厚板雙軸肩攪拌摩擦焊溫度場及流場數值模擬

夏佩云 ，尹玉環 ，趙慧慧 ，劉雪梅 ，封小松 ，郭立杰

（1.上海航天設備制造總廠有限公司，上海 200245；2.山東大學，山東 濟南250100）

0 前言

攪拌摩擦焊作為一種先進的固態連接技術，具有應力變形小、可靠性高、焊接缺陷少、力學性能好、綠色焊接等優點[1-2]，廣泛應用于航天、航空、船舶、電子等行業領域。傳統的單軸肩一體式攪拌頭攪拌摩擦焊技術對設備的剛性和背部支撐要求極高，因此結構件的焊接工裝極其復雜，這約束了攪拌摩擦焊在制造領域的推廣應用，例如難以實現底部支撐的型材等結構件。為此，在常規FSW基礎上，TWI、BOEING、MTS等公司開發出如圖1所示的“Bobbin”雙軸肩攪拌頭。雙軸肩攪拌摩擦焊技術的特點在于攪拌頭比常規攪拌摩擦焊多一個軸肩，兩個軸肩分別與工件的上、下表面接觸，上軸肩與常規攪拌摩擦焊作用基本相同，下軸肩起到背部剛性墊板的作用，實現焊縫背面無支撐焊接。因此，采用雙軸肩可有效降低主軸負載，解決攪拌摩擦焊全焊透等問題，大大提高裝配焊接工藝柔性[3]。作為一種新型攪拌摩擦焊技術，雙軸肩攪拌摩擦焊在國內外均有一定研究，國外率先進行了雙軸肩攪拌摩擦焊的研究[4-7]。以TWI為代表，主要研究厚板鋁合金的雙軸肩攪拌摩擦焊工藝及攪拌工具設計，目前已經實現20～50 mm厚5XXX鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接，另外在薄板3～4 mm機器人雙軸肩攪拌摩擦焊領域也取得了一定進展。美國NASA、美國Lockheed Martin等在BT-FSW方面進行了大量研究，并且應用在“星座計劃”的“獵戶座號”載人航天飛船、新型重載火箭的環縫上。國內以上海航天設備制造總廠、北京航空制造工程研究所、哈爾濱工業大學等為代表，開展了雙軸肩攪拌摩擦焊接工藝研究。北京賽福斯特技術公司在BT-FSW技術上取得突破性進展，成功地開發了BT-FSW設備，實現4～6 mm 2219鋁合金焊接。文獻[8-9]提到已成功實現12 mm厚6082-T6鋁合金浮動式攪拌摩擦焊接，工藝窗口較窄，強度可達母材的70%，并與常規攪拌摩擦焊接頭進行對比。厚度大于15 mm的鋁板的攪拌摩擦焊接難度大，工藝裕度小，并且很難獲得力學性能優異的焊縫[10-11]。而對于厚板雙軸肩FSW，其承載條件更加惡劣，攪拌工具設計、產熱機理及工藝機理相對復雜，目前國內針對厚板FSW的研究甚少。上海航天研究厚板雙軸肩攪拌摩擦焊技術，實現了30 mm厚的鋁合金雙軸肩焊接，接頭力學性能良好[12]，是國內目前雙軸肩焊接厚度最大的相關報道。

本研究主要針對30 mm厚5A06鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊（FSW）的過程建立溫度場、流場的數值模型，模擬不同軸肩形式和不同攪拌針形狀的攪拌工具作用下的溫度場、流場分布情況，比較攪拌工具的結構設計對焊接溫度場、流場的影響，從而指導優化雙軸肩攪拌工具形狀設計。此外，為雙軸肩FSW工藝研究提供理論參考，指導工藝方案設計。

1 數值模型建立

1.1 實體模型

工件尺寸為700 mm×300 mm×30 mm，簡化為整板，減小網格畸變的影響。攪拌工具如圖2所示，圓柱形攪拌針直徑20mm，圓錐攪拌針根部直徑20mm，采用相同的軸肩，上、下軸肩直徑均為36 mm。起焊位置加工與攪拌針尺寸一致的通孔，供安裝攪拌工具，工件與攪拌工具的裝配模型如圖3所示。采用Deform軟件進行數值模擬。焊接速度20 mm/min，攪拌工具轉速220 r/min（逆時針）。

