朱學(xué)武 張鵬 楊航 楊化偉

（1.中國(guó)第一汽車(chē)股份有限公司研發(fā)總院，長(zhǎng)春130013；2.汽車(chē)振動(dòng)噪聲與安全控制綜合技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)春130013；3.汽車(chē)車(chē)身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙410082）

1 前言

隨著國(guó)內(nèi)新能源汽車(chē)產(chǎn)量的逐年增加[1]，鋁合金材料在汽車(chē)中應(yīng)用越來(lái)越多。攪拌摩擦焊是一種新型固相連接技術(shù)，同傳統(tǒng)的熔化焊相比，攪拌摩擦焊有焊縫晶粒小，接頭力學(xué)性能良好，焊接時(shí)無(wú)煙塵、無(wú)飛濺、焊后殘余應(yīng)力小等優(yōu)點(diǎn)，在鋁合金焊接中得到了廣泛應(yīng)用[2]。

通過(guò)工藝仿真，可以得到攪拌摩擦焊焊接過(guò)程中的溫度場(chǎng)、等效塑性變形場(chǎng)分布以及材料流動(dòng)情況，幫助工程師提升對(duì)攪拌摩擦焊機(jī)理的理解，同時(shí)也能對(duì)焊接參數(shù)的選擇提供依據(jù)[3]。然而，對(duì)于攪拌摩擦焊在整車(chē)碰撞模型中的接頭力學(xué)性能表征仍有需要研究的內(nèi)容。同時(shí)，整車(chē)模型中模擬接頭等效單元的大小和范圍決定了在碰撞分析中的精度和計(jì)算成本。為保證計(jì)算效率一般不采用網(wǎng)格尺寸過(guò)小的精細(xì)模型，因此以精細(xì)模型為參照建立等效模型十分必要。

本研究建立攪拌摩擦焊接頭拉伸樣件的精細(xì)模型，該模型對(duì)焊接接頭攪拌區(qū)域進(jìn)行精確劃分，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證精細(xì)模型的有效性。為保證整車(chē)碰撞計(jì)算效率，提出一種將精細(xì)模型轉(zhuǎn)化為等效簡(jiǎn)化模型的方法，將精細(xì)模型的材料屬性、焊縫區(qū)和熱影響區(qū)的區(qū)域劃分簡(jiǎn)化后賦予等效模型，保證等效模型能夠準(zhǔn)確地模擬連接處的強(qiáng)度特性以及接頭失效模式。簡(jiǎn)化模型的仿真峰值力與試驗(yàn)結(jié)果一致性較好，表明等效模型在整車(chē)碰撞模型中可以準(zhǔn)確表征攪拌摩擦焊接頭力學(xué)性能。

2 精細(xì)模型搭建

2.1 焊接接頭試樣試驗(yàn)

試驗(yàn)采用3 mm厚的6061-T6鋁合金薄板對(duì)接接頭。根據(jù)Nandan R，Debroy T等的研究結(jié)果[4]，對(duì)于3 mm厚鋁合金板材，攪拌摩擦焊的合理參數(shù)范圍為攪拌頭轉(zhuǎn)速在800～1 500 r/min，焊接速度在300～1 200 mm/min。本研究采用工藝參數(shù)為攪拌頭轉(zhuǎn)速1 200 r/min，焊接速度為800 mm/min。

為獲取焊接接頭力學(xué)性能，采用準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)對(duì)接頭力學(xué)性能進(jìn)行評(píng)估，將焊接樣板按GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》切割成標(biāo)準(zhǔn)準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試樣，尺寸如圖1所示。在26℃室溫條件下，以5 mm/min的速度在Instron3309力學(xué)試驗(yàn)機(jī)上對(duì)接頭樣件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，獲取載荷-位移曲線。

