李登常，岳玉梅，姬書(shū)得，柴 鵬，尚 震

（1.新鄉(xiāng)航空工業(yè)（集團(tuán)）有限公司，新鄉(xiāng) 453000；2.沈陽(yáng)航空航天大學(xué)航空宇航學(xué)院，沈陽(yáng) 110136；3.中國(guó)航空制造技術(shù)研究院，北京 100024）

攪拌摩擦焊（Friction stir welding,FSW）是一種先進(jìn)的固相焊接技術(shù)，通過(guò)攪拌工具的攪拌和頂鍛作用實(shí)現(xiàn)焊縫內(nèi)熱塑性材料的混合和連接。該技術(shù)具有焊縫質(zhì)量高、焊接過(guò)程綠色環(huán)保、易于實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化等優(yōu)點(diǎn)，主要用于輕質(zhì)合金的連接[1–2]。目前，F(xiàn)SW技術(shù)已經(jīng)成功應(yīng)用于航空航天、軌道交通和新能源汽車(chē)等領(lǐng)域中[3–4]。

合理的攪拌工具是獲得高質(zhì)量焊縫的先決條件。目前常規(guī)攪拌工具都帶有攪拌針以保證板材厚度方向的材料流動(dòng)，這對(duì)避免焊縫根部缺陷、獲得高質(zhì)量焊縫起到至關(guān)重要的作用[5]。常規(guī)FSW結(jié)束后，攪拌針從板材內(nèi)部撤出，在焊縫末端形成匙孔。匙孔不僅影響接頭的美觀，而且降低了接頭的力學(xué)性能[1,6]。因此，消除FSW所產(chǎn)生的匙孔，從而提高焊接接頭承載能力成為研究熱點(diǎn)，國(guó)內(nèi)外研究人員圍繞匙孔修復(fù)提出了許多新工藝。

目前，常見(jiàn)的修復(fù)方法大多衍生自FSW，大致可以分為3類(lèi)。第1類(lèi)方法使用可消耗的攪拌工具對(duì)匙孔進(jìn)行填充修復(fù)。英國(guó)焊接研究所提出的摩擦塞焊（Friction plug welding, FPW）可用于匙孔及焊接缺陷的修復(fù)，該方法還可細(xì)分為頂鍛式和拉鍛式。和頂鍛式相比，拉鍛式不需要在焊縫背部添加巨大的支撐設(shè)備，因此擁有更廣泛的應(yīng)用空間[7–8]。Huang等[9]提出了填充式攪拌摩擦焊（Filling friction stir welding,FFSW），焊接前需要將填充柱和中空的攪拌工具裝配好，修復(fù)過(guò)程中高速旋轉(zhuǎn)的填充柱可以實(shí)現(xiàn)對(duì)匙孔的填充。使用第1類(lèi)方法進(jìn)行修復(fù)時(shí)容易在填充材料和匙孔界面之間形成孔洞和弱連接缺陷。第2類(lèi)修復(fù)方法迫使匙孔附近的材料塑性變形而擠入匙孔。Jeffrey等[10]使用攪拌針回抽焊具進(jìn)行焊接，該回抽焊具攪拌針和軸肩為分離式，可以獨(dú)立運(yùn)動(dòng)；焊接結(jié)束時(shí)軸肩緩慢下壓而攪拌針回抽，通過(guò)軸肩下方金屬的變形實(shí)現(xiàn)匙孔的填充。Zhou等[11]提出了自填充式攪拌摩擦焊（Self-refilling friction stir welding,SRFSW），通過(guò)使用一系列軸肩直徑不變而攪拌針長(zhǎng)度和直徑不斷變小的攪拌工具對(duì)匙孔進(jìn)行加工，使得匙孔逐漸變小，最后使用無(wú)針攪拌工具消除匙孔。使用第2類(lèi)方法會(huì)導(dǎo)致修復(fù)區(qū)減薄，從而降低接頭的強(qiáng)度。第3類(lèi)修復(fù)方法為使用填充材料和攪拌工具配合消除匙孔。Ji等[12]提出了主被動(dòng)填充攪拌摩擦修復(fù)（Active-passive filling friction stir repairing, A–PFFSR），該方法使用一系列不同直徑的圓柱填充材料和相應(yīng)的無(wú)針攪拌摩擦工具依次對(duì)匙孔進(jìn)行填充和修復(fù)，獲得了具有較高質(zhì)量的修復(fù)接頭。Reimann等[13]使用回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊方法（Refilling friction stir spot welding, RFSSW）進(jìn)行匙孔修復(fù)，修復(fù)之前先使用圓柱填料對(duì)匙孔進(jìn)行填充，然后在匙孔位置進(jìn)行RFSSW，使用此種方法可以獲得無(wú)缺陷接頭。使用第3類(lèi)修復(fù)方法雖然可以避免內(nèi)部缺陷和減薄，但是不適用于修復(fù)較深的匙孔。此外，上述匙孔修復(fù)方法還會(huì)增加工序，嚴(yán)重影響生產(chǎn)效率。

