秦占領(lǐng) 熊 然 張黎旭

(西安航天動力機(jī)械有限公司，西安 710025)

0 引言

燃燒室金屬殼體是固體發(fā)動機(jī)的關(guān)鍵部件之一，除了要承受藥柱燃燒時(shí)產(chǎn)生的高溫高壓燃?xì)獾淖饔?，還要承受飛行過程中外載荷的作用［1］。某固體發(fā)動機(jī)燃燒室金屬殼體外表面焊接了大量支座，殼體材料為D406A鋼，支座材料為20#鋼，焊縫為鎢極氬弧焊角焊縫。由于D406A鋼合金元素較多，碳當(dāng)量高，淬硬傾向大，焊接性較差［2－4］，支座角焊縫極易出現(xiàn)裂紋缺陷。焊縫裂紋缺陷一旦在調(diào)質(zhì)后出現(xiàn)，會造成燃燒室殼體的報(bào)廢，嚴(yán)重影響發(fā)動機(jī)的研制生產(chǎn)質(zhì)量可靠性和進(jìn)度。因此，外部件焊接裂紋成為急需解決的問題。

支座角焊縫裂紋是淬硬組織在拉伸應(yīng)力作用下開裂形成的，焊縫應(yīng)力場成為支座裂紋形成的重要影響因素。支座角焊縫結(jié)構(gòu)突變大，應(yīng)力場復(fù)雜，ANSYS數(shù)值仿真具有熱－結(jié)構(gòu)、磁－結(jié)構(gòu)等多種耦合計(jì)算功能［5－6］，是支座角焊縫應(yīng)力場計(jì)算的理想方法。國內(nèi)外對此研究較少。

本文采用ANSYS計(jì)算了超高強(qiáng)度鋼金屬殼體支座角焊縫的溫度場和應(yīng)力場，分析了支座角焊縫的應(yīng)力分布規(guī)律和影響因素，為焊縫裂紋的控制提供有力支持。

1 有限元模型建立及計(jì)算條件

1.1 有限元模型

根據(jù)設(shè)計(jì)圖紙建立本次計(jì)算的有限元模型如圖1所示，選用PRO/E軟件建模，為提高計(jì)算效率，同時(shí)對模型進(jìn)行相應(yīng)的簡化:由于支座位于殼體上四個(gè)象限線上，殼體直徑較大，各象限線上支座焊縫溫度場相互影響較小，計(jì)算基于1/4殼體，認(rèn)為每個(gè)象限線上計(jì)算結(jié)果相同。模型建立后采用Hypermesh軟件對模型進(jìn)行不均勻網(wǎng)格劃分:焊縫及附近區(qū)域進(jìn)行細(xì)化，采用2 mm的網(wǎng)格，對于殼體上其他對計(jì)算結(jié)果影響不大的區(qū)域采用6 mm的網(wǎng)格尺寸，既提高運(yùn)算效率，又保證運(yùn)算精度。溫度場的計(jì)算采用SOLID70單元，殘余應(yīng)力計(jì)算時(shí)將SOLID70單元轉(zhuǎn)換為SOLID185結(jié)構(gòu)單元進(jìn)行計(jì)算。

針對不同尺寸支座的角焊縫殘余應(yīng)力計(jì)算，如表1所示，焊接方式采用鎢極氬弧焊的方式，其焊接工藝參數(shù)如表2所示，支座焊后進(jìn)行去應(yīng)力退火和調(diào)質(zhì)熱處理。模擬計(jì)算時(shí)，通過改變殼體內(nèi)外表面的對流系數(shù)來達(dá)到調(diào)整殼體溫度的效果。升溫時(shí)，設(shè)定熱對流的最終溫度為熱處理保溫溫度;當(dāng)殼體溫度達(dá)到所需的熱處理溫度后，進(jìn)行保溫處理;降溫時(shí)，設(shè)定熱對流的最終溫度為室溫溫度。

表1 支座尺寸Tab.1 The size of supports

表2 焊接工藝參數(shù)Tab.2 Welding process parameters

1.2 材料熱物理性質(zhì)

