李艷軍，吳愛萍，劉德博，趙海燕，趙 玥，王國慶

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貯箱Y形環(huán)焊接殘余應(yīng)力及其對承載行為的影響

李艷軍1，吳愛萍1，劉德博2，趙海燕1，趙 玥1，王國慶3

(1．清華大學(xué)機(jī)械工程系摩擦學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室先進(jìn)成形制造教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100084；2．北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076；3. 中國運(yùn)載火箭技術(shù)研究院，北京 100076)

為了闡明貯箱Y形環(huán)環(huán)縫焊接殘余應(yīng)力對其承載行為的影響，以大型運(yùn)載火箭貯箱Y形環(huán)為研究對象，采用數(shù)值模擬計(jì)算得到Y(jié)形環(huán)與箱筒段環(huán)縫焊后殘余應(yīng)力；然后分別在考慮和不考慮殘余應(yīng)力情況下，進(jìn)一步計(jì)算Y形環(huán)承受內(nèi)壓載荷時(shí)的應(yīng)力分布。結(jié)果表明：環(huán)縫焊接在接頭區(qū)域產(chǎn)生很大的殘余應(yīng)力，最大等效應(yīng)力位于部分熔化區(qū)，最大值達(dá)到358 MPa；焊接殘余應(yīng)力對遠(yuǎn)離接頭的部位承載時(shí)的應(yīng)力基本沒有影響，主要導(dǎo)致接頭區(qū)域的應(yīng)力提高，且使Y形環(huán)承載時(shí)的等效應(yīng)力最大值也略有增大；焊接殘余軸向應(yīng)力和內(nèi)壓產(chǎn)生的軸向應(yīng)力在接頭內(nèi)表面都是拉應(yīng)力，兩者疊加導(dǎo)致軸向拉應(yīng)力明顯增大。

貯箱；Y形環(huán)；殘余應(yīng)力；數(shù)值模擬；焊接

推進(jìn)劑貯箱是運(yùn)載火箭箭體結(jié)構(gòu)中非常重要的結(jié)構(gòu)部件，既是貯存液氫/液氧的壓力容器，又是運(yùn)載器的主要承力結(jié)構(gòu)，具有支撐防護(hù)系統(tǒng)以及為其他系統(tǒng)儀器設(shè)備提供安裝基礎(chǔ)和空間的作用[1]。貯箱主要采用高強(qiáng)鋁合金材料經(jīng)拼裝焊接而成，一般由過渡環(huán)、箱底、箱筒段和短殼等部件組成。其中，過渡環(huán)是箱底、箱筒段和短殼的連接結(jié)構(gòu)，從設(shè)計(jì)方案上分為叉形環(huán)和Y形環(huán)[2]。Y形環(huán)受箱體內(nèi)壓、箭體結(jié)構(gòu)軸壓/拉、彎矩的共同作用，導(dǎo)致此處受力復(fù)雜，同時(shí)Y形環(huán)通過焊接方式與其他部件連成整體[3?5]。貯箱主要采用高強(qiáng)鋁合金(如2219-T87)制造，該材料采用熔化焊焊接時(shí)焊縫、部分熔化區(qū)和過時(shí)效區(qū)均是力學(xué)性能薄弱區(qū)，接頭拉伸時(shí)主要斷裂在焊縫和部分熔化區(qū)，故焊接接頭是貯箱承載時(shí)的薄弱環(huán)節(jié)[6]?？梢?，Y形環(huán)與箱筒段連接處既承受復(fù)雜的載荷又存在焊接薄弱環(huán)節(jié)。另外，Y形環(huán)與箱筒段的焊接在貯箱制造中一般是最后焊接的焊縫，所以還存在較大的焊接殘余應(yīng)力。由于結(jié)構(gòu)大而且復(fù)雜，Y形環(huán)與箱筒段焊接殘余應(yīng)力的分析和測試都存在較大的困難，對于此焊道焊接產(chǎn)生的殘余應(yīng)力及其對承載行為的影響一直未能得到很好的認(rèn)識。因此，本研究的目的主要為闡明大型運(yùn)載火箭貯箱Y形環(huán)的焊接殘余應(yīng)力分布及其對連接環(huán)承載行為的影響規(guī)律，為Y形環(huán)的設(shè)計(jì)及實(shí)際應(yīng)用提供指導(dǎo)依據(jù)。

