葛可可，徐 強(qiáng)，屈 平，張愛鋒

（1.中國(guó)船舶科學(xué)研究中心，江蘇 無錫 214082；2.深海技術(shù)科學(xué)太湖實(shí)驗(yàn)室，江蘇 無錫 214082）

0 引 言

環(huán)肋圓柱殼是水下運(yùn)載裝備的主要承壓結(jié)構(gòu)件，由環(huán)形肋骨與筒體組對(duì)焊接所引入的殘余應(yīng)力和變形等缺陷對(duì)結(jié)構(gòu)的性能和安全構(gòu)成了很大威脅。鈦合金因其比強(qiáng)度高、無磁性、耐腐蝕等優(yōu)異特點(diǎn)而被廣泛應(yīng)用于航空航天、化工能源等領(lǐng)域。隨著近年來海洋領(lǐng)域技術(shù)的快速發(fā)展，用于深海資源開發(fā)的鈦合金耐壓殼體材料日益受到重視。但由于大型金屬結(jié)構(gòu)件的一體化成型技術(shù)尚未成熟，針對(duì)大尺度復(fù)雜結(jié)構(gòu)件的加工制造依然需要采用焊接的方法來實(shí)現(xiàn)[1-2]?？紤]到鈦合金彈性模量小以及熱導(dǎo)率低的固有屬性，在焊接高溫作用下的變形問題十分突出，嚴(yán)重時(shí)會(huì)影響結(jié)構(gòu)的尺寸精度和裝配可靠性[3-5]。

考慮到鈦合金較高的材料和加工成本，完全通過試驗(yàn)摸索焊接參數(shù)不僅費(fèi)時(shí)費(fèi)力，而且系統(tǒng)性不強(qiáng)。隨著計(jì)算機(jī)應(yīng)用技術(shù)的飛速發(fā)展，功能強(qiáng)大的有限元分析軟件在搭載性能優(yōu)異的計(jì)算機(jī)的條件下，以其高效率、低成本的巨大優(yōu)勢(shì)在大型結(jié)構(gòu)的熱加工模擬分析領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用。國(guó)內(nèi)外針對(duì)焊接殘余應(yīng)力和變形的研究較多[6-11]，但針對(duì)大型鈦合金環(huán)肋結(jié)構(gòu)件焊接變形方面的研究成果較少。本文以TC4ELI鈦合金環(huán)肋筒體為研究對(duì)象，采用專業(yè)焊接仿真軟件對(duì)鈦合金環(huán)形內(nèi)肋骨與筒體的裝配焊接過程進(jìn)行非線性有限元仿真，系統(tǒng)分析了肋骨裝焊順序?qū)φw殘余變形的影響，為鈦合金環(huán)肋圓柱結(jié)構(gòu)的焊接工藝優(yōu)化及工裝夾具的設(shè)計(jì)提供了理論依據(jù)與指導(dǎo)。

1 模型建立

1.1 有限元模型

鈦合金筒體材料為TC4ELI，模型外直徑為250 mm，高度275 mm，厚度為4.2 mm，5 根肋骨均布在筒體內(nèi)側(cè)，間距為40 mm，如圖1（a）所示。坡口形式為雙面V 型，坡口角度為42°。采用手工鎢極氬弧焊單層填充熔敷金屬，基本焊接參數(shù)為電流140 A、電壓8 V、焊接速度120 mm/min、效率0.75，保護(hù)氣體為99.999%Ar。假定所采用的材料在整個(gè)焊接過程中均為各向同性，隨溫度變化的熱物理性能和力學(xué)性能參數(shù)均由實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)提供，如圖2 所示。密度和泊松比分別為4430 kg/m3和0.28，不隨溫度變化。為提升計(jì)算穩(wěn)定性，熱分析過程不考慮熔合潛熱的影響。

圖2 TC4ELI材料性能Fig.2 Material properties of TC4ELI

三維網(wǎng)格模型通過Hyper-mesh 軟件建立，如圖1（b）所示。網(wǎng)格劃分原則為近焊縫區(qū)域網(wǎng)格細(xì)化以保證計(jì)算精度，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域網(wǎng)格粗化以縮短計(jì)算時(shí)間。有限元模型總網(wǎng)格數(shù)為238 236。細(xì)化的六面體網(wǎng)格單元尺寸為1.0 mm×1.0 mm×1.5 mm。模型依靠重力作用置于剛性支座之上，除此之外，整個(gè)焊接過程中不施加任何約束條件。

