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(1.南京航空航天大學機電學院，南京 210001；2. 南京信息職業(yè)技術學院機電學院，南京 210023)

0 引 言

摩擦塞焊(friction plug welding)又稱為摩擦塞補焊，是一種新型固相補焊技術[1];該技術的基本原理是在待焊工件上鉆出一定大小的錐形通孔，將與基體材料相同的焊接塞棒以較高的轉速在一定的焊接速度下進入錐形通孔，通過焊接塞棒與焊件之間的相互摩擦使二者連接，然后在頂鍛力的作用下，連接處材料的組織更加細小，從而有效保證焊接接頭的質量。摩擦塞焊接頭的質量在很大程度上受摩擦塞焊焊接區(qū)域溫度的影響，但是通過試驗來研究焊接區(qū)域溫度場的演變規(guī)律具有很大的局限性，通常試驗設備很難達到焊接參數(shù)要求，雖然可以對焊接設備進行改造，但其成本較大。數(shù)值模擬是用計算機程序來求解數(shù)學模型的近似解，該技術不受時間、尺寸、溫度等的限制，可節(jié)約成本，提高效率。數(shù)值模擬方法已被應用于摩擦焊接中慣性摩擦焊接和攪拌摩擦焊接溫度場的模擬[2-6]，并取得了很好的效果。

目前，有關摩擦塞焊的研究主要集中在補焊接頭的力學性能和組織方面[7-9]，而對摩擦塞焊焊接區(qū)域溫度場數(shù)值模擬的研究很少。為此，作者以7075-T6鋁合金為待焊材料，建立了摩擦塞焊的產熱模型，在ABAQUS軟件中建立焊接區(qū)域溫度場的有限元模型，對摩擦塞焊焊接區(qū)域的溫度場進行模擬，并進行了試驗驗證。

1 試驗方法

焊接用塞棒和鋁板的材料均為7075-T6鋁合金，由昆山市全順鋁材鍛造有限公司提供，其化學成分如表1所示。

表 1 7075-T6鋁合金的化學成分(質量分數(shù))Tab.1 Chemical composition of 7075-T6 aluminumalloy (mass) %

圖1 摩擦塞焊過程示意Fig.1 Diagram of friction plug welding process

鋁板的尺寸為150 mm×50 mm×5 mm，錐形孔錐度為60°，錐形孔底部直徑為10 mm。塞棒尺寸為φ20 mm×100 mm，塞棒錐頭錐度為60°，錐頭小端直徑為10 mm。采用自主研發(fā)的摩擦塞焊焊接設備進行摩擦塞焊，主軸轉速為3 000 r·min-1，進給速度為120 mm·min-1，焊接時間為15 s，摩擦塞焊過程如圖1所示，圖中n為塞棒的轉速，F(xiàn)為塞棒受到的軸向頂鍛力。

在摩擦塞焊過程中塞棒以較高的轉速向下進給，當塞棒和鋁板開始接觸時，焊接過程進入摩擦產熱階段。當摩擦接觸5 s后，對塞棒減速制動，制動時間為5 s，整個摩擦產熱階段的時間為10 s；當摩擦產熱結束后，保持5～8 kN的軸向頂鍛力5 s，停止頂鍛，摩擦塞焊結束。

在摩擦塞焊過程中，采用K型熱電偶測A,B兩處(如圖1所示)的溫度，將熱電偶探頭伸入小孔內接觸A,B兩處，兩個測溫點到焊接中心軸的距離都為8 mm,且到上下表面的距離也相同，當兩個測溫點測得的溫度很接近時，即認為試驗數(shù)據(jù)可靠，取平均值。

2 摩擦塞焊的產熱模型

圖2為摩擦塞焊用鋁板的形狀與尺寸，圖中H為鋁板厚度，R2和R3分別為錐形孔上下圓的半徑，α為錐形孔的錐角。

圖2 摩擦塞焊用鋁板的形狀與尺寸Fig.2 Shape and dimension of aluminum plate for friction plug welding

由圓臺側面積公式可得到鋁板錐形孔的表面積為

(1)

基于庫倫摩擦定律，在摩擦塞焊焊接過程中，假定摩擦接觸面積始終為Ss，接觸面上的壓力為P，對塞棒進行受力分析可知，其受到向下的力與側面受到向上的分力達到平衡狀態(tài)，即

(2)

摩擦塞焊過程中，接觸面始終為鋁板錐形孔的表面；在該表面上取微單元dS，該微單元在鋁板下底面的投影為微單元dΣ，則有

sinαdS=dΣ

(3)

鋁板錐形孔微單元受到的摩擦力為

df=μPdS

(4)

式中：μ為摩擦因數(shù)；f為摩擦力。

鋁板錐形孔微單元受到的扭矩為

dM=rdf=μPrdS

(5)

式中：M為鋁板受到的扭矩；r為鋁板錐形孔微單元到錐形孔軸線的距離。

鋁板錐形孔微單元處塞棒的產熱功率為

(6)

式中：W為塞棒的產熱功率；ω為塞棒的角速度。

塞棒側面產熱的總功率為

(7)

(8)

3 摩擦塞焊的有限元模型

3.1 幾何模型及網格劃分

采用ABAQUS軟件中的三維實體單元C3D8T對焊接用鋁板進行建模，鋁板的尺寸為150 mm×50 mm×5 mm；采用結構化網格劃分技術，溫度變化和變形程度最劇烈的摩擦塞焊焊接區(qū)域的網格較密集，溫度變化及變形程度較輕區(qū)域的網格較稀疏，如圖3所示。

