7075-T6鋁合金摩擦塞焊焊接區(qū)域溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬

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(1.南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院，南京 210001；2. 南京信息職業(yè)技術(shù)學(xué)院機(jī)電學(xué)院，南京 210023)

0 引 言

摩擦塞焊(friction plug welding)又稱為摩擦塞補(bǔ)焊，是一種新型固相補(bǔ)焊技術(shù)[1];該技術(shù)的基本原理是在待焊工件上鉆出一定大小的錐形通孔，將與基體材料相同的焊接塞棒以較高的轉(zhuǎn)速在一定的焊接速度下進(jìn)入錐形通孔，通過(guò)焊接塞棒與焊件之間的相互摩擦使二者連接，然后在頂鍛力的作用下，連接處材料的組織更加細(xì)小，從而有效保證焊接接頭的質(zhì)量。摩擦塞焊接頭的質(zhì)量在很大程度上受摩擦塞焊焊接區(qū)域溫度的影響，但是通過(guò)試驗(yàn)來(lái)研究焊接區(qū)域溫度場(chǎng)的演變規(guī)律具有很大的局限性，通常試驗(yàn)設(shè)備很難達(dá)到焊接參數(shù)要求，雖然可以對(duì)焊接設(shè)備進(jìn)行改造，但其成本較大。數(shù)值模擬是用計(jì)算機(jī)程序來(lái)求解數(shù)學(xué)模型的近似解，該技術(shù)不受時(shí)間、尺寸、溫度等的限制，可節(jié)約成本，提高效率。數(shù)值模擬方法已被應(yīng)用于摩擦焊接中慣性摩擦焊接和攪拌摩擦焊接溫度場(chǎng)的模擬[2-6]，并取得了很好的效果。

目前，有關(guān)摩擦塞焊的研究主要集中在補(bǔ)焊接頭的力學(xué)性能和組織方面[7-9]，而對(duì)摩擦塞焊焊接區(qū)域溫度場(chǎng)數(shù)值模擬的研究很少。為此，作者以7075-T6鋁合金為待焊材料，建立了摩擦塞焊的產(chǎn)熱模型，在ABAQUS軟件中建立焊接區(qū)域溫度場(chǎng)的有限元模型，對(duì)摩擦塞焊焊接區(qū)域的溫度場(chǎng)進(jìn)行模擬，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 試驗(yàn)方法

焊接用塞棒和鋁板的材料均為7075-T6鋁合金，由昆山市全順?shù)X材鍛造有限公司提供，其化學(xué)成分如表1所示。

表 1 7075-T6鋁合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.1 Chemical composition of 7075-T6 aluminumalloy (mass) %

圖1 摩擦塞焊過(guò)程示意Fig.1 Diagram of friction plug welding process

鋁板的尺寸為150 mm×50 mm×5 mm，錐形孔錐度為60°，錐形孔底部直徑為10 mm。塞棒尺寸為φ20 mm×100 mm，塞棒錐頭錐度為60°，錐頭小端直徑為10 mm。采用自主研發(fā)的摩擦塞焊焊接設(shè)備進(jìn)行摩擦塞焊，主軸轉(zhuǎn)速為3 000 r·min-1，進(jìn)給速度為120 mm·min-1，焊接時(shí)間為15 s，摩擦塞焊過(guò)程如圖1所示，圖中n為塞棒的轉(zhuǎn)速，F(xiàn)為塞棒受到的軸向頂鍛力。

在摩擦塞焊過(guò)程中塞棒以較高的轉(zhuǎn)速向下進(jìn)給，當(dāng)塞棒和鋁板開(kāi)始接觸時(shí)，焊接過(guò)程進(jìn)入摩擦產(chǎn)熱階段。當(dāng)摩擦接觸5 s后，對(duì)塞棒減速制動(dòng)，制動(dòng)時(shí)間為5 s，整個(gè)摩擦產(chǎn)熱階段的時(shí)間為10 s；當(dāng)摩擦產(chǎn)熱結(jié)束后，保持5～8 kN的軸向頂鍛力5 s，停止頂鍛，摩擦塞焊結(jié)束。

在摩擦塞焊過(guò)程中，采用K型熱電偶測(cè)A,B兩處(如圖1所示)的溫度，將熱電偶探頭伸入小孔內(nèi)接觸A,B兩處，兩個(gè)測(cè)溫點(diǎn)到焊接中心軸的距離都為8 mm,且到上下表面的距離也相同，當(dāng)兩個(gè)測(cè)溫點(diǎn)測(cè)得的溫度很接近時(shí)，即認(rèn)為試驗(yàn)數(shù)據(jù)可靠，取平均值。