本文所采用的無(wú)匙孔攪拌摩擦焊（Non-keyhole friction stir welding,N–KFSW）是傳統(tǒng)FSW與RFSSW工藝的有效結(jié)合，即采用RFSSW的點(diǎn)焊用攪拌工具進(jìn)行對(duì)接接頭的焊接；在焊接最后階段攪拌工具撤離試板時(shí)，將在焊接開(kāi)始階段擠入套筒內(nèi)部的材料回填到匙孔，實(shí)現(xiàn)匙孔的消除。本文以6061–T6鋁合金為對(duì)象開(kāi)展研究，進(jìn)行了N–KFSW焊接接頭橫截面形貌分析，并通過(guò)Fluent軟件建立材料流動(dòng)的模型，研究N–KFSW焊接過(guò)程中的材料流動(dòng)規(guī)律。

試驗(yàn)方法

本文所使用的N–KFSW工具由攪拌針、套筒和壓緊環(huán)3部分組成，如圖1所示。組成焊接工具的3部分間采用小間隙配合，可以有效防止塑性材料外泄。N–KFSW焊接過(guò)程可以分為下扎、焊接、回抽和撤離4個(gè)階段，處于不同階段時(shí)攪拌工具各部分之間的相對(duì)位置不同，具體如圖2所示。下扎階段，壓緊環(huán)壓緊試件表面，套筒向下運(yùn)動(dòng)、攪拌針向上運(yùn)動(dòng)，向下運(yùn)動(dòng)的套筒將材料擠壓進(jìn)攪拌針向上運(yùn)動(dòng)形成的空間。焊接階段，不旋轉(zhuǎn)的壓緊環(huán)、旋轉(zhuǎn)的套筒和攪拌針沿焊接方向移動(dòng)，完成焊接?；爻殡A段，套筒向上運(yùn)動(dòng)、攪拌針向下運(yùn)動(dòng)，向下運(yùn)動(dòng)的攪拌針驅(qū)動(dòng)材料填充套筒向上運(yùn)動(dòng)形成的匙孔。撤離階段，焊接工具撤離試件表面，獲得無(wú)匙孔的焊接接頭。

圖1 攪拌工具實(shí)物圖Fig.1 Physical map of stir tool

圖2 攪拌工具各組成之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)Fig.2 Relative motions between three parts of tool

本研究使用RPS100SK10型設(shè)備進(jìn)行焊接試驗(yàn)，所使用的攪拌工具如圖1所示。其中，壓緊環(huán)外徑為18mm、內(nèi)徑為9.2mm，套筒外徑為9mm、內(nèi)徑為5.2mm，攪拌針直徑為5mm。選用厚度為6mm的6061–T6鋁合金進(jìn)行焊接試驗(yàn)，焊接試驗(yàn)前將板材進(jìn)行打磨，去除板材表面的氧化膜。焊接時(shí)在板材兩側(cè)裝夾側(cè)頂，防止焊接過(guò)程中板材發(fā)生位移而影響焊接質(zhì)量。焊接過(guò)程中套筒下扎深度4mm，套筒和攪拌針的旋轉(zhuǎn)速度為1200r/min，焊接速度為30mm/min。焊后使用電火花線(xiàn)切割設(shè)備垂直于焊縫方向切取金相試件，將金相試件進(jìn)行打磨、拋光、腐蝕，使用奧林巴斯光學(xué)顯微鏡觀察焊縫橫截面形貌。

有限元模型的建立

常用于計(jì)算FSW材料流動(dòng)的數(shù)值模擬軟件有Abaqus、Deform 3D和Fluent。其中，Abaqus和Deform 3D軟件基于計(jì)算固體力學(xué)的方法計(jì)算焊接過(guò)程中的材料流動(dòng)，而Fluent軟件基于計(jì)算流體力學(xué)的方法。使用計(jì)算固體力學(xué)方法時(shí)常會(huì)出現(xiàn)由于網(wǎng)格畸變導(dǎo)致的求解失敗問(wèn)題，限制了該方法在求解復(fù)雜形貌的攪拌工具表面材料流動(dòng)方面的應(yīng)用。本文使用基于計(jì)算流體力學(xué)方法的Fluent軟件進(jìn)行模擬，該方法具有使用范圍廣、收斂速度快的優(yōu)點(diǎn)[14]。

