厚板鋁合金靜止軸肩攪拌摩擦焊熱過程及受力狀態(tài)數(shù)值分析*

唐文珅，楊新岐，趙慧慧，郭立杰

（1.天津大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，天津 300350； 2.上海航天設(shè)備制造總廠，上海 200245）

攪拌摩擦焊（Friction Stir Welding，F(xiàn)SW）技術(shù)由于受到軸肩的限制，很難應(yīng)用于工業(yè)領(lǐng)域中大量使用的T 接、角接等形式接頭。為克服上述局限性，英國(guó)焊接研究所（TWI）開發(fā)出靜止軸肩攪拌摩擦焊（Stationary Shoulder Friction Stir Welding，SSFSW）技術(shù)。與傳統(tǒng)的FSW 相比，SSFSW 只有攪拌針旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生摩擦熱，而軸肩靜止只在被焊工件表面發(fā)生摩擦滑動(dòng)、起到擠壓焊縫成形作用，這使得SSFSW 焊接熱輸入顯著降低，既可避免沿板厚方向不均勻熱輸入，又可根據(jù)實(shí)際接頭設(shè)計(jì)軸肩形狀，實(shí)現(xiàn)鋁合金復(fù)雜角焊縫連接，在攪拌摩擦焊技術(shù)開發(fā)領(lǐng)域受到普遍關(guān)注。

目前國(guó)內(nèi)外研究者對(duì)SSFSW已進(jìn)行了許多應(yīng)用基礎(chǔ)研究，試驗(yàn)材料涉及鋁合金[1–4]、鈦合金[5–6]和鎂合金[7]；接頭形式有對(duì)接、搭接及T接等；試驗(yàn)結(jié)果主要包括SSFSW 工藝優(yōu)化及其接頭組織性能的演變規(guī)律探索等，但大部分鋁合金焊接板厚不超過6.35mm，很少有SSFSW 過程熱循環(huán)及接頭溫度場(chǎng)分布規(guī)律，尤其是攪拌工具承載狀態(tài)定量分析結(jié)果。如He 等[3]建立了2024–T4鋁合金FSW 和SSFSW 對(duì)接接頭熱力耦合模型，計(jì)算結(jié)果表明：SSFSW近焊縫處殘余拉應(yīng)力與傳統(tǒng)FSW相比降低了45.9%；Wen 等[4]建立了2024 鋁合金SSFSW 搭接接頭歐拉–拉格朗日耦合模型，結(jié)果表明前進(jìn)邊（Advancing Side，AS）的界面溫度高于后退邊（Retreating Side，RS），其熱過程具有非均勻分布特征等。SSFSW 攪拌工具承載狀態(tài)及焊接熱循環(huán)是影響其摩擦熱源、材料流動(dòng)及焊接工藝的關(guān)鍵因素，但目前SSFSW 承載狀態(tài)及焊接熱循環(huán)主要基于試驗(yàn)檢測(cè)，而采用數(shù)值方法研究的對(duì)象僅限于薄板材料，且計(jì)算結(jié)果沒有反映攪拌工具承載狀態(tài)的變化。厚板鋁合金SSFSW 與薄板比較具有明顯特殊性，其溫度場(chǎng)分布規(guī)律尚不明確，與薄板相比應(yīng)有較大差異，且對(duì)攪拌工具提出了更高的要求，所以需要對(duì)厚板鋁合金SSFSW 熱過程，尤其是攪拌工具的受力狀態(tài)進(jìn)行深入理論與試驗(yàn)探索。

本文基于Deform–3D 軟件建立12mm 厚度6061–T6 鋁合金SSFSW三維熱力耦合數(shù)值模型，探討焊接工藝參數(shù)與攪拌工具承載狀態(tài)、焊接熱循環(huán)及溫度場(chǎng)相互影響規(guī)律，為厚板鋁合金SSFSW 焊接工藝優(yōu)化提供理論指導(dǎo)依據(jù)。

