周進鵬，馬杰，陸曉峰，朱曉磊，王健

(南京工業(yè)大學(xué),南京,211816)

0 序言

低活化鐵素體/馬氏體(reduced activation ferritic/martensitic，RAFM)鋼由于其高導(dǎo)熱性、低熱膨脹系數(shù)、強耐腐蝕性和良好的焊接性，被譽為未來聚變示范堆和第一座聚變動力堆的首要候選結(jié)構(gòu)材料[1].RAFM 鋼是在原T/P91 鋼的基礎(chǔ)上，采用W，V，Ta 等低活化元素代替Mo，Nb，Ni 等高活化元素，由于禁止奧氏體化合金元素Ni 的添加，加上焊接過程中的高溫?zé)嵫h(huán)，使得焊接接頭組織十分復(fù)雜，室溫下為馬氏體，并含有少量的δ 鐵素體[2].接頭中δ 鐵素體的存在對材料的沖擊、拉伸性能均有不利的影響，還在一定程度上影響RAFM 鋼焊接接頭的蠕變性能[3]，往往成為整個部件過早失效的主要原因.因此，優(yōu)化RAFM 鋼焊接方法，通過降低峰值溫度、提高冷卻速率等方法，進而達到減少或抑制δ 鐵素體生成的目的，是提高RAFM 鋼焊接接頭力學(xué)性能的關(guān)鍵問題.

攪拌摩擦焊(friction stir welding，F(xiàn)SW)作為一種新型固相連接方法，相較于傳統(tǒng)熔化焊手段，其具有焊接峰值溫度低、接頭強度高和殘余應(yīng)力低等特點.然而根據(jù)文獻[4]報道，RAFM 鋼FSW 的峰值溫度依然可達1 500 K 以上，進入到δ 鐵素體相區(qū)，從而形成高溫δ 鐵素體.高恒等人[5]發(fā)現(xiàn)9Cr2WVTa 鋼的焊縫由粗大的板條馬氏體和δ 鐵素體組成，焊縫沖擊韌性差，其沖擊吸收能量遠低于母材.常規(guī)條件下，F(xiàn)SW 在焊接過程中難以將摩擦熱以及塑性變形熱通過熱傳導(dǎo)的方式迅速傳遞到空氣中，不利于降低焊接峰值溫度，不能使焊接熱循環(huán)曲線迅速穿過δ 鐵素體的形成溫度區(qū)間.Rouzbehani 等人[6]分別在水和空氣冷卻工況下對7050 鋁合金進行了FSW 試驗，發(fā)現(xiàn)在水冷卻條件下，F(xiàn)SW 接頭晶粒得到了明顯細化.Mofid 等人[7-9]對液氮、水和空氣3 種冷卻工況下，對FSW 試驗進行了對比分析，結(jié)果表明，在液氮、水和空氣3 種冷卻工況下，隨著換熱系數(shù)的提高，焊接接頭的冷卻速率逐步提高，界面金屬間化合物逐漸減少，接頭性能也隨之提高.

通過外加輔助冷源，對焊接接頭進行定向、定點散熱，可進一步高效精準(zhǔn)調(diào)控接頭δ 鐵素體的形成.與傳統(tǒng)冷卻方式相比，噴霧冷卻作為一種氣/液兩相流，通過提高液體能量，霧化成具有一定速度的液滴，噴射在需要冷卻的壁面，通過對流換熱、表面蒸發(fā)、壁面輻射以及二次成核等機制進行強化傳熱，具有最強的換熱能力.噴霧冷卻現(xiàn)象的影響因素非常多，例如噴霧高度、噴霧入角、噴霧介質(zhì)、噴霧體積流量等，這些影響因素部分互相耦合，比較復(fù)雜.近年來，由許多科研工作者對噴霧冷卻現(xiàn)象的影響因素進行了研究.Mudawar 等人[10]研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)改變噴霧高度時，噴射到換熱表面上的流量會發(fā)生變化，當(dāng)冷卻介質(zhì)全部落在換熱表面內(nèi)時，噴霧裝置的冷卻效果最好.Moriyama 等人[11]亦證實了噴霧完全覆蓋換熱面時所對應(yīng)的噴霧高度為最佳高度.Visaria 等人[12]指出噴霧入射角對噴嘴臨界熱流密度的影響很明顯.在最佳高度下，傾斜角度越大，換熱效果越佳，冷卻效率越好[13].Abbasi等人[14]分別改變高度、壓力、傾角，得到適用范圍更廣的傳熱系數(shù)與近壁面處法向壓力的經(jīng)驗關(guān)系式.Kurt 等人[15]研究了不同介質(zhì)、不同噴霧流量下的冷卻效果，結(jié)果表明，在較大噴霧流量下，冷卻效果隨流量升高而變強，但效果不是特別明顯.Sozbir 等人[16]對不同噴霧流量的情況下進行了對比試驗，并總結(jié)出沸騰情況下?lián)Q熱系數(shù)與介質(zhì)噴霧流量成正比關(guān)系.

