异种材料搅拌摩擦焊

异种材料搅拌摩擦焊（精选6篇）

异种材料搅拌摩擦焊 篇1

在搅拌摩擦焊接过程中,焊缝塑性材料迁移不足,则容易导致焊缝表面成型不好、表面有沟槽或在焊缝内部出现孔洞或隧道等缺陷[1]。因此,搅拌头周围塑性材料的迁移行为是影响焊缝成型及接头致密性的关键因素。近年来,国内外一些学者已开始对焊缝塑性材料的迁移进行研究。柯黎明[1]在实验的基础上建立了空腔模型,通过模型和实验相结合,认为在运动的探针后方有一瞬时空腔,前进边和返回边的塑性材料在负压作用下都向后迁移。

赵衍华[2]采用标记嵌入技术,观察不同厚度上,塑性材料在水平面上的迁移情况,认为前进边塑性材料即向前迁移,又向后迁移;返回边塑性材料主要向后迁移。Guerra[3]认为在探针附近,前进边金属塑性变形大,沿带螺纹的探针表面螺旋向下迁移,返回边金属塑性变形小,向后迁移填入探针后方。Schmidt[4]在沿焊缝中心和垂直焊接方向镶入铜箔,通过X射线摄影技术观察焊接过程中铜箔的迁移情况,并估算标示材料的迁移速度,认为标示材料迁移速度最大的地方发生在返回边。张洪武[5]采用有限元方法对焊缝塑性材料的三维迁移行为进行模拟分析,认为塑性材料以剪切迁移形式为主,在搅拌头前方塑性材料向上迁移,在搅拌头后方塑性材料向下迁移。韩晓辉[6]利用FLUENT软件对不同深度的塑性材料在水平面上的迁移进行分析,认为焊缝上部塑性材料偏重于紊流,下部塑性材料侧重于层流。以上作者只对焊缝塑性材料的迁移进行初步的分析,主要集中在塑性材料在焊缝水平面上的迁移,对塑性材料在焊缝厚度方向上的迁移研究较少。

本研究通过采用镶嵌标示材料方法,通过观察焊缝横截面上,标示材料在焊接后的位置,初步探讨焊缝塑性材料在厚度方向上的迁移行为,为揭示焊缝形成过程提供理论依据。

1 实验材料及方法

实验选用厚度分别为1,2mm和8mm的LY12铝合金轧制板材作为基材,用厚度为0.02mm的紫铜箔作为标示材料交叠镶入基材,在由铣床改造的搅拌摩擦焊机和自制的夹具上进行焊接。图1为镶嵌标示材料的示意图,其中图1a为标示材料平行于焊缝表面镶嵌,图中上表面和下表面为2mm厚的LY12铝合金,中间是1mm厚的LY12铝合金和0.02mm的紫铜箔交替叠放,形成铝片和铜箔相间的层状结构,整个叠放层的厚度为8mm左右。图1b为标示材料平行焊接方向镶嵌,探针中心向两侧,分别为0.02mm铜箔和1mm的LY12铝合金交替叠放,叠层宽度为28~30mm,叠层外侧为8mm厚的LY12铝合金,焊接时,用夹具约束叠层材料,保证叠层材料为一个整体。

实验中搅拌头轴肩的直径为24mm,探针为圆柱型、表面加工成左旋螺纹,探针直径8mm、长度为7.5mm,搅拌头旋转速度为750r/min,焊接速度为60mm/min,搅拌头倾斜角2°。焊后沿焊缝横截面切取试样,通过观察标示材料的分布,分析焊缝塑性材料的迁移行为。

2 实验结果与讨论

2.1 焊缝塑性区的形成

在搅拌摩擦焊过程中,当焊接达到稳定阶段时,高速旋转的搅拌头与被焊材料的接触面剧烈摩擦,产生大量的热,在被焊材料中形成了一个以搅拌头为中心的温度场,温度从焊缝中心向四周逐渐降低, 使搅拌头附近的一部分材料达到塑性状态,而远离搅拌头的材料由于温度较底,未达到塑性状态。塑性材料受高速旋转搅拌头的作用,在由轴肩、探针表面、垫板和四周未塑化材料所限定的一定范围内进行复杂迁移,形成焊缝。在焊缝的形成过程中,塑性材料的迁移对焊缝成型有重要影响。由于在焊缝横截面上存在温度梯度,导致不同区域材料迁移形式不同。为了便于描述,建立如图2所示的焊缝横截面塑性区示意图。图中阴影区为焊缝横截面塑性区。

2.2 塑性材料在厚度方向上的迁移

图3为标示材料平行于焊缝表面镶嵌,焊后得到的焊缝横截面形貌,图中AS表示前进边(Advancing Side,简称AS),RS表示返回边(Retreating Side,简称RS),中部的实线与探针中心线重合,为焊缝中心,其两侧与实线平行的虚线为探针的外轮廓线。整个塑性变形区为焊缝外围用两倾斜虚线所包括的区域,由图可见,塑性变形区上宽窄,连续的标示材料在焊缝中心中断,在焊缝上部,一部分标示材料被搅碎,呈弥散分布,在焊缝中下部,有明显的“洋葱”环花样,两侧均有标示材料向焊缝上表面迁移。

根据标示材料的塑性变形的形貌可将焊缝分为5个特征区。其中A,B和C区位于焊缝中心,在横截面

上类似于倾斜的“花瓶”状形貌,A区位于焊缝表层,类似于“花瓶”的瓶口区,塑性材料呈扁平状分布。B区位于焊缝的中下层,类似于“花瓶”的瓶体,瓶体大部分位于返回边一侧,存在明显的“洋葱”环花样,“洋葱”环环心位于返回边一侧。C区位于焊缝中心的中部,类似于“花瓶”的瓶颈区,颈口宽度小于探针直径,偏向前进边一侧,无清晰标示材料可见。D,E区分别为前进边、返回边中弯曲虚线所包围的区域,标示材料发生变形且清晰可见,均向焊缝上表面迁移。在与C区交界处,标示材料向焊缝下方弯曲,有向焊缝底部迁移的趋势。G表示标示材料向上迁移的最大距离,在D,E区内定义为标示材料从未变形处到迁移至最高点的切线之间的距离,H表示标示材料发生变形的宽度,定义为标示材料从开始出现位移的点到焊缝中心的最短距离。

形成上述形貌的原因可能是, A区位于焊缝表层,材料与高速旋转的轴肩端面摩擦,温度迅速升高,达到塑性状态。塑性材料在高速旋转的轴肩作用下随轴肩旋转。由于轴肩端面和焊缝表面形成一封闭空间,轴肩外围有未塑化金属的阻碍,所以塑性材料并未向四周发散迁移,反而由于轴肩端面为一凹面而向焊缝中心迁移,使焊缝中心塑性材料增多,在轴肩内弧面挤压下,塑性材料沿带螺纹的探针表面开始螺旋向下迁移。使A区塑性材料类似于瓶口状,呈扁平状分布。

B区位于焊缝中下层。由图可见,焊缝底部的标示材料向上迁移至焊缝中上层,由于基材不能穿越标示材料向下迁移,说明B区的塑性材料是其他位置的塑性材料以某种形式迁移至此区。通过对焊缝中心塑性材料的受力分析可知,塑性材料在轴肩和左旋螺纹下端面的挤压[7]下,源源不断地沿着带左旋螺纹的探针表面从焊缝上层向焊缝底层迁移。塑性材料迁移至焊缝中下层后,在后续塑性材料的推动下,塑性材料继续向下迁移,受到底部垫板的阻碍,以发射状向四周迁移,然后在外围未塑化金属的阻碍下,开始改变迁移方向向上迁移并向周围挤压,在探针周围形成一个球面,后续塑性材料将沿类似的迁移路径,不断向球内填充挤压球面,使球面逐渐变大。当探针经过横截面后,由于焊缝中心温度高,塑性材料冷却时间长,外围温度低,塑性材料冷却时间短,所以塑性材料冷却后在厚度方向上形成不同直径的同心球面层。因此,在截取焊缝横截面试样时B区有类似“洋葱”环状的同心花纹。

C区位于焊缝中层,类似于瓶颈。颈口在前进边宽度约为3mm,在返回边的最小宽度约为0.5mm,二者之和小于探针直径,这说明瓶颈偏向于前进边,并且探针两侧的塑性材料在探针后方向焊缝中心迁移,返回边向焊缝中心迁移的距离大于前进边。焊前C区标示材料连续,且平行于焊缝底面,焊后材料被搅碎,无清晰标示材料可见。出现这种情况的原因有可能是,高速旋转的探针沿焊缝中心向前运动时,使焊缝中心处的标示材料发生断裂,断裂的标示材料受探针的挤压开始向与焊接方向相同的方向延伸,同时受B区塑性材料的挤压向上延伸,由于探针后方出现一瞬时空腔,使得前进边邻近探针附近的小部分塑性材料受负压作用向探针后方迁移,填充至瞬时空腔;返回边大部分塑性材料在搅拌头顺时钟旋转的带动下向探针后方运动,填充至探针后方的瞬时空腔。同时受轴肩的挤压向下迁移。以上的运动使得C区塑性材料来自多个方向,因此C区无清晰标示材料可见。

D和E区位于焊缝中心两侧,塑性变形区上宽下窄,标示材料的分布清晰可见,且均向焊缝表面迁移,在与C区交界处附近,向焊缝下方弯曲。这说明大部分焊缝底部的塑性材料向焊缝上表面迁移,在与C区交界处附近,塑性材料有向焊缝下方迁移的趋势。

为了进一步描述塑性材料的迁移行为,对D和E区的标示材料变形进行定量测量,图4为焊缝横截面上各层标示材料向焊缝上表面迁移的最大距离变化曲线,横坐标为标示材料距焊缝底面距离,用h表示,纵坐标为标示材料向焊缝上表面迁移的最大距离。由图可见,底层标示材料向上迁移的距离较大,顶层标示材料向上迁移的距离较小,同一标示材料在前进边向上迁移的最大距离小于在返回边向上迁移的最大距离。这种分布表明,D和E区的塑性材料整体向焊缝表面迁移,焊缝底层的塑性材料直接受B区塑性材料的挤压,向焊缝表面迁移的距离较大,上层塑性材料受轴肩的影响,向焊缝表面迁移的距离较小。由于在返回边B区向上挤压的塑性材料多于前进边,所以在距焊缝底面同一高度上,前进边塑性材料向焊缝表面迁移的距离小于返回边。

