框桁式火箭貯箱壁板結構激光焊接變形仿真研究

趙艷秋 占小紅 顧遠之 王春林

（1 南京航空航天大學材料加工工程系，南京 211106）

（2 上海宇航系統(tǒng)工程研究所，上海 200000）

文 摘 針對框桁式火箭貯箱壁板結構雙激光束雙側同步焊接（DLBSW）變形開展仿真研究。首先，建立了框桁式火箭貯箱壁板結構DLBSW 有限元模型，并通過試驗驗證了該模型的可靠性；其次，重點考察了焊接順序與方向對框桁式火箭貯箱壁板結構激光焊接變形的影響，獲得了變形控制策略；最后，采用該優(yōu)化方案，成功完成了框桁式火箭貯箱DLBSW 壁板的研制。結果表明，采用“交叉中心焊”的焊接順序，可極大程度地降低焊接變形；在焊接順序優(yōu)化的基礎上，改變中間三條焊縫的焊接方向，可進一步降低焊接變形。

0 引言

2219 鋁合金的比強度高、焊接性好、斷裂韌性高、高低溫性能好，廣泛應用于航空航天領域中承載結構件的制造［1-2］，目前我國新一代火箭貯箱已全面采用了2219 鋁合金［3-4］。運載火箭貯箱的主要功能是作為壓力容器存放推進劑，并承受豎直停放及飛行過程中的各種載荷［5］。

貯箱筒段通常由壁板結構拼焊連接形成。目前，貯箱壁板內弧面一般采用銑切加工出分布規(guī)則或不規(guī)則的網(wǎng)格凸筋，以實現(xiàn)貯箱的輕量化制造，包括機械銑切與化學銑切［5-6］?；瘜W銑切的加工精度低，污染嚴重，目前已經逐步被機械銑切代替，機械加工示意圖見圖1，但機械銑切仍然存在加工效率低、材料利用率低、材料原始組織破壞等問題。若能采用雙激光束雙側同步焊接（DLBSW）技術代替銑切加工技術，同時采用壁板-桁條T 型結構代替壁板-網(wǎng)格加強筋結構，可極大程度地提高生產效率與材料利用率，同時保證了貯箱結構的輕量化。DLBSW技術見圖2，DLBSW 技術采用兩束對稱分布的激光束共同作用于蒙皮與桁條的連接處，最終形成對稱且美觀的角焊縫［5，7］。

圖1 銑切加工技術［5］Fig.1 Milling technology［5］

圖2 框桁式火箭貯箱壁板結構DLBSW技術Fig.2 DLBSW technology for frame-truss tank wall structure

T 型結構DLBSW 技術作為一種先進的連接技術，具有能量密度集中，焊接變形小，焊縫質量好等優(yōu)點［8-9］。近年來，該技術已經逐漸應用于航空領域。歐洲空客公司已成功掌握了該技術，并成功用于A380 機身壁板的制造［10］。楊志斌采用DLBSW 技術完成了機身壁板蒙皮-桁條結構件的焊接，并采用雙側填絲補焊工藝有效地消除了焊縫的表面缺陷［11］。占小紅等人采用數(shù)值模擬的方法分析了不同焊接順序對機身壁板DLBSW 結構焊后變形的影響，獲得了優(yōu)化后的焊接順序方案［12］。

目前，DLBSW 技術已經逐漸受到諸多航空航天科研院所的廣泛關注。本文針對框桁式火箭貯箱壁板結構開展激光焊接技術研究，重點考察焊接順序與方向對框桁式火箭貯箱壁板結構激光焊接變形的影響，以獲得框桁式火箭貯箱壁板結構的變形控制方案，為將來DLBSW 技術在框桁式火箭貯箱壁板結構的應用奠定基礎。

1 框桁式火箭貯箱激光焊接試驗

激光焊接設備包括KUKA 機器人、TruDisk12003碟片激光器及相關配套夾具。兩臺KUKA 機器人對激光焊接頭進行固定，通過機器人的六軸聯(lián)動系統(tǒng)實現(xiàn)激光頭方位的調整。

本文所用材料為2219鋁合金。為保證焊接過程的穩(wěn)定性，在蒙皮與桁條接觸的兩側預加工了兩個1.5 mm×1.5 mm 的小凸臺以替代填絲。DLBSW 原理圖如圖3所示，激光熱源分為兩束功率相等的光束對T 型結構進行DLBSW 試驗。在焊接過程中，桁條兩側焊縫在相同的焊接工藝參數(shù)條件下同步焊接。本文用于進行模型校核的主要焊接參數(shù)為：激光功率4.9 kW，焊接速度3.3 m/min，離焦量0，激光束與蒙皮之間夾角為30°。

