張 軍 王 穩(wěn) 王 健 金濤濤 田志鵬

北京建筑大學(xué)城市軌道交通車輛服役性能保障北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京，100044

0 引言

摩擦攪拌焊技術(shù)于1991年發(fā)明，經(jīng)過近30年的發(fā)展和應(yīng)用，已經(jīng)是一項(xiàng)成熟的工業(yè)技術(shù)[1]。該技術(shù)作為一種環(huán)保的固相連接技術(shù)，因較好的焊接效果而被廣泛應(yīng)用于鋁合金、銅合金甚至鋼材料的連接修復(fù)中[2]。得益于摩擦攪拌焊技術(shù)眾多優(yōu)良特點(diǎn)，該技術(shù)被廣泛應(yīng)用于航空航天、船舶、軌道交通車輛等眾多工業(yè)領(lǐng)域的生產(chǎn)制造中[3-5]。

傳統(tǒng)摩擦攪拌焊在焊接過程中，焊縫周圍會(huì)產(chǎn)生連續(xù)飛邊，導(dǎo)致焊接接頭成形的有效厚度較小，進(jìn)而影響焊接質(zhì)量；對(duì)于低導(dǎo)熱性的厚板材，攪拌頭在焊接過程中，由于軸肩持續(xù)摩擦生熱，與軸肩接觸的區(qū)域受熱多，而其余部位受熱少，導(dǎo)致焊件受熱不均勻進(jìn)而影響焊接的整體質(zhì)量[6-7]。

靜軸肩摩擦攪拌焊(stationary shoulder friction stir welding，SSFSW)是基于摩擦攪拌焊(friction stir welding，F(xiàn)SW)衍生而來的一種改進(jìn)焊接技術(shù)[8]，在焊接過程中，僅攪拌針旋轉(zhuǎn)摩擦生熱，而外部靜軸肩只沿焊接方向進(jìn)行摩擦滑動(dòng)，在軸向力的作用下，對(duì)焊縫進(jìn)行擠壓成形，獲得致密焊縫。靜軸肩摩擦攪拌焊焊接過程中的熱量能有效集中在焊縫區(qū)域，使沿焊縫厚度方向的溫度分布更加均勻，且能獲得對(duì)稱性好的熱影響區(qū)及熱機(jī)影響區(qū)，進(jìn)而獲得到良好的焊接接頭質(zhì)量[9-13]。

不同摩擦熱的工藝參數(shù)匹配對(duì)焊縫成形至關(guān)重要。文獻(xiàn)[14-16]通過試驗(yàn)研究了不同壓入量、攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度和焊接速度等工藝參數(shù)對(duì)摩擦攪拌焊焊接接頭組織及力學(xué)性能的影響。針對(duì)攪拌焊溫度場(chǎng)的仿真模擬大多采用移動(dòng)熱源法進(jìn)行加載模擬，通過建立三維有限元仿真模型，將焊接過程的產(chǎn)熱量進(jìn)行合理的簡(jiǎn)化計(jì)算，模擬摩擦攪拌焊穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)，并且通過分析不同工藝參數(shù)下不同產(chǎn)熱量對(duì)攪拌焊穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)的影響，為實(shí)際焊接參數(shù)的選取及優(yōu)化提供充足的理論依據(jù)[17-22]。

目前針對(duì)傳統(tǒng)攪拌頭焊接過程中的溫度場(chǎng)仿真分析及剛性支撐條件下的參數(shù)優(yōu)化研究較多，但針對(duì)于靜軸肩攪拌頭焊接過程中的溫度場(chǎng)仿真分析及非剛性支撐條件下的焊接參數(shù)優(yōu)化研究較少。本文通過建立靜軸肩摩擦攪拌焊有限元仿真分析模型，對(duì)不同工藝參數(shù)焊接過程中的溫度場(chǎng)進(jìn)行有限元仿真分析。使用自主研發(fā)的非剛性支撐靜軸肩摩擦攪拌焊修復(fù)設(shè)備，在不同焊接參數(shù)條件下對(duì)6 mm厚鋁合金板材進(jìn)行多次環(huán)形對(duì)接焊接試驗(yàn)，并使用熱紅外成像儀對(duì)焊接表面溫度進(jìn)行監(jiān)測(cè)。綜合溫度場(chǎng)仿真結(jié)果、熱紅外成像儀監(jiān)測(cè)的表面溫度及試驗(yàn)結(jié)果，探究工藝參數(shù)對(duì)靜軸肩摩擦攪拌焊焊接質(zhì)量的影響。

