2A12鋁合金攪拌摩擦焊溫度場及接頭組織分析*

萬夫偉，郭新芳，趙 明，盧新生，羅瑞霞

(1.中國電建集團(tuán)核電工程公司，濟(jì)南 250100；2.中國石油大學(xué)(華東)機(jī)電工程學(xué)院，山東 青島266580)

2A12鋁合金攪拌摩擦焊溫度場及接頭組織分析*

萬夫偉1，郭新芳1，趙 明2，盧新生1，羅瑞霞1

(1.中國電建集團(tuán)核電工程公司，濟(jì)南 250100；2.中國石油大學(xué)(華東)機(jī)電工程學(xué)院，山東 青島266580)

為了獲得2A12鋁合金攪拌摩擦焊(FSW)焊接過程中焊接溫度場的動態(tài)演變和焊接熱循環(huán)曲線的變化規(guī)律，探索焊接熱作用過程與接頭微觀組織的內(nèi)在聯(lián)系，利用ANSYS軟件，建立了攪拌摩擦焊接傳熱過程的有限元數(shù)值分析模型，對6mm厚2A12鋁合金FSW焊接過程進(jìn)行了數(shù)值分析，觀察了焊核區(qū)、熱力影響區(qū)、熱影響區(qū)和母材的顯微組織，分析了接頭不同區(qū)域所經(jīng)歷的熱作用和機(jī)械作用。結(jié)果表明，焊核區(qū)實質(zhì)為焊接過程中溫度超過了母材實際再結(jié)晶溫度的區(qū)域；焊核區(qū)上部、焊核區(qū)下部、熱力影響區(qū)、熱影響區(qū)的顯微組織特征與各自所經(jīng)歷的熱-力復(fù)合作用具有密切的內(nèi)在聯(lián)系。

焊接；2A12鋁合金；攪拌摩擦焊；溫度場；焊核區(qū)；數(shù)值模擬

2A12屬于Al-Cu-Mg系高強(qiáng)度硬鋁合金，廣泛應(yīng)用于航空航天、船舶等工業(yè)領(lǐng)域[1-2]，但2A12鋁合金對熱輸入敏感，焊接性能差，比如采用鎢極氬弧焊工藝，焊縫容易產(chǎn)生熱裂紋、氣孔、夾渣等缺陷，且接頭變形大、抗拉強(qiáng)度低[2-3]。攪拌摩擦焊(friction stir welding，簡稱FSW)是固相連接技術(shù)，與傳統(tǒng)的熔化焊接工藝相比，具有高效、節(jié)能、環(huán)保、接頭質(zhì)量好等諸多優(yōu)點，在有色金屬材料連接中具有廣闊的應(yīng)用前景[4-5]。采用FSW對2A12高強(qiáng)鋁合金進(jìn)行焊接，可避免熔焊易產(chǎn)生的缺陷，且焊接接頭性能優(yōu)異[1，6]。

由于攪拌摩擦焊的熱作用過程貫穿整個焊接過程的始終，影響著焊縫金屬的塑性流變、再結(jié)晶、回復(fù)和晶粒長大，成為影響接頭質(zhì)量的關(guān)鍵環(huán)節(jié)[7-9]。因此，研究FSW熱過程是深入理解FSW成形機(jī)理、提高焊接質(zhì)量的重要基礎(chǔ)[8-10]。本研究在開展FSW工藝試驗基礎(chǔ)上，建立了攪拌摩擦焊接過程中焊縫兩側(cè)能量不對稱分布的數(shù)值分析模型，并借助大型有限元分析軟件ANSYS，對6mm厚2A12鋁合金FSW熱過程進(jìn)行分析，研究焊接溫度場的動態(tài)演變和焊接熱循環(huán)曲線的變化規(guī)律，探索焊接熱作用過程與接頭微觀組織的內(nèi)在聯(lián)系，為優(yōu)化FSW焊接2A12鋁合金提供依據(jù)。

1 焊接試驗與測試技術(shù)

采用FSW-3LM-3012型焊接設(shè)備，將2塊200mm×60mm×6mm的2A12鋁合金板材對焊在一起。焊接速度50mm/min，攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度600 r/min，軸肩直徑15mm，攪拌針直徑5mm，預(yù)熱時間15s。在距工件邊沿20mm處開始焊接，焊后工件無約束自然冷卻。該組參數(shù)下的焊接試驗結(jié)果如圖1所示。

圖1 FSW焊縫形貌

利用線切割技術(shù)沿垂直于焊縫方向截取金相分析試樣。對焊縫橫截面進(jìn)行打磨、拋光，并用混合酸Keller試劑腐蝕試樣[11]，采用StemiDV4/DR立體式顯微鏡來觀察焊縫宏觀形貌和接頭的顯微組織。

