方晨，劉勝膽,3，易鐵，姜科達

(1.中南大學(xué),長沙 410083；2.中南大學(xué) 輕質(zhì)高強結(jié)構(gòu)材料重點實驗室,長沙 410083；3.中南大學(xué) 有色金屬材料科學(xué)與工程教育部重點實驗室,長沙 410083；4.臺山市金橋鋁型材廠有限公司,臺山 529261)

0 序言

攪拌摩擦焊(friction stir welding,FSW)是一種固相連接技術(shù)[1]，能夠避免熱裂紋、氣孔等缺陷，適用于鋁合金等材料的焊接，廣泛地應(yīng)用于船舶、火車、航空航天等行業(yè)[2].攪拌頭周圍的材料流動行為直接影響FSW 焊縫成形及接頭質(zhì)量[3-4]，由于鋁合金導(dǎo)熱系數(shù)大且FSW 焊接熱輸入不足，通常會導(dǎo)致材料流動不充分，從而在焊縫中形成孔洞缺陷[5-6]，這將嚴重降低接頭的力學(xué)性能.因此，在實際中常常通過提高攪拌頭轉(zhuǎn)速或降低焊接速度來提高焊接熱輸入，以期消除孔洞缺陷.然而，增加轉(zhuǎn)速對設(shè)備提出了更高的要求，而降低焊接速度則降低了生產(chǎn)效率[7].基于上述不足，通過外加能量輔助FSW 提高焊接熱輸入的方法應(yīng)運而生.外加能量常分為熱能和機械能，熱能輔助的方法有感應(yīng)加熱、激光加熱、電弧加熱等，機械能輔助的方法有超聲波輔助[8].通過外加能量輔助可以軟化被焊材料，改善材料流動，從而改善焊縫成形[9].例如，Yi 等人[10]通過常規(guī)FSW 和鎢極惰性氣體(TIG)電弧輔助FSW 獲得兩種2.5 mm 厚2519-T87 鋁合金接頭，結(jié)果表明，TIG 電弧輔助FSW 消除了孔洞缺陷，減少了洋蔥環(huán)面積，從而提高了接頭力學(xué)性能.因此，研究外加能量輔助FSW 過程中材料流動行為有助于深入理解孔洞缺陷的形成機理，并且對孔洞缺陷的準確預(yù)測及有效控制都具有重要意義.

在探索FSW 過程中材料流動成形規(guī)律方面，科研工作者已經(jīng)展開了大量的研究，其中以試驗方法和數(shù)值模擬分析為主[3,11].目前，常用的試驗方法有標記材料法、微觀組織觀察法和異種材料焊接法等[5,11].這些方法主要分析焊縫中材料流動的最終狀態(tài)，從而間接研究焊接過程中的材料流動行為.然而，這些方法只能獲得最終時刻的材料分布，不能連續(xù)地觀察材料流動行為和可視化FSW 缺陷的形成過程[5].

數(shù)值模擬方法能夠有效地獲得FSW 過程的溫度場、等效塑性應(yīng)變場以及材料的流動行為，并且可以預(yù)測缺陷的產(chǎn)生[11].Tang 等人[12]基于流體力學(xué)方法研究預(yù)熱處理對6061 鋁合金和E235A 鋼FSW 接頭溫度分布和材料流動的影響，結(jié)果表明，預(yù)熱處理提高了鋼的峰值溫度，增加了材料的流速，減小了兩種材料的差異.Yaduwanshi 等人[13]采用等離子輔助FSW 進行鋁、銅異種焊接，通過數(shù)值模擬與試驗結(jié)合的方法研究預(yù)熱對焊接熱循環(huán)和微觀組織的影響，結(jié)果表明預(yù)熱有助于提高攪拌頭前方工件的溫度從而使材料易于焊接，且會降低銅的屈服強度，從而獲得高質(zhì)量的接頭.然而，以往采用數(shù)值模擬方法研究輔助加熱工藝對焊接過程的影響更多關(guān)注的是溫度場的變化，而對材料流動行為和缺陷形成的關(guān)注較少.因此，難以深入認識輔助加熱工藝對隧道型缺陷的影響機制.

