基于CEL模型的攪拌摩擦焊溫度場及材料流動(dòng)數(shù)值模擬

武曉燕 羅巍 曹志明 王怡嵩 江海濤

摘要：基于歐拉-拉格朗日耦合（Euler-Lagrangian coupling，CEL）模型，采用ABAQUS有限元分析軟件建立了鈦鋼復(fù)合板金屬材料攪拌摩擦焊（friction stir welding，F(xiàn)SW）熱力耦合數(shù)值模型。研究焊接工藝參數(shù)對溫度場的影響，并采用示蹤粒子法監(jiān)測焊縫區(qū)材料的塑性流動(dòng)行為，分析焊接材料流動(dòng)與缺陷形成的關(guān)系。通過開展攪拌摩擦焊試驗(yàn)，對焊縫截面塑性應(yīng)變及焊接缺陷的模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。結(jié)果表明，隨著旋轉(zhuǎn)速度的提高，焊縫最高溫度逐漸升高。最佳焊接工藝參數(shù)為旋轉(zhuǎn)速度300r/min，焊接速度40mm/min。溫度場研究結(jié)果表明，焊接過程中后退側(cè)溫度比前進(jìn)側(cè)溫度高大約25℃；在等效塑性應(yīng)變場中，由于前進(jìn)側(cè)塑性變形大，當(dāng)焊接工藝不當(dāng)時(shí)，后退側(cè)金屬無法補(bǔ)充到前進(jìn)側(cè)，容易在前進(jìn)側(cè)產(chǎn)生焊接缺陷；焊縫材料主要先從底部上升到表面隨后通過軸肩的作用在后方堆積。

關(guān)鍵詞：攪拌摩擦焊；溫度場；材料流動(dòng)；鈦鋼復(fù)合板；數(shù)值模擬

中圖分類號：TG44文獻(xiàn)標(biāo)識碼：ADOI：10.19452/j.issn1007-5453.2021.07.009

隨著社會的不斷發(fā)展，單一的材料很難滿足使用的需求。通過對不同的金屬材料進(jìn)行合理復(fù)合可以極大地改善單一金屬材料的性能。鈦鋼復(fù)合板中鋼作為結(jié)構(gòu)件、鈦?zhàn)鳛榉栏瘜訕O大地提高了鋼鐵材料的耐腐蝕性能[1]。由于鈦與鋼的物理及化學(xué)性能存在巨大差異，鈦鋼復(fù)合板焊接過程容易形成脆硬金屬間化合物（intermetallic compound，IMC），對鈦鋼異種材料的連接提出了較大的挑戰(zhàn)。

攪拌摩擦焊（friction stir welding，F(xiàn)SW）是由英國焊接研究所提出的新型固相連接技術(shù)[2]。國內(nèi)外學(xué)者對異種金屬材料的FSW進(jìn)行了許多基礎(chǔ)研究，包括鈦合金與鋼[3-5]、鋁合金與鋼[6]、鋁合金與鎂合金[7]，證明FSW是焊接異種材料的有效手段。然而目前關(guān)于鈦鋼復(fù)合板的攪拌摩擦焊的研究和報(bào)道較少。FSW過程是溫度、應(yīng)力、組織及材料流動(dòng)等多個(gè)場互相耦合的復(fù)雜過程。在FSW過程中，工藝參數(shù)是影響焊接接頭性能的主要因素，主要包括攪拌頭尺寸與形狀、焊接速度、旋轉(zhuǎn)速度、下壓量等。工藝參數(shù)選擇不當(dāng)，造成材料流動(dòng)差、產(chǎn)熱不足等問題，焊接過程就很容易出現(xiàn)焊接缺陷，導(dǎo)致接頭質(zhì)量下降。材料流動(dòng)行為可以從側(cè)面反映缺陷形成機(jī)理，對分析缺陷形成的原因有重要意義。

