尹宣，趙艷秋，王建峰，王磊磊，劉力源，鄢東洋，占小紅

（1.南京航空航天大學，南京 211106；2.中國運載火箭技術(shù)研究院，北京 100071）

0 前言

2A14 鋁合金屬于Al-Cu-Mg-Si 系可熱處理強化鋁合金，具有較高的比強度、比模量以及優(yōu)良的超低溫性能、可焊性，常應用于運載火箭推進器貯箱主體結(jié)構(gòu)材料[1]。在火箭貯箱上分布著用于傳輸和加注低溫液態(tài)燃料的法蘭接口，法蘭與貯箱側(cè)壁板之間的密封性能、尺寸穩(wěn)定性，直接影響各部件的裝配、發(fā)射試驗的成敗[2]。因此TIG 焊作為連接貯箱側(cè)壁與法蘭的重要手段，其焊接接頭質(zhì)量尤其是結(jié)構(gòu)變形量至關(guān)重要[3]。貯箱側(cè)壁法蘭相貫形成的焊縫為馬鞍形焊縫，采用打底焊和蓋面焊的兩道焊接形式對其進行焊接。

目前，國內(nèi)外學者針對不同結(jié)構(gòu)焊接應力變形進行了一定的仿真計算。Gharib 等人[4]采用生死單元法對TIG 焊接不銹鋼對接接頭變形進行模擬，研究發(fā)現(xiàn)裝夾方式、裝夾時間、裝夾位置對角變形和彎曲變形均有影響。Tomasz 等人[5]采用SYSWELD 軟件對1 mm 厚的5251 鋁合金板材MIG 焊焊接接頭進行模擬分析，研究了不同約束條件和載荷釋放情況下的應力應變分布情況。Prasad 等人[6]通過三維數(shù)值模擬方法研究了環(huán)向TIG 焊接過程中產(chǎn)生的殘余應力分布，發(fā)現(xiàn)熔池內(nèi)及周圍的塑性和熱應變分布不均勻。Huang 等人[7]采用數(shù)值模擬和試驗測量相結(jié)合的方法對薄板電弧焊搭接接頭的焊接殘余應力和變形進行了研究，針對具有局部強非線性的大變形問題，提出了一種改進的迭代子結(jié)構(gòu)方法，得到了焊接殘余應力的詳細分布。Fu 等人[8]采用基于ABAQUS程序的三維有限元方法研究了焊接順序?qū)?061 鋁合金八角形管板焊接結(jié)構(gòu)熱?力耦合殘余應力分布的影響，研究發(fā)現(xiàn)，合理的焊接順序可以有效降低規(guī)則八角形管板接頭的殘余應力，后退焊接為該模型最優(yōu)的焊接順序。朱浩等人[9]用有限元軟件ABAQUS對平板對接6063 鋁合金TIG 焊接頭進行模擬，研究了HAZ 寬度及板厚對焊接接頭變形的影響規(guī)律，進一步建立了TIG 焊接頭有限元等效模型。黃尊月等人[10]采用數(shù)值仿真計算對某飛行器叉形結(jié)構(gòu)整體變形進行了模擬，結(jié)合數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)、三維掃描方法，對焊接變形進行測量分析。王晨曦等人[11]基于動態(tài)拘束模擬法蘭與水冷圈兩道TIG 焊的法蘭變形情況，建立多場耦合分析模型，得到拘束剛度、拘束距離、初始拘束力以及拘束寬度4 個因素對焊件的變形影響。

文中旨在通過仿真模擬手段，建立火箭貯箱側(cè)壁法蘭結(jié)構(gòu)三維有限元模型，探究不同焊接起點與焊接順序?qū)?A14 貯箱側(cè)壁法蘭結(jié)構(gòu)打底蓋面TIG 焊接變形的影響，得到關(guān)鍵部位變形量，并對其分布規(guī)律進行了分析，進而優(yōu)化焊接工藝。

1 焊接有限元模型建立

1.1 幾何建模與網(wǎng)格劃分

根據(jù)2A14 鋁合金貯箱側(cè)壁法蘭結(jié)構(gòu)的實際尺寸，采用三維建模軟件建立1∶1 幾何模型并進行網(wǎng)格劃分。采用疏密過渡的劃分策略，對近焊縫區(qū)的網(wǎng)格進行細化，遠離焊縫區(qū)的網(wǎng)格進行粗化，以兼顧計算的精度與效率。得到貯箱側(cè)壁法蘭結(jié)構(gòu)TIG 焊接網(wǎng)格模型及重要部位如圖1 所示。