圖1 拉伸試樣尺寸（單位：mm）

2.2 焊接接頭力學(xué)性能

攪拌摩擦焊是一種熱輸入很低的焊接方式[5]，最高溫度始終低于母材熔點(diǎn)。6系鋁合金屬于可熱處理材料，焊接過(guò)程產(chǎn)生的熱量仍會(huì)影響到材料性能。不同于熔焊，攪拌摩擦焊過(guò)程中還存在材料劇烈變形，故焊接完成后材料性能及組織會(huì)發(fā)生相應(yīng)變化。攪拌摩擦焊接頭由焊核區(qū)、熱機(jī)影響區(qū)、熱影響區(qū)以及母材組成?？梢钥闯觯煌瑓^(qū)域的力學(xué)性能均有所下降，這是由于焊接發(fā)熱導(dǎo)致6061-T6鋁合金中的增強(qiáng)相熔化或粗化所導(dǎo)致。在焊核區(qū)由于受到攪拌頭攪拌和摩擦作用，溫度最高、變形最為劇烈，產(chǎn)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，晶粒得到細(xì)化，從而緩解了熱沖擊導(dǎo)致的性能下降。熱機(jī)影響區(qū)位于焊核區(qū)邊緣，相比焊核區(qū)，受到的攪拌作用較弱，晶粒細(xì)化效果有限，而受到的熱沖也比較大，所以性能最低。熱影響區(qū)僅受到溫度的影響，距離焊縫越遠(yuǎn)，材料性能損失越少并逐漸接近母材性能。由于熱機(jī)影響區(qū)范圍較小且對(duì)接頭力學(xué)性能起決定性作用的是材料性能損失最嚴(yán)重的焊核區(qū)，所以在仿真模型中將熱機(jī)影響區(qū)與熱影響區(qū)劃分到一起。

2.3 精細(xì)模型搭建

為了驗(yàn)證攪拌摩擦焊接頭模型的力學(xué)性能，需要先建立精細(xì)模型，在精細(xì)模型中對(duì)于焊接接頭的不同區(qū)域進(jìn)行精確劃分和材料分配，有利于獲得更為準(zhǔn)確的仿真結(jié)果。

根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)拉伸樣件尺寸使用Hypermesh建立精細(xì)模型，網(wǎng)格采用0.6 mm實(shí)體單元。由于攪拌摩擦焊成形質(zhì)量很好，焊縫無(wú)余高焊根，所以焊接接頭拉伸試樣與母材準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試樣在形狀上無(wú)差異，只在試樣中間劃分了焊核區(qū)和熱影響區(qū)域，如圖2所示。

圖2 精細(xì)模型

鋁合金的焊接件力學(xué)性能可以由硬度來(lái)表征，材料的硬度和抗拉強(qiáng)度正相關(guān)，所以焊縫的區(qū)域可以根據(jù)硬度曲線來(lái)劃分。由攪拌摩擦焊焊接試樣拉伸試驗(yàn)可知，試樣均在焊縫處失效，前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)的溫度差異對(duì)于焊接件的失效位置影響較小，在整車(chē)模型中由于網(wǎng)格尺寸要遠(yuǎn)大于精細(xì)模型中的尺寸，前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)的差異可忽略。

根據(jù)圖3硬度曲線可知，焊核區(qū)范圍約為10 mm，材料性能損失區(qū)域總寬度約為17 mm。

圖3 焊接接頭硬度曲線

從圖4焊接接頭攪拌區(qū)形狀可見(jiàn)，攪拌區(qū)是一個(gè)碗狀區(qū)域，最小寬度為5.32 mm，與硬度曲線對(duì)應(yīng)的范圍有差異。

圖4 焊接接頭攪拌區(qū)形狀

從圖5工藝仿真的溫度云圖可見(jiàn)，溫度470℃左右的范圍大致與硬度曲線中性能降低區(qū)域一致。這是因?yàn)閿嚢鑵^(qū)是攪拌頭擠壓旋轉(zhuǎn)作用的區(qū)域，而攪拌頭近似于圓臺(tái)狀，所以接頭攪拌區(qū)的形狀近似于碗狀，但是焊核區(qū)還包括攪拌區(qū)附近的高溫區(qū)域，攪拌區(qū)只是焊核區(qū)的一部分。

圖5 工藝仿真溫度云圖

結(jié)合硬度曲線和工藝仿真溫度云圖，對(duì)精細(xì)模型中熱影響區(qū)和焊縫區(qū)進(jìn)行劃分，根據(jù)工藝仿真溫度云圖將焊縫劃分成三部分，分別為焊縫Ⅰ，焊縫Ⅱ，焊縫Ⅲ，如圖6所示。

