鋁合金聯(lián)裝架焊接殘余應(yīng)力和變形數(shù)值模擬

廖傳清 ，高艷芳，楊 江，吳 晟，王 沁，王 杰，朱亮亮，董紅剛

（1.上海航天設(shè)備制造總廠有限公司，上海 200245；2.大連理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧 大連 116024）

0 引言

鋁合金聯(lián)裝架由上架和底架通過快卸式連接螺栓緊固而成為一個剛性封閉框架，被廣泛應(yīng)用于航天領(lǐng)域的導(dǎo)彈（含筒或箱）裝填和發(fā)射。上架和底架主體框架均由鋁合金管材和板材焊接而成，焊接接頭形式多為角焊縫或平焊縫，焊縫數(shù)量較多。一般而言，鋁合金聯(lián)裝架所允許的焊接變形量較小，以保證架體構(gòu)件導(dǎo)軌安裝面和上架/底架接口有足夠的機(jī)加工余量，最終確保導(dǎo)彈（含筒或箱）在架體構(gòu)件內(nèi)部的順暢滑動和導(dǎo)彈發(fā)射車托架軸線與架體軸線的同軸精度。如某新型戰(zhàn)術(shù)型號聯(lián)裝架（外形尺寸為790 mm（高）×2 874 mm（寬）×3 389 mm（長））要求上架和底架焊接完成后所有導(dǎo)軌安裝面的平面度均≤2 mm，上架/底架接口安裝面的平面度均≤2 mm，焊接變形控制難度較大，因此，有必要對鋁合金聯(lián)裝架的焊接變形進(jìn)行模擬計(jì)算，預(yù)判焊接變形趨勢。

近些年，隨著計(jì)算理論基礎(chǔ)和計(jì)算機(jī)技術(shù)的不斷發(fā)展，利用數(shù)值模擬技術(shù)進(jìn)行焊接過程中的殘余應(yīng)力應(yīng)變進(jìn)行預(yù)測已成為一種簡單高效的研究方法［1］，可省去樣件焊接試驗(yàn)過程中所花費(fèi)的生產(chǎn)成本。目前，結(jié)合有限元方法出現(xiàn)了許多大型的商業(yè)計(jì)算軟件，如ANSYS、NASTRAN、ABAQUS、ADINA、MSC.MARC、SYSWELD 等。特別是SYSWELD 軟件完全實(shí)現(xiàn)了對焊接過程溫度場、金屬相變和應(yīng)力場的耦合計(jì)算，被國內(nèi)外研究人員廣泛應(yīng)用于焊接殘余應(yīng)力應(yīng)變計(jì)算研究。Li 等［2］基于SYSWELD 軟件對P92 鋼多層多道焊的殘余應(yīng)力形成機(jī)理進(jìn)行了研究，結(jié)果表明，由于焊接時熔合線附近發(fā)生相變（奧氏體→馬氏體），使得整個接頭在熔合線的縱向殘余應(yīng)力和顯微硬度分別達(dá)到670 MPa 和460 HV。徐濟(jì)進(jìn)等［3-4］基于SYSWELD熱源擬合工具開發(fā)了兩個偏置的雙橢球熱源模型，以研究夾持約束和不同硬化模型對焊接殘余應(yīng)力的影響，結(jié)果表明，夾持約束對焊接殘余應(yīng)力的影響較小，采用混合各向同性運(yùn)動硬化模型時模擬獲得的焊接殘余應(yīng)力與實(shí)測結(jié)果最吻合。HEMMESI等［5］采 用SYSWELD 軟件研究了S355J2H 管道接頭的殘余應(yīng)力，獲得了在徑向、環(huán)向以及表面的殘余應(yīng)力分布。

本文針對某新型戰(zhàn)術(shù)型號鋁合金聯(lián)裝架的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和焊接流程，采用SYSWELD 軟件對焊接殘余應(yīng)力和變形趨勢進(jìn)行模擬計(jì)算，以期為鋁合金聯(lián)裝架焊接殘余應(yīng)力風(fēng)險(xiǎn)識別和焊接變形控制措施的制定提供理論指導(dǎo)。

1 典型結(jié)構(gòu)件的選取

某新型戰(zhàn)術(shù)型號聯(lián)裝架主體結(jié)構(gòu)由5A06 鋁合金管材和板材拼焊而成，以3 個上架支撐框/底架支撐框配對焊接組件為基本骨架搭建整架的其余各零組件，如圖1 所示。本文以焊接流程為主線，分別選取支撐框配對焊接組件中間區(qū)域和側(cè)邊彈位的前半部分作為典型結(jié)構(gòu)件（如圖1 所示支撐框配對組件和彈位組件）進(jìn)行焊接模擬，以分別表征支撐框配對焊接和整架焊接過程中的焊接殘余應(yīng)力分布和變形趨勢。

