鄢東洋 王愛民 潘 楨 王曉博 梁曉光

(北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076)

FSW和VP-TIG焊接箱底的力學(xué)特征分析

鄢東洋 王愛民 潘 楨 王曉博 梁曉光

(北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076)

文 摘 針對縱縫采用攪拌摩擦焊、環(huán)縫采用VP-TIG熔焊工藝的箱底進(jìn)行液壓試驗，并在試驗過程中監(jiān)測各典型焊縫位置的應(yīng)變響應(yīng)，結(jié)果顯示箱底上攪拌摩擦焊縫和熔焊焊縫交叉形成的“T”型接頭區(qū)域在試驗中最先進(jìn)入屈服，說明該位置材料的屈服強(qiáng)度較低，是箱底承載的薄弱環(huán)節(jié)。

推進(jìn)劑貯箱箱底，F(xiàn)SW，VP-TIG，液壓，應(yīng)變

0 引言

攪拌摩擦焊技術(shù)出現(xiàn)之后，因其在鋁合金等輕金屬焊接方面的顯著優(yōu)勢[1-3]，國外廣泛應(yīng)用于液體運載火箭貯箱結(jié)構(gòu)的焊接，目前已可實現(xiàn)其全攪拌焊接制造[4-5]。國內(nèi)航天制造業(yè)已經(jīng)在貯箱的制造中實現(xiàn)了部分應(yīng)用，受到技術(shù)和設(shè)備的限制，貯箱結(jié)構(gòu)全攪拌制造的實現(xiàn)比較困難。實際貯箱設(shè)計和制造中出現(xiàn)了攪拌摩擦焊和熔焊兩種工藝混合使用的情況。兩種焊接工藝的使用導(dǎo)致貯箱結(jié)構(gòu)上的焊縫存在兩種狀態(tài)，并且不可避免的存在兩種焊縫的交叉接頭。兩種焊縫在微觀組織和力學(xué)特性上存在明顯差異[6]，而且是一種全新的、特殊的狀態(tài)，其組織狀態(tài)明顯不均勻，組織狀態(tài)相對焊縫中心線的分布不對稱，易出現(xiàn)焊接缺陷、力學(xué)性能具有明顯的方向性[7-10]。針對這種新狀態(tài)的貯箱結(jié)構(gòu)，通過試驗掌握其力學(xué)響應(yīng)的特征，對于結(jié)構(gòu)的設(shè)計優(yōu)化和質(zhì)量控制都具有重要意義。

1 試驗

1.1 試驗件狀態(tài)

試驗對象為橢球型面的推進(jìn)劑貯箱箱底，理論型面見圖1(a)，模數(shù)1.6。該箱底由叉形環(huán)(1件)、瓜瓣(8件)、頂蓋(1件)和中心法蘭(1件)拼焊而成，包含3條環(huán)縫，8條縱縫共11條主焊縫，如圖1(b)所示。為明確區(qū)分各條焊縫，將頂蓋和瓜瓣之間的焊縫稱為頂蓋環(huán)縫、瓜瓣與瓜瓣之間的焊縫稱為瓜瓣縱縫、瓜瓣與叉形環(huán)之間的焊縫稱為叉形環(huán)環(huán)縫、中心法蘭和頂蓋之間的焊縫稱為法蘭環(huán)縫。法蘭環(huán)縫的分度圓直徑為580 mm，頂蓋環(huán)縫位置的分度圓直徑為1 380 mm，叉形環(huán)環(huán)縫位置的分度圓直徑為1 645 mm。該箱底的材料為2A14鋁合金，其中瓜瓣和頂蓋均由O態(tài)板材經(jīng)過拉伸或沖壓成形后進(jìn)行固溶時效熱處理、中心法蘭由CS態(tài)鍛件機(jī)加而成、叉形環(huán)為O態(tài)型材經(jīng)拉彎和固溶時效熱處理后拼焊而成。各零件之間拼焊的焊接區(qū)厚度均為4.5 mm。8條瓜瓣縱縫均選擇攪拌摩擦焊工藝，而中心法蘭環(huán)縫、頂蓋環(huán)縫和叉形環(huán)環(huán)縫均選擇VP-TIG熔焊工藝。

