劉成武，錢林方

（1.福建工程學(xué)院機(jī)械與汽車工程學(xué)院，福州 350118；2.南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094）

攪拌摩擦焊鎂合金隔聲性能的研究

劉成武1，錢林方2

（1.福建工程學(xué)院機(jī)械與汽車工程學(xué)院，福州 350118；2.南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094）

伴隨攪拌摩擦焊在鎂合金上的廣泛應(yīng)用，對(duì)其隔聲特性研究尤為重要，基于自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)，對(duì)攪拌摩擦焊過程進(jìn)行數(shù)值模擬，為后續(xù)聲學(xué)計(jì)算提供約束模態(tài)，解決了材料屬性難以確定的問題，一定程度上實(shí)現(xiàn)了焊接與聲學(xué)的結(jié)合。自行設(shè)計(jì)和制造了混響箱，用以測(cè)量焊接鎂合金板的隔聲量，彌補(bǔ)了混響室測(cè)試小試件的不足。進(jìn)而使用finite element-statistical energy analysis（FE-SEA）混合法計(jì)算焊接件的隔聲量，與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，吻合良好，表明此方法行之有效。通過對(duì)比焊接前后鎂合金板件的隔聲量，發(fā)現(xiàn)在吻合低谷區(qū)，焊接后板件的隔聲有所降低。為了研究焊接參數(shù)對(duì)隔聲的影響，分別改變焊接速度和攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度，觀察隔聲量的變化，結(jié)果表明，這些參數(shù)都需要合理的設(shè)置，并非越大或者越小越好。

攪拌摩擦焊；混響箱；FE-SEA混合法；焊接速度；攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度

1 前言

攪拌摩擦焊（FSW）是1991年由英國(guó)焊接研究所推出的一種新型固相連接技術(shù)，主要應(yīng)用于鋁、鎂等輕質(zhì)合金的焊接。與傳統(tǒng)的熔化焊相比，避免了諸如凝固裂紋、氣孔和氧化等缺陷，可以獲得較高質(zhì)量的焊縫[1]，現(xiàn)已成功應(yīng)用于航天、汽車等工業(yè)領(lǐng)域。目前國(guó)內(nèi)外對(duì)攪拌摩擦焊的研究主要集中在材料的流動(dòng)、接頭的微觀組織等方面[2，3]，而且數(shù)值模擬計(jì)算過程中并沒有過多地考慮焊接導(dǎo)致的塑性變形，結(jié)果存在一定的異議。伴隨噪聲要求的提高和鎂合金的廣泛應(yīng)用，研究攪拌摩擦焊對(duì)構(gòu)件隔聲產(chǎn)生何種影響十分必要，但是這一領(lǐng)域尚屬空白。

本文擬用自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)，使材料點(diǎn)和網(wǎng)格可以分開，不僅考慮塑性變形，而且準(zhǔn)確地模擬了鎂合金攪拌摩擦焊。清楚了解焊接所導(dǎo)致的變化，將這一模擬結(jié)果導(dǎo)入到專業(yè)的聲學(xué)軟件中，使用finite element-statistical energy analysis（FE-SEA）混合法[4，5]計(jì)算焊接件在中頻段的隔聲，與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證此種方法的有效性。對(duì)比焊接前后、不同焊接速度和攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度下的隔聲量，得出一定的結(jié)論，為焊接和聲學(xué)的交叉應(yīng)用提供一定的指導(dǎo)意義。

2 基礎(chǔ)理論

在FE子系統(tǒng)與SEA子系統(tǒng)耦合時(shí)，整體平均響應(yīng)由式（1）表示

式（1）中，Sqq為FE子系統(tǒng)中的節(jié)點(diǎn)位移響應(yīng)；為外界直接施加在FE子系統(tǒng)上的作用力；S為第m個(gè)SEA子系統(tǒng)的混響場(chǎng)作用在FE子系統(tǒng)耦合節(jié)點(diǎn)處的作用力；Ddir為包含了FE子系統(tǒng)和SEA子系統(tǒng)“直達(dá)場(chǎng)”的整體剛度矩陣。此整體剛度矩陣闡明了FE子系統(tǒng)向SEA子系統(tǒng)輻射能量的機(jī)理，而作用在耦合節(jié)點(diǎn)處的載荷闡明了SEA子系統(tǒng)對(duì)FE子系統(tǒng)的激勵(lì)作用。此二者的關(guān)系由“直達(dá)場(chǎng)互惠定理”[6]描述

