2A14鋁合金攪拌摩擦焊縫根部應力應變模擬與分析

田志杰，劉力源，馬 核，顏 旭，孫宇明

（1. 首都航天機械有限公司，北京，100076；2. 北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京，100076；3. 北京航空航天大學，北京，100191）

0 引 言

攪拌摩擦焊接技術（Friction Stir Welding，F(xiàn)SW）是一種固相連接新技術，具有接頭缺陷少、質(zhì)量高、變形小以及焊接過程無污染等顯著優(yōu)點。已被證明可以實現(xiàn)所有牌號的鋁合金材料、鋁基復合材料以及鑄態(tài)和擠壓鋁合金間的焊接。攪拌摩擦焊接技術可成功連接的同種或異種材料還包括鎂合金、銅、不銹鋼、低碳鋼和復合材料等，造船業(yè)、航空航天業(yè)已經(jīng)采用攪拌摩擦焊接技術進行商業(yè)運作。

目前中國運載火箭常溫貯箱的材料主要是2A14鋁合金，攪拌摩擦焊技術在鋁合金貯箱焊接應用上有廣闊的實踐。

在2A14鋁合金攪拌摩擦焊接過程中，不同工藝條件及裝配條件會對接頭質(zhì)量造成重要影響。在對接攪拌摩擦焊時，焊根位置屬于攪拌針間接影響區(qū)，當攪拌針過短、零件厚度局部變大、待焊零件出現(xiàn)錯邊和棱角時，攪拌針底部待焊材料攪拌程度會受到影響，在熱輸入量與焊接壓力不變的條件下，焊根位置的材料熱力行為將會發(fā)生變化。研究表明，此時焊根位置將會出現(xiàn)弱結(jié)合與未焊透缺陷，未焊透缺陷的存在，降低了接頭的有效承載厚度，減小了接頭的有效承載面積，影響接頭的力學性能。

1 攪拌摩擦焊試驗

為研究攪拌針頂端對攪拌摩擦焊接頭影響，本次試驗采用不同長度攪拌針進行焊接試驗。被焊鋁板規(guī)格為30 mm×15 mm×6.2 mm。其拉伸性能如表1所示，化學元素成分如表2所示。

表1 2A14鋁合金母材力學性能Tab.1 Mechanical Properties of 2A14 Aluminum Alloy

表2 2A14鋁合金主要化學成分（質(zhì)量分數(shù)）Tab.2 Main Chemical Composition of 2A14 Aluminum Alloy

試驗用攪拌頭特征尺寸為：軸肩直徑為18 mm，攪拌針長度分別為6 mm與5.7 mm，攪拌針底部直徑5 mm，螺紋左旋，材料為GH4169。

本次試驗攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度為600 轉(zhuǎn)/min，焊接速度為180 mm/min，其他試驗參數(shù)采用優(yōu)化后的固定值。試驗分組如表3所示。焊接完成后，存在攪拌針磨損條件的焊接試驗組焊縫形貌與無損檢測如圖1所示，由圖可知，焊縫表面成型良好，X光無損檢測未發(fā)現(xiàn)明顯缺陷。

表3 試驗方案Tab.3 Test Project

圖1 2#試板焊縫形貌及無損檢測結(jié)果Fig.1 The Topography and X-ray Test of the 2# Weld

2 接頭力學性能試驗與組織結(jié)構(gòu)分析

2.1 接頭拉伸性能

焊接接頭拉伸試驗是反映接頭強度與塑性的重要措施，因此，焊接完成后對試驗焊板進行拉伸試驗。拉伸試樣在焊板中部依次取樣，取樣后進行機械加工，機械加工尺寸按照《GB/T228-2002中華人民共和國國家標準金屬材料室溫拉伸試驗方法》加工，試樣尺寸如圖2所示。拉伸試驗是在液壓萬能試驗機（Instron 8801）上進行的。

圖2 拉伸試樣制備Fig.2 The Schematics of Tensile Test Specimen

室溫條件下，在萬能試驗機上對各組焊接試驗接頭試樣進行拉伸試驗。試驗測出的各試件的抗拉強度、延伸率如表4所示。各試樣宏觀斷裂形貌如圖3所示。由試驗結(jié)果可知，當焊縫根部攪拌不充分時，接頭抗拉強度與延伸率均有明顯下降，接頭抗拉強度降低了10.14%。斷裂位置也由熱力影響區(qū)逐步移向焊核區(qū)。

表4 試樣接頭力學性能Tab.4 Mechanical Properties of Test Specimen

圖3 各試樣宏觀斷裂形貌Fig.3 The Macroscopic Fracture Morphology of Tensile Test Specimen

2.2 接頭組織結(jié)構(gòu)

