鋁-鎂異種合金攪拌摩擦搭接焊殘余應(yīng)力數(shù)值模擬

吳曉虎，曹麗杰， 苗臣懷，王 儀

(1.上海工程技術(shù)大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院，上海 201620; 2.上海飛機(jī)制造有限公司，上海 201324)

0 引 言

攪拌摩擦焊是一種新型而有效的先進(jìn)固態(tài)連接工藝，在焊接過程中板材無需熔化即可連接傳統(tǒng)熔焊技術(shù)難以焊接的高強(qiáng)度鋁合金以及異種材料。然而，與傳統(tǒng)的熔焊相同，攪拌摩擦焊接頭中也存在熱影響區(qū)和焊后殘余應(yīng)力[1]。在攪拌摩擦焊過程中，焊接接頭內(nèi)部產(chǎn)生的殘余應(yīng)力通過改變焊接工件的內(nèi)應(yīng)力和力學(xué)性能來破壞工件的整體性能，導(dǎo)致工件的結(jié)構(gòu)和性能嚴(yán)重受損。陳彥君等[2]基于ABAQUS軟件，建立了攪拌摩擦焊的動(dòng)態(tài)有限元模型，分析了6系鋁合金的焊后殘余應(yīng)力分布規(guī)律，且試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果吻合較好。盧翔等[3]建立攪拌摩擦焊產(chǎn)熱模型，研究了焊接參數(shù)和攪拌頭偏置對(duì)鋁-鋼異種金屬焊接過程的影響，發(fā)現(xiàn)攪拌頭轉(zhuǎn)速是殘余應(yīng)力的主要影響因素。周文靜等[4]模擬了鋁合金板攪拌摩擦焊的穩(wěn)態(tài)與瞬態(tài)過程，發(fā)現(xiàn)瞬態(tài)與穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果基本一致，隨著主軸轉(zhuǎn)速與軸肩下壓力的增大，應(yīng)力與溫度的非對(duì)稱性逐漸增強(qiáng)。史學(xué)海等[5]采用熱力耦合方法建立了冷熱源輔助的攪拌摩擦焊模型，發(fā)現(xiàn)與常規(guī)工藝相比，冷熱源輔助可以有效降低接頭焊后殘余應(yīng)力峰值。目前主要針對(duì)攪拌摩擦對(duì)接焊過程進(jìn)行數(shù)值模擬，而搭接也是攪拌摩擦焊接結(jié)構(gòu)中一種常見接頭形式。張昭等[6]建立鋁合金攪拌摩擦搭接焊溫度-再結(jié)晶-析出相-力學(xué)性能的一體化計(jì)算模型，實(shí)現(xiàn)了基于晶體塑性理論的力學(xué)性能研究，通過試驗(yàn)和數(shù)值模擬的對(duì)比驗(yàn)證了模型的有效性。胡云瑞等[7]研究發(fā)現(xiàn)，在2024-T4鋁合金攪拌摩擦搭接焊過程中，攪拌頭軸肩邊緣處的材料流動(dòng)速率較大，并且流速隨著距攪拌頭距離的增加而減小。但是，關(guān)于攪拌摩擦搭接焊的研究主要集中在同種金屬方面，有關(guān)異種金屬攪拌摩擦搭接焊的數(shù)值模擬研究較少。因此，作者以6082鋁合金與AZ31B鎂合金為研究對(duì)象，通過正交試驗(yàn)，采用ABAQUS軟件對(duì)攪拌摩擦搭接焊過程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析了焊接速度、搭接量、攪拌頭轉(zhuǎn)速對(duì)焊后殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響，獲得最佳的工藝參數(shù)，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證；研究了焊接速度、搭接量對(duì)殘余應(yīng)力的影響規(guī)律，以期為優(yōu)化焊接參數(shù)提供理論指導(dǎo)。

1 數(shù)值模型的建立

1.1 熱源模型

在攪拌摩擦焊接過程中，熱量主要來源于攪拌頭與工件接觸面上的摩擦產(chǎn)熱以及工件剪切層內(nèi)的少量塑性變形功[8]。產(chǎn)熱總功率Qt的計(jì)算公式為