式（2）中，ω為圓頻率；Em為第m個(gè)子系統(tǒng)的能量；nm為第m個(gè)子系統(tǒng)的模態(tài)密度；Im{D}為第m個(gè)子系統(tǒng)對(duì)整體剛度矩陣的阻抗貢獻(xiàn)量，這個(gè)剛度矩陣具有統(tǒng)計(jì)學(xué)意義。

而式（2）中的Em為第m個(gè)子系統(tǒng)的振動(dòng)能量。能量平衡方程為

3 攪拌摩擦焊模擬

根據(jù)攪拌頭工具實(shí)際尺寸和形狀建立有限元模型，并在計(jì)算過程中將該模型設(shè)定為剛體。平板的數(shù)值模型尺寸為670 mm×460 mm×4 mm。

平板的材料為AZ31B鎂合金，彈性模量為4.5×1010Pa，密度為1 750 kg/m3，泊松比為0.33。共劃分為15 034個(gè)六面體單元。

為了避免攪拌頭運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生網(wǎng)格畸變和準(zhǔn)確模擬焊接過程中的塑性變形，采用ABAQUS自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)。將攪拌頭的平移等效為材料以同一速度（30 mm/min）從一側(cè)施加到另一側(cè)，平板的兩側(cè)作為材料的流入和流出面，定義為Eulerian面，從而使材料點(diǎn)與網(wǎng)格分開，平板的上下表面定義為滑移面，材料點(diǎn)只能在網(wǎng)格平面內(nèi)運(yùn)動(dòng)，攪拌頭以800 r/min的速度旋轉(zhuǎn)，從而有效地模擬材料與攪拌工具間的相互作用。焊接過程有限元模型示意圖如圖1所示。

4 焊接鎂合金隔聲試驗(yàn)和仿真

隔聲量的傳統(tǒng)測(cè)試裝置混響室在聲學(xué)測(cè)試中已被廣泛應(yīng)用。Mu等利用混響室研究了多層微穿孔板結(jié)構(gòu)的隔聲特性[7]。Mao等通過混響室和半消聲室相結(jié)合，研究了雙層板結(jié)構(gòu)的隔聲特性[8]。但是圖示鎂合金板件由于尺寸過小，無法方便快捷地固定在混響室的窗口，為此設(shè)計(jì)和制造了混響箱，可等效成一個(gè)小的混響室，針對(duì)小試件的測(cè)試有很好的效果。

圖1 攪拌摩擦焊有限元模型示意圖Fig.1 Finite element model schematic of FSW

4.1 混響箱設(shè)計(jì)及隔聲試驗(yàn)

混響箱可用于在有限的空間里產(chǎn)生自由散射聲場(chǎng)，使聲場(chǎng)中測(cè)得的點(diǎn)聲壓均布。本文中的混響箱是按照GBJ 47—3《聲學(xué)——混響室法吸聲系數(shù)測(cè)量規(guī)范》自行設(shè)計(jì)加工的，采用雙層鋼板結(jié)構(gòu)，中間填充玻璃棉和空氣，箱壁剖面結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 箱壁結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Box wall structure schematic

對(duì)于體積小于200 m3的混響室，混響聲場(chǎng)下限頻率f與體積V具有式（4）所示的關(guān)系[9]，混響箱三邊尺寸具有式（5）所示的關(guān)系[10]

此外，混響箱內(nèi)的最大線度lmax和體積V有如下關(guān)系[10]

結(jié)合式（4）～式（6），確定混響箱的外部尺寸為1.36 m×1.57 m×1.07 m。并由公式計(jì)算得混響箱測(cè)量的下限頻率為670 Hz。