靜止軸肩攪拌摩擦焊 數(shù)值模型

1 本構(gòu)方程

SSFSW 過程中，由于攪拌針的旋轉(zhuǎn)剪切作用，與攪拌針接觸的材料發(fā)生較大程度的塑性變形，其彈性變形可忽略不計(jì)，因此選擇剛黏塑性有限元方法建立數(shù)值模型，將焊板設(shè)定為剛黏塑性體。金屬材料剛黏塑性本構(gòu)關(guān)系可表示為[8]：

建立模型時(shí)，假設(shè)材料遵循馮·米塞斯屈服準(zhǔn)則和關(guān)聯(lián)流動(dòng)法則[8]，即：

2 熱模型

SSFSW 數(shù)值模型的建立實(shí)際是處理熱力耦合問題，將傳熱過程與建立的剛黏塑性材料模型相耦合[8]，有：

式中，( kT ,i),i表示傳熱速率；+為產(chǎn)熱速率；為內(nèi)部熱能生成率。

SSFSW 過程中產(chǎn)生的熱量來源于攪拌工具與焊板之間摩擦熱和焊縫區(qū)強(qiáng)烈塑性變形產(chǎn)熱過程熱量。因此，焊接過程中的產(chǎn)熱速率可[9]表示為：

3 物理模型

根據(jù)SSFSW 實(shí)際過程建立模型，模型中軸肩與攪拌針是分離的，建立的SSFSW 三維實(shí)體物理模型如圖1 所示，分別由待焊板材（焊板）、墊板、攪拌工具（軸肩及攪拌針）組成。焊接試板為6061–T6 鋁合金，規(guī)格為200mm×100mm×12mm；墊板材質(zhì)為45#鋼，規(guī)格為200mm× 100mm×30mm；攪拌工具材質(zhì)為H13 工具鋼，其中靜止軸肩直徑為Φ24mm，攪拌針為錐形光面，長(zhǎng)度為Φ10mm，根部直徑為Φ10mm，端部直徑為Φ5mm。

4 網(wǎng)格劃分

為提高計(jì)算效率和計(jì)算精度, 對(duì)焊板及攪拌工具進(jìn)行非均勻有限元網(wǎng)格劃分。焊接試板初始網(wǎng)格邊長(zhǎng)設(shè)定為3～6mm，對(duì)焊縫區(qū)域（攪拌工具與焊板的有效作用區(qū)域）進(jìn)行局部細(xì)化，細(xì)化網(wǎng)格邊長(zhǎng)設(shè)定為0.95mm。有限元網(wǎng)格模型如圖2（a）所示，包括200542 個(gè)四面體單元。

攪拌針初始網(wǎng)格邊長(zhǎng)設(shè)定為1～2mm，細(xì)化網(wǎng)格邊長(zhǎng)設(shè)定為0.9mm，其有限元網(wǎng)格模型如圖2（c）所示，包括18342 個(gè)四面體單元；靜止軸肩網(wǎng)格邊長(zhǎng)設(shè)定為0.45～0.9mm，包 括13928 個(gè) 四面體單元；墊板網(wǎng)格邊長(zhǎng)設(shè)定為2.75～5.5mm，包括23013 個(gè)四面體單元。在Deform–3D 程序中設(shè)定單元相對(duì)變形量達(dá)到0.7mm 時(shí)，有限元網(wǎng)格進(jìn)行自適應(yīng)重新劃分，以避免焊接試板在攪拌工具擠壓作用下產(chǎn)生嚴(yán)重塑性變形而導(dǎo)致網(wǎng)格畸變問題。

5 材料模型

在SSFSW 物理模型中，將攪拌工具和墊板設(shè)定為剛性體，將焊板設(shè)定為剛黏塑性體，焊板的流動(dòng)應(yīng)力為應(yīng)變、應(yīng)變率以及溫度的函數(shù)，具體可表示為[8]：