基于有限元方法的數(shù)值模擬技術(shù)可以用較低的成本來考察焊接應(yīng)力、應(yīng)變的演變過程，已經(jīng)大量應(yīng)用于預(yù)測焊接殘余應(yīng)力與變形的研究工作中[7?10]，并開始在實(shí)際工程實(shí)踐中發(fā)揮作用[11?13]。本文作者首先對Y形環(huán)和箱筒段之間的環(huán)縫焊接過程進(jìn)行了數(shù)值分析，獲得了焊后殘余應(yīng)力的分布規(guī)律；然后對比研究了在考慮和不考慮殘余應(yīng)力情況下承受內(nèi)壓載荷時(shí)Y形環(huán)的應(yīng)力分布規(guī)律，從而獲得殘余應(yīng)力對Y形環(huán)承載行為的影響。

1 有限元分析模型

1.1 幾何模型與網(wǎng)格劃分

本模擬中以大型運(yùn)載火箭貯箱Y形環(huán)與箱筒之間的環(huán)縫為研究對象，因貯箱結(jié)構(gòu)尺寸大，且考慮到結(jié)構(gòu)的對稱性，為了提高計(jì)算效率，建立了45°局部計(jì)算模型進(jìn)行分析，如圖1所示。本研究中旨在分析Y形環(huán)與箱筒之間的環(huán)縫焊接殘余應(yīng)力及其對Y形環(huán)承載行為的影響，因此，該計(jì)算模型只包含了Y形環(huán)及部分的箱筒、箱底、短殼等結(jié)構(gòu)。另外，Y形環(huán)在過渡區(qū)外側(cè)環(huán)向均布了160個(gè)質(zhì)量減輕凹孔且在內(nèi)表面設(shè)計(jì)了凹槽。采用8節(jié)點(diǎn)六面體單元對幾何體進(jìn)行網(wǎng)格劃分，焊縫及其附近區(qū)域網(wǎng)格尺寸較細(xì)，軸向及徑向尺寸約為1~2 mm，周向?yàn)?.5 mm；遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域網(wǎng)格的周向尺寸為14 mm，網(wǎng)格軸向尺寸也逐漸增大到14 mm。該模型網(wǎng)格總數(shù)為405533個(gè)，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為487089。

圖1 Y形環(huán)有限元模型

1.2 材料性能參數(shù)

該貯箱所用材料為2219-T87鋁合金，材料熱物理性能和力學(xué)性能參數(shù)均隨溫度變化，如圖2所示。其中，400 ℃左右以下熱物理性能和彈性模量、泊松比的數(shù)據(jù)通過查閱文獻(xiàn)[14?16]歸納得到(見圖2(a)、2(b)中的實(shí)線部分)，400 ℃以上的數(shù)據(jù)按照變化趨勢外延得到(見圖2(a)、2(b)中的虛線部分)。計(jì)算溫度場時(shí)，熔點(diǎn)以上溫度通過人為增加熱導(dǎo)率來考慮熔池的對流熱擴(kuò)散作用。