1 靜軸肩焊接結(jié)構(gòu)

為了解決非剛性支撐條件下傳統(tǒng)攪拌頭易陷入被焊接板材而導(dǎo)致焊接失敗的問題，并使焊縫能夠致密連接、焊接表面光滑無飛邊，設(shè)計(jì)了靜軸肩焊接結(jié)構(gòu)，安裝效果見圖1，主要包括靜軸肩結(jié)構(gòu)、支架和攪拌頭等。支架結(jié)構(gòu)固定在主軸基座上，從外部固定住靜軸肩，保證了靜軸肩結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

圖1 靜軸肩焊接結(jié)構(gòu)Fig.1 Stationary shoulder welding structure

靜軸肩結(jié)構(gòu)附著安裝在攪拌頭上，兩個(gè)結(jié)構(gòu)之間使用軸承隔離運(yùn)動(dòng)，其關(guān)鍵結(jié)構(gòu)尺寸如表1所示。

表1 關(guān)鍵結(jié)構(gòu)尺寸Tab.1 Key structural dimensionsmm mm

攪拌頭通過端部的錐形結(jié)構(gòu)與電主軸匹配，并通過機(jī)床通用的ER螺母與電主軸緊固連接。攪拌頭相對(duì)于焊接平面有2.5°的工藝傾角，能夠保證靜軸肩與焊接表面充分接觸，并將攪拌頭后方材料進(jìn)行壓實(shí)，形成致密焊縫，其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖見圖2。

(a)靜軸肩攪拌頭結(jié)構(gòu)組裝圖

(b)靜軸肩攪拌頭拆解圖 (c)攪拌頭結(jié)構(gòu)尺寸圖圖2 靜軸肩攪拌頭結(jié)構(gòu)Fig.2 Stationary shoulder stirring head structure

為了獲得更好的焊接效果，主軸上配有壓力傳感器，對(duì)靜軸肩的壓力進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，以實(shí)現(xiàn)主軸壓力的精準(zhǔn)控制，保證靜軸肩下壓量恒定。由于整個(gè)進(jìn)給程序?yàn)閴毫刂?，靜軸肩結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)保證了攪拌頭不會(huì)陷入焊接材料而導(dǎo)致壓力不足，進(jìn)而發(fā)生惡性進(jìn)給，造成焊接失敗。同時(shí)靜軸肩結(jié)構(gòu)的存在可實(shí)現(xiàn)焊接表面光滑無飛邊，焊縫與母板無高度差，保證了焊接質(zhì)量。

2 SSFSW有限元仿真

2.1 靜軸肩摩擦攪拌焊產(chǎn)熱分析

摩擦攪拌焊焊接過程是一個(gè)復(fù)雜的瞬態(tài)產(chǎn)熱過程，其焊接熱源屬于動(dòng)態(tài)熱載荷。靜軸肩摩擦攪拌焊產(chǎn)熱主要來源于攪拌針與被焊接板材之間的摩擦剪切生熱，攪拌針軸肩和靜軸肩與被焊接板材的壓實(shí)摩擦生熱三部分[23]，如圖3所示。

圖3 摩擦攪拌焊產(chǎn)熱來源Fig.3 Heat generation source of friction stir welding

摩擦攪拌焊的熱源組成復(fù)雜，綜合考慮各個(gè)因素對(duì)焊接過程中產(chǎn)熱的影響很困難，因此，在進(jìn)行產(chǎn)熱計(jì)算時(shí)，將攪拌頭簡(jiǎn)化為無螺紋的圓臺(tái)，并作以下假設(shè)：①假設(shè)攪拌針與被焊接板材之間的摩擦剪切做功全部轉(zhuǎn)換為熱量，沒有能量損失；②假設(shè)攪拌針軸肩和靜軸肩在主軸壓力作用下產(chǎn)生的下壓力在被焊接板材的接觸面上分布均勻；③不考慮摩擦攪拌焊焊接過程中的材料塑性變形熱[24]。則靜軸肩摩擦攪拌焊焊接過程中的總產(chǎn)熱量

