炉内升至1000℃。
本发明中，用于制作外层轮缘的tial合金的膨胀系数要大于制作内层轮芯的ti2alnb合金的膨胀系数，两种合金膨胀系数存在一定数值差异，tial合金轮缘的膨胀距离要大于ti2alnb合金轮芯的膨胀距离；同时在扩散连接的加热升温过程中，由于热量自真空扩散炉向tial/ti2alnb合金扩散连接件传递，tial合金轮缘以及ti2alnb合金轮芯之间会存在温度差异，相同时间时tial合金轮缘温度比ti2alnb合金轮芯温度要高。
本发明利用所述膨胀距离差以及膨胀温度差，将tial轮缘内环形面以及ti2alnb轮芯环形面设计为倾斜界面。随着膨胀距离差的产生，tial轮缘便会沿倾斜界面自动下落，保证tial/ti2alnb合金连接面一直处于接触状态；当tial轮缘到温后，ti2alnb轮芯尚未达到扩散连接温度仍继续膨胀，此后ti2alnb轮芯便会挤压tial轮缘，便在扩散连接面上产生扩散连接压力，实现tial合金轮缘与ti2alnb合金轮芯的扩散连接。
本发明的关键所在是设计具有合适倾斜角度的扩散连接面，利用tial合金轮缘膨胀距离大、膨胀快的特点，使其在自身重力以及外界下压力作用下下落；同时将ti2alnb合金轮芯设计为跟tial合金轮缘上表面水平平齐而下表面相对凸出的结构，保证tial合金轮缘在下落的过程中能跟ti2alnb合金轮芯始终接触。因此界面的倾斜角度以及ti2alnb轮芯的相对凸出高度是本扩散连接方法中的重要参数。
本发明提出的扩散连接方法实现了tial轮缘与ti2alnb轮芯自身扩散连接，如图8所示，获得了完整的tial/ti2alnb环形扩散连接件。本发明的特点是通过设计合适的环形连接件结构，不施加外界径向压力，不施加约束，不添加夹具，仅依靠自身结构特点在扩散连接面上产生合适的、简单可控的扩散连接压力。整个扩散连接过程仅施加2mpa的下压力，保证下落过程的顺利进行，使得整个扩散连接过程工艺简单，对设备的需要大大减小，减少了成本。如图6a所示，采用本发明提出的扩散连接方法后，tial轮缘的整体应力应变较小，可以看出最大应力应变值集中于连接面处，不会使tial轮缘整体产生大变形。如图6、图7所示，可以通过调整倾斜角度以及高度差，实现更加精准的调控扩散连接压力值，同时调节残余应力大小，这对于复杂结构件的扩散连接具有重要意义。本发明提供了一种无需添加外界压力即可获得环形界面扩散连接压力的思路，运用数值仿真技术可以有效模拟不同结构参数扩散连接件的扩散连接过程，为确定合适的工艺提供参考。
本发明实现tial合金和ti2alnb合金的成功连接，为其他外层金属膨胀系数较大的环形结构件的扩散连接提供了参考。
附图说明
图1是tial轮缘结构示意图。
图2是ti2alnb轮芯结构示意图
图3是tial/ti2alnb合金环形件装配示意图。
图4是tial/ti2alnb合金热模拟压缩曲线。
图5是tial/ti2alnb环形件扩散连接1/4数值模型。
图6是不同倾斜角度模型应力应变数值模拟结果；其中，图6a的倾斜角度为3°，图6b是倾斜角度为3°时应变模拟结果；图6c的倾斜角度为5°，图6d是倾斜角度为5°时应变模拟结果；图6e的倾斜角度为10°，图6f是倾斜角度为10°时应变模拟结果。
图7是不同ti2alnb轮芯相对凸出高度模型应力应变数值模拟结果；其中，图7a是ti2alnb轮芯相对凸出高度1mm时应力模拟结果，图7b是ti2alnb轮芯相对凸出高度为1mm时应变模拟结果；图7c是ti2alnb轮芯相对凸出高度为2mm时应力模拟结果，图7d是ti2alnb轮芯相对凸出高度为2mm时应变模拟结果。
图8是tial合金与ti2alnb合金扩散连接的效果图。
图9是本发明的流程图。
图中：1是tial合金轮缘；2是ti2alnb合金轮芯；3是tial合金在1000℃、应变速率为0.001时热模拟压缩曲线，提供tial合金模拟所需力学性能参数；4是ti2alnb合金在1000℃、应变速率为0.001时热模拟压缩曲线，提供tial合金模拟所需力学性能参数。
具体实施方式
本实施例具体是一种圆环形的轮缘与圆形的轮芯通过无限位扩散连接的方法。