图5为焊缝横截面上各层标示材料发生变形的宽度,横坐标为标示材料距焊缝底面距离,用h表示,纵坐标为标示材料变形宽度。由图可知,最顶层标示材料发生变形的宽度最大,最底层标示材料发生变形的宽度最小,同一标示材料在前进边发生变形的宽度比返回边小。例如:在距焊缝底面2mm处,标示材料在前进边发生变形的宽度为6.6mm,在返回边发生变形的宽度为9.5mm。出现这种情况可能是在焊缝上层,被焊材料受轴肩的影响,与轴肩接触面积大,摩擦产热大,温度较高,发生塑性变形的材料较多。在焊缝下层,被焊材料主要受探针影响,与探针接触面积小,摩擦产热小,温度较低,发生塑性变形的材料较少。所以从焊缝表面沿厚度方向向下,焊缝塑性变形区宽度逐

渐变小。

2.3 塑性材料在水平方向上的迁移

图6为标示材料平行焊接方向镶嵌,焊后得到的焊缝横截面的形貌,从图中可以看出,标示材料在焊缝中心两侧呈弧型分布,焊缝横截面上A,B和C区形貌与图2中A,B,C区相似,呈倾斜的“花瓶”状形貌。在D和E区,在焊缝上部,标示材料发生弯曲,并向焊缝中心延伸,标示材料之间的距离变宽。出现这种情况的原因可能是,此区域的塑性材料受高速旋转的轴肩影响向焊缝中心迁移,焊缝表面的塑性材料受到轴肩端面的挤压作用,向焊缝下方迁移填充至此区域的层状结构中,使标示材料之间的距离变宽。

在焊缝中部,标示材料向背离焊缝中心迁移,且标示材料之间的距离变窄,如图中箭头F所示,E区标示材料分布比D区标示材料更密。这种分布表明,焊缝中部的层状结构受到拉伸,或者受到挤压使得层状结构中的基材以某种方式迁移出去。

在焊缝底部,标示材料仍向背离焊缝中心迁移,迁移距离小于焊缝中部标示材料迁移距离。这种分布表明,焊缝底部塑性材料向背离焊缝中心迁移,主要受探针端面的挤压,摩擦产热小,温度较低,所以迁移的空间较小。上述观察结果表明,焊缝上部塑性材料向焊缝中心迁移,焊缝中下部塑性材料向背离焊缝中心迁移。

2.4 横截面塑性材料迁移模型的建立

根据以上对焊缝横截面上塑性材料的迁移行为分析讨论,可建立横截面塑性材料迁移模型,如图7所示,整个焊缝塑性变形区上宽下窄,呈梯形分布。图中带箭头的曲线表示塑性材料的迁移路径和方向。当搅拌头高速旋转并沿焊缝中心缓慢前进时,焊缝上层的塑性材料主要受轴肩影响,随轴肩一起旋转,在外围未塑化金属的阻碍下,向焊缝中心迁移,如图中标记1所示;迁移至探针根部后,在轴肩和左旋螺纹下端面的压力下,塑性沿螺纹表面向下做螺旋迁移,如图中标记2所示;迁移至底部受到垫板的阻碍后,开始呈发射状向四周迁移,遇到四周未塑化金属的阻力,开始向上迁移,如图中标记3所示。由以上分析可知,塑性材料在厚度方向上形成一个连续迁移的循环路径。在整个循环路径中,带螺纹的探针类似于水泵一样,不断地将探针根部的塑性材料从焊缝表面汲取至焊缝底层,对塑性材料在厚度方向上的迁移起了主要驱动作用。

3 结论

(1)在焊缝横截面上,探针附近的塑性材料沿带左旋螺纹的探针表面从焊缝表面螺旋迁移至焊缝底部,从四周向焊缝表面迁移,在厚度方向上形成一个连续迁移的循环路径。

(2)在焊缝横截面上,塑性变形的区域并关于焊缝中心不对称,塑性材料在焊缝中心形成类似于倾斜“花瓶”状的形貌。

(3)在焊缝横截面上,从焊缝表面向下,塑性变形区宽度逐渐减小,前进边塑性材料向焊缝表面迁移的距离小于返回边,前进边塑性变形区宽度小于返回边。

参考文献

[1]KE Li-ming,XING Li,and INDACOCHEA J E.Material flowpatterns and cavity model in friction-stir welding of aluminum al-loys[J].Metallurgical and Materials Transactions B,2004,2(35B):153-160.

[2]赵衍华.2014铝合金搅拌摩擦焊接过程塑性金属流变可视化[J].焊接学报,2005,26(6):73-76.

[3]GUERRA M,SCHMIDTA C,MCCLUREA J C.Flow patternsduring friction stir welding[J].Materials Characterization,2003,49(3):95-101.

[4]SCHMIDT H N B,DICKERSON T L,HATTELA J H.Materi-al flow in butt friction stir welds in AA2024-T3[J].Acta Materi-alia,2006,54(2):1199-1209.

[5]张洪武.搅拌摩擦焊接过程中材料的三维流动分析[J].中国机械工程,2006,17(7):719-723.

[6]韩晓辉.铝合金搅拌摩擦焊三维模拟流场水平流动状况分析[J].电焊机,2006,26(3):52-54.

[7]王善林.搅拌头形状对搅拌摩擦焊焊缝金属流动形态的影响[D].南昌:南昌航空工业学院硕士学位论文,2004.

搅拌摩擦焊温度场研究进展 篇2

搅拌摩擦焊(FSW)是英国焊接研究所(TWI)于1991年发明的一种新型固相焊接方法,与传统的熔焊相比具有高效、节能、环保、接头组织缺陷少、残余应力应变小、力学性能优良以及焊接无需保护气体等一系列优点,被广泛应用于航空航天、核能、船舶、兵器工业等领域,成为现代焊接工业中不可或缺的一种精密焊接工艺[1,2,3]。搅拌摩擦焊主要利用搅拌头与焊件之间的摩擦热和剪切层内材料的塑性变形热作为焊接热源,通过搅拌头的旋转挤压作用将搅拌针前方的塑性金属挤压至后方,通过金属材料的动态再结晶过程形成固态焊缝,具体的焊接过程如图1所示。

搅拌摩擦焊接过程中的温度场分布直接影响着焊接接头的微观组织,并最终影响到接头的力学性能,同时温度场也是焊缝塑性材料流动、焊接残余应力应变、接头组织结构转变、焊接参数优化、焊接机理分析等其他相关研究的基础。开展搅拌摩擦焊温度场的研究对确定焊接参数、控制接头微观组织、优化焊接工艺、提高焊接质量等具有十分重要的理论及实际意义,因此关于搅拌摩擦焊温度场的研究得到了众多焊接工作者的关注。

1 仅考虑摩擦产热的温度场研究

在20世纪90年代,搅拌摩擦焊温度场的研究仅以摩擦产热作为焊接热源,并且大多采用自然解析法,基于经典的Rosenthal解析方程,将热源简化为移动着的点、线或面热源,建立起搅拌摩擦焊的传热模型,后来逐渐被有限元方法(FEM)或计算流体动力学方法(CFD)等数值计算方法所代替[4,5,6,7,8]。

1998年Chao等[9]提出一个耦合的传热模型来研究焊接过程中的温度场分布。模型中假设焊接过程中的全部产热来自于轴肩与工件表面的摩擦,利用实验测定结果对模型中的热输入进行修正,进而得到焊接过程中热输入的具体数值。

Zhu等[10]在上述研究基础上对304L不锈钢的搅拌摩擦焊瞬态温度场进行了数值模拟,模型中假设轴肩处摩擦产热的热流沿轴肩的半径方向呈线性分布,并利用式(1)对该热输入进行定量计算。

式中:Q为总热输入能,di为搅拌针直径,d0为轴肩直径。他们将2种不同工艺参数下的模拟温度曲线与实验温度曲线进行了对比,结果表明该模型能在一定程度上反映出焊接过程中的温度分布,但与实际情况仍有较大差距。

徐韦锋等[11]模拟了厚14mm的2219铝合金厚板的搅拌摩擦焊温度场,模型中的热源不仅考虑了轴肩处的摩擦产热,同时还考虑了搅拌针侧面与工件的摩擦热输入,并利用式(2)、式(3)对其进行计算。

他们得到的焊接速度分别为60mm/min和80mm/min时温度场分布的模拟结果如图2所示。不同焊接速度下温度场分布云图几乎相同,搅拌头插入后5s时,两种焊接速度下的温度峰值均为325℃;插入后25s时,两种焊接速度下的温度峰值仍相同,为500℃,表明焊接温度峰值温与焊接速度无关。

赵俊敏等[12]模拟了厚4mm的TC4钛合金板焊接过程中的瞬态温度场分布和各特征点的温度变化曲线。在考虑轴肩、搅拌针侧面与焊件摩擦产热的基础上,加入了搅拌针端面处的摩擦热输入,进一步完善了温度场模型。模拟结果表明:焊接过程中的温度分布呈前面小后面大的椭圆型,高温区一直随热源的移动而移动,离轴肩越近温度变化越剧烈,温度峰值也越高。

王希靖等[13]基于移动热源的特点,根据温度场的叠加原理模拟了厚3mm的LY12铝合金薄板搅拌摩擦焊接过程中的温度场稳态和瞬态分布及焊缝区各个位置的焊接热循环曲线。模型中忽略了材料的塑性变形功,将热源简化为轴肩与工件的摩擦产热和搅拌针产热,并将搅拌针产热假设为搅拌针内部的体热源来补偿搅拌针与焊件的摩擦产热,从而便于进行数值计算。

Song等[14]提出了移动坐标系下搅拌摩擦焊的三维传热模型,在热源方面进一步引入了搅拌针剪切母材的产热。图3为利用该模型计算的温度场分布,等温线呈椭圆形分布,进入准稳态后温度峰值稳定在750.2℃。此外,他们通过红外摄像机对搅拌摩擦焊接过程中的温度场进行了测量,测量结果与模拟结果的对比如图4所示。结果表明该模型能够在一定程度上描述搅拌摩擦焊接过程中的温度变化规律,但与实际温度分布相比仍存在一定的差距。

