陳忠海，謝美芬，陳家慶，吳春誠(chéng)，白若琦，程城遠(yuǎn)，邱曉華

（1.溫州科技職業(yè)學(xué)院，浙江溫州325006；2.北京石油化工學(xué)院，北京102617）

基于材料變粘度模型的摩擦液柱成形CFD數(shù)值模擬

陳忠海1，謝美芬1，陳家慶2，吳春誠(chéng)1，白若琦1，程城遠(yuǎn)1，邱曉華1

（1.溫州科技職業(yè)學(xué)院，浙江溫州325006；2.北京石油化工學(xué)院，北京102617）

采用Gambit軟件建立了摩擦液柱成形過(guò)程流場(chǎng)二維軸對(duì)稱變粘度模型，運(yùn)用商業(yè)計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）軟件Fluent對(duì)單元成形過(guò)程中穩(wěn)態(tài)階段塑性金屬的流動(dòng)情況進(jìn)行了數(shù)值模擬。通過(guò)改變模擬過(guò)程中的進(jìn)給速度或旋轉(zhuǎn)速度，保持其他參數(shù)不變的情況下分析了塑性金屬速度場(chǎng)、壓力場(chǎng)的變化情況，對(duì)比了理想等粘流體模型和實(shí)際變粘流體模型的差異。結(jié)果表明，金屬棒的進(jìn)給速度對(duì)流體壓力場(chǎng)的影響顯著；隨著旋轉(zhuǎn)速度的增加，金屬棒壁面以及底部的流體速度顯著增加，該區(qū)域是單元成形過(guò)程中的主要產(chǎn)熱區(qū)。

摩擦液柱成形；變粘度；摩擦疊焊；計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)；數(shù)值模擬

0 前言

摩擦疊焊是由英國(guó)焊接研究所（TWI）于1991年前后發(fā)明的一種新型固相連接技術(shù)，在材料的成形加工尤其是鋼結(jié)構(gòu)裂紋的水下維修方面具有巨大的應(yīng)用潛力[1]。摩擦疊焊的基本單元成形過(guò)程為摩擦液柱成形（Friction Hydro Pillar Processing，F(xiàn)HPP），一系列沿著預(yù)定軌跡相互搭接的FHPP便構(gòu)成了摩擦疊焊。因此，圍繞FHPP單元過(guò)程中塑性金屬的流動(dòng)、受力、產(chǎn)熱等問(wèn)題進(jìn)行理論或?qū)嶒?yàn)研究，對(duì)揭示摩擦疊焊的成形機(jī)理和連接特性具有重要意義。本研究在理想模型的基礎(chǔ)上，采用變粘度模型進(jìn)行數(shù)值模擬，以期得到更多對(duì)實(shí)驗(yàn)研究具有參考和指導(dǎo)意義的結(jié)論，為后續(xù)開(kāi)展熱力耦合的數(shù)值模擬奠定堅(jiān)實(shí)基礎(chǔ)。

1 相關(guān)文獻(xiàn)回顧

目前國(guó)內(nèi)外針對(duì)FHPP進(jìn)行的研究主要集中在焊縫微觀組織及力學(xué)性能上，而對(duì)成形過(guò)程中塑性金屬材料流動(dòng)機(jī)理的研究尚處于探索階段。德國(guó)GKSS研究中心的研究人員采用鎳棒作為示蹤物質(zhì)，對(duì)塑性金屬的流動(dòng)情況建立了初步認(rèn)識(shí)。但由于無(wú)法實(shí)時(shí)觀察內(nèi)部金屬的流動(dòng)情況，因此有一定的局限性，而對(duì)FHPP進(jìn)行數(shù)值模擬研究則始于美國(guó)南卡羅萊納大學(xué)。美國(guó)南卡羅萊納大學(xué)機(jī)械工程系的研究人員對(duì)鈦、鋁等輕金屬材料的摩擦疊焊成形問(wèn)題進(jìn)行了理論和實(shí)驗(yàn)研究，采用FEMLAB軟件對(duì)FHPP過(guò)程中熱量在金屬母板中的循環(huán)情況進(jìn)行了模擬，建立了一個(gè)二維模型，如圖1所示（1～4所圍金屬區(qū)域?yàn)槠淠M部分），并設(shè)置了四個(gè)邊界，邊界1為孔洞內(nèi)壁區(qū)域，是主要的熱流區(qū)；邊界2為金屬母材底部區(qū)域，通過(guò)該邊界，熱量由鋁傳向外界的鋼材料；邊界3、4為頂部面與母材外側(cè)面。整個(gè)計(jì)算區(qū)域劃分網(wǎng)格單元33 280個(gè)，其中邊界單元384個(gè)。模擬結(jié)果和實(shí)測(cè)溫度誤差約在10％，其中焊縫處接近2％；離焊縫較遠(yuǎn)區(qū)域最高溫度543℃誤差較大[2]。該模型僅簡(jiǎn)單模擬了FHPP過(guò)程中的熱量循環(huán)情況，且做了較多的假設(shè)，對(duì)于FHPP過(guò)程中的壓力場(chǎng)、速度矢量場(chǎng)等均未涉及。