2 數(shù)學(xué)模型與數(shù)值分析

2.1 熱源模型

攪拌摩擦焊接的熱生成過程是摩擦做功、組織結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變和金屬塑性流動相互耦合共同作用的復(fù)雜過程[3]。從理論上對各種因素的影響進(jìn)行分析時，需做如下假設(shè)：忽略塑性變形功和組織結(jié)構(gòu)變化時產(chǎn)生的相變潛熱；不考慮攪拌針表面的螺紋；軸肩區(qū)和攪拌針與工件的摩擦做功全部轉(zhuǎn)化為熱能。

在軸肩與材料摩擦界面上距軸心r處取一微元，則其面積為

設(shè)頂鍛力F均勻作用于軸肩區(qū)，則微元ds上受到的摩擦力為

式中：μ—摩擦系數(shù)；

F—軸向頂鍛力；

r1—軸肩半徑。

軸肩表面速度合成矢量圖如圖2所示。

圖2 軸肩表面速度合成矢量圖

在圖2中，對于前進(jìn)側(cè)(AS)任意點，攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度與焊接速度夾角為銳角，瞬時速度va升高。而在后退側(cè)(RS)，攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度與焊接速度夾角為鈍角，瞬時速度vr減弱。va和vr表達(dá)式為

式中：v—焊接速度；

ω—旋轉(zhuǎn)角速度；

r—軸肩上任意點到軸心的距離。

在前進(jìn)側(cè)，微元ds的功率為

那么，前進(jìn)側(cè)距軸肩中心為r點的熱流密度為

同理，后退側(cè)距軸肩中心為r點的熱流密度為

攪拌針產(chǎn)熱在焊接過程中也具有重要貢獻(xiàn)[11]。將攪拌針產(chǎn)熱作為體積熱源處理，則其體熱流密度可表示為

式中：Q2—攪拌針產(chǎn)熱功率；

Q1—軸肩產(chǎn)熱功率；

V—攪拌針體積；

λ—為攪拌針產(chǎn)熱因子，介于20％～25％[9]；

r2—攪拌針半徑；

h—攪拌針高度。

2.2 控制方程與邊界條件

攪拌摩擦焊的傳熱服從瞬態(tài)傳熱規(guī)律。在直角坐標(biāo)系中，三維瞬態(tài)溫度場 T(x，y，z，t)的控制方程為

式中：T—溫度；

t—時間；

ρ—密度；

c—比熱容；

k—熱導(dǎo)率；

q—內(nèi)熱源項。

對流和輻射綜合換熱邊界條件為

式中：n—邊界表面外法線方向；

α—表面綜合換熱系數(shù)；

Ta—周圍環(huán)境溫度，取值為20℃。

2.3 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分如圖3所示。采用8節(jié)點6面體Solid70熱單元，在焊縫及其附近區(qū)域劃分較細(xì)的網(wǎng)格，遠(yuǎn)離焊縫的地方采用稀疏網(wǎng)格，共計57 600個網(wǎng)格單元。這樣既可保證較高的計算精度，又有助于提高運算速度。

圖3 網(wǎng)格劃分

2.4 載荷施加

在有限元ANSYS中，對于FSW熱源載荷可采用面熱流密度和體生熱率兩種方式施加，即在攪拌頭軸肩圓環(huán)面上施加面熱流密度載荷，在攪拌針上施加體生熱率載荷。熱源的移動可在APDL (ANSYS Parametric Designed Language) 語言編寫的子程序中運用循環(huán)語句來實現(xiàn)。

3 結(jié)果與討論

3.1 焊接溫度場

焊接過程中 10s、20s、25s、30s、50s和80s時工件上表面溫度場分布云圖如圖4所示。由圖4可見，隨著焊接過程進(jìn)行，工件的溫度逐漸升高。在25s左右達(dá)到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)，高溫區(qū)域位于工件與軸肩接觸面及其附近區(qū)域內(nèi)，呈橢圓形。最高溫度達(dá)510℃，低于2A12鋁合金熔點590℃[12]，材料處于塑化狀態(tài)，屬于固相連接。觀察溫度場云圖可見：①最高溫度出現(xiàn)在前進(jìn)側(cè)的攪拌頭后方，位于軸肩與攪拌針結(jié)合處；②溫度場分布關(guān)于焊縫中心不對稱，前進(jìn)側(cè)溫度略高于后退側(cè)，在攪拌針附近前進(jìn)側(cè)的溫度梯度變化更加劇烈，這與熱量在焊縫兩側(cè)分布不對稱有關(guān)；③ 攪拌頭后方的高溫區(qū)域要比其前方的高溫區(qū)域稍寬，因為隨著攪拌頭的前進(jìn)，后面加熱的金屬對攪拌頭后方金屬有保溫作用，而攪拌頭前方溫度較低的金屬僅通過熱傳導(dǎo)作用使溫度升高，故攪拌頭后方高溫區(qū)稍寬于前方。

