殘余應(yīng)力對(duì)多焊縫整體加筋壁板穩(wěn)定性影響研究

郭妍寧, 馬玉娥, 孫文博, 薛勇, 鄺春偉

(1.西北工業(yè)大學(xué) 航空學(xué)院, 陜西 西安 710072; 2.中航通飛華南飛機(jī)工業(yè)有限公司, 廣東 珠海 519000)

焊接加筋壁板由于成本低、減重、抗疲勞性能好等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于飛機(jī)結(jié)構(gòu)中[1]。攪拌摩擦焊作為固態(tài)焊接技術(shù)，是飛機(jī)焊接結(jié)構(gòu)中常用的焊接方式[2-3]。焊接過(guò)程中不均勻的塑性變形是產(chǎn)生殘余應(yīng)力的根本原因[4]。在結(jié)構(gòu)件服役過(guò)程中，殘余應(yīng)力與其所承受的載荷相互疊加，從而產(chǎn)生二次變形及殘余應(yīng)力再分布。這不僅會(huì)降低結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，還會(huì)嚴(yán)重影響其疲勞強(qiáng)度，抗斷裂能力以及抗腐蝕開(kāi)裂能力[5]。

在整體飛機(jī)的焊接結(jié)構(gòu)中，通常具有多條焊縫。因此，研究多焊縫加筋壁板的殘余應(yīng)力分布十分必要。國(guó)內(nèi)早期將不同方向的應(yīng)力線性疊加以獲取整體壁板的殘余應(yīng)力分布[6]。近年來(lái)，張?zhí)祚Y等[7]采用電子散斑干涉法測(cè)量了5A06鋁合金T型交叉焊縫的殘余應(yīng)力分布。結(jié)果表明，T型焊縫遠(yuǎn)離交叉區(qū)域的殘余應(yīng)力分布規(guī)律接近對(duì)接焊縫。但在交叉區(qū)域附近，由于平行、垂直焊縫方向的殘余應(yīng)力的相互影響，這一區(qū)域焊縫殘余應(yīng)力狀態(tài)十分復(fù)雜。在數(shù)值分析方面，Lee等[8]計(jì)算了對(duì)接焊縫與T形焊縫交叉結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力分布。結(jié)果表明，當(dāng)T形焊縫穿過(guò)對(duì)接焊縫后，焊接殘余應(yīng)力更加接近T形接頭的殘余應(yīng)力分布，但應(yīng)力絕對(duì)值較單獨(dú)的對(duì)接焊縫和T形焊縫有所降低。

此外，加筋壁板通常會(huì)受到面內(nèi)壓縮、剪切等載荷作用，屈曲失穩(wěn)是其最常見(jiàn)的失效模式[9]。因此，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者對(duì)焊接加筋壁板的屈曲問(wèn)題進(jìn)行了研究[10-13]。Yoon等[14]分析了攪拌摩擦焊加筋壁板在不同位置處的彈塑性力學(xué)性能對(duì)其后屈曲剩余強(qiáng)度的影響。Murphy等[15-17]通過(guò)對(duì)比鋁合金不同焊接方式下加筋壁板的屈曲和后屈曲性能，分析了拉伸殘余應(yīng)力對(duì)加筋壁板穩(wěn)定性的影響。結(jié)果表明，盡管拉應(yīng)力的存在可以抵消一部分外載，但由于結(jié)構(gòu)存在殘余應(yīng)力自平衡，出現(xiàn)拉伸殘余應(yīng)力的同時(shí)必然會(huì)產(chǎn)生與之相等的壓應(yīng)力。因此，加筋壁板穩(wěn)定性隨拉應(yīng)力的增加而降低。但以上研究均未對(duì)存在交叉焊縫的整體加筋壁板進(jìn)行分析。

為明確2種典型多焊縫整體加筋壁板殘余應(yīng)力分布對(duì)其穩(wěn)定性的影響，本文建立了ANSYS有限元模型，采用熱力耦合計(jì)算方法，得到了2種典型加筋壁板的殘余應(yīng)力分布，并對(duì)其屈曲和后屈曲響應(yīng)進(jìn)行分析。