圖6 精細(xì)模型區(qū)域劃分

拉伸試驗(yàn)工況較簡(jiǎn)單，仿真的精確度只與試樣尺寸、網(wǎng)格大小、材料參數(shù)以及區(qū)域劃分有關(guān)。試樣尺寸以及網(wǎng)格大小在建模時(shí)可以確定，所以影響結(jié)果準(zhǔn)確度的就是材料參數(shù)以及區(qū)域劃分。區(qū)域劃分已由硬度曲線以及工藝仿真溫度云圖確定，由于焊接時(shí)的熱輸入對(duì)于材料的彈性模量幾乎沒(méi)有影響，所以對(duì)于不同區(qū)域的材料參數(shù)只改變塑性段。對(duì)于性能降低區(qū)域材料參數(shù)的確定，通過(guò)測(cè)量焊接溫度場(chǎng)劃分各區(qū)域的范圍，再通過(guò)拉伸試驗(yàn)獲取不同區(qū)域的材料參數(shù)。不同區(qū)域材料失效參數(shù)是在母材失效參數(shù)基礎(chǔ)上由拉伸試驗(yàn)標(biāo)定獲得。

3 精細(xì)模型試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 精細(xì)模型變形失效仿真及試驗(yàn)對(duì)標(biāo)

攪拌摩擦焊是通過(guò)攪拌頭將兩個(gè)工件的材料攪動(dòng)到一起實(shí)現(xiàn)連接，同時(shí)攪拌頭的軸肩會(huì)壓入材料，所以焊縫的厚度要低于其他區(qū)域，同時(shí)焊縫區(qū)域溫度最高，材料性能損失最嚴(yán)重，故攪拌摩擦焊焊接試樣會(huì)在焊縫處斷裂失效。從圖7可看出，試樣是沿著焊縫Ⅱ區(qū)域斷裂，且位于焊縫邊緣的熱機(jī)和熱影響區(qū)域，仿真與試驗(yàn)的失效模式一致。

圖7 失效位置

焊接試樣等效塑性應(yīng)變?cè)茍D如圖8所示。當(dāng)拉伸到t=0.3 ms時(shí)，試樣開(kāi)始出現(xiàn)塑性變形，最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.004594，位于焊縫Ⅱ處；當(dāng)t=2.5 ms時(shí)，試樣開(kāi)始出現(xiàn)明顯頸縮，最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.3128；當(dāng)t=2.9 ms時(shí)，焊縫單元開(kāi)始失效刪除，最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.086；當(dāng)t=3.3 ms時(shí)，試樣完全斷裂。

圖8 等效塑性應(yīng)變?cè)茍D

3.2 精細(xì)模型拉伸變形力仿真及試驗(yàn)對(duì)標(biāo)

接頭在拉伸工況下仿真與試驗(yàn)的載荷-位移曲線如圖9所示。拉伸工況下仿真模型最大峰值力為8.22 kN，試驗(yàn)測(cè)得最大峰值力為8.25 kN，通過(guò)軟件計(jì)算得兩條曲線的擬合度為91.4%，滿足精度要求。試驗(yàn)曲線沒(méi)有明顯的彈性段，這是因?yàn)榻宇^材料受到熱影響后性能會(huì)降低，且是連續(xù)變化的，但是在仿真中，不同區(qū)域的材料性能是不連續(xù)的，所以會(huì)出現(xiàn)曲線中部有差異。

圖9 拉伸工況下載荷-位移曲線

4 等效模型搭建

4.1 等效模型搭建

傳統(tǒng)焊接接頭模擬方法包括rigid剛體單元、共節(jié)點(diǎn)、單根梁?jiǎn)卧⒍喔簡(jiǎn)卧?、?shí)體焊點(diǎn)單元等。攪拌摩擦焊接頭的連接方式是對(duì)接，連接區(qū)域是一條焊縫而不是多個(gè)連接點(diǎn)，所以對(duì)于攪拌摩擦焊接頭的等效模型，本研究確定的表征方式是采用殼單元并賦予各區(qū)域不同材料屬性。

在等效模型中，受制于單元類(lèi)型和網(wǎng)格尺寸，無(wú)法實(shí)現(xiàn)精細(xì)模型中的精確分區(qū)，所以在等效模型中將性能相近的區(qū)域合并。為避免模型由于簡(jiǎn)化造成強(qiáng)度高于精細(xì)模型，將合并的區(qū)域賦予精細(xì)模型中相應(yīng)區(qū)域材料性能最弱的參數(shù)。根據(jù)精細(xì)模型仿真結(jié)果可知，失效位置位于焊縫處，所以在等效模型中將焊縫Ⅱ、焊縫Ⅲ合并成焊縫區(qū)，賦予焊縫Ⅱ的材料屬性；將焊縫Ⅰ與熱影響區(qū)合并成熱影響區(qū)，賦予焊縫Ⅰ材料。等效模型中的焊縫、熱影響區(qū)尺寸范圍如圖10所示。等效模型中網(wǎng)格尺寸為3 mm。