上述研究論述了冷源輔助攪拌摩擦焊的可行性，然而如何確定合適的工藝參數(shù)需要大量的試驗進行試錯.文中將模擬與試驗相結(jié)合，基于計算流體力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)模擬手段，研究了冷卻介質(zhì)、噴霧流量對RAFM 鋼FSW過程中峰值溫度和冷卻速率的影響規(guī)律.結(jié)合模擬結(jié)果進行試驗驗證，對比分析常規(guī)FSW 焊接接頭與噴霧輔助FSW 焊接RAFM 鋼接頭組織、沖擊韌性和顯微硬度之間的關(guān)聯(lián)，為核聚變反應(yīng)堆安全、穩(wěn)定和高效的運行提供重要的實踐和理論依據(jù).

1 有限元模擬

1.1 有限元模型

采用SOLIDWORKS 三維建模軟件對RAFM鋼以及空氣域進行建模，文中RAFM 鋼材料尺寸為150 mm × 100 mm × 4 mm.噴霧噴頭在攪拌頭的后方，起到及時冷卻工件的作用，噴霧輔助RAFM 鋼FSW 示意圖如圖1 所示.

圖1 噴霧輔助FSW 示意圖Fig.1 Schematic diagram of friction stir welding assisted by spray.(a) 3D diagram;(b) 2D diagram

在Fluent 流體軟件模擬中采用內(nèi)部流體流動、熱源位置固定的方式，降低模型的復(fù)雜程度.采用均勻六面體網(wǎng)格技術(shù)，進行結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分.軸肩表面及攪拌針區(qū)域為熱流密度加載面，計算精度要求較高，因此利用局部網(wǎng)格加密技術(shù)對這兩個作用區(qū)域進行了局部加密處理，網(wǎng)格數(shù)量約為1.26 × 106個，網(wǎng)格質(zhì)量可達0.7 以上.建立的噴霧輔助RAFM鋼FSW 有限元模型網(wǎng)格如圖2 所示.噴嘴模型并未在圖中單獨畫出，而是采用了Fluent 中自帶噴嘴模型，模擬計算時可以根據(jù)需要定義噴射點的位置、方向、孔徑及霧化角等參數(shù).

圖2 FSW 流體域網(wǎng)格劃分Fig.2 Finite element mesh of FSW fluid domain

在流場計算過程中，需要引入粘度的概念.FSW 過程中，焊接接頭處于塑性流動狀態(tài)，可看作為偽流體，粘度的準(zhǔn)確預(yù)測直接關(guān)系到數(shù)值模型求解的正確性.應(yīng)用Perzyna 的粘塑性計算模型[17]，粘度的計算式為

式中：μd為動力粘度；σ為流動應(yīng)力；ε為有效應(yīng)變速率.Zenner-Hollomon 場變量[18]包含了溫度和應(yīng)變率對流動應(yīng)力的影響，定義σ為

式中：Z為Zenner-Hollomon 參數(shù)；ε為有效應(yīng)變速率；Q為活化能；R為氣體常數(shù)；T為溫度；A為材料常數(shù)；a為溫度相關(guān)常數(shù)；n為溫度相關(guān)凈應(yīng)力指數(shù)，如表1 所示[19].RAFM 鋼熱物理性能參數(shù)如表2 所示[20].

