2219鋁合金攪拌摩擦焊接過(guò)程數(shù)值分析

郭懷志,潘家敬*,趙朋成,劉佳奇,譚 龍,張金衡

(1.青島科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院,山東 青島266061;2.山東大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院,山東 濟(jì)南250061)

攪拌摩擦焊(friction stir welding,FSW)是由英國(guó)焊接研究所(the welding institute,T WI)在1991年申請(qǐng)獲得世界專利的新型固相焊接技術(shù)[1]。攪拌摩擦焊接被譽(yù)為高質(zhì)量、低成本的“綠色環(huán)保焊接技術(shù)”,它的發(fā)明受到了世界范圍的青睞。攪拌摩擦焊接具有傳統(tǒng)熔化焊接無(wú)法比擬的優(yōu)點(diǎn):攪拌摩擦焊接(FSW)具有變形小、效率高、殘余應(yīng)力低、焊接工件變形小等特點(diǎn)[2],在焊接過(guò)程中并未達(dá)到材料的熔點(diǎn),不會(huì)產(chǎn)生氣孔和裂紋等缺陷;不會(huì)產(chǎn)生煙塵、飛濺和輻射,大大減少了對(duì)焊工的人身健康的傷害;不需要添加焊絲,節(jié)約成本。正是由于這些優(yōu)點(diǎn),攪拌摩擦焊技術(shù)可以用于鋁鎂等輕質(zhì)合金,尤其適合焊接熔化焊難以焊接的2XXX系列(Al-Cu),7XXX系列(Al-Zn)合金[3]。FSW具有熔化焊接無(wú)法比擬的優(yōu)點(diǎn),合金攪拌摩擦焊接引起國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注[4]。本研究選擇2219鋁合金正是由于它具有良好的焊接性、高強(qiáng)度和對(duì)裂紋的低敏感性,在航空航天中應(yīng)用十分廣泛,并且2219鋁合金攪拌摩擦焊焊縫腐蝕速率比母材小,焊縫的抗腐蝕性提高[5]。

研究FSW溫度場(chǎng)的分布及其變化規(guī)律具有重要意義,數(shù)值模擬技術(shù)是研究它的主要方法之一。國(guó)內(nèi)的專家學(xué)者對(duì)于2219鋁合金的攪拌摩擦焊的溫度場(chǎng)做出了實(shí)驗(yàn),模擬方面的試驗(yàn)研究[6-7]發(fā)現(xiàn),攪拌頭插入階段焊縫的溫度變化與焊接速度無(wú)關(guān),開始階段升溫速率最大;焊接穩(wěn)定階段,沿板厚度方向呈現(xiàn)上寬下窄、上高下低的溫度梯度分布趨勢(shì),兩個(gè)階段都是旋轉(zhuǎn)頻率越高,焊縫的峰值溫度越高。在本實(shí)驗(yàn)中溫度場(chǎng)的分布也符合這一規(guī)律。焊接的過(guò)程中,王春炎等[8]對(duì)焊接接頭的宏觀形貌、微觀組織、顯微硬度及斷口形貌進(jìn)行了分析。結(jié)果表明,焊核區(qū)為細(xì)小的等軸晶粒,晶粒尺寸遠(yuǎn)小于母材;熱機(jī)影響區(qū)發(fā)生了彎曲變形;熱影響區(qū)組織出現(xiàn)了明顯粗化。前進(jìn)邊熱機(jī)影響區(qū)和焊核區(qū)形成明顯分界線,后退邊相對(duì)模糊。焊接過(guò)程中兩側(cè)金屬的塑性流動(dòng)狀態(tài)的差別是導(dǎo)致該現(xiàn)象的主要原因。

AZIZ等[9]通過(guò)ANSYS APDL建立AA2219鋁合金攪拌摩擦焊接的三維模型,由于FSW的流場(chǎng)具有較強(qiáng)的復(fù)雜性和不確定性,它是一個(gè)不可壓縮的黏性流場(chǎng),王希靖等[10]通過(guò)對(duì)10 mm LF2攪拌摩擦焊的三維流場(chǎng)特征,利用建模軟件GA MBIT建立了流場(chǎng)的三維實(shí)體模型,并且利用非均勻四面體網(wǎng)格劃分技術(shù)建立了三維有限元模型。在本實(shí)驗(yàn)中三維模型的建立以及了解塑性材料的流動(dòng)規(guī)律提供了一定的幫助。