圖1 箱底試驗件

1.2 試驗與測量

以水為介質(zhì)對箱底試驗件進(jìn)行液壓承載試驗，試驗過程中箱底大端朝下[圖1(b)]放置。在0.6 MPa之前按照0.1 MPa的級差進(jìn)行增壓，0.6 MPa后按0.05 MPa的級差進(jìn)行增壓，一直加載到0.9 MPa，每到一級壓力后均保壓3 min。

為測量試驗中各典型焊縫的應(yīng)變情況，在箱底上設(shè)置了監(jiān)測點[圖2(a)]。將8條瓜瓣縱縫順序標(biāo)記為a～h，焊縫周向位置用角度定位，焊縫a位置的角度標(biāo)記為0°，沿逆時針方向角度遞增，即焊縫b位置為45°……焊縫h位置為315°。D1～D5分別表示分割母線的5個分度圓，其中D1的直徑為1 380 mm，即頂蓋環(huán)縫位置；D5的直徑為1 645 mm，位于叉形環(huán)環(huán)縫位置。D2～D4位于D1和D5之間的母線弧長的四等分點上。在圖2(a)中黑色圓點標(biāo)記位置均布置了應(yīng)變片，應(yīng)變片均布置在箱底的外表面，包括：

(1)焊縫a和焊縫c與分度圓D1～D5的交點位置；

(2)分度圓D1上，周向角度為22.5°和292.5°的位置；

(3)分度圓D5上，周向角度為22.5°和292.5°的位置；

對于縱向攪拌摩擦焊縫上的測點，應(yīng)變片布置在焊縫中心線上。對于環(huán)向熔焊焊縫上的測點，應(yīng)變片布置在焊縫余高兩側(cè)，為便于區(qū)分，將靠近箱底直徑大端的一側(cè)記為外側(cè)，另一側(cè)記為內(nèi)側(cè)。每個測量點均布置互相垂直的兩片應(yīng)變片，如圖2(b)所示，分別測量沿箱底母線方向與垂直母線方向的應(yīng)變，其中沿母線的方向記為縱向，垂直于母線的方向記為橫向。

圖2 箱底應(yīng)變側(cè)點布置圖

2 結(jié)果及分析

試驗壓力達(dá)到0.9 MPa時，箱底未出現(xiàn)任何異常情況，但部分測點位置的應(yīng)變數(shù)據(jù)顯示其已進(jìn)入屈服狀態(tài)，且進(jìn)入屈服的測點主要位于兩條環(huán)縫上，尤其是在環(huán)縫和縱縫的交叉位置。

2.1 瓜瓣縱縫的應(yīng)變測量結(jié)果

焊縫a和焊縫c上所有測點的應(yīng)變測量結(jié)果如圖3所示。測點中，分度圓為D2、D3、D4的測點均位于攪拌摩擦焊縫上；分度圓為D1和D5的測點位于攪拌摩擦焊縫與熔焊環(huán)縫的交叉位置，此處只分析環(huán)縫靠近縱縫一側(cè)的測點。焊縫a上5個測點和焊縫c上5個測點在試驗中應(yīng)變變化規(guī)律完全一致，不論是瓜瓣縱縫的中段，還是瓜瓣縱縫和熔焊環(huán)縫的交叉位置，測點的縱向應(yīng)變均明顯大于橫向應(yīng)變，說明箱底在液壓過程中以縱向變形為主。隨著測點分度圓直徑增大，相同壓力下的縱向應(yīng)變值逐漸減小，這與橢球箱底的第二曲率半徑隨分度圓直徑增大而增大的規(guī)律一致。瓜瓣縱縫與頂蓋環(huán)縫交叉位置的縱向應(yīng)變明顯大于其余測點，且在壓力達(dá)到0.7 MPa后不再隨壓力增大而線性變化，說明該測點此時已進(jìn)入屈服狀態(tài)。在瓜瓣縱縫的中段，橫向應(yīng)變均為壓縮應(yīng)變，且相同壓力下的應(yīng)變值隨分度圓直徑增大而增大，但在瓜瓣縱縫和熔焊焊縫的交叉位置，橫向應(yīng)變的變化規(guī)律并不相同，瓜瓣縱縫和頂蓋環(huán)縫交叉位置的橫向應(yīng)變?yōu)槔鞈?yīng)變。