(1)

式中：η為熱傳輸效率，取0.95[9]；Mz為攪拌頭的轉(zhuǎn)矩；ω為轉(zhuǎn)動(dòng)角速度；n為轉(zhuǎn)速。

攪拌頭采用平軸肩圓柱狀的熱源模型，軸肩半徑為5 mm，攪拌針半徑為1.5 mm。在摩擦產(chǎn)熱中，軸肩部分的摩擦產(chǎn)熱約占75%，忽略塑性變形功，產(chǎn)熱總功率約等于軸肩與攪拌針產(chǎn)熱功率之和[9]。軸肩的產(chǎn)熱功率Qs可表示為

Qs=0.75Qt

(2)

(3)

式中：qs為軸肩熱流密度，由于軸肩與焊件之間為表面接觸，屬于面熱源，因此qs為面熱流密度；r為攪拌頭中心位置與積分點(diǎn)之間的距離；R1為軸肩半徑；R0為攪拌針半徑。

攪拌針的產(chǎn)熱功率Qp可表示為

Qp=0.25Qt

(4)

(5)

式中：h為攪拌針長(zhǎng)度；qp為攪拌針熱流密度，攪拌針插入焊件內(nèi)部高速轉(zhuǎn)動(dòng)并向前移動(dòng)，屬于體熱源，因此qp為體熱流密度。

1.2 有限元模型

1.2.1 材料參數(shù)

6082鋁合金[10]與AZ31B鎂合金[11]在不同溫度下的材料參數(shù)見表1和表2。

表1 6082鋁合金的材料參數(shù)Table 1 Material parameters of 6082 aluminum alloy

表2 AZ31B鎂合金的材料參數(shù)Table 2 Material parameters of AZ31B magnesium alloy

1.2.2 網(wǎng)格劃分

采用有限元軟件ABAQUS 建立了順序耦合的熱力學(xué)模型。模型采用尺寸為200 mm×100 mm×3 mm的2塊異種材料板搭接的形式，其中6082鋁合金板在下側(cè)，AZ31B鎂合金板在上側(cè)。為了提高計(jì)算效率并兼顧模擬精度，對(duì)焊縫中心處及附近的網(wǎng)格進(jìn)行局部加密處理，模型網(wǎng)格劃分如圖1所示，網(wǎng)格劃分為73 200個(gè)單元，91 254個(gè)節(jié)點(diǎn)，單元類型選擇為熱-力耦合單元C3D8R。

圖1 有限元網(wǎng)格劃分Fig.1 Finite element mesh generation

1.2.3 邊界條件

在模型中，溫度場(chǎng)的模擬計(jì)算采用等效熱力學(xué)邊界條件代替夾具與墊板；鋁合金板與下表面的墊板直接接觸，散熱較快，因此鋁合金板與墊板之間采用較高的對(duì)流換熱系數(shù)[12]，設(shè)為1 000 W·m-2·K-1；鋁合金板側(cè)面和鎂合金板完全暴露在空氣中，采用較低的對(duì)流換熱系數(shù)，設(shè)為30 W·m-2·K-1；工件初始溫度設(shè)為室溫(20 ℃)。與對(duì)接方式相比，攪拌摩擦搭接焊在接頭處具有更復(fù)雜的邊界條件。將攪拌頭下方網(wǎng)格固定約束，其余搭接面的接觸屬性定義為2個(gè)光滑板材之間的接觸，摩擦因數(shù)設(shè)為0.3。焊接結(jié)束后，當(dāng)溫度趨于穩(wěn)定時(shí)，逐漸去除墊板和夾具的相關(guān)約束。在焊接開始時(shí)選擇少量節(jié)點(diǎn)約束各個(gè)方向的自由度，在焊縫末端選取少量節(jié)點(diǎn)只約束其垂直方向和水平方向的自由度，使工件能夠沿焊縫方向變形以避免剛體位移[13]。

2 參數(shù)優(yōu)化與試驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 參數(shù)優(yōu)化