Q=Q1+Q2+Q3+Q4

(1)

式中，Q1為攪拌針端部摩擦生熱；Q2為攪拌針側(cè)面摩擦生熱；Q3為攪拌針軸肩摩擦生熱；Q4為靜軸肩摩擦生熱。

2.2 靜軸肩攪拌頭產(chǎn)熱數(shù)學(xué)模型

2.2.1攪拌針端部摩擦生熱

進(jìn)行摩擦攪拌焊焊接時(shí)，攪拌針端部最先與被焊接板材接觸，攪拌針端部是一個(gè)圓，設(shè)其半徑為Rb，示意圖見圖4。

圖4 攪拌針端部摩擦生熱Fig.4 Friction heat generation at the end of stirring needle

在摩擦攪拌焊開始焊接時(shí)，攪拌針端部的有效生熱區(qū)域是半徑為Rb的圓，假設(shè)取寬度為dr、半徑為r的微元，則該微元ds受到的摩擦力

df=μp1ds=μp1rdθdr

(2)

式中，μ為摩擦因數(shù)；p1為焊接時(shí)攪拌頭端部的表面壓力。

則該微元的摩擦功率

dP=sdf=nrdf=μp1nr2dθdr

(3)

式中，n為主軸轉(zhuǎn)速。

故攪拌頭端部與被焊接板材之間的摩擦熱為

(4)

2.2.2攪拌針側(cè)面摩擦生熱

隨著攪拌頭下壓，攪拌頭側(cè)面開始與被焊接板材接觸，假設(shè)在焊接過程中，攪拌頭側(cè)面受壓均勻，側(cè)面摩擦產(chǎn)熱示意圖見圖5。

(a)整體示意圖 (b)攪拌針局部立體圖圖5 攪拌針側(cè)面摩擦生熱Fig.5 Friction heat generation on the side of stirring needle

假設(shè)距離攪拌針端部h位置的攪拌針半徑為rh，則有

rh=Rb+htanα

(5)

取攪拌針側(cè)表面微元長(zhǎng)ds，則有

(6)

(7)

(8)

則攪拌針側(cè)面摩擦生熱

(9)

且Htanα=Rt-Rb，故

(10)

式中，Rt為攪拌頭根部半徑；p2為攪拌針側(cè)面的表面壓力；α為圓臺(tái)體攪拌針錐角的1/2。

2.2.3攪拌針軸肩摩擦生熱

當(dāng)攪拌針下壓至軸肩與被焊接板材接觸時(shí)，攪拌針軸肩在主軸壓力下與被焊接板材摩擦生熱，產(chǎn)熱示意圖見圖6。

圖6 攪拌針軸肩摩擦生熱Fig.6 Friction heat generation of stirring needle shoulder

則攪拌針軸肩摩擦生熱

(11)

式中，p3為攪拌針軸肩所受表面壓力；Rs為攪拌針軸肩外徑。

2.2.4靜軸肩摩擦生熱

與攪拌針軸肩摩擦生熱同理，靜軸肩在軸向壓力作用下與被焊接板材摩擦接觸生熱，產(chǎn)熱示意圖見圖7。

圖7 靜軸肩摩擦生熱Fig.7 Friction heat generation of stationary shoulder

則靜軸肩摩擦生熱

(12)

式中，n′為C軸轉(zhuǎn)速；R為靜軸肩外徑；R′為靜軸肩內(nèi)徑；p4為靜軸肩所受表面壓力。

故靜軸肩摩擦攪拌焊焊接過程中總的產(chǎn)熱量為

(13)

