大型鋁合金骨架焊接變形控制研究

摘要： 以大型鋁合金骨架產(chǎn)品為研究對象，對大型鋁合金骨架焊接變形控制進行了研究。通過制定合適的外蒙皮拼焊方案、骨架總裝拼焊的變形控制、焊接余量的預留以及焊后熱處理的過程控制等措施，有效的控制了鋁合金骨架的焊接變形。焊后經(jīng)測量，橫梁組件的間距尺寸與理論尺寸的偏差范圍為-1～+1 mm，總長尺寸與理論尺寸的偏差為+2 mm，外蒙皮平面度控制在3 mm以內(nèi)，骨架底面平面度在4 mm以內(nèi)，滿足設計要求。

關(guān)鍵詞： 鋁合金；大型骨架；焊接變形；焊接余量

中圖分類號： TG 457.14

Research on welding deformation control of the large aluminum alloy framework

WAN Jun1，2，YU Jing1，WU Jun1，TANG Bingbing1，WANG Xuqin1

（1.Shanghai Aerospace Equipments Manufacturing Co.， Ltd.， Shanghai， 200245，China;

2. Shanghai Engineering Center of Process and Equipment for Aerospace Devices Manufacturing， Shanghai， 200245，China）

Abstract： Taking large aluminum alloy framework as the product object， whose welding deformation was studied. Welding deformation of the aluminum alloy framework can be controlled by methods of the formulation of appropriate welding scheme， deformation control of framework assembly welding， reservation of welding allowance and process control of post-welding heat treatment. After welding， the results show that the deviation between the spacing size of the beam component and the theoretical size is -1～+1 mm， the deviation between the length size of the framework and the theoretical size is +2 mm， the flatness of the outer skin is controlled within 3 mm， and the flatness of the bottom surface of the framework is no more than 4 mm. all dimensions of the framework meet the design requirements.

Key words： aluminum alloy; large framework; welding deformation; welding allowance

0 前言

鋁合金比剛度高、比強度大、密度小、耐腐蝕性強等特點，被廣泛應用于航空、航天等加工制造領(lǐng)域，是目前應用最廣的輕金屬之一［1-7］。大型鋁合金骨架產(chǎn)品由外蒙皮、橫梁組件、支耳等零件組成，整體外形尺寸約為9 m×1.7 m×0.6 m，其中橫梁組件間距尺寸公差要求±1 mm，骨架外蒙皮平面度要求小于5 mm，對于骨架焊接后的變形控制要求較高。

國內(nèi)外對鋁合金結(jié)構(gòu)件的焊接工藝進行了大量的研究，高艷芳等人［8］對鋁合金聯(lián)裝架焊接變形控制進行了研究，結(jié)果表明通過焊接組件配對優(yōu)化、焊接變形預判、焊接工裝優(yōu)化設計、零件焊接余量的預留、焊后熱處理過程的控制等方式，可有效控制聯(lián)裝架的焊接變形量；羅勝等人［9］對鋁合金地鐵底架底板自動焊變形控制進行了研究，結(jié)果表明采用調(diào)整焊接順序、焊前合理預置反變形的方法，有效地控制了鋁合金地鐵底架地板自動焊接變形；王立夫等人［10］對動車組鋁合金車體底架焊接變形控制進行了研究，結(jié)果表明焊前預制合理的反變形與焊接順序、施加一定的工藝放量等工藝措施可以有效解決底架焊接變形。對于大型鋁合金骨架類產(chǎn)品來說，如何有效控制焊接變形是提升產(chǎn)品質(zhì)量的關(guān)鍵。

文中從外蒙皮拼焊的變形控制、總裝拼焊的變形控制、焊接余量的預留及焊后熱處理控制等方面，對骨架產(chǎn)品的變形控制進行了研究，為大型鋁合金骨架類產(chǎn)品焊接變形控制提供借鑒。

1 骨架產(chǎn)品結(jié)構(gòu)

大型骨架產(chǎn)品由5A06鋁合金拼焊而成，其主體結(jié)構(gòu)由外蒙皮、橫梁組件、支耳等零件組成，示意如圖1所示。蒙皮及橫梁組件均為8 mm鋁板拼焊而成，焊接后外形輪廓尺寸約為9 m×1.7 m×0.6 m。