圖1 有限元模型Fig.1 Finite element model

1.2 熱源模型

考慮到TIG焊接電弧的穿透作用，采用雙橢球熱源模型能更準(zhǔn)確地模擬焊接傳熱過程[12-13]。其前后半橢球熱源分布函數(shù)為

式中：af、ar、b、c為雙橢球熱源分布參數(shù)；ff、fr分別為前、后半橢球能量分配系數(shù)，且ff+fr=2，如圖3（a）所示；Q為熱輸入功率，Q=ηUI，η為焊接效率。

圖3 熱源模型及焊縫形貌Fig.3 Heat source model and profile of fusion zone

將仿真結(jié)果與實(shí)際焊縫形貌進(jìn)行對(duì)比分析，用于校核仿真模型參數(shù)，保證熔化區(qū)域所形成的焊縫全部熔透，如圖3（b）所示。校核后的參數(shù)為af=1.0 mm，ar=2.5 mm，b=0.8 mm，c=1.8 mm。環(huán)境溫度設(shè)為20℃。

1.3 焊接順序規(guī)劃

筒體與肋骨組焊焊縫類型為環(huán)形角焊縫?？紤]到鈦合金彈性模量低，焊后易變形的特點(diǎn)，為保證焊后尺寸精度，基于傳統(tǒng)工藝條件下的焊接順序并結(jié)合生產(chǎn)環(huán)節(jié)中的可操作性，提出三種焊接方案，如圖4 所示。方案1 為從一端至另一端，逐次裝焊；方案2 從中部至兩端裝焊；方案3 為同時(shí)裝焊。數(shù)字表示肋骨編號(hào)，箭頭表示裝焊順序。每根肋骨兩側(cè)角焊縫均以對(duì)稱焊的方式進(jìn)行焊接。

圖4 裝焊順序Fig.4 Welding sequence

2 模型驗(yàn)證分析

為驗(yàn)證數(shù)值仿真模型的準(zhǔn)確性，通過實(shí)測(cè)和仿真結(jié)果對(duì)比分析鈦合金加筋殼體焊接引入的殘余應(yīng)力。采用X-stress 3000 G3便攜式應(yīng)力分析儀對(duì)鈦合金加筋殼體外表面進(jìn)行了殘余應(yīng)力測(cè)量，為消除材料表面機(jī)加工所引入的殘余壓應(yīng)力，需要采用電化學(xué)方法腐蝕出一個(gè)直徑為5 mm，深度為0.2 mm的具有光滑表面的凹坑，如圖5（a）所示。

圖5（b）顯示了實(shí)測(cè)值與模擬值的對(duì)比結(jié)果?？芍獙?shí)測(cè)值在數(shù)值和變化趨勢(shì)上與仿真結(jié)果基本一致，結(jié)合圖3（b）的焊縫形貌對(duì)比結(jié)果，可進(jìn)一步驗(yàn)證該有限元模型用于計(jì)算環(huán)肋圓柱殼結(jié)構(gòu)焊接應(yīng)力與變形的合理性。

圖5 鈦合金加筋殼體焊接殘余應(yīng)力Fig.5 Welding residual stress of titanium alloy ring-stiffened cylindrical shell

3 模擬結(jié)果分析

3.1 溫度場(chǎng)分析

焊接溫度場(chǎng)的準(zhǔn)確性是得到合理殘余應(yīng)力和變形的前提和基礎(chǔ)。圖6為焊接過程中的溫度場(chǎng)云圖與熱循環(huán)曲線圖。可以看出，隨著熱源的移動(dòng)，焊縫金屬不斷激活填充，與實(shí)際焊接過程基本一致。