2.3 靜軸肩摩擦攪拌焊熱源模型

在焊接過程中，攪拌針軸肩和靜軸肩在主軸壓力作用下與被焊接板材壓實(shí)摩擦接觸，且在工件表層摩擦接觸，故其摩擦生熱產(chǎn)生的熔深較淺，所以將攪拌針軸肩和靜軸肩的摩擦生熱處理為熱流密度隨著軸肩半徑增大而線性增大的表面熱源，其熱流密度

(14)

Rt

攪拌針端部及側(cè)面產(chǎn)生的熱量是攪拌針插入被焊接材料的摩擦生熱，這兩部分熔深相對(duì)較深，故處理為熱流密度均勻分布的體熱源，其熱流密度為

(15)

r

式中，z為體熱源距離攪拌針端部的距離。

2.4 有限元模型的建立

試驗(yàn)中使用6 mm厚的6082鋁合金板材，其密度取定值，為2700 kg/m3，泊松比為0.3，熔點(diǎn)范圍為591～638 ℃，材料熱物理參數(shù)見表2。

表2 6082鋁合金熱物理參數(shù)[23]Tab.2 Thermophysical parameters of 6082 aluminum alloy

為了獲得較為精準(zhǔn)的溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，網(wǎng)格單元類型選擇八節(jié)點(diǎn)線性傳熱六面體單元，對(duì)整體進(jìn)行均勻網(wǎng)格劃分。工件的初始溫度及環(huán)境溫度設(shè)為25 ℃，仿真過程中工件與環(huán)境通過熱對(duì)流進(jìn)行熱量的交換，工件各表面的對(duì)流傳熱系數(shù)如表3所示。為了簡(jiǎn)化計(jì)算，在仿真過程中忽略熱輻射的影響。

表3 焊板對(duì)流傳熱系數(shù)[23]Tab.3 Convective heat transfer coefficient of welding plate

攪拌頭整個(gè)下壓過程積累的熱量即為簡(jiǎn)化熱源初始具有的熱量，建立3個(gè)Heattransfer分析步。第一步為預(yù)熱分析步，第二個(gè)分析步為焊接工作分析步，第三個(gè)分析步為攪拌頭撤離過程。

通過Fortran語言編寫移動(dòng)熱源子程序DFLUX將移動(dòng)載荷施加給工件，在子程序中使用if語句完成不同分析步的實(shí)現(xiàn)。

3 非剛性支撐靜軸肩摩擦攪拌焊焊接試驗(yàn)

針對(duì)非剛性支撐條件下鋁合金貨車車廂破損修復(fù)問題，設(shè)計(jì)研發(fā)了專用的移動(dòng)式摩擦攪拌焊修復(fù)設(shè)備，如圖8所示。設(shè)備主要結(jié)構(gòu)包括移動(dòng)升降平臺(tái)、主體框架單元、上下夾鉗、旋轉(zhuǎn)伸縮臂單元、摩擦攪拌焊單元和電氣控制單元。設(shè)備使用加強(qiáng)過的鋁合金型材搭建而成，高約3 m，寬約1.5 m。在數(shù)控系統(tǒng)的控制下，設(shè)備可實(shí)現(xiàn)沿x軸、y軸、z軸和C軸(繞z軸的轉(zhuǎn)動(dòng))方向的高精度移動(dòng)。此外，根據(jù)焊接位置的不同，設(shè)備可自由移動(dòng)到所需焊接位置，能夠?qū)崿F(xiàn)一定程度的自動(dòng)化焊接。

(a)現(xiàn)場(chǎng)工作圖

(b)C軸局部細(xì)節(jié)圖圖8 焊接設(shè)備Fig.8 Welding equipment

該設(shè)備涉及的工藝參數(shù)主要有：主軸作用于焊縫的壓力(主軸壓力)、主軸轉(zhuǎn)速和C軸轉(zhuǎn)速，三者之間相互配合，調(diào)節(jié)焊接過程中輸入的摩擦熱大小，三者之間的參數(shù)匹配對(duì)形成致密無缺陷的焊縫至關(guān)重要。

