趙艷秋 占小紅 顧遠(yuǎn)之 王春林

（1 南京航空航天大學(xué)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(jié)構(gòu)雙激光束雙側(cè)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(jié)構(gòu)DLBSW 有限元模型，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了該模型的可靠性；其次，重點(diǎn)考察了焊接順序與方向?qū)蜩焓交鸺A箱壁板結(jié)構(gòu)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(jié)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(chǔ)上，改變中間三條焊縫的焊接方向，可進(jìn)一步降低焊接變形。

0 引言

2219 鋁合金的比強(qiáng)度高、焊接性好、斷裂韌性高、高低溫性能好，廣泛應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域中承載結(jié)構(gòu)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(yùn)載火箭貯箱的主要功能是作為壓力容器存放推進(jìn)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(jié)構(gòu)拼焊連接形成。目前，貯箱壁板內(nèi)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(shí)現(xiàn)貯箱的輕量化制造，包括機(jī)械銑切與化學(xué)銑切［5-6］?；瘜W(xué)銑切的加工精度低，污染嚴(yán)重，目前已經(jīng)逐步被機(jī)械銑切代替，機(jī)械加工示意圖見圖1，但機(jī)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(cè)同步焊接（DLBSW）技術(shù)代替銑切加工技術(shù)，同時(shí)采用壁板-桁條T 型結(jié)構(gòu)代替壁板-網(wǎng)格加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)，可極大程度地提高生產(chǎn)效率與材料利用率，同時(shí)保證了貯箱結(jié)構(gòu)的輕量化。DLBSW技術(shù)見圖2，DLBSW 技術(shù)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(shù)［5］Fig.1 Milling technology［5］

圖2 框桁式火箭貯箱壁板結(jié)構(gòu)DLBSW技術(shù)Fig.2 DLBSW technology for frame-truss tank wall structure

T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 技術(shù)作為一種先進(jìn)的連接技術(shù)，具有能量密度集中，焊接變形小，焊縫質(zhì)量好等優(yōu)點(diǎn)［8-9］。近年來，該技術(shù)已經(jīng)逐漸應(yīng)用于航空領(lǐng)域。歐洲空客公司已成功掌握了該技術(shù)，并成功用于A380 機(jī)身壁板的制造［10］。楊志斌采用DLBSW 技術(shù)完成了機(jī)身壁板蒙皮-桁條結(jié)構(gòu)件的焊接，并采用雙側(cè)填絲補(bǔ)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?qū)C(jī)身壁板DLBSW 結(jié)構(gòu)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(shù)已經(jīng)逐漸受到諸多航空航天科研院所的廣泛關(guān)注。本文針對框桁式火箭貯箱壁板結(jié)構(gòu)開展激光焊接技術(shù)研究，重點(diǎn)考察焊接順序與方向?qū)蜩焓交鸺A箱壁板結(jié)構(gòu)激光焊接變形的影響，以獲得框桁式火箭貯箱壁板結(jié)構(gòu)的變形控制方案，為將來DLBSW 技術(shù)在框桁式火箭貯箱壁板結(jié)構(gòu)的應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。

1 框桁式火箭貯箱激光焊接試驗(yàn)

激光焊接設(shè)備包括KUKA 機(jī)器人、TruDisk12003碟片激光器及相關(guān)配套夾具。兩臺KUKA 機(jī)器人對激光焊接頭進(jìn)行固定，通過機(jī)器人的六軸聯(lián)動系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)激光頭方位的調(diào)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(cè)預(yù)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(jié)構(gòu)進(jìn)行DLBSW 試驗(yàn)。在焊接過程中，桁條兩側(cè)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(jìn)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(shí)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(yù)置雙小凸臺的方式替代填絲，因此在進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分時(shí)，需對凸臺區(qū)域的幾何進(jìn)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(shí)際焊后形狀進(jìn)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(jì)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(jìn)行細(xì)化，在非焊縫區(qū)對其進(jìn)行適當(dāng)粗化。最終獲得的框桁式火箭貯箱壁板結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(yīng)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(jì)算方便，在仿真中將工件的熱輻射與熱對流結(jié)合，設(shè)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(jié)果?？芍?，左側(cè)為模擬的熔池截面形貌，右側(cè)為實(shí)際焊接的T型接頭焊縫宏觀截面形貌。對比仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)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(jì)算中。

圖7 實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果對比Fig.7 Comparison between the experimental and simulated results

3 結(jié)果與討論

3.1 溫度場仿真結(jié)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(cè)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(dāng)焊接熱源移動至采樣點(diǎn)所在橫截面處，各點(diǎn)溫度幾乎同時(shí)開始上升。但不同位置節(jié)點(diǎn)升溫速度不同，距焊縫中心距離由遠(yuǎn)到近，升溫速度逐漸增大。其中，焊縫中心的升溫速度遠(yuǎn)高于焊縫邊緣，而距焊縫中心較遠(yuǎn)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(dá)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(jié)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(shí)間不足0.5 s，這是由于鋁合金具有較高的導(dǎo)熱系數(shù)所導(dǎo)致的。

3.2 焊接順序?qū)鸺A箱壁板結(jié)構(gòu)激光焊接變形的影響

火箭貯箱壁板結(jié)構(gòu)包括五根桁條，這意味著該結(jié)構(gòu)的焊接存在若干種焊接順序方案。本文設(shè)計(jì)了3種焊接順序方案，如圖9所示。

圖9 貯箱壁板結(jié)構(gòu)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(cè)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(cè)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(jié)構(gòu)激光焊接變形仿真結(jié)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(jié)果，由于該結(jié)構(gòu)為大型曲面壁板結(jié)構(gòu)，加之激光焊接的熱量集中，火箭貯箱壁板結(jié)構(gòu)產(chǎn)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(cè)中心位置，這是撓曲變形與角變形疊加的結(jié)果。由于5 根桁條所在位置受蒙皮的拘束度從中間到兩側(cè)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(jié)構(gòu)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?qū)鸺A箱壁板結(jié)構(gòu)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?qū)鸺A箱壁板結(jié)構(gòu)激光焊接變形的影響

基于優(yōu)化的焊接順序，進(jìn)一步分析焊接方向?qū)鸺A箱壁板結(jié)構(gòu)激光焊接變形的影響。本文設(shè)計(jì)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)激光焊接變形仿真結(jié)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(jié)果可知，最大變形位置同樣主要集中在蒙皮縱向兩側(cè)中心位置，但改變貯箱壁板結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(chǔ)上，改變焊縫B、C、D 的焊接方向，可進(jìn)一步降低火箭貯箱壁板結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)實(shí)物件的研制工作。

4 結(jié)論

本文針對框桁式火箭貯箱壁板結(jié)構(gòu)開展激光焊接技術(shù)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(jié)果顯示，最大焊后變形僅為3.86 mm。