表1 仿真中使用的參數(shù)[19]Table 1 Parameters used in the simulation

表2 RAFM 鋼的熱物理性能參數(shù)[20]Table 2 Thermo-physical properties parameters for the RAFM steel

1.2 熱源模型

攪拌摩擦焊是一個熱塑性變形的過程，建立焊接熱源的數(shù)學(xué)模型時，為了簡化其它因素的影響需要做一定的假設(shè)：焊接熱源是軸肩和工件、攪拌針和工件的摩擦產(chǎn)生的熱量；攪拌針為圓臺形，忽略其螺旋線的影響；焊接過程中不考慮輻射和相變的熱影響，焊合面為絕熱面.

攪拌頭軸肩區(qū)域產(chǎn)熱功率Ps為

攪拌針側(cè)面產(chǎn)熱功率Pp為

攪拌針底面產(chǎn)熱功率Pb為

式中：ω為轉(zhuǎn)速，400 r/min；μ為摩擦系數(shù)，0.3；p1為攪拌頭軸向壓力，20 kN；R1為攪拌頭軸肩半徑，10 mm；R2為攪拌針上半徑，4.6 mm；R3為攪拌針下半徑，3 mm；L為攪拌針長度，3.7 mm；H為下壓量，0.1 mm.

1.3 邊界與加載

焊接過程中，假定工件初始溫度和大氣溫度相同，即298 K，重力加速度設(shè)定為9.8 m/s2.模擬過程中存在溫度差從而導(dǎo)致工件在焊接過程中有熱傳導(dǎo)，而熱對流指工件與周圍環(huán)境之間接觸所損失的熱量.在實際焊接過程中，除去焊接接頭區(qū)域，工件的四周都裸露在空氣中，工件上表面除與軸肩接觸作為熱源外，其它作為對流的邊界.由于底面要和工作臺接觸，因此熱量損失較大.對不同材料FSW 的試驗與計算結(jié)果進行比較后，選定下表面的換熱系數(shù)取為150 W/(m2·K)，其它壁面的換熱系數(shù)取為30 W/(m2·K)[21].攪拌頭及軸肩設(shè)定為旋轉(zhuǎn)壁面，轉(zhuǎn)速為400 r/min，其它壁面設(shè)為固定無滑移.連續(xù)相入口邊界設(shè)定為入口速度60 mm/min，出口邊界設(shè)定為壓力出口.空氣域四周采用絕熱邊界，液滴到達這些邊界時離開計算區(qū)域，霧化液滴撞擊到RAFM 鋼上表面形成一層薄液膜，采用Wall-Film Model 進行處理，為解決熱-固耦合的問題，將RAFM 鋼上表面和空氣域下表面設(shè)置為Interface面，采用Couple 連接.

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 模型驗證

噴霧冷卻輔助FSW 試驗前，先進行RAFM 鋼FSW 試驗及其溫度場的數(shù)值模擬分析.由于在試驗過程中，無法直接測得焊接接頭區(qū)域的溫度，因此需要利用K 型熱電偶在焊接接頭前進側(cè)(advancing side,AS)和后退側(cè)(retreating side,RS)的25，30，35 mm 處(TC1～ TC6)進行溫度監(jiān)測，記錄在FSW過程中6 個監(jiān)測點的溫度曲線變化，焊接板件監(jiān)測點具體位置示意圖如圖3 所示.

