厚板雙軸肩攪拌摩擦焊溫度場(chǎng)及流場(chǎng)數(shù)值模擬

夏佩云 ，尹玉環(huán) ，趙慧慧 ，劉雪梅 ，封小松 ，郭立杰

（1.上海航天設(shè)備制造總廠有限公司，上海 200245；2.山東大學(xué)，山東 濟(jì)南250100）

0 前言

攪拌摩擦焊作為一種先進(jìn)的固態(tài)連接技術(shù)，具有應(yīng)力變形小、可靠性高、焊接缺陷少、力學(xué)性能好、綠色焊接等優(yōu)點(diǎn)[1-2]，廣泛應(yīng)用于航天、航空、船舶、電子等行業(yè)領(lǐng)域。傳統(tǒng)的單軸肩一體式攪拌頭攪拌摩擦焊技術(shù)對(duì)設(shè)備的剛性和背部支撐要求極高，因此結(jié)構(gòu)件的焊接工裝極其復(fù)雜，這約束了攪拌摩擦焊在制造領(lǐng)域的推廣應(yīng)用，例如難以實(shí)現(xiàn)底部支撐的型材等結(jié)構(gòu)件。為此，在常規(guī)FSW基礎(chǔ)上，TWI、BOEING、MTS等公司開(kāi)發(fā)出如圖1所示的“Bobbin”雙軸肩攪拌頭。雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)的特點(diǎn)在于攪拌頭比常規(guī)攪拌摩擦焊多一個(gè)軸肩，兩個(gè)軸肩分別與工件的上、下表面接觸，上軸肩與常規(guī)攪拌摩擦焊作用基本相同，下軸肩起到背部剛性墊板的作用，實(shí)現(xiàn)焊縫背面無(wú)支撐焊接。因此，采用雙軸肩可有效降低主軸負(fù)載，解決攪拌摩擦焊全焊透等問(wèn)題，大大提高裝配焊接工藝柔性[3]。作為一種新型攪拌摩擦焊技術(shù)，雙軸肩攪拌摩擦焊在國(guó)內(nèi)外均有一定研究，國(guó)外率先進(jìn)行了雙軸肩攪拌摩擦焊的研究[4-7]。以TWI為代表，主要研究厚板鋁合金的雙軸肩攪拌摩擦焊工藝及攪拌工具設(shè)計(jì)，目前已經(jīng)實(shí)現(xiàn)20～50 mm厚5XXX鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接，另外在薄板3～4 mm機(jī)器人雙軸肩攪拌摩擦焊領(lǐng)域也取得了一定進(jìn)展。美國(guó)NASA、美國(guó)Lockheed Martin等在BT-FSW方面進(jìn)行了大量研究，并且應(yīng)用在“星座計(jì)劃”的“獵戶座號(hào)”載人航天飛船、新型重載火箭的環(huán)縫上。國(guó)內(nèi)以上海航天設(shè)備制造總廠、北京航空制造工程研究所、哈爾濱工業(yè)大學(xué)等為代表，開(kāi)展了雙軸肩攪拌摩擦焊接工藝研究。北京賽福斯特技術(shù)公司在BT-FSW技術(shù)上取得突破性進(jìn)展，成功地開(kāi)發(fā)了BT-FSW設(shè)備，實(shí)現(xiàn)4～6 mm 2219鋁合金焊接。文獻(xiàn)[8-9]提到已成功實(shí)現(xiàn)12 mm厚6082-T6鋁合金浮動(dòng)式攪拌摩擦焊接，工藝窗口較窄，強(qiáng)度可達(dá)母材的70%，并與常規(guī)攪拌摩擦焊接頭進(jìn)行對(duì)比。厚度大于15 mm的鋁板的攪拌摩擦焊接難度大，工藝裕度小，并且很難獲得力學(xué)性能優(yōu)異的焊縫[10-11]。而對(duì)于厚板雙軸肩FSW，其承載條件更加惡劣，攪拌工具設(shè)計(jì)、產(chǎn)熱機(jī)理及工藝機(jī)理相對(duì)復(fù)雜，目前國(guó)內(nèi)針對(duì)厚板FSW的研究甚少。上海航天研究厚板雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)，實(shí)現(xiàn)了30 mm厚的鋁合金雙軸肩焊接，接頭力學(xué)性能良好[12]，是國(guó)內(nèi)目前雙軸肩焊接厚度最大的相關(guān)報(bào)道。

