冷-熱源輔助對FSW 殘余應力影響的數值模擬

史學海，呂贊，胡云瑞，王留芳

（1.中車四方車輛有限公司技術工程部，山東 青島 266111；2.沈陽航空航天大學，沈陽 110136）

鋁合金作為一種輕質材料，已經廣泛地應用在航空、航天、汽車以及船舶等制造領域[1]。目前，鋁合金的主要連接方式為機械連接與焊接。機械連接存在一些問題，例如接頭中會存在較大的應力集中、鉚釘或螺栓會增加結構重量等。采用熔化焊連接鋁合金容易產生熱裂紋、夾渣以及氣孔等缺陷[2]。攪拌摩擦焊作為一種固相連接技術，在鋁合金等低熔點金屬的焊接方面具有較強的優勢[3—4]。王希靖等[5]采用攪拌摩擦焊技術對6082-T6 鋁合金進行連接，獲得表面成形良好且無內部缺陷的接頭。

雖然攪拌摩擦焊（Friction stir welding,FSW）技術具有熱輸入低、變形小的特點[6]，但是焊后客觀存在的殘余應力仍是不可避免的，尤其對于薄板鋁合金的焊接。工件在服役過程中受到的應力與焊后殘余應力進行疊加會嚴重影響結構的性能，因此，眾多學者采用多種方式對攪拌摩擦焊接頭的殘余應力進行控制。Staron 等[7]采用機械拉伸的方式控制AA2024 鋁合金攪拌摩擦焊接頭殘余應力。柴鵬等[8]研究水霧冷卻的方式對攪拌摩擦焊焊接結構的影響，發現水霧冷卻有助于減少接頭的殘余應力。葉紹勇等[9]采用超聲激勵的方式控制焊接殘余應力，發現超聲輔助下的焊接殘余應力降低了28.5%。目前，采用冷-熱結合的溫差拉伸工藝對攪拌摩擦焊接應力的控制缺少相關研究。

文中采用數值模擬的方法分析2024 鋁合金在常規與溫差拉伸工藝下應力分布規律，研究溫差拉伸對應力控制機制，推動溫差拉伸方法在攪拌摩擦焊接領域中的應用。

1 有限元模型的建立

1.1 有限元網格劃分

采用對接的方式將尺寸為 150 mm×240 mm×2 mm 的板材進行焊接，實體模型的網格均采用八節點六面體網格。為了提高計算精度，將距離焊縫中心兩側60 mm 區域設置較小尺寸的網格。同時為了減少計算時間，將遠離焊縫區域設置較大尺寸的網格。網格劃分后共有節點27 346 個，單元18 000 個。圖1 所示為實體網格劃分。

圖1 有限元網格劃分Fig.1 Finite element mesh generation

1.2 材料屬性及邊界條件

以2024 鋁合金為研究對象，分析常規與溫差拉伸輔助工藝下殘余應力分布情況。由于高溫下的材料性能難以通過實驗的方法獲得，采用將低溫下的物理性能外延的方式獲得高溫下的物理性能。2024 鋁合金熱物理性能如表1 所示[10]。

FSW 中的熱主要來源于攪拌頭與母材的摩擦[11]。摩擦面由3 部分組成，包括軸肩、攪拌針側面以及攪拌針端面。產熱模型如式（1—3）。

表1 2024 鋁合金熱物理性能[10]Tab.1 Thermophysical properties of 2024 Al alloy

式中：q1,q2,q3分別為軸肩、攪拌針側面以及攪拌針端面與母材摩擦產熱功率；μ為攪拌工具與母材之間的摩擦因數；ω為攪拌工具角速度；p為軸肩與母材的垂直作用力；R1,R2,R3分別為軸肩、攪拌針根部、攪拌針端部半徑；α為攪拌針錐角的1/2。

熱源施加前將試驗件的初始溫度設置為25 ℃。試驗件與夾具間的接觸散熱系數設置為150 W/(m2·K)，試驗件與空氣接觸部分散熱系數設置為40 W/(m2·K)。對試驗件進行圖1 所示的接觸約束。

1.3 溫差拉伸工藝及實現

常規工藝下只采用常規攪拌頭進行焊接。溫差拉伸輔助工藝示意圖如圖2 所示。溫差拉伸工藝采用冷-熱結合的方式對焊縫區域的應力進行控制。焊接過程中，在焊縫底部施加激冷源，在焊縫兩側加熱；焊后停止激冷與輔熱。在模擬過程中，背面激冷源距離焊縫中心兩側6 mm，因此將此區域表面散熱系數設置為400 W/(m2·K)；正面焊縫兩側的熱源距離焊縫中心兩側20～30 mm，將此區域節點的溫度設定為200 ℃。