1 有限元建模

1.1 焊接參數(shù)及幾何尺寸

2種典型加筋壁板幾何尺寸分別如圖1所示。

圖1 加筋壁板幾何尺寸

焊縫寬度為3.5 mm，攪拌針前進(jìn)速度為200 mm/min，轉(zhuǎn)速為400 r/min。圖1a)中加筋壁板A由蒙皮1、蒙皮2和長(zhǎng)桁三部分組成，加工時(shí)首先對(duì)蒙皮1和蒙皮2進(jìn)行對(duì)接焊接(焊縫1)，再旋轉(zhuǎn)90°進(jìn)行長(zhǎng)桁與蒙皮的焊接(焊縫2和焊縫3)。圖1b)中加筋壁板B由蒙皮、長(zhǎng)桁1、長(zhǎng)桁2和長(zhǎng)桁3四部分組成，焊接順序由焊縫1至焊縫10依次進(jìn)行。加工時(shí)首先對(duì)蒙皮和長(zhǎng)桁1進(jìn)行連接(焊縫1和焊縫2)，再旋轉(zhuǎn)90°，依次焊接蒙皮與長(zhǎng)桁(焊縫3至焊縫10)。其中長(zhǎng)桁與長(zhǎng)桁的交界處采用點(diǎn)焊方式進(jìn)行連接，點(diǎn)焊時(shí)間為5 s。

1.2 殘余應(yīng)力計(jì)算

采用熱力耦合計(jì)算方法對(duì)攪拌摩擦焊加筋壁板殘余應(yīng)力進(jìn)行求解。首先對(duì)加筋壁板加載熱源，從而獲得溫度場(chǎng)分布；隨后將求得的節(jié)點(diǎn)溫度作為體載荷施加在應(yīng)力分析中，計(jì)算焊后殘余應(yīng)力分布情況。2024-T3材料屬性如表1所示[18]。

表1 2024-T3材料屬性

焊接溫度場(chǎng)屬于瞬態(tài)非線性熱傳導(dǎo)問(wèn)題,其控制方程可表示為[19]

(1)

式中：q為內(nèi)部熱源強(qiáng)度;T為溫度;κ為熱導(dǎo)率;ρ為材料密度;c為比熱容。

由于攪拌摩擦焊的焊接熱量主要來(lái)源于攪拌頭軸肩與板材之間的摩擦產(chǎn)熱,攪拌針與材料內(nèi)部以及攪拌區(qū)域金屬塑性變形所產(chǎn)生的熱量可以忽略不計(jì)[20-21]。作用于加筋壁板上表面的熱源分布函數(shù)可表示為

(2)

式中：熱源半徑R0為軸肩半徑；r0為攪拌針半徑；ω為攪拌針轉(zhuǎn)速；μ為摩擦因數(shù),取0.6；p為軸肩壓力,取12 MPa。初始環(huán)境溫度為25℃,試件側(cè)邊以及上表面對(duì)流換熱系數(shù)為20 W/(m2·℃),底面對(duì)流換熱系數(shù)為200 W/(m2·℃)。

2 殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

2.1 加筋壁板A

計(jì)算溫度場(chǎng)及殘余應(yīng)力分別選用Solid70單元和Solid186單元,共劃分30 520個(gè)單元,如圖2所示。殘余應(yīng)力計(jì)算時(shí)對(duì)加筋壁板底面Z方向以及左右兩側(cè)3個(gè)方向位移進(jìn)行約束。為明確焊接順序?qū)咏畋诎鍤堄鄳?yīng)力分布的影響,首先計(jì)算焊縫1的溫度場(chǎng)以及殘余應(yīng)力分布情況,再將各單元應(yīng)力值作為初始應(yīng)力施加在計(jì)算焊縫2的單元中,依次進(jìn)行計(jì)算。

