郭懷志,潘家敬*,趙朋成,劉佳奇,譚 龍,張金衡

(1.青島科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院,山東 青島266061;2.山東大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院,山東 濟(jì)南250061)

攪拌摩擦焊(friction stir welding,FSW)是由英國焊接研究所(the welding institute,T WI)在1991年申請獲得世界專利的新型固相焊接技術(shù)[1]。攪拌摩擦焊接被譽(yù)為高質(zhì)量、低成本的“綠色環(huán)保焊接技術(shù)”,它的發(fā)明受到了世界范圍的青睞。攪拌摩擦焊接具有傳統(tǒng)熔化焊接無法比擬的優(yōu)點(diǎn):攪拌摩擦焊接(FSW)具有變形小、效率高、殘余應(yīng)力低、焊接工件變形小等特點(diǎn)[2],在焊接過程中并未達(dá)到材料的熔點(diǎn),不會(huì)產(chǎn)生氣孔和裂紋等缺陷;不會(huì)產(chǎn)生煙塵、飛濺和輻射,大大減少了對(duì)焊工的人身健康的傷害;不需要添加焊絲,節(jié)約成本。正是由于這些優(yōu)點(diǎn),攪拌摩擦焊技術(shù)可以用于鋁鎂等輕質(zhì)合金,尤其適合焊接熔化焊難以焊接的2XXX系列(Al-Cu),7XXX系列(Al-Zn)合金[3]。FSW具有熔化焊接無法比擬的優(yōu)點(diǎn),合金攪拌摩擦焊接引起國內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注[4]。本研究選擇2219鋁合金正是由于它具有良好的焊接性、高強(qiáng)度和對(duì)裂紋的低敏感性,在航空航天中應(yīng)用十分廣泛,并且2219鋁合金攪拌摩擦焊焊縫腐蝕速率比母材小,焊縫的抗腐蝕性提高[5]。

研究FSW溫度場的分布及其變化規(guī)律具有重要意義,數(shù)值模擬技術(shù)是研究它的主要方法之一。國內(nèi)的專家學(xué)者對(duì)于2219鋁合金的攪拌摩擦焊的溫度場做出了實(shí)驗(yàn),模擬方面的試驗(yàn)研究[6-7]發(fā)現(xiàn),攪拌頭插入階段焊縫的溫度變化與焊接速度無關(guān),開始階段升溫速率最大;焊接穩(wěn)定階段,沿板厚度方向呈現(xiàn)上寬下窄、上高下低的溫度梯度分布趨勢,兩個(gè)階段都是旋轉(zhuǎn)頻率越高,焊縫的峰值溫度越高。在本實(shí)驗(yàn)中溫度場的分布也符合這一規(guī)律。焊接的過程中,王春炎等[8]對(duì)焊接接頭的宏觀形貌、微觀組織、顯微硬度及斷口形貌進(jìn)行了分析。結(jié)果表明,焊核區(qū)為細(xì)小的等軸晶粒,晶粒尺寸遠(yuǎn)小于母材;熱機(jī)影響區(qū)發(fā)生了彎曲變形;熱影響區(qū)組織出現(xiàn)了明顯粗化。前進(jìn)邊熱機(jī)影響區(qū)和焊核區(qū)形成明顯分界線,后退邊相對(duì)模糊。焊接過程中兩側(cè)金屬的塑性流動(dòng)狀態(tài)的差別是導(dǎo)致該現(xiàn)象的主要原因。

AZIZ等[9]通過ANSYS APDL建立AA2219鋁合金攪拌摩擦焊接的三維模型,由于FSW的流場具有較強(qiáng)的復(fù)雜性和不確定性,它是一個(gè)不可壓縮的黏性流場,王希靖等[10]通過對(duì)10 mm LF2攪拌摩擦焊的三維流場特征,利用建模軟件GA MBIT建立了流場的三維實(shí)體模型,并且利用非均勻四面體網(wǎng)格劃分技術(shù)建立了三維有限元模型。在本實(shí)驗(yàn)中三維模型的建立以及了解塑性材料的流動(dòng)規(guī)律提供了一定的幫助。

