孫　云　谷松偉　趙　佳

(中國(guó)第一重型機(jī)械股份公司焊接研究所，遼寧116113)

基于ABAQUS的攪拌頭承載應(yīng)力分析及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

孫云谷松偉趙佳

(中國(guó)第一重型機(jī)械股份公司焊接研究所，遼寧116113)

摘要：在攪拌摩擦焊穩(wěn)定焊接階段，對(duì)攪拌頭的受力情況進(jìn)行了有限元分析。由于應(yīng)力集中的影響，攪拌針根部是攪拌頭承載能力最弱的部分。分析了不同結(jié)構(gòu)攪拌頭的受力情況。結(jié)果表明，圓錐形攪拌針承載能力優(yōu)于圓柱形攪拌針；平面軸肩優(yōu)于內(nèi)凹軸肩；攪拌針根部的過渡圓角半徑越大，應(yīng)力集中現(xiàn)象越小。

關(guān)鍵詞：攪拌摩擦焊；攪拌頭；結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)；應(yīng)力分析

攪拌摩擦焊是一種新型固相焊接技術(shù)，經(jīng)過了20多年的發(fā)展，在鋁、鎂等低熔點(diǎn)金屬及其合金以及鋼、鈦等高熔點(diǎn)金屬的焊接中均有應(yīng)用。攪拌摩擦焊具有焊接成本低，焊縫質(zhì)量高，殘余應(yīng)力小等特點(diǎn)[1]；焊接時(shí)無(wú)煙塵，符合綠色環(huán)保要求；對(duì)焊工技術(shù)水平要求低，便于實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化。攪拌摩擦焊已成功應(yīng)用于交通運(yùn)輸業(yè)、船舶制造業(yè)、建筑業(yè)、航空航天等領(lǐng)域，在重型容器的封根焊以及大型薄壁容器的焊接中應(yīng)用前景廣泛。

攪拌摩擦焊是在主軸的較大壓力下通過攪拌頭的高速旋轉(zhuǎn)，使被焊金屬受熱軟化，并在機(jī)械作用下產(chǎn)生塑性流動(dòng)，從而完成金屬的焊接。焊接過程中，攪拌頭屬于關(guān)鍵零部件，其材料、軸肩的形貌、攪拌針的形狀和尺寸以及攪拌頭的失效機(jī)理是眾多學(xué)者的研究重點(diǎn)[2]。在攪拌摩擦焊中攪拌頭承受軸向頂鍛力、徑向彎矩以及由摩擦力產(chǎn)生的與旋轉(zhuǎn)方向相反的轉(zhuǎn)矩，均是相對(duì)脆弱的部分，如果攪拌頭形狀和尺寸設(shè)計(jì)不合理，極易出現(xiàn)攪拌針折斷的危險(xiǎn)現(xiàn)象，不但會(huì)對(duì)焊接質(zhì)量產(chǎn)生影響，還會(huì)對(duì)設(shè)備甚至人身安全產(chǎn)生嚴(yán)重威脅，因此，對(duì)攪拌針進(jìn)行受力分析和結(jié)構(gòu)優(yōu)化具有重要意義。

攪拌針按形狀不同可以分為柱狀攪拌針和錐狀攪拌針；按結(jié)構(gòu)不同可以分為整體式攪拌針和分體式攪拌針；按表面狀態(tài)不同可以分為有螺紋的攪拌針和無(wú)螺紋的攪拌針[2]。影響攪拌針強(qiáng)度的因素主要有攪拌針材料、攪拌針直徑、攪拌針根部的過渡圓角大小以及被焊材料的特性。攪拌針的長(zhǎng)度和直徑主要由被焊材料的厚度和特性決定，若攪拌針長(zhǎng)度和直徑尺寸匹配不合理，或者攪拌針根部過渡不圓滑，應(yīng)力集中過大，在焊接過程中承受動(dòng)載，均容易使攪拌針產(chǎn)生破壞。