圖3 FSW 監(jiān)測點示意圖(mm)Fig.3 Schematic diagram of the FSW monitoring point

在模擬過程中，提取與測溫試驗中對應(yīng)的6 個監(jiān)測點的溫度(SC1～ SC6)，并與試驗結(jié)果相對比，如圖4 所示.從整體溫度曲線變化可以看出，AS 的溫度比RS 的溫度略高.從試驗的溫度曲線與模擬的溫度曲線對比可以看出，TC1 處的峰值溫度為770.9 K，升溫速率為23.5 K/s，降溫速率為5.9 K/s，SC1 處的峰值溫度為760.6 K，升溫速率為20.6 K/s，降溫速率為5.3 K/s，兩者的峰值溫度相差10.3 K，升溫速率相差2.9 K/s，降溫速率相差0.6 K/s.TC4處的峰值溫度為681.8 K，升溫速率為16.2 K/s，降溫速率為4.7 K/s，SC4 處的峰值溫度為717.4 K，升溫速率為17.1 K/s，降溫速率為5.1 K/s，兩者的峰值溫度相差35.6 K，升溫速率相差0.9 K/s，降溫速率相差0.4 K/s.其它4 個監(jiān)測點的模擬峰值溫度均比試驗溫度高10～ 30 K，誤差均在5%以內(nèi)，模擬結(jié)果與試驗所測得的升溫速率和降溫速率基本一致，從而先驗證了FSW 模型的準(zhǔn)確性.利用維樂試劑(1 g 苦味酸+5 mL 鹽酸+95 mL 酒精)對焊接接頭進行了金相腐蝕，獲得了焊接接頭橫截面的宏觀形貌.并與RAFM 鋼FSW 數(shù)值模擬中焊接接頭橫截面的溫度云圖進行對比，如圖5 所示.焊接接頭寬度為20 mm，在深度2 mm 處AS 熱影響區(qū)(heat affected zone，HAZ)寬度約為5.6 mm，后退側(cè)熱影響區(qū)(RS-HAZ)寬度約為5 mm，試驗獲得的焊接接頭橫截面的焊縫形狀與模擬得到的橫截面的溫度場分布基本吻合，驗證了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，說明仿真模擬中使用的熱源模型可以準(zhǔn)確的預(yù)測RAFM 鋼FSW 的溫度場分布情況.

圖4 試驗與模擬溫度曲線對比Fig.4 Comparison of experimental and simulated temperature curves.(a) advancing side;(b) retreating side

圖5 焊縫形狀與模擬溫度場分布的對比(mm)Fig.5 Comparison of the weld shape and simulated temperature field distribution

2.2 不同介質(zhì)對溫度場的影響

采用了Fluent 中自帶噴嘴模型，噴射源到軸肩的水平距離為L，噴射源到鋼板的垂直距離為H，噴射源的半噴射角α設(shè)置為45°，如圖1b 所示.通過噴霧冷卻對焊接接頭快速冷卻，因此L≤Htanα.軸肩半徑R為10 mm，設(shè)H為10 mm，板厚4 mm，使噴霧盡可能靠近攪拌頭，L取為10 mm，以攪拌頭中心為原點，則噴射源的坐標(biāo)設(shè)置為(20,0,14).噴霧冷卻曲線能夠直接反應(yīng)噴霧冷卻換熱性能，在穩(wěn)態(tài)條件下臨界熱流密度代表最佳的換熱效果.相比于壓縮空氣噴霧，水的比熱容很高，液氮(liquid nitrogen，LN2)的熔沸點很低，所以水和LN2都具有優(yōu)秀的換熱性能，且都是易于獲得且安全的材料，所以選擇水和LN2兩種介質(zhì)來進行模擬比較.

在相同噴射流量為0.01 kg/s 時，以水和LN2為冷卻介質(zhì)的噴霧冷卻，焊接接頭區(qū)域的溫度變化如圖6 所示.從圖6 可以看出，以水為冷卻介質(zhì)可以對RAFM 鋼FSW 焊接接頭起到一定冷卻的效果，但與不加噴霧的FSW 溫度曲線相比，兩條溫度曲線幾乎重合，這是由于RAFM 鋼FSW 的產(chǎn)熱率較高，峰值溫度在1 500 K 以上，水在接觸到鋼板時快速蒸發(fā)，帶走部分熱量，但攪拌頭的產(chǎn)熱率比其臨界熱流密度更高，所以在低流量時，以水為冷卻介質(zhì)的噴霧冷卻效果并不理想.

圖6 不同冷卻介質(zhì)的冷卻效果Fig.6 Cooling effect of different cooling media

以LN2為冷卻介質(zhì)時，從高溫區(qū)的溫度曲線對比可以看出，以LN2為冷卻介質(zhì)的噴霧對高溫區(qū)的冷卻效果更為明顯，可以使焊接峰值溫度快速降低到1 100 ℃以下，可以使焊接熱循環(huán)曲線迅速穿過δ 鐵素體的形成溫度區(qū)間，從而減少或抑制δ 鐵素體的形成.因此比較以水為介質(zhì)時的噴霧冷卻而言，LN2具有更好的冷卻效果.

