旋轉速度對靜止軸肩攪拌摩擦焊溫度場和應力場的影響

賀巍亮， 王 偉， 李華芳， 李曉燕

1. 陜西工業職業技術學院 航空工程學院，陜西 咸陽 712000 2. 西安中匯卓越教育科技有限公司，陜西 西安 710061

0 引言

2024-T4鋁合金作為典型的Al-Cu系高強鋁合金，因其良好的成形性和耐蝕性，已被廣泛應用于船舶制造、航空航天、軌道交通等多個領域［1-2］。攪拌摩擦焊（Friction Stir Welding，FSW）在焊接輕質合金時可以有效避免傳統熔化焊技術氣孔、裂紋、飛濺等問題，具有接頭質量好、低應力、小變形等優點［3-6］。一方面，傳統的FSW 利用旋轉軸肩與工件表面相互摩擦產生熱量，焊接設備需提供較大的軸向力以保證焊縫成形性能，這對設備和夾具的剛度具有較高要求［7］。另一方面，軸肩的旋轉使得焊縫區域材料受到擠壓溢出形成飛邊，導致焊接接頭有效厚度減?。?］。此外，在焊接過程中焊縫區域受熱膨脹的材料被相鄰溫度較低材料所抑制，從而不可避免地產生焊接殘余應力［9-10］。Huang 等人［11］研究工藝參數對攪拌摩擦焊的殘余應力影響時，提出殘余應力會造成焊接接頭應力腐蝕開裂和脆性斷裂等破壞，直接影響接頭的力學性能。

針對上述問題，英國焊接研究所對傳統FSW技術進行改善，提出了靜止軸肩攪拌摩擦焊（Station‐ary Shoulder Friction Stir Welding，SSFSW）工藝［12］。SSFSW 裝置由外部輔助靜止軸肩和位于其中的旋轉攪拌工具組成，與常規FSW相比，SSFSW在焊接過程中外側軸肩不旋轉，并沿著焊接前進方向對焊縫持續性碾壓［13-14］。SSFSW作為新工藝，最初被應用于低熱傳導率的航空鈦合金材料焊接，以改善沿焊縫厚度方向不均勻的溫度分布［15-16］。趙俊等人［17］采用SSFSW 對3 mm 厚2024 鋁合金薄板進行搭接實驗，分析焊接速度及攪拌工具旋轉速度對焊縫成形的影響規律，結果表明：在相同旋轉速度、不同焊接速度條件下的焊縫兩側光滑且無飛邊，隨著焊接速度的增大，前進側始終存在表面缺陷。Li等人［18］對比分析常規FSW和SSFSW工藝下接頭的微觀結構和剪切破壞載荷，研究發現當轉速為1 000 r/min時，SSFSW 的接頭具有更高的剪切破壞載荷，其最大值為19.24 kN。張坤等人［19］對4.5 mm 厚的6005A鋁合金進行SSFSW對接實驗，研究了旋轉速度對接頭力學性能和疲勞性能的影響，結果表明：隨著旋轉速度的增加，接頭抗拉強度先升高后降低，當轉速為2 100 r/min 時抗拉強度達到最高的232 MPa，并且疲勞斷裂主要位于接頭的熱影響區域。Wu 等人［20］對厚度為6.3 mm 的7075-T7651 高強鋁合金進行常規FSW 與SSFSW 比較實驗，研究表明，SSFSW 相比較于傳統FSW 接頭有更為出色的力學性能，隨著焊接速度的增大，7075-T7651 焊接接頭的拉伸強度也逐步增大，連接效率最大能達到母材的91%。通過對不同材質、不同厚度的鋁合金進行靜止軸肩攪拌摩擦焊試驗，可以看出目前關于靜止軸肩的研究大多集中在探討工藝參數對于接頭組織和性能的影響，對于靜止軸肩如何控制焊接殘余應力方面的研究相對較少。

因此本文以2024-T4 鋁合金作為研究對象，利用ABAQUS 有限元模擬軟件分析焊接過程中應力的變化規律，討論和對比不同轉速下常規FSW 和SSFSW 的殘余應力分布，以探究SSFSW 控制焊接殘余應力的機制。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