攪拌頭軸肩按照形狀不同分端面為平面的軸肩和端面為凹面的軸肩，按照表面形貌不同分為有凹槽的軸肩和無(wú)凹槽的軸肩。端面內(nèi)凹的軸肩相對(duì)于平面軸肩更有利于使軟化的金屬向中間流動(dòng)[3]，但存在加工工藝復(fù)雜，承載能力低的缺點(diǎn)。

目前，與攪拌頭相關(guān)的研究主要有攪拌針形狀對(duì)焊接工藝以及焊縫周圍的組織和力學(xué)性能的影響，攪拌針作用力對(duì)金屬塑性流動(dòng)和摩擦生熱的影響等[4]。在攪拌摩擦焊的模擬中，通常將攪拌頭定義為不可變形的剛體[5]，而實(shí)際中攪拌頭材料在高溫下抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度均有很大程度的降低，因此更易發(fā)生破壞。本文對(duì)攪拌頭的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)包括兩個(gè)方面，一方面研究在相同焊接條件下不同結(jié)構(gòu)攪拌頭的承載能力，結(jié)構(gòu)不同指不同的攪拌針形狀(柱狀和錐狀)和不同的軸肩形狀(凹面和平面)；另一方面研究攪拌針根部的過渡圓角半徑大小對(duì)攪拌頭整體強(qiáng)度的影響。

1攪拌頭受力分析及數(shù)學(xué)模型

攪拌頭主要由兩部分組成：攪拌針與軸肩，其中軸肩有內(nèi)凹結(jié)構(gòu)和平面結(jié)構(gòu)，攪拌針有柱形和錐形兩種，帶有平面軸肩的錐狀攪拌針的攪拌頭幾何模型如圖1所示。在焊機(jī)主軸的帶動(dòng)下攪拌頭需要完成四個(gè)動(dòng)作：旋轉(zhuǎn)、扎入、前行和上抬。在扎入前的旋轉(zhuǎn)過程中攪拌頭不受力，拔出階段攪拌頭受力很小。扎入階段攪拌頭受到較大的軸向力和摩擦力，產(chǎn)生扭矩，攪拌頭的破壞形式為扭斷。穩(wěn)定前行階段攪拌頭受到垂直于主軸方向的焊接阻力和摩擦力較大，產(chǎn)生扭矩。本文只研究穩(wěn)定前行階段攪拌頭的受力情況。攪拌摩擦焊中熱力場(chǎng)、流場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)等多場(chǎng)交互作用，攪拌頭承受復(fù)雜的熱載荷和機(jī)械載荷，為簡(jiǎn)化分析，在穩(wěn)定焊接時(shí)假設(shè)攪拌頭受等效靜載荷的作用，并且忽略焊接過程中攪拌頭0°～5°的傾角，認(rèn)為攪拌頭軸線與焊接方向垂直。

圖1　攪拌頭幾何模型

由于攪拌針和軸肩表面形狀多樣，受力分析時(shí)對(duì)攪拌頭進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，本文研究中不考慮軸肩凹槽和攪拌針表面螺紋對(duì)攪拌頭承載能力的影響，對(duì)攪拌頭強(qiáng)度進(jìn)行分析。當(dāng)攪拌頭穩(wěn)定前行時(shí)，沿?cái)嚢栳樓斑M(jìn)方向焊材不斷軟化發(fā)生塑性變形，并在軸肩和攪拌針的共同作用下定向流動(dòng)，最終形成焊縫。攪拌針端面和軸肩如圖2所示。

軸肩和攪拌針端面受到均布的正壓力的作用[1]，方向平行于攪拌頭軸線，軸肩和攪拌針端面之間的摩擦力產(chǎn)生與攪拌頭旋轉(zhuǎn)方向相反的扭矩。假定攪拌針側(cè)面前部受正壓力，方向垂直于攪拌頭軸線，后部受力忽略不計(jì)，攪拌針側(cè)面所受摩擦力仍然產(chǎn)生與攪拌頭旋轉(zhuǎn)方向相反的扭矩。錐形攪拌針側(cè)面所受正壓力和摩擦力分別分解成垂直于攪拌頭軸線和平行于攪拌頭軸線兩個(gè)方向的分力。