圖1 FHPP熱循環(huán)模型示意Fig.1 Schematic illustration of thermal cycling model in FHPP

采用商業(yè)CFD手段對(duì)摩擦焊接類(lèi)固相連接過(guò)程中塑性金屬的流動(dòng)情況進(jìn)行數(shù)值模擬是最近幾年興起的研究工作，迄今相對(duì)值得借鑒的研究工作主要結(jié)合攪拌摩擦焊（Friction StirWelding，F(xiàn)SW）來(lái)開(kāi)展。代表性的研究單位有美國(guó)南卡羅萊納大學(xué)、英國(guó)劍橋大學(xué)等。

2003年，美國(guó)南卡羅萊納大學(xué)的Reynolds與德國(guó)安德烈亞斯施蒂爾兩合公司的Seidel等人基于流體力學(xué)理論，采用商業(yè)CFD軟件建立了二維攪拌摩擦焊（FSW）成形過(guò)程的數(shù)值模型，并通過(guò)改變材料特性和焊接參數(shù)預(yù)測(cè)了焊縫塑性金屬的流動(dòng)趨勢(shì)[3-4]。該研究表明，在較高的溫度和應(yīng)變率情況下粘度仍然非常大，可達(dá)10 000Pa·S（甚至更高）；同時(shí)指出塑性金屬的雷諾數(shù)很?。s0.000 1），并以此為基礎(chǔ)來(lái)判定塑性金屬流動(dòng)狀態(tài)為層流而非紊流。2006年，Reynolds和Long等人再次對(duì)FSW成形過(guò)程進(jìn)行了二維數(shù)值模擬，主要研究了材料特性以及轉(zhuǎn)速、焊接速度等參數(shù)變化對(duì)成形過(guò)程的影響[5]。模擬過(guò)程中的熱量主要由流體粘性耗散產(chǎn)生，并將該模型看作是一系列粘-彈性流體通過(guò)一個(gè)旋轉(zhuǎn)的錐形攪拌頭。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，靠近攪拌頭附近的流體溫度遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于其他位置，同時(shí)在不同的焊接速度和旋轉(zhuǎn)速度下，得到了三種比較典型的流線圖，并在保持其他參數(shù)不變的情況下，分析了粘度、熱耗散、軸向力產(chǎn)生的影響。

2004年前后，英國(guó)劍橋大學(xué)的Colegrove等人采用商業(yè)CFD軟件建立了二維、三維FSW成形過(guò)程的數(shù)值模型[6-10]。二維數(shù)值模擬結(jié)果表明，采用滑動(dòng)模型和粘性模型所得到的材料流動(dòng)性差別比較大。在滑動(dòng)模型中，攪拌頭后方出現(xiàn)了流線圖膨脹現(xiàn)象，而前進(jìn)側(cè)出現(xiàn)了材料的拖拽現(xiàn)象。三維數(shù)值模型熱源由一個(gè)球狀熱源和攪拌頭附近的一個(gè)局部熱源兩部分組成，模擬時(shí)采用的網(wǎng)格較為粗糙，攪拌頭附近區(qū)域的一些重要細(xì)節(jié)均未考慮。2006年，Colegrove等人再次采用商業(yè)CFD軟件對(duì)7449厚鋁合金板的FSW成形過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬[11]，對(duì)比了不同攪拌頭橫截面、轉(zhuǎn)速所產(chǎn)生的影響，分析了不同攪拌頭產(chǎn)生的壓力分布與所引起的變形區(qū)域大小，以及如何減小攪拌頭在焊縫成形方向所受的壓力，得出了合適的數(shù)值模擬模型和合理轉(zhuǎn)速，并認(rèn)為焊接過(guò)程中的產(chǎn)熱量與攪拌頭形狀沒(méi)有明顯聯(lián)系，但與材料的塑性化有一定關(guān)系，且與軸肩接觸面積的關(guān)系最為密切。