試驗材料選用3 mm 厚的2024-T4 鋁合金薄板，抗拉強度為470 MPa，材料尺寸規格為200 mm×90 mm，其主要化學成分如表1所示［21］。

表1 2024-T4鋁合金主要化學成分（質量分數，%）Table 1 Chemical compositions of 2024-T4 aluminum alloy （wt.%）

1.2 試驗方法

1.2.1 SSFSW焊接工具

靜止軸肩攪拌摩擦焊系統采用分體式設計，外部輔助軸肩在焊接過程中保持靜止，由內部旋轉的攪拌工具與試樣表面摩擦產生焊接所需的全部熱量，靜止軸肩攪拌摩擦焊系統見圖1a。Xu 等人［22］分別采用三螺旋內凹錐形和三角形錐形螺紋攪拌摩擦焊工具進行焊接實驗，發現三螺旋內凹攪拌工具能帶動材料更好地塑性流動?；诖?，本文設計一種六螺旋內凹圓錐攪拌工具（見圖1b）進行常規FSW 和SSFSW 實驗，攪拌針與外部輔助靜止軸肩的裝配間隙為0.3 mm（見圖1c）。

圖1 靜止軸肩系統Fig.1 Schematics of stationary shoulder systems

1.2.2 焊接實驗及接頭組織性能分析

焊接工藝參數是影響接頭力學性能的重要指標，攪拌工具的轉速和焊速對焊接過程中的熱輸入具有明顯的影響。Threadgill 等人［23］分析了不同焊接參數下攪拌針摩擦產熱趨勢，結果發現采用較大的焊接速度和較小的轉速，容易導致焊縫區域材料未得到充分軟化，從而產生隧道、溝槽等缺陷。Wang 等人［24］對5 mm 厚2024-T4 鋁合金進行焊接實驗，結果表明：攪拌工具的旋轉速度比焊接速度對于焊縫區域縱向殘余應力影響要大。因此，本文采用較小的焊接速度150 mm/min，旋轉速度分別選用800、1 000、1 200 r/min 進行焊接實驗，常規FSW和SSFSW 焊接工藝參數如表2所示。兩種工藝下焊縫表面宏觀成形如圖2所示，良好的焊縫表面質量也驗證了所選參數的合理性。

圖2 表面成形Fig.2 Surface appearance of welding experiment

表2 常規FSW和SSFSW焊接工藝參數Table 2 Welding parameters of conventional FSW and SSFSW

所有待焊樣件在焊接前，需用砂紙打磨表面以去除氧化層，并且預先在焊縫區域后退側鉆兩個深度為0.5mm、直徑為1.5 mm 的孔。在焊接過程中，利用K型熱電偶分別記錄兩個孔的溫度循環曲線，熱電偶位置示意圖如圖3所示。

圖3 熱電偶測溫Fig.3 Partial magnified diagram of thermocouple positions

焊接結束后，為了分析轉速對于焊核區微觀組織的影響，待焊件自然冷卻后采用電火花線切割機沿垂直于焊縫方向截取若干焊接接頭，使用Keller試劑對多次拋光后的金相樣品進行腐蝕，利用光學顯微鏡觀察焊核區域橫截面。

2 有限元模型

2.1 材料屬性

通過有限元模擬軟件ABAQUS 建立與焊件一致的200 mm×180 mm×3 mm 熱-力耦合模型，模型需要定義的材料屬性包括：熱傳導率、比熱容、楊氏模量、熱膨脹系數、屈服強度等，其中2024-T4 鋁合金泊松比和密度隨溫度變化影響不大，分別定義為0.33和2.80 g/cm3，其余熱物理性能如表3所示。

表3 2024-T4鋁合金熱物理性能Table 3 Thermal physical properties of 2024-T4 alloy

2.2 網格劃分

為提高計算效率及節約成本，對焊縫附近區域進行非均勻劃分，有限元網格劃分示意圖如圖4所示，焊縫及附近區域網格設定為高密度區域，網格大小為1 mm×1 mm×1 mm，離焊縫中心越遠的區域網格大小逐漸增大。

圖4 有限元網格劃分Fig.4 Schematic diagram of FE mesh

2.3 熱源模型

攪拌摩擦焊接過程中的熱源主要通過軸肩和攪拌針與材料相互摩擦產生，由軸肩旋轉下壓帶動材料產生的塑性變形熱量對整個焊接過程的影響極小，為簡化計算可忽略不計。軸肩與工件之間的摩擦是使材料軟化的主要產熱來源，相比于攪拌針側面和頂端產熱，軸肩產熱可達到總熱輸入的82.6%［25］。故焊接過程中總熱輸入Qtotal為：

