冷-熱源輔助對FSW 殘余應(yīng)力影響的數(shù)值模擬

史學(xué)海，呂贊，胡云瑞，王留芳

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

鋁合金作為一種輕質(zhì)材料，已經(jīng)廣泛地應(yīng)用在航空、航天、汽車以及船舶等制造領(lǐng)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(yīng)力集中、鉚釘或螺栓會增加結(jié)構(gòu)重量等。采用熔化焊連接鋁合金容易產(chǎn)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(shù)，在鋁合金等低熔點金屬的焊接方面具有較強的優(yōu)勢[3—4]。王希靖等[5]采用攪拌摩擦焊技術(shù)對6082-T6 鋁合金進(jìn)行連接，獲得表面成形良好且無內(nèi)部缺陷的接頭。

雖然攪拌摩擦焊（Friction stir welding,FSW）技術(shù)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(yīng)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(yīng)力與焊后殘余應(yīng)力進(jìn)行疊加會嚴(yán)重影響結(jié)構(gòu)的性能，因此，眾多學(xué)者采用多種方式對攪拌摩擦焊接頭的殘余應(yīng)力進(jìn)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(yīng)力。柴鵬等[8]研究水霧冷卻的方式對攪拌摩擦焊焊接結(jié)構(gòu)的影響，發(fā)現(xiàn)水霧冷卻有助于減少接頭的殘余應(yīng)力。葉紹勇等[9]采用超聲激勵的方式控制焊接殘余應(yīng)力，發(fā)現(xiàn)超聲輔助下的焊接殘余應(yīng)力降低了28.5%。目前，采用冷-熱結(jié)合的溫差拉伸工藝對攪拌摩擦焊接應(yīng)力的控制缺少相關(guān)研究。

文中采用數(shù)值模擬的方法分析2024 鋁合金在常規(guī)與溫差拉伸工藝下應(yīng)力分布規(guī)律，研究溫差拉伸對應(yīng)力控制機制，推動溫差拉伸方法在攪拌摩擦焊接領(lǐng)域中的應(yīng)用。

1 有限元模型的建立

1.1 有限元網(wǎng)格劃分

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

圖1 有限元網(wǎng)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(guī)與溫差拉伸輔助工藝下殘余應(yīng)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(cè)面以及攪拌針端面。產(chǎn)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(cè)面以及攪拌針端面與母材摩擦產(chǎn)熱功率；μ為攪拌工具與母材之間的摩擦因數(shù)；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(shè)置為25 ℃。試驗件與夾具間的接觸散熱系數(shù)設(shè)置為150 W/(m2·K)，試驗件與空氣接觸部分散熱系數(shù)設(shè)置為40 W/(m2·K)。對試驗件進(jìn)行圖1 所示的接觸約束。

1.3 溫差拉伸工藝及實現(xiàn)

常規(guī)工藝下只采用常規(guī)攪拌頭進(jìn)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(jié)合的方式對焊縫區(qū)域的應(yīng)力進(jìn)行控制。焊接過程中，在焊縫底部施加激冷源，在焊縫兩側(cè)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(cè)6 mm，因此將此區(qū)域表面散熱系數(shù)設(shè)置為400 W/(m2·K)；正面焊縫兩側(cè)的熱源距離焊縫中心兩側(cè)20～30 mm，將此區(qū)域節(jié)點的溫度設(shè)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(jié)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(guī)工藝下的高溫區(qū)域呈現(xiàn)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(dǎo)的作用，而攪拌頭后方材料受到攪拌頭的加熱與熱傳導(dǎo)作用。由于熱量的積累，緊鄰攪拌針后方區(qū)域沿垂直焊縫方向的高溫區(qū)域略大于攪拌頭作用區(qū)。相比于常規(guī)工藝，溫差拉伸工藝中焊縫底面存在激冷區(qū)域，使得焊縫區(qū)域溫度峰值降低了75.3 ℃，且在焊縫兩側(cè)加熱與底部激冷的共同作用下，熱源附近區(qū)域的溫度分布更加均勻。攪拌頭后方焊縫兩側(cè)加熱區(qū)域溫度高于焊縫中心區(qū)域，形成一個馬鞍形的溫度場。

圖4 為常規(guī)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(chǎn)生的熱高于攪拌針與母材摩擦產(chǎn)生的熱量[12]。因為軸肩的作用區(qū)域?qū)捰跀嚢栳樀淖饔脜^(qū)域，且接頭上表面與空氣接觸的散熱系數(shù)小于接頭下表面與墊板接觸的散熱系數(shù)，所以焊縫中心高溫區(qū)域呈現(xiàn)出上寬下窄的碗型分布。相比與常規(guī)工藝，溫差拉伸輔助工藝下焊縫高溫區(qū)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(qū)域溫度峰值低于常規(guī)工藝，但是在兩側(cè)高溫區(qū)域?qū)挾雀哂诔Ｒ?guī)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(huán)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(guī)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(jìn)行逐漸升高，隨后趨向于穩(wěn)定，這是因為在焊接中焊縫兩側(cè)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(cè)加熱區(qū)域?qū)ζ渖岙a(chǎn)生一定的影響。焊接結(jié)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(huán)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(guī)工藝下呈現(xiàn)出焊縫中間溫度高兩側(cè)溫度低的狀態(tài)，而溫差拉伸工藝下焊縫兩側(cè)加熱區(qū)域的溫度在200 ℃，焊縫底部存在激冷源，焊縫遠(yuǎn)離兩側(cè)加熱區(qū)域的溫度逐漸降低，焊縫中心處溫度值最小，呈現(xiàn)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(yīng)力場

