FSW和VP-TIG焊接箱底的力學特征分析

鄢東洋 王愛民 潘 楨 王曉博 梁曉光

(北京宇航系統工程研究所，北京 100076)

FSW和VP-TIG焊接箱底的力學特征分析

鄢東洋 王愛民 潘 楨 王曉博 梁曉光

(北京宇航系統工程研究所，北京 100076)

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

推進劑貯箱箱底，FSW，VP-TIG，液壓，應變

0 引言

攪拌摩擦焊技術出現之后，因其在鋁合金等輕金屬焊接方面的顯著優勢[1-3]，國外廣泛應用于液體運載火箭貯箱結構的焊接，目前已可實現其全攪拌焊接制造[4-5]。國內航天制造業已經在貯箱的制造中實現了部分應用，受到技術和設備的限制，貯箱結構全攪拌制造的實現比較困難。實際貯箱設計和制造中出現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致貯箱結構上的焊縫存在兩種狀態，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特性上存在明顯差異[6]，而且是一種全新的、特殊的狀態，其組織狀態明顯不均勻，組織狀態相對焊縫中心線的分布不對稱，易出現焊接缺陷、力學性能具有明顯的方向性[7-10]。針對這種新狀態的貯箱結構，通過試驗掌握其力學響應的特征，對于結構的設計優化和質量控制都具有重要意義。

1 試驗

1.1 試驗件狀態

試驗對象為橢球型面的推進劑貯箱箱底，理論型面見圖1(a)，模數1.6。該箱底由叉形環(1件)、瓜瓣(8件)、頂蓋(1件)和中心法蘭(1件)拼焊而成，包含3條環縫，8條縱縫共11條主焊縫，如圖1(b)所示。為明確區分各條焊縫，將頂蓋和瓜瓣之間的焊縫稱為頂蓋環縫、瓜瓣與瓜瓣之間的焊縫稱為瓜瓣縱縫、瓜瓣與叉形環之間的焊縫稱為叉形環環縫、中心法蘭和頂蓋之間的焊縫稱為法蘭環縫。法蘭環縫的分度圓直徑為580 mm，頂蓋環縫位置的分度圓直徑為1 380 mm，叉形環環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態板材經過拉伸或沖壓成形后進行固溶時效熱處理、中心法蘭由CS態鍛件機加而成、叉形環為O態型材經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，而中心法蘭環縫、頂蓋環縫和叉形環環縫均選擇VP-TIG熔焊工藝。

圖1 箱底試驗件

1.2 試驗與測量

以水為介質對箱底試驗件進行液壓承載試驗，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的級差進行增壓，0.6 MPa后按0.05 MPa的級差進行增壓，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變情況，在箱底上設置了監測點[圖2(a)]。將8條瓜瓣縱縫順序標記為a～h，焊縫周向位置用角度定位，焊縫a位置的角度標記為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，即頂蓋環縫位置；D5的直徑為1 645 mm，位于叉形環環縫位置。D2～D4位于D1和D5之間的母線弧長的四等分點上。在圖2(a)中黑色圓點標記位置均布置了應變片，應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，應變片布置在焊縫中心線上。對于環向熔焊焊縫上的測點，應變片布置在焊縫余高兩側，為便于區分，將靠近箱底直徑大端的一側記為外側，另一側記為內側。每個測量點均布置互相垂直的兩片應變片，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 箱底應變側點布置圖

2 結果及分析

試驗壓力達到0.9 MPa時，箱底未出現任何異常情況，但部分測點位置的應變數據顯示其已進入屈服狀態，且進入屈服的測點主要位于兩條環縫上，尤其是在環縫和縱縫的交叉位置。

2.1 瓜瓣縱縫的應變測量結果

焊縫a和焊縫c上所有測點的應變測量結果如圖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縫的交叉位置，此處只分析環縫靠近縱縫一側的測點。焊縫a上5個測點和焊縫c上5個測點在試驗中應變變化規律完全一致，不論是瓜瓣縱縫的中段，還是瓜瓣縱縫和熔焊環縫的交叉位置，測點的縱向應變均明顯大于橫向應變，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律一致。瓜瓣縱縫與頂蓋環縫交叉位置的縱向應變明顯大于其余測點，且在壓力達到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入屈服狀態。在瓜瓣縱縫的中段，橫向應變均為壓縮應變，且相同壓力下的應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，橫向應變的變化規律并不相同，瓜瓣縱縫和頂蓋環縫交叉位置的橫向應變為拉伸應變。