在試驗中，電阻輔助加熱FSW 能夠有效地消除隧道型缺陷.基于耦合歐拉-拉格朗日(coupled Eulerian-Lagrangian，CEL)方法建立了FSW 三維熱-力耦合模型，綜合研究了輔助加熱工藝對焊接溫度場以及焊縫材料的分布及流動行為的影響規(guī)律，闡明了輔助加熱FSW 消除隧道型缺陷的機理，并對焊縫質(zhì)量進行了精確的預(yù)測.這為提高鋁合金攪拌摩擦焊接接頭質(zhì)量提供了一種有效的方法.

1 試驗材料和方法

1.1 試驗部分

攪拌頭材料為H13 鋼，軸肩直徑為10 mm，軸肩內(nèi)凹深度為0.2 mm；攪拌針為錐形，長度為2 mm，根部直徑為4 mm，端部直徑為3.2 mm.工件為厚2.5 mm 的2519A-T87 鋁合金軋制板材，其化學(xué)成分和力學(xué)性能見表1，工件尺寸為400 mm ×160 mm.焊前使用角磨機清理表面氧化膜并用無水乙醇擦拭表面污物.焊機采用北京賽福斯特有限公司生產(chǎn)的FSW-RT31-003 型科學(xué)研究用攪拌摩擦焊設(shè)備.在常規(guī)FSW(conventional friction stir welding，C-FSW)中，攪拌頭旋轉(zhuǎn)軸的傾斜角為2.5°，攪拌針以1 600 r/min 逆時針旋轉(zhuǎn)嵌入焊件，軸肩下壓量為0.3 mm，然后以80 mm/min 速率沿焊接方向進行焊接.對比C-FSW，輔助加熱FSW(Preheating friction stir welding，P-FSW)焊接時將工件固定在加熱板上，如圖1 所示，通過溫度控制器調(diào)節(jié)加熱溫度，輔助加熱溫度為100 ℃和200 ℃，待工件溫度穩(wěn)定后進行焊接，分別標記為P-FSW(100 ℃)和P-FSW(200 ℃).

圖1 輔助加熱FSW 示意圖Fig.1 Schematic of auxiliary heating during FSW

表1 2519A-T87 鋁合金板材化學(xué)成分和力學(xué)性能Table 1 Chemical composition and mechanical properties of 2519A-T87 aluminum alloy sheet

為了研究輔助加熱工藝對焊接熱循環(huán)的影響并驗證模型準確性，焊接時在距焊縫中心10 mm 的前進側(cè)放置熱電偶，采用QT-6-k 高精度六通道測溫儀采集溫度數(shù)據(jù)，采樣頻率為10 Hz.

焊接完成后，制備好焊接接頭橫截面金相試樣，先使用體積分數(shù)為30% NaOH 試劑對其表面浸蝕約40 s，然后使用體積分數(shù)為3% HNO3試劑清洗干凈.最后，在LEICA DM2700M 顯微鏡下觀察組織形貌.

1.2 有限元分析

ABAQUS 基于體積分數(shù)原理能夠預(yù)測材料塑性變形過程中自由表面以及內(nèi)部缺陷的變化.基于CEL 方法在Explicit 求解器中建立FSW 全熱力耦合模型.模擬采用內(nèi)凹軸肩和無螺紋的錐形攪拌針進行平板焊接，其尺寸與攪拌頭實際尺寸一致.將工件定義為歐拉體，采用八結(jié)點熱耦合歐拉六面體單元(EC3D8RT)對工件進行網(wǎng)格劃分.將攪拌頭定義為拉格朗日體，同時施加剛體約束，采用四結(jié)點線性四面體單元(C3D4)對攪拌頭進行網(wǎng)格劃分.

為防止材料流出歐拉域，約束底面Z方向自由度，即vz=0；約束前后兩面X方向自由度，即vx=0；約束側(cè)面Y方向自由度，即vy=0；上表面自由.建立如圖2 所示的幾何模型.通過定義換熱系數(shù)模擬工件的熱傳遞過程.設(shè)置預(yù)定義場定義工件的初始溫度，并且通過改變底面環(huán)境溫度實現(xiàn)不同輔助加熱溫度的焊接.具體換熱系數(shù)設(shè)置見表2.