圖3 DLBSW原理圖Fig.3 Schematic diagram of DLBSW and weldment

2 框桁式火箭貯箱壁板結構激光焊接有限元模型的建立

2.1 幾何與網(wǎng)格模型

火箭貯箱壁板結構為筒段的八分之一，每塊貯箱壁板上的桁條數(shù)量為5根，可防止實際焊接過程中激光頭與桁條發(fā)生碰撞，保證焊接過程中激光束可順利地以30°的入射角度作用于焊接位置。本文所采用的T型接頭以預置雙小凸臺的方式替代填絲，因此在進行有限元網(wǎng)格劃分時，需對凸臺區(qū)域的幾何進行簡化，以滿足仿真需求。如圖4 所示，焊接接頭在焊接前后的截面形狀發(fā)生了變化，針對這一現(xiàn)象，將焊接接頭的網(wǎng)格按照實際焊后形狀進行網(wǎng)格劃分。

圖4 T型接頭焊接前后的形貌示意圖Fig.4 Cross-section of T-joint before and after welding

此外，為兼顧計算效率與精度，本文采用過渡網(wǎng)格劃分的方式處理焊縫區(qū)和非焊縫區(qū)的網(wǎng)格尺寸［13］，即在焊縫區(qū)對網(wǎng)格單元進行細化，在非焊縫區(qū)對其進行適當粗化。最終獲得的框桁式火箭貯箱壁板結構有限元網(wǎng)格模型如圖5（a）所示，約有12 萬個網(wǎng)格單元，焊縫區(qū)域局部網(wǎng)格如圖5（b）所示。

圖5 貯箱壁板結構網(wǎng)格模型Fig.5 Mesh model of tank wall structure

2.2 熱源模型建立及邊界條件加載

在T 型接頭DLBSW 過程中，根據(jù)激光能量分布特征，采用如圖6 所示的“高斯面熱源+柱狀體熱源”組合的熱源模型來模擬激光的加熱作用［14］。其中，高斯面熱源的熱流密度分布服從式（1），柱狀體熱源的熱流密度分布服從式（2），熱源的總能量分配服從式（3）。

圖6 激光焊接熱源Fig.6 Schematic of laser welding source

式中：α、QS、rs分別代表面熱流集中系數(shù)、面熱源功率、面熱源有效作用半徑；β、γ、H、QV、rv、η分別代表體熱流集中系數(shù)、體熱源衰減系數(shù)、熱源深度、體熱源功率、體熱源有效作用半徑、熱源有效吸收系數(shù)。

對于邊界條件的加載，除加載焊接面熱流，焊接體熱流到焊縫區(qū)域單元外，還應考慮焊件與外界的熱交換條件。焊接熱量損失主要以熱輻射與熱對流為主，焊縫區(qū)主要以對流散熱為主，輻射散熱并不顯著。為計算方便，在仿真中將工件的熱輻射與熱對流結合，設定外表面與空氣對流換熱，換熱系數(shù)為40 W（/m2·℃）。

2.3 模型校核

如圖7所示為所用熱源的校核結果?？芍髠葹槟M的熔池截面形貌，右側為實際焊接的T型接頭焊縫宏觀截面形貌。對比仿真結果與實驗結果可知，兩者的形貌基本吻合，說明該熱源模型可用于后續(xù)的模擬計算中。

圖7 實驗與模擬結果對比Fig.7 Comparison between the experimental and simulated results

3 結果與討論

3.1 溫度場仿真結果分析

DLBSW過程溫度場分布特征及熱循環(huán)曲線如圖8 所示，熔池表面形貌呈近似的橢圓形，且熔池后方區(qū)域的等溫線分布較熔池前端以及側端的等溫線分布明顯稀疏。

圖8 焊接溫度場分布特征及熱循環(huán)曲線Fig.8 Temperature field distribution and thermal cycle curve during welding