本研究主要針對(duì)30 mm厚5A06鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊（FSW）的過(guò)程建立溫度場(chǎng)、流場(chǎng)的數(shù)值模型，模擬不同軸肩形式和不同攪拌針形狀的攪拌工具作用下的溫度場(chǎng)、流場(chǎng)分布情況，比較攪拌工具的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)對(duì)焊接溫度場(chǎng)、流場(chǎng)的影響，從而指導(dǎo)優(yōu)化雙軸肩攪拌工具形狀設(shè)計(jì)。此外，為雙軸肩FSW工藝研究提供理論參考，指導(dǎo)工藝方案設(shè)計(jì)。

1 數(shù)值模型建立

1.1 實(shí)體模型

工件尺寸為700 mm×300 mm×30 mm，簡(jiǎn)化為整板，減小網(wǎng)格畸變的影響。攪拌工具如圖2所示，圓柱形攪拌針直徑20mm，圓錐攪拌針根部直徑20mm，采用相同的軸肩，上、下軸肩直徑均為36 mm。起焊位置加工與攪拌針尺寸一致的通孔，供安裝攪拌工具，工件與攪拌工具的裝配模型如圖3所示。采用Deform軟件進(jìn)行數(shù)值模擬。焊接速度20 mm/min，攪拌工具轉(zhuǎn)速220 r/min（逆時(shí)針）。

圖1 雙軸肩攪拌摩擦焊原理示意

圖2 兩種攪拌工具幾何模型

圖3 裝配模型示意

1.2 網(wǎng)格劃分

工件網(wǎng)格劃分完后的有限元模型如圖4所示，有5 780個(gè)節(jié)點(diǎn)，24 220個(gè)四面體單元。

圖4 網(wǎng)格劃分后的有限元模型

1.3 材料屬性

模擬過(guò)程中忽略攪拌工具在焊接過(guò)程中的磨損，設(shè)為剛性體。在攪拌摩擦焊模擬過(guò)程中，工件相關(guān)熱物理參數(shù)如表1所示。

表1 5A06（H112）鋁合金熱物理性能參數(shù)

焊接材料視為剛－粘塑性體，其流動(dòng)應(yīng)力同時(shí)是應(yīng)變、應(yīng)變速率和溫度的函數(shù)

其他參數(shù)不變的情況下，工件溫度升高，則同樣應(yīng)變所需應(yīng)力減少；變形速度提高，則同樣應(yīng)變所需應(yīng)力增加。

對(duì)于剛粘塑性邊值問(wèn)題，在滿足變形幾何方程式、體積不可壓縮條件式和邊界位移速度條件式的一切容許速度場(chǎng)中，其真實(shí)解使泛函

式中 V、Sp分別為變形體的體積和給定應(yīng)力邊界條件的表面積；vi、pi分別為速度和外力。

1.4 物體間接觸和摩擦

定義攪拌頭為主件，被焊工件為仆件。物體間相互關(guān)系包括摩擦系數(shù)和熱傳導(dǎo)系數(shù)。摩擦選擇剪切摩擦類型。

1.5 邊界條件

上表面由于冷卻水的冷卻作用，冷源設(shè)置為-25 g/m2s，其他面設(shè)置為對(duì)流換熱，環(huán)境溫度設(shè)置為25℃。

2 溫度場(chǎng)模擬結(jié)果分析

2.1 雙軸肩攪拌摩擦焊溫度場(chǎng)分布特點(diǎn)

雙軸肩攪拌摩擦焊橫截面的溫度場(chǎng)分布如圖5所示，呈幾乎對(duì)稱的啞鈴狀。由圖5可知，后退側(cè)的溫度明顯高于前進(jìn)側(cè)，這是由于后退側(cè)攪拌工具旋轉(zhuǎn)切線方向與焊接方向相反，高溫?zé)崴苄越饘倌Σ痢D壓和塑性變形產(chǎn)生的熱量比前進(jìn)側(cè)多；同時(shí)，由于試板受到上、下軸肩及攪拌針的旋轉(zhuǎn)、摩擦和攪拌作用，熱塑性金屬通過(guò)攪拌從前進(jìn)側(cè)越過(guò)攪拌針移動(dòng)到后退側(cè)時(shí)，同時(shí)將一部分熱量從前進(jìn)側(cè)帶到后退側(cè)，一定程度上造成焊縫后退側(cè)溫度高于前進(jìn)側(cè)，結(jié)論與李敬勇[13]測(cè)量的結(jié)果吻合，也證明該模型的準(zhǔn)確性。

圖5 雙軸肩攪拌摩擦焊橫截面溫度場(chǎng)分布

2.2 兩種攪拌工具作用下的溫度場(chǎng)分布特點(diǎn)