以初始工藝參數(shù)進(jìn)行焊接試驗(yàn)，通過實(shí)際焊接效果及溫度場(chǎng)仿真結(jié)果、熱紅外成像儀監(jiān)測(cè)的表面溫度對(duì)主軸壓力、主軸轉(zhuǎn)速和C軸轉(zhuǎn)速進(jìn)行優(yōu)化調(diào)節(jié)。通過控制變量法，并根據(jù)上一次試驗(yàn)及仿真結(jié)果，定量調(diào)節(jié)主軸壓力范圍或主軸轉(zhuǎn)速?gòu)亩鴮?duì)焊接過程的產(chǎn)熱量進(jìn)行調(diào)整；優(yōu)化C軸轉(zhuǎn)速使熱量有效集中在焊縫區(qū)域進(jìn)而提高焊接質(zhì)量，直到實(shí)現(xiàn)完整且高質(zhì)量的焊接。優(yōu)化過程中關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)使用的試驗(yàn)參數(shù)如表4所示。

表4 焊接優(yōu)化節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)參數(shù)Tab.4 Welding optimization joint test parameters

試驗(yàn)過程中，設(shè)備分別通過上下夾鉗固定在車廂上下橫梁上，支撐桿支撐在車廂兩側(cè)側(cè)墻板上。焊接過程中，使用壓力反饋閉環(huán)控制z軸的進(jìn)給，保證焊接過程中設(shè)備能夠根據(jù)支撐位置的變化自行調(diào)節(jié)主軸壓力。在C軸電機(jī)驅(qū)動(dòng)下，摩擦攪拌焊單元繞z軸進(jìn)行380°旋轉(zhuǎn)，在焊件上形成圓形焊縫。

4 有限元仿真及試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 有限元仿真結(jié)果分析

將A～G各試驗(yàn)組的試驗(yàn)參數(shù)分別代入式(4)、式(10)～式(12)中，計(jì)算各試驗(yàn)組各產(chǎn)熱部位的產(chǎn)熱量，如圖9a所示。由于各組試驗(yàn)各產(chǎn)熱部位產(chǎn)熱比例非常接近，故以A組試驗(yàn)為例，其各產(chǎn)熱部位產(chǎn)熱比例如圖9b所示。根據(jù)試驗(yàn)參數(shù)計(jì)算所得的產(chǎn)熱數(shù)據(jù)可知：在使用靜軸肩攪拌頭焊接過程中，產(chǎn)熱量主要來源于攪拌針軸肩的摩擦生熱和攪拌針端部的摩擦生熱，分別約占總產(chǎn)熱量的77.2%和22.6%。

根據(jù)式(13)計(jì)算各試驗(yàn)組總產(chǎn)熱量，如圖9c所示，對(duì)產(chǎn)熱影響較大的是主軸壓力和主軸轉(zhuǎn)速，C軸轉(zhuǎn)速對(duì)產(chǎn)熱量影響不大。在主軸壓力和C軸轉(zhuǎn)速一定的情況下(如試驗(yàn)組C、D)，當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速提高200 r/min時(shí)，總產(chǎn)熱量提高25%左右；在主軸轉(zhuǎn)速和C軸轉(zhuǎn)速一定的情況下(如試驗(yàn)組E、F)，當(dāng)主軸壓力降低1470 N左右時(shí)，總產(chǎn)熱量降低43%左右；在主軸壓力和主軸轉(zhuǎn)速一定的情況下(如試驗(yàn)組B、C)，當(dāng)C軸轉(zhuǎn)速降低0.03 r/min時(shí)，總產(chǎn)熱量降低值約為0。

(a)各試驗(yàn)組各產(chǎn)熱組成產(chǎn)熱量

(b)產(chǎn)熱比例

(c)各試驗(yàn)組總產(chǎn)熱量圖9 各試驗(yàn)組各產(chǎn)熱組成產(chǎn)熱量Fig.9 Composition of each heat production test group

