薄板鋁合金攪拌摩擦焊接全過(guò)程金屬流動(dòng)行為研究

（沈陽(yáng)航空航天大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧沈陽(yáng)110136）

0 前言

攪拌摩擦焊接（FSW）作為一種新型的固態(tài)焊接技術(shù)廣泛應(yīng)用于航空航天、軌道交通等領(lǐng)域[1-2]。近年來(lái)，F(xiàn)SW過(guò)程實(shí)驗(yàn)及理論分析表明焊縫金屬流動(dòng)行為是焊接接頭質(zhì)量的重要影響因素。為獲得優(yōu)質(zhì)的FSW接頭質(zhì)量，需要深入理解FSW過(guò)程中的材料流動(dòng)行為。由于FSW過(guò)程的不可見(jiàn)性，數(shù)值模擬成為研究FSW過(guò)程材料塑性流動(dòng)行為的重要方法。其中基于固體力學(xué)理論（CSM）建立的FSW模型可以獲得焊接過(guò)程歷史、焊后殘余變形等信息，一直是該領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)。Xu等人[3]基于固體力學(xué)理論首次建立了FSW過(guò)程有限元模型，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)研究預(yù)測(cè)了攪拌針周圍材料流動(dòng)行為。Deng和Xu[4]開(kāi)發(fā)了FSW過(guò)程二維CSM模型，模擬結(jié)果表明，攪拌針前方材料經(jīng)過(guò)后退側(cè)流入攪拌針后方。Xu和Deng[5]利用建立的FSW過(guò)程二維及三維CSM模型，分析焊接過(guò)程速度場(chǎng)及等效塑性應(yīng)變?cè)茍D，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)觀察討論焊接表面組織特點(diǎn)。Schmidt和Hattel[6]建立FSW過(guò)程熱力耦合模型，通過(guò)計(jì)算得出穩(wěn)態(tài)焊接過(guò)程的速度場(chǎng)及應(yīng)變場(chǎng)，以此表征材料流動(dòng)變形行為。Zhang等人[7]結(jié)合任意拉格朗日-歐拉（ALE）技術(shù)建立了FSW過(guò)程CSM熱力耦合模型，利用質(zhì)點(diǎn)跟蹤技術(shù)分析攪拌針周圍材料流動(dòng)行為。早期CSM有限元模型為了避免焊接過(guò)程中網(wǎng)格嚴(yán)重畸變，采用在焊件預(yù)制孔洞的方式來(lái)模擬穩(wěn)態(tài)焊接過(guò)程，忽略了攪拌針旋轉(zhuǎn)下壓階段。而該階段的塑性變形及產(chǎn)熱對(duì)穩(wěn)態(tài)焊接過(guò)程的材料流動(dòng)行為及組織變化有重要影響。Hamilton等人[8]建立FSW全過(guò)程CSM有限元模型，獲得各階段溫度及等效塑性應(yīng)變分布云圖。崔俊華等人[9]建立了類似的FSW全過(guò)程熱力耦合模型，研究焊件截面等效塑性應(yīng)變分布特點(diǎn)。但目前對(duì)焊接過(guò)程金屬材料流動(dòng)行為特征及流變機(jī)理分析仍不透徹。本研究基于固體力學(xué)理論建立FSW全過(guò)程熱力耦合模型，利用質(zhì)點(diǎn)跟蹤技術(shù)來(lái)模擬研究焊接中材料流動(dòng)行為。

1 模型描述

1.1 物理模型

為解決FSW過(guò)程中因材料劇烈變形導(dǎo)致的網(wǎng)格畸變問(wèn)題，運(yùn)用ALE自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)將旋轉(zhuǎn)下壓階段與穩(wěn)定焊接階段作為拉格朗日與歐拉問(wèn)題來(lái)處理。ALE集合了拉格朗日和歐拉方法的優(yōu)越性，且允許材料能夠獨(dú)立于網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)。幾何模型及邊界條件如圖1所示，攪拌針旋轉(zhuǎn)速度400 r/min，焊接速度3 mm/s，即穩(wěn)定焊接階段材料由入口邊界（in flow）以3 mm/s速度流入，由出口邊界（out flow）流出。利用質(zhì)點(diǎn)跟蹤技術(shù)分析FSW過(guò)程中的金屬流動(dòng)行為，為研究不同位置材料流動(dòng)特點(diǎn)，設(shè)置了13組集合，圖1標(biāo)記了跟蹤集合點(diǎn)（tracer set）初始位置，集合1為攪拌針前方焊縫中心不同厚度的質(zhì)點(diǎn)，集合 2、3、4與集合 5、6、7分別位于攪拌針前方前進(jìn)側(cè)（AS）與后退側(cè)（RS），集合 8、9、10 與集合11、12、13分別位于攪拌針軸肩下方前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)。每個(gè)節(jié)點(diǎn)釋放50個(gè)子節(jié)點(diǎn)。