目前，對FSW材料塑性流動(dòng)的研究包括試驗(yàn)和數(shù)值模擬兩方面。常用的試驗(yàn)方法[8-9]有鋼球跟蹤、標(biāo)記嵌入等。試驗(yàn)方法只能觀察到某一時(shí)刻材料的分布情況，而數(shù)值模擬可以觀察到各個(gè)時(shí)刻材料流動(dòng)，并且還可以結(jié)合溫度、應(yīng)力場進(jìn)行耦合分析。目前數(shù)值模擬方法主要有任意拉格朗日歐拉（arbitrary Lagrangian-Eulerian，ALE）技術(shù)為代表的固體力學(xué)方法[10-11]和以黏性接觸模型計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）方法[12-14]。兩種方法在各自針對的模擬問題中都有準(zhǔn)確的模擬結(jié)果，然而ALE方法會在大變形處出現(xiàn)網(wǎng)格畸變，而CFD方法在模擬邊界情況不夠精確，且沒有考慮材料的硬化行為和彈性變形。攪拌摩擦焊是一種劇烈塑性大變形加工工藝，以上兩種模擬方法均不適合進(jìn)行FSW過程中的材料塑性流動(dòng)行為。

歐拉-拉格朗日耦合（Euler-Lagrangian coupli，CEL）方法[15-16]采用固定網(wǎng)格而材料可以在網(wǎng)格中自由流動(dòng)的方法，在描述大變形時(shí)不會出現(xiàn)網(wǎng)格畸變現(xiàn)象，并且能夠精確描述物質(zhì)邊界。本文采用ABAQUS軟件，基于CEL模型建立2mm厚鈦鋼復(fù)合板三維熱力耦合數(shù)值模型，對焊接接頭的溫度場、等效塑性應(yīng)變場、材料流動(dòng)行為進(jìn)行模擬，并通過試驗(yàn)對模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證，研究結(jié)果為鈦鋼復(fù)合板攪拌摩擦焊工藝優(yōu)化提供理論指導(dǎo)。

1多場耦合的有限元模型建立

1.1幾何模型

本文根據(jù)FSW實(shí)際試驗(yàn)過程的材料和尺寸建立模型，焊具為直徑12mm內(nèi)凹軸肩和長2mm錐形攪拌針，鈦鋼復(fù)合板工件尺寸為70mm×120mm×2mm，其中復(fù)合板鋼層厚度為1.8mm，鈦層厚度為0.2mm。模擬過程中忽略工作臺與夾具，建立如圖1所示的FSW模型。將工件設(shè)置為歐拉體，焊具設(shè)置為拉格朗日體。

1.2材料模型

1.3.2接觸條件

CEL模型將被焊工件定義為歐拉體，攪拌針設(shè)置為剛體約束的拉格朗日變形體。由于兩者接觸比較復(fù)雜，采用ABAQUS中的耦合通用接觸來描述被焊工件和攪拌針的相互接觸。其中，切向方向接觸類型定義為罰接觸，摩擦因數(shù)設(shè)置為常數(shù)0.3，法向方向接觸類型設(shè)置為硬接觸。將摩擦熱轉(zhuǎn)化為焊接過程中的產(chǎn)熱，產(chǎn)熱系數(shù)設(shè)置為0.9。

1.3.3力邊界條件

在焊接試驗(yàn)過程中，為了防止工件發(fā)生位移，有夾持裝置固定工件，為了簡化模型，模擬中簡化了夾持裝置，使用邊界條件約束底面和側(cè)面的所有自由度，防止焊接過程中工件發(fā)生移動(dòng)。將焊具的上表面與軸線的交點(diǎn)設(shè)置為參考點(diǎn)，通過控制參考點(diǎn)實(shí)現(xiàn)焊具的旋轉(zhuǎn)和移動(dòng)。模擬采用與試驗(yàn)相同的工藝參數(shù)，旋轉(zhuǎn)速度為300～500r/min；焊接速度固定為40mm/min；軸肩壓入量為0.1mm；無焊接傾角。

1.4網(wǎng)格劃分

由于工件與焊具為不同的計(jì)算類型，網(wǎng)格類型也不同，采用八節(jié)點(diǎn)六面體歐拉單元（EC3D8RT）對工件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并且在焊縫附近區(qū)域加密網(wǎng)格，而在其他區(qū)域稀疏網(wǎng)格。采用四節(jié)點(diǎn)剛體單元（C3D4T）對焊具進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖3所示。