圖1 靜止軸肩攪拌摩擦焊物理模型Fig.1 Physical model of SSFSW

6 摩擦系數(shù)

SSFSW 過程中摩擦產(chǎn)熱主要來自攪拌針表面與端面和材料之間的摩擦生熱，這一部分產(chǎn)熱率 為還有小部分熱量應(yīng)來自于未旋轉(zhuǎn)的軸肩與焊縫摩擦產(chǎn)熱，這一部分產(chǎn)熱率為可表示為：

根據(jù)SSFSW 的特性及文獻(xiàn)[4]研究，將旋轉(zhuǎn)前行的攪拌針與待焊板材之間設(shè)定為剪切摩擦形式，剪切摩擦系數(shù)為0.6，而未旋轉(zhuǎn)軸肩與待焊板材之間設(shè)定為庫倫摩擦形式，庫倫摩擦系數(shù)為0.6，待焊板材與墊板接觸面設(shè)定為黏著狀態(tài)，兩者之間不產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)。

7 邊界條件

按實(shí)際焊接過程進(jìn)行邊界條件設(shè)定，對(duì)待焊板材和墊板設(shè)定剛性固定約束邊界條件；軸肩與攪拌針之間不設(shè)置接觸條件；攪拌工具、待焊板材及墊板與空氣的接觸表面設(shè)定為對(duì)流換熱邊界，對(duì)流換熱系數(shù)設(shè)定為20W·m–2·K–1；攪拌工具與待焊板材之間設(shè)定為固體接觸換熱邊界，其換熱系數(shù)設(shè)定為11000W·m–2·K–1；初始環(huán)境溫度設(shè)定為20℃；焊接工藝參數(shù)如表2 所示。

計(jì)算結(jié)果與討論

1 數(shù)值模型結(jié)果檢驗(yàn)

6061–T6鋁合金SSFSW 焊 縫表面及背面溫度場(chǎng)分布如圖3 所示，可看出，建立的數(shù)值模型可模擬不同焊接參數(shù)下SSFSW 過程，焊縫表面均無缺陷，溫度場(chǎng)分布光滑連續(xù)。當(dāng)ω=1000r/min，v2=100mm/min 時(shí)，焊縫峰值溫度約為402℃，如圖3（a）所示。Long 等[11]研究表明，選擇同一焊接參數(shù)，使用Deform–3D 軟件模擬的6061 鋁合金傳統(tǒng)FSW 的峰值溫度約為413℃；He 等[3]研究表明，鋁合金SSFSW 的峰值溫度比傳統(tǒng)FSW 低約30℃，可推算本文計(jì)算的峰值溫度應(yīng)較合理，但是本文選擇的攪拌針根部直徑約為文獻(xiàn)[11]中所選的3 倍，軸肩直徑約為2.4 倍，因此本文計(jì)算的溫度結(jié)果應(yīng)有些偏低，但攪拌工具的受力狀態(tài)與試驗(yàn)結(jié)果[12]基本一致。綜上，本文建立的厚板鋁合金SSFSW 數(shù)值模型應(yīng)能較好反映焊接溫度場(chǎng)及攪拌工具受力狀態(tài)的變化趨勢(shì)。

圖2 靜止軸肩攪拌摩擦焊有限元網(wǎng)格模型Fig.2 Finite element model of SSFSW after meshing

表1 6061–T6鋁合金和攪拌工具熱物理參數(shù)Table 1 Thermo-physical properties of 6061-T6 aluminum alloy and tool

表2 數(shù)值模型采用的焊接工藝參數(shù)Table 2 Welding parameters used in numerical model

2 焊接熱循環(huán)及溫度場(chǎng)分布

SSFSW 過程中旋轉(zhuǎn)的攪拌針與其接觸的金屬材料發(fā)生摩擦，并產(chǎn)生嚴(yán)重塑性變形，使得接觸區(qū)域溫度急劇上升，同時(shí)向周邊冷金屬區(qū)域傳導(dǎo)，形成的溫度場(chǎng)如圖3 所示，與攪拌針直接接觸面溫度最高，而焊縫底部與墊板接觸具有較低溫度，這說明厚板鋁合金SSFSW 溫度分布仍有明顯不均勻性。