圖7 為常規(guī)與溫差拉伸輔助工藝下縱向應(yīng)力分布云圖。攪拌頭前方材料在熱傳導(dǎo)的作用下發(fā)生膨脹，在周圍冷金屬的約束作用下產(chǎn)生壓應(yīng)力。攪拌頭作用區(qū)域的應(yīng)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(qū)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(yīng)力。攪拌頭后方材料因冷卻發(fā)生收縮，在周圍溫度較低的金屬約束下，產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力。對于溫差位伸工藝來說，在焊縫底端激冷以及焊縫兩側(cè)加熱的雙重作用下，熱源前方預(yù)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(yīng)力區(qū)域小于常規(guī)工藝。在常規(guī)工藝下攪拌頭作用區(qū)呈現(xiàn)出較小的拉應(yīng)力，而溫差拉伸工藝下攪拌頭作用區(qū)呈現(xiàn)出壓應(yīng)力，這說明溫差拉伸工藝對焊接過程中拉應(yīng)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(qū)域溫度低于兩邊加熱區(qū)域，焊縫兩邊材料的膨脹會對焊縫區(qū)域材料起到拉伸作用，對焊縫區(qū)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(yīng)力峰值降低了62.9%。

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

2.3 應(yīng)變與縱向殘余應(yīng)力

圖8 為焊縫中心特征點應(yīng)變演變曲線。對于常規(guī)工藝來說，在熱源遠(yuǎn)離特征點時，材料未受到熱影響作用，此時應(yīng)變未出現(xiàn)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(fā)生膨脹，在周圍冷金屬的約束作用下拉伸塑性應(yīng)變逐漸增大。當(dāng)攪拌頭到達(dá)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(yīng)變逐漸降低。隨著攪拌頭的前進(jìn)，對攪拌頭作用區(qū)域施加的頂端效果更加明顯，特征點由拉伸塑性應(yīng)變逐漸變?yōu)閴嚎s塑性應(yīng)變。當(dāng)攪拌頭遠(yuǎn)離特征點時，攪拌頭后方材料發(fā)生冷卻收縮，壓縮塑性殘余應(yīng)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(guī)工藝相比，攪拌頭前方材料受到預(yù)熱較小，因此在攪拌頭到達(dá)特征點之前，攪拌頭前方材料產(chǎn)生的拉伸塑性應(yīng)變較小。當(dāng)攪拌頭到達(dá)特征點時，表現(xiàn)出和常規(guī)工藝相同的規(guī)律，但是由于在冷-熱源的共同輔助下，壓縮塑性應(yīng)變有所降低。隨著攪拌頭離開特征點，特征點應(yīng)力值先變小后穩(wěn)定，這是因為攪拌頭后方焊縫區(qū)域材料受到兩側(cè)加熱區(qū)域的拉伸作用，抑制其收縮，當(dāng)?shù)竭_(dá)一個穩(wěn)定狀態(tài)時，殘余壓應(yīng)變留在接頭中。

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

圖9 為常規(guī)與溫差拉伸輔助工藝下縱向殘余應(yīng)力分布。常規(guī)工藝與溫差拉伸輔助工藝下縱向殘余應(yīng)力峰值均出現(xiàn)在焊縫處。這是因為焊接完成后，焊縫區(qū)域冷卻發(fā)生收縮塑性變形，焊縫區(qū)域表現(xiàn)為拉應(yīng)力。常規(guī)與溫差拉伸輔助工藝下的縱向殘余應(yīng)力峰值分別為179.8 MPa 和137.8 MPa。常規(guī)工藝下，由于焊縫處溫度較高，產(chǎn)生的膨脹大，而遠(yuǎn)離焊縫區(qū)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(yīng)力值逐漸降低后變?yōu)閴簯?yīng)力。溫差拉伸輔助工藝下，焊縫兩側(cè)加熱區(qū)域材料溫度維持在200 ℃，加熱區(qū)域材料的膨脹會對攪拌頭后方區(qū)域溫度較低的材料產(chǎn)生拉伸作用，這對于殘余應(yīng)力的降低具有較好的作用，因此焊縫區(qū)域的殘余應(yīng)力峰值有所降低。

圖9 縱向殘余應(yīng)力分布云圖Fig.9 Longitudinal stress distributions

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

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

3 結(jié)論

1）常規(guī)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(cè)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(cè)溫度高、中心溫度低的馬鞍形溫度場，這有利于降低殘余應(yīng)力峰值。

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