焊接速度、攪拌頭轉(zhuǎn)速和搭接量等焊接參數(shù)對(duì)攪拌摩擦搭接焊接頭殘余應(yīng)力的大小與分布有重要影響。正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)在多因素多水平的試驗(yàn)中具有獨(dú)特的優(yōu)點(diǎn)，能夠在不影響試驗(yàn)效果的同時(shí)，盡可能減少試驗(yàn)次數(shù)[14]。采用3因素4水平[L16(43)]的形式，設(shè)計(jì)攪拌摩擦搭接焊參數(shù)的因素水平表，具體如表3所示。

表3 攪拌摩擦搭接焊參數(shù)的因素水平表Table 3 Factor level table of friction stir lap welding parameters

殘余壓應(yīng)力對(duì)攪拌摩擦焊接接頭的疲勞壽命有利，而殘余拉應(yīng)力則可以增加裂紋尖端的應(yīng)力分布，嚴(yán)重影響攪拌摩擦焊接頭的疲勞壽命[15]。攪拌摩擦焊接頭的殘余拉應(yīng)力主要以縱向殘余應(yīng)力為主，因此模擬過程中主要研究縱向殘余拉應(yīng)力。在正交試驗(yàn)中，信噪比作為特征數(shù)來衡量焊接接頭的質(zhì)量[14]。由信噪比的望小特性可知，縱向殘余拉應(yīng)力越小越好，即信噪比越小越好。信噪比RSN的計(jì)算公式為

(6)

式中：a為數(shù)值模擬次數(shù)；σyi為第i次數(shù)值模擬得到的最大縱向殘余拉應(yīng)力。

由表4可知，各因素對(duì)縱向殘余拉應(yīng)力的影響按從大到小的順序?yàn)楹附铀俣?、搭接量、攪拌頭轉(zhuǎn)速，最優(yōu)的設(shè)計(jì)方案為C1A4B3，即焊接速度60 mm·min-1，搭接量60 mm，攪拌頭轉(zhuǎn)速1 400 r·min-1。采用最優(yōu)方案進(jìn)行數(shù)值模擬，得到的縱向殘余拉應(yīng)力最大值為137.7 MPa。

表4 正交試驗(yàn)?zāi)M結(jié)果及計(jì)算得到的信噪比Table 4 Simulation results of orthogonal test and calculated signal to noise ratio

2.2 試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，在專用攪拌摩擦焊接機(jī)上進(jìn)行攪拌摩擦搭接焊試驗(yàn)，焊件材料和尺寸與模型保持一致，攪拌頭材料為H13工具鋼，攪拌頭參數(shù)選擇與熱源模型參數(shù)相同。根據(jù)正交試驗(yàn)結(jié)果，攪拌頭轉(zhuǎn)速對(duì)縱向殘余拉應(yīng)力的影響較小，因此保持?jǐn)嚢桀^轉(zhuǎn)速不變，僅改變搭接量和焊接速度，具體焊接試驗(yàn)參數(shù)如表5所示。使用嵌在預(yù)鉆孔中的K型熱電偶記錄焊接中間階段垂直于焊接方向距焊縫中心線約10 mm處的瞬態(tài)溫度，孔的深度和直徑分別為2 mm和1 mm，孔中心距焊縫中心線約10 mm。

表5 焊接試驗(yàn)參數(shù)Table 5 Welding test parameters

將模擬得到溫度測(cè)量點(diǎn)處的熱循環(huán)曲線與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。由圖2可知，不同焊接工藝下，模擬得到測(cè)量點(diǎn)的熱循環(huán)曲線與試驗(yàn)得到的熱循環(huán)曲線吻合較好，相對(duì)誤差小于7.5%，表明該熱源模型可用來預(yù)測(cè)攪拌摩擦搭接焊的溫度分布規(guī)律。

圖2 不同焊接工藝下接頭溫度測(cè)量點(diǎn)熱循環(huán)曲線試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的對(duì)比Fig.2 Comparison of thermal cycle curves of temperature measurement points in joint between test results and simulation in different welding processes