Hamilton等[15]基于单位焊接长度的能量输入,引入滑动因子的概念建立了铝合金搅拌摩擦焊的热模型,并对AA6061-T6铝合金的瞬态温度场进行了数值模拟,其不同时刻的温度场分布如图5所示。从图5中可以看出,高温区呈椭圆分布,随着焊接的进行温度峰值逐渐升高,28s达到准稳态后温度峰值维持在462.7°C。该模型在较宽的能量输入范围内能够较好地预测搅拌摩擦焊接过程中的温度峰值,但由于忽略了塑性变形产热,导致在低能量输入时预测温度低于实测温度。

2 综合考虑摩擦产热及塑性变形产热的温度场研究

随着人们对搅拌摩擦焊物理机制的深入了解,关于搅拌摩擦焊温度场分布的研究也越来越精细,2004年9月在法国召开的第五届FSW国际会议上,很多学者提出在搅拌摩擦焊温度场的研究中有必要考虑材料的塑性变形产热对温度场的影响。

Fourment等[16]利用粘弹性理论计算了搅拌摩擦焊接过程中的材料塑性变形产热,同时考虑了搅拌头轴肩及搅拌针的摩擦产热,通过摩擦产热和变形产热的简单叠加建立起搅拌摩擦焊的温度场模型。

Ulysse[17]运用三维粘塑性有限元模型模拟了搅拌摩擦焊接过程,模型中假设90%的塑性变形能转化成了热能,并利用等效应力和等效应变的乘积来计算该产热,最终得到了焊件和搅拌头的等温线分布,如图6所示,搅拌头前方的等温线较密集,温度梯度较大。在转速为8.2rad/s、焊接速度为1.4mm/s的条件下,沿焊接方向预测温度曲线与实测温度曲线的对比如图7所示,其中虚线为预测结果。从图7中可以看出,左方预测温度与实测温度相差较大,而右方相对较为吻合,但温度峰值预测过高。

Hamilton等[18]在文献[14]的基础上将塑性变形产热纳入模型的热源,利用Johnson-Cook塑性本构关系来计算屈服应力,从而计算出塑性变形热。图8为利用该模型计算的FSW温度场分布,26s后温度峰值达到稳定。由于在计算塑性热时进行了一定的简化,导致焊接过程中温度分布的模拟结果与实际情况仍有一定偏差,两者之间的对比结果如图9所示,考虑塑性变形产热的温度曲线比未考虑塑性变形产热的温度曲线略高一些;转速为225r/min和250r/min时,预测曲线与实测曲线整体较为吻合但温度峰值预测过低;而转速为300r/min和400r/min时,预测曲线低于实测曲线但温度峰值预测较准。

Hilgert等[19]采用移动几何模型及滑动粘着接触条件计算了双面搅拌摩擦焊的温度场分布,并利用式(4)计算了摩擦和塑性耗散的总产热。

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式中:qtotal为总热流,undefined为剪切率,τfriction为摩擦剪应力,τyield为屈服剪应力,ωtool为角速度,r为距中心的距离。他们通过模拟得到了焊件及搅拌头上的温度分布,同时利用实验对计算结果进行了验证,结果表明在冷却过程中的计算温度偏高。

近年来,一些研究者在综合考虑摩擦和塑性变形的基础上尝试建立热力耦合的模型来描述搅拌摩擦焊的温度场分布,即在搅拌摩擦焊温度场的计算过程中同时考虑材料的应力应变状态与温度场分布之间的相互影响,从而得到热力耦合条件下的最终温度场分布。

Soundararajan等[20]采用热力模型对6061-T6铝合金的搅拌摩擦焊进行了研究,在焊件与垫板的热传导边界上分别采用了均匀和非均匀的换热接触条件,在均匀接触条件下换热系数为常数,而非均匀接触下换热系数为接触压力的函数。在焊接速度为133mm/min、转速为344r/min时,通过距焊缝6mm处特征点上温度随时间变化的计算值与实测值之间的对比,表明采用非均匀换热系数计算得到的温度变化规律较为符合实际情况。

Assidi等[21]采用ALE方法对6061铝合金搅拌摩擦焊进行了热力耦合的模拟研究,并利用Norton-Hoff粘塑性本构关系来描述焊接过程中等效应力应变与温度的关系。他们通过不同摩擦系数条件下轴肩外侧、搅拌针根部、搅拌针顶端这3点处的温度计算值与测量值之间的误差分析,得出当μ为0.25时模拟温度与实际情况最为接近,能够较好地反映出焊接过程中的温度场分布。

Kim等[22]基于弹塑性理论对AA5083-H18铝合金搅拌摩擦焊热力耦合过程进行了数值模拟研究,并得到了不同工艺参数下焊件的瞬态温度场分布,通过与Gan等[23]的实验数据进行对比,发现计算温度曲线及温度峰值与实验值吻合较好。同时指出合理的边界条件对得到准确的模拟结果有着决定性的作用。

史清宇等[24]基于ALE方法建立了热力耦合模型,对7A52铝合金搅拌摩擦焊的温度场分布进行了数值模拟,模型中假设搅拌摩擦焊接是一个滑动摩擦与粘性摩擦共存的过程,并采用修正的Coulomb摩擦定律来计算摩擦产热。单位体积内材料的塑性变形产热可利用式(5)计算得到。

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式中:η为塑性变形产热系数,σ为应力,undefined为塑性应变率。温度分布的模拟结果如图10所示,两种转速下的最高温度分别为506℃和513℃,与实际焊接温度分布较为吻合。

Mendez等[25]针对搅拌针周围材料的塑性流动与传热的耦合现象进行了研究,通过一系列合理的简化假设建立了相应的解析模型,模型中利用式(6)计算剪切层内材料的塑性变形产热。

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式中:undefined为剪应力,undefined为相应的剪切率,ηs为机械热效率。他们推导了单位体积产热率qc、温度峰值Ts等物理量的近似解析表征(式(7)-(9)),并通过参数fT的值来表征焊接过程中温度峰值计算结果的准确性,fT越接近1表示预测的温度峰值越准确。此模型能够比较准确地预测搅拌摩擦焊接过程中的温度峰值。

式中:undefined为单位体积产热率解析计算值,undefined为温度峰值的解析计算值,Ts为实际温度峰值,T0为剪切层外侧温度,Tm为材料的熔点,T∞为室温,τR为参考应力,ω为搅拌头旋转角速度,k0为导热系数,a为搅拌针半径,η为总热效率,K0为关于佩克莱数的贝塞尔函数,A、Q、n为Sellars-Tegart本构关系中的相关参数,R为理想气体常数,B=-exp(Q/RTm),ΔTm=Tm-T0,ΔT0=T0-T∞。

Jacquin等[26]基于合理的动力学假设建立了一种简单的三维搅拌摩擦焊热力耦合模型,模型中利用粘塑性Arrhenius定律(式(10))来计算流动应力,并利用式(11)计算单位体积材料的变形产热。

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式中:σ0为流动应力,undefined为等效应变率,Γd为Taylor-Quinney参数,K为粘塑性参数,Q为激活能,R为理想气体常数。转速为400r/min时,不同焊接速度下的温度场分布模拟结果如图11所示,焊接速度越大,高温区的分布面积也越大,但温度峰值越低。图12为前进侧(搅拌头旋转速度与焊接速度同向侧)和回转侧(两者反向侧)不同测量点处的计算温度曲线与测量温度曲线的对比(为便于对比,将计算温度曲线向时间减小的方向移动了10s),可以看出前进侧温度峰值的计算值与测量值几乎相同,而回转侧计算值略低,表明该模型能够比较准确地预测焊接区域内的温度分布。

纵观搅拌摩擦焊温度场研究的发展历程,在温度场的研究中起初只考虑摩擦热输入,虽然摩擦热源的计算模型不断完善,但计算结果与实际情况仍有较大差距。后来,随着人们对搅拌摩擦焊物理机制了解的日渐深入,许多研究者认识到材料的塑性变形产热对搅拌摩擦焊温度场具有不可忽略的影响,尽管有的学者在温度场的计算中计入了材料的变形产热,但是并未深入考虑温度场与应力应变场之间的相互耦合效应。近年来,一些学者建立了热力耦合的模型来研究焊接过程中的温度场,与以往的模型相比此类模型考虑了焊接过程中温度与材料应力应变之间的相互作用,能够更准确地描述搅拌摩擦焊接过程中的温度场分布。

3 结语

搅拌摩擦焊接过程是一个极其复杂的热力耦合过程,其中搅拌头与材料摩擦产热、材料发生塑性变形并产热以及传热现象共存。该过程实质上是一个多物理场相互影响、相互耦合的过程,包括温度场、应力场、材料塑性变形流场等,在温度场地研究当中需要综合考虑各场之间的耦合制约机制方能准确地描述该过程中的温度变化规律。尽管搅拌摩擦焊的温度场研究取得了显著的进展,但仍存在许多问题亟待解决,比如怎样确定不同焊接环境与材料状态下焊件与搅拌头之间的摩擦系数,怎样确定不同工艺参数下材料发生塑性变形的区域范围,如何确定符合实际情况的材料与环境之间的换热条件,以及建立能够更好地描述材料粘塑性行为的本构关系等,这些问题尚未得到很好的解决,现阶段主要通过对其进行一定的简化假设及近似估算,从而得到温度场的分布状态。此外,目前关于同种材料搅拌摩擦焊温度场的研究较多,而异种材料的研究则相对欠缺,由于不同材料的性能具有一定的差异,因此需要建立更为精确的模型来描述异种材料搅拌摩擦焊接过程中的温度场分布。

摘要：自1991年英国焊接研究所(TWI)发明了搅拌摩擦焊(FSW)以来,许多学者对搅拌摩擦焊接过程中的温度场分布进行了大量的研究。随着人们对搅拌摩擦焊接物理机制的深入了解,描述其温度场分布的模型也越来越精确,由最初仅考虑摩擦产热,发展到综合考虑摩擦产热和材料塑性变形产热,近年来一些研究者更是尝试建立热力耦合的模型来描述其温度场分布。简要叙述了关于搅拌摩擦焊温度场研究的发展历程及研究现状。