2模擬結(jié)果與驗(yàn)證

2.1溫度場

攪拌摩擦焊接工藝參數(shù)對鈦鋼復(fù)合板溫度場的影響如圖4所示。FSW焊接過程中，焊具與工件發(fā)生摩擦生熱，產(chǎn)生嚴(yán)重的塑性變形，因此焊接接頭位置溫度急劇上升。由圖4可以看到，溫度場沿著焊縫中線對稱分布，在軸肩的正下方溫度最高，距離焊縫位置越遠(yuǎn)溫度越低。但溫度場并不是完全的對稱，表現(xiàn)為后退側(cè)（retreating side，RS）的溫度高于前進(jìn)側(cè)（advancing side，AS）溫度，焊具后方的溫度高于前方的溫度。這是因?yàn)楹附舆^程中由于攪拌作用，材料從前進(jìn)側(cè)升溫后流動(dòng)到后退側(cè)，并且在后退側(cè)堆積，相對于軸肩前方區(qū)域，后方區(qū)域要受到更長時(shí)間的摩擦作用。增加焊接旋轉(zhuǎn)速度，焊接溫度逐漸升高。當(dāng)旋轉(zhuǎn)速度為500r/min時(shí)，焊縫最高溫度達(dá)到1466℃，而Q235b鋼的熔點(diǎn)為1568℃，因此在攪拌摩擦焊接過程中，焊接接頭始終保持固相狀態(tài)。

圖5為不同參數(shù)焊縫橫截面溫度場分布情況?？梢钥闯鰴M截面溫度也沿著焊縫中線左右對稱分布，且為倒錐形。這是由于攪拌摩擦焊熱量主要來自軸肩的摩擦作用，攪拌針與工件發(fā)生的摩擦與塑性變形熱量占次要部分。

為了定量表征焊接接頭溫度隨時(shí)間的變化規(guī)律，在焊接參數(shù)為300r/min，40mm/min的橫截面上標(biāo)記5個(gè)位置（P1-P5）（見圖5（a）），記錄這5個(gè)位置的溫度隨時(shí)間的變化規(guī)律。結(jié)果如圖6（a）所示。發(fā)現(xiàn)焊縫中心位置P3點(diǎn)溫度最高，而在對稱位置的前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)兩點(diǎn)溫度大致相同，前進(jìn)側(cè)溫度會先升高，隨后在相同的時(shí)間達(dá)到最高溫度。圖6（b）是不同焊接參數(shù)橫截面溫度分布的數(shù)值曲線，可以發(fā)現(xiàn)溫度數(shù)值也為左右對稱分布，最高溫度出現(xiàn)在后退側(cè)，并且相同橫截面位置的后退側(cè)溫度會比前進(jìn)側(cè)溫度高約25℃。

2.2材料流動(dòng)

本文采用ABAQUS粒子追蹤技術(shù)，觀察不同時(shí)間工件厚度方向粒子運(yùn)動(dòng)情況，結(jié)果如圖7所示。將粒子布置在兩種金屬界面上，主要模擬鋼與鈦兩種金屬材料在厚度方向上的流動(dòng)情況。

圖7（a）、圖7（b）分別為t=2s、t=4s時(shí)厚度方向粒子分布情況。在焊接初始階段，粒子在攪拌針前方發(fā)生堆積，并且在攪拌針前方的少量粒子向上移動(dòng)。圖7（c）、圖7（d）為焊接時(shí)間t=6s、t=12s時(shí)粒子分布情況，此時(shí)在攪拌針前方堆積的粒子通過攪拌針旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)移到后方，并不是所有的粒子都會隨攪拌針一起向上運(yùn)動(dòng)，還是會有一部分粒子留在原來厚度方向的位置。而被攪拌針旋轉(zhuǎn)影響的粒子，向上都運(yùn)動(dòng)到極限位置，由于邊界原因，停留在材料表面。圖7（e）、圖7（f）為焊接時(shí)間t=14s、t=18s時(shí)粒子分布情況，從界面上轉(zhuǎn)移到材料表面的粒子隨著攪拌針軸肩的運(yùn)動(dòng)來到攪拌針后方，隨后發(fā)生向下的運(yùn)動(dòng)，再次回到材料內(nèi)部，甚至運(yùn)動(dòng)到材料底部區(qū)域。通過圖7可以看出，跟蹤粒子由于攪拌頭的擠壓作用先向上移動(dòng)，在經(jīng)過攪拌針軸肩時(shí)受攪拌針摩擦及材料間流動(dòng)阻力作用，又開始向下運(yùn)動(dòng)，材料直接沉積在攪拌頭后方。大部分粒子相對初始位置均有一個(gè)向上的位移量，在厚度方向的最大遷移量達(dá)到了材料表面。