圖1 鋁合金聯(lián)裝架產(chǎn)品示意圖Fig.1 Schematic diagram of the aluminum alloy connection framework

另外，鋁合金聯(lián)裝架涉及的焊縫數(shù)量眾多，焊接順序也是影響焊接變形的重要因素之一。本文以800 mm 見方的立方體結(jié)構(gòu)為典型結(jié)構(gòu)件（立方體組件）進(jìn)行焊接變形模擬，以表征不同焊接順序?qū)附幼冃蔚挠绊戁厔荨?/p>

2 模型的建立及網(wǎng)格劃分

本文基于SYSWELD 系 統(tǒng)，在Visual-Mesh 中進(jìn)行建模、網(wǎng)格劃分、分組和命名，焊接材料選用軟件材料庫自帶的5 系A(chǔ)lMgMn 鋁合金。焊接模擬的熱分析過程中，焊接溫度場的計(jì)算屬于非線性瞬態(tài)熱傳導(dǎo)分析問題，其典型的控制方程［6］為

式中：ρ為材料的密度；c為比熱容；λ為熱導(dǎo)率；T為溫度；Q為內(nèi)熱源強(qiáng)度。

根據(jù)牛頓定律和斯蒂芬-玻爾茲曼定律，考慮焊接時的對流和輻射熱損失，本文將散熱面選取為整個工件的外表面，熱損失為

式中：hc為材料熱傳導(dǎo)系數(shù)；T0為環(huán)境溫度。

熱源模型方面，本文選取Goldak 提出的雙橢球熱源模型以模擬TIG（Tungsten inert gas）焊時的熱量分布情況［7-8］。另外，本文選用的網(wǎng)格類型為六面體網(wǎng)格。焊接時，由于工件受到一個不均勻的局部瞬時熱源，靠近焊縫區(qū)域存在較大的溫度梯度，網(wǎng)格劃分時焊縫及其附近區(qū)域的網(wǎng)格應(yīng)盡可能細(xì)密，以確保計(jì)算的準(zhǔn)確性；遠(yuǎn)離焊縫的母材相應(yīng)劃分稀疏，以兼顧模擬過程的計(jì)算速度和計(jì)算機(jī)容量。

2.1 支撐框配對組件

支撐框配對組件的模型和網(wǎng)格劃分示意圖如圖2 所示。支撐框配對組件等效為8 根（2 根長矩形管L=1 500 mm，2 根中長矩形管L=600 mm，4 根短矩形管L=300 mm）5A06 鋁合金矩形管以及1 個5A06 鋁合金安裝板焊接而成，矩形管尺寸為100 mm×70 mm×5 mm，安裝板尺寸為100 mm×60 mm×20 mm。網(wǎng)格劃分時，焊縫及其附近區(qū)域的網(wǎng)格較細(xì)密，遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域較稀疏，節(jié)點(diǎn)總數(shù)和單元總數(shù)分別為482 872 和642 944。焊接過程為兩人同時對稱施焊，施焊順序按圖2 數(shù)字順序執(zhí)行，焊接工藝參數(shù)見表1。焊接時，在二維框架的Z軸方向施加剛性約束；在焊接冷卻過程中，整個支撐框采用自有約束。

圖2 支撐框配對組件模型和網(wǎng)格劃分示意圖Fig.2 Model and meshing of the supporting frame component

表1 支撐框配對組件焊接工藝參數(shù)Tab.1 Welding parameters of the supporting frame component

2.2 彈位組件

彈位組件的模型和網(wǎng)格劃分如圖3 所示。彈位組件等效為2 個法蘭框+11 根矩形管（4 根長矩形管L=1 500 mm，1 根中長矩形管L=800 mm，6 根短矩形管L=350 mm）+1 個安裝板焊接而成，其中法蘭框事先焊接好，無需焊接模擬，矩形管尺寸為100 mm×70 mm×5 mm，安裝板尺寸為50 mm×50 mm×30 mm。焊接過程為兩人同時對稱施焊，施焊順序按圖3 數(shù)字順序執(zhí)行，焊接工藝參數(shù)見表2。彈位組件的網(wǎng)格劃分、施加的約束與支撐框配對組件相類似，但彈位組件焊接過程中的剛性約束為底面二維框架的Z軸方向，節(jié)點(diǎn)總數(shù)和單元總數(shù)分別為427 061 和567 590。