1.2 材料模型

焊接材料為3 mm厚的6061鋁合金薄板，采用Johnson-Cook本構(gòu)模型來(lái)描述FSW過(guò)程高應(yīng)變速率下材料高溫變形的熱力學(xué)行為，如式（1）所示。

圖1 幾何模型及邊界條件Fig.1 Schematic of geometric model and boundary conditions

式中 εep、εe為等效塑性應(yīng)變及等效塑性應(yīng)變率；ε0為參考應(yīng)變率（1.0/s）；Tr、Tm為熔點(diǎn)及室溫；A、B、n、C和m為材料常數(shù)，如表1所示[9]。其他熱物理性能隨溫度變化如表2所示[8]。

表1 6061鋁合金Johnson-Cook模型的材料常數(shù)Table 1 Material constants in Johnson-Cook model for 6061 Al alloy

表2 6061鋁合金材料性能參數(shù)Table 2 Temperature dependent material properties of 6061 Al alloy used in model

1.3 摩擦模型

FSW過(guò)程中，熱量來(lái)源于攪拌針與焊接構(gòu)件的摩擦產(chǎn)熱以及焊件本身的塑性變形產(chǎn)熱，其中摩擦能耗為

式中 τ為摩擦剪應(yīng)力；γ為滑移率。

采用經(jīng)典庫(kù)倫摩擦定律描述接觸界面行為

式中 μ為摩擦系數(shù)；p為接觸壓力。為簡(jiǎn)化模型，本研究設(shè)定摩擦系數(shù)為0.3。

1.4 模型的可靠性驗(yàn)證

試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比是模型可靠性驗(yàn)證的主要手段。焊件進(jìn)入穩(wěn)定焊接階段后的溫度分布云圖如圖2所示。局部最高溫度為504℃，低于材料熔點(diǎn)。軸肩下方材料區(qū)域的溫度約為460℃。Tang等人對(duì)6061鋁合金的FSW過(guò)程進(jìn)行試驗(yàn)研究，相同過(guò)程參數(shù)下焊接構(gòu)件上軸肩溫度為450℃，與本研究的模擬結(jié)果十分接近，由此可以驗(yàn)證本研究數(shù)值模型的正確性。

圖2 穩(wěn)定焊接階段溫度分布Fig.2 Temperature distribution during the steady welding stage

2 結(jié)果和分析

集合1在攪拌針旋轉(zhuǎn)插入后釋放子節(jié)點(diǎn)軌跡縱截面示意如圖3所示。在攪拌針插入初始階段，由于攪拌針的摩擦擠壓作用，跟蹤質(zhì)點(diǎn)有向上流動(dòng)趨勢(shì)；當(dāng)軸肩接觸到板材后，受軸肩擠壓，金屬質(zhì)點(diǎn)有向下遷移趨勢(shì)；金屬材料接觸到攪拌針附近后，在攪拌針的摩擦擠壓作用下有向下運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)。

圖3 旋轉(zhuǎn)插入階段子節(jié)點(diǎn)空間分布Fig.3 Spatial distribution of birth particles in plunging phase