圖2 加筋壁板A有限元建模

加筋壁板A中焊縫1在焊接時(shí)間為20 s時(shí)的溫度場(chǎng)分布云圖如圖3a)所示,此時(shí)溫度峰值為311℃。焊縫2在焊接20 s時(shí)溫度峰值均為225℃,與焊縫1相比降低了27.6%(見(jiàn)圖3b))。這是由于長(zhǎng)桁單元激活后焊縫2區(qū)域加筋壁板厚度增加,從而導(dǎo)致溫度降低。

加筋壁板A殘余應(yīng)力輸出路徑1位于蒙皮上表面,路徑2位于長(zhǎng)桁上表面,如圖2所示。由圖4a)可以看出,焊縫1焊接后,X方向(焊縫1主應(yīng)力方向)殘余應(yīng)力最大值為64 MPa。焊縫2焊接結(jié)束后,在距焊縫2左右兩側(cè)10 mm范圍內(nèi)應(yīng)力值降低至8 MPa。焊縫3焊接完成后,X方向應(yīng)力基本呈對(duì)稱(chēng)分布,焊縫2至焊縫3區(qū)域內(nèi)應(yīng)力值較為接近。Y方向殘余應(yīng)力曲線如圖4b)所示,由計(jì)算結(jié)果可得,焊縫1在Y方向拉應(yīng)力最大值為22 MPa。焊縫2應(yīng)力峰值在焊縫2焊接結(jié)束后達(dá)到47 MPa。焊縫3焊接完成后,焊縫3應(yīng)力峰值為45 MPa,而焊縫2應(yīng)力峰值降低至24 MPa,降幅為48.9%。焊縫2與焊縫3中點(diǎn)處應(yīng)力值為-8 MPa。因此,加筋壁板A的殘余應(yīng)力分布受焊接順序影響,殘余應(yīng)力主要集中在長(zhǎng)桁右側(cè)即焊縫3附近。

圖4 路徑1殘余應(yīng)力演化曲線

路徑2的殘余應(yīng)力演化情況如圖5所示。由圖5a)可以看出,僅存在焊縫1時(shí),路徑2在X方向殘余應(yīng)力峰值出現(xiàn)在焊縫1處,應(yīng)力最大值為17 MPa。焊縫2焊接完成后,X方向應(yīng)力升高至50 MPa。同時(shí)受到焊縫1的影響,焊縫2在焊縫1處應(yīng)力值較低。焊縫3焊接完成后,X方向應(yīng)力值降至16 MPa,且同樣在焊縫1處有所下降。因此,焊縫交叉后焊縫內(nèi)的殘余應(yīng)力小于單獨(dú)焊接時(shí)所產(chǎn)生的殘余應(yīng)力。圖5b)為路徑2在Y方向的殘余應(yīng)力分布曲線。僅有焊縫1時(shí),Y方向應(yīng)力峰值出現(xiàn)在焊縫1處,并且向焊縫兩側(cè)逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。焊縫2焊接完成后,Y方向應(yīng)力趨于對(duì)稱(chēng)分布,最小值位于焊縫1處。焊縫3焊接結(jié)束后,Y方向應(yīng)力平均降低了6 MPa。

圖5 路徑2殘余應(yīng)力演化曲線

2.2 加筋壁板B

加筋壁板B的單元?jiǎng)澐秩鐖D6所示,計(jì)算溫度場(chǎng)及殘余應(yīng)力場(chǎng)分別選取Solid70單元和Solid186單元,共劃分40 004個(gè)單元。采用與加筋壁板A相同的方法進(jìn)行計(jì)算。

圖6 加筋壁板B有限元建模

圖7為加筋壁板B焊縫2以及點(diǎn)焊5的溫度場(chǎng)分布云圖。如圖7a)所示,焊接時(shí)間為20 s時(shí),焊縫2溫度峰值為202℃。激活長(zhǎng)桁2和長(zhǎng)桁3后,焊接時(shí)間5 s后的點(diǎn)焊5處溫度峰值達(dá)到264℃,這也是由于加筋壁板厚度增加所造成的。

