無匙孔攪拌摩擦焊材料流動行為的研究

李登常，岳玉梅，姬書得，柴 鵬，尚 震

（1.新鄉航空工業（集團）有限公司，新鄉 453000；2.沈陽航空航天大學航空宇航學院，沈陽 110136；3.中國航空制造技術研究院，北京 100024）

攪拌摩擦焊（Friction stir welding,FSW）是一種先進的固相焊接技術，通過攪拌工具的攪拌和頂鍛作用實現焊縫內熱塑性材料的混合和連接。該技術具有焊縫質量高、焊接過程綠色環保、易于實現自動化等優點，主要用于輕質合金的連接[1–2]。目前，FSW技術已經成功應用于航空航天、軌道交通和新能源汽車等領域中[3–4]。

合理的攪拌工具是獲得高質量焊縫的先決條件。目前常規攪拌工具都帶有攪拌針以保證板材厚度方向的材料流動，這對避免焊縫根部缺陷、獲得高質量焊縫起到至關重要的作用[5]。常規FSW結束后，攪拌針從板材內部撤出，在焊縫末端形成匙孔。匙孔不僅影響接頭的美觀，而且降低了接頭的力學性能[1,6]。因此，消除FSW所產生的匙孔，從而提高焊接接頭承載能力成為研究熱點，國內外研究人員圍繞匙孔修復提出了許多新工藝。

目前，常見的修復方法大多衍生自FSW，大致可以分為3類。第1類方法使用可消耗的攪拌工具對匙孔進行填充修復。英國焊接研究所提出的摩擦塞焊（Friction plug welding, FPW）可用于匙孔及焊接缺陷的修復，該方法還可細分為頂鍛式和拉鍛式。和頂鍛式相比，拉鍛式不需要在焊縫背部添加巨大的支撐設備，因此擁有更廣泛的應用空間[7–8]。Huang等[9]提出了填充式攪拌摩擦焊（Filling friction stir welding,FFSW），焊接前需要將填充柱和中空的攪拌工具裝配好，修復過程中高速旋轉的填充柱可以實現對匙孔的填充。使用第1類方法進行修復時容易在填充材料和匙孔界面之間形成孔洞和弱連接缺陷。第2類修復方法迫使匙孔附近的材料塑性變形而擠入匙孔。Jeffrey等[10]使用攪拌針回抽焊具進行焊接，該回抽焊具攪拌針和軸肩為分離式，可以獨立運動；焊接結束時軸肩緩慢下壓而攪拌針回抽，通過軸肩下方金屬的變形實現匙孔的填充。Zhou等[11]提出了自填充式攪拌摩擦焊（Self-refilling friction stir welding,SRFSW），通過使用一系列軸肩直徑不變而攪拌針長度和直徑不斷變小的攪拌工具對匙孔進行加工，使得匙孔逐漸變小，最后使用無針攪拌工具消除匙孔。使用第2類方法會導致修復區減薄，從而降低接頭的強度。第3類修復方法為使用填充材料和攪拌工具配合消除匙孔。Ji等[12]提出了主被動填充攪拌摩擦修復（Active-passive filling friction stir repairing, A–PFFSR），該方法使用一系列不同直徑的圓柱填充材料和相應的無針攪拌摩擦工具依次對匙孔進行填充和修復，獲得了具有較高質量的修復接頭。Reimann等[13]使用回填式攪拌摩擦點焊方法（Refilling friction stir spot welding, RFSSW）進行匙孔修復，修復之前先使用圓柱填料對匙孔進行填充，然后在匙孔位置進行RFSSW，使用此種方法可以獲得無缺陷接頭。使用第3類修復方法雖然可以避免內部缺陷和減薄，但是不適用于修復較深的匙孔。此外，上述匙孔修復方法還會增加工序，嚴重影響生產效率。

本文所采用的無匙孔攪拌摩擦焊（Non-keyhole friction stir welding,N–KFSW）是傳統FSW與RFSSW工藝的有效結合，即采用RFSSW的點焊用攪拌工具進行對接接頭的焊接；在焊接最后階段攪拌工具撤離試板時，將在焊接開始階段擠入套筒內部的材料回填到匙孔，實現匙孔的消除。本文以6061–T6鋁合金為對象開展研究，進行了N–KFSW焊接接頭橫截面形貌分析，并通過Fluent軟件建立材料流動的模型，研究N–KFSW焊接過程中的材料流動規律。