圖4 焊接過程中溫度場動態(tài)演變云圖

焊縫橫截面溫度分布隨工件厚度的變化如圖5所示。從圖5中可見，焊縫橫截面各點距工件上表面(h=6mm)越遠(yuǎn)溫度越低。其原因是軸肩與工件的摩擦產(chǎn)熱是主要的熱輸入，與軸肩接觸的母材吸收了大部分熱量，而與攪拌針接觸的母材得到的摩擦熱量相對較少；工件中間和底部的熱量主要是通過熱傳導(dǎo)獲得的，再加上底部鋼制墊板的散熱作用，造成工件下半部分溫度較低。前進(jìn)側(cè)溫度與后退側(cè)溫度的差異隨著與軸肩距離的增加而減少。在工件上表面(h=6mm)前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)溫度不對稱分布特征比較明顯，而在工件下表面上(h=0mm)這種溫度非對稱分布特征幾乎觀察不到。

焊縫橫截面溫度場分布與宏觀形貌如圖6所示。由圖6(a)焊接接頭橫截面溫度分布云圖可見，沿著工件厚度方向，溫度高于436℃(該值為2A12的實際再結(jié)晶溫度)的區(qū)域上寬下窄，呈“倒金字塔”形。對比圖6(a)與圖6(b)發(fā)現(xiàn)，圖6(a)中溫度高于436℃區(qū)域的形狀與圖6(b)中焊接接頭焊核區(qū)的形貌相似，表明計算結(jié)果與試驗結(jié)果相吻合。

圖5 焊縫橫截面沿厚度方向上的溫度分布

圖6 焊縫橫截面溫度場分布與宏觀形貌

3.2 焊接熱循環(huán)曲線

在前進(jìn)側(cè)取與焊縫中心距離4mm，與工件開始邊距離為25mm、40mm、50mm、70mm和90mm的5個點，繪制焊接熱循環(huán)曲線，結(jié)果如圖7所示。圖7中除A點外各點的溫度變化過程基本相同，不隨位置改變而改變。A點的焊接熱循環(huán)曲線比后續(xù)各點曲線升溫速度快，是由于該點位于預(yù)熱區(qū)，攪拌頭在此停留時間比其他點長，受到靜止熱源的作用。但A點最高溫度同其他各點相比幾乎相等，也表明FSW工藝試驗中所選取的預(yù)熱時間15s是合適的。

圖7 距焊縫中心等距離點的熱循環(huán)曲線

在前進(jìn)側(cè)距焊件開始邊70mm處，分別取距離焊接中心面4mm、10mm、20mm、32mm和60mm的5個點，繪制焊接熱循環(huán)曲線，結(jié)果如圖8所示。從圖8可見，焊接過程中攪拌頭沿焊接方向移動時，工件上各點的溫度隨時間變化由低到高，達(dá)到峰值溫度，又由高到低，且升溫速度大于冷卻速度；隨著與焊縫中心距離的增大，各點的峰值溫度迅速下降。

圖8 距焊縫中心不同距離點的熱循環(huán)曲線

沿焊件厚度方向等距離點的熱循環(huán)曲線如圖9所示。由圖9可知，4個點溫度變化趨勢一致，以同樣的變化趨勢，同時達(dá)到峰值溫度。但距工件上表面越遠(yuǎn)，峰值溫度越低。總體來看，由于4個點的間距比較小(僅為2mm)，且2A12鋁合金導(dǎo)熱性能良好，因此厚度方向上的溫差并不明顯。