設(shè)計(jì)制造后進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，混響箱總隔聲量高于40 dB。對(duì)設(shè)計(jì)制造的混響箱從混響時(shí)間和聲場(chǎng)均勻度兩方面驗(yàn)證是否達(dá)到了試驗(yàn)的要求。

混響時(shí)間為聲場(chǎng)穩(wěn)定后中斷聲源，聲壓級(jí)從穩(wěn)定狀態(tài)下降到60 dB所需要的時(shí)間。為了測(cè)得混響箱的混響時(shí)間，對(duì)下列頻率序列進(jìn)行了測(cè)試：125 Hz、250 Hz、500 Hz、1 000 Hz、2 000 Hz、4 000 Hz和8 000 Hz。

由表1也可以看出，混響箱在各頻率下均有較長(zhǎng)的混響時(shí)間，達(dá)到了試驗(yàn)測(cè)試的要求。

表1 混響箱的混響時(shí)間Table 1 Reverberation time of reverberation chamber

為了驗(yàn)證混響箱內(nèi)聲場(chǎng)分布的均勻度，對(duì)比了混響箱內(nèi)三個(gè)傳聲器測(cè)得的聲壓結(jié)果。同時(shí)，為了保證結(jié)果的可靠性，改變傳聲器的位置測(cè)量?jī)纱危ür1和工況2）來避免偶然性。圖3給出了混響箱內(nèi)聲壓級(jí)的分布。從圖3中也可以看到，同一工況下，3個(gè)傳聲器測(cè)得的聲壓級(jí)最大差值不超過3 dB；而不同工況下，聲壓級(jí)相差最大也只有4 dB，發(fā)生在630 Hz下，而這個(gè)頻率低于混響箱的下限頻率。在670 Hz以后，不同工況下聲壓級(jí)值的差別也是很小的；而且在下限頻率（670 Hz）以上的頻段內(nèi)聲壓級(jí)均超過了90 dB，即產(chǎn)生了1 Pa的白噪聲。因此，混響箱內(nèi)聲場(chǎng)分布是均勻的，適合作為產(chǎn)生混響激勵(lì)的裝置。

將設(shè)計(jì)加工的混響箱置于半消聲室內(nèi)，固定攪拌摩擦焊板件于混響箱的窗口，測(cè)量其隔聲量，結(jié)果如圖4所示。

圖3 3個(gè)測(cè)點(diǎn)聲壓三分之一倍頻程Fig.3 Sound pressure of three measurement points under one-third octave

圖4 隔聲量的試驗(yàn)與仿真對(duì)比Fig.4 Transmission loss comparison between experiment and simulation

4.2 仿真分析

在混響箱的下限頻率670 Hz以下的頻段內(nèi)，試驗(yàn)結(jié)果不可靠加之低頻范圍內(nèi)邊界條件影響比較大，仿真與試驗(yàn)吻合程度會(huì)大大降低，因此嘗試使用FE-SEA混合法計(jì)算中頻范圍的隔聲量。由于焊接會(huì)改變材料屬性及結(jié)構(gòu)，直接使用網(wǎng)格模型無法定義這些參數(shù)，必須將圖1中計(jì)算的約束模態(tài)導(dǎo)入進(jìn)去，作為一個(gè)中間結(jié)果，這樣才可以準(zhǔn)確計(jì)算攪拌摩擦焊鎂合金板的隔聲量。FE-SEA混合模型如圖5所示。

將仿真在100～4 000 Hz的隔聲量與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖4所示。從圖4可看出，在670 Hz的下限頻率范圍內(nèi)，由于試驗(yàn)結(jié)果及邊界條件的影響，仿真與試驗(yàn)相差比較大，用仿真來預(yù)測(cè)實(shí)際隔聲量，準(zhǔn)確度比較低；超過670 Hz，仿真與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，最大差值不過3 dB，在工程誤差許可的5 dB范圍內(nèi)。

