盧曉紅，孫旭東，滕樂，孫世煊

(1.大連理工大學(xué)，大連 116024;2.首都航天機(jī)械有限公司，北京 100071)

0 前言

國內(nèi)CZ9重型火箭燃料貯箱材料選用2219鋁合金，厚度達(dá)到18 mm，通過攪拌摩擦焊(FWS)進(jìn)行焊接[1]。攪拌頭是FSW工藝的重要組成部分，攪拌頭軸肩直徑、軸肩凹角、攪拌針細(xì)節(jié)形貌特征影響焊接過程中產(chǎn)熱方式、產(chǎn)熱量以及攪拌頭周圍的材料流動(dòng)等，進(jìn)而對(duì)焊接溫度場(chǎng)、焊縫組織和力學(xué)性能有重要影響[2-3]。目前厚板2219鋁合金FSW攪拌頭結(jié)構(gòu)研究幾乎沒有，為了實(shí)現(xiàn)2219鋁合金厚板高質(zhì)量焊接，亟待探求合理的攪拌頭結(jié)構(gòu)參數(shù)。

眾多學(xué)者采用試驗(yàn)方法探究了攪拌頭結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)FSW溫度場(chǎng)的影響。冀海貴[4]進(jìn)行4 mm厚6061鋁合金雙軸肩FSW試驗(yàn)，探究了攪拌頭不同結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)和攪拌針形狀對(duì)焊接接頭宏觀形貌和微觀組織的影響規(guī)律，結(jié)果表明帶有螺紋和平面特征的攪拌針較優(yōu)。Gupta等人[5]使用多種細(xì)節(jié)形貌的攪拌針進(jìn)行1120鋁合金FSW試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)攪拌針幾何特征對(duì)焊接質(zhì)量影響顯著，帶螺紋特征的攪拌針焊接得到的焊縫抗拉強(qiáng)度、斷后伸長(zhǎng)率和彎曲強(qiáng)度更高，圓柱形攪拌針焊接得到的焊縫表現(xiàn)出更好的硬度和沖擊強(qiáng)度。趙藝達(dá)等人[6]探究了2024鋁合金FSW過程中攪拌針錐度與攪拌針表面螺紋頭數(shù)對(duì)焊縫塑性金屬塑性流動(dòng)的影響。

隨著有限元仿真技術(shù)的發(fā)展，采用仿真模擬的方法對(duì)攪拌頭結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)引起學(xué)者關(guān)注。高月華等人[7]基于DEFORM-3D軟件研究了軸肩凹角和攪拌針錐角對(duì)FSW溫度的影響。宿浩[8]基于FLUENT建立了復(fù)雜截面形狀攪拌針的FSW過程仿真模型，探究了攪拌針形貌對(duì)焊接過程溫度場(chǎng)的影響。孫震[9]基于ANSYS軟件建立三維計(jì)算流體力學(xué)模型，研究了9種典型幾何形狀的攪拌針對(duì)FSW焊接熱過程的影響機(jī)理。顧乃建[10]利用ABAQUS中DFLUX子程序，分別對(duì)平軸肩-圓柱針、平軸肩-圓臺(tái)針、凹軸肩-圓柱針以及凹軸肩-圓臺(tái)針4種不同攪拌頭的FSW過程溫度場(chǎng)進(jìn)行仿真研究。ANSYS和FLUENT等基于流體力學(xué)建立模型模擬FSW溫度場(chǎng)，忽略了焊接過程中焊件材料塑性變形產(chǎn)熱對(duì)焊接溫度場(chǎng)的影響，不能很好的模擬FSW焊接初始階段材料在較低溫度下的固相狀態(tài)。Deform-3D仿真難以考慮攪拌頭細(xì)節(jié)形貌特征對(duì)FSW溫度場(chǎng)的影響。