由熱循環(huán)曲線可知，當焊接熱源移動至采樣點所在橫截面處，各點溫度幾乎同時開始上升。但不同位置節(jié)點升溫速度不同，距焊縫中心距離由遠到近，升溫速度逐漸增大。其中，焊縫中心的升溫速度遠高于焊縫邊緣，而距焊縫中心較遠處的母材金屬升溫十分緩慢，在整個熱循環(huán)曲線中，焊縫中心的溫度峰值最高，達到了1 413.78℃，而焊縫邊緣的溫度明顯較低，僅為644.51℃，這是由于激光加熱作用高度集中的結果。在隨后的冷卻階段，焊縫區(qū)域的溫度又迅速降低，其中焊縫中心溫度從1 413.78℃降低到600℃以下所需的時間不足0.5 s，這是由于鋁合金具有較高的導熱系數(shù)所導致的。

3.2 焊接順序對火箭貯箱壁板結構激光焊接變形的影響

火箭貯箱壁板結構包括五根桁條，這意味著該結構的焊接存在若干種焊接順序方案。本文設計了3種焊接順序方案，如圖9所示。

圖9 貯箱壁板結構焊接順序示意圖Fig.9 Schematic diagram of welding sequence for tank wall structure

焊接順序（1）“42135”先焊中間焊縫C，再依次焊接其相鄰的焊縫B和D，隨后焊接邊緣的焊縫A和E，即“中心對稱焊”；焊接順序（2）“13542”先依次焊接外側的焊縫A和E，再焊接其相鄰的焊縫B和D，隨后焊接最中間的焊縫C，即“外側對稱焊”；焊接順序（3）“14352”先焊兩邊焊縫A 和E，再焊接中間焊縫C，隨后依次焊接縫B和D，即“交叉對稱焊”。

如圖10 為3 種不同焊接順序下的火箭貯箱壁板結構激光焊接變形仿真結果。可知，各順序下的最大變形分別為15.63、13.45 和9.937 mm。在“交叉對稱焊”方案下，其最大變形量明顯小于其余焊接順序方案。觀察模擬結果，由于該結構為大型曲面壁板結構，加之激光焊接的熱量集中，火箭貯箱壁板結構產生明顯的撓曲變形和角變形。最大變形位置主要位于蒙皮縱向兩側中心位置，這是撓曲變形與角變形疊加的結果。由于5 根桁條所在位置受蒙皮的拘束度從中間到兩側逐漸減小，因此5根桁條的撓曲變形由中間到兩邊逐漸增大。

圖10 不同焊接順序下的貯箱壁板結構焊后變形分布Fig.10 Welding deformation distribution for tank wall structure under different welding sequence

綜上，焊接順序對火箭貯箱壁板結構焊后變形的影響十分顯著，采用“交叉對稱焊”的焊接順序方案所獲得的焊后變形最小。

3.3 焊接方向對火箭貯箱壁板結構激光焊接變形的影響

基于優(yōu)化的焊接順序，進一步分析焊接方向對火箭貯箱壁板結構激光焊接變形的影響。本文設計了兩種焊接方向方案（圖11）。方案一改變了焊縫B與D的焊接方向，方案二改變了焊縫B、C、D的焊接方向。

圖11 貯箱壁板結構焊接方向示意圖Fig.11 Schematic diagram of welding direction for tank wall structure

圖12為不同焊接方向方案下的火箭貯箱壁板結構激光焊接變形仿真結果。方案一和方案二的最大變形分別為4.46、3.86 mm。對比圖10 與圖12 的仿真結果可知，最大變形位置同樣主要集中在蒙皮縱向兩側中心位置，但改變貯箱壁板結構焊接方向可顯著改善焊接變形，并且在改變焊縫B、C、D 的焊接方向情況下，可以獲得相對較小的焊接變形。

圖12 不同焊接方向下的貯箱壁板結構焊后變形分布Fig.12 Welding deformation distribution for tank wall structure under different welding direction

綜上，在“交叉對稱焊”焊接順序方案的基礎上，改變焊縫B、C、D 的焊接方向，可進一步降低火箭貯箱壁板結構的焊接變形。最終采用優(yōu)化后的焊接方案完成了激光焊接貯箱壁板結構實物件的研制工作。

4 結論

本文針對框桁式火箭貯箱壁板結構開展激光焊接技術研究。采用“高斯面熱源+柱狀體熱源”組合的熱源模型，可有效地模擬2219 鋁合金T 型結構DLBSW 過程的溫度場分布特征，熔池表面形貌大致呈橢圓形。基于校核后的熱源模型，針對火箭貯箱壁板結構開展焊接變形仿真研究。采用“交叉對稱焊”順序方案，并改變焊縫B、C、D 的焊接方向，可極大程度地降低焊接變形，仿真結果顯示，最大焊后變形僅為3.86 mm。