圖2 溫差拉伸輔助工藝示意圖Fig.2 Schematic diagram of thermal tension process

2 結果與討論

2.1 溫度場

圖3 不同工藝下的溫度分布Fig.3 Temperature fields under different welding processes

圖3 為焊接時間100 s 時的溫度分布。常規工藝下的高溫區域呈現出典型的橢圓形，熱源前方的溫度梯度高于熱源后方（見圖3a）。這是因為在焊接中，攪拌頭前方材料只受到熱傳導的作用，而攪拌頭后方材料受到攪拌頭的加熱與熱傳導作用。由于熱量的積累，緊鄰攪拌針后方區域沿垂直焊縫方向的高溫區域略大于攪拌頭作用區。相比于常規工藝，溫差拉伸工藝中焊縫底面存在激冷區域，使得焊縫區域溫度峰值降低了75.3 ℃，且在焊縫兩側加熱與底部激冷的共同作用下，熱源附近區域的溫度分布更加均勻。攪拌頭后方焊縫兩側加熱區域溫度高于焊縫中心區域，形成一個馬鞍形的溫度場。

圖4 為常規與溫差拉伸工藝下焊縫橫截面的溫度分布云圖。在攪拌摩擦焊中，軸肩與母材上表面材料摩擦產生的熱高于攪拌針與母材摩擦產生的熱量[12]。因為軸肩的作用區域寬于攪拌針的作用區域，且接頭上表面與空氣接觸的散熱系數小于接頭下表面與墊板接觸的散熱系數，所以焊縫中心高溫區域呈現出上寬下窄的碗型分布。相比與常規工藝，溫差拉伸輔助工藝下焊縫高溫區域較小，這是因為焊接中焊縫底部激冷的作用。盡管溫差拉伸工藝下焊縫區域溫度峰值低于常規工藝，但是在兩側高溫區域寬度高于常規工藝。

圖4 不同焊接工藝下焊縫橫截面溫度分布Fig.4 Temperature fields of weld cross sections under different welding processes

圖5 為焊縫中心特征點處的溫度循環曲線。兩種工藝下，溫度均具有先上升后下降，最后至室溫的趨勢。相比于常規工藝，溫差拉伸工藝下初始階段特征點位置的溫度隨著焊接的進行逐漸升高，隨后趨向于穩定，這是因為在焊接中焊縫兩側加熱的作用。溫差拉伸工藝的降溫階段速度較慢，且存在一段保溫時間，這是由于焊縫兩側加熱區域對其散熱產生一定的影響。焊接結束時，兩種工藝下攪拌頭后方材料逐漸冷卻至室溫的趨勢相同。

圖5 焊縫特征點溫度循環曲線Fig.5 Temperature cycle curves of weld characteristic points

圖6 為攪拌頭后方垂直于焊縫方向的溫度分布曲線。常規工藝下呈現出焊縫中間溫度高兩側溫度低的狀態，而溫差拉伸工藝下焊縫兩側加熱區域的溫度在200 ℃，焊縫底部存在激冷源，焊縫遠離兩側加熱區域的溫度逐漸降低，焊縫中心處溫度值最小，呈現出一個馬鞍形的溫度場。

圖6 攪拌頭后方垂直于焊縫方向的溫度分布Fig.6 Temperature fields perpendicular to the weld behind rotating tool

2.2 焊接過程中應力場

圖7 為常規與溫差拉伸輔助工藝下縱向應力分布云圖。攪拌頭前方材料在熱傳導的作用下發生膨脹，在周圍冷金屬的約束作用下產生壓應力。攪拌頭作用區域的應力值較小，這主要受到兩個方面的影響：一是焊接中攪拌頭作用區域溫度較高時材料彈性模量低；二是在焊接中攪拌頭具有頂鍛作用，能夠為焊縫施加一個額外的壓應力。攪拌頭后方材料因冷卻發生收縮，在周圍溫度較低的金屬約束下，產生較大的拉應力。對于溫差位伸工藝來說，在焊縫底端激冷以及焊縫兩側加熱的雙重作用下，熱源前方預熱材料的溫度與周圍金屬溫度差較小，所以攪拌頭周圍壓應力區域小于常規工藝。在常規工藝下攪拌頭作用區呈現出較小的拉應力，而溫差拉伸工藝下攪拌頭作用區呈現出壓應力，這說明溫差拉伸工藝對焊接過程中拉應力的控制具有明顯效果。攪拌頭后方材料在冷-熱源共同作用下，焊縫區域溫度低于兩邊加熱區域，焊縫兩邊材料的膨脹會對焊縫區域材料起到拉伸作用，對焊縫區域冷卻收縮具有較好的抑制效果。溫差拉伸工藝將焊接中的應力峰值降低了62.9%。