ABAQUS/CEL適合于復(fù)雜加工過程的熱-力-位移耦合仿真。FSW過程具有大變形、非線性等特征。ABAQUS/CEL的仿真方法使材料在網(wǎng)格中流動(dòng)，不僅能體現(xiàn)焊接過程中焊件材料的固相和粘塑態(tài)流體特征，且對(duì)FSW加工過程中攪拌針螺紋等復(fù)雜細(xì)節(jié)形貌引起的仿真過程網(wǎng)格大變形有很好的適應(yīng)性，故基于ABAQUS/CEL，考慮攪拌頭軸肩尺寸、攪拌針錐角、軸肩凹角、螺紋升角等重要細(xì)節(jié)特征，建立18 mm厚2219鋁合金攪拌摩擦焊過程仿真模型，深入探究攪拌頭結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)的影響，優(yōu)化攪拌頭結(jié)構(gòu)參數(shù)。

1 FSW過程仿真模型

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

攪拌摩擦焊的攪拌頭幾何模型基于武漢重型機(jī)床集團(tuán)有限公司的龍門式攪拌摩擦焊機(jī)床所用攪拌頭，軸肩直徑為32 mm，內(nèi)凹角度4°，攪拌針頂端直徑為15 mm，底端直徑為7 mm，攪拌針長(zhǎng)為17.8 mm。攪拌針側(cè)壁有單螺紋以增加攪拌針的攪拌能力，螺紋升角3°。

彎曲表面容易引起網(wǎng)格畸變過大而使仿真停止，所以現(xiàn)有FSW過程仿真研究通常對(duì)攪拌針的細(xì)節(jié)形貌進(jìn)行簡(jiǎn)化。FSW過程中攪拌針螺旋曲面和光滑平面的滑移率差別很大，直接影響仿真輸出的溫度場(chǎng)的準(zhǔn)確性[11]。為提高FSW過程仿真的準(zhǔn)確性，建立了考慮細(xì)節(jié)形貌特征的攪拌頭三維模型，如圖1所示。

圖1 考慮細(xì)節(jié)形貌的攪拌頭三維模型

仿真建模中2219鋁合金焊件尺寸為150 mm×150 mm×18 mm。由于采用了CEL方法分析，所以在對(duì)焊件建模時(shí)，需要建立兩個(gè)焊件模型，一個(gè)為參與仿真過程的歐拉體模型，另一個(gè)為三維可變形實(shí)體模型，對(duì)歐拉體模型進(jìn)行材料指派，不參與仿真過程。三維可變形實(shí)體模型尺寸與實(shí)際焊件尺寸相同。對(duì)于歐拉體模型尺寸，考慮到焊件材料在FSW過程中的變形和流動(dòng)，在原有18 mm厚度的基礎(chǔ)上增加了6 mm，為材料在歐拉空體中的流動(dòng)提供空間，在進(jìn)行后處理時(shí)也能夠更加方便地觀察到材料的變形和溫度分布。所以歐拉體最終的尺寸確定為150 mm×150 mm×24 mm。

鑒于攪拌頭屬于三維實(shí)體，外貌形狀復(fù)雜，故選用C3D10MT的十結(jié)點(diǎn)熱耦合的二階四面體網(wǎng)格，并設(shè)定沙漏控制以防止網(wǎng)格畸變過大。攪拌頭網(wǎng)格尺寸設(shè)為1.4 mm。由于參考體只參與材料指派，故選用尺寸為5 mm的C3D8RT的八結(jié)點(diǎn)熱耦合立方體網(wǎng)格。歐拉體焊件網(wǎng)格尺寸設(shè)為0.7 mm。采用局部細(xì)化網(wǎng)格技術(shù)，降低了焊件網(wǎng)格數(shù)量，如圖2所示，網(wǎng)格類型采用歐拉體專用的EC3D8RT的八結(jié)點(diǎn)熱耦合歐拉網(wǎng)格，并設(shè)定減縮積分和沙漏控制，避免了網(wǎng)格畸變過大導(dǎo)致仿真終止。

圖2 網(wǎng)格劃分

1.2 材料模型

焊件材料2219-T8鋁合金化學(xué)元素成分如表1所示。將數(shù)據(jù)導(dǎo)入軟件JMat-Pro得到隨溫度變化的材料動(dòng)態(tài)參數(shù)，如圖3所示。