2 摩擦塞焊的產(chǎn)熱模型

圖2為摩擦塞焊用鋁板的形狀與尺寸，圖中H為鋁板厚度，R2和R3分別為錐形孔上下圓的半徑，α為錐形孔的錐角。

圖2 摩擦塞焊用鋁板的形狀與尺寸Fig.2 Shape and dimension of aluminum plate for friction plug welding

由圓臺(tái)側(cè)面積公式可得到鋁板錐形孔的表面積為

(1)

基于庫(kù)倫摩擦定律，在摩擦塞焊焊接過(guò)程中，假定摩擦接觸面積始終為Ss，接觸面上的壓力為P，對(duì)塞棒進(jìn)行受力分析可知，其受到向下的力與側(cè)面受到向上的分力達(dá)到平衡狀態(tài)，即

(2)

摩擦塞焊過(guò)程中，接觸面始終為鋁板錐形孔的表面；在該表面上取微單元dS，該微單元在鋁板下底面的投影為微單元dΣ，則有

sinαdS=dΣ

(3)

鋁板錐形孔微單元受到的摩擦力為

df=μPdS

(4)

式中：μ為摩擦因數(shù)；f為摩擦力。

鋁板錐形孔微單元受到的扭矩為

dM=rdf=μPrdS

(5)

式中：M為鋁板受到的扭矩；r為鋁板錐形孔微單元到錐形孔軸線的距離。

鋁板錐形孔微單元處塞棒的產(chǎn)熱功率為

(6)

式中：W為塞棒的產(chǎn)熱功率；ω為塞棒的角速度。

塞棒側(cè)面產(chǎn)熱的總功率為

(7)

(8)

3 摩擦塞焊的有限元模型

3.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

采用ABAQUS軟件中的三維實(shí)體單元C3D8T對(duì)焊接用鋁板進(jìn)行建模，鋁板的尺寸為150 mm×50 mm×5 mm；采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分技術(shù)，溫度變化和變形程度最劇烈的摩擦塞焊焊接區(qū)域的網(wǎng)格較密集，溫度變化及變形程度較輕區(qū)域的網(wǎng)格較稀疏，如圖3所示。

圖3 鋁板的幾何模型及網(wǎng)格劃分Fig.3 Geometric model and mesh generation of the aluminum plate

3.2 熱物理性能參數(shù)

圖4 7075-T6鋁合金的熱物理性參數(shù)與溫度的關(guān)系曲線Fig.4 Relation curves of thermal physical parameters vs temperature of 7075-T6 aluminum alloy: (a) density and (b) thermal conductivity and specific heat capacity

由圖4[10]可知，7075-T6鋁合金的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容、密度均隨溫度的變化而變化。7075-T6鋁合金的泊松比為0.33，不隨溫度變化，摩擦因數(shù)取0.3。

3.3 邊界條件

在焊接開(kāi)始前，假設(shè)鋁板和周圍環(huán)境的溫度均為20 ℃，在焊接開(kāi)始后鋁板的溫度升高。在實(shí)際焊接過(guò)程中墊板和夾具都與鋁板接觸，但是夾具和鋁板接觸的面積非常小，因此可以忽略二者間的熱傳導(dǎo)，而墊板和鋁板的接觸面積較大，墊板和鋁板與空氣的對(duì)流換熱系數(shù)為30 W·m-2·K-1，鋁板和墊板之間的接觸導(dǎo)熱系數(shù)為100 W·m-2·K-1，輻射散熱則忽略不計(jì)[11]。

3.4 熱源的加載方式

圖5 摩擦產(chǎn)熱階段熱流密度隨時(shí)間的變化曲線Fig.5 Change curves of heat flux density vs time in the stage of friction heat generation

對(duì)于摩擦塞焊的產(chǎn)熱模型，熱輸入?yún)^(qū)域?yàn)槿艉弯X板的接觸面，因此設(shè)置該接觸面為面熱源。采用2種熱源加載方式：熱源加載方式1是采用穩(wěn)定焊接時(shí)的塞棒轉(zhuǎn)速和焊接頂鍛力，分別為3 000 r·min-1，3 kN，來(lái)計(jì)算熱流密度，則面熱源上的熱流密度為定值；熱源加載方式2是采用瞬時(shí)焊接轉(zhuǎn)速、焊接頂鍛力來(lái)計(jì)算熱流密度，此時(shí)熱流密度是基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)的且是變化的。