盡管各國學(xué)者對(duì)FSW溫度場和流場的數(shù)值模擬進(jìn)行了研究,但多數(shù)是針對(duì)溫度場或者流場單獨(dú)的分析探討,關(guān)于2219鋁合金攪拌摩擦焊的文獻(xiàn)大多是從實(shí)驗(yàn)的角度,仿真方面并不多,尚未形成一定的規(guī)律。本研究則是基于DEFORM-3 D軟件建立三維模型,對(duì)2219鋁合金的溫度場和流場進(jìn)行模擬,通過與實(shí)驗(yàn)對(duì)比,進(jìn)而對(duì)焊接參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。

1 模型設(shè)置

1.1 材料及焊接工藝

在本研究中,使用了FSW-LM-BM16-2D設(shè)備,實(shí)驗(yàn)材料為2219鋁合金?；瘜W(xué)成分如表1所示,試驗(yàn)材料厚度為4 mm,對(duì)接接頭采用尺寸為300 mm×150 mm的試樣。焊接參數(shù)為:轉(zhuǎn)速1 200 r·min－1,焊接速度400 mm·min－1,頂鍛壓力6 000 N,焊接后試樣如圖1所示。焊接完成后,試件經(jīng)鋼絲電火花機(jī)切割,然后打磨、拋光,最后電解蝕刻。

表1 2219鋁合金化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of 2219 alu minu m alloy /%

圖1 焊接后工件外觀Fig.1 Appearance of wor kpiece after welding

1.2 熱源模型

在整個(gè)焊接過程中,變形所需的熱量主要來自攪拌頭與工件的摩擦生熱以及工件的塑性變形熱。攪拌頭和工件之間產(chǎn)生的摩擦熱占大部分熱量輸入。圓柱形的軸肩與攪拌針?biāo)苄宰冃蔚臒崃慨a(chǎn)生主要受攪拌頭速度變化的影響,該問題在本研究中已得到解決,可以忽略工件塑性變形產(chǎn)生的熱量。

1.2.1 肩部產(chǎn)熱

攪拌頭肩部的正向示意圖如圖2所示。dA是任意半徑r和角度的微區(qū)dθ的積。r1是肩部半徑,r2是攪拌針的半徑,本研究中r1＝7.5 mm,r2＝1.5 mm。軸肩的總熱輸出可表示為

其中r1是肩部半徑,r2是攪拌針的半徑,n是轉(zhuǎn)速,μ是滑動(dòng)摩擦系數(shù),F是接觸面的正壓。

軸肩區(qū)域的熱流密度為

其中r1是肩部半徑,r2是攪拌針的半徑,n是轉(zhuǎn)速,μ是滑動(dòng)摩擦系數(shù),F是接觸面的正壓,W1為軸肩的總熱輸出。

圖2 工具的軸肩圖Fig.2 Axis shoulder diagra m of tool

1.2.2 攪拌針頭熱量

攪拌針側(cè)向產(chǎn)熱計(jì)算,將混合針簡化為圓柱體,如圖3所示,本研究中r1＝7.5 mm,r2＝1.5 mm,H＝3.8 mm。整個(gè)攪拌針的扭矩表示為

其中攪拌針的半徑用r2表示,μ是滑動(dòng)摩擦系數(shù),P是標(biāo)準(zhǔn)大氣壓,高度為H。

圖3 攪拌針示意圖Fig.3 Schematic diagram of stirring needle

攪拌針側(cè)面加熱功率表示為

其中攪拌針的半徑用r2表示,n是轉(zhuǎn)速,μ是滑動(dòng)摩擦系數(shù),patm是標(biāo)準(zhǔn)大氣壓,高度為H。

攪拌針端面發(fā)熱攪拌銷末端產(chǎn)生的熱量與軸肩相似

其中攪拌針的半徑用r2表示,n是轉(zhuǎn)速,μ是滑動(dòng)摩擦系數(shù),patm是標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。