計(jì)算結(jié)果表明：對(duì)給定焊接速度v2，熱輸入與攪拌針轉(zhuǎn)速ω 呈正相關(guān)；對(duì)給定ω，熱輸入與v2呈負(fù)相關(guān)。當(dāng)v2=100mm/min 時(shí)，攪拌工具ω 從1000r/min 增加至1500r/min 時(shí)，焊核峰值溫度Tm從402℃增加約87℃；當(dāng)ω 保持1500r/min 不變，焊接速度從100mm/min 增加至150mm/min 時(shí)，焊核Tm從489℃降低約36℃?？梢?，ω 增加50%時(shí)，Tm增加約21.6%；而v2增加50%時(shí)，Tm降低約7.4%；不同焊接參數(shù)下，焊縫背面溫度比Tm低約100℃。

6061–T6鋁合金SSFSW 焊 縫橫截面溫度場(chǎng)分布如圖4 所示，可見SSFSW 橫截面溫度場(chǎng)分布與攪拌針形狀直接相關(guān)，呈倒置的錐形，這與傳統(tǒng)FSW 溫度場(chǎng)分布截然不同，上述差異與兩者摩擦熱源直接相關(guān)。傳統(tǒng)FSW 過程中，軸肩旋轉(zhuǎn)摩擦熱約占焊縫熱輸入的80%，焊縫表面靠近軸肩的區(qū)域溫度明顯較高，溫度自頂部向底部傳導(dǎo)，使其溫度場(chǎng)分布呈碗狀，而SSFSW 過程中，主要依靠旋轉(zhuǎn)攪拌針產(chǎn)熱，與攪拌針接觸的區(qū)域溫度最高，熱源相當(dāng)于位于焊縫中心，溫度自焊縫中心向兩側(cè)傳導(dǎo)，因此SSFSW 可顯著降低接頭熱力影響區(qū)和熱影響區(qū)的寬度。由于攪拌針旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)的不對(duì)稱性，焊核前進(jìn)邊（AS）熱傳導(dǎo)速率稍高于后退邊（RS）、焊縫底部溫度最低，沿焊縫厚度方向溫度分布仍明顯不均勻。

圖3 不同焊接參數(shù)下焊縫表面及背面溫度場(chǎng)分布Fig.3 Temperature distribution on surface and back of welds under various welding parameters

圖4 不同焊接參數(shù)下焊縫橫截面溫度場(chǎng)分布Fig.4 Temperature field distribution in weld cross-section of welds under various welding parameters

為定量表征SSFSW 焊接參數(shù)對(duì)6061–T6 鋁合金接頭溫度場(chǎng)影響規(guī)律，沿焊縫橫截面選定8 個(gè)特定位置點(diǎn)進(jìn)行具體分析，如圖4 所示。分析點(diǎn)的坐標(biāo)如表3 所示，分析點(diǎn)的焊接熱循環(huán)曲線如圖5 所示。定義高溫停留時(shí)間t1為焊接溫度高于250℃的時(shí)間，冷卻時(shí)間t2為焊接時(shí)從Tm冷卻至200℃的時(shí)間。統(tǒng)計(jì)結(jié)果如圖6 所示，其中橫坐標(biāo)距離焊縫中心距離為負(fù)表示分析點(diǎn)位于焊縫AS 處，反之則表示分析點(diǎn)位于焊縫RS。