2.3 不同噴射流量對溫度場的影響

通過換熱機理分析，液滴沖擊對流換熱效果隨著流量的增加而增加.經(jīng)過多次對不同噴射流量的以水為冷卻介質(zhì)的攪拌摩擦焊的噴霧冷卻的數(shù)值模擬，不同噴射流量對焊接接頭的冷卻效果如圖7 所示.從圖7 可以看出，水的噴射流量在0.01和0.001 kg/s 時，噴射流量較小，當(dāng)水接觸到RAFM鋼上表面時全部蒸發(fā)，但由于攪拌頭的產(chǎn)熱率遠高于噴霧的散熱率，所以對焊接接頭冷卻效果較差.當(dāng)噴射流量提高到0.1 kg/s 時，噴霧對焊接接頭起到一定的冷卻效果，這也驗證了對流換熱效果隨著流量的增加而增加.雖然增加水的噴射流量可以進一步提高噴霧的換熱效果.結(jié)合實際情況和換熱機理分析，隨著有效噴射流量不斷增大，換熱表面的液膜厚度也不斷增加，阻礙了加熱表面上氣泡的破碎，降低了液膜的流動，也減少了液膜表面蒸發(fā)換熱效果，因此水不適合作為用來RAFM 鋼FSW 的噴霧冷卻介質(zhì).

圖7 以水為冷卻介質(zhì)時噴射流量對溫度場的影響Fig.7 Effect of injection flow rate on the temperature field with water as the cooling medium

由于LN2的臨界熱流密度較大，并且在常壓下，LN2的溫度為77 K.當(dāng)冷卻介質(zhì)為LN2時，介質(zhì)噴射流量的大小對噴霧冷卻效果影響很大，不同噴射流量對焊接接頭的冷卻效果對比如圖8 所示.從圖8 可以看出，當(dāng)LN2的噴射流量在0.001 kg/s時，其對焊接接頭的冷卻效果不明顯，隨著質(zhì)量流率的提高，冷卻效果越明顯.當(dāng)LN2的噴射流量在0.01 kg/s 時，LN2冷卻可以使焊接接頭的高溫區(qū)得到快速降溫.當(dāng)質(zhì)量流率更大時，焊接接頭瞬間冷卻到室溫，容易導(dǎo)致冷裂紋的產(chǎn)生.結(jié)合實際情況和模擬結(jié)果，選取質(zhì)量流率為0.01 kg/s 進行噴霧冷卻較為合適.

圖8 以LN2為冷卻介質(zhì)時噴射流量對溫度場的影響Fig.8 Effect of injection flow rate on the temperature field with the liquid nitrogen as the cooling medium

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的對比分析

綜合模擬仿真獲得的不同冷卻介質(zhì)和噴霧流量對焊接工件溫度場的影響結(jié)果，采用噴射流量為0.01 kg/s 的液氮輔助FSW(FSW+LN2)進行試驗驗證.將試驗測得的溫度曲線與模擬的溫度曲線進行對比，如圖9 所示.TC1 處的峰值溫度為563.2 K，升溫速率為14.5 K/s，降溫速率為6.3 K/s，SC1 處的峰值溫度為556.9 K，升溫速率為11.1 K/s，降溫速率為6.7 K/s；TC4 處的峰值溫度為543.6 K，升溫速率為14.3 K/s，降溫速率為5.2 K/s，SC4 處的峰值溫度為542.5 K，升溫速率為10.5 K/s，降溫速率為7.9 K/s，其它4 個監(jiān)測點的模擬峰值溫度均與試驗溫度相差10 K 左右，誤差均在5%以內(nèi)，模擬結(jié)果與試驗所測得的升溫速率和降溫速率基本一致，進一步驗證了模型的準(zhǔn)確性.綜合比較常規(guī)FSW 的溫度曲線和FSW+LN2的溫度曲線可知，TC1 點的峰值溫度由770.9 K 下降到563.2 K，升溫速率由23.5 K/s 下降到14.5 K/s，降溫速率由5.9 K/s提高到6.3 K/s，TC4 點的峰值溫度由681.8 K 下降到543.6 K，升溫速率由16.2 K/s 下降到14.3 K/s，降溫速率由4.7 K/s 提高到5.2 K/s.由接頭兩側(cè)的峰值溫度和降溫速率的對比可知，F(xiàn)SW+LN2焊接接頭中心處的峰值溫度比常規(guī)FSW 焊接接頭中心處的峰值溫度低，降溫速率也會提高.