表1 2219-T8鋁合金化學(xué)元素成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

圖3 材料參數(shù)

由于FSW屬于大變形加工過程，故選用Johnson-Cook 本構(gòu)模型描述2219鋁合金流變應(yīng)力與溫度、應(yīng)變、應(yīng)變速率間的關(guān)系[12-13]，具體形式如下。

(1)

(2)

表2 J-C本構(gòu)參數(shù)表

1.3 FSW產(chǎn)熱機(jī)理和熱邊界條件

FSW焊接過程產(chǎn)熱主要由攪拌頭和焊件的摩擦生熱和焊件的自身塑性變形產(chǎn)熱兩部分構(gòu)成，即

Q=Qf+Qp

(3)

式中：Q為產(chǎn)熱總量；Qf為摩擦生熱量；Qp為塑性變形產(chǎn)熱量。攪拌頭與焊板之間的摩擦產(chǎn)熱包括攪拌頭軸肩與焊板表面之間摩擦產(chǎn)熱Q1、攪拌針側(cè)面與焊板之間的摩擦產(chǎn)熱Q2和攪拌針底面與焊板之間的摩擦產(chǎn)熱Q3，即

Qf=Q1+Q2+Q3

(4)

(5)

(6)

(7)

式中：μ為摩擦系數(shù)；p為正壓力；n1為攪拌頭轉(zhuǎn)速；R1為軸肩半徑；R2為攪拌針大徑；R3攪拌針小徑；攪拌針錐角為2α。

塑性變形產(chǎn)生熱量Qp為

(8)

初始溫度設(shè)定為20 ℃，以模擬焊接周圍環(huán)境的溫度。隨著焊接的進(jìn)行，焊件與周圍環(huán)境之間產(chǎn)生溫度差。FSW焊接過程焊件的散熱形式分為熱傳導(dǎo)、熱對(duì)流和熱輻射3種。在ABAQUS前處理相互作用界面設(shè)定焊件對(duì)墊板和焊件對(duì)夾具的對(duì)流換熱系數(shù)為100 W/(m2·℃)[4]，焊件對(duì)空氣的熱對(duì)流和熱輻射散熱為

(9)

式中：φb為Stefan-Boltzmann常數(shù)；εb為發(fā)射率；γcon為焊件、攪拌頭與空氣的對(duì)流換熱系數(shù)；Tw為焊件表面溫度；Troom為室溫，設(shè)為20 ℃；設(shè)定εb=0.09，γcon=10 W/(m2·℃)，Tr=20 ℃。

1.4 材料模型

FSW過程中，攪拌頭和焊件的相互作用機(jī)理復(fù)雜，在ABAQUS前處理中，攪拌頭和焊件接觸方式設(shè)定為通用接觸。在FSW焊接過程初期，攪拌頭和焊件之間的滑動(dòng)摩擦是主要產(chǎn)熱方式，隨著2219鋁合金受熱升溫超過某一特定溫度而變成粘流態(tài)，被焊材料在攪拌頭旋轉(zhuǎn)作用下發(fā)生塑性流動(dòng)，此時(shí)攪拌頭和焊件的剪切摩擦為主要的產(chǎn)熱方式。故選用隨溫度變化的修正庫倫摩擦模型，接觸界面剪應(yīng)力如公式(10)所示[2]。摩擦系數(shù)如表3所示[14]。

表3 隨溫度變化的摩擦系數(shù)

(10)

式中：τfriction是摩擦剪應(yīng)力；τshear滑移剪應(yīng)力；μf是摩擦系數(shù)；σs是等效流動(dòng)應(yīng)力。

1.5 仿真實(shí)現(xiàn)和驗(yàn)證

基于ABAQUS/CEL實(shí)現(xiàn)了2219鋁合金攪拌摩擦焊焊接下壓、停留和進(jìn)給階段的仿真模擬[15]，如圖4所示。焊接核心區(qū)溫度場(chǎng)一般沿焊縫中心對(duì)稱分布，前進(jìn)側(cè)的溫度高于后退側(cè)。溫度場(chǎng)的峰值溫度出現(xiàn)在軸肩的下方，約為515 ℃，最低溫度約為431 ℃。