所述轮缘为tial合金，名义成分为ti-45al-8.5nb-0.2w-0.2b-0.3y；轮芯为ti2alnb合金，名义成分为ti-22al-25nb。所述轮缘的内表面与轮芯的外表面之间连接，即该轮缘的内表面为连接面，该轮芯的外表面为连接面，如图1、图2中连接界面用t表示。并且所述轮缘的内表面为斜面，轮芯的外表面亦为斜面；各所述斜面的倾斜角度均为连接面倾斜角α。
本实施例中：将tial轮缘跟ti2alnb轮芯均设计为带倾斜界面的圆台状试样，二者倾斜角度要求一致，如图1、图2所示。tial轮缘上表面内径尺寸为
数值模拟中所需的tial合金与ti2alnb合金的热物理力学性能，包括各个温度下材料的密度、杨氏模量、泊松比、热膨胀系数、比热容、热传导系数以及塑性参数。扩散连接中，扩散连接面上产生充足塑性变形是获得良好扩散连接效果的前提，通过热模拟压缩试验获取材料的塑性参数。由于扩散连接变形速率极慢，因此选取较低的应变速率进行热模拟压缩试验。在1000℃条件下应变速率为0.001时，tial合金以及ti2alnb合金的热模拟压缩数据如图3中所示。其余的参数存在一定的误差对模拟结果影响较小，通过调研文献查阅手册可以获得。tial合金及ti2alnb合金部分热力学性能参数分别如表1、表2所示。
本实施例的具体过程是：
步骤一：确定连接面倾斜角的角度。
通过仿真模拟软件abaqus，采用常规的热应力模拟方法对扩散连接过程中环形连接件的应力应变进行模拟分析，以确定不同角度的连接面倾斜角对扩散连接过程中压力值的影响。
常规扩散连接过程包括：升温阶段、保温阶段以及随炉冷却阶段。保温过程中连接界面上的压力值为扩散连接的压力值。tial/ti2alnb合金扩散连接件在真空扩散设备内随炉冷却至室温后连接界面上存在的压力值为残余应力值。由于较大的扩散连接压力值有利于进行扩散连接，但是残余应力过大会影响结构件后续使用，因此有必要调整连接面倾斜角度来实现扩散连接压力与残余应力在数值上的平衡。
在确定连接面倾斜角的角度时，分别选取3°、5°、10°的连接面倾斜角进行数值模拟。根据确定连接面倾斜角的角度，分别模拟不同连接面倾斜角时的应力应变。
ⅰ模拟连接面倾斜角为3°时的应力应变。
依据tial轮缘与ti2alnb轮芯的尺寸参数，建立比例为1:1的1/4tial轮缘与1/4ti2alnb轮芯装配后的几何模型；该几何模型的连接面倾斜角为3°。在建立所述几何模型时，预先设定ti2alnb轮芯的高度为28mm，使ti2alnb轮芯的一端凸出tial轮缘端面3mm。向仿真模拟软件abaqus中输入所述tial合金与ti2alnb合金的热物理力学性能；所述的tial合金的热物理力学性能见表1：
表1tial合金部分热力学性能参数
所述ti2alnb合金的热物理力学性能见表2：
表2ti2alnb合金部分热力学性能参数
采用热力耦合的六面体八节点的线性实体减缩积分单元c3d8rt划分所建立的1/4tial轮缘与1/4ti2alnb轮芯几何模型的网格。向得到的所述1/4tial轮缘与1/4ti2alnb轮芯几何模型中输入热力学边界条件，以模拟在真空扩散焊设备中的加热条件；所述的热力学边界条件包括真空扩散焊连接的温度和对所述1/4tial轮缘与1/4ti2alnb轮芯几何模型加热的时长。本实施例中，向所述1/4tial轮缘与1/4ti2alnb轮芯几何模型中输入的扩散连接保温温度为1000℃，加热的时长为90min；所述的加热的时长即为保温时间。
当模拟的保温时间达到90min后，所述真空扩散焊设备自然降温至室温。所述的升温、保温及降温过程即为整个扩散连接过程中的不同阶段。在该扩散连接过程中，得到所述不同阶段的扩散连接压力值；当降温至室温后，得到冷却结束后残余压力值。
所得到的不同阶段的扩散连接压力值和冷却结束后残余压力值即为连接面倾斜角为时3°的应力应变。
上述过程为扩散连接模拟过程。
ⅱ模拟连接面倾斜角为时5°的应力应变。
重复所述扩散连接模拟过程。模拟该模拟连接面倾斜角为时5°的应力应变。
与所述所述模拟连接面倾斜角为时3°的应力应变是的不同之处在于，所建立的1/4tial轮缘与1/4ti2alnb轮芯装配后的几何模型的连接面倾斜角为5°。
ⅲ模拟连接面倾斜角为时10°的应力应变。
重复所述扩散连接模拟过程，模拟该模拟连接面倾斜角为时10°的应力应变。
与所述所述模拟连接面倾斜角为时3°的应力应变是的不同之处在于，所建立的1/4tial轮缘与1/4ti2alnb轮芯装配后的几何模型的连接面倾斜角为10°.