圖7 焊接中不同工藝下縱向應力分布Fig.7 Longitudinal stress fields under different welding processes

2.3 應變與縱向殘余應力

圖8 為焊縫中心特征點應變演變曲線。對于常規工藝來說，在熱源遠離特征點時，材料未受到熱影響作用，此時應變未出現變化。隨著熱源的逐漸移動，特征點溫度逐漸升高，受到熱影響作用材料發生膨脹，在周圍冷金屬的約束作用下拉伸塑性應變逐漸增大。當攪拌頭到達特征點時，首先軸肩前端與特征點接觸，在軸肩的碾壓作用下，特征點拉伸塑性應變逐漸降低。隨著攪拌頭的前進，對攪拌頭作用區域施加的頂端效果更加明顯，特征點由拉伸塑性應變逐漸變為壓縮塑性應變。當攪拌頭遠離特征點時，攪拌頭后方材料發生冷卻收縮，壓縮塑性殘余應變留在接頭中。溫差拉伸輔助工藝下的焊縫底部存在激冷源，與常規工藝相比，攪拌頭前方材料受到預熱較小，因此在攪拌頭到達特征點之前，攪拌頭前方材料產生的拉伸塑性應變較小。當攪拌頭到達特征點時，表現出和常規工藝相同的規律，但是由于在冷-熱源的共同輔助下，壓縮塑性應變有所降低。隨著攪拌頭離開特征點，特征點應力值先變小后穩定，這是因為攪拌頭后方焊縫區域材料受到兩側加熱區域的拉伸作用，抑制其收縮，當到達一個穩定狀態時，殘余壓應變留在接頭中。

圖8 不同工藝下縱向塑性應變演變曲線Fig.8 Evolution of longitudinal plastic strain under different welding processes

圖9 為常規與溫差拉伸輔助工藝下縱向殘余應力分布。常規工藝與溫差拉伸輔助工藝下縱向殘余應力峰值均出現在焊縫處。這是因為焊接完成后，焊縫區域冷卻發生收縮塑性變形，焊縫區域表現為拉應力。常規與溫差拉伸輔助工藝下的縱向殘余應力峰值分別為179.8 MPa 和137.8 MPa。常規工藝下，由于焊縫處溫度較高，產生的膨脹大，而遠離焊縫區域的溫度較小，膨脹較小，因此隨著到焊縫中心距離的增加，拉應力值逐漸降低后變為壓應力。溫差拉伸輔助工藝下，焊縫兩側加熱區域材料溫度維持在200 ℃，加熱區域材料的膨脹會對攪拌頭后方區域溫度較低的材料產生拉伸作用，這對于殘余應力的降低具有較好的作用，因此焊縫區域的殘余應力峰值有所降低。

圖9 縱向殘余應力分布云圖Fig.9 Longitudinal stress distributions

圖10 為縱向殘余應力沿垂直焊縫方向分布曲線。兩種工藝下，縱向應力峰值均出現在焊縫兩側，這是由于攪拌頭在焊接過程中為焊縫區域提供一個額外的壓應力作用。溫差拉伸輔助工藝下，殘余拉應力的寬度小于常規工藝，且焊縫中心的殘余拉應力降低效果比軸肩區域拉應力降低更明顯。另外，兩側加熱區域的殘余應力出現較小拉應力，這是因為在焊后冷卻階段，冷卻收縮產生的拉應力高于焊接中產生的壓應力。

圖10 縱向殘余應力分布曲線Fig.10 Distribution curve of longitudinal residual stress

3 結論

1）常規工藝下熱源前方與后方溫度梯度相差較大，而基于焊縫兩側加熱且底部激冷的溫差拉伸輔助工藝下熱源前方與后方的溫度梯度相差較小。

2）溫差拉伸工藝下熱源后方在沿垂直焊縫方向上能夠形成一個兩側溫度高、中心溫度低的馬鞍形溫度場，這有利于降低殘余應力峰值。

3）常規與溫差拉伸工藝下焊后殘余應力在沿垂直焊縫方向上均呈現出“M”型分布。相比于常規工藝，溫差拉伸作用下的縱向殘余拉應力寬度減小，且峰值降低42 MPa。