盡管各國(guó)學(xué)者對(duì)FSW溫度場(chǎng)和流場(chǎng)的數(shù)值模擬進(jìn)行了研究,但多數(shù)是針對(duì)溫度場(chǎng)或者流場(chǎng)單獨(dú)的分析探討,關(guān)于2219鋁合金攪拌摩擦焊的文獻(xiàn)大多是從實(shí)驗(yàn)的角度,仿真方面并不多,尚未形成一定的規(guī)律。本研究則是基于DEFORM-3 D軟件建立三維模型,對(duì)2219鋁合金的溫度場(chǎng)和流場(chǎng)進(jìn)行模擬,通過(guò)與實(shí)驗(yàn)對(duì)比,進(jìn)而對(duì)焊接參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。

1 模型設(shè)置

1.1 材料及焊接工藝

在本研究中,使用了FSW-LM-BM16-2D設(shè)備,實(shí)驗(yàn)材料為2219鋁合金?；瘜W(xué)成分如表1所示,試驗(yàn)材料厚度為4 mm,對(duì)接接頭采用尺寸為300 mm×150 mm的試樣。焊接參數(shù)為:轉(zhuǎn)速1 200 r·min－1,焊接速度400 mm·min－1,頂鍛壓力6 000 N,焊接后試樣如圖1所示。焊接完成后,試件經(jīng)鋼絲電火花機(jī)切割,然后打磨、拋光,最后電解蝕刻。

表1 2219鋁合金化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of 2219 alu minu m alloy /%

圖1 焊接后工件外觀Fig.1 Appearance of wor kpiece after welding

1.2 熱源模型

在整個(gè)焊接過(guò)程中,變形所需的熱量主要來(lái)自攪拌頭與工件的摩擦生熱以及工件的塑性變形熱。攪拌頭和工件之間產(chǎn)生的摩擦熱占大部分熱量輸入。圓柱形的軸肩與攪拌針?biāo)苄宰冃蔚臒崃慨a(chǎn)生主要受攪拌頭速度變化的影響,該問題在本研究中已得到解決,可以忽略工件塑性變形產(chǎn)生的熱量。

1.2.1 肩部產(chǎn)熱

攪拌頭肩部的正向示意圖如圖2所示。dA是任意半徑r和角度的微區(qū)dθ的積。r1是肩部半徑,r2是攪拌針的半徑,本研究中r1＝7.5 mm,r2＝1.5 mm。軸肩的總熱輸出可表示為

其中r1是肩部半徑,r2是攪拌針的半徑,n是轉(zhuǎn)速,μ是滑動(dòng)摩擦系數(shù),F是接觸面的正壓。

軸肩區(qū)域的熱流密度為

其中r1是肩部半徑,r2是攪拌針的半徑,n是轉(zhuǎn)速,μ是滑動(dòng)摩擦系數(shù),F是接觸面的正壓,W1為軸肩的總熱輸出。

圖2 工具的軸肩圖Fig.2 Axis shoulder diagra m of tool

1.2.2 攪拌針頭熱量

攪拌針側(cè)向產(chǎn)熱計(jì)算,將混合針簡(jiǎn)化為圓柱體,如圖3所示,本研究中r1＝7.5 mm,r2＝1.5 mm,H＝3.8 mm。整個(gè)攪拌針的扭矩表示為

其中攪拌針的半徑用r2表示,μ是滑動(dòng)摩擦系數(shù),P是標(biāo)準(zhǔn)大氣壓,高度為H。

圖3 攪拌針示意圖Fig.3 Schematic diagram of stirring needle

攪拌針側(cè)面加熱功率表示為

其中攪拌針的半徑用r2表示,n是轉(zhuǎn)速,μ是滑動(dòng)摩擦系數(shù),patm是標(biāo)準(zhǔn)大氣壓,高度為H。

攪拌針端面發(fā)熱攪拌銷末端產(chǎn)生的熱量與軸肩相似

其中攪拌針的半徑用r2表示,n是轉(zhuǎn)速,μ是滑動(dòng)摩擦系數(shù),patm是標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。