2219-T87鋁合金焊接后接頭的力學(xué)性能分布很不均勻，根據(jù)測試研究結(jié)果將接頭分為焊縫區(qū)(WZ)、部分熔化區(qū)(PMZ)、過時(shí)效區(qū)(OAZ)、熱影響區(qū)1(HAZ1)、熱影響區(qū)2(HAZ2)、熱影響區(qū)3(HAZ3)及母材(BM)等7個(gè)區(qū)域，各區(qū)域劃分及其尺寸是根據(jù)平板對接焊接頭橫截面上的顯微組織變化和硬度分布而確定[17](見圖1(b))。其中，由于環(huán)縫焊接采用變極性鎢極氬弧焊進(jìn)行打底和蓋面兩道焊接，焊縫區(qū)表現(xiàn)為T字形。各區(qū)域室溫下的屈服應(yīng)力由實(shí)驗(yàn)獲得[17]，而母材屈服強(qiáng)度隨溫度變化的規(guī)律參考文獻(xiàn)[15]獲得，按照母材屈服強(qiáng)度隨溫度變化的規(guī)律設(shè)定其他區(qū)域的屈服強(qiáng)度隨溫度變化的規(guī)律(見圖2(c))，并通過平板對接案例驗(yàn)證，計(jì)算時(shí)加熱過程按母材性能隨溫度變化、冷卻過程按各區(qū)的性能曲線隨溫度變化。

圖2 材料性能隨溫度的變化曲線

1.3 邊界條件及加載

焊接殘余應(yīng)力模擬采用單向熱?力耦合計(jì)算方法，先計(jì)算焊接溫度場，然后將焊接溫度場模擬結(jié)果以熱載荷的方式加載到應(yīng)力計(jì)算模型中求解應(yīng)力與應(yīng)變。在溫度場計(jì)算過程中，為了提高計(jì)算效率，對熱源加載方式進(jìn)行簡化：沿周向?qū)⒑傅榔椒譃樾《?，然后通過逐段加熱來模擬熱源移動(dòng)，考慮到計(jì)算效率及精度，本模型中取40；對于每一小段而言，采用等密度的體積熱源來模擬焊接熱輸入，其橫截面面積與對應(yīng)焊縫截面面積大致相等，并通過試計(jì)算，使熔池橫截面形貌尺寸與焊縫相當(dāng)、熱影響區(qū)分布也與實(shí)際接近。模型表面的散熱按照一般空氣條件下的等效對流換熱處理[18]，環(huán)境溫度設(shè)為20℃。

計(jì)算應(yīng)力變形時(shí)不考慮卡具拘束作用。研究表 明[12]，對于旋轉(zhuǎn)周期對稱結(jié)構(gòu)，采用45°局部三維、邊界假設(shè)為無周向位移模型代替360°模型是可行的。因此，本模擬中邊界面Surf 3和Surf 4(見圖1(a))上施加周向位移約束；另外在模型周向上選取一條線(line1)，將其軸向拘束住，從而限制了模型的剛性平動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)。

貯箱設(shè)計(jì)內(nèi)壓載荷為0.771 MPa，計(jì)算Y形環(huán)在承受該內(nèi)壓載荷下的應(yīng)力分布時(shí)，模型的拘束條件與上述條件相同。內(nèi)壓載荷通過在邊界上設(shè)置相應(yīng)的力學(xué)載荷從而施加在模型上：在模型內(nèi)表面施加 0.771 MPa的壓力，在Surf 1和Surf 2上施加相應(yīng)的正應(yīng)力和徑向切應(yīng)力，其中，徑向切應(yīng)力大小為0.771 MPa，方向沿徑向向內(nèi)，而正應(yīng)力為拉應(yīng)力，大小由式(1)確定：