此外，美國(guó)賓夕法利亞州立大學(xué)材料科學(xué)與工程系的Nandan、Roy和美國(guó)Los Alamos國(guó)家實(shí)驗(yàn)室材料科學(xué)與技術(shù)部的Lienert、DebRoy等人，對(duì)304不銹鋼FSW成形過(guò)程中的粘塑性流動(dòng)和溫度場(chǎng)進(jìn)行了三維數(shù)值模擬[12]。國(guó)內(nèi)一些學(xué)者也采用CFD數(shù)值模擬手段嘗試FSW成形過(guò)程中塑性金屬的流動(dòng)情況進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，主要方法分為兩類(lèi)：第一類(lèi)是將FSW成形過(guò)程中塑性金屬材料的流動(dòng)視為層流、粘性、非牛頓流體。例如哈爾濱工業(yè)大學(xué)趙衍華、林三寶等人的工作[13-14]。第二類(lèi)是將攪拌摩擦焊過(guò)程中的流體流動(dòng)狀態(tài)當(dāng)作湍流來(lái)計(jì)算，例如甘肅理工大學(xué)王希婧等人的工作[15-17]。

文獻(xiàn)[18]探討了理想情況下塑性金屬速度場(chǎng)、壓力場(chǎng)的分布以及流動(dòng)狀態(tài)，揭示了塑性金屬在孔洞內(nèi)部的流動(dòng)情況，為了能更加準(zhǔn)確的對(duì)FHPP的內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行分析，采用更貼近實(shí)際的變粘度模型進(jìn)行仿真顯得尤為必要。

2 CFD模型和初步計(jì)算結(jié)果

2.1 幾何模型的建立及網(wǎng)格劃分

如圖2所示，以ABCDEFGH圍成的區(qū)域以及金屬基板母材部分的固體區(qū)域來(lái)建立本次模擬模型，將外圍部分的金屬母材（PQRSTM）設(shè)置為固體區(qū)域，主要用于計(jì)算熱量在該區(qū)域的傳遞。

圖2 摩擦疊焊單元成形過(guò)程示意Fig.2 Schematic illustration of FHPP

采用Fluent軟件包的前處理軟件Gambit建立FHPP單元過(guò)程的二維軸對(duì)稱模型，如圖3所示，模型孔徑D取為φ16mm，金屬棒直徑d為φ14mm。塑性金屬區(qū)域的總高度H設(shè)置為12mm，底部塑性金屬區(qū)域厚度h=3mm。流體區(qū)域面網(wǎng)格劃分間距選用0.05，固體區(qū)域面網(wǎng)格劃分的間距選用0.1，將速度入口邊界GF、內(nèi)部旋轉(zhuǎn)邊NG與EF、孔洞內(nèi)壁面AB與MC以及底邊BC設(shè)置邊界層，進(jìn)行網(wǎng)格加密，相鄰兩層間距比設(shè)為1.1，共4層，生成351 500個(gè)四邊形單元。

圖3 FHPP單元過(guò)程模擬用模型網(wǎng)格劃分示意圖Fig.3 Schematic illustration ofmesh plot for FHPP sim-ulaiton

2.2 控制方程

采用的控制方程包括質(zhì)量守恒方程（連續(xù)性方程）、動(dòng)量守恒方程和能量守恒方程，這里分別進(jìn)行介紹。

（1）連續(xù)性方程采用Eulerian方程。由于材料是不可壓縮流，密度為常數(shù)，故連續(xù)性方程

式中ui、uj為兩個(gè)方向上的速度；xi、xj為兩個(gè)方向上的坐標(biāo)矢量。

（2）動(dòng)量守恒方程為Navier-Stokes方程。在穩(wěn)態(tài)流體流動(dòng)中，忽略重力和外部體積力

式中ρ為材料平均密度；p為流體靜態(tài)壓力；τij為剪切應(yīng)力張量。

（3）穩(wěn)態(tài)能量守恒公式

2.3 材料物理特性

塑性流動(dòng)的金屬（忽略彈性變形）是一種高粘度、不可壓縮的非牛頓、層流流體。由文獻(xiàn)[19]可知，塑性金屬的粘度在流場(chǎng)計(jì)算過(guò)程中是一個(gè)非常重要的物理參數(shù)，它與溫度和應(yīng)變率有關(guān)。本次數(shù)值模擬采用2014鋁合金的性質(zhì)參數(shù)，其粘度的表達(dá)式如下