采用盲孔法[16]測(cè)量焊縫中心處的表面縱向殘余拉應(yīng)力，并與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如表6所示。由表6可知，模擬得到的縱向殘余應(yīng)力與試驗(yàn)結(jié)果相差較小，最大相對(duì)誤差為8.4%，最小相對(duì)誤差為3.5%，驗(yàn)證了數(shù)值模型的準(zhǔn)確性，也表明該模型及模擬結(jié)果對(duì)實(shí)際焊接有一定的指導(dǎo)意義。

表6 不同焊接工藝下焊縫中心表面縱向殘余拉應(yīng)力模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果以及相對(duì)誤差Table 6 Simulation and test results of longitudinal residual tensile stress of weld central surface and relative error in different welding processes

3 模擬結(jié)果與討論

3.1 殘余應(yīng)力的分布規(guī)律

由圖3可知，焊縫中心附近的殘余應(yīng)力集中且明顯高于其他區(qū)域，縱向殘余應(yīng)力呈典型的不對(duì)稱M型分布，最大殘余應(yīng)力為102.5 MPa，位于前進(jìn)側(cè)(AS)的軸肩邊緣附近，略高于后退側(cè)(RS)最大殘余應(yīng)力。焊縫中心處附近的縱向殘余應(yīng)力為拉應(yīng)力，隨著距焊縫中心距離的增大殘余拉應(yīng)力逐漸減小最終變?yōu)閴簯?yīng)力。橫向殘余應(yīng)力整體上與縱向殘余應(yīng)力分布趨勢(shì)相同，但焊縫中心處的橫向殘余應(yīng)力主要為壓應(yīng)力，最大值為18.1 MPa，同樣位于前進(jìn)側(cè)的軸肩邊緣附近。在焊接過程中，由于縱向方向上的溫度梯度變化比其他方向上的變化快[17]，因此縱向殘余應(yīng)力明顯高于橫向殘余應(yīng)力。

圖3 最優(yōu)焊接工藝下接頭上表面垂直焊縫方向的殘余應(yīng)力分布曲線Fig.3 Residual stress distribution curves of upper surface of joint perpendicular to weld direction in optimal welding process

由圖4可知，在軸肩范圍以內(nèi)，接頭上表面與搭接面處的溫度分布曲線幾乎相同，最高溫度為443.3 ℃，明顯高于下表面的最高溫度，而在軸肩范圍以外，上表面、搭接面和下表面的溫度分布曲線幾乎相同。在進(jìn)行異種金屬攪拌摩擦搭接焊時(shí)，上下板之間的搭接面存在接觸熱阻，熱量在搭接面處傳遞會(huì)發(fā)生突變，此時(shí)溫度梯度大于均勻傳遞時(shí)的溫度梯度，從而導(dǎo)致下板溫度過低，容易造成接頭的弱連接[18]。在數(shù)值模擬中發(fā)現(xiàn)最大殘余應(yīng)力基本出現(xiàn)在焊接末端的搭接面處，主要原因是搭接面的溫度梯度較大。隨著焊接的進(jìn)行，熱量不斷積累，焊接末端溫度快速升高，溫度梯度進(jìn)一步擴(kuò)大，因此最大殘余應(yīng)力主要出現(xiàn)在焊接末端的搭接面處。

圖4 最優(yōu)焊接工藝下熱源中心移動(dòng)至焊縫中心位置時(shí)接頭不同位置垂直焊縫方向的溫度分布曲線Fig.4 Temperature distribution curves of different positions of joint perpendicular to weld direction after heat source center moving to weld center in optimal welding process

3.2 焊接速度對(duì)殘余應(yīng)力的影響

在正交試驗(yàn)結(jié)果分析中，發(fā)現(xiàn)焊接速度和搭接量是影響攪拌摩擦搭接焊殘余應(yīng)力分布的主要因素，攪拌頭轉(zhuǎn)速對(duì)殘余應(yīng)力的影響較小，而焊縫表面殘余應(yīng)力以縱向殘余應(yīng)力為主，因此只分析焊接速度和搭接量的變化對(duì)縱向殘余應(yīng)力的影響。保持搭接量60 mm、攪拌頭轉(zhuǎn)速1 400 r·min-1不變，僅改變焊接速度為60，80，100，120 mm·min-1，分析焊接速度對(duì)溫度分布曲線和縱向殘余應(yīng)力的影響。