表2 換熱系數(shù)設(shè)置Table 2 Heat transfer coefficients

FSW 過程涉及大變形、高應(yīng)變速率及快速剪切溫升，因此選擇合適的材料本構(gòu)模型至關(guān)重要.Johnson-Cook 模型能夠有效地描述流變應(yīng)力與材料加工硬化效應(yīng)、應(yīng)變率效應(yīng)及高溫軟化效應(yīng)之間的關(guān)系，因此被廣泛應(yīng)用于FSW 數(shù)值模擬分析[14]，流動應(yīng)力 σ可表示為[15]

式中：A為參考應(yīng)變率和參考溫度下的初始屈服應(yīng)力；B和n為材料應(yīng)變硬化模量和硬化指數(shù)；C為材料應(yīng)變率強化參數(shù)；m為材料軟化指數(shù)；為等效塑性應(yīng)變；為等效塑性應(yīng)變速率；為參考應(yīng)變率；T為工件材料溫度；Tmelt為 材料熔點；Tref為參考溫度.對于2519A-T87 鋁合金，Johson-Cook 本構(gòu)模型材料參數(shù)見表3[16].由于2519A 鋁合金與2219鋁合金成分相似，因此文中采用2219 鋁合金的材料物理性能參數(shù)作為參考[17-18].

表3 2519A-T87 鋁合金Johson-Cook 本構(gòu)模型參數(shù)Table 3 Material parameters in Johnson-Cook constitutive model for 2519A-T87 aluminum alloy

FSW 產(chǎn)熱主要來自攪拌頭與工件之間的摩擦熱，Schmidt 等人[19]建立了攪拌頭與工件接觸界面上的產(chǎn)熱公式，即

式中：Qtotal為總產(chǎn)熱，τcontact是攪拌頭-工件界面處的剪應(yīng)力，ω是攪拌頭轉(zhuǎn)速，RS和RP分別是軸肩和攪拌針半徑，HP是攪拌針長度，α是軸肩內(nèi)凹角度.其中τcontact由界面上的壓力、摩擦因數(shù)、材料屈服強度以及滑動-黏著狀態(tài)決定，即

式中：τyield為材料剪切屈服強度，P0為軸肩下壓力，μf為摩擦系數(shù)，δ為黏著系數(shù).

為了縮短模擬時間，文中采用質(zhì)量縮放技術(shù).值得注意的是歐拉網(wǎng)格不支持直接采用設(shè)置質(zhì)量縮放因子的方法實現(xiàn)質(zhì)量放大.本文采用顯示求解方法進行模擬，其中顯示積分方法是一種穩(wěn)定積分方法，要求時間增量小于臨界時間增量Δtcrit.

Δtcrit根據(jù)整個系統(tǒng)的質(zhì)量和剛度特性計算[20]

式中：Lci為 每個單元i的 長度為材料中的波速，其中E為材料的彈性模量、ρ 為材料密度.

材料的熱彈性由Navier 方程描述[21]

式中：λ、μ為 拉梅系數(shù)；α為 線膨脹系數(shù)；εe為線性應(yīng)變張量為位移；t為時間.

溫度場控制方程如下

式中：k為導(dǎo)熱系數(shù)；T0為參考溫度；為應(yīng)變率；ce為比熱容.等式右邊第一項為應(yīng)變率對溫度場的影響.

質(zhì)量放大技術(shù)可以與速率和時間相關(guān)的參數(shù)一同使用，由式(4)可知，通過增加材料密度可以增大臨界時間增量，從而提高計算速度.通過引入一個虛擬密度 ρ*=kmρ (其中km＞0) 代替原密度ρ，達到質(zhì)量放大的目的，即

選擇質(zhì)量縮放因子km時要保證等式右側(cè)的慣性力較小[22].一般情況下，F(xiàn)SW 選擇的質(zhì)量縮放因子為 1 × 106[23]，即將材料的密度放大 1 × 106倍，可將穩(wěn)態(tài)時間增量從 10-8s 提高至 10-5s，從而將計算速度提高 1 000 倍.