在各組試驗(yàn)的工藝參數(shù)下，有限元仿真所得焊件的溫度場(chǎng)分布相似，以D組試驗(yàn)溫度場(chǎng)為例，由溫度場(chǎng)分布云圖可以看出：沿板材焊縫兩側(cè)的溫度場(chǎng)分布均勻，但軸肩后側(cè)的溫度稍高于前側(cè)，這是因?yàn)殡S著攪拌頭的前進(jìn)，上一位置攪拌頭的前側(cè)變?yōu)橄乱晃恢脭嚢桀^的后側(cè)，熱量在后側(cè)積累，導(dǎo)致軸肩后側(cè)溫度高于前側(cè)，如圖10所示。

圖10 溫度場(chǎng)分布云圖Fig.10 Cloud diagram of temperature field distribution

各組試驗(yàn)參數(shù)在焊接穩(wěn)定階段的最高溫度如圖11所示。其中，E組試驗(yàn)在焊接穩(wěn)定階段的最高溫度為486 ℃，在各試驗(yàn)組別中溫度最高；A組試驗(yàn)在焊接穩(wěn)定階段的最高為289.8 ℃，在各試驗(yàn)組別中溫度最低，均低于母材熔點(diǎn)。

圖11 焊接穩(wěn)定階段溫度Fig.11 Temperature at stable welding stage

4.2 焊接試驗(yàn)結(jié)果分析

焊接過程中使用熱紅外成像儀對(duì)焊接表面溫度進(jìn)行監(jiān)測(cè)，熱紅外成像儀監(jiān)測(cè)位置位于焊接進(jìn)給方向的右側(cè)，所監(jiān)測(cè)的表面最高溫度為靜軸肩外徑處的表面溫度，以D組試驗(yàn)為例，仿真結(jié)果和實(shí)際監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖12所示。

(a)溫度場(chǎng)仿真結(jié)果 (b)熱紅外成像儀監(jiān)測(cè)溫度圖12 D組試驗(yàn)靜軸肩外徑處溫度Fig.12 Temperature at the outer diameter of the stationary shoulder in group D test

不同焊接工藝參數(shù)下，靜軸肩外徑處溫度場(chǎng)仿真結(jié)果與熱紅外成像儀監(jiān)測(cè)的焊接表面溫度變化趨勢(shì)一致，如圖13所示。在實(shí)際焊接過程中，由于靜軸肩攪拌頭及焊板背部支撐桿等均影響焊接過程中的散熱，故各試驗(yàn)組使用熱紅外成像儀所監(jiān)測(cè)的焊接表面溫度(靜軸肩外徑處)均小于溫度場(chǎng)仿真值，其差值在46.1～86.8 ℃范圍內(nèi)波動(dòng)。使用熱紅外成像儀所監(jiān)測(cè)的焊接表面溫度可對(duì)不同焊接參數(shù)下溫度場(chǎng)的仿真結(jié)果及實(shí)際焊接過程焊板表面的溫度變化趨勢(shì)進(jìn)行實(shí)際驗(yàn)證。

圖13 靜軸肩外徑處溫度監(jiān)測(cè)值與仿真值對(duì)比Fig.13 Comparison of temperature monitoring value and simulation value at the outer diameter of stationary shoulder

使用A、B、C組工藝參數(shù)的焊接效果如圖14所示。根據(jù)熱紅外成像儀監(jiān)測(cè)的表面溫度及溫度場(chǎng)仿真結(jié)果，A、B、C組工藝參數(shù)產(chǎn)熱量不足，未能將焊縫金屬完全軟化，導(dǎo)致焊縫處材料的流動(dòng)性欠佳，進(jìn)而產(chǎn)生未壓實(shí)孔洞、溝槽、焊接表面粗糙等缺陷，如圖14所示。

(a)焊縫試樣A (b)焊縫試樣B

(c)焊縫試樣C圖14 產(chǎn)熱量不足焊縫試樣Fig.14 Weld sample with insufficient heat production

D、E組試驗(yàn)分別提高主軸轉(zhuǎn)速和增大主軸壓力以增加焊接熱輸入能量。根據(jù)熱紅外成像儀監(jiān)測(cè)的表面溫度及溫度場(chǎng)仿真結(jié)果，主軸壓力、主軸轉(zhuǎn)速和C軸轉(zhuǎn)速處于一個(gè)合適的產(chǎn)熱匹配狀態(tài)。焊縫試樣D焊接完成的焊縫表面較為平整，未發(fā)現(xiàn)溝槽和裂紋，如圖15a所示。由于主軸壓力過大，焊縫試樣E沿焊接方向的焊縫表面呈魚鱗狀，在焊縫外邊緣出現(xiàn)波浪形的飛邊，如圖15b所示。