式中：為內(nèi)壓；是相應(yīng)位置的半徑；為壁厚。

2 結(jié)果與討論

為了對比不同條件(焊態(tài)、焊態(tài)+內(nèi)壓、內(nèi)壓)下應(yīng)力分布的區(qū)別，在模型中部選取了具有代表性的縱切面上的應(yīng)力分布來進(jìn)行比較。圖3所示為不同條件下縱切面上等效應(yīng)力分布云圖，由圖3(a)可見，焊產(chǎn)生了很大的殘余應(yīng)力，主要分布在焊縫及其附近區(qū)域，等效應(yīng)力最大值為358 MPa，位于接頭的部分熔化區(qū)；焊縫及其他熱影響區(qū)內(nèi)的應(yīng)力水平大約為150~230 MPa；另外，Y形環(huán)內(nèi)表面的殘余應(yīng)力比外表面的殘余應(yīng)力要大。焊后施加內(nèi)壓后的等效應(yīng)力分布如圖3(b)所示，在殘余應(yīng)力存在的基礎(chǔ)上施加0.771 MPa的內(nèi)壓載荷后，Y形環(huán)過渡區(qū)內(nèi)表面的應(yīng)力水平大大提高，等效應(yīng)力最大值為357.3 MPa，位于內(nèi)表面凹槽箱筒側(cè)端部(見圖3(b)中箭頭所示)。另外，施加內(nèi)壓載荷后，接頭外表面附近的等效應(yīng)力水平有所降低，而內(nèi)表面的等效應(yīng)力無明顯變化。圖3(c)所示為Y形環(huán)不考慮焊接殘余應(yīng)力情況下施加內(nèi)壓載荷時(shí)的應(yīng)力分布，Y形環(huán)的等效應(yīng)力最大值為354.0 MPa，位于內(nèi)表面凹槽箱筒側(cè)端部，而遠(yuǎn)離過渡區(qū)的應(yīng)力水平較低，焊接接頭區(qū)域(焊縫和部分熔化區(qū))的等效應(yīng)力不到120 MPa。上述分析結(jié)果表明：焊接在接頭處產(chǎn)生了很大的殘余應(yīng)力，尤其是部分熔化區(qū)，產(chǎn)生的等效應(yīng)力已接近斷裂應(yīng)力(398 MPa[15])。焊接殘余應(yīng)力對遠(yuǎn)離接頭部位(箱底和短殼)的應(yīng)力分布基本沒有影響，主要對Y形環(huán)過渡區(qū)和接頭附近的應(yīng)力分布有影響，焊接殘余應(yīng)力使Y形環(huán)承受內(nèi)壓載荷時(shí)的等效應(yīng)力最大值略微增大了3.3 MPa。

圖3 Y形環(huán)縱切面等效應(yīng)力分布

圖4所示為不同條件(焊態(tài)、焊態(tài)+內(nèi)壓、內(nèi)壓)下上述縱切面上Y形環(huán)與箱筒接頭區(qū)域的內(nèi)外表面應(yīng)力沿軸向的分布。可見殘余應(yīng)力主要分布在離焊縫中心40 mm以內(nèi)的范圍。其中，焊縫區(qū)等效應(yīng)力最大值為146MPa，部分熔化區(qū)等效應(yīng)力最大值達(dá)到了358 MPa，過時(shí)效區(qū)及熱影響區(qū)(HAZ1、HAZ2)也存在較大殘余應(yīng)力，其等效應(yīng)力最大值分別達(dá)到了240、230 MPa。環(huán)縫焊接在焊縫及其附近區(qū)域產(chǎn)生了很大的周向拉應(yīng)力，部分熔化區(qū)的拉應(yīng)力最大，內(nèi)表面最大值達(dá)到389 MPa；焊縫區(qū)內(nèi)表面周向應(yīng)力最大值為165 MPa，過時(shí)效區(qū)及熱影響區(qū)(HAZ1、HAZ2)分別為275、258 MPa；外表面的周向應(yīng)力相對較小，部分熔化區(qū)外表面最大值為198 MPa，焊縫區(qū)最大值僅為70 MPa，過時(shí)效區(qū)及熱影響區(qū)周向應(yīng)力范圍大約為100~173 MPa。另外，內(nèi)表面軸向應(yīng)力為拉應(yīng)力，最大值為114 MPa，位于箱筒側(cè)熱影響區(qū)；而外表面為壓應(yīng)力，最大值為?100 MPa，位于Y形環(huán)側(cè)焊趾。焊后施加內(nèi)壓載荷時(shí)，接頭內(nèi)表面的等效應(yīng)力變化較小，部分熔化區(qū)略有降低，但其他區(qū)域的等效應(yīng)力略有增大，外表面的等效應(yīng)力明顯降低；接頭內(nèi)表面的周向拉應(yīng)力略有降低，外表面上焊縫及Y形環(huán)側(cè)的周向應(yīng)力也有所降低，但箱筒側(cè)過時(shí)效區(qū)、熱影響區(qū)的周向應(yīng)力卻有所提高；內(nèi)表面的軸向應(yīng)力明顯增大，而外表面上Y形環(huán)側(cè)的軸向壓應(yīng)力增大，箱筒側(cè)的軸向應(yīng)力由壓應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力，但大小有所降低。