使用質(zhì)量放大技術(shù)時，需要通過調(diào)整材料熱物理性能來保持熱時間常數(shù)穩(wěn)定.當(dāng)式(7)中用虛擬密度 ρ*取代原密度 ρ而造成熱時間常數(shù)發(fā)生改變時，可通過引入一個虛擬的比熱容來抵消這種效應(yīng)造成的熱時間常數(shù)變化，即

2 結(jié)果與討論

2.1 焊縫形貌

圖3 展示了C-FSW 和P-FSW(100/200 ℃)模擬與試驗測得的焊縫表面宏觀形貌.與C-FSW 相比，P-FSW 的后退側(cè)產(chǎn)生了更為明顯的飛邊，并且隨加熱溫度升高，飛邊變得更加嚴重.飛邊是材料流動擠出形成的，這表明輔助加熱工藝下材料流動性較好[24].圖4 代表性地給出C-FSW 和P-FSW(100/200 ℃)模擬與試驗獲得的焊縫橫縱截面形貌.可以看出C-FSW 焊縫前進側(cè)底部為低應(yīng)變區(qū)域，有明顯的隧道型缺陷，該缺陷為貫穿焊縫的連續(xù)體積缺陷，模擬獲得的缺陷尺寸為0.55 mm2，實驗測得的缺陷尺寸為0.34 mm2，如圖4a 所示.模擬測得的缺陷尺寸大于試驗結(jié)果，其原因可能是模擬中采用的摩擦系數(shù)為定值，而實際焊接過程中摩擦系數(shù)是隨溫度的改變而改變.隨輔助加熱溫度升高隧道型缺陷面積減小，當(dāng)輔助加熱溫度為100 ℃時，模擬與試驗結(jié)果均未觀察到隧道型缺陷，焊縫成形良好，然而在此溫度下前進側(cè)底部仍存在一個低應(yīng)變區(qū)，說明此處變形仍不充分，如圖4b 所示.當(dāng)輔助加熱溫度為200 ℃時，在前進側(cè)底部沒有觀察到低應(yīng)變區(qū)，整個截面變形充分，隧道型缺陷也隨之消失.由此可以看出相對于C-FSW，PFSW 可以有效消除隧道型缺陷，改善焊縫成形.雖然模擬測得的缺陷尺寸與試驗結(jié)果略有差異，但在相同工藝參數(shù)條件下本模型測得的缺陷產(chǎn)生趨勢與實驗結(jié)果一致，說明該模型能夠成功地預(yù)測接頭中缺陷的產(chǎn)生.

圖3 模擬焊縫與實際焊縫宏觀形貌照片F(xiàn)ig.3 Simulated and actual image of weld surface.(a) simulated image of weld surface in C-FSW;(b) simulated image of weld surface in P-FSW(100 ℃);(c) simulated image of weld surface in P-FSW(200 ℃);(d) actual image of weld surface in C-FSW;(e) actual image of weld surface in P-FSW(100 ℃);(f) actual image of weld surface inPFSW(200 ℃)

圖4 截面塑性應(yīng)變及缺陷的模擬結(jié)果與試驗結(jié)果照片F(xiàn)ig.4 Images of simulation results and experimental results of section plastic strain and defects.(a) C-FSW;(b) PFSW(100 ℃);(c) P-FSW(200 ℃)

2.2 溫度場

圖5 展示了C-FSW，P-FSW100 ℃和P-FSW 200 ℃溫度場模擬結(jié)果.穩(wěn)態(tài)焊接階段溫度場呈橢圓形，沿著焊縫中心線對稱分布.軸肩影響區(qū)為高溫區(qū)域，而遠離軸肩的位置溫度逐漸降低，攪拌頭前方溫度梯度大于攪拌頭后方，并且隨著輔助加熱溫度升高，高溫分布區(qū)域變寬.為了驗證該模型的準確性，將熱電偶處實測的焊接熱循環(huán)曲線與模擬結(jié)果表示在圖6 中，模擬的焊接熱循環(huán)曲線與實測的曲線形狀相似，且溫度值接近，最大誤差僅為2%，說明所建立模型具有較好的準確性.