整個(gè)熱源的熱流密度為

其中攪拌針的半徑用r2表示,n是轉(zhuǎn)速,μ是滑動(dòng)摩擦系數(shù),patm是標(biāo)準(zhǔn)大氣壓,高度為H,V是攪拌針的體積。

2 數(shù)值模型

2.1 基本假設(shè)

為了簡(jiǎn)化,在模型中進(jìn)行了以下假設(shè):

1)連續(xù)性假設(shè),即工件由連續(xù)介質(zhì)組成。

2)材料各向同性假設(shè)。

3)攪拌頭不考慮磨損。

4)容積常數(shù)假說(shuō)。

5)體積力假定為零。

6)摩擦方式僅產(chǎn)生剪切摩擦假設(shè)。

2.2 物理模型

由于Defor m-3D軟件不具有三維造型的功能,因此實(shí)體模型是在UG軟件中完成,如圖4所示。被焊板材為2219鋁合金,規(guī)格為60 mm×50 mm×4 mm;攪拌頭外形尺寸為軸肩直徑15 mm,攪拌針直徑3 mm,長(zhǎng)度為3.8 mm。

圖4 在UG中建立的攪拌摩擦焊物理模型Fig.4 Physical model of friction stir welding established in UG

2.3 網(wǎng)格劃分

利用Def or m-3D分析了FSW的溫度場(chǎng)和流場(chǎng)。為了兼顧計(jì)算精度的同時(shí)最大限度地減少計(jì)算時(shí)間,采用局部細(xì)化網(wǎng)格方法細(xì)化攪拌頭與工件的接觸,劃分網(wǎng)格時(shí)使用默認(rèn)的四面體網(wǎng)格,分割網(wǎng)格如圖5所示。

圖5 顯示網(wǎng)格劃分后的整體模型Fig.5 Shows the overall model after grid division

2.4 邊界條件

邊界條件描述工件所經(jīng)歷的各個(gè)過(guò)程在邊界上的特點(diǎn)。對(duì)于溫度場(chǎng)的模擬,邊界條件主要是指?jìng)鳠徇吔鐥l件。熱傳導(dǎo)過(guò)程的邊界條件有三類。

1)第一類邊界條件:溫度邊界條件,給定邊界上的溫度分布。對(duì)于穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱,邊界溫度不隨時(shí)間變化而變化,溫度值為常數(shù);對(duì)于非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱,它表示為時(shí)間的函數(shù),即

2)第二類邊界條件:熱流邊界條件,給定物體邊界上的熱流密度分布。對(duì)于穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱,邊界熱流密度為常數(shù);對(duì)非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱,它是關(guān)于時(shí)間的函數(shù),即

當(dāng)熱流密度均勻一致時(shí)

3)第三類邊界條件:對(duì)流換熱邊界條件,給定物體與周圍流體的換熱系數(shù)以及流體的溫度。用公式表示為

其中h換熱系數(shù);t f為流體的溫度。

工件在模擬過(guò)程中設(shè)置為不移動(dòng),因此工件必須在3個(gè)方向上約束,工件示意圖見圖6。工件②③④和⑤側(cè)的節(jié)點(diǎn)速度在X、Y、Z方向設(shè)為零。實(shí)際焊接時(shí),工件底面應(yīng)由墊板固定。Z方向的速度也設(shè)置為零。A層和C層分別為上表面和下表面,B層為工件中心層。截面D和截面E穿過(guò)混合頭的中心,截面D是垂直于焊縫的截面,截面E平行于焊縫的截面。