圖4 Y形環(huán)與箱筒段接頭區(qū)域應(yīng)力沿軸向分布

不考慮焊接應(yīng)力、施加內(nèi)壓載荷時(shí)，接頭的等效應(yīng)力較小，焊縫區(qū)、部分熔化區(qū)和過時(shí)效區(qū)的等效應(yīng)力最大值為分別為87、120和110 MPa，都位于外表面；內(nèi)表面的周向應(yīng)力很小，外表面由Y形環(huán)側(cè)的壓應(yīng)力逐漸增大為拉應(yīng)力且應(yīng)力值也不大；內(nèi)表面的軸向應(yīng)力為拉應(yīng)力(焊縫區(qū)、部分熔化區(qū)和過時(shí)效區(qū)的最大值分別為108、131和138 MPa)，外表面的軸向應(yīng)力由Y形環(huán)側(cè)的壓應(yīng)力逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)橄渫矀?cè)的拉應(yīng)力。通過對比考慮與不考慮焊接應(yīng)力兩種情況下Y形環(huán)施加內(nèi)壓載荷時(shí)的應(yīng)力分布可知，焊接殘余應(yīng)力對接頭附近的應(yīng)力分布影響很大，內(nèi)表面的等效應(yīng)力和周向應(yīng)力分布主要取決于焊接殘余應(yīng)力，因?yàn)閮?nèi)壓在內(nèi)表面產(chǎn)生的等效應(yīng)力和周向應(yīng)力均很??；另外，考慮焊接殘余應(yīng)力時(shí)，箱筒側(cè)外表面的等效應(yīng)力和周向應(yīng)力也都增大。焊接殘余應(yīng)力的存在使內(nèi)表面的軸向拉應(yīng)力明顯增大，這是因?yàn)楹附雍蛢?nèi)壓在內(nèi)表面產(chǎn)生的軸向應(yīng)力都是拉應(yīng)力，兩者疊加導(dǎo)致軸向拉應(yīng)力增大；外表面Y形環(huán)側(cè)的軸向壓應(yīng)力增大而箱筒側(cè)的周向拉應(yīng)力減小，這是由于內(nèi)壓在外表面上產(chǎn)生的軸向應(yīng)力由壓應(yīng)力(Y形環(huán)側(cè))轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力(箱筒側(cè))，焊接殘余軸向應(yīng)力為壓應(yīng)力，兩者疊加導(dǎo)致上述變化。

圖5所示為接頭內(nèi)表面等效塑性應(yīng)變沿軸向的分布，由圖5(a)可知，焊后接頭存在較大的殘余塑性應(yīng)變，尤其在部分熔化區(qū)。焊后施加0.771 MPa的內(nèi)壓載荷時(shí)，部分熔化區(qū)的等效塑性應(yīng)變基本不變，而焊縫、過時(shí)效區(qū)、熱影響區(qū)1和熱影響區(qū)2的等效塑性應(yīng)變均比殘余等效塑性應(yīng)變略有增大；圖5(b)所示為加載時(shí)導(dǎo)致的等效塑性應(yīng)變增量。由圖5(b)可見，部分熔化區(qū)靠近過時(shí)效區(qū)側(cè)的等效塑性應(yīng)變增量基本上是零，而在其他區(qū)域均大于零，其中過時(shí)效區(qū)和熱影響區(qū)1的塑性應(yīng)變增量較大。該結(jié)果與等效應(yīng)力的變化相符，焊后施加內(nèi)壓載荷時(shí)，部分熔化區(qū)內(nèi)表面的等效應(yīng)力比焊接殘余應(yīng)力略低，而其他區(qū)域比焊接殘余應(yīng)力還略有增大。焊縫區(qū)和過時(shí)效區(qū)是接頭的薄弱區(qū)，焊接殘余應(yīng)力與內(nèi)壓載荷共同作用下，這兩個(gè)區(qū)的應(yīng)力將更大。