圖3 瓜瓣縱縫位置的應(yīng)變測量結(jié)果

2.2 瓜瓣縱縫與頂蓋環(huán)縫交叉位置的應(yīng)變測量結(jié)果

焊縫a、c與頂蓋環(huán)縫交叉形成的“T”型接頭位置的應(yīng)變測量結(jié)果如圖4所示。4個測點的應(yīng)變隨液壓壓力的變化規(guī)律完全一致，縱向和橫向應(yīng)變均為拉伸應(yīng)變，且縱向應(yīng)變數(shù)值顯著大于橫向應(yīng)變，在壓力達(dá)到0.7 MPa后，縱向應(yīng)變不再隨壓力增大而線性變化，說明此時這些測點均已進(jìn)入屈服狀態(tài)。

圖4 縱縫a、c與頂蓋環(huán)縫交叉位置的應(yīng)變測量結(jié)果

2.3 頂蓋環(huán)縫位置的應(yīng)變測量結(jié)果

頂蓋環(huán)縫的應(yīng)變測量結(jié)果見圖5。

圖5 頂蓋環(huán)縫上遠(yuǎn)離焊縫交叉位置的應(yīng)變測量結(jié)果

測點均位于遠(yuǎn)離瓜瓣縱縫的純?nèi)酆负缚p區(qū)。4個測點的應(yīng)變隨液壓壓力的變化規(guī)律完全一致，縱向和橫向應(yīng)變均為拉伸應(yīng)變，縱向應(yīng)變略大于橫向應(yīng)變。在整個試驗過程中，應(yīng)變和壓力保持良好的線性關(guān)系，說明在液壓過程中各測點均未進(jìn)入屈服狀態(tài)。

2.4 瓜瓣縱縫與叉形環(huán)環(huán)縫交叉位置的應(yīng)變

焊縫a、c與叉形環(huán)環(huán)縫交叉形成的“T”型接頭位置應(yīng)變測量結(jié)果如圖6所示。4個測點的縱向應(yīng)變均為拉伸應(yīng)變，橫向應(yīng)變數(shù)值都趨近于零，外側(cè)2個測點的應(yīng)變隨液壓壓力的變化規(guī)律一致，內(nèi)側(cè)2個測點的應(yīng)變變化規(guī)律也一致，但兩側(cè)測點的變化規(guī)律不同，相同壓力下外側(cè)測點的縱向應(yīng)變明顯大于內(nèi)側(cè)測點。在壓力達(dá)到0.65 MPa后，外側(cè)測點的縱向應(yīng)變不再隨壓力增大而線性變化，說明外側(cè)測點此時已進(jìn)入屈服狀態(tài)，但整個試驗過程中內(nèi)側(cè)測點的應(yīng)變和液壓壓力保持良好的線性關(guān)系，說明在液壓過程中內(nèi)側(cè)測點均未進(jìn)入屈服狀態(tài)。