如圖6（a）所示，攪拌頭ω 為1500r/min，v2為100mm/min 時(shí)，焊接熱輸入最大，此時(shí)分析點(diǎn)Tm均高于其他點(diǎn)。不同焊接參數(shù)下，焊縫AS 的Tm始終高于RS。攪拌頭ω為1000r/min 時(shí)，焊縫截面溫度非均勻性較為明顯，距焊縫中心越近非均勻性越顯著，距焊縫中心5mm 處，AS 的Tm比RS 的高約19℃；距焊縫 中 心12mm 處，AS 的Tm比RS的高約6℃。隨著攪拌頭ω 增加至1500r/min，焊縫AS 和RS 的Tm相差不大。

表3 分析點(diǎn)具體位置Table 3 Concrete position of analytical points

如圖6（b）所示，不同焊接參數(shù)下，焊縫橫截面縱向溫度分布均存在一定非均勻性。攪拌頭ω 為1000r/min 時(shí)，距焊縫上表面和底面0.5mm處的Tm相差約88℃，當(dāng)攪拌頭ω 增加至1500r/min 時(shí)，這兩個(gè)位置的Tm相差約130℃，v2的變化對(duì)這一差值影響不大。綜合比較上述結(jié)果，可看出熱輸入越大，焊縫縱向溫度分布越均勻。

圖5 焊縫橫截面特定點(diǎn)焊接熱循環(huán)及峰值溫度Fig.5 Welding thermal cycling and peak temperature at specific points of weld cross-section

如圖6（c）所示，焊接參數(shù)變化對(duì)高溫停留時(shí)間t1的影響顯著。對(duì)給 定v2=100mm/min，攪 拌 頭ω 從1000r/min 增加至1500r/min 時(shí)，焊縫中心t1由13.71s 增加至18.43s，距焊縫5mm 處的t1增加約2s。當(dāng)ω 保持1500r/min 不變，v2從100mm/in增加至150mm/min 時(shí)，焊縫中心的t1減少至9.17s，v2增 加50% 導(dǎo) 致高溫停留時(shí)間降低50%以上，距焊縫5mm 處的t1縮短至原來的一半?？煽闯?，與攪拌頭ω 相比，v2的變化對(duì)t1的影響更為顯著，且其與t1呈負(fù)相關(guān)。

如圖6（d）所示，焊接參數(shù)變化對(duì)冷卻時(shí)間t2的影響也較為明顯。對(duì)給定v2=100mm/min，攪拌頭ω 從1000r/min 增加至1500r/min 時(shí)，焊縫中心t2由10.4s 增加至16.3s，距焊縫中心5mm 處的t2增加約4～5s。對(duì)給定ω=1500r/min，v2從100mm/min增加至150mm/min 時(shí)，焊縫中心t2減少至6.5s，v2增加50%引起t2降低60%以上，距焊縫中心5mm 處的t2縮短約7～8s?？傻贸?，焊接熱輸入越大焊縫t2越長(zhǎng)；而v2越大，焊縫t2越短。

6061–T6 是一種可熱處理強(qiáng)化鋁合金，沉淀強(qiáng)化是其主要強(qiáng)化機(jī)制。因此，焊接過程中析出相的演變決定著其接頭力學(xué)性能。試驗(yàn)表明：熱影響區(qū)是6061–T6 鋁合金SSFSW接頭力學(xué)性能的薄弱區(qū)域，由于在焊接過程中熱影響區(qū)主要起強(qiáng)化作用的β"相將發(fā)生長(zhǎng)大、溶解或轉(zhuǎn)變成β′相[2]，導(dǎo)致熱影響區(qū)產(chǎn)生明顯軟化現(xiàn)象，而析出相的演變規(guī)律與焊縫區(qū)經(jīng)歷的峰值溫度、高溫停留時(shí)間及冷卻速率直接相關(guān)。計(jì)算結(jié)果表明：攪拌工具ω 對(duì)焊縫峰值溫度影響顯著，v2對(duì)焊縫高溫停留時(shí)間和冷卻速率影響明顯。因此，在可熱處理強(qiáng)化鋁合金的SSFSW 工藝試驗(yàn)中，攪拌針保持較低轉(zhuǎn)速，適當(dāng)提高焊接速度，能夠改善焊接接頭力學(xué)性能。