至此，获得了不同连接面倾斜角时的扩散连接压力值和冷却结束后残余压力值，如图6所示。
对获得的不同模型扩散连接压力值和冷却结束后残余压力值进行对比比较，可以看出不同倾斜角度时应力应变均集中于扩散连接面两侧，在轮缘外侧应力应变较小：
当倾斜角度为3°时，如图6a、图6b所示，保温过程中连接面上产生150mpa的扩散连接压力；冷却结束后，在连接面上存在200mpa的残余应力，且为压应力。
当倾斜角度为5°时，如图6c、图6d，界面处应力应变值均增大，且上下端面由于尺寸差异增大，应力应变分布不均匀，容易引起部分区域未焊合。
当倾斜角度为10°时，如图6e、图6f，tial合金轮缘与ti2alnb合金轮芯连接界面处应力分布变化趋势相反，容易造成界面变形不协调，造成界面稳定性差。同样，上下端面由于尺寸差异增大，应变分布不均匀，容易引起部分区域未焊合。
通过上述比较可以看出，当倾斜角度增大时，界面处应力应变值均增大，且上下端面由于尺寸差异增大，应力应变分布不均匀，容易引起部分区域未焊合。因此最佳连接面倾斜角度为3°。
步骤二：确定环形连接件尺寸。
为进一步确定ti2alnb轮芯的尺寸，在扩散连接面倾斜角度为3°时进行不同ti2alnb轮芯相对凸出高度的扩散连接数值模拟；ti2alnb轮芯相对凸出高度分别为1mm、2mm与3mm。
ⅰti2alnb轮芯相对凸出高度为1mm：
重复步骤一中的扩散连接模拟过程，获得ti2alnb轮芯相对凸出高度为1mm时的扩散连接压力值和冷却结束后残余压力值。
ⅱti2alnb轮芯相对凸出高度为2mm：
重复步骤一中的扩散连接模拟过程，获得ti2alnb轮芯相对凸出高度为2mm时的扩散连接压力值和冷却结束后残余压力值。
ⅲti2alnb轮芯相对凸出高度为3mm：
重复步骤一中的扩散连接模拟过程，获得ti2alnb轮芯相对凸出高度为3mm时的扩散连接压力值和冷却结束后残余压力值。
至此，分别得到ti2alnb轮芯相对凸出高度为1、2、3mm时的扩散连接压力值和冷却结束后残余压力值。
对得到的ti2alnb轮芯相对凸出高度为1、2、3mm时的扩散连接压力值和冷却结束后残余压力值进行对比。相对凸出高度为1、2mm时的结果如图7所示，相对凸出高度为3mm时的结果如图6a、图6b所示。
图7中，当ti2alnb轮芯相对凸出高度为2mm时，扩散连接面上的连接压力值为100mpa，这一压力值小于ti2alnb合金在1000℃下的屈服强度；并且当扩散连接模拟结束并冷却至室温后，ti2alnb轮芯与tial轮缘的扩散连接面上的残余应力值降到了80mpa，且为压应力。
当ti2alnb轮芯相对凸出高度为1mm时，扩散连接面上的连接压力值分布不均匀，在ti2alnb轮芯与tial轮缘的扩散连接面上的部分区域未获得扩散连接压力，说明ti2alnb轮芯相对凸出高度为1mm时不满足使用要求。
当ti2alnb轮芯相对凸出高度为3mm时，保温过程中扩散连接面上产生150mpa的扩散连接压力；当扩散连接模拟结束并冷却至室温后，在连接面上存在200mpa的残余应力，且为压应力。
对比ti2alnb轮芯相对凸出高度分别为1、2、3mm时的模拟结果，发现ti2alnb轮芯相对凸出高度为2mm时，满足扩散连接界面上的连接压力值大于20mpa，且当冷却至室温后ti2alnb轮芯与tial轮缘的扩散连接面上的残余应力值最小的条件。因此最佳的ti2alnb轮芯相对凸出高度为2mm，即ti2alnb轮芯高度为27mm。
步骤三：制作环形扩散连接件。
依据图1、图2所示的设计尺寸参数以及步骤一、步骤二确定的结构参数，制作tial合金轮缘以及ti2alnb合金轮芯。
步骤四：扩散连接。将步骤三制作好的将tial合金轮缘和ti2alnb合金轮芯试件浸入丙酮中超声波除油15min后浸入无水乙醇中超声波清洗5min。将tial轮缘置于ti2alnb轮芯之上，使二者的连接面紧密贴合，完成装配。将装配件放入真空扩散炉内。该真空扩散炉内的上石墨压头和下石墨压头表面涂抹止焊剂。关闭真空扩散炉的扩散焊机机门。将真空扩散焊机炉腔真空度抽至5×10-3pa并保持。通过真空扩散炉内的上石墨压头对待焊接的对tial轮缘施加2mpa力，作为压紧力。炉温升至1000℃，并保持90min。随炉冷却至室温，完成扩散连接。
所述的炉温升温过程为阶梯升温：具体过程是，以10℃/min的升温速率，使真空扩散焊机炉内升温至300℃，并保温30min。保温结束后继以8℃/min的升温速率，使真空扩散焊机炉内升温至600℃，并保温20min后，继续以5℃/min的升温速率，升温到900℃保温10min，以5℃/min的升温速率使真空扩散焊机炉内升至1000℃。
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