圖1 貯箱側(cè)壁法蘭結(jié)構(gòu)網(wǎng)格模型

1.2 焊接工藝方法與參數(shù)

采用打底焊、蓋面焊兩道TIG 焊對貯箱側(cè)壁法蘭進行焊接，其接頭形式為90°坡口和2 mm 鈍邊無間隙對接接頭，如圖2 所示。焊接過程分為4 個過程：打底焊、冷卻、蓋面焊、冷卻，其焊接工藝參數(shù)為：打底焊焊接功率3 200 W，焊接速度3.0 mm/s；蓋面焊焊接功率4 470 W，焊接速度1.67 mm/s。模擬過程中采用生死單元法設(shè)置坡口區(qū)域填充金屬。為了校核焊接熱源模型，焊接過程中，采用紅外熱像儀對焊接過程的溫度進行檢測。

圖2 打底蓋面焊接頭示意圖

1.3 熱源模型及校核

TIG 焊實際焊接過程中，沿焊縫處的深寬比較大，且隨著熱源的移動，熱源前后端熱流分布不均。因此，文中選取雙橢球體熱源模型來模擬TIG 焊接過程電弧的熱輸入情況。根據(jù)貯箱側(cè)壁法蘭結(jié)構(gòu)TIG 焊接實際情況校核熱源模型，將實際焊接過程中得到的紅外測溫結(jié)果與仿真求解得到的溫度場進行驗證，打底焊與蓋面焊的最高溫度對比如圖3 所示。同時，取蓋面焊某一時刻對比模擬所得熔池與實際焊縫形貌，如圖3(b)所示。仿真結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好，說明雙橢球體熱源的熱源模型能較好的模擬2A14 鋁合金貯箱側(cè)壁法蘭結(jié)構(gòu)TIG 焊的熱效應。

圖3 溫度場模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比圖

2 仿真結(jié)果及分析

2.1 打底焊焊接起點對焊接變形的影響

如圖4 所示，由于法蘭處于貯箱側(cè)壁非對稱的位置，選擇如圖4(a)所示的處于特征位置的A，B，C，D 4 個點作為焊接起點進行逆時針方向焊接研究。基于法蘭結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)特征，文中選取A 點和C 點作為焊接起點。法蘭密封槽的尺寸穩(wěn)定性對后續(xù)工裝極為重要，其變形量也是考慮的重要依據(jù)。圖4(b)為不同焊接起點下法蘭與密封槽的最大焊后變形量，法蘭與密封槽的總體變形較小，其中以A 點作為起點的情況變形量最小，法蘭最大變形量為0.645 mm，密封槽最大變形量為0.224 mm，確定A 點為打底焊的最優(yōu)起點。

圖4 不同打底焊焊接起點的最大變形

2.2 蓋面焊焊接起點對焊接變形的影響

在打底焊為最優(yōu)工藝，即A 點為打底焊焊接起點的基礎(chǔ)上，進行蓋面焊的焊接起點優(yōu)化。選擇與上圖4(a)相同的A，C 2 點分別作為蓋面焊焊接起始點，研究其變形量。如圖5 所示，取焊縫上等距的12個點，從A 點開始逆時針觀察各點變形情況，焊縫變形如圖5(a)所示。不同蓋面焊起點的焊縫變形均呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，變形集中在B 點附近，最大變形在1.3 mm 左右。對比兩種情況，以A 點作為蓋面焊起點的總體焊縫變形最小，其最大變形量為1.289 mm，最小變形量為0.635 mm。

圖5 不同蓋面焊焊接起點的變形分布

圖5(b)為不同蓋面焊焊接起點法蘭上密封槽內(nèi)圈沿A'點逆時針方向的變形分布情況，其變形曲線類似正弦函數(shù)，趨勢為先增大后減小再增大。在B'點處變形最大，約為0.5 mm 左右；與B'點相對的D'點附近變形最小，僅有0.1 mm 左右。對比兩種起點情況，以A 點為蓋面焊焊接起點的密封槽變形量最小，其最大變形量為0.525 mm，最小變形量為0.091 mm。