圖6 縱縫a、c與叉形環(huán)環(huán)縫交叉位置的應(yīng)變測量結(jié)果

2.5 叉形環(huán)環(huán)縫位置的應(yīng)變測量結(jié)果

叉形環(huán)環(huán)縫的應(yīng)變測量結(jié)果見圖7，測點選擇在遠(yuǎn)離瓜瓣縱縫的純?nèi)酆负缚p區(qū)。該位置的應(yīng)變情況與瓜瓣縱縫與叉形環(huán)環(huán)縫交叉位置類似，4個測點的縱向應(yīng)變均為拉伸應(yīng)變，橫向應(yīng)變數(shù)值都趨近于零，同側(cè)測點的應(yīng)變規(guī)律一致，異側(cè)測點的規(guī)律不同，相同壓力下外側(cè)測點的縱向應(yīng)變明顯大于內(nèi)側(cè)測點。外側(cè)測點在壓力達(dá)到0.65 MPa后進(jìn)入屈服狀態(tài)，而內(nèi)側(cè)測點在試驗全過程均未進(jìn)入屈服。

圖7 叉形環(huán)環(huán)縫上遠(yuǎn)離焊縫交叉位置的應(yīng)變測量結(jié)果

2.6 各位置應(yīng)變測量結(jié)果的對比分析

分析上述各典型焊縫位置在液壓試驗中的應(yīng)變數(shù)據(jù)，發(fā)現(xiàn)應(yīng)變數(shù)值大、規(guī)律特殊的測點集中在瓜瓣縱縫與頂蓋環(huán)縫的交叉區(qū)域和叉形環(huán)環(huán)縫的外側(cè)。

比較頂蓋環(huán)縫上的測點，發(fā)現(xiàn)在相同壓力下，頂蓋環(huán)縫與縱縫交叉區(qū)域測點的縱向應(yīng)變(約6 000)明顯高于遠(yuǎn)離交叉區(qū)的測點(約2 000)，且交叉區(qū)的測點在液壓試驗過程中均進(jìn)入了屈服，而遠(yuǎn)離交叉區(qū)的測點均未達(dá)到屈服狀態(tài)。這說明攪拌摩擦焊縱縫與頂蓋熔焊環(huán)縫的交叉點是箱底的承載薄弱點，其承載能力低于熔焊焊縫。

對叉形環(huán)環(huán)縫位置，其第二曲率半徑顯著大于頂蓋環(huán)縫，因此在相同的壓力下，叉形環(huán)環(huán)縫位置的應(yīng)變數(shù)值應(yīng)小于頂蓋環(huán)縫，實際測量結(jié)果卻與理論分析不同。叉形環(huán)環(huán)縫外側(cè)測點的縱向應(yīng)變測量值明顯高于頂蓋環(huán)縫區(qū)兩側(cè)測點，叉形環(huán)環(huán)縫內(nèi)側(cè)測點的縱向應(yīng)變測量值又略低于頂蓋環(huán)縫區(qū)兩側(cè)測點，而且叉形環(huán)環(huán)縫區(qū)測點的橫向應(yīng)變測量值趨近于零，顯著小于頂蓋環(huán)縫區(qū)的橫向應(yīng)變測量值。分析認(rèn)為造成這種差異的根本原因在于叉形環(huán)結(jié)構(gòu)的剛性大，且該區(qū)域受到液壓工裝的拘束影響，該區(qū)域的橫向變形受到限制，縱向變形在叉形環(huán)與瓜瓣連接邊的根部位置發(fā)生突變。

在瓜瓣縱縫與叉形環(huán)環(huán)縫的交叉位置，雖然也存在承載能力降低的趨勢，但由于該位置的第二曲率半徑較大，按均勻殼體計算，相同壓力條件下產(chǎn)生的應(yīng)力水平明顯低于頂蓋環(huán)縫，所以兩種焊縫交叉產(chǎn)生的影響程度更小，試驗中位于瓜瓣縱縫與叉形環(huán)環(huán)縫的交叉位置內(nèi)側(cè)測點未進(jìn)入屈服。但由于受到箱底上叉形環(huán)位置的結(jié)構(gòu)剛度突變和工裝拘束的影響，位于瓜瓣縱縫與叉形環(huán)環(huán)縫的交叉位置外側(cè)的測點仍出現(xiàn)了屈服現(xiàn)象。