錐形和圓柱形攪拌針作用下焊縫橫截面溫度場(chǎng)分別如圖6、圖7所示，兩者都呈現(xiàn)一種接近對(duì)稱的“啞鈴”分布，且最高溫度集中在上、下軸肩半徑范圍內(nèi)。這是由于臨近軸肩區(qū)域材料受到軸肩和攪拌針的共同作用，材料產(chǎn)生塑性變形程度更大，導(dǎo)致該處的塑性變形產(chǎn)熱更多。不同厚度各點(diǎn)的溫度如圖8所示，溫度在厚度的中間位置最低，靠近軸肩位置錐形攪拌針作用下的溫度略高于圓柱攪拌針作用的焊縫溫度，說(shuō)明錐形攪拌針作用下材料的塑性變形程度更大，產(chǎn)熱更多。

圖6 錐形攪拌針作用下焊縫橫截面溫度場(chǎng)

圖7 圓柱形攪拌針作用下焊縫橫截面溫度場(chǎng)

圖8 厚度方向溫度差異示意

分析在同一時(shí)刻距離焊縫不同位置各點(diǎn)的溫度差異，點(diǎn)的位置分布如圖9所示，編號(hào)為3、6～15，各點(diǎn)均在Z=15的平面上（試板下表面為Z=0）。溫度分布如圖10所示，錐形攪拌針作用下焊縫溫度值更高，后退側(cè)溫度高于前進(jìn)側(cè)。距離焊縫起始點(diǎn)不同位置（編號(hào)1～5）各點(diǎn)的熱循環(huán)曲線如圖11所示，均為一條單峰值曲線，5號(hào)點(diǎn)峰值溫度最高，峰值溫度基本一致，該位置接近結(jié)束端，散熱條件更差，熱量積累導(dǎo)致峰值溫度升高。

圖9 距離焊縫不同位置點(diǎn)的分布

3 流動(dòng)場(chǎng)數(shù)值模擬

3.1 水平方向流動(dòng)場(chǎng)分布

錐形攪拌工具、圓柱形攪拌工具作用下不同厚度水平方向材料的流動(dòng)場(chǎng)分別如圖12、圖13所示，材料的流動(dòng)形式基本一致，工件上、下表面軸肩半徑范圍內(nèi)的材料流動(dòng)最為劇烈，工件內(nèi)部材料流動(dòng)相對(duì)較弱。上、下表面的材料受到攪拌針與軸肩的雙重作用，流動(dòng)劇烈，焊縫中部?jī)H受攪拌針作用，流動(dòng)較弱。材料流動(dòng)最強(qiáng)區(qū)域處于焊縫后退側(cè)的后方，材料跟隨攪拌工具旋轉(zhuǎn)形成周向轉(zhuǎn)移，在攪拌工具后退側(cè)后方囤積，在頂鍛力作用下形成致密的焊縫。因此在后退側(cè)后方材料塑性形變率最大，產(chǎn)熱量最多，后退側(cè)的溫度高于前進(jìn)側(cè)，流動(dòng)強(qiáng)度更大。

圖10 距離焊縫不同距離各點(diǎn)的溫度分布

圖11 距離焊縫起始點(diǎn)不同位置各點(diǎn)的熱循環(huán)曲線

圖12 錐形攪拌針?biāo)椒较虿牧狭鲃?dòng)模擬結(jié)果

3.2 橫向材料流動(dòng)模擬結(jié)果

圓錐形攪拌針作用下橫截面上材料流動(dòng)場(chǎng)結(jié)果如圖14所示，在靠近攪拌針部位材料主要為同一厚度上的徑向平行流動(dòng)，這是由于圓錐形攪拌針本身為平行槽結(jié)構(gòu)的特征造成。平行鋸齒對(duì)材料形成周向轉(zhuǎn)移，在焊接行進(jìn)過(guò)程中擠壓鋸齒周邊材料，形成洋蔥環(huán)樣組織。塑性軟化材料在頂鍛力作用下形成致密焊縫，但相鄰鋸齒之間不存在上下流動(dòng)的驅(qū)動(dòng)力，導(dǎo)致鋸齒中間的材料存在平行流動(dòng)層。材料的流動(dòng)特性決定焊縫的形貌如圖15所示，在厚度方向呈數(shù)個(gè)洋蔥環(huán)分布，洋蔥環(huán)的個(gè)數(shù)與攪拌針的鋸齒個(gè)數(shù)一致。

圖13 圓柱形攪拌針工件水平方向材料流動(dòng)模擬結(jié)果

圖14 錐形攪拌針工件橫截面材料流動(dòng)