整個(gè)熱源的熱流密度為

其中攪拌針的半徑用r2表示,n是轉(zhuǎn)速,μ是滑動(dòng)摩擦系數(shù),patm是標(biāo)準(zhǔn)大氣壓,高度為H,V是攪拌針的體積。

2 數(shù)值模型

2.1 基本假設(shè)

為了簡化,在模型中進(jìn)行了以下假設(shè):

1)連續(xù)性假設(shè),即工件由連續(xù)介質(zhì)組成。

2)材料各向同性假設(shè)。

3)攪拌頭不考慮磨損。

4)容積常數(shù)假說。

5)體積力假定為零。

6)摩擦方式僅產(chǎn)生剪切摩擦假設(shè)。

2.2 物理模型

由于Defor m-3D軟件不具有三維造型的功能,因此實(shí)體模型是在UG軟件中完成,如圖4所示。被焊板材為2219鋁合金,規(guī)格為60 mm×50 mm×4 mm;攪拌頭外形尺寸為軸肩直徑15 mm,攪拌針直徑3 mm,長度為3.8 mm。

圖4 在UG中建立的攪拌摩擦焊物理模型Fig.4 Physical model of friction stir welding established in UG

2.3 網(wǎng)格劃分

利用Def or m-3D分析了FSW的溫度場和流場。為了兼顧計(jì)算精度的同時(shí)最大限度地減少計(jì)算時(shí)間,采用局部細(xì)化網(wǎng)格方法細(xì)化攪拌頭與工件的接觸,劃分網(wǎng)格時(shí)使用默認(rèn)的四面體網(wǎng)格,分割網(wǎng)格如圖5所示。

圖5 顯示網(wǎng)格劃分后的整體模型Fig.5 Shows the overall model after grid division

2.4 邊界條件

邊界條件描述工件所經(jīng)歷的各個(gè)過程在邊界上的特點(diǎn)。對(duì)于溫度場的模擬,邊界條件主要是指傳熱邊界條件。熱傳導(dǎo)過程的邊界條件有三類。

1)第一類邊界條件:溫度邊界條件,給定邊界上的溫度分布。對(duì)于穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱,邊界溫度不隨時(shí)間變化而變化,溫度值為常數(shù);對(duì)于非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱,它表示為時(shí)間的函數(shù),即

2)第二類邊界條件:熱流邊界條件,給定物體邊界上的熱流密度分布。對(duì)于穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱,邊界熱流密度為常數(shù);對(duì)非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱,它是關(guān)于時(shí)間的函數(shù),即

當(dāng)熱流密度均勻一致時(shí)

3)第三類邊界條件:對(duì)流換熱邊界條件,給定物體與周圍流體的換熱系數(shù)以及流體的溫度。用公式表示為

其中h換熱系數(shù);t f為流體的溫度。

工件在模擬過程中設(shè)置為不移動(dòng),因此工件必須在3個(gè)方向上約束,工件示意圖見圖6。工件②③④和⑤側(cè)的節(jié)點(diǎn)速度在X、Y、Z方向設(shè)為零。實(shí)際焊接時(shí),工件底面應(yīng)由墊板固定。Z方向的速度也設(shè)置為零。A層和C層分別為上表面和下表面,B層為工件中心層。截面D和截面E穿過混合頭的中心,截面D是垂直于焊縫的截面,截面E平行于焊縫的截面。