圖5 接頭內(nèi)表面等效塑性應(yīng)變及加載時(shí)等效塑性應(yīng)變增量分布

3 結(jié)論

1) 采用數(shù)值模擬方法獲得了Y形環(huán)與箱筒段環(huán)縫焊接殘余應(yīng)力，殘余應(yīng)力主要分布在離焊縫中心40 mm以內(nèi)的范圍，焊縫區(qū)等效應(yīng)力最大值為146 MPa，部分熔化區(qū)等效應(yīng)力最大值達(dá)到358 MPa，過時(shí)效區(qū)及熱影響區(qū)(HAZ1、HAZ2)也存在較大殘余應(yīng)力。

2) 焊接殘余應(yīng)力對遠(yuǎn)離接頭部位(箱底和短殼)承載時(shí)的應(yīng)力分布基本沒有影響，主要對接頭區(qū)域及其附近的過渡區(qū)有影響，焊接殘余應(yīng)力使Y形環(huán)承載時(shí)的等效應(yīng)力最大值略微增大3.3 MPa，而接頭區(qū)域的等效應(yīng)力水平取決于焊接殘余應(yīng)力。

3) 焊接殘余軸向應(yīng)力和內(nèi)壓產(chǎn)生的軸向應(yīng)力在接頭內(nèi)表面都是拉應(yīng)力，兩者疊加導(dǎo)致軸向拉應(yīng)力明顯增大。

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(編輯 龍懷中)

Numerical simulation on Y-ring welding residual stress and its effects on loading behavior of propellant tank

LI Yan-jun1, WU Ai-ping1, LIU De-bo2, ZHAO Hai-yan1, ZHAO Yue1, WANG Guo-qing3

(1. The State Key Laboratory of Tribology, Key Laboratory for Advanced Materials Processing Technology, Ministry of Education, Department of Mechanical and Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China;2. Beijing Institute of Astronautical Systems Engineering, Beijing 100076, China;3. China Academy of Launch Vehicle Technology, Beijing 100076, China)

According to the Y-ring of a heavy lift launch vehicle tank, the welding residual stress (WRS) between Y-ring and cylindrical shell was calculated by thermal-elastic-plastic finite element method. Then, stress distributions of the Y-ring under internal pressure loading with and without considering WRS were calculated in order to investigate the effect of WRS on loading behavior of the Y-ring structure. The results show that the WRS caused by the girth weld between Y-ring and cylindrical shell is very high, and the maximum Mises stress reaching 358MPa is located in partially melted zone. The WRS basically has little influence on stress distribution under loading in the region away from the joint, but increases the stress in the joint significantly, and also enlarges a little the maximum stress of the Y-ring under loading. In addition, the axial stresses at the inside surface generated by both the girth weld and internal pressure are tension stress, therefore the axial tension stress is obviously enlarged by the combined action of WRS and internal pressure.

propellant tank; Y-ring; residual stress; numerical simulation; welding

2016-03-18; Accepted date:2016-07-05

WU Ai-ping; Tel: +86-10-62773859; E-mail: wuaip@mail.tsinghua.edu.cn

10.19476/j.ysxb.1004.0609.2017.04.004

1004-0609(2017)-04-0701-07

V414.4

A

2016-03-18；

2016-07-05

吳愛萍，教授，博士；電話：010-62773859；E-mail: wuaip@mail.tsinghua.edu.cn