由圖5可以看出，隨著焊接速度的提高，峰值溫度降低。當(dāng)焊接速度為60 mm·min-1時(shí)，峰值溫度為443.5 ℃；當(dāng)焊接速度從80 mm·min-1增大至100 mm·min-1時(shí)，峰值溫度從424.6 ℃降低至397.5 ℃；當(dāng)焊接速度繼續(xù)增大至120 mm·min-1時(shí)，峰值溫度為321.2 ℃。焊接速度決定了單位長(zhǎng)度焊縫的熱輸入，隨著焊接速度的提高，攪拌頭在焊縫相同位置的作用時(shí)間減少，單位長(zhǎng)度焊縫的熱輸入變小，垂直于焊接方向的熱擴(kuò)散時(shí)間縮短，導(dǎo)致焊接過程中的空間溫度梯度增大，焊接區(qū)域的材料受熱不均勻程度增大，在冷卻時(shí)各部分材料收縮不同步程度增大，從而造成殘余應(yīng)力變大[19]。

圖5 不同焊接速度下接頭上表面焊縫中心垂直焊縫方向的溫度分布曲線(搭接量60 mm,攪拌頭轉(zhuǎn)速1 400 r·min-1)Fig.5 Temperature distribution curves of weld center of joint upper surface perpendicular to weld at different welding speeds (overlap amount of 60 mm and stirring tool rotation speed of 1 400 r·min-1)

由圖6可知，焊接速度的變化對(duì)縱向殘余應(yīng)力有明顯影響。隨著焊接速度的增大，縱向殘余應(yīng)力峰值增大，當(dāng)焊接速度較低時(shí)，殘余應(yīng)力的M形分布特征較明顯。當(dāng)焊接速度從60 mm·min-1增大到80 mm·min-1時(shí)，殘余應(yīng)力峰值升高趨勢(shì)最明顯，隨著焊接速度的繼續(xù)增大，該趨勢(shì)變緩；隨著焊接速度的增大，殘余壓應(yīng)力的變化較小。殘余拉應(yīng)力的作用區(qū)域?qū)附铀俣容^敏感，主要原因是在較低的焊接速度下熱量能夠傳遞到距離焊縫中心更遠(yuǎn)的材料，因此熱影響區(qū)面積較大，軸肩作用范圍內(nèi)的材料塑性流動(dòng)更充分并且熔合更均勻，殘余拉應(yīng)力的作用區(qū)域相對(duì)于較高焊接速度分布更廣泛[20]。

圖6 不同焊接速度下接頭上表面垂直焊縫方向的縱向殘余應(yīng)力分布曲線(搭接量60 mm,攪拌頭轉(zhuǎn)速1 400 r·min-1)Fig.6 Longitudinal residual stress distribution curves of upper surface of joint perpendicular to weld at different welding speeds (overlap amount of 60 mm and stirring tool rotation speed of 1 400 r·min-1)

3.3 搭接量對(duì)殘余應(yīng)力的影響

保持焊接速度60 mm·min-1、攪拌頭轉(zhuǎn)速1 400 r·min-1不變，僅改變搭接量，研究搭接量對(duì)接頭縱向殘余應(yīng)力的影響。由圖7可以看出，接頭的即時(shí)峰值溫度隨著搭接量的增加而降低。不同搭接量接頭的即時(shí)峰值溫度隨時(shí)間的變化趨勢(shì)相同，即隨著焊接時(shí)間的延長(zhǎng)，即時(shí)峰值溫度在初期迅速上升，在25 s左右到達(dá)焊接穩(wěn)定期，溫度上升趨勢(shì)變緩，由于在整個(gè)焊接過程中，產(chǎn)熱略大于散熱，因此即時(shí)峰值溫度在焊接穩(wěn)定期一直平穩(wěn)且緩慢上升；當(dāng)熱源移動(dòng)至焊接末端時(shí)，由于熱量的累積，焊接末期的即時(shí)峰值溫度迅速升高，最高溫度達(dá)到600 ℃以上，高于焊件的熔點(diǎn)。過高的溫度易產(chǎn)生焊接缺陷，在實(shí)際的焊接過程中應(yīng)避免出現(xiàn)末端的高溫現(xiàn)象[13]。焊接結(jié)束后，因沒有持續(xù)的熱量輸入，所以焊件的溫度迅速降低。搭接量的變化主要影響焊件之間的相互作用與傳熱效率。隨著搭接量的增加，兩板的接觸面積增大，熱量傳遞更加均勻，焊接過程中的溫度梯度減小，因此焊縫表面的殘余拉應(yīng)力降低。此外，墊板對(duì)焊接過程中的溫度傳遞和散熱有重要影響，隨著搭接量的增加，通過墊板散失的熱量增加，因此焊件即時(shí)峰值溫度略微降低[18]。