2.3等效塑性應(yīng)變場

為了研究攪拌摩擦焊中的材料流動(dòng)情況，選取不同焊接參數(shù)在攪拌摩擦焊接26s時(shí)的等效塑性應(yīng)變場，結(jié)果如圖8和圖9所示。其中圖8是不同焊接參數(shù)工件焊縫表面等效塑性應(yīng)變場。由圖8可以看出，前進(jìn)側(cè)的變形量明顯比后退側(cè)大。圖9是不同焊接參數(shù)焊接接頭橫截面的等效塑性應(yīng)變場，由圖9可知在攪拌針正前方前進(jìn)側(cè)的塑性變形量大于后退側(cè)，材料從前進(jìn)側(cè)流向后退側(cè)，并且在后退側(cè)聚集。

在旋轉(zhuǎn)速度500r/min、焊接速度40mm/min條件下，對比攪拌摩擦焊接鈦鋼復(fù)合板的數(shù)值模擬結(jié)果（見圖10（a））與試驗(yàn)結(jié)果（見圖10（b）、圖10（c））可知，焊接接頭微觀組織在前進(jìn)側(cè)容易產(chǎn)生焊接缺陷。圖10（c）為掃瞄式電子顯微鏡（SEM）下畸變區(qū)域放大圖。通過位置1可知焊具前方前進(jìn)側(cè)的塑性變形量大于后退側(cè)，通過位置3的等效塑性應(yīng)變場可知，焊具后方前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)的變形量相當(dāng)，但后退側(cè)材料并沒有對前進(jìn)側(cè)進(jìn)行太多的補(bǔ)充，導(dǎo)致變形量大的區(qū)域材料無法得到較好的補(bǔ)充。結(jié)合圖7中材料的流動(dòng)可以得出，由于攪拌頭的擠壓作用材料先向上移動(dòng)，材料粒子隨著攪拌針軸肩的運(yùn)動(dòng)來到攪拌針后方，即從前進(jìn)側(cè)運(yùn)動(dòng)到后退側(cè)，且后退側(cè)的材料又會發(fā)生向下的運(yùn)動(dòng)，再次回到材料內(nèi)部，甚至運(yùn)動(dòng)到材料底部區(qū)域，這也會導(dǎo)致前進(jìn)側(cè)的金屬補(bǔ)充不足。因此在焊接接頭前進(jìn)側(cè)容易形成焊接缺陷。

2.4試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證焊接過程中鋼與鈦的發(fā)生的變化及材料流動(dòng)行為，本研究采用攪拌摩擦焊接試驗(yàn)焊接鈦鋼復(fù)合板，分析接頭處界面組織特征。

圖11為旋轉(zhuǎn)速度400r/min，焊接速度40mm/min條件下焊接接頭金相顯微組織。由圖可知，焊接過程中焊核區(qū)存在復(fù)雜的材料塑性流動(dòng)行為，在不同部位會形成兩種金屬的片層帶、帶狀帶以及渦流狀的交鎖混合結(jié)構(gòu)。該試驗(yàn)結(jié)果與材料流動(dòng)預(yù)測結(jié)果一致，即在焊接過程中發(fā)生了鋼與鈦間材料上下流動(dòng)。

圖11（a）、圖11（b）分別為前進(jìn)側(cè)中間和底部兩種金屬結(jié)合界面，可以發(fā)現(xiàn)在中部區(qū)域?yàn)槠瑢訋В撞繀^(qū)域?yàn)閹顜?，底部區(qū)域金屬間化合物厚度明顯比中間部位厚，且中間部位片層狀組織比底部組織更加細(xì)小均勻。圖11（c）、圖11（d）分別為后退側(cè)底部和中間的結(jié)合界面，從圖中可以看出，后退側(cè)的片層組織更加細(xì)小均勻，尤其是后退側(cè)中部形成一種渦流狀的形態(tài)，渦流狀態(tài)是鈦和鐵兩種金屬動(dòng)態(tài)再結(jié)晶組織嚴(yán)重交叉流動(dòng)，兩者互相盤繞，形成相互嚙合的旋轉(zhuǎn)結(jié)構(gòu)，這種嚙合被認(rèn)為是力學(xué)性能最好的界面結(jié)構(gòu)。