式中ξ為材料的應(yīng)變率；T為絕對(duì)溫度；α流變應(yīng)力常數(shù)；W為激活能（單位：J·mol-1）；R為氣體常數(shù)（單位：J·mol-1·K-1）。

[20]給出了式中α、A、n、W等與材料相關(guān)的參數(shù)，分別選取α=0.0118MPa-1，ln A=31.43 s-1，W=176 867 J·mol-1，n=5.6，R=8.314 J·mol-1·K-1。鋁的密度選為2.8 g·m-3，擬合得到鋁合金的熱導(dǎo)率和定壓比熱容分別為

上式為模擬過(guò)程中粘度的計(jì)算式，解算過(guò)程中，每一步迭代計(jì)算時(shí)，該粘度都要被重新計(jì)算，因此必須通過(guò)Fluent軟件包的用戶自定義函數(shù)（User Defined Function，UDF）功能將該粘度決定式引入模型，由Fluent求解器調(diào)用求解。UDF程序?yàn)镃語(yǔ)言程序，并由FLUENT規(guī)定的宏編寫(xiě)。

2.4 初步計(jì)算結(jié)果及與理想情況對(duì)比

變粘度情況下，整個(gè)計(jì)算過(guò)程總共迭代10 000步左右后收斂。進(jìn)給速度3mm/s、轉(zhuǎn)速6000 r/min下，等粘度理想流體（12 000 Pa·s）和變粘度流體的壓力分布云圖如圖4所示。由圖4a可知，假設(shè)流體粘度恒定為12 000Pa·s時(shí)，流體底部的壓力分布幾乎恒定，變化非常細(xì)微，最大值10MPa，在兩側(cè)的環(huán)形間隙處，壓力沿出口方向呈階梯狀遞減到0。實(shí)際上，單元成形過(guò)程中流體粘度會(huì)隨溫度和切應(yīng)力變化，因此變粘度情況下的壓力更接近實(shí)際值。由圖4b可知，此時(shí)流體最大壓力達(dá)到19MPa，明顯大于粘度恒定為12 000Pa·s時(shí)的壓力。底部壓力分布不再如理想情況下那樣保持恒定，對(duì)稱軸位置為壓力最高區(qū)域，然后向兩邊逐漸減小。在理想狀態(tài)下，影響流體壓力的最主要因素為入口處的進(jìn)給速度；變粘度狀態(tài)下，流體壓力不僅受到來(lái)自入口處進(jìn)給速度的影響，還受到流體自身因粘度變化而引起的壓力變化。

圖4 CFD數(shù)值模擬得到的FHPP壓力分布云圖Fig.4 Contour of pressure distribution for FHPP by CFD simulation

圖5為進(jìn)給速度3mm/s、轉(zhuǎn)速6 000 r/min下，等粘度理想流體（12 000 Pa·s）和變粘度流體的速度分布云圖。由于流體內(nèi)部塑性金屬的粘度一致，故流體速度主要受旋轉(zhuǎn)速度的影響，由圖5a可知，在攪拌力的作用下，入口面以下大部分塑性金屬都受到很大的影響，僅在中間位置，由于入口面的旋轉(zhuǎn)線速度較小，此處的速度變化并不明顯。由圖5b可知，變粘度情況下，流體速度較大的區(qū)域主要集中在旋轉(zhuǎn)線速度較高的邊界附近。這些區(qū)域受到攪拌作用最為明顯，摩擦產(chǎn)生的熱量可使金屬棒塑性化，同時(shí)影響母材的微觀組織。對(duì)比可知，理想狀態(tài)時(shí)大部分流體受到的攪拌力作用都異常顯著，僅中心位置以及底部等區(qū)域的流體速度較??；而變粘情況下僅靠近旋轉(zhuǎn)面塑性金屬受到的攪拌作用明顯，流體速度很大（最大可達(dá)4.4m/s），中心及底部較大區(qū)域的流體流動(dòng)速度都很小，流動(dòng)速度介于0～0.22m/s之間。