由式(8)得到兩種熱源加載方式的熱流密度曲線如圖5所示。

4 結(jié)果與討論

4.1 摩擦塞焊焊接區(qū)域的溫度場(chǎng)

由圖6和圖7可知：兩種熱源加載方式下，焊接過(guò)程中焊接區(qū)域溫度場(chǎng)的變化趨勢(shì)是一致的；焊接開(kāi)始后，焊接區(qū)域的溫度升高，焊接摩擦接觸面的溫度上升得最快，在焊接過(guò)程進(jìn)行到5 s左右時(shí)溫度最高，在熱傳導(dǎo)的作用下，鋁板的溫度呈以焊接區(qū)域?yàn)橹行牟凑找欢ǖ臏囟忍荻认蛩闹芟陆档姆植稼厔?shì)，鋁板在長(zhǎng)度和寬度方向上的溫度梯度明顯不同；隨著焊接過(guò)程的進(jìn)行，鋁板在寬度方向上的溫度梯度減小，焊接進(jìn)行到10 s后，寬度方向上的溫度下降梯度幾乎為零，但是在長(zhǎng)度方向上始終保持著一定的溫度下降梯度，這是因?yàn)閷挾确较虻木嚯x比長(zhǎng)度方向的短很多，鋁板在寬度方向上和墊板因接觸所產(chǎn)生的熱損失少于在長(zhǎng)度方向上的，因此當(dāng)焊接進(jìn)行到一定時(shí)間后，鋁板在長(zhǎng)度方向上仍有一定的溫度梯度。

圖6 熱源加載方式1下不同時(shí)刻摩擦塞焊焊接區(qū)域的溫度分布云圖Fig.6 Temperature distribution of friction plug welding area at different times by heat source loading model 1

圖7 熱源加載方式2下不同時(shí)刻摩擦塞焊焊接區(qū)域的溫度分布云圖Fig.7 Temperature distribution of friction plug welding area at different times by heat source loading model 2

由圖6和圖7還可以看出，在相同時(shí)刻下，與熱源加載方式2相比，采用熱源加載方式1得到的鋁板上相同位置的溫度較高，這是由于在焊接過(guò)程中，熱源加載方式1下熱流密度的曲線和坐標(biāo)軸圍成的面積大于熱源加載方式2下的，如圖5所示，而曲線和坐標(biāo)軸圍成的面積為摩擦塞焊過(guò)程中鋁板單位面積上產(chǎn)生的總熱量，因此在相同時(shí)刻下，采用熱源加載方式1得到的鋁板相同位置的溫度高于采用熱源加載方式2得到的。

圖8 鋁板測(cè)溫點(diǎn)溫度的有限元模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果Fig.8 Finite element simulation results and experimental results of temperature of measured point on the aluminum plate

4.2 試驗(yàn)驗(yàn)證

由圖8可以看出，熱源加載方式1和熱源加載方式2得到的溫度變化趨勢(shì)和試驗(yàn)結(jié)果較為一致，但是采用熱源加載方式2得到的模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的誤差較小。熱源加載方式1不依賴試驗(yàn)數(shù)據(jù)，當(dāng)試驗(yàn)過(guò)程中焊接轉(zhuǎn)速和焊接頂鍛力在摩擦產(chǎn)熱階段的變化較小時(shí)，采用熱源加載方式1同樣可以得到和試驗(yàn)結(jié)果誤差較小的結(jié)果。綜上可知，通過(guò)有限元產(chǎn)熱模型來(lái)模擬鋁板摩擦塞棒的溫度場(chǎng)是可行的。

5 結(jié) 論

(1) 采用熱流密度為定值和基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)的熱流密度兩種熱源加載方式得到的7075-T6鋁合金摩擦塞棒焊焊接區(qū)域的溫度場(chǎng)變化趨勢(shì)是一致的，但在相同時(shí)刻下，采用熱流密度為定值的熱源加載方式得到的溫度更高。

(2) 采用兩種熱源加載方式得到鋁板測(cè)溫點(diǎn)的溫度變化趨勢(shì)和試驗(yàn)結(jié)果較為一致，但采用基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)的熱流密度的熱源加載方式得到模擬結(jié)果更準(zhǔn)確，和試驗(yàn)結(jié)果的誤差較小，因此通過(guò)有限元產(chǎn)熱模型來(lái)模擬鋁板摩擦塞焊焊接區(qū)域的溫度場(chǎng)是可行的。