接頭內(nèi)部的組織結(jié)構(gòu)差異是接頭力學性能變化的內(nèi)在原因。金相試驗取樣位置為焊縫中部，尺寸為50 mm×13 mm×7 mm矩形試樣。制樣后，采用Keller試劑（HF:HCl:HNO:HO=2:3:5:190）對接頭進行腐蝕。攪拌摩擦焊接頭宏觀組織特點是具有明顯的分區(qū)，根據(jù)組織特征可劃分為不同的區(qū)域：焊核區(qū)、軸肩區(qū)、熱力影響區(qū)、熱影響區(qū)和母材區(qū)。根據(jù)攪拌針旋轉(zhuǎn)方向與被焊材料摩擦方向又可以分為前進側(cè)（AS）與后退側(cè)（RS），摩擦面間攪拌頭旋轉(zhuǎn)方向與焊接速度同向一側(cè)稱為前進側(cè)，攪拌頭旋轉(zhuǎn)方向與焊接速度反向一側(cè)稱為后退側(cè)。各區(qū)域位置如圖4所示，焊縫表面下側(cè)為軸肩影響區(qū)（SAZ，圖4Ⅰ），軸肩影響區(qū)下側(cè)為攪拌針影響區(qū)（PAZ，圖4Ⅱ），軸肩影響區(qū)與攪拌針影響區(qū)共同稱為焊核區(qū)（NZ），焊核區(qū)兩側(cè)為熱力影響區(qū)（TMAZ，圖4Ⅲ），熱力影響區(qū)外側(cè)為熱影響區(qū)（HAZ，圖4Ⅳ）。

圖4 接頭宏觀形貌Fig.4 The Macroscopic Topography of the Joint

攪拌針磨損條件下接頭各區(qū)域微觀組織結(jié)構(gòu)如圖5所示。

圖5 攪拌針磨損條件下接頭橫截面各區(qū)域微觀組織 Fig.5 The Microstructure of the Joint with Wearing Stir Tool Condition

從圖5中可以看出，各區(qū)組織的晶粒大小和形態(tài)呈現(xiàn)明顯差異。軸肩影響區(qū)與攪拌針影響區(qū)組織相似，均由細小、均勻的等軸晶構(gòu)成，軸肩影響區(qū)晶粒尺寸稍大于攪拌針作用區(qū)。熱力影響區(qū)與熱影響區(qū)晶粒尺寸明顯大于軸肩影響區(qū)與攪拌針影響區(qū)，并且，熱力影響區(qū)的晶粒發(fā)生彎曲變形，較為狹長，而熱影響區(qū)晶粒有不同程度的粗化現(xiàn)象。攪拌摩擦焊各區(qū)域組織呈現(xiàn)上述特征與其經(jīng)歷的熱力行為有直接關系。在焊接過程中，軸肩與攪拌針劇烈摩擦被焊材料并產(chǎn)生大量熱量，軸肩影響區(qū)與攪拌針影響區(qū)材料被高溫軟化，并在攪拌頭旋轉(zhuǎn)下發(fā)生劇烈塑性變形，軸肩影響區(qū)與攪拌針影響區(qū)材料發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶，晶粒細化成等軸晶粒。而由于軸肩摩擦面積大于攪拌針，軸肩處產(chǎn)熱量大于攪拌針，因此，軸肩影響區(qū)溫度會稍高于攪拌針作用區(qū)，其區(qū)域內(nèi)的晶粒在再結(jié)晶過程中會出現(xiàn)長大現(xiàn)象。熱力影響區(qū)距離攪拌針較遠，受到的攪拌針的攪拌作用遠小于焊核區(qū)。在焊接過程中，熱力影響區(qū)的組織同時受到攪拌針的機械擠壓和焊接熱循環(huán)的雙重作用，因此，熱力影響區(qū)材料發(fā)生較大程度的彎曲變形，并且局部區(qū)域在熱循環(huán)的作用下發(fā)生回復，在板條組織內(nèi)形成了回復組織晶粒。而熱影響區(qū)組織只受到熱循環(huán)的作用，不發(fā)生變形，僅僅發(fā)生回復反應，相對于母材該區(qū)組織稍微有粗化現(xiàn)象。

當焊縫根部攪拌不充分時，如圖6所示，在焊根D區(qū)域出現(xiàn)未焊合缺陷，缺陷出現(xiàn)在攪拌針影響區(qū)下方原始對接中心偏前進側(cè)，該位置屬于攪拌針間接影響區(qū)。從圖6中可以看出，攪拌針作用區(qū)與攪拌針間接作用區(qū)有較明顯的過渡區(qū)域，攪拌針作用區(qū)晶粒細小、均勻，焊根攪拌針間接作用區(qū)中晶粒比攪拌針作用區(qū)粗大，比母材區(qū)細小、均勻。在未焊合缺陷附近，晶粒有明顯彎曲現(xiàn)象。

圖6 攪拌針磨損條件下接頭焊根區(qū)域微觀組織Fig.6 The Microstructure of the Root with Wearing Stir Tool Condition