材料的泊松比為0.3，熱物理參數(shù)如表3和表4所示［7］。

表3 D406A鋼性能參數(shù)Tab.3 Physical properties of D406A steel

表4 20#鋼性能參數(shù)Tab.4 Physical properties of 20#steel

式中，U為電壓，I為電流，η為電弧效率，V為熱源作用體積。

焊接溫度場的計(jì)算屬于瞬態(tài)熱分析，邊界條件的施加同樣重要。由于支座的焊接處于空氣環(huán)境，計(jì)算初始溫度值設(shè)為室溫20℃，同時(shí)在溫度場計(jì)算時(shí)，給予一個(gè)總的傳熱系數(shù)，來綜合考慮結(jié)構(gòu)外表面存在的對流和輻射換熱，因支座相對于殼體微小，相變影響較小，本次計(jì)算忽略相變潛熱的影響。殘余應(yīng)力場計(jì)算時(shí)，需要施加位移約束，以防止殼體的剛體移動。參考實(shí)際殼體焊接時(shí)的約束狀況，模擬時(shí)約束殼體軸向位移。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 支座焊接溫度場分布

圖2為支座焊接的溫度場分布云圖?？梢钥闯?，支座焊后的溫度場主要集中在殼體表面上的支座焊縫處，遠(yuǎn)離支座焊縫處，溫度逐漸降低。從圖2(a)可以看出，整個(gè)殼體的溫度基本處于室溫狀態(tài)，因此支座角焊縫的焊接對整個(gè)殼體的溫度場影響較小。從圖2(b)還可以看出，同一個(gè)支座兩條焊縫的溫度場在同一時(shí)刻處于不同狀態(tài)，左邊焊縫為當(dāng)前焊接狀

1.3 熱源模型及邊界條件

焊接熱源模型是實(shí)現(xiàn)焊接過程數(shù)值模擬的條件，利用基于生死單元技術(shù)的熱源模型對焊接溫度場進(jìn)行計(jì)算。在開始計(jì)算前，將焊縫中所有單元“殺死”，計(jì)算過程中，再按順序?qū)⒈弧皻⑺馈钡膯卧凹せ睢?，焊縫熱源是隨著焊縫單元的“復(fù)活”逐漸加到焊縫單元上來模擬焊縫金屬的填充，計(jì)算采用在焊縫單元上加載均勻熱流的熱源模式，使單位體積上的熱流或者熱生成率恒定，所采用的熱源計(jì)算公式如下:態(tài)，而右邊焊縫已經(jīng)處于冷卻階段。

2.2 不同支座角焊縫殘余應(yīng)力分析

圖3為不同支座角焊縫的殘余應(yīng)力場分布云圖，可以看出，不同尺寸支座焊后應(yīng)力均集中在殼體熱影響區(qū)一側(cè)，并且隨著支座尺寸的增加，焊后的殘余應(yīng)力也顯著增加。其中1#支座焊后的峰值應(yīng)力為667 MPa，2#支座焊后的峰值應(yīng)力為716 MPa，而3#支座焊后的峰值應(yīng)力為757 MPa。隨著支座焊縫長度由12 mm增加到16 mm，再到21 mm，焊態(tài)下的峰值應(yīng)力分別增加了7%和13.5%。

支座與殼體僅通過角焊縫的形式連接，從幾何模型可以看出，支座與殼體連接處幾何不連續(xù)，容易在外載作用下造成應(yīng)力集中。支座與殼體焊接后，焊縫在冷卻過程中發(fā)生凝固收縮和冷卻收縮，而周圍未受到熱循環(huán)作用的母材則阻礙焊縫的收縮，由此造成支座焊縫及周圍區(qū)域產(chǎn)生拉伸殘余應(yīng)力。由于支座兩側(cè)均存在角焊縫，拘束度較大，支座發(fā)生變形的能力較弱，導(dǎo)致其截面處的拉伸應(yīng)力較大。但由于焊縫的強(qiáng)度遠(yuǎn)低于殼體的強(qiáng)度，集中在焊縫區(qū)域的一部分殘余應(yīng)力可以通過焊縫金屬塑性變形的方式釋放。而殼體的強(qiáng)度較高，殘余應(yīng)力通過塑性變形釋放的程度較小，因此最終造成焊接殘余應(yīng)力主要集中殼體一側(cè)(該處也可以稱為焊接接頭的熱影響區(qū))。