圖5FE-SEA混合模型Fig.5 FE-SEA hybrid model

5 攪拌摩擦焊鎂合金板隔聲特性

5.1 焊接前后隔聲量的對(duì)比

為了研究攪拌摩擦焊對(duì)鎂合金板隔聲特性的影響，分析和對(duì)比了焊接前后鎂合金板的隔聲量，為避免結(jié)果存在偶然性，計(jì)算2 mm和4 mm厚的鎂合金板焊接前后的隔聲，結(jié)果如圖6所示。

圖6 焊接前后隔聲量的對(duì)比Fig.6 TL comparisons between welded and un-welded one

在混響箱下限頻率670 Hz以下的范圍內(nèi)，仿真并不能準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)實(shí)際隔聲量，因此不作分析。670～1 600 Hz內(nèi)，隔聲量處于質(zhì)量控制的區(qū)域，隨著面密度的增加而增大，因此4 mm的鎂合金板隔聲量要大于2 mm的；超過1 600 Hz，4 mm鎂合金板進(jìn)入吻合效應(yīng)的低谷區(qū)域，而2 mm的依然處于質(zhì)量控制區(qū)域，隔聲量隨著頻率的增加呈現(xiàn)出上升趨勢(shì)，因此會(huì)出現(xiàn)2 mm的隔聲量反而大于4 mm的情形。兩種厚度的鎂合金板在質(zhì)量控制區(qū)的頻帶內(nèi)，由于焊接對(duì)面密度影響較小，而且成形質(zhì)量非常好，隔聲基本一致，吻合低谷范圍內(nèi)，隔聲由阻尼控制，眾多學(xué)者在對(duì)AZ31B鎂合金性能進(jìn)行研究時(shí)，發(fā)現(xiàn)劇烈變形對(duì)該合金微觀組織和力學(xué)性能都有較大的影響，會(huì)導(dǎo)致合金室溫阻尼性能略有降低[11～15]。對(duì)鎂合金焊接過程進(jìn)行模擬，觀察到焊接會(huì)產(chǎn)生大的塑性變形，如圖7所示，這導(dǎo)致焊接后的隔聲相對(duì)焊接前有所不足。

圖7 FSW過程產(chǎn)生的塑性變形Fig.7 The plastic strain of FSW process

5.2 焊接速度對(duì)隔聲量的影響

焊接速度是焊接過程中的一個(gè)重要參數(shù)，為此，焊接速度從30 mm/min改變到70 mm/min，步長(zhǎng)為20 mm/min，得到各焊接速度下的隔聲量曲線如圖8所示。

圖8 不同焊接速度下的隔聲量曲線Fig.8 Transmission loss curve of different welding speeds

從圖8可以看出，在670～1 600 Hz的范圍內(nèi)，同一工況下的隔聲量隨著頻率的增加而增加，但是不同工況下的隔聲量卻因焊接速度不同，呈現(xiàn)出比較明顯的差別，當(dāng)焊接速度為30 mm/min時(shí)，隔聲量相對(duì)其他兩種焊接速度更大，如圖9所示是不同焊接速度下的振動(dòng)速度曲線，表明在670～1 600 Hz內(nèi)，焊接速度為30 mm/min時(shí)，產(chǎn)生的振動(dòng)速度總體而言最小，板件的輻射噪聲就會(huì)相對(duì)比較小，導(dǎo)致隔聲量變大。在1 600～4 000 Hz內(nèi)，不同焊接速度下的隔聲量相差不大，從圖9也可以看出，振動(dòng)速度的變化并不明顯，而是彼此之間上下浮動(dòng)。因此在實(shí)際應(yīng)用中，有必要根據(jù)關(guān)心的頻段，選擇合適的焊接速度，以最大化改善隔聲性能。

圖9 不同焊接速度下的振動(dòng)速度曲線Fig.9 Vibration velocity curve of different welding speeds

5.3 攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度對(duì)隔聲量的影響

攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度對(duì)焊接也是至關(guān)重要的因素，改變旋轉(zhuǎn)速度從600 r/min到1 000 r/min，步長(zhǎng)為200 r/min，得到各工況下的隔聲量曲線（如圖10所示）。

圖10 不同旋轉(zhuǎn)速度下的隔聲量曲線Fig.10 Transmission loss curve of different rotation speeds