圖2　攪拌針端面和軸肩

攪拌針端面受到的平行于攪拌頭軸線的正壓力為：

(1)

式中，p為穩(wěn)定前行階段正壓力，由被焊材料性質(zhì)決定，N；R1為攪拌針端面半徑，mm。

軸肩受到的平行于攪拌頭軸線的正壓力為：

(2)

式中，R2為攪拌針根部半徑，mm；R3為軸肩半徑，mm。

攪拌針端面所受摩擦力產(chǎn)生與攪拌頭旋轉(zhuǎn)方向相反的扭矩為：

(3)

式中，μ為穩(wěn)定前行階段摩擦系數(shù)；θ為周向角。

軸肩所受摩擦力產(chǎn)生與攪拌頭旋轉(zhuǎn)方向相反的扭矩為：

(4)

攪拌針側(cè)面前部所受正壓力分解成平行于攪拌頭軸線向上的力為：

(5)

式中，H為攪拌針長(zhǎng)度，mm；α為攪拌針的錐度角。

攪拌針側(cè)面前部所受正壓力分解成垂直于攪拌頭軸線與前行方向相反的力為：

=2pR1H+pH2tanα

(6)

(7)

在攪拌頭穩(wěn)定前行階段，攪拌針側(cè)面、端面和軸肩受摩擦力和正壓力的綜合作用，攪拌針根部承載很大，但承載能力不強(qiáng)，因?yàn)閿嚢桀^軸肩和攪拌針過渡處兩者直徑相差較大，截面急劇變化，存在明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象。對(duì)于脆性材料攪拌頭，該部分承受較大的徑向載荷，在攪拌頭穩(wěn)定前行階段，該部位是最薄弱的部位。

2有限元分析及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

依據(jù)攪拌頭受力數(shù)學(xué)模型，主要考慮攪拌針側(cè)面的正壓力對(duì)攪拌頭的影響，在攪拌頭穩(wěn)定施焊階段，按穩(wěn)態(tài)靜載荷校核攪拌針根部的抗彎強(qiáng)度，并以此作為重要參考因素設(shè)計(jì)攪拌頭結(jié)構(gòu)。

2.1有限元模型的建立

目前攪拌頭材料常用高溫合金TZM，TZM是Ti、Zr、C的Mo基合金，在室溫和高溫下該合金均具有良好的力學(xué)性能[6]，密度為10.22 g/cm3，彈性模量為320 GPa[7]。建立三種不同結(jié)構(gòu)的攪拌頭幾何模型，如圖3所示。攪拌針長(zhǎng)度均為8 mm，攪拌頭整體高度為34 mm，軸肩直徑均為25 mm，攪拌針根部過渡圓角半徑為1 mm。圖3(a)為圓柱形攪拌針，直徑7 mm，軸肩為平面；圖3(b)為圓錐形攪拌針，根部直徑為7 mm，端部直徑為4.18 mm，錐度角為10°，軸肩為平面；圖3(c)為圓柱形攪拌針，直徑7 mm，軸肩為內(nèi)凹面，內(nèi)凹深度為0.7 mm。

(a) (b) (c)

使用ABAQUS模擬仿真軟件對(duì)不同結(jié)構(gòu)攪拌頭的受力情況進(jìn)行模擬計(jì)算，有限元模型采用20節(jié)點(diǎn)六面體二次縮減積分單元(C3D20R)，該單元類型相對(duì)于線性縮減積分單元對(duì)應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果更加準(zhǔn)確，相對(duì)于二次完全積分單元在局部網(wǎng)格細(xì)化的情況下，得到的應(yīng)力結(jié)果相差不大，但計(jì)算速度較快，適于模擬存在應(yīng)力集中的實(shí)際問題。有限元模型網(wǎng)格劃分時(shí)，整體采用較粗的網(wǎng)格密度，在軸肩和攪拌針過渡部分局部細(xì)化網(wǎng)格，提高計(jì)算精度，并減少計(jì)算時(shí)間。另外，基于攪拌頭結(jié)構(gòu)和載荷的對(duì)稱性，以過攪拌頭軸線且平行于前行方向的面為對(duì)稱面，取模型的1/2進(jìn)行分析。以圓柱形攪拌針、平面軸肩攪拌頭為例，網(wǎng)格劃分如圖4所示。