圖1 雙軸肩攪拌摩擦焊原理示意

圖2 兩種攪拌工具幾何模型

圖3 裝配模型示意

1.2 網格劃分

工件網格劃分完后的有限元模型如圖4所示，有5 780個節點，24 220個四面體單元。

圖4 網格劃分后的有限元模型

1.3 材料屬性

模擬過程中忽略攪拌工具在焊接過程中的磨損，設為剛性體。在攪拌摩擦焊模擬過程中，工件相關熱物理參數如表1所示。

表1 5A06（H112）鋁合金熱物理性能參數

焊接材料視為剛－粘塑性體，其流動應力同時是應變、應變速率和溫度的函數

其他參數不變的情況下，工件溫度升高，則同樣應變所需應力減少；變形速度提高，則同樣應變所需應力增加。

對于剛粘塑性邊值問題，在滿足變形幾何方程式、體積不可壓縮條件式和邊界位移速度條件式的一切容許速度場中，其真實解使泛函

式中 V、Sp分別為變形體的體積和給定應力邊界條件的表面積；vi、pi分別為速度和外力。

1.4 物體間接觸和摩擦

定義攪拌頭為主件，被焊工件為仆件。物體間相互關系包括摩擦系數和熱傳導系數。摩擦選擇剪切摩擦類型。

1.5 邊界條件

上表面由于冷卻水的冷卻作用，冷源設置為-25 g/m2s，其他面設置為對流換熱，環境溫度設置為25℃。

2 溫度場模擬結果分析

2.1 雙軸肩攪拌摩擦焊溫度場分布特點

雙軸肩攪拌摩擦焊橫截面的溫度場分布如圖5所示，呈幾乎對稱的啞鈴狀。由圖5可知，后退側的溫度明顯高于前進側，這是由于后退側攪拌工具旋轉切線方向與焊接方向相反，高溫熱塑性金屬摩擦、擠壓和塑性變形產生的熱量比前進側多；同時，由于試板受到上、下軸肩及攪拌針的旋轉、摩擦和攪拌作用，熱塑性金屬通過攪拌從前進側越過攪拌針移動到后退側時，同時將一部分熱量從前進側帶到后退側，一定程度上造成焊縫后退側溫度高于前進側，結論與李敬勇[13]測量的結果吻合，也證明該模型的準確性。

圖5 雙軸肩攪拌摩擦焊橫截面溫度場分布

2.2 兩種攪拌工具作用下的溫度場分布特點

錐形和圓柱形攪拌針作用下焊縫橫截面溫度場分別如圖6、圖7所示，兩者都呈現一種接近對稱的“啞鈴”分布，且最高溫度集中在上、下軸肩半徑范圍內。這是由于臨近軸肩區域材料受到軸肩和攪拌針的共同作用，材料產生塑性變形程度更大，導致該處的塑性變形產熱更多。不同厚度各點的溫度如圖8所示，溫度在厚度的中間位置最低，靠近軸肩位置錐形攪拌針作用下的溫度略高于圓柱攪拌針作用的焊縫溫度，說明錐形攪拌針作用下材料的塑性變形程度更大，產熱更多。

圖6 錐形攪拌針作用下焊縫橫截面溫度場

圖7 圓柱形攪拌針作用下焊縫橫截面溫度場

圖8 厚度方向溫度差異示意

分析在同一時刻距離焊縫不同位置各點的溫度差異，點的位置分布如圖9所示，編號為3、6～15，各點均在Z=15的平面上（試板下表面為Z=0）。溫度分布如圖10所示，錐形攪拌針作用下焊縫溫度值更高，后退側溫度高于前進側。距離焊縫起始點不同位置（編號1～5）各點的熱循環曲線如圖11所示，均為一條單峰值曲線，5號點峰值溫度最高，峰值溫度基本一致，該位置接近結束端，散熱條件更差，熱量積累導致峰值溫度升高。

圖9 距離焊縫不同位置點的分布

3 流動場數值模擬

3.1 水平方向流動場分布

錐形攪拌工具、圓柱形攪拌工具作用下不同厚度水平方向材料的流動場分別如圖12、圖13所示，材料的流動形式基本一致，工件上、下表面軸肩半徑范圍內的材料流動最為劇烈，工件內部材料流動相對較弱。上、下表面的材料受到攪拌針與軸肩的雙重作用，流動劇烈，焊縫中部僅受攪拌針作用，流動較弱。材料流動最強區域處于焊縫后退側的后方，材料跟隨攪拌工具旋轉形成周向轉移，在攪拌工具后退側后方囤積，在頂鍛力作用下形成致密的焊縫。因此在后退側后方材料塑性形變率最大，產熱量最多，后退側的溫度高于前進側，流動強度更大。