圖15 錐形攪拌針焊縫橫截面形貌

圓柱形攪拌工具作用下橫截面上材料流動(dòng)結(jié)果如圖16所示，在靠近攪拌針部位的材料流動(dòng)不僅徑向流動(dòng)，還有很大一部分上、下流動(dòng)，這是由于圓柱形攪拌針帶有螺紋結(jié)構(gòu)特征。螺紋結(jié)構(gòu)在旋轉(zhuǎn)過(guò)程中推動(dòng)材料周向轉(zhuǎn)移，并且對(duì)材料產(chǎn)生向下的驅(qū)動(dòng)力，導(dǎo)致相鄰兩個(gè)鋸齒之間材料充分混合，避免平行流動(dòng)層的出現(xiàn)，其焊縫形貌見(jiàn)圖17，焊縫未出現(xiàn)洋蔥環(huán)，整個(gè)區(qū)域混合較充分，與材料流動(dòng)結(jié)果吻合。

4 結(jié)論

（1）雙軸肩攪拌摩擦焊接溫度場(chǎng)上、下軸肩作用區(qū)域溫度最高、區(qū)域最大，沿板厚中心逐漸降低，區(qū)域縮小，呈啞鈴狀分布。

（2）雙軸肩攪拌摩擦焊縫后退側(cè)的溫度高于前進(jìn)側(cè)，采用錐形攪拌針焊接時(shí)的焊縫溫度高于圓柱形攪拌針。

（3）工件上、下表面軸肩作用范圍內(nèi)的材料流動(dòng)最為劇烈，工件內(nèi)部材料流動(dòng)相對(duì)較弱，流動(dòng)最強(qiáng)烈的位置位于后退側(cè)的后方，與溫度場(chǎng)結(jié)果吻合。

（4）采用圓錐+平行槽結(jié)構(gòu)的攪拌針，材料橫向流動(dòng)較規(guī)律，多為材料的平行層流動(dòng)，與實(shí)際焊縫出現(xiàn)多個(gè)平行的洋蔥環(huán)形貌吻合；圓柱+螺紋結(jié)構(gòu)的攪拌針作用下材料流動(dòng)紊亂，螺紋結(jié)構(gòu)能夠促進(jìn)焊縫材料上下流動(dòng)混合充分，與實(shí)際焊縫無(wú)分層洋蔥環(huán)結(jié)構(gòu)形貌吻合。

圖16 圓柱形攪拌針工件橫截面材料流動(dòng)

圖17 圓柱形攪拌針焊縫橫截面形貌

參考文獻(xiàn)：

[1]Dawes C J，Thomas W M.Friction stir process welds alu-minum alloys[J].Welding Journal，2003，75（3）：41-45.

[2]張昭，劉會(huì)杰.攪拌頭形狀對(duì)攪拌摩擦焊材料變形和溫度場(chǎng)的影響[J].焊接學(xué)報(bào)，2011，32（3）：5-8.

[3]Sued M K，Pons D，Lavroff J，et al.Design features for bobbin friction stir welding tools：Development of a conceptual model linking the underlying physics to the production process[J].Materials&Design，2014（54）：632-643.

[4]THREADGILL P L，AHMED M M Z，MARTIN J P，et al.The use of bobbin tools for friction stir welding of aluminium alloys[J].Materials Science Forum，2010（638）：1179－1184.

[5]Carter R W.Auto-adjustable tool for self-reacting and conventional friction stir welding：U.S.Patent 6，758，382[P].2004-7-6.

[6]HILGERT J，SCHMIDT H N B，SANTOS J F，et al.Thermal Models for Bobbin Tool Friction Stir welding[J].Journal of Materials Processing Technology，2011（211）：197－204.

[7]Skinner M，Edwards R L.Improvements to the FSW process using the self-reacting technology[C].Materials Science Forum，2003（426）：2849-2854.

[8]董繼紅，董春林，孟強(qiáng)，等.鋁合金浮動(dòng)式雙軸肩FSW接頭組織性能分析[J].焊接學(xué)報(bào)，2013，34（10）：43-46.

[9]董繼紅，聶緒勝，鄢江武，等.常規(guī)FSW與雙軸肩FSW對(duì)鋁合金接頭組織和性能的影響[J].焊接學(xué)報(bào)，2013，34（7）：85-88.

[10]賀地求，鄧航，周鵬展.2219厚板攪拌摩擦焊組織及性能分析[J].焊接學(xué)報(bào)，2007，28（9）：13-16.

[11]徐韋鋒，劉金合，欒國(guó)紅，等.厚板鋁合金攪拌摩擦焊接頭顯微組織與力學(xué)性能[J].金屬學(xué)報(bào)，2008，44（11）：1404-1408.

[12]夏佩云，尹玉環(huán).厚板雙軸肩攪拌摩擦焊接頭組織及性能分析[A].第二十次全國(guó)焊接學(xué)術(shù)會(huì)議論文集[C].2015.

[13]李敬勇，周小平，董春林，等.6082鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊試板溫度場(chǎng)研究[J].航空材料學(xué)報(bào)，2013，33（5）：36-40.