對于該產(chǎn)品，焊接工藝的關(guān)鍵點及難點主要在以下幾個方面：

（1）焊接量大，焊縫長度接近100 m，外蒙皮焊后易出現(xiàn)波浪變形、扭曲、局部“塌陷”等；

（2）骨架外蒙皮、橫梁焊接后的變形控制，確保焊后外蒙皮平面度小于5 mm；

（3）整體焊接余量的預留，確保每檔橫梁組件間距尺寸公差±1 mm，滿足后續(xù)加工要求。

2 焊接變形控制的具體措施

2.1 外蒙皮拼焊的變形控制

外蒙皮外形尺寸達9 m×1.7 m×0.6 m，受限于板料的來料尺寸，需對外蒙皮進行拼焊。經(jīng)分析計算，為減少焊接變形，依據(jù)焊縫數(shù)量最少的原則，將外蒙皮拆分為4部分較為合理，如圖2所示。

根據(jù)上述拆分方法，制定外蒙皮的拼焊方案為：長度4.5 m的板料進行折彎成形為1/4外蒙皮，將2件1/4外蒙皮拼焊成1/2外蒙皮，最后將2件1/2外蒙皮進行拼焊組成最終的外蒙皮零件?？紤]到1/4外蒙皮拼焊長度達4.5 m，傳統(tǒng)熔焊易造成蒙皮出現(xiàn)波浪變形、扭曲，影響產(chǎn)品機加工要求及外觀質(zhì)量，攪拌摩擦焊可以很好的解決這一問題［11］，故1/4外蒙皮拼焊采用攪拌摩擦焊雙面對稱施焊，單側(cè)焊接深度5 mm（焊接轉(zhuǎn)速600 r/min，焊接速度120 mm/min）。1/2外蒙皮拼焊采用TIG焊（焊絲ER5356 直徑Φ3.2 mm，電流240～270 A），開制雙面“X形”坡口，并在對接處增加“π形”板固定，如圖3所示。施焊過程中應注意控制層間溫度小于100 ℃。正面焊接完成后對蒙皮翻身，焊縫清根。

考慮到總裝拼焊過程中外蒙皮也會收縮，進而影響橫梁組件的間距尺寸，為消除焊接變形對橫梁間距尺寸的影響，需對外蒙皮折彎尺寸進行焊接收縮余量的預留，其中在1/4外蒙皮零件上寬度方向預留1.5 mm收縮余量，高度方向預留1 mm收縮余量，如圖4所示。長度方向預留的收縮余量需要考慮兩個方面：①1/2外蒙皮對拼本身的收縮余量，預留3 mm，②按照橫梁焊接時預留的收縮余量同步進行預留。

2.2 骨架總裝拼焊的變形控制

橫梁組件之間的間距尺寸要求較高，每檔腹板間距尺寸需保證在公差±1 mm范圍內(nèi)，如圖5所示。制定合適的焊接收縮余量是保證腹板間距尺寸滿足公差要求的重中之重。

焊接橫梁組件時，為減少外蒙皮的“波浪”焊接變形，應在外蒙皮端面處使用鋁管進行剛性支撐，同時在腹板位置及支耳開檔位置也增加鋁管，以減小腹板和支耳開檔的焊后變形。焊接橫梁組件時，應優(yōu)先焊接立焊縫，且焊接過程中應分散、對稱施焊，同時應控制焊接速度，減小焊接變形，如圖6所示。

2.3 焊接余量的預留

骨架母材均為5A06鋁合金，焊接收縮量較大，如焊接過程中不預留收縮量，產(chǎn)品尺寸尤其是橫梁組件的間距尺寸難以保證。骨架產(chǎn)品焊縫主要分布在以下幾個區(qū)域：1. 1/2外蒙皮拼焊處對接焊縫，2. 橫梁組件與外蒙皮T形角接焊縫，3. 腹板與蓋板的T形角接焊縫（即橫梁組件的焊縫）。

焊縫的收縮一般分為橫向收縮和縱向收縮，其中橫向收縮變形主要是因熱源附近高溫區(qū)金屬的熱膨脹收到拘束，產(chǎn)生了橫向壓縮塑性應變，熔池凝固后，焊縫附近金屬開始降溫而收縮，這是焊縫橫向收縮的主要組成部分，而焊縫本身的收縮僅占橫向收縮總量的10%左右［12］。對于對接焊縫而言，橫向收縮量ΔB值比縱向收縮量要大很多，如公式（1）所示［13］

ΔB=Aqαcγt

式中：ΔB為焊縫橫向收縮量；A為經(jīng)驗系數(shù)，電弧焊為1.0～1.2；q為焊接熱輸入；α為材料線膨脹系數(shù)；c為材料比熱容；γ為材料密度；t為材料厚度。

