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，被廣泛應(yīng)用于飛機結(jié)構(gòu)中[1]。攪拌摩擦焊作為固態(tài)焊接技術(shù)，是飛機焊接結(jié)構(gòu)中常用的焊接方式[2-3]。焊接過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。這不僅會降低結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，還會嚴(yán)重影響其疲勞強度，抗斷裂能力以及抗腐蝕開裂能力[5]。

在整體飛機的焊接結(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，張?zhí)祚Y等[7]采用電子散斑干涉法測量了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]計算了對接焊縫與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形焊縫穿過對接焊縫后，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)力絕對值較單獨的對接焊縫和T形焊縫有所降低。

此外，加筋壁板通常會受到面內(nèi)壓縮、剪切等載荷作用，屈曲失穩(wěn)是其最常見的失效模式[9]。因此，國內(nèi)外眾多學(xué)者對焊接加筋壁板的屈曲問題進(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)性能對其后屈曲剩余強度的影響。Murphy等[15-17]通過對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)力的同時必然會產(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，采用熱力耦合計算方法，得到了2種典型加筋壁板的殘余應(yīng)力分布，并對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和長桁三部分組成，加工時首先對蒙皮1和蒙皮2進(jìn)行對接焊接(焊縫1)，再旋轉(zhuǎn)90°進(jìn)行長桁與蒙皮的焊接(焊縫2和焊縫3)。圖1b)中加筋壁板B由蒙皮、長桁1、長桁2和長桁3四部分組成，焊接順序由焊縫1至焊縫10依次進(jìn)行。加工時首先對蒙皮和長桁1進(jìn)行連接(焊縫1和焊縫2)，再旋轉(zhuǎn)90°，依次焊接蒙皮與長桁(焊縫3至焊縫10)。其中長桁與長桁的交界處采用點焊方式進(jìn)行連接，點焊時間為5 s。

1.2 殘余應(yīng)力計算

采用熱力耦合計算方法對攪拌摩擦焊加筋壁板殘余應(yīng)力進(jìn)行求解。首先對加筋壁板加載熱源，從而獲得溫度場分布；隨后將求得的節(jié)點溫度作為體載荷施加在應(yīng)力分析中，計算焊后殘余應(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

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

(1)

式中：q為內(nèi)部熱源強度;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[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)邊以及上表面對流換熱系數(shù)為20 W/(m2·℃),底面對流換熱系數(shù)為200 W/(m2·℃)。

2 殘余應(yīng)力計算結(jié)果

2.1 加筋壁板A

計算溫度場及殘余應(yīng)力分別選用Solid70單元和Solid186單元,共劃分30 520個單元,如圖2所示。殘余應(yīng)力計算時對加筋壁板底面Z方向以及左右兩側(cè)3個方向位移進(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,首先計算焊縫1的溫度場以及殘余應(yīng)力分布情況,再將各單元應(yīng)力值作為初始應(yīng)力施加在計算焊縫2的單元中,依次進(jìn)行計算。

圖2 加筋壁板A有限元建模

加筋壁板A中焊縫1在焊接時間為20 s時的溫度場分布云圖如圖3a)所示,此時溫度峰值為311℃。焊縫2在焊接20 s時溫度峰值均為225℃,與焊縫1相比降低了27.6%(見圖3b))。這是由于長桁單元激活后焊縫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)力基本呈對稱分布,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,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)力小于單獨焊接時所產(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,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)力趨于對稱分布,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的單元劃分如圖6所示,計算溫度場及殘余應(yīng)力場分別選取Solid70單元和Solid186單元,共劃分40 004個單元。采用與加筋壁板A相同的方法進(jìn)行計算。

圖6 加筋壁板B有限元建模

圖7為加筋壁板B焊縫2以及點焊5的溫度場分布云圖。如圖7a)所示,焊接時間為20 s時,焊縫2溫度峰值為202℃。激活長桁2和長桁3后,焊接時間5 s后的點焊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溫度場分布

路徑1至路徑4均位于長桁上表面,如圖8所示。由X方向殘余應(yīng)力計算結(jié)果可以看出,路徑1與路徑2應(yīng)力分布基本一致。由于點焊4和點焊5以及點焊8和點焊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)在點焊位置。點焊8和點焊9最后進(jìn)行焊接,從而導(dǎo)致點焊3和點焊4的應(yīng)力峰值較點焊8和點焊9降低了21%。

圖8 路徑1和路徑2殘余應(yīng)力對比

圖9為路徑3和路徑4殘余應(yīng)力分布對比。圖9a)為X方向應(yīng)力對比,由計算結(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。而點焊9焊接順序晚于點焊8,因此點焊9殘余應(yīng)力峰值比點焊8高出41%。同時考慮到X方向為焊縫10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)對比,由計算結(jié)果可以看出,殘余應(yīng)力的存在對加筋壁板屈曲模態(tài)影響較大。如圖10a)和圖10c)所示,不考慮殘余應(yīng)力時,加筋壁板一階屈曲模態(tài)沿長桁對稱分布。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)力時相比降低了12.4%。

表2 加筋壁板屈曲特征值

4 結(jié) 論

1) 對于加筋壁板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,焊縫3的焊接過程釋放了焊縫1及焊縫2附近部分殘余應(yīng)力。

2) 對于加筋壁板B,殘余應(yīng)力基本呈對稱分布,拉應(yīng)力主要集中在點焊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,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%。