圖3 彈位組件模型和網(wǎng)格劃分示意圖Fig.3 Model and meshing of the missile position component

表2 彈位組件焊接工藝參數(shù)Tab.2 Welding parameters of the missile position component

2.3 立方體組件

立方體組件的模型及網(wǎng)格劃分如圖4 所示。立方體組件等效為12 根L=800 mm 的矩形管焊接而成，矩形管尺寸為100 mm×70 mm×5 mm。焊接工藝參數(shù)見表3，焊接過程包含以下兩種情況：1）兩人焊接，沿同一方向，逐條焊縫焊接，施焊順序按圖4（a）數(shù)字順序執(zhí)行；2）兩人焊接，分散焊，對稱焊，施焊順序按圖4（b）數(shù)字順序執(zhí)行。立方體組件的網(wǎng)格劃分、施加的約束與彈位組件相類似，節(jié)點(diǎn)總數(shù)和單元總數(shù)分別為323 816 和432 019。

圖4 立方體組件模型和網(wǎng)格劃分示意圖Fig.4 Model and meshing of the cube component

表3 立方體組件焊接工藝參數(shù)Tab.3 Welding parameters of the cube component

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 支撐框配對組件

工程應(yīng)用中多以Von-Mises 等效應(yīng)力來判斷材料在外力作用下的破壞行為，當(dāng)某一點(diǎn)應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)的等效應(yīng)力應(yīng)變達(dá)到某一與應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)有關(guān)的定值時，材料就發(fā)生屈服。支撐框配對組件焊接完成后冷卻至室溫時的Von-Mises 應(yīng)力場云圖如圖5 所示。圖中可見，整個工件室溫下的Von-Mises應(yīng)力基本呈軸對稱分布，焊縫及其附近的熱影響區(qū)Von-Mises 應(yīng)力較遠(yuǎn)離焊縫部位明顯更高，大約為120～130 MPa，接近材料的常溫屈服強(qiáng)度（130 MPa）。焊接過程中，焊縫及熱影響區(qū)附近材料經(jīng)受的熱循環(huán)溫度高于遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域，從焊縫到遠(yuǎn)離焊縫的位置溫度呈梯度減小分布，所以Von-Mises 應(yīng)力也是呈梯度減小分布。

支撐框配對組件焊接完成后冷卻至室溫時的變形云圖如圖6 所示。從模擬結(jié)果來看，支撐框的最大變形量為6.44 mm，位于安裝板對面的長矩形管中央，且整體上有安裝板的長矩形管變形較沒有安裝板的長矩形管變形要小。

圖5 支撐框配對組件焊后Von-Mises 應(yīng)力場云圖Fig.5 Von-Mises stress contours of the welded supporting frame component

圖6 支撐框配對組件焊后整體變形云圖（XY 視圖，變形放大5 倍）Fig.6 Overall deformation contours of the welded supporting frame component （XY view，the deformation is magnified by 5 times）

此外，支撐框配對組件焊接后的變形主要表現(xiàn)為兩根長矩形管向內(nèi)凹。這是因?yàn)殚L矩形管內(nèi)壁平均應(yīng)力多為拉伸殘余應(yīng)力，而外壁則以壓應(yīng)力為主，如圖7 所示，且拉應(yīng)力和壓應(yīng)力均朝向支撐框配對組件內(nèi)側(cè)。

圖7 支撐框配對組件焊后Mean 應(yīng)力場云圖Fig.7 Mean stress contours of the welded supporting frame component

3.2 彈位組件

彈位組件焊接完成后冷卻至室溫時的Von-Mises 應(yīng)力場云圖如圖8 所示。圖中可見，彈位組件焊后的Von-Mises 應(yīng)力從Z方向上看基本是關(guān)于XY平面對稱的，Von-Mises 應(yīng)力在焊縫及其附近區(qū)域較遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域高。此外，在遠(yuǎn)離焊縫部位，工件上的Von-Mises 應(yīng)力值約為30～50 MPa；而在焊縫及其附近的熱影響區(qū)，Von-Mises 應(yīng)力值可達(dá)130 MPa 以 上，最大值為196 MPa，超過了5A06 鋁合金材料的常溫屈服強(qiáng)度。5A06 鋁合金材料在焊接時所經(jīng)歷的熱循環(huán)溫度高于其相變溫度，導(dǎo)致發(fā)生組織轉(zhuǎn)變［9］，進(jìn)而引起材料屈服強(qiáng)度的增加，這樣Von-Mises 應(yīng)力仍在工件屈服強(qiáng)度以內(nèi)。