2.2邊界條件

在攪拌頭穩(wěn)定前行階段，正壓力p的選擇與被焊工件的溫度有關(guān)。根據(jù)有關(guān)資料，最高溫度近似等于被焊材料熔點(diǎn)的0.8倍，因此，參數(shù)p取被焊材料在0.7～0.8倍熔點(diǎn)下的屈服應(yīng)力。若被焊材料為Q235B，0.7～0.8倍的熔點(diǎn)約為1 200℃，此時(shí)材料的屈服應(yīng)力取25 MPa，摩擦系數(shù)取0.4。將攪拌頭參數(shù)代入公式(5)、公式(6)、公式(7)，得到攪拌頭穩(wěn)態(tài)前行階段圓柱形攪拌針?biāo)苷龎毫Υ笮? 400 N，圓錐形攪拌針?biāo)苷龎毫Υ笮? 118 N，均為垂直于攪拌頭軸線方向。

圖4　攪拌頭網(wǎng)格劃分

圖5　攪拌頭的邊界條件

在攪拌頭根部施加固定邊界條件，在攪拌頭剖面施加對(duì)稱邊界條件，在攪拌針側(cè)面施加垂直于攪拌頭軸線的等效載荷。邊界條件施加結(jié)果如圖5所示。其他模型的約束條件與該模型類似。

2.3計(jì)算結(jié)果與分析

分別將正壓力均勻作用到攪拌針側(cè)面前部，計(jì)算攪拌頭受力時(shí)的應(yīng)力分布情況，以剖面為對(duì)稱面，鏡像顯示計(jì)算結(jié)果如圖6所示。三種結(jié)構(gòu)攪拌頭最大應(yīng)力均集中在攪拌針根部。

另外，當(dāng)攪拌頭結(jié)構(gòu)為圓柱形攪拌針平面軸肩時(shí)，攪拌針長(zhǎng)度、軸肩尺寸以及材料特性等其他參數(shù)保持不變，只改變攪拌針根部的過渡圓角，攪拌頭模擬仿真結(jié)果如圖7所示。

分別通過改變攪拌針軸肩形狀和改變過渡圓角半徑兩種方式改變攪拌頭的結(jié)構(gòu)，攪拌頭結(jié)構(gòu)參數(shù)和不同結(jié)構(gòu)攪拌頭對(duì)應(yīng)攪拌針根部所受最大應(yīng)力如表1所示。

(a)圓柱攪拌針平面軸肩 (b)圓錐攪拌針平面軸肩 (c)圓柱攪拌針凹面軸肩

(a)R=0.2 mm (b)R=0.5 mm (c)R=2 mm

通過表1可以看出：過渡圓角半徑越大，承載能力越好;在過渡圓角半徑相同(1 mm)時(shí)，圓錐形攪拌針平面軸肩的攪拌針承載能力最好,圓柱形攪拌針平面軸肩的攪拌針承載能力居中，圓柱形攪拌針凹面軸肩的承載能力最差。TZM合金1 200℃時(shí)抗拉強(qiáng)度為512 MPa，屈服強(qiáng)度為358 MPa，該尺寸攪拌頭的攪拌針根部過渡圓角半徑為0.2 mm時(shí)，最大應(yīng)力與材料的屈服強(qiáng)度十分接近，因此，為防止攪拌頭強(qiáng)度不足而發(fā)生破壞，同時(shí)提高攪拌頭的疲勞壽命，攪拌針根部過渡圓角半徑應(yīng)該大于0.5 mm。

3模擬與試驗(yàn)