1 流場(chǎng)網(wǎng)格劃分

使用Pro/E軟件建立材料流動(dòng)區(qū)域的實(shí)體模型，模型尺寸為120mm×80mm×6mm，使用Hypermesh軟件對(duì)實(shí)體進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖3所示。流場(chǎng)內(nèi)的網(wǎng)格均為四面體網(wǎng)格；為了保證計(jì)算精度、加快計(jì)算速度，攪拌工具附近網(wǎng)格尺寸為0.2mm，遠(yuǎn)離攪拌工具的區(qū)域網(wǎng)格尺寸為2mm，網(wǎng)格生長(zhǎng)比例為1.05。

圖3 網(wǎng)格劃分與邊界條件示意圖Fig.3 Schematic of mesh generation and boundary conditions

2 邊界條件

合理的邊界條件決定模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，本文參考焊接過(guò)程的實(shí)際物理邊界條件進(jìn)行流場(chǎng)邊界的設(shè)置。流場(chǎng)入口采用速度入口且材料流入速度和焊接速度相同，出口采用壓力出口。與套筒、攪拌針接觸的壁面為動(dòng)壁面，繞軸心旋轉(zhuǎn)速度為1200r/min；與壓緊環(huán)接觸的表面為靜止壁面，壁面和材料之間不可滑移；其余壁面設(shè)定為靜止壁面，壁面和材料之間為完全滑移。

3 材料屬性

流場(chǎng)內(nèi)的材料為6061–T6鋁合金，其密度為2770kg/m3。比熱容和熱導(dǎo)率隨溫度變化的規(guī)律如圖4所示。本文考慮了高溫和高應(yīng)變速率對(duì)鋁合金粘度系數(shù)的影響，通過(guò)使用UDF函數(shù)編程的方法，將材料粘度與溫度、應(yīng)力、應(yīng)變的關(guān)系導(dǎo)入Fluent軟件中。

圖4 6061鋁合金的物性參數(shù)Fig.4 Physical parameters of 6061 aluminum alloy

塑性狀態(tài)下金屬的粘度與應(yīng)力、應(yīng)變之間的關(guān)系可通過(guò)下式進(jìn)行計(jì)算[15]：

式中，μ為材料黏度；σ為材料流變應(yīng)力；為材料應(yīng)變速率，T為材料溫度。材料流變應(yīng)力可通過(guò)Zener–Hollomon方程進(jìn)行計(jì)算，該方程被廣泛應(yīng)用于流體力學(xué)模型中，方程如式（2）所示。

式中，α、A和n均是與材料有關(guān)的常數(shù)，α取值為1.6×10–8Pa–1，A取值為3.06×108s–1，n取值為3.314，Z為Zener–Hollomon系數(shù)，其計(jì)算公式如式（3）所示。

式中，Q為激活能，其值為160940J/mol；R為氣體常數(shù)，其值為8.341J/（mol ·K）。

4 求解方法

使用RNGk–ε模型對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行求解。該模型考慮到了湍流旋渦問(wèn)題，具有較高的計(jì)算精度和較廣的應(yīng)用范圍，適用于攪拌摩擦焊流場(chǎng)的求解。采用的PISO算法具有對(duì)相鄰網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果進(jìn)行預(yù)測(cè)和校正的功能，使計(jì)算結(jié)果更容易獲得收斂。另外，對(duì)于壓力方程、動(dòng)量方程、能量方程的求解，均采用具有更高穩(wěn)定性和求解精度的二階迎風(fēng)格式。

試驗(yàn)結(jié)果

1 橫截面與顯微組織

圖5為攪拌工具轉(zhuǎn)速1200r/min和焊接速度30mm/min時(shí)接頭的橫截面形貌，其可以劃分為攪拌區(qū)（Stir zone, SZ）、熱機(jī)影響區(qū)（Thermomechanically affected zone, TMAZ）、熱影響區(qū)（Heat affected zone, HAZ）和母材（Base material, BM）。攪拌區(qū)呈現(xiàn)中間寬、上下窄的鼓形，最寬處達(dá)到10.7mm，上部較窄處為10.0mm。SZ上部寬度較小的原因主要與壓緊環(huán)有關(guān)，而下部較小的原因是受到較大范圍材料的粘滯作用。熱機(jī)影響區(qū)較窄，呈帶狀分布在攪拌區(qū)的兩側(cè)和下方。熱影響區(qū)呈上寬下窄的盆形，后退側(cè)熱影響區(qū)寬度明顯大于前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)寬度；分析認(rèn)為，焊接過(guò)程中高溫的熱塑性材料在后退側(cè)聚集使得后退側(cè)溫度較高，形成了后退側(cè)熱影響區(qū)較寬的焊接接頭。