圖8 彈位組件焊后Von-Mises 應(yīng)力場云圖Fig.8 Von-Mises stress contours of the welded missile position component

彈位組件焊接完成后冷卻至室溫時的變形云圖如圖9 所示。圖中可見，彈位組件焊接完成后的最大變形在上部兩根長矩形管中央，最大變形量約為5.21 mm。彈位組件整體變形趨勢主要表現(xiàn)為向彈位組件內(nèi)凹，結(jié)合彈位組件的焊接過程可知，焊接變形主要集中在后焊接的兩根長矩形管上。

圖9 彈位組件焊后變形云圖（XZ 視圖，變形放大10 倍）Fig.9 Deformation contours of the welded missile position component（XY view，the deformation is magnified by 10 times）

3.3 立方體組件

立方體組件在不同焊接順序焊接后冷卻至室溫時的Von-Mises 應(yīng)力場對比示意圖如圖10 所示。由圖10（a）和（b）可知，在立方體結(jié)構(gòu)8 個頂角位置的Von-Mises 應(yīng)力遠(yuǎn)高于其余部位，在焊縫及其附近熱影響區(qū)的Von-Mises 應(yīng)力值可達(dá)到70 MPa，尤其是在兩條焊縫相交的位置，應(yīng)力值超過了100 MPa；組成立方體的矩形管中部Von-Mises 應(yīng)力較小，應(yīng)力值在10 MPa 以下。對比兩種焊接順序下的Von-Mises 應(yīng)力分布，采用第2 種焊接順序時整個立方體組件的Von-Mises 應(yīng)力明顯高于采用第1 種焊接順序得到的Von-Mises 應(yīng)力，在焊縫位置表現(xiàn)得更為明顯。這是因?yàn)椴捎玫? 種焊接順序時在矩形管上形成的拘束更大，進(jìn)而造成其焊后殘余應(yīng)力更高。

圖10 不同焊接順序時立方體組件Von-Mises 應(yīng)力對比示意圖Fig.10 Von-Mises stress contours of the cube components welded in different welding sequences

采用不同焊接順序時立方體組件的焊接變形云圖如圖11 所示。在采用第一種焊接順序時，即兩人焊接，沿同一方向，逐條焊縫焊接，立方體結(jié)構(gòu)的整體變形集中在第3 道和第4 道焊縫，如圖11（a）中右下角所示，最大變形量約為3.5 mm；而采用第2 種焊接順序時，即兩人焊接，分散焊，對稱焊，立方體組件焊接變形主要集中在左上方和右下方的兩根矩形管上，如圖11（b）所示，最大變形量約為1.95 mm。另外，根據(jù)圖11 可知，采用第1 種焊接順序時立方體結(jié)構(gòu)的焊接變形并不規(guī)則，多數(shù)矩形管向內(nèi)變形，少數(shù)幾根矩形管向外變形；而在采用第2種焊接順序時，矩形管均是向內(nèi)變形，且整個立方體結(jié)構(gòu)的變形是呈對稱分布的?？傮w來說，采用第1 種焊接順序的焊接變形要高于采用第2 種焊接順序時的焊接變形。

圖11 不同焊接順序時立方體組件焊接變形云圖（變形放大30 倍）Fig.11 Deformation contours of the cube components welded in different welding sequences（the deformation is magnified by 30 times）

4 結(jié)束語

基于SYSWLED 有限元分析軟件，分別對某新型戰(zhàn)術(shù)型號鋁合金聯(lián)裝架典型結(jié)構(gòu)件（支撐框配對組件、彈位組件和立方體組件）的焊接殘余應(yīng)力及變形進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。主要結(jié)論如下：

1）支撐框配對組件焊后Von-Mises 應(yīng)力呈軸對稱分布，最大Von-Mises 應(yīng)力值為120～130 MPa；支撐框配對組件焊后最大變形位于長矩形管中央，約為6.44 mm。

2）彈位組件焊后最大Von-Mises 應(yīng)力值超過了5A06 的常溫材料屈服強(qiáng)度，焊接變形整體趨勢為凹向三維結(jié)構(gòu)的內(nèi)腔，焊接變形也多集中在長矩形管上，最大變形出現(xiàn)在后焊接的兩根長矩形管中央，約為5.21 mm。

3）對稱分散焊時立方體組件的焊接應(yīng)力較逐條焊縫焊接時高，但焊接變形趨勢則相反。