圖6 分析點(diǎn)峰值溫度、高溫停留時(shí)間及冷卻時(shí)間Fig.6 Peak temperature, high-temperature residence and cooling time of analytical points

3 受力狀態(tài)

在SSFSW 過程中，攪拌工具受力狀態(tài)是決定焊接工藝過程是否成功的關(guān)鍵因素，也是開發(fā)焊接設(shè)備的關(guān)鍵因素，過高工具載荷將導(dǎo)致其斷裂而無法實(shí)現(xiàn)SSFSW 工藝過程，并對(duì)焊接設(shè)備剛性提出很高要求。為定量評(píng)價(jià)6061 鋁合金SSFSW 過程中攪拌工具的受力狀態(tài)，選取攪拌工具在焊接開始后15～25s 內(nèi)承受的軸向壓力、橫向前進(jìn)阻力及扭矩均值進(jìn)行比較分析。

圖7 為不同焊接參數(shù)下攪拌工具承受的軸向壓力變化曲線，可以看出，當(dāng)v2=100mm/min，攪拌頭ω為1000r/min 時(shí), 攪拌工具的軸向壓力最大，平均值為28.2kN；當(dāng)攪拌頭ω 升至1500r/min 時(shí)，攪拌工具的軸向壓力降低至24.3kN。對(duì)給定ω=1500r/min，v2從100mm/min 增加至150 mm/min 時(shí)，攪拌工具的軸向壓力從24.3kN 增加至26.4kN。這表明ω 增加50%時(shí)，靜止軸肩軸向壓力降低13.8%；而v2增加50%時(shí)，其值增加8.6%；ω 是影響攪拌工具軸向壓力的主要因素。

圖8 為不同焊接參數(shù)下攪拌針承受橫向前進(jìn)阻力變化曲線，可以看出，對(duì)給定v2為100mm/min, 攪拌頭ω 為1000r/min 時(shí)，攪拌針承受的前進(jìn)阻力最大為4.9kN，隨ω 增加至1500r/min，其前進(jìn)阻力降低至3.4kN，ω 增加50%導(dǎo)致攪拌針阻力降低30.6%。對(duì)給定ω=1500r/min，v2從100mm/min 增加至150mm/min 時(shí)，其前進(jìn)阻力從3.4kN 增加至3.9kN，v2增加50%，導(dǎo)致前進(jìn)阻力增加14.7%。可見攪拌針承受前進(jìn)阻力明顯較低，約在3.4～4.9kN 范圍。

圖7 攪拌工具承受的軸向壓力Fig.7 Axial load experienced by tool

圖8 攪拌針承受的前進(jìn)阻力Fig.8 Forward resistance experienced by pin

圖9 靜止軸肩承受的前進(jìn)阻力Fig.9 Forward resistance experienced by shoulder

如圖9 所示，對(duì)給定ω=1500r/min，隨v2從100mm/min 增加到150mm/min，靜止軸肩前進(jìn)阻力從15.3kN 增加至17.4kN，v2增 加50%，其阻力增加13.7%。但對(duì)給定v2=100mm/min，ω 從1000r/min 增加到1500r/min 時(shí)，前進(jìn)阻力從15.7 kN降低至15.3kN，即轉(zhuǎn)速增加50%，其前進(jìn)阻力只降低2.5%。

不同焊接參數(shù)下攪拌針承受扭矩變化曲線如圖10 所示，靜止軸肩并不承受扭矩作用?？梢姡S著攪拌針全部擠壓進(jìn)入被焊試板，其扭矩不斷增加到27N·m 以上，隨攪拌針摩擦加熱及橫向移動(dòng)，其扭矩逐漸下降至穩(wěn)定值。對(duì)給定v2= 100mm/min，攪拌針ω 從1000r/min 增加至1500r/min，扭矩最大值由27.31N·m 降低至約25N·m，扭矩平均值由21.7N·m 降低至約18.6N·m，v2的變化對(duì)攪拌頭承受的扭矩影響較小。