圖4 2219鋁合金厚板攪拌摩擦焊過程仿真

在武漢重型機(jī)床集團(tuán)有限公司的龍門式FSW機(jī)床進(jìn)行了FSW試驗(yàn)。采用基于K型熱電偶的FSW溫度場(chǎng)測(cè)試系統(tǒng)對(duì)焊接溫度場(chǎng)進(jìn)行檢測(cè)。設(shè)置了350，400和450 r/min 3組不同攪拌頭轉(zhuǎn)速的焊接試驗(yàn)，熱電偶在焊件的布置位置如圖5所示。AS代表前進(jìn)側(cè)，RS代表后退側(cè)。點(diǎn)A位于AS側(cè)距焊縫中心10 mm、距焊件上表面3 mm、沿焊縫方向距焊件側(cè)邊25 mm處；點(diǎn)B位于RS側(cè)距焊縫中心10 mm、距焊件上表面3 mm、沿焊縫方向距焊件側(cè)邊25 mm處；點(diǎn)A與點(diǎn)B關(guān)于焊縫中心對(duì)稱分布；點(diǎn)C位于AS側(cè)距焊縫中心10 mm、距焊件上表面6 mm處，且在沿焊縫方向距離A點(diǎn)25 mm，并基于測(cè)溫系統(tǒng)獲取了測(cè)溫點(diǎn)A，B和C的溫度曲線。

試驗(yàn)測(cè)得了攪拌頭轉(zhuǎn)速400 r/min時(shí)下壓、停留、進(jìn)給過程中測(cè)溫點(diǎn)A和B熱循環(huán)曲線和攪拌頭轉(zhuǎn)速分別為350，400和450 r/min時(shí)測(cè)溫點(diǎn)C的實(shí)時(shí)溫度數(shù)據(jù)。同時(shí)基于ABAQUS/CEL后處理模塊，提取了相應(yīng)焊接試驗(yàn)測(cè)溫點(diǎn)實(shí)時(shí)溫度數(shù)據(jù)，并導(dǎo)入Origin中，獲得了相同測(cè)溫點(diǎn)的試驗(yàn)和仿真的溫度曲線，對(duì)比結(jié)果如圖6所示。

圖6 試驗(yàn)和仿真測(cè)溫點(diǎn)溫度循環(huán)曲線

分析可得不同轉(zhuǎn)速的5組試驗(yàn)和仿真數(shù)據(jù)曲線走勢(shì)基本相同，峰值溫度相對(duì)誤差分別為2.9%，4.4%，3.5%，0.4%和1.5%，驗(yàn)證了所建立的FSW過程仿真模型的有效性。

2 攪拌頭結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)焊接溫度場(chǎng)影響規(guī)律

在攪拌摩擦焊中，為增強(qiáng)攪拌頭的攪拌能力，進(jìn)而增加材料流動(dòng)性而減小焊件板厚方向溫差，在攪拌針上添加軸肩凹角、螺紋等細(xì)節(jié)結(jié)構(gòu)尺寸。而在目前仿真研究中，為了防止網(wǎng)格畸變而使仿真停止，大多對(duì)攪拌頭模型進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，難以探究攪拌針的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)焊接溫度場(chǎng)影響。由于ABAQUS/CEL仿真方法對(duì)非線性大變形仿真過程的適應(yīng)性較好，在采用帶螺紋的圓臺(tái)形攪拌針的基礎(chǔ)上，考慮攪拌頭軸肩直徑、軸肩凹角、攪拌針錐角、攪拌針螺紋升角4種影響因素，設(shè)計(jì)了4因素3水平L9(34)正交試驗(yàn)，探究攪拌頭的細(xì)節(jié)結(jié)構(gòu)對(duì)焊接溫度場(chǎng)的影響規(guī)律[16-17]，并對(duì)攪拌頭的結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案和試驗(yàn)結(jié)果如表4所示。