圖9 FSW+LN2下模擬與試驗溫度曲線對比Fig.9 Comparison of simulated and experimental temperature curves with FSW +LN2. (a) advancing side;(b) retreating side

3.2 焊接接頭顯微組織

圖10 為RAFM 鋼FSW 和FSW+LN2焊接接頭形貌.焊接接頭形貌優(yōu)良，無明顯缺陷.FSW 接頭的焊核區(qū)(stirred zone，SZ)軸肩寬度20 mm、攪拌針端部寬度4 mm，AS-HAZ 寬度約5.6 mm，RSHAZ 寬度約5 mm；FSW+LN2的SZ 區(qū)軸肩寬度19 mm、攪拌針端部寬度4 mm，AS-HAZ 寬度約4.6 mm，RS-HAZ 寬度約4 mm.結(jié)果表明，AS-HAZ比RS-HAZ 略寬，F(xiàn)SW 焊接接頭HAZ 比FSW +LN2焊接接頭HAZ 寬，表明采用噴霧冷卻可以有效縮小FSW 的HAZ.

圖10 焊接接頭形貌(mm)Fig.10 Morphology of welded joint. (a) FSW joints;(b) FSW+LN2joints

為進一步研究焊接接頭的形貌及組織成分，分別對FSW 接頭以及FSW+LN2接頭進行掃描電鏡(scanning electron microscope,SEM)觀察及能譜分析(energy disperse spectroscopy,EDS).圖11 和圖12 分別為FSW 接頭SEM 形貌與EDS 結(jié)果.FSW 接頭組織由板條馬氏體和多邊形δ 鐵素體組成，在SZ 區(qū)中觀察到長度約40 μm 的δ 鐵素體，其中δ 鐵素體內(nèi)部Cr 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為10.13%，高于母材(base metal,BM)平均值(9.6%).δ 鐵素體周圍Cr 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為9.15%，發(fā)生貧Cr 現(xiàn)象.

圖11 FSW 接頭的微觀組織Fig.11 Microstructure of the FSW joint.(a) SZ;(b) HAZ;(c) BM

圖12 FSW 接頭的EDS 結(jié)果Fig.12 EDS results of the FSW joint.(a) EDS position;(b) EDS results of A and B points

圖13 為FSW+LN2接頭SEM 形貌.SZ 區(qū)為長板條狀馬氏體組織，馬氏體板條清晰，界面處富集有少量小顆粒狀碳化物顆粒.接頭組織中并未發(fā)現(xiàn)δ 鐵素體的存在，表明FSW+LN2可以有效抑制δ 鐵素體的生成.

圖13 液氮輔助FSW 焊接接頭微觀組織Fig.13 Microstructure of the liquid nitrogen-assisted friction stir welding joint.(a) SZ;(b) HAZ;(c)RS;(d) AS

3.3 沖擊性能

分別對BM，F(xiàn)SW 接頭以及FSW+LN2接頭制備3 個沖擊試樣，并進行沖擊試驗，試驗結(jié)果如表3 所示.BM 試樣的沖擊吸收能量平均值為36 J，F(xiàn)SW 試樣的沖擊吸收能量僅為23 J，沖擊韌性較差；FSW+LN2試樣的沖擊韌性有明顯提高，達到33 J，與BM 的沖擊韌性相近.