圖9 工件不同厚度處各點的熱循環(huán)曲線

3.3 組織分析

試驗所得焊接接頭的微觀組織金相照片如圖10所示。由圖10可見，焊核區(qū)、熱力影響區(qū)、熱影響區(qū)的組織與母材明顯不同。母材區(qū)(見圖10(a))是典型的軋制組織，晶粒呈板條狀，沿軋制方向分布。焊核區(qū)(見圖10(b)和圖10(c))的晶粒在攪拌針的強(qiáng)烈機(jī)械攪拌和摩擦熱共同作用下發(fā)生顯著的塑性變形，發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶，再結(jié)晶的晶粒長大后在攪拌針的機(jī)械作用下發(fā)生破碎，形成等軸、細(xì)小的晶粒。焊核區(qū)晶粒尺寸及強(qiáng)化相在厚度方向上表現(xiàn)出明顯的差異。焊核區(qū)上部(見圖10(b))晶粒尺寸相對于焊核區(qū)下部(見圖10(c))略大，強(qiáng)化相較少。這一現(xiàn)象與焊核區(qū)沿厚度方向上溫度分布有關(guān)。焊核區(qū)上部溫度較高且冷卻時間較長，再結(jié)晶后的晶粒經(jīng)歷較長時間的長大；又由于焊核區(qū)上部溫度超過了強(qiáng)化相的固溶溫度，強(qiáng)化相熔化后進(jìn)入基體，經(jīng)過時效處理析出細(xì)小均勻的強(qiáng)化相粒子，因而在圖10(b)中觀察不到大的黑色顆粒。而焊核區(qū)下部的溫度低于強(qiáng)化相的固溶溫度，不利于強(qiáng)化相粒子熔入基體；再結(jié)晶的晶粒長大程度不如焊核區(qū)上部，不能熔于基體的強(qiáng)化相反而由于被加熱而變得粗大，因此可在焊核區(qū)下部觀察到大顆粒的強(qiáng)化相。熱力影響區(qū)(見圖10(d))雖也經(jīng)歷了熱作用和機(jī)械攪拌作用，塑性變形的晶粒發(fā)生回復(fù)、再結(jié)晶，來不及長大就在攪拌力和進(jìn)給力的雙重作用下發(fā)生熱剪切，晶粒被拉長，呈明顯彎曲狀。熱影響區(qū)(見圖10(e))只經(jīng)歷了熱作用，晶粒變粗，成為焊接接頭最薄弱的區(qū)域。

圖10 攪拌摩擦焊接頭的微觀組織

4 結(jié) 論

(1)分析了焊接溫度場的瞬態(tài)演變和焊縫區(qū)一系列特征點的焊接熱循環(huán)曲線的變化規(guī)律，準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)時焊接溫度場分布不對稱，最高溫度出現(xiàn)在前進(jìn)側(cè)。

(2)將數(shù)值計算結(jié)果與焊接試驗結(jié)果進(jìn)行了對比分析，發(fā)現(xiàn)試驗所得焊接接頭的焊核區(qū)與計算所得溫度場云圖中溫度高于2A12鋁合金的實際再結(jié)晶溫度的區(qū)域形貌相吻合。

(3)對焊接接頭的微觀組織進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)焊核區(qū)上部、焊核區(qū)下部、熱力影響區(qū)、熱影響區(qū)的最終顯微組織形貌與各自所經(jīng)歷的熱作用和機(jī)械作用具有密切的內(nèi)在聯(lián)系。

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Analysis on Temperature Field and Microstructure of 2A12 Aluminum Alloy Friction Stir Welding

WAN Fuwei1,GUO Xinfang1,ZHAO Ming2,LU Xinsheng1,LUO Ruixia1
(1.PowerChina Nuclear Engineering Company,Jinan 250100,China;2.College of Mechanical and Electronic Engineering,China University of Petroleum,Qingdao 266580,Shandong,China)

In order to get temperature filed dynamic evolution and the change rule of welding thermal cycle curve of 2A12 aluminum alloy during friction stir welding(FSW) process,explore the inner link between welding thermal effect and welded joint microstructure,a finite element numerical analysis model of FSW heat transfer process was established by using ANSYS.It carried out numerical analysis for 6mm thickness 2A12 aluminum alloy FSW process,the microstructures in weld nugget zone(WNZ),thermo-mechanical affected zone(TMAZ),heat affected zone(HAZ) and base metal were observed,and the thermal effect and mechanical effect in different zones of welded joint were analyzed.The results showed that the weld nugget zone is the region within which the temperature during welding is higher than the re-crystallization temperature of the base metal,and the microstructure features of the upper and lower part of WNZ,TMAZ,and HAZ are related to different thermal and mechanical combined actions which have been experienced in the welding process.

welding;2A12 aluminum alloy;friction stir welding;temperature field;weld nugget zone;numerical simulation

TG407

A

10.19291/j.cnki.1001-3938.2016.09.003

中央高校基本科研業(yè)務(wù)費專項資金資助項目(項目號CX2013048)。

萬夫偉(1987—)，男，碩士，主要從事電廠焊接技術(shù)管理工作。

2016-05-04

謝淑霞