3結(jié)論

本文基于歐拉-拉格朗日耦合（CEL）模型，采用ABAQUS有限元分析軟件建立了鈦鋼復(fù)合板金屬材料攪拌摩擦焊（FSW）熱力耦合數(shù)值模型。主要結(jié)論如下：

（1）隨著旋轉(zhuǎn)速度的提高，焊縫最高溫度逐漸升高，最佳焊接工藝參數(shù)為攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度300r/min，焊接速度40mm/min；溫度沿焊縫中線呈對稱分布，后退側(cè)溫度比前進(jìn)側(cè)溫度高約25℃。

（2）在等效塑性應(yīng)變場中，在焊接參數(shù)為500r/min， 40mm/min條件下焊接時(shí)，前進(jìn)側(cè)部位出現(xiàn)塑性變形不連續(xù)現(xiàn)象，容易發(fā)生變形畸變，與試驗(yàn)中焊接缺陷形成位置相對應(yīng)。通過粒子追蹤技術(shù)，發(fā)現(xiàn)焊縫材料主要先從底部上升到表面，隨后通過軸肩的作用在后方堆積。

（3）鈦鋼復(fù)合板攪拌摩擦焊接試驗(yàn)表明，焊接過程中焊核區(qū)存在復(fù)雜的材料塑性流動(dòng)行為，在不同部位會形成兩種金屬的片層帶、帶狀帶以及渦流狀的交鎖混合結(jié)構(gòu)。與模擬結(jié)果一致。

參考文獻(xiàn)

[1]任斯遠(yuǎn)，王凱，劉斌超，等.增材制造鈦合金的裂紋擴(kuò)展行為的晶體塑性有限元分析[J].航空科學(xué)技術(shù)，2019，30（9）：81-86. Ren Siyuan，Wang Kai，Liu Binchao，et al.Crystal plastic finite element analysis of crack propagation behavior of additive titaniumalloy[J]. Aeronautical Science & Technology，2019，30（9）：81-86.（in Chinese）

[2]Thomas W M，Nicholas E D，Needham J C，et al. Friction stir butt welding[M]. U K Pat，1991.

[3]Liao J，Yamamoto N，Liu H，et al. Microstructure at friction stir lap joint interface of pure titanium and steel[J].Materials Letters，2010，64（21）：2317-2320.

[4]Fazel-Najafabadi M，Kashani-Bozorg S F，Zarei-Hanzaki A. Dissimilar lap joining of 304 stainless steel to CP-Ti employing friction stir welding[J]. Materials and Design，2011，32（4）：1824-1832.

[5]Fazel-Najafabadi M，Kashani-Bozorg S，Zarei-Hanzaki A. Joining of CP-Ti to 304 stainless steel using friction stir welding technique[J]. Materials and Design，2010，31：4800-4807.

[6]Eyvazian A，Hamouda A，Tarlochan F，et al. Simulation and experimental study of underwater dissimilar friction-stir welding between aluminium and steel[J].Journal of Materials Research and Technology，2020，9（3）：3767-3781.

[7]Bo S，Yangyang Z，Dunwen Z，et al. Visualization and Numerical Simulation of Material Flow in Al/Mg Dissimilar Friction Stir Welding[J].Rare Metal Materials and Engineering，2020，49（5）：1483-1490.

[8]Shi L W C S，Liu H J. The effect of the welding parameters and tool size on the thermal process and tool torque in reverse dual-rotation friction stir welding[J]. International Journal of Machine Tools & Manufacture，2015，91：1-11.

[9]石磊，武傳松，劉會杰.逆向差速攪拌摩擦焊接材料塑性流變和熱場的數(shù)值模擬[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2014， 50 （16）： 140-146. Shi Lei， Wu Chuansong， Liu Huijie.Numerical simulation of plastic rheology and thermal field of reverse differential friction stir welding materials[J].Transactions of the Chinese Society of Mechanical Engineering，2014， 50 （16）： 140-146.（in Chinese）

[10]Schmidt H，Hattel J. A local model for the thermomechanical conditionsinfrictionstirwelding[J].Modellingand Simulation in Materials Science and Engineering，2005，13（1）：77-93.