隨著支座尺寸的增加，帶來了焊接熱輸入的增加，焊接熱影響區(qū)寬度也隨之增加，熱影響區(qū)寬度的增加將直接導(dǎo)致焊接過程中發(fā)生轉(zhuǎn)變的焊縫金屬和母材體積的增加，尤其是D406A一側(cè)熱影響區(qū)，當(dāng)其寬度增加時(shí)，發(fā)生奧氏體到馬氏體轉(zhuǎn)變的體積增加，相變應(yīng)力影響將更為顯著。同時(shí)，熱輸入的增加，將導(dǎo)致熱影響區(qū)過熱程度增加，晶粒發(fā)生粗化，粗大的晶粒會增加金屬的脆性。因此，隨著支座尺寸的增大，支座焊縫周圍不均勻溫度場范圍增加，造成焊后殘余應(yīng)力增加;與此同時(shí)殼體熱影響區(qū)域隨著熱輸入的增加，材料性能惡化，其抵抗焊接開裂的能力降低。這也是實(shí)際殼體容易在該區(qū)域產(chǎn)生焊接裂紋的主要原因。

2.3 支座角焊縫熱處理后殘余應(yīng)力分析

圖4為3#支座焊后、去應(yīng)力退火后及調(diào)質(zhì)熱處理后焊接接頭殘余應(yīng)力分布云圖，可以看出，焊后殼體經(jīng)過退火處理后，無論是峰值應(yīng)力還是整體應(yīng)力，均大幅度下降，說明對焊后殼體進(jìn)行熱處理可以有效降低其殘余應(yīng)力水平，從而提高結(jié)構(gòu)的可靠性。但是無論是去應(yīng)力退火還是調(diào)質(zhì)處理，焊接殘余應(yīng)力集中的部位仍舊在殼體一側(cè)熱影響區(qū)。這是由于該處區(qū)域是幾何不連續(xù)處，容易造成應(yīng)力集中。與此同時(shí)，該處區(qū)域也是材料不連續(xù)處。但是殼體經(jīng)過調(diào)質(zhì)處理后，焊縫和支座材料強(qiáng)度相應(yīng)提高，和殼體材料相比，其強(qiáng)度的差值減小，因此調(diào)質(zhì)處理后，材料不連續(xù)的現(xiàn)象減弱。最終調(diào)質(zhì)處理后峰值應(yīng)力集中的部位除了D406A熱影響區(qū)外，還包括焊縫及支座熱影響區(qū)。

3 支座殘余應(yīng)力測試結(jié)果分析

采用盲孔法對支座焊后接頭的殘余應(yīng)力進(jìn)行了測試，測試結(jié)果與計(jì)算結(jié)果如圖5所示，可以看出，應(yīng)力實(shí)際測試值與數(shù)值計(jì)算結(jié)果總體趨勢一致，測試值略大于計(jì)算值，這是因?yàn)閷?shí)際殼體測試時(shí)，測試環(huán)境中設(shè)備運(yùn)行影響應(yīng)變片的靈敏度所致?？傮w而言，該固體發(fā)動機(jī)金屬殼體支座殘余應(yīng)力計(jì)算值和測試值基本保持一致，從而證明殼體應(yīng)力模擬計(jì)算與實(shí)際殼體應(yīng)力分布狀態(tài)相吻合。

4 結(jié)論

(1)支座角焊縫殘余應(yīng)力ANSYS模擬值與實(shí)際測試值趨勢相吻合，驗(yàn)證了有限元模型的正確性。

(2)支座在焊接過程結(jié)束后，應(yīng)力主要集中在支座熱影響區(qū)，最大尺寸支座焊后峰值等效應(yīng)力為757 MPa，殼體表面的應(yīng)力不大。

(3)隨著支座尺寸的增加，焊后的殘余應(yīng)力顯著增加。

(4)殼體經(jīng)過退火和調(diào)質(zhì)熱處理后，支座角焊縫殘余應(yīng)力得到了重新分布，整體殘余應(yīng)力較小。

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