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(guò)快卸式連接螺栓緊固而成為一個(gè)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(dòng)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(hào)聯(lián)裝架（外形尺寸為790 mm（高）×2 874 mm（寬）×3 389 mm（長(zhǎng)））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(duì)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(shì)。

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(guò)程中的殘余應(yīng)力應(yīng)變進(jìn)行預(yù)測(cè)已成為一種簡(jiǎn)單高效的研究方法［1］，可省去樣件焊接試驗(yàn)過(guò)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(duì)焊接過(guò)程溫度場(chǎng)、金屬相變和應(yīng)力場(chǎng)的耦合計(jì)算，被國(guó)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(duì)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(shí)熔合線附近發(fā)生相變（奧氏體→馬氏體），使得整個(gè)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(kāi)發(fā)了兩個(gè)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(duì)焊接殘余應(yīng)力的影響，結(jié)果表明，夾持約束對(duì)焊接殘余應(yīng)力的影響較小，采用混合各向同性運(yùn)動(dòng)硬化模型時(shí)模擬獲得的焊接殘余應(yīng)力與實(shí)測(cè)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(duì)某新型戰(zhàn)術(shù)型號(hào)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(duì)焊接殘余應(yīng)力和變形趨勢(shì)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(shí)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(hào)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(gè)上架支撐框/底架支撐框配對(duì)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(duì)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(duì)組件和彈位組件）進(jìn)行焊接模擬，以分別表征支撐框配對(duì)焊接和整架焊接過(guò)程中的焊接殘余應(yīng)力分布和變形趨勢(shì)。

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(jiàn)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?shì)。

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(kù)自帶的5 系A(chǔ)lMgMn 鋁合金。焊接模擬的熱分析過(guò)程中，焊接溫度場(chǎng)的計(jì)算屬于非線性瞬態(tài)熱傳導(dǎo)分析問(wèn)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(shí)的對(duì)流和輻射熱損失，本文將散熱面選取為整個(gè)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(shí)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(shí)，由于工件受到一個(gè)不均勻的局部瞬時(shí)熱源，靠近焊縫區(qū)域存在較大的溫度梯度，網(wǎng)格劃分時(shí)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(guò)程的計(jì)算速度和計(jì)算機(jī)容量。

2.1 支撐框配對(duì)組件

支撐框配對(duì)組件的模型和網(wǎng)格劃分示意圖如圖2 所示。支撐框配對(duì)組件等效為8 根（2 根長(zhǎng)矩形管L=1 500 mm，2 根中長(zhǎng)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(gè)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(shí)，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(guò)程為兩人同時(shí)對(duì)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(jiàn)表1。焊接時(shí)，在二維框架的Z軸方向施加剛性約束；在焊接冷卻過(guò)程中，整個(gè)支撐框采用自有約束。

圖2 支撐框配對(duì)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(duì)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(gè)法蘭框+11 根矩形管（4 根長(zhǎng)矩形管L=1 500 mm，1 根中長(zhǎng)矩形管L=800 mm，6 根短矩形管L=350 mm）+1 個(gè)安裝板焊接而成，其中法蘭框事先焊接好，無(wú)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(guò)程為兩人同時(shí)對(duì)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(jiàn)表2。彈位組件的網(wǎng)格劃分、施加的約束與支撐框配對(duì)組件相類似，但彈位組件焊接過(guò)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(jiàn)表3，焊接過(guò)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(duì)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(duì)組件

工程應(yīng)用中多以Von-Mises 等效應(yīng)力來(lái)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(shí)，材料就發(fā)生屈服。支撐框配對(duì)組件焊接完成后冷卻至室溫時(shí)的Von-Mises 應(yīng)力場(chǎng)云圖如圖5 所示。圖中可見(jiàn)，整個(gè)工件室溫下的Von-Mises應(yīng)力基本呈軸對(duì)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(guò)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(duì)組件焊接完成后冷卻至室溫時(shí)的變形云圖如圖6 所示。從模擬結(jié)果來(lái)看，支撐框的最大變形量為6.44 mm，位于安裝板對(duì)面的長(zhǎng)矩形管中央，且整體上有安裝板的長(zhǎng)矩形管變形較沒(méi)有安裝板的長(zhǎng)矩形管變形要小。

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

圖6 支撐框配對(duì)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(duì)組件焊接后的變形主要表現(xiàn)為兩根長(zhǎng)矩形管向內(nèi)凹。這是因?yàn)殚L(zhǎng)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(duì)組件內(nèi)側(cè)。

圖7 支撐框配對(duì)組件焊后Mean 應(yīng)力場(chǎng)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(shí)的Von-Mises 應(yīng)力場(chǎng)云圖如圖8 所示。圖中可見(jiàn)，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(duì)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(guò)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(shí)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(chǎng)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(shí)的變形云圖如圖9 所示。圖中可見(jiàn)，彈位組件焊接完成后的最大變形在上部?jī)筛L(zhǎng)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(shì)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(guò)程可知，焊接變形主要集中在后焊接的兩根長(zhǎng)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(shí)的Von-Mises 應(yīng)力場(chǎng)對(duì)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(gè)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(guò)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(duì)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(shí)整個(gè)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(shí)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(shí)立方體組件Von-Mises 應(yīng)力對(duì)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(shí)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(shí)，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(shí)，即兩人焊接，分散焊，對(duì)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(shí)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(shí)，矩形管均是向內(nèi)變形，且整個(gè)立方體結(jié)構(gòu)的變形是呈對(duì)稱分布的?？傮w來(lái)說(shuō)，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(shí)的焊接變形。

圖11 不同焊接順序時(shí)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(yǔ)

基于SYSWLED 有限元分析軟件，分別對(duì)某新型戰(zhàn)術(shù)型號(hào)鋁合金聯(lián)裝架典型結(jié)構(gòu)件（支撐框配對(duì)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(duì)組件焊后Von-Mises 應(yīng)力呈軸對(duì)稱分布，最大Von-Mises 應(yīng)力值為120～130 MPa；支撐框配對(duì)組件焊后最大變形位于長(zhǎng)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(guò)了5A06 的常溫材料屈服強(qiáng)度，焊接變形整體趨勢(shì)為凹向三維結(jié)構(gòu)的內(nèi)腔，焊接變形也多集中在長(zhǎng)矩形管上，最大變形出現(xiàn)在后焊接的兩根長(zhǎng)矩形管中央，約為5.21 mm。

3）對(duì)稱分散焊時(shí)立方體組件的焊接應(yīng)力較逐條焊縫焊接時(shí)高，但焊接變形趨勢(shì)則相反。