圖7 加筋壁板B溫度場(chǎng)分布

路徑1至路徑4均位于長(zhǎng)桁上表面,如圖8所示。由X方向殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果可以看出,路徑1與路徑2應(yīng)力分布基本一致。由于點(diǎn)焊4和點(diǎn)焊5以及點(diǎn)焊8和點(diǎn)焊9焊接順序靠后,因此路徑1和路徑2應(yīng)力峰值均出現(xiàn)在點(diǎn)焊位置。點(diǎn)焊8和點(diǎn)焊9最后進(jìn)行焊接,從而導(dǎo)致點(diǎn)焊3和點(diǎn)焊4的應(yīng)力峰值較點(diǎn)焊8和點(diǎn)焊9降低了21%。

圖8 路徑1和路徑2殘余應(yīng)力對(duì)比

圖9為路徑3和路徑4殘余應(yīng)力分布對(duì)比。圖9a)為X方向應(yīng)力對(duì)比,由計(jì)算結(jié)果可以看出,路徑4的應(yīng)力值與路徑3相比有所升高。這是由于路徑4所在區(qū)域焊接順序靠后。而點(diǎn)焊9焊接順序晚于點(diǎn)焊8,因此點(diǎn)焊9殘余應(yīng)力峰值比點(diǎn)焊8高出41%。同時(shí)考慮到X方向?yàn)楹缚p10主應(yīng)力方向,故焊縫10處拉應(yīng)力較高,最大值為52 MPa。Y方向應(yīng)力對(duì)比如圖9b)所示,由于Y方向并非焊縫6和焊縫10的主應(yīng)力方向,因此路徑4在點(diǎn)焊9處應(yīng)力值較高。

3 焊接整體壁板穩(wěn)定性分析

圖10為2種加筋壁板一階屈曲模態(tài)對(duì)比,由計(jì)算結(jié)果可以看出,殘余應(yīng)力的存在對(duì)加筋壁板屈曲模態(tài)影響較大。如圖10a)和圖10c)所示,不考慮殘余應(yīng)力時(shí),加筋壁板一階屈曲模態(tài)沿長(zhǎng)桁對(duì)稱(chēng)分布。而考慮殘余應(yīng)力后,加筋壁板面外位移(Z方向)最大值位于殘余應(yīng)力峰值所在的一側(cè),如圖10b)和圖10d)所示。加筋壁板的屈曲特征值如表2所示,根據(jù)公式pcr=λpN可得,載荷一定的前提下,殘余應(yīng)力的存在顯著降低了加筋壁板臨界屈曲載荷。考慮殘余應(yīng)力后,加筋壁板A的臨界屈曲載荷為34.4 kN,與不考慮殘余應(yīng)力加筋壁板相比降低了14.2%。而加筋壁板B在考慮殘余應(yīng)力后臨界屈曲載荷為36.7 kN,與不考慮殘余應(yīng)力時(shí)相比降低了12.4%。

表2 加筋壁板屈曲特征值

4 結(jié) 論

1) 對(duì)于加筋壁板A,受焊接順序影響,殘余應(yīng)力主要集中在焊縫3附近。同時(shí),焊縫3的焊接過(guò)程釋放了焊縫1及焊縫2附近部分殘余應(yīng)力。

2) 對(duì)于加筋壁板B,殘余應(yīng)力基本呈對(duì)稱(chēng)分布,拉應(yīng)力主要集中在點(diǎn)焊9以及焊縫10處。且焊縫7至焊縫10應(yīng)力值與焊縫3至焊縫6相比有所升高。

3) 殘余應(yīng)力的存在顯著降低了加筋壁板臨界屈曲載荷?？紤]殘余應(yīng)力時(shí),加筋壁板A的臨界屈曲載荷為34.4 kN,與不考慮殘余應(yīng)力時(shí)相比降低了14.2%。而加筋壁板B在考慮殘余應(yīng)力后臨界屈曲載荷降低了12.4%。