圖10 等效模型區(qū)域劃分

4.2 網(wǎng)格尺寸對(duì)仿真精度影響

本研究等效模型的網(wǎng)格尺寸為3 mm，在此基礎(chǔ)上，將網(wǎng)格尺寸設(shè)為2 mm、4 mm、5 mm、6 mm作為對(duì)比。不同網(wǎng)格大小的力與位移曲線如圖11所示。當(dāng)網(wǎng)格尺寸為2～4 mm時(shí)，曲線無(wú)明顯差異，當(dāng)網(wǎng)格尺寸增加到5 mm時(shí)，最大峰值力沒(méi)有明顯差異，但是斷裂位移有明顯增加，故焊縫處網(wǎng)格尺寸不能大于4 mm。

圖11 不同網(wǎng)格尺寸力與位移曲線

5 等效模型試驗(yàn)驗(yàn)證

5.1 等效模型變形失效仿真及試驗(yàn)對(duì)標(biāo)

等效模型不同于精細(xì)模型的詳細(xì)劃分，焊縫區(qū)域簡(jiǎn)化成長(zhǎng)方形，所以斷裂會(huì)在焊縫的中心，如圖12所示。段裂位置大致與試驗(yàn)結(jié)果一致，均位于焊縫處，只是分別在焊縫的中心和一側(cè)。

圖12 失效位置對(duì)比

等效模型的等效塑性應(yīng)變場(chǎng)如圖13所示。當(dāng)t=0.3 ms時(shí)，試樣開(kāi)始產(chǎn)生塑性應(yīng)變，位于焊縫，最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.004 019，時(shí)間、應(yīng)變值均與精細(xì)模型一致；當(dāng)t=2.3 ms時(shí)，試樣開(kāi)始出現(xiàn)明顯頸縮，熱影響區(qū)也開(kāi)始出現(xiàn)塑性變形，最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.166 4；當(dāng)t=3 ms時(shí)，模型單元開(kāi)始失效刪除，此時(shí)最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.236；當(dāng)t=3.1 ms，試樣完全斷裂失效。

圖13 等效塑性應(yīng)變場(chǎng)

5.2 等效模型拉伸變形力仿真及試驗(yàn)對(duì)標(biāo)

等效模型仿真結(jié)果與精細(xì)模型仿真結(jié)果、試驗(yàn)結(jié)果的力與位移對(duì)比曲線如圖14所示。峰值力分別為8.25 kN、8.22 kN、8.27 kN，通過(guò)軟件算得等效模型曲線與試驗(yàn)曲線的擬合度為86.1%，滿足精度要求。等效模型力與位移曲線中部與精細(xì)模型和試驗(yàn)都有較大差異，原因是等效模型分區(qū)更少，材料性能分布差異更大。

圖14 力與位移曲線

6 結(jié)論

根據(jù)拉伸試驗(yàn)試樣尺寸及工況，建立了攪拌摩擦焊接頭失效的精細(xì)模型。綜合硬度曲線和工藝仿真溫度云圖，對(duì)精細(xì)模型中熱影響區(qū)和焊縫區(qū)進(jìn)行劃分，對(duì)不同區(qū)域賦予合理的材料參數(shù)。精細(xì)模型的仿真峰值力、失效模式與試驗(yàn)結(jié)果的一致良好，通過(guò)軟件計(jì)算得仿真和試驗(yàn)力-位移曲線的擬合度為91.4%。為滿足整車(chē)碰撞工況中計(jì)算效率需求，根據(jù)精細(xì)模型的材料屬性和焊縫區(qū)、熱影響區(qū)的劃分建立了等效模型，等效模型仿真峰值力與試驗(yàn)結(jié)果接近，通過(guò)軟件計(jì)算得仿真和試驗(yàn)力-位移曲線的擬合度為86.1%。研究結(jié)果表明，本次建立的等效模型可以表征攪拌摩擦焊接頭力學(xué)性能，滿足整車(chē)CAE仿真精度要求。