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 旋轉(zhuǎn)速度影響

旋轉(zhuǎn)速度是FHPP單元成形過(guò)程的一個(gè)重要參數(shù)，金屬棒的高速旋轉(zhuǎn)是摩擦熱產(chǎn)生的主要原因，也是塑性金屬材料流動(dòng)的源動(dòng)力之一。圖6是進(jìn)給速度0.5mm/s時(shí)，不同轉(zhuǎn)速下距底面2mm水平位置處等粘度理想流體（12 000 Pa·s）和變粘度流體的線速度分布曲線圖。由圖6a可知，對(duì)于理想流體模型而言，塑性金屬在底部區(qū)域距對(duì)稱軸0～2mm時(shí)流速增長(zhǎng)率較大；在距對(duì)稱軸2～6mm之間時(shí)，塑性金屬的流速仍然處于上升階段，但增幅明顯減小。由圖6b可知，在該位置的水平切片中，流體的速度峰值出現(xiàn)在距對(duì)稱軸5mm處。旋轉(zhuǎn)速度為2 000 r/min時(shí)的最大速度約為0.2m/s，塑性金屬線速度隨旋轉(zhuǎn)速度增大而增大，轉(zhuǎn)速為6 000 r/min時(shí)流體的最大線速度約為0.9m/s。不同旋轉(zhuǎn)速度下，流速最小值和最大值之間流體的速度增長(zhǎng)率均幾乎成線性變化。各轉(zhuǎn)速下，流體線速度峰值的位置略有不同，旋轉(zhuǎn)速度越大，峰值速度越靠近出口位置附近，但都在4～5mm之間達(dá)到速度峰值，此后流體速度開(kāi)始下降，最后在孔洞的邊緣位置處降為0。

圖5 CFD數(shù)值模擬得到的FHPP速度分布云圖Fig.5 Contour of velocity distribution for FHPP by CFD simulation

圖6 距底面2mm處流體速度矢量分布曲線Fig.6 Distribution of velocity magnitude in horizontal pass 2mm from bottom ofmodel

由圖6可知，兩種狀態(tài)下，各個(gè)轉(zhuǎn)速引起的流體速度在上升階段有較大差別，且在間隙處也有一定的區(qū)別。但理想流體模型時(shí)，流體在間隙處基本上呈線性減少趨勢(shì)；而變粘流體模型時(shí)，流體速度在靠近孔洞附近區(qū)域有個(gè)平緩的衰減過(guò)程。

3.2 進(jìn)給速度影響

軸向壓力與旋轉(zhuǎn)速度一樣，也是FHPP單元成形過(guò)程的一個(gè)重要的參數(shù)。由于軸向力大小和金屬棒的進(jìn)給速度有著密切聯(lián)系，進(jìn)給速度越大，產(chǎn)生的軸向力也越大，故此處通過(guò)進(jìn)給速度的變化間接討論軸向壓力的影響。保持入口面和模型內(nèi)表面旋轉(zhuǎn)速度（6 000 r/min）不變，分析不同進(jìn)給速度（0.5mm/s、1mm/s、2mm/s、3mm/s、4.2mm/s）對(duì)流體產(chǎn)生的影響。

圖7為等粘度理想流體（12 000Pa·s）和變粘度流體在距離底面2mm處水平方向上的壓力分布情況。如圖7a所示，不同進(jìn)給速度下塑性金屬在不同區(qū)域的壓力變化不明顯。由圖7b可知，在不同的進(jìn)給速度作用下，內(nèi)部塑性金屬在同一水平面上產(chǎn)生的壓力相差較大，進(jìn)給速度為0.5mm/s時(shí)流體內(nèi)部的最大壓力約為2.8MPa，而進(jìn)給速度為4.2mm/s時(shí)流體的最大壓力約為23MPa。進(jìn)給速度不同時(shí)，雖然最終的壓力各不相同，但在底部對(duì)稱軸區(qū)域塑性金屬流體的壓力均為該進(jìn)給速度下的最高值，且高壓區(qū)范圍非常小，僅僅局限在旋轉(zhuǎn)對(duì)稱軸附近的小部分區(qū)域，流體的壓力沿著徑向向外逐漸減小，在間隙某個(gè)位置降為最低，而孔洞內(nèi)壁面處的壓力又略有所回升。這是由于流體受到擠壓作用后，一部分材料填充金屬棒塑性化后留下的空間，另一部分在軸向力的擠壓下向四周擴(kuò)散，填充孔洞徑向間隙造成的壓力降。

圖7 距離底面2mm處水平方向壓力分布曲線Fig.7 Distribution of pressuremagnitude in horizontal pass 2mm from bottom ofmodel