圖6 工件示意圖Fig.6 Setting of wor kpiece boundar y conditions

2.5 材料特性

工件的一些特性,如密度、比熱容、熱導(dǎo)率等都設(shè)定為隨溫度變化,具體變更如表2所示。

表2 2219鋁合金物理參數(shù)Table 2 Physical parameters of 2219 al u minu m alloy

3 結(jié)果分析

3.1 溫度場分析

3.1.1 溫度場分布

圖7顯示了攪拌頭的速度為55πrad·s－1、焊接速度為1 mm·s－1、肩部壓力為0.1 mm時(shí),不同時(shí)間工件的溫度場分布。

如圖7所示,焊接過程中的最高溫度為410℃,未超過2219鋁合金的固相溫度。母材未熔化,但發(fā)生塑性變形。從圖7(a)可以知道,在攪拌頭被壓下,由于攪拌針與肩部的摩擦,攪拌針附近的金屬溫度分布最高,隨著與攪拌頭軸線距離的增加,溫度逐漸降低。從圖7(b)和(c)2個(gè)圖可以看出,隨著焊接過程的進(jìn)行,溫度場也隨著攪拌頭從右向左移動(dòng),熱影響區(qū)逐漸擴(kuò)大。同時(shí)可以看出推進(jìn)側(cè)溫度略低于返回側(cè)。

圖7 工件表面不同時(shí)間的溫度場Fig.7 Temperature field of the workpiece surface at different ti mes

3.1.2 不同厚度溫度場分析

圖6中相應(yīng)A、B和C平面在3.9 s時(shí)的溫度分布如圖8所示。

通過對(duì)比A、B、C3個(gè)截面的溫度場,可以清楚地看到工件上表面具有最高的溫度。這也表明發(fā)熱主要是由肩部與工件的摩擦引起的。中心層與下表面的溫差不大。分析表明,底層受攪拌針末端與工件摩擦的影響較小。

圖8 不同部分的溫度場Fig.8 Temperature field of different sections

3.2 流場分析

3.2.1 不同厚度焊縫模擬結(jié)果分析

為了更好地研究焊接過程中不同厚度材料的流動(dòng)情況,對(duì)工件進(jìn)行厚度方向切片,觀察焊縫表面、內(nèi)部及底面。具體切片方法如圖6所示。圖9顯示了當(dāng)混合頭以40πrad·s－1的速度旋轉(zhuǎn),焊接速度為1 mm·s－1時(shí),水平表面不同厚度的速度矢量分布。

從A剖面的速度云圖可以看出,表面金屬與肩部的直接接觸使表面金屬的流動(dòng)方向呈現(xiàn)出與攪拌頭旋轉(zhuǎn)方向一致的特征,塑性金屬從前側(cè)流向回流側(cè),整個(gè)速度場范圍是肩部與表面的接觸面積,速度矢量的大小隨著與攪拌軸軸線距離的增加而增大。通過分析三種不同厚度的速度場可以看出其變化規(guī)律。隨著厚度的增加,塑性金屬的流速逐漸減小。與表面金屬相比,A、C截面可以清晰地看到金屬流動(dòng)。速度明顯下降,整個(gè)速度場的面積相對(duì)較小,即金屬塑性流動(dòng)發(fā)生的面積略有減小。造成這種現(xiàn)象的原因是:隨著厚度的增加,攪拌頭肩部對(duì)工件金屬的作用力會(huì)逐漸減小,金屬流動(dòng)的驅(qū)動(dòng)力減小,流速逐漸減小。

為了更直觀地解釋不同厚度金屬的流動(dòng)條件,利用DEFORM-3 D的切片函數(shù)觀察了不同厚度金屬上的速度場分布如圖10所示。從金屬的流動(dòng)方向來看,速度的矢量方向一般垂直于切片方向,攪拌頭兩側(cè)金屬的流動(dòng)方向相反,工件上部的速度高于下部。這種流動(dòng)趨勢是焊縫中心的金屬受到軸肩和攪拌針沿切向擠壓和剪切的原因。隨著工件厚度的增加,金屬的流動(dòng)性顯著降低。這是因?yàn)楣ぜ碌慕饘匐x攪動(dòng)針軸線較遠(yuǎn),攪動(dòng)針的剪切應(yīng)力相對(duì)較小。增量逐漸減弱,因此觀察到的流動(dòng)現(xiàn)象變得越來越弱。