3 討論

雖然攪拌摩擦焊接是固相焊接，其接頭的力學(xué)性能優(yōu)于熔焊接頭，但攪拌摩擦焊與熔焊交叉形成的“T”接頭區(qū)域的屈服強(qiáng)度卻比熔焊焊縫更低，導(dǎo)致箱底液壓試驗中頂蓋環(huán)縫與攪拌摩擦焊縱縫交叉形成的“T”接頭位置先于熔焊焊縫進(jìn)入屈服。在貯箱結(jié)構(gòu)的裝配焊接中，如果采用縱縫攪拌摩擦焊、環(huán)縫熔化焊的工藝，兩種焊縫的交叉形成的“T”型接頭將是箱體承載的薄弱點。目前，國內(nèi)新一代運載火箭貯箱的箱筒段均采用了縱縫FSW、環(huán)縫VP-TIG的焊接工藝，由于設(shè)計裕度均較大，其承載能力能滿足設(shè)計要求。此外需要注意的是，目前對貯箱結(jié)構(gòu)焊接區(qū)的設(shè)計都是以整條縱焊縫或環(huán)焊縫為分析對象的，沒有對焊縫交叉接頭進(jìn)行特殊考慮。隨著國內(nèi)運載火箭結(jié)構(gòu)設(shè)計和工藝技術(shù)的進(jìn)步，貯箱設(shè)計將向輕質(zhì)化和精細(xì)化發(fā)展，部段的承載剩余強(qiáng)度系數(shù)將接近甚至等于1.0，那么熔焊和攪拌摩擦焊縫交叉接頭性能較低的問題將影響貯箱產(chǎn)品性能的可靠性。

4 結(jié)論

(1)縱縫采用FSW、環(huán)縫采用VP-TIG工藝的箱底在液壓試驗中的力學(xué)響應(yīng)特征為：縱縫和環(huán)縫交叉形成的“T”型接頭區(qū)域最先進(jìn)入屈服狀態(tài)，縱縫和環(huán)縫遠(yuǎn)離交叉區(qū)域符合橢球箱底在內(nèi)壓承載下的理論分析規(guī)律；叉形環(huán)環(huán)縫位置受試驗邊界影響顯著。

(2)攪拌摩擦焊縫和熔焊焊縫交叉形成的“T”型接頭區(qū)域的材料屈服強(qiáng)度較低，是箱底承載的薄弱環(huán)節(jié)，當(dāng)結(jié)構(gòu)設(shè)計裕度較小，應(yīng)對兩種焊縫交叉區(qū)域予以重點研究和必要的局部補(bǔ)強(qiáng)。

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Analysis on Mechanical Properties of Tank Bulkhead With Both FSW and VP-TIG Weld

YAN Dongyang WANG Aimin PAN Zhen WANG Xiaobo LIANG Xiaoguang

(Beijing Institute of Astronautical Systems Engineering，Beijing 100076)

Compression resistance experiment was carried out with water on tank bulkhead which was welded by friction stir welding(FSW) on longitudinal weld and by variable polarity tungsten inert gas welding(VP-TIG) on orbicular weld, and the strain brought by press was measured on typical weld position. The result shows that the intersection of FSW and VP-TIG weld has lower yield strength, which enters into the plastic deformation state at first, is the weak position of the tank bulkhead.

Tank bulkhead，F(xiàn)SW，VP-TIG，Compression resistance experiment，Strain

2016-07-12；

2017-01-19

鄢東洋，1982年出生，博士，高級工程師，主要從事運載火箭推進(jìn)劑貯箱的設(shè)計和研究工作。E-mail：yandy7898@126.com

TG407

10.12044/j.issn.1007-2330.2017.03.017