圖6 工件示意圖Fig.6 Setting of wor kpiece boundar y conditions

2.5 材料特性

工件的一些特性,如密度、比熱容、熱導(dǎo)率等都設(shè)定為隨溫度變化,具體變更如表2所示。

表2 2219鋁合金物理參數(shù)Table 2 Physical parameters of 2219 al u minu m alloy

3 結(jié)果分析

3.1 溫度場(chǎng)分析

3.1.1 溫度場(chǎng)分布

圖7顯示了攪拌頭的速度為55πrad·s－1、焊接速度為1 mm·s－1、肩部壓力為0.1 mm時(shí),不同時(shí)間工件的溫度場(chǎng)分布。

如圖7所示,焊接過(guò)程中的最高溫度為410℃,未超過(guò)2219鋁合金的固相溫度。母材未熔化,但發(fā)生塑性變形。從圖7(a)可以知道,在攪拌頭被壓下,由于攪拌針與肩部的摩擦,攪拌針附近的金屬溫度分布最高,隨著與攪拌頭軸線距離的增加,溫度逐漸降低。從圖7(b)和(c)2個(gè)圖可以看出,隨著焊接過(guò)程的進(jìn)行,溫度場(chǎng)也隨著攪拌頭從右向左移動(dòng),熱影響區(qū)逐漸擴(kuò)大。同時(shí)可以看出推進(jìn)側(cè)溫度略低于返回側(cè)。

圖7 工件表面不同時(shí)間的溫度場(chǎng)Fig.7 Temperature field of the workpiece surface at different ti mes

3.1.2 不同厚度溫度場(chǎng)分析

圖6中相應(yīng)A、B和C平面在3.9 s時(shí)的溫度分布如圖8所示。

通過(guò)對(duì)比A、B、C3個(gè)截面的溫度場(chǎng),可以清楚地看到工件上表面具有最高的溫度。這也表明發(fā)熱主要是由肩部與工件的摩擦引起的。中心層與下表面的溫差不大。分析表明,底層受攪拌針末端與工件摩擦的影響較小。

圖8 不同部分的溫度場(chǎng)Fig.8 Temperature field of different sections

3.2 流場(chǎng)分析

3.2.1 不同厚度焊縫模擬結(jié)果分析

為了更好地研究焊接過(guò)程中不同厚度材料的流動(dòng)情況,對(duì)工件進(jìn)行厚度方向切片,觀察焊縫表面、內(nèi)部及底面。具體切片方法如圖6所示。圖9顯示了當(dāng)混合頭以40πrad·s－1的速度旋轉(zhuǎn),焊接速度為1 mm·s－1時(shí),水平表面不同厚度的速度矢量分布。

從A剖面的速度云圖可以看出,表面金屬與肩部的直接接觸使表面金屬的流動(dòng)方向呈現(xiàn)出與攪拌頭旋轉(zhuǎn)方向一致的特征,塑性金屬?gòu)那皞?cè)流向回流側(cè),整個(gè)速度場(chǎng)范圍是肩部與表面的接觸面積,速度矢量的大小隨著與攪拌軸軸線距離的增加而增大。通過(guò)分析三種不同厚度的速度場(chǎng)可以看出其變化規(guī)律。隨著厚度的增加,塑性金屬的流速逐漸減小。與表面金屬相比,A、C截面可以清晰地看到金屬流動(dòng)。速度明顯下降,整個(gè)速度場(chǎng)的面積相對(duì)較小,即金屬塑性流動(dòng)發(fā)生的面積略有減小。造成這種現(xiàn)象的原因是:隨著厚度的增加,攪拌頭肩部對(duì)工件金屬的作用力會(huì)逐漸減小,金屬流動(dòng)的驅(qū)動(dòng)力減小,流速逐漸減小。

為了更直觀地解釋不同厚度金屬的流動(dòng)條件,利用DEFORM-3 D的切片函數(shù)觀察了不同厚度金屬上的速度場(chǎng)分布如圖10所示。從金屬的流動(dòng)方向來(lái)看,速度的矢量方向一般垂直于切片方向,攪拌頭兩側(cè)金屬的流動(dòng)方向相反,工件上部的速度高于下部。這種流動(dòng)趨勢(shì)是焊縫中心的金屬受到軸肩和攪拌針沿切向擠壓和剪切的原因。隨著工件厚度的增加,金屬的流動(dòng)性顯著降低。這是因?yàn)楣ぜ碌慕饘匐x攪動(dòng)針軸線較遠(yuǎn),攪動(dòng)針的剪切應(yīng)力相對(duì)較小。增量逐漸減弱,因此觀察到的流動(dòng)現(xiàn)象變得越來(lái)越弱。