圖5 接頭橫截面形貌Fig.5 Cross-section morphology of joint

由于焊縫根部材料流動(dòng)不充分，導(dǎo)致該區(qū)域的對(duì)接界面未完全消失，形成了弱連接缺陷。根部弱連接缺陷兩側(cè)的材料僅依靠原子擴(kuò)散實(shí)現(xiàn)連接，造成焊縫根部連接強(qiáng)度低于焊縫其他區(qū)域。弱連接缺陷的高度受焊接參數(shù)影響較大，本文研究了不同焊接參數(shù)下弱連接缺陷的高度變化。研究發(fā)現(xiàn)弱連接缺陷高度隨著攪拌工具轉(zhuǎn)速的增加明顯降低，當(dāng)焊接速度為30mm/min，攪拌工具轉(zhuǎn)速分別為800r/min、1000r/min、1200r/min時(shí)，弱連接缺陷的高度分別為1.81mm、1.49mm、1.20mm；弱連接缺陷的高度隨著焊接速度的增加而增加，當(dāng)轉(zhuǎn)速為1200r/min，焊接速度分別為20mm/min、30mm/min、40mm/min時(shí)，弱連接缺陷的高度分別為1.07mm、1.20mm、1.74mm。

2 材料流動(dòng)規(guī)律研究

圖6為攪拌工具轉(zhuǎn)速1200r/min和焊接速度30mm/min時(shí)截取的材料流動(dòng)云圖和矢量圖。圖6（a）為過(guò)攪拌工具軸線(xiàn)截取的垂直于焊縫方向的速度云圖，其截取位置為圖3中的截面a；圖6（b）為距離上表面2mm的水平方向的速度矢量圖；圖6（c）為過(guò)攪拌工具軸線(xiàn)截取的平行于焊縫方向的速度矢量圖，其截取位置為圖3中截面c。研究圖6（a）可以發(fā)現(xiàn)，焊接過(guò)程中材料高速流動(dòng)的區(qū)域主要在套筒的外側(cè)面，材料最大流動(dòng)速度為0.566m/s。套筒內(nèi)部的材料流動(dòng)速度隨到攪拌工具軸線(xiàn)距離的增加而增加，套筒外部材料的流動(dòng)速度隨到套筒外側(cè)面距離的增加而逐漸降低。和壓緊環(huán)下表面接觸的材料受壓緊環(huán)的壓力作用使流動(dòng)速度降低較快，套筒下端面附近的材料受到周?chē)牧系恼硿饔靡嗍共牧狭鲃?dòng)速度下降較快，因此形成了上下窄而中間寬的鼓形高速流動(dòng)區(qū)域。高速流動(dòng)區(qū)域和攪拌區(qū)形貌相似，驗(yàn)證了有限元模型的正確性。

觀察圖6（b）可以發(fā)現(xiàn)，攪拌工具附近的材料在攪拌工具的驅(qū)動(dòng)作用下沿逆時(shí)針?lè)较蛐D(zhuǎn)，靠近攪拌工具材料可獲得大的流動(dòng)速度。在前進(jìn)側(cè)，材料在套筒的驅(qū)動(dòng)下向前流動(dòng)，大部分材料被套筒前方的材料粘滯而流動(dòng)速度降低，小部分靠近套筒的材料在套筒驅(qū)動(dòng)作用下繼續(xù)逆時(shí)針遷移并流至后退側(cè)；后退側(cè)材料在套筒驅(qū)動(dòng)作用下填補(bǔ)由于套筒向前運(yùn)動(dòng)形成的空腔。同時(shí)，在套筒內(nèi)部的材料具有明顯的自攪拌工具中心向套筒內(nèi)壁流動(dòng)的趨勢(shì)。由圖6（c）也可發(fā)現(xiàn)套筒內(nèi)部的材料有自中心向外側(cè)的流動(dòng)趨勢(shì)，且可以發(fā)現(xiàn)套筒下方的材料和套筒內(nèi)部的材料構(gòu)成了流動(dòng)循環(huán)。分析認(rèn)為，套筒內(nèi)部的材料在套筒的驅(qū)動(dòng)作用下高速旋轉(zhuǎn)并形成了較大的離心力，材料在離心力作用下由內(nèi)向外流動(dòng)；在接觸套筒內(nèi)壁后沿內(nèi)壁向下流動(dòng)，使得套筒內(nèi)部產(chǎn)生低壓區(qū)，而套筒下方產(chǎn)生高壓區(qū)；在壓力差的作用下套筒下方的材料開(kāi)始向上流動(dòng)，形成了中間上升而外側(cè)下降的流動(dòng)循環(huán)。由圖6（c）左側(cè)還可發(fā)現(xiàn)套筒前方部分材料向下流動(dòng)并從套筒下方向后流動(dòng)的趨勢(shì)。