試驗方法

本文所使用的N–KFSW工具由攪拌針、套筒和壓緊環3部分組成，如圖1所示。組成焊接工具的3部分間采用小間隙配合，可以有效防止塑性材料外泄。N–KFSW焊接過程可以分為下扎、焊接、回抽和撤離4個階段，處于不同階段時攪拌工具各部分之間的相對位置不同，具體如圖2所示。下扎階段，壓緊環壓緊試件表面，套筒向下運動、攪拌針向上運動，向下運動的套筒將材料擠壓進攪拌針向上運動形成的空間。焊接階段，不旋轉的壓緊環、旋轉的套筒和攪拌針沿焊接方向移動，完成焊接?；爻殡A段，套筒向上運動、攪拌針向下運動，向下運動的攪拌針驅動材料填充套筒向上運動形成的匙孔。撤離階段，焊接工具撤離試件表面，獲得無匙孔的焊接接頭。

圖1 攪拌工具實物圖Fig.1 Physical map of stir tool

圖2 攪拌工具各組成之間的相對運動Fig.2 Relative motions between three parts of tool

本研究使用RPS100SK10型設備進行焊接試驗，所使用的攪拌工具如圖1所示。其中，壓緊環外徑為18mm、內徑為9.2mm，套筒外徑為9mm、內徑為5.2mm，攪拌針直徑為5mm。選用厚度為6mm的6061–T6鋁合金進行焊接試驗，焊接試驗前將板材進行打磨，去除板材表面的氧化膜。焊接時在板材兩側裝夾側頂，防止焊接過程中板材發生位移而影響焊接質量。焊接過程中套筒下扎深度4mm，套筒和攪拌針的旋轉速度為1200r/min，焊接速度為30mm/min。焊后使用電火花線切割設備垂直于焊縫方向切取金相試件，將金相試件進行打磨、拋光、腐蝕，使用奧林巴斯光學顯微鏡觀察焊縫橫截面形貌。

有限元模型的建立

常用于計算FSW材料流動的數值模擬軟件有Abaqus、Deform 3D和Fluent。其中，Abaqus和Deform 3D軟件基于計算固體力學的方法計算焊接過程中的材料流動，而Fluent軟件基于計算流體力學的方法。使用計算固體力學方法時常會出現由于網格畸變導致的求解失敗問題，限制了該方法在求解復雜形貌的攪拌工具表面材料流動方面的應用。本文使用基于計算流體力學方法的Fluent軟件進行模擬，該方法具有使用范圍廣、收斂速度快的優點[14]。

1 流場網格劃分

使用Pro/E軟件建立材料流動區域的實體模型，模型尺寸為120mm×80mm×6mm，使用Hypermesh軟件對實體進行網格劃分，如圖3所示。流場內的網格均為四面體網格；為了保證計算精度、加快計算速度，攪拌工具附近網格尺寸為0.2mm，遠離攪拌工具的區域網格尺寸為2mm，網格生長比例為1.05。

圖3 網格劃分與邊界條件示意圖Fig.3 Schematic of mesh generation and boundary conditions

2 邊界條件

合理的邊界條件決定模擬結果的準確性，本文參考焊接過程的實際物理邊界條件進行流場邊界的設置。流場入口采用速度入口且材料流入速度和焊接速度相同，出口采用壓力出口。與套筒、攪拌針接觸的壁面為動壁面，繞軸心旋轉速度為1200r/min；與壓緊環接觸的表面為靜止壁面，壁面和材料之間不可滑移；其余壁面設定為靜止壁面，壁面和材料之間為完全滑移。

3 材料屬性

流場內的材料為6061–T6鋁合金，其密度為2770kg/m3。比熱容和熱導率隨溫度變化的規律如圖4所示。本文考慮了高溫和高應變速率對鋁合金粘度系數的影響，通過使用UDF函數編程的方法，將材料粘度與溫度、應力、應變的關系導入Fluent軟件中。