上述公式UG0Dxd/XQY9eCpZMUu810tWBez9Fe0xPurblxOGw7IQ=一般用于鋼結(jié)構(gòu)中。粗略計算時，對接焊的ΔB值為焊縫寬度的0.1～0.15［14］。作為借鑒，將鋁合金的各項材料性能［15-16］帶入上述公式，可得出鋁合金ΔB值約為焊縫寬度的0.3～0.45。1/2外蒙皮厚度為8 mm，對接焊縫坡口形式為“X形”雙面坡口，焊縫寬度為8 mm左右，帶入公式可得出1/2外蒙皮對接焊縫理論橫向收縮量為2.4～3.6 mm。

T形接頭由于橫向收縮在板厚度上的分布不均勻，往往產(chǎn)生角變形。T形接頭的角變形β取決于角焊縫的焊腳尺寸K和板厚t。圖7為鋁鎂合金T形接頭的角變形關(guān)系圖［16］。

橫梁組件與外蒙皮的T形焊縫為雙面角焊縫，焊腳尺寸K為8mm，板厚t為8mm，根據(jù)圖7的角變形趨勢，可大致得出橫梁組件與外蒙皮的T形焊縫角變形β約為0.055 rad。將T形接頭處的角變形近似看成外蒙皮兩側(cè)的彎曲變形，如圖8所示，外蒙皮彎曲變形的角度為β/2=0.0275 rad。橫梁組件每檔間距為900 mm，則外蒙皮T形焊縫的橫向收縮為ΔB=900-（2×450×cosβ/2）=0.34 mm，每檔橫梁組件共有3條T形焊縫（外蒙皮底面1條，側(cè)面2條），總計每檔橫梁組件焊縫的橫向收縮為0.34×3=1.02 mm。

結(jié)合骨架產(chǎn)品特點及焊縫的分布范圍，可知骨架產(chǎn)品在長度方向上會有較大的收縮，寬度和高度方向相對較小。以理論公式得出的對接焊縫橫向收縮、T形焊縫橫向收縮數(shù)據(jù)為參考，結(jié)合實際工程經(jīng)驗，制定相應的焊接余量預留方案：橫梁組件之間每檔間距預留1.5 mm，1/2外蒙皮對拼處預留3 mm，高度方向預留1 mm，寬度方向預留3 mm。即骨架產(chǎn)品最終的焊接余量預留方案為：長度方向預留1.5×10+3=18 mm，寬度方向預留3 mm，高度方向預留1 mm，如圖9所示。

2.4 焊后熱處理的過程控制

骨架產(chǎn)品焊縫長度約100 m，焊后殘余應力較大，因此需要焊后進行去應力熱處理，同時還可對產(chǎn)品進行熱校形。為了保證骨架熱處理后的尺寸和平面度要求，需將骨架在專用退火平臺上壓緊，如圖10所示。根據(jù)焊后測量的骨架底平面的平面度，骨架變形趨勢為“兩頭翹”，因此在骨架底面中部增加4 mm墊塊，以補償骨架“兩頭翹”的變形影響，如圖11所示。經(jīng)過去應力熱處理的熱校形后，在機床上測量骨架底面的平面度，結(jié)果在4 mm范圍內(nèi)，滿足后續(xù)加工要求。

3 焊接結(jié)果

按照上述工藝方法制造了1件骨架產(chǎn)品，1/4外蒙皮的拼焊采用攪拌摩擦焊后，焊縫外觀質(zhì)量良好，焊后整體變形量小，寬度尺寸收縮量為2 mm左右。結(jié)合焊接變形理論計算，對骨架產(chǎn)品長度、寬度及高度方向預留了合適的焊接余量，保證了焊后橫梁組件的間距尺寸，經(jīng)卷尺測量，產(chǎn)品實測尺寸結(jié)果見表1。橫梁組件的間距尺寸與理論尺寸的偏差范圍為-1～+1 mm，總長尺寸與理論尺寸的偏差為+2 mm，滿足設計要求。通過在外蒙皮及橫梁腹板上增加鋁管剛性支撐，有效控制了外蒙皮、腹板表面焊后出現(xiàn)的“波浪”變形，經(jīng)刀口尺測量，外蒙皮平面度控制在3 mm以內(nèi)。通過焊后在專用退火平臺壓緊并施加了反變形控制措施進行焊后熱處理，骨架底面平面度良好，經(jīng)機床測量，底面平面度在4 mm以內(nèi)。