圖10 距離焊縫不同距離各點的溫度分布

圖11 距離焊縫起始點不同位置各點的熱循環曲線

圖12 錐形攪拌針水平方向材料流動模擬結果

3.2 橫向材料流動模擬結果

圓錐形攪拌針作用下橫截面上材料流動場結果如圖14所示，在靠近攪拌針部位材料主要為同一厚度上的徑向平行流動，這是由于圓錐形攪拌針本身為平行槽結構的特征造成。平行鋸齒對材料形成周向轉移，在焊接行進過程中擠壓鋸齒周邊材料，形成洋蔥環樣組織。塑性軟化材料在頂鍛力作用下形成致密焊縫，但相鄰鋸齒之間不存在上下流動的驅動力，導致鋸齒中間的材料存在平行流動層。材料的流動特性決定焊縫的形貌如圖15所示，在厚度方向呈數個洋蔥環分布，洋蔥環的個數與攪拌針的鋸齒個數一致。

圖13 圓柱形攪拌針工件水平方向材料流動模擬結果

圖14 錐形攪拌針工件橫截面材料流動

圖15 錐形攪拌針焊縫橫截面形貌

圓柱形攪拌工具作用下橫截面上材料流動結果如圖16所示，在靠近攪拌針部位的材料流動不僅徑向流動，還有很大一部分上、下流動，這是由于圓柱形攪拌針帶有螺紋結構特征。螺紋結構在旋轉過程中推動材料周向轉移，并且對材料產生向下的驅動力，導致相鄰兩個鋸齒之間材料充分混合，避免平行流動層的出現，其焊縫形貌見圖17，焊縫未出現洋蔥環，整個區域混合較充分，與材料流動結果吻合。

4 結論

（1）雙軸肩攪拌摩擦焊接溫度場上、下軸肩作用區域溫度最高、區域最大，沿板厚中心逐漸降低，區域縮小，呈啞鈴狀分布。

（2）雙軸肩攪拌摩擦焊縫后退側的溫度高于前進側，采用錐形攪拌針焊接時的焊縫溫度高于圓柱形攪拌針。

（3）工件上、下表面軸肩作用范圍內的材料流動最為劇烈，工件內部材料流動相對較弱，流動最強烈的位置位于后退側的后方，與溫度場結果吻合。

（4）采用圓錐+平行槽結構的攪拌針，材料橫向流動較規律，多為材料的平行層流動，與實際焊縫出現多個平行的洋蔥環形貌吻合；圓柱+螺紋結構的攪拌針作用下材料流動紊亂，螺紋結構能夠促進焊縫材料上下流動混合充分，與實際焊縫無分層洋蔥環結構形貌吻合。

圖16 圓柱形攪拌針工件橫截面材料流動

圖17 圓柱形攪拌針焊縫橫截面形貌

參考文獻：

[1]Dawes C J，Thomas W M.Friction stir process welds alu-minum alloys[J].Welding Journal，2003，75（3）：41-45.

[2]張昭，劉會杰.攪拌頭形狀對攪拌摩擦焊材料變形和溫度場的影響[J].焊接學報，2011，32（3）：5-8.

[3]Sued M K，Pons D，Lavroff J，et al.Design features for bobbin friction stir welding tools：Development of a conceptual model linking the underlying physics to the production process[J].Materials&Design，2014（54）：632-643.

[4]THREADGILL P L，AHMED M M Z，MARTIN J P，et al.The use of bobbin tools for friction stir welding of aluminium alloys[J].Materials Science Forum，2010（638）：1179－1184.

[5]Carter R W.Auto-adjustable tool for self-reacting and conventional friction stir welding：U.S.Patent 6，758，382[P].2004-7-6.

[6]HILGERT J，SCHMIDT H N B，SANTOS J F，et al.Thermal Models for Bobbin Tool Friction Stir welding[J].Journal of Materials Processing Technology，2011（211）：197－204.

[7]Skinner M，Edwards R L.Improvements to the FSW process using the self-reacting technology[C].Materials Science Forum，2003（426）：2849-2854.

[8]董繼紅，董春林，孟強，等.鋁合金浮動式雙軸肩FSW接頭組織性能分析[J].焊接學報，2013，34（10）：43-46.

[9]董繼紅，聶緒勝，鄢江武，等.常規FSW與雙軸肩FSW對鋁合金接頭組織和性能的影響[J].焊接學報，2013，34（7）：85-88.

[10]賀地求，鄧航，周鵬展.2219厚板攪拌摩擦焊組織及性能分析[J].焊接學報，2007，28（9）：13-16.

[11]徐韋鋒，劉金合，欒國紅，等.厚板鋁合金攪拌摩擦焊接頭顯微組織與力學性能[J].金屬學報，2008，44（11）：1404-1408.

[12]夏佩云，尹玉環.厚板雙軸肩攪拌摩擦焊接頭組織及性能分析[A].第二十次全國焊接學術會議論文集[C].2015.

[13]李敬勇，周小平，董春林，等.6082鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊試板溫度場研究[J].航空材料學報，2013，33（5）：36-40.