圖4 6061鋁合金的物性參數Fig.4 Physical parameters of 6061 aluminum alloy

塑性狀態下金屬的粘度與應力、應變之間的關系可通過下式進行計算[15]：

式中，μ為材料黏度；σ為材料流變應力；為材料應變速率，T為材料溫度。材料流變應力可通過Zener–Hollomon方程進行計算，該方程被廣泛應用于流體力學模型中，方程如式（2）所示。

式中，α、A和n均是與材料有關的常數，α取值為1.6×10–8Pa–1，A取值為3.06×108s–1，n取值為3.314，Z為Zener–Hollomon系數，其計算公式如式（3）所示。

式中，Q為激活能，其值為160940J/mol；R為氣體常數，其值為8.341J/（mol ·K）。

4 求解方法

使用RNGk–ε模型對流場進行求解。該模型考慮到了湍流旋渦問題，具有較高的計算精度和較廣的應用范圍，適用于攪拌摩擦焊流場的求解。采用的PISO算法具有對相鄰網格計算結果進行預測和校正的功能，使計算結果更容易獲得收斂。另外，對于壓力方程、動量方程、能量方程的求解，均采用具有更高穩定性和求解精度的二階迎風格式。

試驗結果

1 橫截面與顯微組織

圖5為攪拌工具轉速1200r/min和焊接速度30mm/min時接頭的橫截面形貌，其可以劃分為攪拌區（Stir zone, SZ）、熱機影響區（Thermomechanically affected zone, TMAZ）、熱影響區（Heat affected zone, HAZ）和母材（Base material, BM）。攪拌區呈現中間寬、上下窄的鼓形，最寬處達到10.7mm，上部較窄處為10.0mm。SZ上部寬度較小的原因主要與壓緊環有關，而下部較小的原因是受到較大范圍材料的粘滯作用。熱機影響區較窄，呈帶狀分布在攪拌區的兩側和下方。熱影響區呈上寬下窄的盆形，后退側熱影響區寬度明顯大于前進側熱影響區寬度；分析認為，焊接過程中高溫的熱塑性材料在后退側聚集使得后退側溫度較高，形成了后退側熱影響區較寬的焊接接頭。

圖5 接頭橫截面形貌Fig.5 Cross-section morphology of joint

由于焊縫根部材料流動不充分，導致該區域的對接界面未完全消失，形成了弱連接缺陷。根部弱連接缺陷兩側的材料僅依靠原子擴散實現連接，造成焊縫根部連接強度低于焊縫其他區域。弱連接缺陷的高度受焊接參數影響較大，本文研究了不同焊接參數下弱連接缺陷的高度變化。研究發現弱連接缺陷高度隨著攪拌工具轉速的增加明顯降低，當焊接速度為30mm/min，攪拌工具轉速分別為800r/min、1000r/min、1200r/min時，弱連接缺陷的高度分別為1.81mm、1.49mm、1.20mm；弱連接缺陷的高度隨著焊接速度的增加而增加，當轉速為1200r/min，焊接速度分別為20mm/min、30mm/min、40mm/min時，弱連接缺陷的高度分別為1.07mm、1.20mm、1.74mm。

2 材料流動規律研究

圖6為攪拌工具轉速1200r/min和焊接速度30mm/min時截取的材料流動云圖和矢量圖。圖6（a）為過攪拌工具軸線截取的垂直于焊縫方向的速度云圖，其截取位置為圖3中的截面a；圖6（b）為距離上表面2mm的水平方向的速度矢量圖；圖6（c）為過攪拌工具軸線截取的平行于焊縫方向的速度矢量圖，其截取位置為圖3中截面c。研究圖6（a）可以發現，焊接過程中材料高速流動的區域主要在套筒的外側面，材料最大流動速度為0.566m/s。套筒內部的材料流動速度隨到攪拌工具軸線距離的增加而增加，套筒外部材料的流動速度隨到套筒外側面距離的增加而逐漸降低。和壓緊環下表面接觸的材料受壓緊環的壓力作用使流動速度降低較快，套筒下端面附近的材料受到周圍材料的粘滯作用亦使材料流動速度下降較快，因此形成了上下窄而中間寬的鼓形高速流動區域。高速流動區域和攪拌區形貌相似，驗證了有限元模型的正確性。