圖3 鋁板的幾何模型及網格劃分Fig.3 Geometric model and mesh generation of the aluminum plate

3.2 熱物理性能參數(shù)

圖4 7075-T6鋁合金的熱物理性參數(shù)與溫度的關系曲線Fig.4 Relation curves of thermal physical parameters vs temperature of 7075-T6 aluminum alloy: (a) density and (b) thermal conductivity and specific heat capacity

由圖4[10]可知，7075-T6鋁合金的導熱系數(shù)、比熱容、密度均隨溫度的變化而變化。7075-T6鋁合金的泊松比為0.33，不隨溫度變化，摩擦因數(shù)取0.3。

3.3 邊界條件

在焊接開始前，假設鋁板和周圍環(huán)境的溫度均為20 ℃，在焊接開始后鋁板的溫度升高。在實際焊接過程中墊板和夾具都與鋁板接觸，但是夾具和鋁板接觸的面積非常小，因此可以忽略二者間的熱傳導，而墊板和鋁板的接觸面積較大，墊板和鋁板與空氣的對流換熱系數(shù)為30 W·m-2·K-1，鋁板和墊板之間的接觸導熱系數(shù)為100 W·m-2·K-1，輻射散熱則忽略不計[11]。

3.4 熱源的加載方式

圖5 摩擦產熱階段熱流密度隨時間的變化曲線Fig.5 Change curves of heat flux density vs time in the stage of friction heat generation

對于摩擦塞焊的產熱模型，熱輸入區(qū)域為塞棒和鋁板的接觸面，因此設置該接觸面為面熱源。采用2種熱源加載方式：熱源加載方式1是采用穩(wěn)定焊接時的塞棒轉速和焊接頂鍛力，分別為3 000 r·min-1，3 kN，來計算熱流密度，則面熱源上的熱流密度為定值；熱源加載方式2是采用瞬時焊接轉速、焊接頂鍛力來計算熱流密度，此時熱流密度是基于試驗數(shù)據(jù)的且是變化的。

由式(8)得到兩種熱源加載方式的熱流密度曲線如圖5所示。

4 結果與討論

4.1 摩擦塞焊焊接區(qū)域的溫度場

由圖6和圖7可知：兩種熱源加載方式下，焊接過程中焊接區(qū)域溫度場的變化趨勢是一致的；焊接開始后，焊接區(qū)域的溫度升高，焊接摩擦接觸面的溫度上升得最快，在焊接過程進行到5 s左右時溫度最高，在熱傳導的作用下，鋁板的溫度呈以焊接區(qū)域為中心并按照一定的溫度梯度向四周下降的分布趨勢，鋁板在長度和寬度方向上的溫度梯度明顯不同；隨著焊接過程的進行，鋁板在寬度方向上的溫度梯度減小，焊接進行到10 s后，寬度方向上的溫度下降梯度幾乎為零，但是在長度方向上始終保持著一定的溫度下降梯度，這是因為寬度方向的距離比長度方向的短很多，鋁板在寬度方向上和墊板因接觸所產生的熱損失少于在長度方向上的，因此當焊接進行到一定時間后，鋁板在長度方向上仍有一定的溫度梯度。

圖6 熱源加載方式1下不同時刻摩擦塞焊焊接區(qū)域的溫度分布云圖Fig.6 Temperature distribution of friction plug welding area at different times by heat source loading model 1

圖7 熱源加載方式2下不同時刻摩擦塞焊焊接區(qū)域的溫度分布云圖Fig.7 Temperature distribution of friction plug welding area at different times by heat source loading model 2

由圖6和圖7還可以看出，在相同時刻下，與熱源加載方式2相比，采用熱源加載方式1得到的鋁板上相同位置的溫度較高，這是由于在焊接過程中，熱源加載方式1下熱流密度的曲線和坐標軸圍成的面積大于熱源加載方式2下的，如圖5所示，而曲線和坐標軸圍成的面積為摩擦塞焊過程中鋁板單位面積上產生的總熱量，因此在相同時刻下，采用熱源加載方式1得到的鋁板相同位置的溫度高于采用熱源加載方式2得到的。

圖8 鋁板測溫點溫度的有限元模擬結果和試驗結果Fig.8 Finite element simulation results and experimental results of temperature of measured point on the aluminum plate

4.2 試驗驗證

由圖8可以看出，熱源加載方式1和熱源加載方式2得到的溫度變化趨勢和試驗結果較為一致，但是采用熱源加載方式2得到的模擬結果和試驗結果的誤差較小。熱源加載方式1不依賴試驗數(shù)據(jù)，當試驗過程中焊接轉速和焊接頂鍛力在摩擦產熱階段的變化較小時，采用熱源加載方式1同樣可以得到和試驗結果誤差較小的結果。綜上可知，通過有限元產熱模型來模擬鋁板摩擦塞棒的溫度場是可行的。

5 結 論

(1) 采用熱流密度為定值和基于試驗數(shù)據(jù)的熱流密度兩種熱源加載方式得到的7075-T6鋁合金摩擦塞棒焊焊接區(qū)域的溫度場變化趨勢是一致的，但在相同時刻下，采用熱流密度為定值的熱源加載方式得到的溫度更高。

(2) 采用兩種熱源加載方式得到鋁板測溫點的溫度變化趨勢和試驗結果較為一致，但采用基于試驗數(shù)據(jù)的熱流密度的熱源加載方式得到模擬結果更準確，和試驗結果的誤差較小，因此通過有限元產熱模型來模擬鋁板摩擦塞焊焊接區(qū)域的溫度場是可行的。