圖7 不同搭接量下接頭的即時(shí)峰值溫度隨時(shí)間的變化曲線(焊接速度60 mm·min-1，攪拌頭轉(zhuǎn)速1 400 r·min-1)Fig.7 Curves of real-time peak temperature vs time of joint with different overlap amounts (welding speed of 60 mm·min-1 and stirring tool rotation speed of 1 400 r·min-1)

由圖8可知，隨著搭接量的增大，接頭的最大殘余拉應(yīng)力減小，殘余拉應(yīng)力作用的范圍擴(kuò)大。 當(dāng)搭接量從30 mm增大至40 mm時(shí)，殘余拉應(yīng)力峰值從133.8 MPa降至118.0 MPa，下降趨勢(shì)較明顯，殘余壓應(yīng)力變化不明顯；當(dāng)搭接量從40 mm增大至50 mm時(shí)，殘余壓應(yīng)力變化較明顯，峰值從57.3 MPa降低至24.9 MPa，殘余拉應(yīng)力峰值從118.0 MPa降至112.3 MPa；隨著搭接量的繼續(xù)增大，殘余拉應(yīng)力峰值降至102.5 MPa，殘余壓應(yīng)力變化不明顯。在攪拌摩擦搭接焊過程中，板材一方面受熱應(yīng)力影響，另一方面受攪拌頭的機(jī)械應(yīng)力的作用。增大搭接量，兩板的接觸面積增大，能夠提高板材之間的接觸質(zhì)量，使得焊接接頭受到的機(jī)械應(yīng)力降低，焊后變形量減小，從而降低焊縫表面殘余拉應(yīng)力[21]。

圖8 不同搭接量下接頭上表面垂直焊縫方向的縱向殘余應(yīng)力分布曲線(焊接速度60 mm·min-1，攪拌頭轉(zhuǎn)速1 400 r·min-1)Fig.8 Longitudinal residual stress distribution curves of joint upper surface perpendicular to weld direction with different overlap amounts (welding speed of 60 mm·min-1 and stirring tool rotation speed of 1 400 r·min-1)

4 結(jié) 論

(1) 采用順序熱力耦合的建模方法，得到鎂-鋁異種合金攪拌摩擦搭接焊的最優(yōu)參數(shù)為焊接速度60 mm·min-1、搭接量60 mm、攪拌頭轉(zhuǎn)速1 400 r·min-1；在不同焊接工藝下，熱循環(huán)曲線和殘余應(yīng)力的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相吻合，相對(duì)誤差分別小于7.5%和8.4%，驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。

(2) 鋁-鎂異種合金攪拌摩擦搭接焊接頭表面垂直于焊縫方向的縱向殘余應(yīng)力呈典型的M形分布，前進(jìn)側(cè)的殘余應(yīng)力峰值高于后退側(cè)；最大殘余應(yīng)力出現(xiàn)在焊縫末端的搭接面處，最優(yōu)焊接工藝下的最大殘余拉應(yīng)力為137.7 MPa。

(3) 隨著焊接速度的增大，接頭上表面縱向殘余拉應(yīng)力峰值明顯增大，作用范圍變窄，而殘余壓應(yīng)力變化不明顯; 隨著搭接量的增加，接頭上表面殘余拉應(yīng)力峰值降低，作用范圍變寬，殘余壓應(yīng)力峰值在搭接量從40 mm增至50 mm時(shí)呈明顯下降趨勢(shì)。