觀察圖6（b）可以發現，攪拌工具附近的材料在攪拌工具的驅動作用下沿逆時針方向旋轉，靠近攪拌工具材料可獲得大的流動速度。在前進側，材料在套筒的驅動下向前流動，大部分材料被套筒前方的材料粘滯而流動速度降低，小部分靠近套筒的材料在套筒驅動作用下繼續逆時針遷移并流至后退側；后退側材料在套筒驅動作用下填補由于套筒向前運動形成的空腔。同時，在套筒內部的材料具有明顯的自攪拌工具中心向套筒內壁流動的趨勢。由圖6（c）也可發現套筒內部的材料有自中心向外側的流動趨勢，且可以發現套筒下方的材料和套筒內部的材料構成了流動循環。分析認為，套筒內部的材料在套筒的驅動作用下高速旋轉并形成了較大的離心力，材料在離心力作用下由內向外流動；在接觸套筒內壁后沿內壁向下流動，使得套筒內部產生低壓區，而套筒下方產生高壓區；在壓力差的作用下套筒下方的材料開始向上流動，形成了中間上升而外側下降的流動循環。由圖6（c）左側還可發現套筒前方部分材料向下流動并從套筒下方向后流動的趨勢。

圖6 焊接參數為1200r/min和30mm/min時的材料流動Fig.6 Material flow at 1200r/min and 30mm/min

3 焊接參數對材料流動的影響

圖7為焊接速度為30mm/min時不同攪拌工具轉速下的材料流動速度云圖。隨著攪拌工具旋轉速度的增加，材料最大流動速度不斷增加、材料高速流動區域不斷擴大。當轉速為800r/min、1000r/min、1200r/min時材料的最大流動速度分別為0.377m/s、0.472m/s、0.566m/s，材料流動速度大于0.056m/s的區域寬度分別為9.81mm、10.06mm、10.27mm，底部材料流動速度低于0.056m/s的區域高度分別為1.76mm、1.46mm、1.25mm。

圖7 不同旋轉速度下材料流場Fig.7 Material flow fields under different rotational velocities

圖8為攪拌工具旋轉速度為1200r/min時不同焊接速度下材料流動速度云圖。隨著焊接速度增加，材料的流動速度峰值基本不變，但材料高速流動區域不斷變小。當焊接速度從20mm/min增加到40mm/min時，材料流動速度大于0.056m/s的區域寬度分別為10.73mm、10.27mm、9.98mm，底部材料流動速度小于0.056m/s的區域高度不斷增加，分別為1.06mm、1.25mm、1.69mm。

圖8 不同焊接速度下材料流場Fig.8 Material flow fields under different welding speeds

對比相同工藝參數下的流場數值模擬結果與橫截面形貌試驗結果可以發現，攪拌區下方材料流動速度低于0.056m/s的區域高度和弱連接缺陷高度相似，因此本文將數值模擬中材料流動速度低于0.056m/s的區域高度作為弱連接缺陷高度的預測值，并將不同攪拌工具轉速和不同焊接速度下的預測值和試驗值進行對比，如圖9所示。數值模擬的預測值和試驗值吻合較好；增加攪拌工具轉速和降低焊接速度均可以降低弱連接缺陷的高度。

圖9 不同工藝參數下弱連接缺陷的高度Fig.9 Kissing bond heights under different process parameters

結論

（1）使用N–KFSW焊接所獲得的接頭典型特征區由呈鼓形的攪拌區、帶狀的熱機影響區和盆形熱影響區組成，焊縫根部有由于材料流動不充分形成的弱連接缺陷。

（2）數值模擬的結果表明，套筒側面材料流動速度最大，隨著到套筒側面距離的增加，材料流動速度逐漸降低；材料分別從后退側和套筒下方向后流動，填補后方的空腔。

（3）隨著攪拌工具轉速增加和焊接速度降低，材料高速流動區域面積變大，焊縫根部材料低速流動區域高度變低。增加攪拌工具轉速和降低焊接速度可減小根部弱連接缺陷高度，利于提高焊接接頭質量。