圖5 溫度場模擬照片F(xiàn)ig.5 Images of temperature field simulation results.(a) C-FSW;(b) P-FSW(100 ℃);(c) P-FSW(200 ℃)

圖6 測量點模擬與實測焊接熱循環(huán)曲線Fig.6 Calculated and experimental welding thermal cycle at the measuring point

在高于350 ℃的條件下變形時，2519 鋁合金會發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶[25]，位錯相互抵消和重排，導(dǎo)致材料的流變應(yīng)力降低[26]，因此，在高于350 ℃溫度范圍內(nèi)的停留時間對材料的流動行為具有顯著影響.圖7 展示了焊核區(qū)的模擬焊接熱循環(huán)曲線.CFSW 的峰值溫度為483 ℃，350 ℃以上高溫停留時間為6 s；P-FSW(100 ℃)的峰值溫度為509 ℃，高溫停留時間為9.3 s；P-FSW(200 ℃)的峰值溫度為549 ℃，高溫停留時間為34.6 s.根據(jù)結(jié)果可知，隨著輔助加熱溫度的升高，焊接峰值溫度增加，350 ℃以上的高溫停留時間也隨之增加.

圖7 焊核區(qū)模擬焊接熱循環(huán)曲線Fig.7 Welding thermal cycle simulation results of nugget zone

由FSW 產(chǎn)熱模型公式(2)和公式(3)知，一方面輔助加熱提高了系統(tǒng)的熱輸入，但另一方面卻降低了材料的屈服強度 τyield，這導(dǎo)致摩擦狀態(tài)由滑動摩擦狀態(tài)轉(zhuǎn)為部分滑動/部分黏著的混合摩擦狀態(tài)，摩擦系數(shù) μf減小，黏著系數(shù)δ 增加，從而總摩擦產(chǎn)熱相對減少.在這兩種競爭機制的作用下，焊縫金屬峰值溫度升高.

2.3 材料流動

為了探究輔助加熱對FSW 過程中材料流動行為的影響，并闡明其消除缺陷的作用機理，文中采用示蹤粒子技術(shù)可視化材料在焊縫不同位置的分布情況及其運動軌跡來分析輔助加熱對FSW 過程材料流動的影響.

圖8 展示了示蹤粒子的初始位置及特征點的選取位置.其中，焊縫中心的粒子為黑色，前進側(cè)軸肩影響區(qū)的粒子為紅色，后退側(cè)軸肩影響區(qū)的粒子為藍色，遠離軸肩的區(qū)域的粒子為黃色和綠色；在焊縫橫截面選取前進側(cè)靠近攪拌針的粒子，標識為P，并繪制其運動軌跡.

圖8 示蹤粒子及特征點的選取Fig.8 Selection of tracer particles and characteristic point.(a) Distribution of tracer particles;(b)Selection of the characteristic point

圖9a 展示了在俯視視角下C-FSW 不同時刻示蹤粒子分布情況，其中，遠離軸肩的粒子幾乎不受攪拌作用，停留在初始位置，見圖9a 中黃色和綠色粒子.當(dāng)焊接至4 s 時，焊縫中心的粒子在攪拌頭的牽引下進入后退側(cè)；在焊接4-6 s 期間，焊縫中心粒子繼續(xù)跟隨攪拌頭一起運動，更多的粒子進入后退側(cè)；當(dāng)焊接至8 s 時，焊縫中心部分粒子繞過后退側(cè)與前進側(cè)之間的中心線最終在前進側(cè)沉積，另一部分粒子則滯留在后退側(cè)，見圖9a 中黑色粒子.前進側(cè)靠近軸肩及攪拌針的粒子運動情況與焊縫中心粒子運動情況類似，這些粒子在攪拌頭牽引作用下進入后退側(cè)，跟隨攪拌頭旋轉(zhuǎn)遷移，大部分粒子越過焊縫中心進入前進側(cè)并與攪拌頭脫離，最終在此沉積，回填前進側(cè)產(chǎn)生的瞬時空腔，只有小部分粒子滯留在后退側(cè)，見圖9a 中紅色粒子.后退側(cè)粒子被攪拌頭推至其后方，未跟隨攪拌頭做旋轉(zhuǎn)運動，見圖9a 中藍色粒子.