從圖10可以看出，在670～1 600 Hz內(nèi)，同一工況下的隔聲量隨著頻率的增加而增加，但是不同工況下的隔聲量卻因攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度不同，呈現(xiàn)出比較明顯的差別，當(dāng)旋轉(zhuǎn)速度為800 r/min時(shí)，隔聲量相對(duì)其他兩種旋轉(zhuǎn)速度更大。1 600～4 000 Hz頻段內(nèi)，隔聲量隨旋轉(zhuǎn)速度的變化，并沒有呈現(xiàn)出明顯的改變。產(chǎn)生這些現(xiàn)象的具體原因歸根結(jié)底也是因?yàn)檎駝?dòng)速度不同導(dǎo)致的，在此不再詳述。因此，并不是攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度越大或者越小越好，而是要選擇一個(gè)合適的速度才會(huì)有最佳的隔聲性能。

6 結(jié)語(yǔ)

1）使用ABAQUS中的自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)，不僅考慮大的塑性變形，而且準(zhǔn)確地模擬了鎂合金攪拌摩擦焊的過程?？梢郧宄亓私夂附訉?dǎo)致的變化和為后續(xù)聲學(xué)計(jì)算提供約束模態(tài)，解決了材料屬性難以確定的問題，一定程度上實(shí)現(xiàn)了焊接與聲學(xué)的結(jié)合。

2）使用FE-SEA混合法計(jì)算焊接件的隔聲量，與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，吻合良好，表明此種方法用來快而準(zhǔn)地預(yù)測(cè)焊接件的隔聲量行之有效。

3）對(duì)比焊接前后鎂合金板件的隔聲量，發(fā)現(xiàn)在吻合低谷區(qū)，塑性變形導(dǎo)致焊接區(qū)阻尼減小，焊接后板件的隔聲量有所降低。

4）分別改變焊接速度和攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度，觀察其對(duì)隔聲量的影響，結(jié)果表明，這些參數(shù)都需要合理的設(shè)置，例如，攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度并非越大或者越小，隔聲性能就越佳。

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Research on sound insulation
characteristics of the friction stir welding magnesium alloy

Liu Chengwu1，Qian Linfang2

(1.School of Mechanical&Automotive Engineering，F(xiàn)ujian University of Technology，F(xiàn)uzhou 350118，China；2.School of Mechanical Engineering，Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094，China)

The friction stir welding(FSW)on magnesium alloy has already been widely used.Therefore，the research on its sound insulation characteristics appears particularly significant.Based on the adaptive meshing technique，the FSW procedure was numerically simulated to provide constraint mode for the next acoustic calculation，which solved the problem of the material properties and achieved a combination of welding and acoustic to some extent.Subsequently，designing and manufacturing a reverberation box to measure transmission loss(TL)of the welded magnesium alloy plate，which could make up the shortage of a reverberation chamber in measuring the little specimen.Based on FE-SEA hybrid method，the method was employed to calculate the TL which was then compared with the experimental one and showed better consistency，prove feasible to predict the TL in FSW on magnesium alloy.Comparisons between the welded magnesium alloy plate TL and the unwelded one could find that TL is reduced after welding.Changing the welding speed and the stir head rotation speed respectively to observing TL in order to study the influence of the welding parameters，which proves that the parameters should be required to set reasonable and neither the bigger nor smaller parameters is better.

friction stir welding；reverberation box；FE-SEA hybrid method；welding speed；stir head rotation speed

TB532

A

1009-1742（2014）08-0093-06

2013-11-15

國(guó)家863計(jì)劃項(xiàng)目（2012AA1111050）；福建省科技計(jì)劃重點(diǎn)項(xiàng)目（2013H0001）；福州市科技計(jì)劃項(xiàng)目（2012-G-108，2013-G-90）；福建省汽車電子與電驅(qū)動(dòng)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放基金（ZDKA1301）

劉成武，男，1975年出生，安徽樅陽(yáng)縣人，副教授，博士，研究方向?yàn)闄C(jī)械結(jié)構(gòu)振動(dòng)與噪聲控制、多學(xué)科結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化；E-mail：liucw@fjut.edu.cn