异种材料搅拌摩擦焊 篇3

关键词：搅拌摩擦焊,数值模拟,温度场,热生成,热传导

0 引言

作为一种新型固相连接技术,搅拌摩擦焊(Friction stir welding,FSW)因其高质量、高效率、低成本、无污染、易操控等特点,自20世纪90年代被英国焊接研究所发明以来,在短短数十年内获得了长足的发展。相比TIG、MIG等传统熔焊技术,FSW过程中没有飞溅和烟尘,较为绿色环保,焊后也不存在合金元素烧损、气孔等缺陷。其焊缝组织均匀细密,接头性能优异,残余应力和变形小,焊接过程易于实现自动化,因此被广泛应用于航空、航天、汽车和船舶制造等工业领域[1]。

焊接过程中的温度场是搅拌摩擦焊的一个重要研究对象[2]。研究者通常借助于热电偶来测量焊接过程中的温度[3,4],然而,采用该方法存在一定的局限,如难以获知焊核区的温度分布、热电偶自身存在热惰性,容易导致温度-时间曲线偏移[5]等。相比之下,作为一种新兴技术,通过数值模拟方法研究FSW过程中的温度场,具有高效、便捷、直观等优点,近年来已被越来越多的研究者所采用。

随着对FSW物理机制的深入了解,描述其温度场分布的模型也越来越精确。本文简要概述了当前针对FSW温度场进行数值模拟时涉及到的主要模型以及它们的大致思路。从热量输入和输出的角度将这些模型划分为产热和传热模型。在产热模型中,分别介绍了与热输入有关的热源模型、产热量计算模型和接触模型;在传热模型中,则论述了与热输出有关的热传导、对流换热和热辐射。此外,考虑到材料的某些热学和力学性能会对温度场数值模拟的结果产生影响,也在文中对其进行了简单讨论。

1 产热模型

在研究FSW过程中的温度场分布时,产热模型是影响结果准确程度的关键因素。热源模型和产热量计算模型是产热模型的重要组成部分,前者是对产热机制的解释,后者是计算产热量的数学方法。在上述模型都已确定的情况下,搅拌头与工件之间的接触状态对产热量的计算结果有决定性影响,因此,接触模型也在文中进行了重点讨论。

1.1 热源模型

早期的研究假定FSW过程中的热输入完全来自于轴肩与工件表面的摩擦热[6,7,8,9,10,11]。采用该产热机制对铝合金或镁合金薄板进行模拟时可获得较为精确的结果,因为铝镁合金的导热系数大,轴肩处产生的热量可以迅速沿工件厚度方向传导至焊缝底部,同时薄板焊接时搅拌针与工件的摩擦面较小,产热量只占总体极少部分,可以忽略不计。但在厚板焊接时,搅拌针与工件的摩擦面增大,若仍然忽略搅拌针的影响,则总体产热量偏少,模拟结果与实际存在较大偏差。Christophe Gallais等[12]针对6000系铝合金,采用“试错法”探讨了搅拌针对FSW过程中热输入的影响。发现移除搅拌针后,得到的热输入量是有搅拌针时的82.6%,即搅拌针的热输入量可达总热输入的17.4%,可见搅拌针的影响不容忽视。值得注意的是,此处搅拌针的热输入既包括搅拌针表面与工件的摩擦热,也包括因搅拌针引起的塑性变形热,两者尚未区分开来。

随后的研究中,摩擦热源的模型越来越精细。徐韦锋等[13]对2219铝合金厚板FSW过程中搅拌头插入和焊接稳定阶段的温度场进行了模拟,在热源模型中同时考虑了轴肩以及搅拌针侧面与工件的摩擦热,并将仿真结果与实验数据进行对比,发现两者基本吻合。赵俊敏等[14]在模拟TC4钛合金板焊接过程中的温度场时,进一步考虑了搅拌针端面处的摩擦热。此时焊接过程中总摩擦热Qf为:

式中:Q1、Q2和Q3分别指代搅拌头轴肩、搅拌针侧面以及搅拌针端面与工件的摩擦热。

在搅拌摩擦焊的热源模型中仅考虑摩擦产热虽然有助于简化模型,但毕竟与实际情况不符。随着对搅拌摩擦焊产热机制的了解不断深入,越来越多的研究开始考虑材料的塑性变形产热对搅拌摩擦焊温度场的影响[15,16,17,18,19,20,21,22,23,24]。如图1所示,最终焊接过程中总的热输入Qtotal等于摩擦热Qf和塑性变形热Qt之和:

1.2 产热量计算模型

有多种方法可用于计算FSW过程中的产热量,根据其计算思路可大致分为直接求解法和间接求解法。直接求解法基于上述对热源的分析,直接计算摩擦热和塑性变形热,是目前应用较为广泛的产热量计算方法。采用直接求解法计算摩擦热时,通常分别计算搅拌头轴肩与工件的摩擦热Q1、搅拌针侧面与工件的摩擦热Q2以及搅拌针端面与工件的摩擦热Q3。针对不同形状的搅拌头,Q1、Q2和Q3的计算公式略有差异。为了简化分析过程,常假定轴肩底部为无内凹角的水平面,搅拌针为无锥角、无螺纹的规则圆柱体。此时轴肩与工件的摩擦面为一圆环,如图2所示。其内圆半径为搅拌针的半径Rp,外圆半径为轴肩的半径Rs。

在该圆环上任取一微小单元,若其与圆心的距离为r,搅拌头旋转速度为ω,单位面积所受摩擦力为τcontact,则该微元面积为rdθdr,所受摩擦力为τcontactrdθdr,相对位移为ωr,故生成的摩擦热功率为[7,25,26]:

对其在该圆环上积分,可得到轴肩与工件的摩擦热Q1:

同理,当搅拌针高度为H时,搅拌针侧面与工件的摩擦热Q2为:

搅拌针端面与工件的摩擦热Q3为:

τcontact随接触状态的变化而变化。在稳定焊接阶段,τcontact主要与材料的剪切强度有关。为简化模型,可假定各接触面上的τcontact均匀分布且大小相等[27,28]。此时总的摩擦热为:

式(3)-式(7)说明了采用直接求解法计算FSW过程中摩擦热的基本步骤。根据求解思路、搅拌头形状以及采用计量单位的不同,研究者得到的计算公式在形式上往往略有差异。曹朝霞[29]考虑了轴肩带有内凹锥角的搅拌头,如图3(a)所示,当内凹锥角为α时,轴肩与工件的摩擦热Q1为:

陈婷[30]讨论了不同搅拌针形状下的产热公式,认为当搅拌针为如图3(b)所示锥角为β的圆台体时,该搅拌针侧面的产热公式为:

据此,可知对于轴肩具有内凹角为α、搅拌针锥角为β的搅拌头,焊接过程中总的摩擦热为:

当采用直接求解法求解FSW过程中的塑性变形热时,其思路与计算摩擦热时一致,核心是计算应力和塑性应变的乘积。假定σ为应力,ε·为塑性应变率。则单位体积内的塑性变形热为[29]:

式中:ηp为塑性变形产热系数,即塑性变形功转化为热量的比例,通常认为它在0.8~0.99之间取值[31]。

对式(11)在体积V和时间增量 ΔT内进行积分,则 ΔT内产生的塑性变形热为:

根据式(2),结合上述摩擦热和塑性变形热的计算公式,便可得到FSW过程中的总产热量。

除了直接求解法外,还有许多研究者采用间接方法来计算FSW过程中的产热量。该类方法不直接计算摩擦热和塑性变形热,而是基于能量守恒原理,利用焊接时外力所做功来估算焊接过程中的热输入。如王希靖等[32]认为,可通过焊接时主轴电机的轻负载(摩擦头未与工件接触)功率P0和重负载功率P′0之差,计算出搅拌摩擦加热功率Pm。其公式为:

主轴电机的轻负载功率受多种因素影响,若采用数值方法来计算,则复杂且难以保证精确[32],因此较为适宜的方法是通过试验来测得。得到加热功率Pm后,将其乘以一定的工件吸热效率η,便可计算出FSW过程中工件吸收的热量[33]。

此外,Khandkar等[10]提出了一种基于扭矩的产热量计算模型:

式中:T为扭矩,W为搅拌头的旋转频率,其单位为r/min。

采用上述间接方法来计算FSW过程中的产热量时,通常模型较为简单,计算并不复杂。然而这类方法往往需要对焊接过程中能量的传递做理想化处理,不考虑能量在电机内部和焊机传动系统上的损耗[32]。此外,由于该方法不能直接获得搅拌头上各微小单元的产热量,因此还需额外假定一个摩擦热在轴肩上线性分布的斜率[33]。

1.3 接触模型

针对FSW过程进行模拟时,搅拌头表面与工件之间的接触关系是数值模型中最关键的部分[34]。根据不同的接触模型,接触剪切应力τcontact的求解方法各有不同。在经典的库仑接触模型中,假定搅拌头表面与工件之间为刚性接触,此时有:

式中:μ和p分别表示摩擦系数和触点压力。焊接过程中的摩擦系数μ为一变量,受载荷、滑动速度、温度等因素影响。周鹏展[35]通过分析2519铝合金摩擦状态与温度的关系,认为室温时摩擦系数最大,μ= 0.5。一旦摩擦界面的瞬时高温达到铝合金中某些低熔点物相的熔点,就会形成局部液相,对摩擦界面起到润滑作用,此时摩擦系数迅速降低。在前人研究的基础上,他假定当摩擦界面温度T = 650K时,摩擦系数为0.32。随着温度趋近2519铝合金的初熔温度818K,此时的摩擦类似于流体润滑下的摩擦,因此取818K下的摩擦系数为0.05。根据以上分析,他提出了摩擦系数μ(T)与实际摩擦温度T之间的非线性关系式:

Darvazi等[36]同样考虑了温度对μ的影响,认为当温度由25℃上升到1450℃后,μ由最大值0.78减小为0,由此建立了它们的线性方程式。

上述关系式都基于较多假设,且只考虑了摩擦系数与温度的关系。杜随更等采用试验方法,针对GH2132 管状试件,通过测量摩擦焊接初始阶段的摩擦扭矩、压力、温度及相对速度,提出了一个回归方程[37]:

式中:pf是摩擦表面压应力。Vf是摩擦表面速度,对于内径和外径分别为r和R的管状试件,其大小可简单计算为:

当考虑载荷、滑动速度、温度等因素对摩擦系数的影响时,更符合实际情况,但同时也会增加建模的工作量,并提高计算代价。事实上,一些研究为简化模型,也常将μ取为定值,如μ=0.3[38]或μ=0.2[39]等。

在采用经典的库仑接触模型时,随着FSW过程的进行,接触压力p不断增大,最终计算出的接触剪应力τcontact将远远高于材料的剪切强度。张昭等[38]的研究表明,在1400r/min的高转速下,采用经典的库仑接触模型将使得惯性效应变得非常明显,从而不能合理预测FSW过程。

Zhang等[40,41]采用修正的库仑接触模型来模拟焊接接触面的行为。在该模型中,接触剪切应力存在最大值τmax,其值等于工件材料的屈服剪切应力τyield。τcontact大小等于μp和τyield中的较小值,其求解公式为:

当假定μ为常数时,τcontact的变化规律如图4所示。由于τyield通常是温度、应变率和应力状态的函数。随着温度升高,τyield不断降低,产热量也随之减小,直至最高温度稳定在某一范围。通过限定τmax=τyield,该模型有效避免了模拟温度的无限升高。

张昭等[38]建立了完全热力耦合的搅拌摩擦焊接模型,分别采用经典的库仑接触模型和修正的库仑接触模型预测FSW过程中的温度场。对结果的比较显示,采用经典的库仑接触模型会使预测温度稍高。在转速较低时,两种模型的预测结果区别不大。但在高转速下,只有修正的库仑接触模型才能获得合理的计算结果。

Schmidt等[42]系统地分析了搅拌头表面与工件之间的接触状态,认为FSW过程中存在3类接触状态:滑移接触、粘性接触,以及部分滑移/粘性接触。在不同的接触状态下,应采用不同的方法求解τcontact。

1.3.1 滑移接触

当接触剪切应力τcontact小于工件的屈服剪切应力τyield时,搅拌头周围母材仅发生弹性切变,其运动速率vmaterial= 0,这种状态称为滑移接触状态。

1.3.2 粘性接触

若摩擦剪切应力大于工件的屈服剪切应力,搅拌头周围母材将发生塑性软化并粘接在搅拌头表面。此时,这部分母材在搅拌头的带动下沿其表面加速旋转,其运动速率vmaterial逐渐增大直至与搅拌头表面速率vtool相等,最终接触剪切应力τcontact与母材的屈服剪切应力τyield达到一致,这种状态称为粘性接触状态。

1.3.3 部分滑移/粘性接触

在实际的FSW过程中,搅拌头与工件的接触面主要为粘性和滑移共存的混合状态。在该接触状态下,搅拌头周围母材加速旋转,并以低于搅拌头表面速率vtool的运动速率达到稳定。

1.3.4 不同接触状态下的接触剪切应力和产热计算模型

计算FSW过程中的产热量时,需要确定搅拌头表面与工件之间的接触剪切应力τcontact。不同的接触状态下,τcontact的计算方法各不相同。假设搅拌头表面与工件材料的接触状态为滑移接触,此时可采用库仑法则求解τcontact:

将式(20)代入式(10),可知对于搅拌针半径为Rp、锥角为β、轴肩半径为Rs、内凹角为α的搅拌头,当转速为ω 时,滑移接触下的产热量为:

若搅拌头表面与工件材料的接触状态为粘性接触,此时接触剪切应力τcontact与母材的屈服剪切应力τyield一致,即:

因此,粘性接触下的产热量为:

在滑移接触状态下,系统的热输入来自于搅拌头表面和工件的摩擦热;在粘性接触状态下,热输入来自于工件材料的塑性变形热;而对于部分滑移/粘性接触状态,热输入同时受到摩擦和塑性变形的影响[27]。其产热量为:

式中:δ为接触状态变量,是工件与搅拌头接触点上的母材运动速率vmaterial和搅拌头表面的速率vtool之比,即:

式(24)可用于预测各类接触状态下的产热量。δ=0时,为滑移接触;δ=1时,为粘性接触;而当0<δ<1时,为部分滑移/粘性接触。Darvazi等[36]认为δ是温度的线性函数,随着温度由室温(25 ℃)上升到初熔温度(1450 ℃),δ也由0变为1。当模拟的温度达到最高值时,δ=0.7。一般来说,在FSW过程中,δ是0.37~0.8之间的数值[43]。

2 传热模型

FSW过程中的温度场不仅受到热输入的影响,同时也与热输出的机制息息相关。如前所述,热输入主要来源于搅拌头与工件接触面间的摩擦热,以及搅拌头周围母材的塑性变形热。热量产生后,迅速提高了搅拌头附近工件的温度,使该区域材料与周围产生温差。随后,热量从高温区域向低温区域传递,传递的方式主要为热传导和对流换热。

2.1 FSW过程中的热传导

热传导是指两个物体之间或同一物体的不同部分之间由于温度梯度而引起的内能交换。热传导遵循傅里叶定律,其形式为:

式中:q*为热流密度(W/m2),是单位时间内通过单位面积的热量;k为导热系数(W/(m·K));dT/dx为沿向的温度梯度,负号表示热量流向温度降低的地方。

在FSW过程中,搅拌头与工件之间、工件内部以及工件与垫板之间均存在热传导。

2.1.1 搅拌头与工件间的热传导

焊接开始后,搅拌头在机械力的作用下紧压在工件表面,并与其发生相对运动产生热量。通常假定产生的热量以一定比例流向搅拌头和工件,周明智等[44]将该比例取为0.5,即热量均等地分配给搅拌头和工件。冯天涛等[45]认为85%的热量流向了工件。可建立一个简单的热流模型来估算通过搅拌头损失的热量:在搅拌头上沿轴向取两点,分别测试其温度。同时,给出该热量的一个预估值,根据预估值模拟出搅拌头内的温度分布,并将实验数据与模拟结果相对照来调整预估值。通过多次试错,最终可估算出通过搅拌头损失的热量大约占总热量的5%[26,46]。

2.1.2 工件内部的热传导

热量首先产生于搅拌头附近,随后在温度梯度的作用下向低温区传递。传递的速度取决于工件材料的导热系数k。通常来说,导热系数随温度变化而变化。温度越高,导热系数也越高。然而相对于温度的变化,导热系数的起伏并不大,在一些研究中,为简化模型,也常对工件材料的导热系数取定值[47,48,49]。

2.1.3 工件与垫板间的热传导

已有多种方法用于模拟FSW过程中工件底部与垫板之间的热传导。根据对垫板建模与否,这些方法可被大致分为两类。若对垫板进行建模,则需要对照实验数据和模拟结果,估算出工件底面和垫板间的导热系数;若不对垫板进行建模,则需要在工件底面引入一个对流换热系数,以工件与底部空气的对流换热来模拟实际中工件底面和垫板的热传导。此外,根据对工件与垫板间接触条件的不同假设,这两类方法还可进一步细分如下:(1)对垫板进行建模,并假定垫板与工件底面各处均为完美的热接触,即垫板与工件相接触的表面温度相等;(2)对垫板进行建模,且假定仅在搅拌头正下方的垫板和工件才是完美的热接触;(3)不对垫板进行建模,并假定工件底部绝热,因而对流换热系数为0;(4)不对垫板进行建模,同时假定工件底部不绝热,需要根据实验数据和模拟结果的对照来估算导热系数。

Colegrove等[50]对垫板进行了建模,并指出工件底面与垫板间的导热系数约为1000 W/(m·K)。在另一项研究中,Colegrove等[51]假定搅拌头正下方的工件与垫板为完美的热接触,而除此之外的接触面则依旧为1000 W/(m·K)。

对垫板建模将会给数值模型增添额外的计算量,因此减小垫板的模型尺寸有助于降低计算成本。考虑到在搅拌头压力作用下,其正下方的垫板与工件接触最为紧密,而其他区域随着压力减小,垫板与工件间的裂缝逐渐增大。因此,一些研究者[10,52,53]将垫板简化为位于搅拌头行进路径正下方的垫条,如图5 所示。该垫条宽度通常与搅拌头直径相等,而高度不超过垫板厚度。

Ulysse[15]假定工件底部绝热,建立了一个不包含垫板的数值模型。尽管模拟预测出的温度总是略低于实验所测,但总体而言模拟结果与实验数据较为一致。Chao等[8]针对6061-T6铝合金建立了三维有限元模型,通过对比模拟预测的温度和实验测得的数据,认为该铝合金工件底面的对流换热系数为200 W/(m2·K)。Kandkar等[9]比较了4种不同的对流换热系数,发现对流换热系数值与模拟预测的最高温度呈负相关,当对流换热系数取1000W/(m2·K)时,模拟结果与实验数据最为接近。Liu H J等[54]建立了2219铝合金的有限元模型,采用大小为500W/(m2·K)的对流换热系数来估算通过垫板的热损耗。朱文峰等[55]针对A6N01-T5铝合金进行温度场模拟,选用的对流换热系数为253 W/(m2·K)。

2.2 FSW过程中的对流换热

对流换热是指固体表面与其周围流体间由于温差而引起的热量交换。对流换热实质上是热传导和热对流共同作用的结果,当流体流经固体表面时,通过固体表面的热流会在流体内部质点的作用下向流体扩散,即发生了固体表面与流体间的热传导。同时,流体内部质点的相对运动也会导致热量在流体中扩散,从而产生热对流。对流换热可用牛顿冷却公式来描述:

式中:hf为对流换热系数;TS和TB分别为固体表面及其周围流体的温度。

FSW过程中,工件表面与其周围空气之间发生的热量交换便是典型的对流换热过程。杜岩峰等[56]采用三维实体耦合的有限元方法来分析2219 铝合金搅拌摩擦焊热过程和温度场分布,提出铝板与环境的对流换热系数为1000 N/(s·mm·℃)。朱文峰等[55]模拟了A6N01-T5铝合金的温度场,对工件和环境采用的对流换热系数为162 W/(m2·K)。