進(jìn)入焊接階段集合1表層位置一質(zhì)點(diǎn)釋放子節(jié)點(diǎn)在不同時(shí)刻的空間分布如圖4所示。

由圖4可知，焊接進(jìn)入穩(wěn)定階段后，金屬質(zhì)點(diǎn)繞攪拌針做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，并有向下螺旋運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)，部分金屬質(zhì)點(diǎn)聚集在攪拌針底部，在繞攪拌針旋轉(zhuǎn)數(shù)周后，向下流動(dòng)的金屬在離心力作用下從攪拌針底部流出，使得攪拌區(qū)不斷擴(kuò)大，并向攪拌針后方運(yùn)動(dòng)，主要分布在攪拌針后方前進(jìn)側(cè)。由圖4f可知，焊合位置發(fā)生在工件前進(jìn)側(cè)。這解釋了缺陷傾向于在前進(jìn)側(cè)產(chǎn)生的實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象。Morisada[11]等人利用微小的球形鎢顆粒作為示蹤劑，采用X射線實(shí)時(shí)成像系統(tǒng)觀察FSW過(guò)程三維流動(dòng)行為，結(jié)果發(fā)現(xiàn)鎢顆粒繞攪拌針旋轉(zhuǎn)數(shù)周后沉積在攪拌針后方。本研究材料流動(dòng)行為的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)觀察相似，證明了模型的可靠性。此外，Lorraina等人[12]利用銅箔作為示蹤材料研究了FSW過(guò)程的材料流動(dòng)行為，結(jié)果同樣表明上層金屬材料在繞流數(shù)周后沉積在前進(jìn)側(cè)，與圖4所示模擬結(jié)果吻合。

圖4 焊接階段子節(jié)點(diǎn)不同時(shí)刻空間分布Fig.4 Spatial distribution of birth particles at differenr time in steady welding phase

焊接穩(wěn)定階段攪拌針軸肩前方集合1不同厚度4個(gè)位置釋放子節(jié)點(diǎn)在不同時(shí)刻分布示意如圖5所示。由圖5可知，板材上層金屬在軸肩旋轉(zhuǎn)摩擦作用下有向下螺旋運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)，板材中部的金屬材料在流入塑性流動(dòng)區(qū)域后，在攪拌針的作用下有明顯的螺旋向上遷移，接觸到軸肩附近后在軸肩的作用下轉(zhuǎn)而向下螺旋遷移。攪拌針底部附近材料受攪拌針影響較弱，僅有很薄一層塑性流動(dòng)層，金屬材料繞攪拌針旋轉(zhuǎn)半周后便向攪拌針后方遷移。無(wú)明顯厚度方向上的遷移。因此，距離焊接表面越遠(yuǎn)，焊合難度越大，產(chǎn)生未焊合缺陷的傾向越大。

圖5 厚度方向不同時(shí)刻子節(jié)點(diǎn)空間分布Fig.5 Spatial distribution of birth particles at differenr time in the thickness direction

焊接穩(wěn)定階段攪拌針軸肩下方集合8、9、10與集合11、12、13釋放子節(jié)點(diǎn)水平方向分布示意如圖6所示。由圖6可知，攪拌針兩側(cè)軸肩下方的材料及軸肩邊緣附近的金屬材料都出現(xiàn)不同程度的繞流運(yùn)動(dòng)。距離攪拌針中心越遠(yuǎn)，旋轉(zhuǎn)繞流作用越不明顯，這是由于攪拌頭的摩擦攪拌作用減小，導(dǎo)致塑性流動(dòng)性較差。攪拌針前方及AS材料受攪拌頭摩擦和擠壓作用主要以旋轉(zhuǎn)繞流和平移形式遷移，而RS未出現(xiàn)劇烈的旋轉(zhuǎn)遷移，只有較少材料做旋轉(zhuǎn)繞流遷移。主要原因是RS金屬的遷移方向與攪拌頭旋轉(zhuǎn)剪切方向相同，相對(duì)AS，金屬材料受到的摩擦剪切作用更小，從而導(dǎo)致RS金屬材料的塑性流動(dòng)性較差，塑性變形較小。

3 結(jié)論

（1）鋁合金薄板FSW過(guò)程中，攪拌區(qū)前方及AS金屬質(zhì)點(diǎn)的流動(dòng)方式主要為以攪拌針為中心做旋轉(zhuǎn)繞流運(yùn)動(dòng)；而RS及攪拌區(qū)外圍，金屬材料主要以層流的形式向攪拌頭后方遷移。繞流后金屬主要沉積在AS。

圖6 水平方向子節(jié)點(diǎn)空間分布Fig.6 Spatial distribution of birth particles in the horizontal direction

（2）通過(guò)研究不同厚度層金屬質(zhì)點(diǎn)流動(dòng)行為發(fā)現(xiàn)，上層金屬在軸肩作用下有向下螺旋運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)，中部金屬在攪拌針作用下先向上做螺旋運(yùn)動(dòng)而后向下做螺旋運(yùn)動(dòng)，在靠近焊件底部，金屬材料則主要以層流的形式遷移至攪拌頭后方。

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