圖3 瓜瓣縱縫位置的應變測量結果

2.2 瓜瓣縱縫與頂蓋環縫交叉位置的應變測量結果

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

圖4 縱縫a、c與頂蓋環縫交叉位置的應變測量結果

2.3 頂蓋環縫位置的應變測量結果

頂蓋環縫的應變測量結果見圖5。

圖5 頂蓋環縫上遠離焊縫交叉位置的應變測量結果

測點均位于遠離瓜瓣縱縫的純熔焊焊縫區。4個測點的應變隨液壓壓力的變化規律完全一致，縱向和橫向應變均為拉伸應變，縱向應變略大于橫向應變。在整個試驗過程中，應變和壓力保持良好的線性關系，說明在液壓過程中各測點均未進入屈服狀態。

2.4 瓜瓣縱縫與叉形環環縫交叉位置的應變

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

圖6 縱縫a、c與叉形環環縫交叉位置的應變測量結果

2.5 叉形環環縫位置的應變測量結果

叉形環環縫的應變測量結果見圖7，測點選擇在遠離瓜瓣縱縫的純熔焊焊縫區。該位置的應變情況與瓜瓣縱縫與叉形環環縫交叉位置類似，4個測點的縱向應變均為拉伸應變，橫向應變數值都趨近于零，同側測點的應變規律一致，異側測點的規律不同，相同壓力下外側測點的縱向應變明顯大于內側測點。外側測點在壓力達到0.65 MPa后進入屈服狀態，而內側測點在試驗全過程均未進入屈服。

圖7 叉形環環縫上遠離焊縫交叉位置的應變測量結果

2.6 各位置應變測量結果的對比分析

分析上述各典型焊縫位置在液壓試驗中的應變數據，發現應變數值大、規律特殊的測點集中在瓜瓣縱縫與頂蓋環縫的交叉區域和叉形環環縫的外側。

比較頂蓋環縫上的測點，發現在相同壓力下，頂蓋環縫與縱縫交叉區域測點的縱向應變(約6 000)明顯高于遠離交叉區的測點(約2 000)，且交叉區的測點在液壓試驗過程中均進入了屈服，而遠離交叉區的測點均未達到屈服狀態。這說明攪拌摩擦焊縱縫與頂蓋熔焊環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。

對叉形環環縫位置，其第二曲率半徑顯著大于頂蓋環縫，因此在相同的壓力下，叉形環環縫位置的應變數值應小于頂蓋環縫，實際測量結果卻與理論分析不同。叉形環環縫外側測點的縱向應變測量值明顯高于頂蓋環縫區兩側測點，叉形環環縫內側測點的縱向應變測量值又略低于頂蓋環縫區兩側測點，而且叉形環環縫區測點的橫向應變測量值趨近于零，顯著小于頂蓋環縫區的橫向應變測量值。分析認為造成這種差異的根本原因在于叉形環結構的剛性大，且該區域受到液壓工裝的拘束影響，該區域的橫向變形受到限制，縱向變形在叉形環與瓜瓣連接邊的根部位置發生突變。

在瓜瓣縱縫與叉形環環縫的交叉位置，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，相同壓力條件下產生的應力水平明顯低于頂蓋環縫，所以兩種焊縫交叉產生的影響程度更小，試驗中位于瓜瓣縱縫與叉形環環縫的交叉位置內側測點未進入屈服。但由于受到箱底上叉形環位置的結構剛度突變和工裝拘束的影響，位于瓜瓣縱縫與叉形環環縫的交叉位置外側的測點仍出現了屈服現象。

3 討論

雖然攪拌摩擦焊接是固相焊接，其接頭的力學性能優于熔焊接頭，但攪拌摩擦焊與熔焊交叉形成的“T”接頭區域的屈服強度卻比熔焊焊縫更低，導致箱底液壓試驗中頂蓋環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入屈服。在貯箱結構的裝配焊接中，如果采用縱縫攪拌摩擦焊、環縫熔化焊的工藝，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，國內新一代運載火箭貯箱的箱筒段均采用了縱縫FSW、環縫VP-TIG的焊接工藝，由于設計裕度均較大，其承載能力能滿足設計要求。此外需要注意的是，目前對貯箱結構焊接區的設計都是以整條縱焊縫或環焊縫為分析對象的，沒有對焊縫交叉接頭進行特殊考慮。隨著國內運載火箭結構設計和工藝技術的進步，貯箱設計將向輕質化和精細化發展，部段的承載剩余強度系數將接近甚至等于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品性能的可靠性。

4 結論

(1)縱縫采用FSW、環縫采用VP-TIG工藝的箱底在液壓試驗中的力學響應特征為：縱縫和環縫交叉形成的“T”型接頭區域最先進入屈服狀態，縱縫和環縫遠離交叉區域符合橢球箱底在內壓承載下的理論分析規律；叉形環環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”型接頭區域的材料屈服強度較低，是箱底承載的薄弱環節，當結構設計裕度較小，應對兩種焊縫交叉區域予以重點研究和必要的局部補強。

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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，FSW，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劑貯箱的設計和研究工作。E-mail：yandy7898@126.com

TG407

10.12044/j.issn.1007-2330.2017.03.017