(a)焊縫試樣D (b)焊縫試樣E圖15 產(chǎn)熱量適中焊縫試樣Fig.15 Weld sample with moderate heat generation

為探究較小壓力下焊縫表面形貌，在F、G組試驗(yàn)中將主軸壓力降低至1960～2450 N范圍內(nèi)。焊縫試樣F在焊縫中心偏外側(cè)產(chǎn)生飛邊，且焊縫表面存在較多薄片狀凸起。由于作用于靜軸肩攪拌頭的壓力較小，導(dǎo)致攪拌針摩擦生熱不足，焊縫區(qū)域材料的流動(dòng)性較差，不利于形成致密的焊縫組織，在焊縫上表面存在表面溝槽，如圖16a所示。

焊縫試樣G在焊縫內(nèi)側(cè)產(chǎn)生鋸齒狀小飛邊，在焊縫外側(cè)存在少數(shù)材料堆積，在焊縫中心位置材料沒有被填充進(jìn)攪拌針前進(jìn)過程中留下的瞬時(shí)空腔，存在明顯的表面溝槽。由于主軸壓力過小，未能將焊縫發(fā)生塑性流動(dòng)的金屬完全壓實(shí)，且由于主軸轉(zhuǎn)速快，將部分焊縫金屬帶出焊縫形成空腔，從而在焊縫表面形成未壓實(shí)的溝槽缺陷，如圖16b所示。

(a)焊縫試樣F (b)焊縫試樣G圖16 小主軸壓力下焊縫試樣Fig.16 Weld sample under small spindle pressure

4.3 工藝參數(shù)對(duì)產(chǎn)熱特性及焊接質(zhì)量影響分析

綜合靜軸肩攪拌頭焊接過程的有限元仿真結(jié)果、熱紅外成像儀監(jiān)測(cè)結(jié)果與焊接試驗(yàn)結(jié)果，分析焊接時(shí)的主軸壓力、主軸轉(zhuǎn)速及C軸轉(zhuǎn)速的匹配對(duì)焊縫區(qū)域的熱輸入量及焊接質(zhì)量的影響，如表5所示。

表5 工藝參數(shù)對(duì)產(chǎn)熱特性及焊接質(zhì)量的影響Tab.5 Influence of process parameters on heat generation characteristics and welding quality

主軸壓力和主軸轉(zhuǎn)速較小時(shí)，焊接時(shí)焊縫的熱輸入量不足，導(dǎo)致焊縫區(qū)域材料的流動(dòng)性較差，最終會(huì)在焊縫處留下孔洞、溝槽、表面不平整及隧道等缺陷。

當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速與主軸壓力處于合適的熱輸入匹配狀態(tài)，主軸轉(zhuǎn)速大而主軸壓力小時(shí)，焊縫處發(fā)生塑性流動(dòng)的金屬未被壓實(shí)，且由于攪拌針轉(zhuǎn)速高，易在焊縫處形成瞬時(shí)空腔，進(jìn)而在焊縫表面形成未壓實(shí)的溝槽等缺陷；當(dāng)主軸壓力過大時(shí)，會(huì)在焊縫表面形成飛邊。

C軸轉(zhuǎn)速對(duì)單位時(shí)間焊縫的熱積累量有一定的影響，適當(dāng)降低C軸轉(zhuǎn)速可增加焊縫的熱積累量，使得熱量可以有效集中在焊縫區(qū)域，進(jìn)而提高焊接質(zhì)量。

4.4 拉伸試驗(yàn)結(jié)果分析

根據(jù)GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗(yàn)》和GB/T 2651—2010《焊接接頭拉伸試驗(yàn)方法》，分別對(duì)母材和焊縫試樣D進(jìn)行取樣并進(jìn)行拉伸試驗(yàn)以檢測(cè)焊縫機(jī)械強(qiáng)度，取樣尺寸如圖17所示。