轉(zhuǎn)速6 000 r/min、進(jìn)給速度為3mm/s時(shí)，理想流體模型和變粘流體模型時(shí)塑性金屬的壓力變化曲線對(duì)比如圖8所示。由圖8可知，在相同的進(jìn)給速度下，粘度的大小也影響著流體內(nèi)部的壓力分布情況。變粘度時(shí)的壓力明顯大于理想狀態(tài)時(shí)流體的壓力，且流體中心區(qū)域的壓力最高，但該區(qū)域的范圍非常?。欢硐肓黧w模型中，塑性金屬在底部被擠壓區(qū)域的壓力只有非常微小的變化。在徑向間隙處，兩者壓力均有所降低，但變粘度情況下壓力降低的相對(duì)幅度更大一些，理想狀態(tài)下壓力變化的幅度相對(duì)平緩；在靠近孔洞內(nèi)表面處，兩種情況下的壓力均有所回升。

可知金屬棒的進(jìn)給速度對(duì)塑性金屬的壓力分布起著重要作用，但對(duì)塑性金屬流動(dòng)速度的影響并不明顯，這說(shuō)明在FHPP單元成形過(guò)程中可以通過(guò)提高金屬棒的進(jìn)給速度來(lái)提高塑性金屬流體內(nèi)部的壓力以及摩擦面上的摩擦力，從而改善FHPP單元成形過(guò)程最終的成形質(zhì)量。

圖8 理想、變粘狀態(tài)下的壓力分布曲線對(duì)比Fig.8 Com parison of pressuremagnitude in varying viscosity and constant viscosity condition

3.3 金屬棒與孔洞形狀的優(yōu)化

圖9為變粘狀態(tài)下孔洞底部為直角和圓弧倒角時(shí)的速度矢量分布。由圖9a可知，孔洞底部?jī)蓚?cè)死角”位置處幾乎不存在流體流動(dòng)。在實(shí)際單元成形過(guò)程中，塑性金屬在軸向壓力擠壓下向兩邊擴(kuò)散的同時(shí)還有向上翻的運(yùn)動(dòng)，在壓力不夠大的情況下，塑性金屬這種運(yùn)動(dòng)常導(dǎo)致平底孔“死角”位置處無(wú)塑性金屬填充，底部的部分區(qū)域經(jīng)常出現(xiàn)缺陷，這與理論分析的結(jié)果基本吻合。由圖9b可知，孔洞底部為倒角時(shí)底部邊緣處塑性金屬的流速明顯較直角孔底的大。此外，靠近倒角附近區(qū)域的流體速度比其他位置小，對(duì)稱軸底部區(qū)域的流體速度也較小。這些區(qū)域的塑性金屬隨著摩擦面的上升，金屬的可塑性隨之降低，這與實(shí)際的成形結(jié)果較為吻合。這些位置均為易出現(xiàn)缺陷的地方，通過(guò)底部倒角以及增大壓強(qiáng)可以大大改善試樣底部的填充情況。

圖9 變粘流體模型時(shí)FHPP底部速度矢量分布對(duì)比Fig.9 Distribution of velocity vector at the bottom of FHPP by variable viscosity fluid model

圖10為平底孔洞和帶倒角孔洞的FHPP單元成形試樣軸截面實(shí)物照片。由圖10a可以看出，平底孔洞在底部?jī)蓚?cè)位置存在較為明顯的缺陷，兩側(cè)底部均沒(méi)有金屬填充；而帶倒角孔洞底部?jī)蓚?cè)填充較充分。由已完成的焊接實(shí)驗(yàn)可知，多數(shù)FHPP單元成形試樣平底孔洞試樣在轉(zhuǎn)速為2 000～5 000 r/min時(shí)，底部均存在不同程度的缺陷。

圖10 FHPP單元成形缺陷對(duì)比Fig.10 Com parison of FHPP form ing defection

4 結(jié)論

（1）采用商業(yè)計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)軟件Fluent建立了FHPP單元過(guò)程的二維軸對(duì)稱模型，將成形過(guò)程中的金屬看做塑性流體，對(duì)穩(wěn)態(tài)階段塑性金屬的流動(dòng)情況進(jìn)行數(shù)值模擬，揭示了FHPP過(guò)程中塑性金屬的流動(dòng)狀況。