2.3 FSW过程中的热辐射

热辐射是指物体发射电磁能,并被其他物体吸收转化为热的热量交换过程。物体温度越高,单位时间内辐射的热量越多。FSW过程中,因热辐射而损失的热量可通过简化的斯蒂芬-波尔兹曼公式来计算:

式中:ε为辐射率或吸收率;σ 是波尔兹曼常数,约为5.67×10-8W/(m2·K4);TS和Tα分别为物体表面和环境的绝对温度。

Nandan R等[57]综合考虑了FSW过程中工件表面与周围空气间的对流换热和热辐射,给出热量公式为:

相对于热传导和热对流,热辐射对FSW过程中温度场的影响较小,因此在许多文献中并未对其加以考虑[49]。

3 材料模型

除了产热和传热模型外,材料自身的一些热物理性能如比热容、导热系数等也会影响到温度场数值模拟的结果。对金属材料而言,比热容和导热系数通常都是温度的函数。为了提高温度场模拟的准确性,应尽可能精确地给定不同温度下的比热容和导热系数。然而,通过实验方法来分别测得各温度下的比热容和导热系数并不现实。在大多数研究中,研究者往往利用少数几个温度下的比热容和导热系数,采用插值法得到它们与温度的函数关系[35,45]。

此外,若采用热力耦合模型研究FSW过程中的温度场,则需综合考虑温度场与应力、应变场的相互影响,此时材料的某些力学性能同样不容忽视。由前文可知,FSW过程中的产热量与搅拌头和工件之间的接触剪切应力τcontact息息相关。在修正的库仑接触模型中,τcontact等于μp和τyield中的较小值。其中p是搅拌头表面与工件的触点压力。屈服剪切应力τyield是材料的固有属性,通常是温度、应变率和应力状态的函数。为了计算出尽量准确的产热量,一方面要根据不同的温度、应变率和应力状态给出τyield的不同数值,为此往往需要建立τyield与各状态变量的函数关系;另一方面,也要求同时模拟出准确的应力场,这除了需要建立合理的应力场数值模型外,同样需要给出尽可能符合实际的相关材料属性,即对材料模型的正确性有所要求。

总而言之,搅拌摩擦焊是一个包含了产热、传热、大塑形变形和塑性流动等众多物理现象的复杂加工过程,焊接时温度、应力、应变、应变率等状态均存在较大变化。在针对温度场进行模拟时,给出的材料模型越正确,各状态下的材料属性越接近实际材料,最终算出的温度场就越精确。

4 结语

数值模拟技术具有高效、便捷、直观等一系列优点,自其被用于研究FSW过程中的温度场以来,已涌现了大量的相关数值模型。随着对FSW物理机制的深入了解、模拟计算方法的不断更新,以及计算机计算能力的持续提高,这些模型也在逐步完善:

(1)早期的热源模拟仅考虑了搅拌头轴肩与工件的摩擦热,随后搅拌针与工件的摩擦热以及焊接过程中的塑性变形热也被纳入模型。

(2)针对产热量的计算有直接方法和间接方法两种,直接方法基于对热源的分析,直接计算摩擦热和塑性变形热,是目前较为主流的计算方法;间接方法基于能量守恒原理,通过测算外力所做功,如电机的输出功率来获得焊接热输入,原理和计算都较为简单,但往往需要对焊接过程中能量的传递作理想化处理,并人为指定摩擦热在轴肩上的分布斜率。

(3)FSW过程中存在3类接触状态:滑移接触、粘性接触,以及部分滑移/粘性接触。不同的接触状态对应着接触剪切应力τcontact的不同计算方法。相比经典的库仑接触模型,修正的库仑接触模型能获得更为合理的结果。

(4)FSW过程中,温度的传递方式主要有热传导和对流换热。通常假定摩擦产生的热量以一定比例流向搅拌头和工件。根据对工件与垫板之间接触条件的不同假设,两者间的热传导有不同的模拟方法。工件表面与周围空气间的热传递方式是对流换热,对流换热系数通过反复对照试验和模拟的结果来确定。通常不考虑FSW过程中的热辐射。

异种材料搅拌摩擦焊 篇4

关键词：搅拌摩擦焊,城轨车辆,焊接技术,缺陷,质量控制

1 概述

搅拌摩擦焊 (FSW) 是英国焊接研究所 (TWI) 于1991年发明的一种新型固相焊接技术, 以其特殊的焊接机理及优良的焊接性能倍受青睐, 尤其在铝合金的焊接上取得巨大成功。

在轨道车辆方面, 欧洲、日本的著名列车制造商都在采用FSW技术。FSW在列车中的应用部位广泛, 涉及的焊接位置有:顶板、壁板、地板、列车底架、以及最终组装。国内轨道车辆应用FSW是近5年才发展起来的, 2010年在南车株洲电力机车有限公司率先实现了工程化应用, 后续也在国内各轨道交通装备制造厂家得到不同程度的应用和推广。

2 搅拌摩擦焊技术在城轨车辆上的应用

随着铝型材挤压技术的发展, 城轨车辆车体广泛采用大断面铝合金预制挤压型材。搅拌摩擦焊技术在铝合金车体中的应用部位广泛, 可方便、有效的实现单层、双层铝合金预制型材的连接。目前已得到应用的焊接位置有:顶板、侧墙板、地板、底架部件等。按接头形式可分为单层和双层, 图1是单层结构接头形式, a为车体底架某部件接头结构, b为车体顶盖接头结构, 图2为典型的双层结构接头形式, 在整个车体的双层型材结构中均适用。

3 铝合金车体FSW常见缺陷

铝合金搅拌摩擦焊常见的缺陷有未焊透、隧道型缺陷、裂纹状、尾孔、表面沟槽、焊接塌陷、飞边、弱连接、背面穿透缺陷、钩等, 详细可查阅相关标准和论文。

4 搅拌摩擦焊质量控制

搅拌摩擦焊是机械化的焊接方法, 如果采用专用焊接设备和优化的焊接参数进行焊接, 焊接质量一般都能得到保证。在焊前、焊时、焊后三个阶段都应得到足够重视, 对其进行质量控制。

4.1 焊前质量控制

焊前质量控制项点较多, 也是最关键的一环。要得到一条合格的FSW焊缝, 合格的工件、适当的焊接设备及工装夹具和合理的工艺方案缺一不可。

4.1.1 合格的工件

1) 工件在焊前一般需进行清洁, 如清除母材上的表面氧化物、防护处理物、胶粘物、油脂、污垢等对焊接有害的污染物, 可使用白棉布或工业擦拭纸蘸异丙醇清洗待焊接区域, 再使用风动不锈钢丝轮抛光, 采取以上措施以后可避免焊缝固体夹杂物、S线等缺陷。

2) 工件型位尺寸方面, FSW由于不需填充金属, 对工件本身及装配精度比熔焊有更高的要求, 目前国内用于铝合金车体的FSW采用的搅拌针都是固定式的, 搅拌头选定后搅拌针长度是固定的, 搅拌头的插入深度选定后, 如果工件沿整个接缝处的厚度不均匀, 就可能产生未焊透的情况。焊前应采用游标卡尺对工件厚度进行多点位测量。

3) 目前应用在铝合金车体上的FSW焊缝以对接形式为主, 理论上两工件对接处贴合为最佳, 而实际上对于长度较长的挤压工件, 沿焊缝方向的直线度控制不易, 存在变形。目前对接间隙均控制在0.5 mm以下, 以有效板厚的0.1倍以下为宜。而对于双层挤压型材的装配, 属于对搭接的一种形式, 除控制好对接间隙, 还需严格控制搭接位置的间隙, 如对于单侧4.5 mm的有效板厚, 搭接间隙以0.2～0.4 mm为宜, 其中0.2 mm为工件装配时必需的最小装配间隙。焊接间隙过大会造成弱连接、隧道缺陷或压入量过大, 甚至无法焊接的情况产生。焊前应采用塞尺、卡尺对装配间隙和工件接头处尺寸进行多点位测量。

4) 搅拌摩擦焊的工艺柔性较差, 对工件型位尺寸公差要求高, 目前搅拌摩擦焊多采用单层或中空挤压铝型材, 各型材制造厂家工艺水平也参差不齐。为保证搅拌摩擦焊焊接质量, 除了对单块型材进行尺寸检查外, 还需要对两种或多种型材装配、拼插的间隙等进行测量, 以保证装配尺寸。另外, 为防止挤压模具磨损造成的型材尺寸变化, 可对型材采取按批次百分比抽样检查的方式控制型材质量。

4.1.2 适当焊接设备及工装夹具

焊接设备及工装夹具是否满足焊接需求是非常重要的, 应按照规定进行检查, 如对设备的机械部件、仪表、连接器、控制系统、测温装置的检查。以下是保证焊缝质量的几点要素。

1) 焊接开始时旋转的搅拌头是在冷状态下插入工件的, 当搅拌头作横向移动时还要持续向焊缝金属施加足够大的顶锻力, 与普通机械加工用的铣床相比, 其承载能力约是铣床的5～6倍。同时, 由于FSW利用摩擦热达到材料的固相熔融的机理而不需要填充金属, 搅拌针的定位对焊缝质量有直接影响, 所以对焊机各个轴精度要求比熔焊高, 可以比铣床略低。

2) FSW主要用于铝合金车体上的长焊缝焊接中, 如果采用一般的恒位移控制, 由于工件本身和装配难免存在偏差, 焊接时轴肩到工件底部垫板的距离难以控制到完全一致, 尤其在长焊缝中体现明显, 这样的控制方法容易产生未焊透等缺陷。而恒压控制时, 轴肩到背面垫板的距离可以随工件厚度而变化, 从而很好地解决这一问题, 降低了焊缝质量的风险。

3) 工装夹具应按照工件尺寸而设定。首先工件底部垫板需保证足够精度, 无论采用整体式垫板还是分体式垫板, 都应保证接缝处两边高度一致。而焊接过程中工件受到很大的轴向顶锻力和侧向分力, 必然引起间隙扩大, 用足够刚度的工装夹具来固定是必须的, 否则就无法保证焊缝质量。