圖9 俯視視角下不同時刻示蹤粒子分布Fig.9 Tracer particles distribution at different times from top view.(a) C-FSW;(b) P-FSW

由于P-FSW(100 ℃)過程中示蹤粒子的分布情況和流動軌跡與P-FSW(200 ℃)相似，因此下文僅討論P-FSW(200 ℃)示蹤粒子分布情況,如圖9b 所示.對比C-FSW 和P-FSW 不同時刻示蹤粒子分布情況，發(fā)現(xiàn)焊接至4 s 時，P-FSW 越過焊縫中心的粒子數(shù)目更多；焊接至6 s 時，P-FSW 示蹤粒子已沉積在前進側(cè)，而C-FSW 前進側(cè)幾乎沒有示蹤粒子回填；焊接結(jié)束時P-FSW 示蹤粒子數(shù)目更多、密度更大，由此推測P-FSW 增強了金屬塑性流動的能力，使其回填前進側(cè)瞬時空腔的作用更強.

圖10 展示了C-FSW 和P-FSW 在厚度方向上不同時刻示蹤粒子分布情況.在C-FSW 中，隨著離軸肩距離的增加，粒子所受攪拌作用減弱，遷移量變小，后退側(cè)靠近軸肩的粒子受到較大的摩擦力并在軸肩的作用下向上遷移，部分離開工件表面的粒子形成飛邊，如圖10a 藍色粒子所示；由于攪拌針周圍溫度低，塑化金屬不足，前進側(cè)中心層大部分粒子停留在初始位置，隨焊接的進行，攪拌頭前進在此處形成空腔.P-FSW 示蹤粒子分布更均勻，發(fā)生遷移的粒子更多，避免了根部材料回填不足而形成隧道型缺陷，然而由于向上遷移粒子的增多，預(yù)熱條件下會產(chǎn)生更為嚴重的飛邊，如圖10b 所示.這些結(jié)果與圖3 中的試驗結(jié)果一致.

圖10 側(cè)視視角下不同時刻示蹤粒子分布Fig.10 Tracer particles distribution at different times from side view.(a) C-FSW;(b) P-FSW

圖11 展示了三維空間中攪拌針附近材料標識質(zhì)點P 的流動軌跡以及在x-y、x-z、y-z平面的投影.對比兩種工藝發(fā)現(xiàn)，P-FSW 標識質(zhì)點沿攪拌頭旋轉(zhuǎn)運動圈數(shù)多于C-FSW 的，運動軌跡更長.此外，P-FSW 的標識質(zhì)點會跟隨攪拌頭做旋轉(zhuǎn)前進的趨勢運動，而C-FSW 的標識材料跟隨攪拌針旋轉(zhuǎn)一周便發(fā)生脫離，前進距離更短.綜上所述，PFSW 顯著地增加了焊縫金屬的流動性，從而改善了焊縫成形.

圖11 三維空間中攪拌針附近標識質(zhì)點P 的流動軌跡Fig.11 Flow path of marked particle P near the pin in 3D space.(a) C-FSW;(b) P-FSW(200 ℃)

3 結(jié)論

(1)基于CEL 方法建立的電阻輔助加熱FSW 三維全熱-力耦合模型所獲得的熱電偶處焊接熱循環(huán)曲線最大溫度誤差僅為2%，能夠準確描述FSW 產(chǎn)熱過程，而且該模型預(yù)測的飛邊和缺陷的產(chǎn)生趨勢與實驗結(jié)果一致，能夠精確模擬焊接過程中的材料流動行為.

(2)相比于C-FSW，P-FSW 將焊接峰值溫度從483 ℃提高至549 ℃、350 ℃以上高溫停留時間從6 s 延長至34.6 s，軟化了焊縫金屬，降低了材料變形抗力.

(3)P-FSW 提高了焊縫金屬流動性，增加了由后退側(cè)回填至前進側(cè)的塑性金屬，避免了隧道型缺陷的產(chǎn)生，但會產(chǎn)生較為明顯的飛邊.