4 結(jié)論

（1）采用攪拌摩擦焊對1/4外蒙皮進行拼焊，焊縫外觀質(zhì)量良好，焊后整體變形量少，寬度尺寸收縮量為2 mm左右。

（2）通過增加“π形”工裝和鋁管等方式，可有效控制骨架總裝焊接后的變形，經(jīng)測量，外蒙皮平面度可達到3 mm以內(nèi)。

（3）以焊接變形理論計算為參考，按照橫梁組件之間每檔間距預留1.5 mm，1/2外蒙皮對拼處預留3 mm，骨架產(chǎn)品高度方向預留1 mm，寬度方向預留3 mm的焊接收縮余量預留方案，可保證骨架總長及橫梁組件的間距尺寸，經(jīng)復測，橫梁組件的間距尺寸與理論尺寸的偏差范圍為-1～+1 mm，總長尺寸與理論尺寸的偏差為+2 mm，滿足設計要求。

（4）焊后熱處理前在專用退火平臺將骨架壓緊，并在底面施加4 mm的反變形控制措施，平臺隨骨架一起進行焊后熱處理，出爐后骨架底面平面度良好，可達到4 mm以內(nèi)。

參考文獻

［1］

王鋼，趙才其，鄭騰騰.新型鋁合金花環(huán)齒槽形組合節(jié)點滯回性能試驗研究［J］.建筑結(jié)構(gòu)， 2024， 54（2）：145-151.

［2］ 郭紅玲，于春洋，劉春艷，等.鋁合金地鐵車牽引梁結(jié)構(gòu)建模策略對比研究［J］.大連交通大學學報， 2023， 44（4）：27-30.

［3］ 王一唱，袁靈洋，楊磊，等.Al-Zn系高強鑄造鋁合金強韌化研究現(xiàn)狀與展望［J］.稀有金屬材料與工程， 2023， 52（11）：3954-3970.DOI：10.12442/j.issn.1002-185X.20220800.

［4］ 付敏敏，亢濤濤，王強，等.5A06鋁合金錐形殼體擠壓成形工藝研究與試驗驗證［J］.鍛壓技術(shù)， 2024， 49（6）：126-133.

［5］ 尹宣，趙艷秋，王建峰，等. 火箭貯箱側(cè)壁法蘭結(jié)構(gòu)TIG焊接變形仿真與順序優(yōu)化［J］. 焊接，2024（1）：21-26.

［6］ 史雄華，牛業(yè)興，向生，等. 船體結(jié)構(gòu)焊接變形的預測與控制研究進展［J］. 造船技術(shù)，2019（1）：1-6，13.

［7］ 郭廷銀，高燚，張祥. 轉(zhuǎn)向架構(gòu)架側(cè)梁焊接變形控制研究［J］. 金屬加工：熱加工，2023，（5）：93-99.

［8］ 高艷芳，廖傳清，萬駿，等. 鋁合金聯(lián)裝架焊接變形控制［J］. 焊接，2020（11）：17-20，55.

［9］ 羅勝，陳春躍，黃潤濤，等. 鋁合金地鐵底架地板自動焊接變形控制［J］. 焊接與切割，2020（12）：55-57.

［10］ 王立夫，尹德猛，楊仲林，等. 動車組鋁合金車體底架焊接變形控制［J］. 電焊機，201747（10）：89-93.

［11］ DONATUS U ， THOMPSON G E， MOMOH M I， et al. Variations in stir zone and thermomechanically affected zone of dissimilar friction stir weld of AA5083 and AA6082 alloys［J］. Transactions of Nonferrous Metals Society of China， 2018， 28：2410-2418.

［12］ American Welding Society. Wedling Handbook［M］. 9th Edition. Volume 1， Welding Science and Technology. Miami， 2001.

［13］ 陳強. 焊接手冊：第3卷 焊接結(jié)構(gòu)［M］.北京：機械工業(yè)出版社，2014.

［14］ 楊軼麗，趙峰，哈銳，等. 高熵合金增強鋁基復合材料的研究進展［J］. 熱加工工藝，2024，53（14）：4.

［15］ 賈劍平，李田雨. 冷金屬過渡電弧增材制造5183鋁合金溫度場的數(shù)值模擬［J］. 機械工程材料，2024，48（1）：108.

［16］ Николаев Г А， Куркин С А， Винокуров В А. Сварные Конструкции［M］. Москва： Высшая Школа， 1982.

收稿日期： 2024-08-20

萬駿簡介： 1991年出生，碩士，主要從事航天復雜焊接結(jié)構(gòu)件的研究。E-mail： JunWan_CASC@163.com。