4.1.3 合理的工艺方案

对于不同形式的工件将形成不同的焊接工艺规程 (WPS) , 焊前确保正确使用WPS。以下两点是WPS中保证焊缝质量的要素。

1) 搅拌头是搅拌摩擦焊技术成败关键, 搅拌头的材料、几何形状和尺寸对焊接质量有重要影响。需要按被焊材料的种类、工件的结构特点和板材厚度来选择合适的搅拌头才能保证焊接质量。

2) 对于任何金属材料在进行搅拌摩擦焊之前, 都应进行工艺试验以确定出最佳的焊接参数, 搅拌摩擦焊的焊接参数多, 对焊接质量产生交互影响。目前铝合金才有搅拌摩擦焊, 其焊接参数差别很大, 应从提高焊缝内外质量和生产效率等方面确定最优的工艺方案。

4.2 焊时的质量控制

焊接时, 以下几点要进行间断或持续控制。

4.2.1 基本焊接参数

焊接参数按照WPS设定好的, 主要是搅拌头的旋转速度和走行速度。如焊接4.5 mm熔深的6005A-T6型材, 旋转速度采用1 400 r/min, 走行速度采用600 mm/min。

4.2.2 焊接顺序

FSW大多应用在铝合金车体大幅面的型材拼焊上, 一个大部件可能有6-12条焊缝。根据部件的接头形式、长度大小不同, 焊接顺序而不同, 可参考熔焊的焊接顺序进行焊接。由于FSW热输入量一般只有熔焊的1/12, 且存在尾孔, 应尽量避免熔焊的分段焊接。

4.3 焊后的质量控制

由于搅拌摩擦焊接头结构与熔焊类似, 焊缝为连续线形焊缝, 故其检验方法可以参考熔焊。

4.3.1 焊缝尺寸测量

焊后应使用千叶磨片将焊缝的飞边除去, 对疲劳性能要求高的焊缝还需对焊缝表面进行打磨处理, 以消除表面不均匀的摩擦面缺陷, 去除的方法不能降低母材的厚度, 而应该按图纸公差要求, 保证焊缝和母材的厚度。另外, 由于FSW存在压入量, 因为工件变形或装配间隙过大的原因, 出现压入量过深造成焊缝塌陷, 可采用40型焊缝检验尺对焊缝塌陷量 (减薄量) 进行测量, 如图3所示, 塌陷量控制在设计要求内, 一般控制在0.1倍的有效板厚之内。

4.3.2 外观检测

主要检测搅拌摩擦焊缝表面有无沟槽和裂纹, 如图4 (a) 所示, 4 (b) 为从裂纹处剖切后的断面宏观金相图。对于单层结构接头, 可观察背面是否有未焊透等缺陷。另外, 从焊缝尾孔的侧壁可以观察焊缝中间是否疏松和是否存在孔洞等缺陷。

4.3.3 非破坏性检测方法

铝合金搅拌摩擦焊的无损检测方法, 可参照熔焊的检测方法进行, 一般有如下几种:

1) X射线检测。主要检测焊缝内部是否存在孔洞和裂纹, 也能检测根部未焊透等缺陷, 用来发现焊缝外表面和背面有无微裂纹, 检测及评定的方式与熔化焊差异不大, 但主要适用于单层焊接接头结构。对轨道车辆上常用的铝合金双层型材焊接接头, 由于受垫板、加强筋等影响不易评定, 所以实用性不强。

2) 着色渗透检测。着色渗透法检测, 主要的用途有两点, 第一, 可以对焊缝表面的裂纹进行检查, 检测方式同普通熔化焊, 在此不做过多介绍。另一种用途可以对焊缝剖切的断面进行检查, 具体方法如下:

城轨车辆的大幅面部件, 如侧墙、顶板等, 一般焊接完成后均需要对焊缝起弧、收弧端进行铣削加工, 以切除尾孔, 避开起弧、收弧端等易产生缺陷的部位, 铣削后的断面光洁度较高, 可满足渗透检测的要求, 在此部位做渗透检查, 可检测出隧道、孔洞、未焊透等缺陷, 如图5所示。

3) 相控阵超声检测法。主要利用多个超声波探头组成的矩阵探头对焊缝进行实时或焊后扫描, 以便对焊缝中的裂纹和隧道孔洞等进行三维检测。这是目前搅拌摩擦焊接头最有效的检测方法, 但受限于设备价格昂贵及技术推广等原因, 在国内轨道交通行业搅拌摩擦焊接头检查的应用甚少, 目前国内轨道交通行业暂无应用, 在航天领域的有少量实验室内应用。

4) 断面金相法。对以上第2) 条中提到的大幅面部件加工断面, 除了可以进行着色渗透法以外, 还可以使用10%～20%的NaOH溶液刷涂进行金相试验, 可以检查S线、未焊透等缺陷。

4.3.4 破坏性试验

破坏性试验主要是常规力学性能试验, 如检测抗拉强度、弯曲角、冲击韧度和疲劳性能等力学性能指标, 还可以进行断口和金相分析。因成本制约等原因, 在实际产品制造过程中, 较少采用破坏性试验。对于铝合金车体大幅面FSW部件, 可以在加工之前在焊缝起弧或收弧端取样, 这样即能进行破坏性试验, 又不破坏产品, 节约了成本。

5 结语

应当指出, 对于搅拌摩擦焊, 只要有焊接设备、焊接工艺和搅拌头的质量保证, 焊接过程是不容易产生焊接缺陷的。对于用FSW制造的工业产品, 可以采用对工件按一定百分比的抽检和统计方法进行质量管理。

参考文献

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[2]黄旺福.铝及铝合金焊接指南[M].湖南:科学技术出版社, 2004.

[3]中国机械工程学会焊接学会.焊接手册第1卷焊接方法及设备[M].北京:机械工业出版社, 1992.

异种材料搅拌摩擦焊 篇5

关键词：搅拌摩擦焊,城轨车辆,焊接性能

0 引言

搅拌摩擦焊 (简称FSW) 焊接工艺是1991年在英国剑桥焊接研究所 (TWI) 发明并申请专利的。经过20多年的发展, 以其特殊的焊接机理及优良的焊接性能, FSW现已广泛应用到航空航天、船舶、轨道交通、汽车等众多领域, 有力推动了材料连接技术的发展。

FSW用于轨道列车的生产已经超过10年, 焊接车型数十种, 焊接车辆上千辆, 技术稳定, 工艺成熟, 应用部位广泛, 主要涉及的焊接部件有:顶板、侧墙板、地板、底架以及整车组装。目前, 欧洲、日本很多著名列车制造商都在采用FSW技术, 包括Alstom、 Bombardier、Siemens、日立、川琦重工、住友轻金属工业、日本车辆制造等。

1 概述

1.1 FSW原理

FSW是依靠搅拌头的旋转与焊接材料之间的机械摩擦作用, 使材料热塑化。当搅拌头沿着待焊界面向前移动时, 热塑化的材料由搅拌头的前部向后部产生塑性流动, 并且在搅拌头轴肩的压力作用下, 实现工件之间的永久性连接。其原理如图1所示。

1.2 FSW工艺及技术特点

1) 质量高:

热输入少, 焊接变形小, 残余应力小。

2) 生产效率高:

能一次完成较长焊缝;实现不同位置的焊接;焊接速度高。

3) 操作简便:

自动化焊接, 对操作者技术要求低;不需加工坡口。

4) 安全环保:

无弧光、飞溅、辐射、烟雾、粉尘及金属蒸汽产生, 绿色环保。

5) 成本低:

不需要填充材料和保护气体, 大大节约了成本。

2 对于铝合金搅拌摩擦焊的研究

2.1 铝合金板材上的研究

南车株洲电力机车有限公司 (简称ZELC) 对牌号为EN AW5083-H111以及EN AW6082的铝合金板材进行研究试验。试件弯曲试验全部合格;微观金相检验结果表明焊缝内部无缺陷;力学性能试验结果如下:

1) 3 mm的EN AW5083-H111铝合金板材试验结果

如表1所示, FSW焊缝抗拉强度与母材相当, 比TIG焊焊缝提高约40%。

2) 6 mm的EN AW6082-T6铝合金板材试验结果

如表2所示, FSW焊缝的抗拉强度约为母材强度70%, 比MIG焊焊缝高出约13%。

3) EN AW6082-T6与EN AW5083-H111 (δ=6 mm) 异种铝合金板材试验

如表3所示, FSW焊缝的抗拉强度约为EN AW6082-T6母材的66%, 为EN AW5083-H111母材的75%。

2.2 铝合金型材上的研究

以广三北延段车体侧墙板为目标产品, 如图2所示, 对铝合金型材 (牌号为EN AW6005A-T6) 进行搅拌摩擦焊研究。

2.2.1 接头设计

适用于侧墙型材结构的FSW及MIG典型接头形式分别如图3、图4所示。

为保证焊接质量, FSW结合部精度要求高于MIG, 且由于施焊过程中搅拌头对母材有较大压力, 在焊接接头位置筋板需加强。

2.2.2 接头性能验证

1) 无损检测

产品焊缝表面成形美观, 焊后变形小于MIG焊, 各处平面度均小于2, 表面无缺陷。

X射线无损检测结果表明接头内部无缺陷, PT以及RT检测结果分别如图5、图6所示。

2) 接头形貌与微观组织分析

接头形貌以及焊核处的微观组织如图7所示, 焊核区结构为细小的等轴晶粒, 焊缝内部无微孔、裂纹等缺陷, 接头形貌良好。

3) 拉伸试验

试验结果表明, FSW抗拉强度约为母材的70%～80%, MIG焊抗拉强度约为母材的60%～70%。侧墙板FSW接头的抗拉强度高于MIG的10%左右。FSW与MIG焊抗拉强度对比如表4所示。

4) 弯曲性能试验

接头背弯和正弯均为180°无裂纹, 产品弯曲性能优良。试验结果如图8所示。

5) 疲劳强度测试分析

试验在同等典型应力等级条件下进行, 每个应力水平取5个样进行试验, 试验结果如表5所示, 结果表明FSW接头的疲劳性能优于MIG接头。

3 FSW技术在ZELC铝合金车体上的应用

通过上述试验表明, 搅拌摩擦焊焊接接头力学性能、工艺性能等方面明显优于MIG焊, 在此基础上, ZELC正式将FSW应用于铝合金车体的焊接中, 主要产品如下:

1) 广三北延段5列车侧墙;

2) 马来西亚动车组前两列车侧墙;

3) 昆明1号线车体侧墙、空调底板;

4) 郑州地铁1号线车体侧墙、空调底板、受电弓底板及长地板;

5) 宁波地铁1号线车体侧墙、空调底板及受电弓底板;

6) 正在研究FSW整车组焊技术。

4 结语

FSW经过20多年的发展应用, 已经成熟地应用到了各个行业。通过文中所述试验证明:FSW无论在抗拉性能还是在疲劳性能上都优于普通的熔焊, 而且焊接缺陷少, 弯曲性能优良, 焊后变形小, 在轨道交通行业, 安全、效率、环保已成为发展的主题, 搅拌摩擦焊作为一种新型的材料连接技术。随着基础研究的深入及工程应用的积累, 必将引领材料连接领域的技术变革, 更好满足现代交通行业安全高效、绿色环保的需求。

参考文献

[1]铝合金搅拌摩擦焊工艺试验总结报告[R].株洲:株机公司, 2010.