[11]楊凡.基于有限元模型的管道動(dòng)力學(xué)分析[J].航空科學(xué)技術(shù)，2019，30（6）：39-44. Yang Fan. Dynamics analysis of pipeline using finite element method[J]. Aeronautical Science & Technology，2019，30（6）：39-44.（in Chinese）

[12]Colegrove P A，Shercliff H R. 3-Dimensional CFD modelling of flow round a threaded friction stir welding tool profile[J]. Journal of Materials Processing Technology，2005，169（2）： 320-327.

[13]Hasan A F. CFD modelling of friction stir welding（FSW）process of AZ31 magnesium alloy using volume of fluid method[J]. Journal of Materials Research and Technology，2019，8（2）：1819-1827.

[14]Wu Chuansong，Zhang Wenbin，Shi Lei，et al. Visualization and simulation of plastic material flow in friction stir welding of 2024 aluminium alloy plates[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China，2012，22（6）：1445-1451.

[15]Al-Badour F，Merah N，Shuaib A，et al. Coupled Eulerian Lagrangian finite element modeling of friction stir welding processes[J]. Journal of Materials Processing Technology，2013，213（8）：1433-1439.

[16]朱智，王敏，張會杰，等.基于CEL方法攪拌摩擦焊材料流動(dòng)及缺陷的模擬[J].中國有色金屬學(xué)報(bào)，2018， 28 （2）： 294-299. Zhu Zhi， Wang Min， Zhang Huijie， et al. Simulation of flow and defects of friction stir welding materials based on CEL method[J].The Chinese Journal of Nonferrous Metals， 2018， 28（2）： 294-299.（in Chinese）

[17]惠旭龍，牟讓科，白春玉，等.TC4鈦合金動(dòng)態(tài)力學(xué)性能及本構(gòu)模型研究[J].振動(dòng)與沖擊，2016， 35 （22）： 162-168. Hui Xulong， Mou Rangke， Bai Chunyu， et al. Research on dynamic mechanical properties and constitutive model of TC4 titanium alloy[J]. Vibration and Shock，2016， 35 （22）： 162-168.（in Chinese）

[18]林莉，支旭東，范鋒，等. Q235B鋼Johnson-Cook模型參數(shù)的確定[J].振動(dòng)與沖擊， 2014， 33 （9）： 153-172. Lin Li， Zhi Xudong， Fan Feng， et al. Determination of the parameters of the Johnson-Cook model for Q235B steel[J]. Journal of Vibration and Shock， 2014， 33 （9）： 153-172.（in Chinese）

[19]張昭，張洪武.接觸模型對攪拌摩擦焊接數(shù)值模擬的影響[J].金屬學(xué)報(bào)，2008， 44 （1）： 85-90. Zhang Zhao， Zhang Hongwu. Effect of contact model on numerical simulation of friction stir welding[J]. Acta Metals Sinica，2008， 44 （1）： 85-90.（in Chinese）

[20]Hodowany J，Ravichandran G，Rosakis P，et al. Partition of plastic work into heat and stored energy in metals[J]. Experimental Mechanics，1999，40（2）：113-123.

Numerical Simulation of Temperature Field and Material Flow of Friction Stir Welding Based on CEL Model

Wu Xiaoyan1，Luo Wei1，Cao Zhiming1，Wang Yisong1，2，Jiang Haitao1

1. Institute of Engineering Technology，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China

2. Beijing FSW Technology Co.，Ltd.，Beijing 101107，China

Abstract： Based on the Euler-Lagrangian Coupling （CEL） model in ABAQUS software， a thermal-mechanical coupling numerical model of Friction Stir Welding （FSW） of titanium-steel clad plate was established. The influence of process parameters on the temperature field and the plasticity of the weld zone were discussed. The tracer particles were inserted in the model to investigate the plastic flow and defect formation during FSW process. The experimental results and simulation results were compared to illustrate the formation of welding defects during FSW process. The results show that with the increase of rotation speed， the maximum temperature of the weld increased gradually. The optimal welding process was 300r/min for rotation speed and 40mm/min for traveling speed. The temperature simulation results indicate that the temperature on the retreating side is about 25℃higher than the temperature on the advancing side. In the equivalent plastic strain field， the advancing side presentes high plastic deformation which is similar to the experimental result. The tracer particles simulation results indicate that the weld material mainly rises from the bottom to surface and then accumulates in the back of the shoulder.

Key Words： friction stir welding； temperature field； material flow； titanium steel clad plate； numerical simulation