根據(jù)對(duì)攪拌頭不同幾何形狀承載能力的對(duì)比，發(fā)現(xiàn)平面軸肩圓錐形攪拌針在合適的圓滑過渡情況下承載能力最好，因此，將實(shí)際試驗(yàn)所用攪拌頭設(shè)計(jì)成該形狀。攪拌頭材料為硬質(zhì)合金YG10，密度為14.5 g/cm3，彈性模量取600 GPa，整體高度為32 mm，軸肩直徑為25 mm，攪拌針長(zhǎng)度為8 mm，攪拌針根部半徑5.5 mm，端部半徑2.2 mm，過渡圓角半徑為1 mm。被焊工件為7xxx高強(qiáng)度鋁合金，400℃時(shí)7xxx系鋁合金屈服強(qiáng)度近似為30 MPa[8]。模擬結(jié)果如圖8所示，最大應(yīng)力為55.57 MPa，遠(yuǎn)低于YG10在該溫度下的抗彎強(qiáng)度。

表1　攪拌頭結(jié)構(gòu)參數(shù)及最大應(yīng)力

焊接試驗(yàn)使用攪拌摩擦焊專用焊機(jī)，試驗(yàn)所用的攪拌頭材料、幾何形狀以及工件材料與模擬過程一致，被焊工件幾何參數(shù)及焊接參數(shù)見表2。

試驗(yàn)結(jié)果表明，該尺寸的攪拌頭符合攪拌摩擦焊的使用要求，在合理的工藝參數(shù)下焊接不易發(fā)生因抗彎強(qiáng)度不足而斷裂的破壞現(xiàn)象。

圖8　試驗(yàn)用攪拌頭應(yīng)力分析結(jié)果

工件厚度/mm工件長(zhǎng)度/mm焊接速度/mm·min-1主軸轉(zhuǎn)速/r·min-1850601000

4結(jié)論

使用ABAQUS有限元軟件對(duì)不同幾何結(jié)構(gòu)的攪拌頭進(jìn)行模擬，由于攪拌針根部尺寸變化較大，應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯，因此主要對(duì)該部分抗彎強(qiáng)度進(jìn)行校核。通過對(duì)模型進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，推導(dǎo)出攪拌頭穩(wěn)定前行時(shí)攪拌針側(cè)面、端面以及軸肩的受力計(jì)算公式，結(jié)合被焊材料的高溫特性計(jì)算出攪拌針的前行阻力，以此為邊界條件進(jìn)行模擬計(jì)算，得出以下結(jié)論：

(1)攪拌針根部的圓角半徑越小，應(yīng)力集中影響越大，設(shè)計(jì)攪拌頭時(shí)攪拌針根部要有合適的圓滑過渡。

(2)材料和攪拌針根部尺寸相同的圓柱形攪拌針和圓錐形攪拌針，圓錐形攪拌針結(jié)構(gòu)相對(duì)于圓柱形攪拌針具有更好的承載效果。

(3)其他條件相同時(shí)，軸肩為平面的攪拌頭比軸肩為內(nèi)凹面的攪拌頭承載效果好。

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編輯陳秀娟

Stress Analysis and Structure Design of Pin Tool Based on ABAQUS

Sun Yun, Gu Songwei, Zhao Jia

Abstract：During the steady welding state of friction stir welding, the finite element analysis has been performed for the stresses of pin tool. The pin root is the weakest position of the bearing capacity because of stress concentration. The stress conditions of pin tools with different structures have been analyzed and the results show that the bearing capacity of conical pin tool is better than that of columnar pin tool, and the planar shaft shoulder is better than the concave shaft shoulder. The larger transitional fillet radius of pin root is, the less stress concentration phenomenon occurs.

Key words：friction stir welding; pin tool; structure design; stress analysis

收稿日期：2016—01—04

作者簡(jiǎn)介：孫云(1990—)，女，助理工程師，碩士，現(xiàn)從事焊接設(shè)備的設(shè)計(jì)研究工作。電話：15040421191，E-mail:sunyun779770@163.com

中圖分類號(hào)：TG439.9

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：B