（2）在距底面2mm處水平位置，變粘狀態(tài)下，流體速度的變化梯度較大，在速度上升階段，幾乎成線性上升的趨勢(shì)，下降階段在出口處流體速度變換有個(gè)平穩(wěn)衰減的過(guò)程。理想狀態(tài)下，流體速度在上升階段分兩段，前段速度變化較大，后段上升變緩；在下降階段，流體速度成線性減小。

（3）在距底面2mm處水平位置，變粘狀態(tài)下，流體的壓力變化顯著，中心位置的流體壓力遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其他位置，從中心到孔洞內(nèi)壁面，流體的壓力逐漸減小，在出口處有一個(gè)壓力減小再回升的過(guò)程。而理想狀態(tài)下，底部的壓力變化極小。

（4）通過(guò)塑性金屬的速度矢量，揭示了大部分實(shí)驗(yàn)試樣孔洞底部常常存在缺陷的原因。

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綜合力學(xué)性能，包括提高接頭的高溫蠕變強(qiáng)度和組織的穩(wěn)定性，降低焊縫及熱影響區(qū)的硬度。

焊后熱處理方法采用陶瓷加熱片加熱，加熱范圍以焊縫中心為基準(zhǔn)線，在焊縫寬度最大的一面，焊縫每邊的受控加熱寬度最小為焊縫的寬度或50mm兩者中的較小值，加熱區(qū)域以外的不小于100mm范圍應(yīng)予以保溫，避免產(chǎn)生有害的溫度梯度。按ASME材料分類(lèi)，主蒸汽管道材料屬于P-No.4組，焊后熱處理必須在最終射線檢查前進(jìn)行[3]，焊后熱處理參數(shù)按焊接工藝評(píng)定熱處理確定參數(shù)，進(jìn)行三個(gè)熱處理循環(huán)。

當(dāng)主蒸汽管道焊后不能立即進(jìn)行焊后熱處理時(shí)，必須立即進(jìn)行后熱，后熱溫度最低為148.9℃，但不高于回火溫度，時(shí)間不低于2 h/25mm?，F(xiàn)場(chǎng)實(shí)際后熱溫度150℃，保溫時(shí)間210min。

5 結(jié)論

通過(guò)嚴(yán)格的焊接過(guò)程控制，使用較低的焊接線能量，合理的焊工操作技藝，適宜焊前預(yù)熱溫度、層間溫度及焊后熱處理工藝，主蒸汽管道焊接可以獲得綜合性能優(yōu)良的焊接接頭。焊縫通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)施工后按ASME NC-5320、ND-5320要求100％射線檢驗(yàn)，獲得了較高的焊縫一次合格率，證明所實(shí)施的焊接技術(shù)完全有效可行。

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CFD numerical simulation of friction hydro pillar processing based on fluid model of varying viscosity

CHEN Zhonghai1，XIEMeifen1，CHEN Jiaqing2，WU Chuncheng1，BAIRuoqi1，CHENG Chengyuan1，QIU Xiaohua1
（1.Wenzhou Science Vocational College，Wenzhou 325006，China；2.Research Centre of Offshore Engineering Joining Technology，Beijing Institute of Petrochemical Technology，Beijing 102617，China）

A two-dimensional axisymmetric viscosity model of friction hydro pillar processing(FHPP)was established based on Gambit software.Using the commercial Computational Fluid Dynamics(CFD)software Fluent，the numerical simulation of plastic metal flow pattern was carried out in steady phase of FHPP.While keeping the other parameters constantly during the process of numerical simulation，the velocity field and static pressure field distribution change of viscosity metal plastic fluid during the forming process were analyzed by changing only one critical parameter respectively，such as the rotary speed and the feed rate ofmetal stud，compared the difference between the ideal and the viscosity fluid model.The results showed that the influence of the feeding speed of themetal stud on the fluid pressure field were significant；the fluid velocity in the inner wall and bottom of the metal stud increased significantly when the velocity of themetal stud increasing,and this cellwas themain heat produced zone.

friction hydropillarprocessing(FHPP)；viscosity；friction stitchwelding；computational fluid dynamics；numericalsimulation

TG453+.9

A

1001-2303（2015）07-0132-08

10.7512/j.issn.1001-2303.2015.07.29

2014-05-29；

2015-01-23

溫州市科技局項(xiàng)目（G20130029）

陳忠海（1990—），男，浙江永嘉人，講師，碩士，主要從事摩擦焊接技術(shù)的研究工作。