圖6 焊接溫度場(chǎng)及熱循環(huán)曲線Fig.6 Welding temperature field and thermal cycle

在熱循環(huán)曲線圖中，A、B 和C 三點(diǎn)距焊縫中心分別為0 mm、6.0 mm 和15.0 mm。A 點(diǎn)所經(jīng)歷的最高溫度約為2500 ℃，已超過材料熔點(diǎn)?？梢钥闯觯瑴囟忍荻群蜔嵫h(huán)最高溫度隨焊縫距離的增加而迅速降低。

3.2 變形分析

圖7 顯示的是焊后殘余變形云圖。為了更直觀地分析變形趨勢(shì)，將殘余變形沿矢量放大50 倍。黑色線框?yàn)槌跏寄Ｐ洼喞糜谥庇^比較模型變形趨勢(shì)。從圖7（a）整體變形云圖可以看出，無論哪種焊接方案，在焊后冷卻收縮作用力下，整體變形趨勢(shì)均為徑向收縮變形，最大收縮變形量在0.15 mm左右。由于剛性基座的支撐作用，模型底部的焊接變形較小。

圖7（b）為筒體外表面展開云圖，展開方向?yàn)?°～360°，為保證結(jié)果的可比性，三種方案的0°軸線位置和展開方向均保持一致。從展開圖可以看出方案1和方案2的筒體變形較小，方案3的筒體焊接變形最大，且主要集中在180°至360°的位置。

圖7（c）為0°、90°、180°、270°四個(gè)位置的縱截面焊接變形云圖?？梢愿庇^地看出筒體在軸向上呈現(xiàn)為波浪式變形。在肋骨的約束作用下，主要收縮位置為跨中部位。由于受到筒體變形和焊縫收縮力的雙重影響，肋骨垂直度發(fā)生不同程度的向上或向下的偏差，對(duì)中部的2、3、4 號(hào)肋骨影響較大。對(duì)比來看，方案3的筒體和肋骨變形均高于方案1和2。

圖7 焊后殘余變形云圖Fig.7 Contours of residual deformation after welding

圖8 為焊后變形在0°、90°、180°、270°四個(gè)位置沿筒體外表面軸線方向的分布曲線。再次表明殘余變形主要集中在肋骨之間的跨中位置。三種方案的最大焊接變形量不超過0.16 mm，并存在波動(dòng)式上升趨勢(shì)。從以上四個(gè)位置的變形曲線中并不能清晰分辨出方案的優(yōu)劣，因?yàn)樵诓煌恢玫淖冃瘟扛饔袃?yōu)劣。比如方案3在0°和90°位置的變形量最大，但在90°和180°位置的變形量較小。

圖8 沿軸向不同位置殘余變形分布Fig.8 Residual deformation along axial direction

圖9為筒體和3號(hào)面板中間沿周向分布的焊接變形曲線圖，能夠衡量環(huán)向位置的變形量大小和變形的均勻程度。好的變形均勻性更易采用工裝進(jìn)行矯形，更利于裝配。

從圖9（a）可以看出，方案3 在筒體中部的焊接變形量高，沿環(huán)形變形均勻度較差。方案2 的變形量較小，變形均勻度最高。圖9（b）中3 號(hào)面板位置的焊接變形顯示，方案3 雖然在變形均勻度上占有優(yōu)勢(shì)，但變形量很大。方案1的焊接變形量最小，但變形均與度不如方案2。

圖9 中部環(huán)向位置殘余變形分布Fig.9 Residual deformation along the middle circumferential direction

4 結(jié) 論

本文對(duì)鈦合金加筋殼體內(nèi)肋骨的焊接過程進(jìn)行非線性有限元仿真，系統(tǒng)分析了肋骨裝焊順序?qū)φw殘余變形的影響，研究結(jié)果表明：

（1）肋骨與筒體裝焊角焊縫所引入的焊接變形主要表現(xiàn)為徑向收縮，單次變形量不超過0.16 mm；

（2）在內(nèi)肋骨的約束作用下，環(huán)肋圓柱殼焊接殘余變形量較小，且主要集中在肋骨之間的跨中位置；

（3）肋骨垂直度會(huì)受到焊接變形的影響，發(fā)生一定程度的偏差，需要采用工裝進(jìn)行約束；

（4）采用從中間至兩端的肋骨裝焊順序可得到更小的焊接變形和更高的變形均勻度。