圖10 切片的速度場(chǎng)Fig.10 Velocity field of slice

3.2.2 攪拌頭轉(zhuǎn)速對(duì)金屬流量的影響

在FSW過(guò)程中,攪拌頭的摩擦是產(chǎn)生熱量的主要方式,因此攪拌頭的轉(zhuǎn)速對(duì)焊接過(guò)程中產(chǎn)生的摩擦熱有重要影響。當(dāng)攪拌頭的轉(zhuǎn)速高時(shí),摩擦熱的產(chǎn)生就大,從而在肩部下方的工件材料的溫度太高,這可能導(dǎo)致焊道粗糙或其他缺陷。當(dāng)攪拌頭的轉(zhuǎn)速相對(duì)較低時(shí),摩擦熱產(chǎn)生較小,摩擦區(qū)域中的工件材料溫度較低,并且不能形成塑性流體層,導(dǎo)致在模具中形成槽狀缺陷,焊縫根本無(wú)法實(shí)現(xiàn)焊接。因此,選擇合適的攪拌頭速度對(duì)于焊縫的形成極為重要。

在仿真過(guò)程中,通過(guò)對(duì)焊接參數(shù)的不斷修改,找到了3組具有比較規(guī)律的模型。焊接速度為1 mm·s－1,轉(zhuǎn)速分別為40π、30π和20πrad·s－1模擬旋轉(zhuǎn)。模擬結(jié)果如圖11所示。如果焊接過(guò)程中的產(chǎn)熱適中,工件的金屬流動(dòng)會(huì)很好,攪拌頭推進(jìn)留下的孔洞可以及時(shí)補(bǔ)充,最終焊縫表面會(huì)比較平整,沒有大的缺陷。

圖11 不同轉(zhuǎn)速工件表面速度場(chǎng)分布Fig.11 Surface velocity field distribution of wor kpiece at different speeds

3.3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

通過(guò)上述試驗(yàn)觀察到的焊縫金相試樣和模擬焊縫橫截面的溫度場(chǎng)分布如圖12所示。熔核區(qū)(NZ)的材料受到嚴(yán)重的塑性變形和摩擦熱,溫度最高,晶體結(jié)構(gòu)精細(xì)。焊縫的溫度分布在400℃左右逐漸向周圍降低。從圖12的左右對(duì)比可以發(fā)現(xiàn),焊縫熔核區(qū)形狀與溫度場(chǎng)形狀相似,且均為漏斗狀,可見仿真結(jié)果有效。

圖12 焊縫宏觀圖像與模擬溫度場(chǎng)的比較Fig.12 Co mparison of welding sea m macr oscopic i mage and si mulated temperat ure field

4 結(jié) 論

采用DEFORM-3D對(duì)攪拌摩擦焊接過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬。對(duì)溫度場(chǎng)和流場(chǎng)進(jìn)行分析后得出以下結(jié)論。

1)焊縫兩側(cè)溫度場(chǎng)分布不均,推進(jìn)側(cè)溫度略低于返回側(cè)。隨著焊接速度的增加,工件內(nèi)的溫度影響區(qū)也隨之增加,但攪拌頭周圍焊縫材料的溫度基本不受影響;焊縫材料的溫度隨焊接速度的增加而降低,隨攪拌頭速度的增加而降低。

2)A、B、C3個(gè)截面的溫度場(chǎng),工件上表面具有最高的溫度。發(fā)熱主要是由肩部與工件的摩擦引起的。中心層與下表面的溫差不大,底層受攪拌針末端與工件摩擦的影響較小。隨著厚度的增加,攪拌頭肩部對(duì)工件金屬的作用力會(huì)逐漸減小,金屬流動(dòng)的驅(qū)動(dòng)力減小,流速逐漸減小。

3)塑性金屬表面的流速大于工件內(nèi)部,工件表面的流動(dòng)方向與攪拌頭的旋轉(zhuǎn)方向一致。焊接參數(shù)對(duì)金屬的流動(dòng)有很大的影響,攪拌頭轉(zhuǎn)速影響焊接過(guò)程的熱量輸入。焊接速度為1 mm·s－1時(shí),提高攪拌頭轉(zhuǎn)速,增加熱量輸入,增加金屬流動(dòng)容量,金屬塑性流動(dòng)可及時(shí)填滿攪拌頭后面的孔洞,攪拌頭轉(zhuǎn)速在40πrad·s－1焊縫成形效果較好。在轉(zhuǎn)速恒定的情況下,通過(guò)降低焊接速度可以達(dá)到相似的效果。