圖10 切片的速度場Fig.10 Velocity field of slice

3.2.2 攪拌頭轉(zhuǎn)速對(duì)金屬流量的影響

在FSW過程中,攪拌頭的摩擦是產(chǎn)生熱量的主要方式,因此攪拌頭的轉(zhuǎn)速對(duì)焊接過程中產(chǎn)生的摩擦熱有重要影響。當(dāng)攪拌頭的轉(zhuǎn)速高時(shí),摩擦熱的產(chǎn)生就大,從而在肩部下方的工件材料的溫度太高,這可能導(dǎo)致焊道粗糙或其他缺陷。當(dāng)攪拌頭的轉(zhuǎn)速相對(duì)較低時(shí),摩擦熱產(chǎn)生較小,摩擦區(qū)域中的工件材料溫度較低,并且不能形成塑性流體層,導(dǎo)致在模具中形成槽狀缺陷,焊縫根本無法實(shí)現(xiàn)焊接。因此,選擇合適的攪拌頭速度對(duì)于焊縫的形成極為重要。

在仿真過程中,通過對(duì)焊接參數(shù)的不斷修改,找到了3組具有比較規(guī)律的模型。焊接速度為1 mm·s－1,轉(zhuǎn)速分別為40π、30π和20πrad·s－1模擬旋轉(zhuǎn)。模擬結(jié)果如圖11所示。如果焊接過程中的產(chǎn)熱適中,工件的金屬流動(dòng)會(huì)很好,攪拌頭推進(jìn)留下的孔洞可以及時(shí)補(bǔ)充,最終焊縫表面會(huì)比較平整,沒有大的缺陷。

圖11 不同轉(zhuǎn)速工件表面速度場分布Fig.11 Surface velocity field distribution of wor kpiece at different speeds

3.3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

通過上述試驗(yàn)觀察到的焊縫金相試樣和模擬焊縫橫截面的溫度場分布如圖12所示。熔核區(qū)(NZ)的材料受到嚴(yán)重的塑性變形和摩擦熱,溫度最高,晶體結(jié)構(gòu)精細(xì)。焊縫的溫度分布在400℃左右逐漸向周圍降低。從圖12的左右對(duì)比可以發(fā)現(xiàn),焊縫熔核區(qū)形狀與溫度場形狀相似,且均為漏斗狀,可見仿真結(jié)果有效。

圖12 焊縫宏觀圖像與模擬溫度場的比較Fig.12 Co mparison of welding sea m macr oscopic i mage and si mulated temperat ure field

4 結(jié) 論

采用DEFORM-3D對(duì)攪拌摩擦焊接過程進(jìn)行了數(shù)值模擬。對(duì)溫度場和流場進(jìn)行分析后得出以下結(jié)論。

1)焊縫兩側(cè)溫度場分布不均,推進(jìn)側(cè)溫度略低于返回側(cè)。隨著焊接速度的增加,工件內(nèi)的溫度影響區(qū)也隨之增加,但攪拌頭周圍焊縫材料的溫度基本不受影響;焊縫材料的溫度隨焊接速度的增加而降低,隨攪拌頭速度的增加而降低。

2)A、B、C3個(gè)截面的溫度場,工件上表面具有最高的溫度。發(fā)熱主要是由肩部與工件的摩擦引起的。中心層與下表面的溫差不大,底層受攪拌針末端與工件摩擦的影響較小。隨著厚度的增加,攪拌頭肩部對(duì)工件金屬的作用力會(huì)逐漸減小,金屬流動(dòng)的驅(qū)動(dòng)力減小,流速逐漸減小。

3)塑性金屬表面的流速大于工件內(nèi)部,工件表面的流動(dòng)方向與攪拌頭的旋轉(zhuǎn)方向一致。焊接參數(shù)對(duì)金屬的流動(dòng)有很大的影響,攪拌頭轉(zhuǎn)速影響焊接過程的熱量輸入。焊接速度為1 mm·s－1時(shí),提高攪拌頭轉(zhuǎn)速,增加熱量輸入,增加金屬流動(dòng)容量,金屬塑性流動(dòng)可及時(shí)填滿攪拌頭后面的孔洞,攪拌頭轉(zhuǎn)速在40πrad·s－1焊縫成形效果較好。在轉(zhuǎn)速恒定的情況下,通過降低焊接速度可以達(dá)到相似的效果。