3 數(shù)值模擬

3.1 三維模型

為了研究焊根位置熱力行為，采用數(shù)值模擬方法有助于深入了解攪拌摩擦焊焊根位置的熱力行為。本次模擬基于Abaqus有限元模擬軟件，選用顯示積分完全溫度-應力耦合模塊（Dynamic Temperature - Displacemet），采用CEL方法，這一處理可以實現(xiàn)熱力過程與材料流動的共同求解，完成耦合復雜的熱學、固體力學、流體力學分析。三維模型如圖7所示，攪拌針長度為5.7 mm，表面為光滑錐面，焊板尺寸為50 mm×50 mm×6 mm，并在焊板下方添加0.5 mm的補充材料層，相當于焊板厚度6.5 mm，在焊板上方添加1.5 mm空材料層，其他特征尺寸上已述及。攪拌頭在焊板中央，通過材料流動模擬焊接行進過程。模型中有材料進入表面與排出表面，攪拌針空間位置固定，材料的進入與移出速度相當于焊接速度。模型劃分網(wǎng)格后如圖8所示。數(shù)值模擬模型與材料參數(shù)由文獻10可知。

圖7 三維模型示意Fig.7 The Schematics of 3D Model

圖8 網(wǎng)格劃分Fig.8 The Meshed 3D Model

3.2 等效黏塑性應變場分布

攪拌摩擦焊過程中，金屬材料在高溫作用下軟化，并在外力條件下發(fā)生大變形的現(xiàn)象，可通過等效黏塑性應變來描述其變形程度。如圖9所示，在攪拌針正下方，在頂鍛約束力的作用下，等效黏塑性應變很小，而在攪拌針頂端面中，等效黏塑性應變沿徑向增加而增加，在邊緣處達到最大值。在厚度方向上，攪拌針正下方，等效黏塑性應變最小，在攪拌針頂端兩側(cè)，等效黏塑性應變隨厚度增加而逐漸減小。

圖9 讓焊根位置等效黏塑性應變場分布Fig.9 The Equivalent Viscoplastic Strain Field Distribution of Root

3.3 應力場分析

焊接過程中，焊根位置等效應力如圖10所示。由圖10可知，在焊根位置，攪拌針影響區(qū)材料既受到攪拌針在板厚方向上施加的頂鍛力，同時也受到焊根橫向兩側(cè)材料施加的壓應力。橫向受力從外圍向焊縫施加，縱向受力集中在攪拌針前端，此區(qū)域受力最大，且大小變化不明顯，從攪拌針向外受力越來越小。

圖10 焊根位置等效應力場分布Fig.10 The Equivalent Stress Field Distribution of Root

由受力情況可知，攪拌作用不充分會導致焊根位置產(chǎn)生未焊合缺陷，通過數(shù)值模擬方法可以獲得焊根位置材料等效黏塑性應變程度與焊接應力分布。攪拌摩擦焊過程中，攪拌針正下方材料未經(jīng)過大變形行為，材料等效黏塑性應變較小。通過金相圖片（圖5）也可以看出，攪拌針作用區(qū)晶粒細小、均勻，而攪拌針間接影響區(qū)晶粒較粗大。因此，可以推斷出，攪拌摩擦焊焊根位置焊接機制類似于瞬間擴散焊接，擴散焊接中的被焊材料需要滿足高溫高壓條件。在攪拌不充分的條件下，焊根處材料溫度會有所下降，這一因素會降低熱量擴散效果。另一方面，攪拌針間接影響區(qū)所受壓力并不相同，在攪拌針頂端與被焊材料接觸界面中，被焊材料中間位置所受縱向力最大，縱向受力隨接觸界面徑向增加而減小。在熱輸入量與頂鍛力不變的條件下，隨著焊根體積的增加，焊根位置溫度與所受應力均會有所減小。當溫度與壓力小于擴散焊接所需熱量時，焊根位置將出現(xiàn)未焊合缺陷。

4 結(jié) 論

a）采用長度為5.7 mm與6 mm的兩種攪拌針對6.2 mm厚2A14鋁合金板材進行攪拌摩擦焊，當攪拌針長度縮短0.3 mm時，接頭抗拉強度降低了10.14%，并且在焊根位置將產(chǎn)生未焊合缺陷。

b）采用CEL方法對2A14鋁合金攪拌摩擦焊進行數(shù)值模擬分析，得到了焊根位置被焊材料等效黏塑性應變場與等效應力場，焊根位置等效黏塑性應變較小，并且受力不均勻，攪拌針正下方受力較大，焊根位置受力從中間位置向徑向逐漸減小。

c）攪拌摩擦焊焊根焊接機制類似于瞬間擴散焊。在攪拌摩擦焊熱輸入量與下壓力不變的條件下，當攪拌程度不充分時，焊根位置溫度與壓應力將減小，當溫度與壓應力不足以滿足擴散焊接條件時，將產(chǎn)生未焊合缺陷。