綜上所述，可看出與文獻(xiàn)[9]中傳統(tǒng)FSW 受力狀態(tài)比較，SSFSW攪拌工具承受明顯較高載荷，對(duì)給定ω 為1000～1500r/min 及v2為100～150mm/min 范圍，靜止軸肩的軸向壓力在28.2～24.3kN，前進(jìn)阻力在17.4～15.3kN，攪拌針扭矩最高值在27.3～25N·m 范圍。

焊接ω 是影響靜止軸肩軸向力主要因素，ω 增加50%，其軸向壓力降低13.8%；而對(duì)靜止軸肩前進(jìn)阻力v2是主要因素，前進(jìn)速度增加50%，其阻力增加13.7%，降低ω 及增加v2將明顯增加靜止軸肩攪拌工具的載荷。

4 存在的問題

通過與文獻(xiàn)[14]中傳統(tǒng)FSW工藝過程對(duì)比，發(fā)現(xiàn)上述數(shù)值模型的峰值溫度與試驗(yàn)結(jié)果偏低，這與假設(shè)條件中材料熱物理性能及摩擦系數(shù)沒有考慮溫度非線性影響直接相關(guān)，但攪拌工具的受力狀態(tài)與試驗(yàn)結(jié)果基本一致。研究表明：采用Deform–3D 程序建立的熱力耦合數(shù)值模型能較好地模擬厚板鋁合金SSFSW 過程中的焊接溫度場(chǎng)變化趨勢(shì)，尤其是能較準(zhǔn)確預(yù)測(cè)攪拌工具的受力狀態(tài)，這將對(duì)SSFSW 靜止軸肩攪拌工具設(shè)計(jì)、焊接工藝優(yōu)化及焊縫區(qū)組織性能預(yù)測(cè)提供重要的理論指導(dǎo)作用。

結(jié)論

（1）采用Deform–3D 程序建立了SSFSW 過程的熱力耦合數(shù)值模型，該模型可以較好預(yù)測(cè)12mm 厚度6061–T6 鋁合金SSFSW 過程中焊溫度場(chǎng)變化趨勢(shì)和攪拌工具的受力狀態(tài)。

圖10 攪拌工具承受的扭矩Fig.10 Torque experienced by tool

（2） 厚 板6061–T6 鋁合金SSFSW 過程中，接頭溫度分布沿厚度方向存在顯著的非均質(zhì)性，其與焊接熱輸入呈負(fù)相關(guān)；焊接轉(zhuǎn)速每增加50%，焊核峰值溫度至少增加21.6%；焊速每增加50%，高溫停留時(shí)間和冷卻時(shí)間分別至少降低50%和60%。

（3） 厚 板6061–T6 鋁 合金SSFSW 過程中，對(duì)給定轉(zhuǎn)速1000～1500r/m i n 及焊速100～150mm/min 范圍，軸向壓力可達(dá)到28.2～24.3kN，前進(jìn)阻力可達(dá)到17.4～15.3kN，攪拌針扭矩最高值可達(dá)到27.3～25N·m。

（4） 厚 板6061–T6 鋁合金SSFSW 過程中，攪拌工具承受的載荷及扭矩與焊接熱輸入呈負(fù)相關(guān)；焊接轉(zhuǎn)速每增加50%，其軸肩壓力和焊接穩(wěn)定階段扭矩分別降低13.8%和14.3%，攪拌針和軸肩前進(jìn)阻力分別降低30.6%和2.5%；焊接速度每增加50%，其軸肩壓力、攪拌針和軸肩前進(jìn)阻力分別增加8.6%、14.7%和13.7%，而扭矩變化較小。