圖6 焊接參數(shù)為1200r/min和30mm/min時(shí)的材料流動(dòng)Fig.6 Material flow at 1200r/min and 30mm/min

3 焊接參數(shù)對(duì)材料流動(dòng)的影響

圖7為焊接速度為30mm/min時(shí)不同攪拌工具轉(zhuǎn)速下的材料流動(dòng)速度云圖。隨著攪拌工具旋轉(zhuǎn)速度的增加，材料最大流動(dòng)速度不斷增加、材料高速流動(dòng)區(qū)域不斷擴(kuò)大。當(dāng)轉(zhuǎn)速為800r/min、1000r/min、1200r/min時(shí)材料的最大流動(dòng)速度分別為0.377m/s、0.472m/s、0.566m/s，材料流動(dòng)速度大于0.056m/s的區(qū)域?qū)挾确謩e為9.81mm、10.06mm、10.27mm，底部材料流動(dòng)速度低于0.056m/s的區(qū)域高度分別為1.76mm、1.46mm、1.25mm。

圖7 不同旋轉(zhuǎn)速度下材料流場(chǎng)Fig.7 Material flow fields under different rotational velocities

圖8為攪拌工具旋轉(zhuǎn)速度為1200r/min時(shí)不同焊接速度下材料流動(dòng)速度云圖。隨著焊接速度增加，材料的流動(dòng)速度峰值基本不變，但材料高速流動(dòng)區(qū)域不斷變小。當(dāng)焊接速度從20mm/min增加到40mm/min時(shí)，材料流動(dòng)速度大于0.056m/s的區(qū)域?qū)挾确謩e為10.73mm、10.27mm、9.98mm，底部材料流動(dòng)速度小于0.056m/s的區(qū)域高度不斷增加，分別為1.06mm、1.25mm、1.69mm。

圖8 不同焊接速度下材料流場(chǎng)Fig.8 Material flow fields under different welding speeds

對(duì)比相同工藝參數(shù)下的流場(chǎng)數(shù)值模擬結(jié)果與橫截面形貌試驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，攪拌區(qū)下方材料流動(dòng)速度低于0.056m/s的區(qū)域高度和弱連接缺陷高度相似，因此本文將數(shù)值模擬中材料流動(dòng)速度低于0.056m/s的區(qū)域高度作為弱連接缺陷高度的預(yù)測(cè)值，并將不同攪拌工具轉(zhuǎn)速和不同焊接速度下的預(yù)測(cè)值和試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，如圖9所示。數(shù)值模擬的預(yù)測(cè)值和試驗(yàn)值吻合較好；增加攪拌工具轉(zhuǎn)速和降低焊接速度均可以降低弱連接缺陷的高度。

圖9 不同工藝參數(shù)下弱連接缺陷的高度Fig.9 Kissing bond heights under different process parameters

結(jié)論

（1）使用N–KFSW焊接所獲得的接頭典型特征區(qū)由呈鼓形的攪拌區(qū)、帶狀的熱機(jī)影響區(qū)和盆形熱影響區(qū)組成，焊縫根部有由于材料流動(dòng)不充分形成的弱連接缺陷。

（2）數(shù)值模擬的結(jié)果表明，套筒側(cè)面材料流動(dòng)速度最大，隨著到套筒側(cè)面距離的增加，材料流動(dòng)速度逐漸降低；材料分別從后退側(cè)和套筒下方向后流動(dòng)，填補(bǔ)后方的空腔。

（3）隨著攪拌工具轉(zhuǎn)速增加和焊接速度降低，材料高速流動(dòng)區(qū)域面積變大，焊縫根部材料低速流動(dòng)區(qū)域高度變低。增加攪拌工具轉(zhuǎn)速和降低焊接速度可減小根部弱連接缺陷高度，利于提高焊接接頭質(zhì)量。