圖17 拉伸試樣尺寸Fig.17 Tensile specimen size

對(duì)完成焊接的焊縫在不同焊接位置進(jìn)行取樣，與母材進(jìn)行拉伸試驗(yàn)對(duì)比，試驗(yàn)結(jié)果如圖18所示。

圖18 母材與焊縫試樣應(yīng)力-延伸率曲線圖Fig.18 Stress-elongation curve of base metal and weld sample

由圖18可知，母材試樣的抗拉強(qiáng)度約為350.8 MPa，兩個(gè)焊縫試樣的抗拉強(qiáng)度分別約為250.7 MPa和251.4 MPa，分別達(dá)到母材抗拉強(qiáng)度的71.47%和71.64%，斷裂位置均在焊縫處，兩個(gè)焊縫試樣的抗拉強(qiáng)度相差較小，焊縫強(qiáng)度穩(wěn)定。兩個(gè)焊縫試樣的延伸率分別為3.2%、3.8%，與母材試樣11.8%的延伸率相差較大，說明焊接后降低了鋁合金材料的延展性。

4.5 斷口分析

母材試樣斷口如圖19所示，母材試樣斷口處整齊，與主應(yīng)力方向大致成45°，表現(xiàn)為典型的延性斷裂特征。

圖19 母材拉伸斷口Fig.19 Tensile fracture of base metal

焊縫試樣斷口宏觀形貌如圖20a所示，掃描電子顯微鏡(SEM)觀察到的斷口微觀形貌如圖20b所示。焊縫斷口有明顯的分層現(xiàn)象，上層靠近焊縫表面，斷口材料呈層疊狀，與主應(yīng)力方向大致成90°。在SEM下觀察到上層斷口存在大量解理臺(tái)階，呈脆性斷裂特性，且局部區(qū)域存在空洞，這是焊核區(qū)存在的第二相粒子在拉伸過程中從基體脫落形成的[25]。下層為焊縫的核心區(qū)，斷裂表面與母材相似，為穩(wěn)定整齊的斷裂形態(tài)，斷口與主應(yīng)力方向大致成45°，呈延性斷裂特性。由于焊縫發(fā)生部分脆性斷裂，故在拉伸試驗(yàn)中，焊縫試樣的延伸率只達(dá)到母材的30%左右，且焊縫試樣抗拉強(qiáng)度與母材相比也有所降低。

(a)斷口宏觀形貌 (b)斷口微觀形貌圖20 焊縫試樣斷口Fig.20 Tensile fracture of weld sample

5 結(jié)論

(1)在使用靜軸肩攪拌頭焊接過程中，沿板材焊縫兩側(cè)的溫度場(chǎng)分布均勻，產(chǎn)熱量主要來源于攪拌針軸肩的摩擦生熱和攪拌針端部的摩擦生熱，對(duì)產(chǎn)熱影響較大的是主軸壓力和主軸轉(zhuǎn)速。

(2)不同焊接工藝參數(shù)下，靜軸肩外徑處溫度場(chǎng)仿真結(jié)果與熱紅外成像儀監(jiān)測(cè)的焊接表面溫度變化趨勢(shì)一致。在試驗(yàn)優(yōu)化確定的焊接工藝參數(shù)匹配下，穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)仿真峰值約為429.2 ℃，低于母材熔點(diǎn)，其焊接過程一直處于固相連接狀態(tài)。

(3)通過試驗(yàn)與溫度場(chǎng)仿真確定，當(dāng)主軸壓力范圍為2940～3430 N、主軸轉(zhuǎn)速為1000 r/min、C軸焊接速度為0.05 r/min時(shí)，焊接完成的焊縫表面光滑無飛邊，焊縫抗拉性能達(dá)到母材71.6%左右。

(4)焊縫斷口存在分層現(xiàn)象，靠近焊接表面的上層呈脆性斷裂特性，下層呈延性斷裂特性，與母材相比，焊縫試樣的延伸率和抗拉強(qiáng)度均有所降低。