綜合焊縫變形及密封槽變形，確定A 點為打底焊和蓋面焊的焊接起點為最優(yōu)起點。

2.3 焊接順序優(yōu)化

在上述最優(yōu)焊接起點的模擬結(jié)果基礎(chǔ)上，引入分段焊接及改變焊接方向進一步優(yōu)化焊接順序，并對其進行模擬分析，具體方案如圖6 所示。其中，方案一為打底蓋面整段焊，方案二為蓋面分段焊，方案三打底蓋面分段焊，方案四為蓋面反向焊。

圖6 焊接順序優(yōu)化方案

圖7 為不同焊接順序方案下的貯箱側(cè)壁法蘭結(jié)構(gòu)TIG 焊接仿真求解得到焊縫變形分布，從A 點開始的變形大致呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，在B 點附近達到峰值，A 點附近變形最小。對比圖5(a)和圖7，焊接順序比焊接起點對變形的影響更為顯著。其中方案四的變形明顯小于其他方案，最大焊縫變形為1.022 mm，說明蓋面焊時改變焊接方向能夠有效地降低焊縫變形。

圖7 不同焊接順序方案下焊縫處變形分布

在實際工程應用中，密封槽的變形極為重要，圖8為不同焊接順序方案下密封槽頭變形，密封槽形貌如圖8(a)所示。圖8(b)為方案一密封槽內(nèi)外圈變形對比，內(nèi)外圈的變形均較小，外圈變形略大于內(nèi)圈變形，外圈最大變形為0.557 mm，內(nèi)圈最大變形為0.525 mm，滿足后續(xù)裝配要求。變形曲線均呈現(xiàn)先升高再降低再升高的正弦函數(shù)趨勢，B'點的變形量最大，D'點變形量最小，即密封槽左右變形相差較大，密封槽上下變形相近。圖8(c)和圖8(d)為各方案密封槽變形情況對比，四種方案的密封槽內(nèi)外圈變形趨勢相同，對比變形整體及峰值結(jié)果，方案四的密封槽變形量最小，最大變形為0.505 mm。這是由于蓋面焊從打底焊終止點反向至起始點的熱輸入逐漸抵消打底焊的部分變形，同時蓋面焊形成的變形也有所降低，使得密封槽整體變形顯著減小。

圖8 不同焊接順序方案下密封槽處變形

圖9 為貯箱側(cè)壁法蘭結(jié)構(gòu)沿水平方向上的變形分布情況，密封槽至焊縫的變形逐漸增大。這是由于法蘭屬于環(huán)狀結(jié)構(gòu)，位移自由度較小，而密封槽位于遠離焊縫的法蘭上，變形量較小。B-B'側(cè)的整體變形大于D-D'側(cè)整體變形，密封槽的變形不均勻與壁板上加強筋左右不對稱有關(guān)，冷卻時左右橫向收縮不同，隨著裝夾逐漸卸載，B 側(cè)收縮自由，而D 側(cè)收縮受加強筋阻礙較大，導致在焊縫左右兩側(cè)出現(xiàn)差異較大的變形。針對上述四種方案，方案四的整體變形量較小，變形更加均勻，B-B'側(cè)最大變形不超過1.3 mm，D-D'側(cè)最大變形不超過0.7 mm。

圖9 特征曲線上變形情況

根據(jù)不同焊接順序下的貯箱側(cè)壁法蘭結(jié)構(gòu)焊接變形情況，蓋面反向焊（方案四）能更好地控制焊接變形，得到的法蘭、密封槽變形最小。

3 結(jié)論

（1）焊接起點、焊接順序?qū)IG 焊接火箭貯箱側(cè)壁法蘭結(jié)構(gòu)的整體焊后變形均有影響，改變焊接順序?qū)ψ冃蔚挠绊懜鼮轱@著。

（2）由模擬結(jié)果可得，打底焊及蓋面焊的最優(yōu)焊接起點均為A 點，得到的法蘭密封槽變形較小。

（3）不同方案下的仿真結(jié)果均顯示，貯箱側(cè)壁法蘭TIG 焊接模擬得到的焊后變形主要集中在焊縫區(qū)域，密封槽的變形量較??；焊縫與密封槽的焊接變形分布趨勢相近，均在B（B'）點出現(xiàn)變形峰值。

（4）貯箱側(cè)壁法蘭結(jié)構(gòu)焊接順序優(yōu)化結(jié)果顯示，在蓋面反向焊（方案四）下，焊接變形分布較為均勻，焊縫、密封槽變形最小；其焊縫最大變形量為1.022 mm，密封槽最大變形量為0.505 mm。