表4中Ti為各因素同一水平試驗(yàn)指標(biāo)之和，Ri為各因素極差值。根據(jù)表4正交試驗(yàn)方案建立不同結(jié)構(gòu)尺寸的攪拌頭幾何模型，如圖7所示。

圖7 9種不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的攪拌頭三維模型

表4 正交試驗(yàn)方案及結(jié)果

依據(jù)不同的攪拌頭結(jié)構(gòu)參數(shù)組合方案，采用攪拌頭轉(zhuǎn)速400 r/min、焊接速度100 mm/min，下壓速度20 mm/min的參數(shù)組合進(jìn)行FSW溫度場(chǎng)仿真，并提取焊件厚度方向的溫度差值，進(jìn)而算出每個(gè)影響因素的極差。分析發(fā)現(xiàn)軸肩直徑對(duì)核心區(qū)厚度方向溫差的影響最為顯著，螺紋升角的影響次之，而軸肩凹角和攪拌針錐角對(duì)溫差幾乎沒有影響。這是因?yàn)檩S肩與焊件摩擦產(chǎn)熱遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于攪拌針側(cè)壁與焊件摩擦產(chǎn)熱，熱量由軸肩下方傳向焊件底部。攪拌針的螺紋升角影響材料的流動(dòng)性，進(jìn)而影響焊件厚度方向溫差。

不同攪拌頭結(jié)構(gòu)參數(shù)組合下核心區(qū)峰值溫度和最低溫度如圖8所示，厚度方向溫差如圖9所示?，F(xiàn)有研究表明，當(dāng)焊接核心區(qū)最高溫度為鋁合金液相線溫度的80%左右時(shí)，焊接接頭的抗拉強(qiáng)度最高[18]，最低溫度低于鋁合金固相線溫度的80%時(shí)，接頭的抗拉強(qiáng)度顯著降低[19]。綜合考慮，可知第8組試驗(yàn)中的峰值溫度在攪拌摩擦焊的合理范圍內(nèi)，且溫度差值最小，因此認(rèn)為第8組試驗(yàn)參數(shù)為攪拌頭的最優(yōu)參數(shù)組合。

圖8 焊件厚度方向峰值溫度和最低溫度

圖9 焊件厚度方向溫差

3 結(jié)論

(1)考慮攪拌頭細(xì)節(jié)形貌特征，基于ABAQUS/CEL建立了18 mm厚2219鋁合金FSW過程仿真模型，實(shí)現(xiàn)了下壓、停留、進(jìn)給階段的模擬，獲得了焊接過程溫度場(chǎng)分布和測(cè)溫點(diǎn)溫度循環(huán)曲線，通過熱電偶測(cè)溫試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，測(cè)溫點(diǎn)峰值溫度的最大相對(duì)誤差為4.4%，平均相對(duì)誤差為2.5%，實(shí)現(xiàn)了焊接溫度的高精度預(yù)測(cè)，驗(yàn)證了所建立的FSW過程仿真模型的有效性。

(2)考慮攪拌頭的軸肩尺寸、攪拌針錐角、軸肩凹角、螺紋升角4種細(xì)節(jié)結(jié)構(gòu)尺寸，設(shè)計(jì)了4因素3水平正交試驗(yàn)，針對(duì)9種不同攪拌頭結(jié)構(gòu)尺寸分別建立幾何模型，進(jìn)行FSW過程仿真，仿真結(jié)果可知，軸肩直徑對(duì)攪拌摩擦焊核心區(qū)溫差的影響最顯著；攪拌針螺紋升角的影響次之，攪拌針錐角和軸肩凹角的影響最弱。

(3)在轉(zhuǎn)速為400 r/min、下壓速度為20 mm/min、焊接速度為100 mm/min的焊接工藝參數(shù)組合下，攪拌頭的軸肩尺寸為36 mm、攪拌針錐角為6°、軸肩凹角為2.5°、螺紋升角為11°時(shí)，焊接核心區(qū)峰值溫度和最低溫度處于合理的焊接溫度區(qū)間，而且厚度方向溫差最小，是較優(yōu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)組合。