表3 不同工藝下RAFM 鋼接頭與母材沖擊吸收能量(J)Table 3 Impact toughness of base metals and RAFM steel joints in different welding processes

為了進一步分析焊接接頭韌性下降的原因，對BM、FSW 接頭和FSW+LN2接頭的沖擊斷口進行SEM 形貌比較分析，結(jié)果如圖14 所示.圖14a顯示BM 不同倍數(shù)下的沖擊試樣斷口，該斷口呈韌窩特征，韌窩深度較淺，試樣的韌窩干凈、清晰，兩側(cè)剪切唇明顯，是典型的韌窩聚集型斷裂，屬于韌性斷口.圖14b 顯示FSW 焊接接頭不同倍數(shù)下的沖擊試樣斷口，從圖中可發(fā)現(xiàn)明顯的河流狀花紋，屬于準(zhǔn)解理斷裂模式，沖擊韌性相對較差.圖14c顯示FSW+LN2焊接接頭不同倍數(shù)下的沖擊試樣斷口，韌窩相較于母材斷口中的韌窩而言大而深，斷口呈韌窩聚集型斷裂，屬于韌性斷口.結(jié)果表明噴霧輔助FSW 焊接RAFM 鋼可以有效保證接頭的沖擊韌性，實現(xiàn)與母材的等韌匹配.

圖14 不同工藝下RAFM 鋼接頭與母材斷口形貌Fig.14 Fracture morphology of RAFM steel joints and base metal in different processes.(a) BM;(b) FSW joint;(c) FSW+LN2joint

3.4 焊接接頭硬度分布

利用HX-1000TM/LCD 型自動轉(zhuǎn)塔式顯微硬度計對FSW 和FSW+LN2接頭的斷口截面進行硬度分析.從SZ 開始硬度測量經(jīng)過TMAZ 和HAZ，最后到BM 區(qū).采用加載載荷為0.98 N，加載時間為15 s，對3 個試樣每隔1 mm 測量一次硬度，所測得的硬度分布如圖15 所示.由圖15 可知，不同工藝下，SZ 硬度最高，隨后硬度在TMAZ 與HAZ 逐漸降低，并最終進入到BM 直至穩(wěn)定，BM 為焊接接頭中硬度最低的部分.SZ 平均硬度約為420 HV，HAZ 平均硬度約為372 HV，BM 平均硬度約為226 HV.盡管δ 鐵素體相相對較軟，但是少量δ 鐵素體的存在不會對焊接接頭的硬度造成明顯的影響.焊縫硬度高于BM 主要是馬氏體的作用，焊接快速冷卻過程相當(dāng)于淬火過程.所以，焊接接頭中的馬氏體為淬火馬氏體，由于大量溶質(zhì)原子固溶在基體中，這些溶質(zhì)原子產(chǎn)生固溶強化效果，從而提高了焊接接頭的硬度.

圖15 不同工藝下RAFM 鋼接頭的斷口截面硬度分布Fig.15 Fracture section hardness distribution of RAFM steel joints in different processes

4 結(jié)論

(1)采用Fluent 軟件對RFAM 鋼FSW 耦合噴霧冷卻進行仿真模擬，通過試驗測得選取監(jiān)測點的溫度曲線與模擬測得的溫度曲線以及焊接接頭形貌進行對比，結(jié)果表明模擬與試驗的溫度誤差在5%以內(nèi)，從而驗證了模型的正確性.

(2)基于模擬給出的最優(yōu)工藝參數(shù)進行試驗驗證，結(jié)果表明，采用FSW+LN2焊接RAFM 鋼AS距離焊縫中心25 mm 處的峰值溫度由770.9 K 下降到563.2 K，降溫速率由5.9 K/s 提高到6.3 K/s，RS 亦相同.FSW+LN2可有效降低RAFM 鋼焊接接頭的峰值溫度，提高焊后的降溫速率，從而達到抑制δ 鐵素體形成的目的.

(3)FSW+LN2焊接接頭中無δ 鐵素體形成，沖擊韌性由常規(guī)FSW 焊接接頭的沖擊吸收能量23 J提升至33 J，達到與BM 等韌匹配.硬度由SZ 至BM 逐漸降低，最高硬度約為440 HV，F(xiàn)SW+LN2接頭硬度變化趨勢與常規(guī)FSW 接頭基本一致.