[2]FSW创新项目结题报告[R].株洲:株机公司, 2010.

异种材料搅拌摩擦焊 篇6

目前铝合金是最适合搅拌摩擦焊接的材料之一,轨道车辆铝合金车体具有重量轻、耐腐蚀、外观平整度好和易于制造复杂美观曲面车体而受到世界各城市交通公司和铁道运输部门的欢迎[4]。采用搅拌摩擦焊技术制造轨道客车铝合金车体已成为国内外发展趋势,加快研究铝合金搅拌摩擦焊接头的行为至关重要。

对铝合金搅拌摩擦焊工艺及接头行为的研究较多[5,6,7],而有关实际生产过程中铝合金搅拌摩擦焊焊缝末端闪缝及匙孔补焊等问题的研究较少。本工作选用高速列车铝合金车体用35mm厚板铝型材,重点研究匙孔位置接头组织与性能,为加快铝合金车体搅拌摩擦焊应用于生产提供理论依据。

1 实验材料与方法

实验用铝合金为35mm厚的6005A-T6铝合金型材,化学成分见表1。焊接型材尺寸规格为3100mm×453mm×35mm。

焊接实验在型号为FSW-LM-5025的搅拌摩擦焊设备上进行,采用螺旋锥形搅拌头。焊接工艺流程为:反装组对→反装段焊→反装焊接→翻转工件→正装焊接→焊后修补。段焊方法为从起焊位置每隔200mm距离段焊200mm,段焊实验所用搅拌头的轴肩直径为32mm,搅拌针根部直径为14.4mm,长度为18mm。旋转速度为720r/min;主轴前倾角为2.5°;预热时间为10s;焊接速率为180mm/min。为防止实际焊接过程中焊接末端闪缝,采用FSW焊段焊工艺,段焊后长度为3100mm的部件照片,如图1所示。段焊留下的匙孔,采用以下2种方式预先处理:(1)未加填充材料,如图2所示;(2)用铝合金块材(与母材同质)填充到匙孔处并压实,如图3所示。匙孔处理后正式焊接工艺与以上段焊工艺参数一致,分别进行FSW一次焊、二次焊和三次焊实验;对FSW焊方法修复未填充匙孔位置时造成表面沟槽缺陷,采用MIG焊进行焊后修补。

焊接实验完成后,依据标准ISO15614—2005[8]分别在匙孔位置制取金相低、高倍试样,拉伸试样和弯曲试样。应用S-3400N型扫描电镜和EDAX能谱对样品组织和成分进行分析。拉伸和弯曲实验在室温条件下,在CSS251DL-500型电子万能试验机上进行实验,加载速率10mm/min。实验后对断口进行形貌分析。

2 实验结果与分析

2.1 接头微观组织

2.1.1 匙孔(未填充)FSW焊接头形貌及组织

在上述工艺条件下,对段焊后的35mm厚6005A-T6铝合金部件进行搅拌摩擦焊接。实验结果表明,采用铝合金块材填充FSW焊接后,获得成型良好、表面光滑的焊缝;未加填充材料的匙孔位置,焊缝表面出现了沟槽缺陷,如图4所示。图5是对表面沟槽缺陷采用MIG熔化焊补焊后的接头组织。由图可见,热影响区内晶粒明显粗化;熔合区靠基材一侧组织呈等轴晶组织;靠焊缝一侧晶粒沿散热方向呈柱状晶;焊缝区为典型的树枝状晶铸造组织。

2.1.2 匙孔(填充)FSW焊接头组织

图6是进行FSW二次焊实验焊缝低倍组织形貌。由图可见,焊缝区成哑铃型,双面焊接的重合区近1mm。焊缝低倍组织视场存在明暗差异,图中A区为前进侧,B区为后退侧。

焊接接头分为4个区:焊缝中心部分为焊核区(Weld nugget zone简称WNZ);焊核区两侧为热-力影响区(Thermal-mechanical affected zone,TMAZ);热-力影响区以外只受焊接过程热影响的区域称为热影响区(Heat affected zone简称HAZ);未发生组织和性能变化部分为母材区(Base metal zone,BMZ)[9]。FSW二次焊后前进侧热力影响区与热影响区过渡区(A)交和后退侧过渡区(B)交界线均模糊不清;FSW三次焊后焊缝低倍组织形貌与焊接二次的组织相似。

图7是FSW焊接一次的焊缝前进侧(焊核区和热力影响区之间)过渡区、后退侧过渡区的微观组织。焊接过程中,前进侧首先受到搅拌针的作用,焊接速率恒定,材料塑性流动不充分,焊核区(填充块)与热力影响区之间存在清晰的白色线,如图7(a)所示;经局部放大观察和结合能谱分析可知,白色结合线位置局部存在“吻接”缺陷,如图8所示。填充的铝合金块部分未发生变化,前进侧为接头的薄弱区域;后退侧过渡区受到搅拌头强烈的搅拌作用及剧烈摩擦产生局部高温作用,可见明显的螺旋纹,较前进侧塑性金属流动充分,白色区域组织发生动态再结晶,组织为细小等轴晶,晶粒度为7级;深灰色区域金属也发生了塑性流动,未发生再结晶,如图7(b)所示。

(a)前进侧;(b)后退侧(a)advancing side;(b)retreating side

图9是FSW焊接二次的焊缝前进侧过渡区、后退侧过渡区的微观组织。在接近焊核区的热力影响区,即靠近搅拌针边缘外侧,该区搅拌头的搅拌作用不充分,母材组织未完全破碎,在搅拌头旋转力和进给力双重作用下,受热剪切发生较大的晶粒变形,晶粒被明显拉长,表明该区域的金属承受了较大拉伸变形;热影响区受热循环作用组织粗化,但未发生塑性变形,如图9(a)所示;后退侧未见螺旋纹,焊核区、热力影响区和热影响区无明显分界,晶粒尺寸变化梯度比前进侧小,后退侧过渡区较前进侧宽,如图9(b)所示;焊接三次的焊缝前进侧过渡区、后退侧过渡区的微观组织与焊接二次的焊缝组织相似,前进侧未见明显的螺旋纹,与后退侧的组织几乎没有差异。

(a)前进侧;(b)后退侧(a)advancing side;(b)retreating side

2.2 FSW焊接头显微硬度

图10为FSW焊接头显微硬度分布,分别给出焊接一次和二次的焊缝上部显微硬度曲线(图中0点为焊缝中心位置,具体位置见图6所示)。由图可以看出,接头硬度分布呈W型,焊接一次和二次硬度最低值均出现在前进侧热影响区,分别为56HV和60HV。从前进侧热影响区开始,随着距焊缝中心距离的减小,硬度逐渐增大,直到后退侧的热影响区再次降低,最后恢复到母材硬度95HV。焊接二次的接头硬度与焊接一次接头硬度相比,前进侧硬度与后退侧硬度值无明显差别,后退侧的硬度值降低,进一步验证前进侧热影响区是焊接接头的薄弱区域,同时焊接次数对后退侧接头硬度影响较大。

2.3 FSW焊接次数对接头性能的影响

在搅拌头旋转速率为720r/min,焊接速率为180mm/min焊接工艺条件下,匙孔位置焊接一次的接头抗拉强度为173MPa,断裂位置起始于焊缝前进侧(反装)的热力影响区,扩展至双面焊接重合区时,沿着焊缝后退侧(正装)热影响区直至断裂,如图11(a)所示。焊接试样经180°侧弯试验后,焊缝在热力影响区出现长度3mm的裂纹;FSW焊接二次的接头抗拉强度为210MPa,断裂位置起始于焊缝前进侧(反装)的热影响区,扩展至双面焊接重合区时,沿着焊缝后退侧(正装)热影响区直至断裂,如图11(b)所示。焊接试样侧弯试验后,焊缝位置未出现裂纹;焊接三次的接头抗拉强度为205MPa,断裂位置与焊接二次一致,侧弯试验后,焊缝位置未出现裂纹。性能测试结果与微观组织分析结果一致。

(a)FSW焊接一次;(b)FSW焊接二次(a)once-welding;(b)twice-welding

3 结论

(1)采用铝合金块材填充匙孔后进行FSW焊接,获得成型良好、表面光滑的焊缝;未加填充材料的匙孔位置,焊缝表面出现沟槽缺陷。

(2)FSW焊接一次接头的前进侧焊核区与热力影响区之间存在局部“吻接”缺陷;FSW焊接二次和三次接头的前进侧过渡区和后退侧过渡区连接良好。

(3)FSW焊接一次和二次的焊缝显微硬度分布呈W型,硬度最低值均出现在前进侧热影响区,分别为56HV和60HV;焊接二次的接头硬度与焊接一次接头硬度相比,前进侧硬度与后退侧硬度值相当,后退侧的硬度值降低。

(4)在搅拌头旋转速率为720r/min,焊接速率为180mm/min焊接工艺条件下,FSW焊接一次接头抗拉强度为173MPa,断裂位置起始于焊缝前进侧(反装)的热力影响区;FSW焊接二次和三次接头抗拉强度分别为210MPa和205MPa,断裂位置起始于焊缝前进侧(反装)的热影响区。

参考文献

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