考慮到本文采用內凹軸肩攪拌頭，如圖5所示，當內凹錐角為α時，軸肩與工件之間的摩擦熱Qs為：

圖5 攪拌工具接觸面摩擦熱計算Fig.5 Calculation of frictional thermal at the contact surface

式中Rs為內部旋轉軸肩半徑；Rp為攪拌針頂端半徑；μ為單位面積所受的摩擦力；ω為攪拌頭旋轉速度。

當攪拌針高度為L時，攪拌針側面與工件的摩擦熱Qp為：

攪拌針頂端面與工件的摩擦熱Qt為：

2.4 邊界條件

按攪拌摩擦焊接實際過程進行邊界條件設定，對焊件和墊板設定剛性固定約束條件，環境溫度假定為20 ℃，軸肩兩側施加移動面熱源，攪拌針在焊件內部施加移動體熱源，熱邊界條件如圖6所示。待焊板材與空氣的表面接觸區域設定為對流換熱邊界，對流換熱系數設為30 W·m-2·℃，工件下表面與墊板接觸，散熱效果優于空氣對流，對流系數設為200 W·m-2·℃，壓板與工件上表面接觸區域對流系數設為150 W·m-2·℃；靜止軸肩在焊接過程中吸收部分焊縫區域熱量，散熱系數設為50 W·m-2·℃，利用ABAQUS軟件的DFLUX子程序將移動熱源加載入模型，進行瞬態溫度場和應力場求解。

圖6 溫度場邊界條件Fig.6 Boundary conditions of temperature field

3 結果與討論

3.1 實驗與模擬結果驗證

圖7為n=800 r/min，v=150 mm/min時常規FSW和SSFSW的溫度循環曲線對比。由圖7可知，隨著焊接熱源的靠近和遠離測溫點，雖然測溫點未受到攪拌工具的直接作用，但是由于鋁合金材料的熱傳導作用，溫度循環曲線均呈現先上升后下降趨勢。常規FSW 工藝的測溫點的實驗溫度峰值分別為195.6 ℃、166.2 ℃；SSFSW 工藝下測得溫度峰值分別為125.4 ℃、108.3 ℃；在模型上選取與測溫點相同位置P1和P2并讀取結果，常規FSW工藝的模擬溫度峰值分別為201 ℃、173 ℃；SSFSW 工藝下溫度峰值分別為130 ℃、112.5 ℃，誤差均在4%以內。此外，通過對比常規FSW 和SSFSW 接頭的橫截面溫度場可以看出，焊件上下表面的溫度梯度相對較小，一方面是采用3 mm薄板進行焊接，而鋁合金熱傳導率相對較高，這就造成上下板溫度峰值差別不大；另一方面為了更貼近實際焊接過程，模型中墊板吸收熱量的速率遠大于上表面與空氣對流換熱速率，這就使得焊件下方的溫度略低于上表面。模擬與實驗數值的誤差對比以及接頭溫度場橫截面形貌，均表明本文建立的2024-T4 鋁合金薄板數值模型能準確反映溫度的變化趨勢。

圖7 800 r/min下的實驗與模擬溫度曲線對比Fig.7 Thermal cycle comparisons of experimental and numerical at 800 r/min

3.2 溫度循環曲線分析

焊接過程中最高溫度一般位于焊縫中心，選取P0作為探討溫度變化規律的模擬點，P0點位置如圖3所示。圖8 為P0在不同轉速條件下常規FSW 和SSFSW 的溫度循環曲線，可以看出，在相同焊接參數下SSFSW 的最高溫度要比常規FSW 低將近25 ℃，且常規FSW過程中溫度循環曲線升溫較快，降溫速率相對較慢，而SSFSW 過程與之相反，升溫較慢，降溫較快。這是由于攪拌工具與材料摩擦生成的熱量不僅與空氣對流散熱，而且部分熱量也同時被外部輔助靜止軸肩所吸收，因此SSFSW的溫度循環曲線寬度要窄于常規FSW。

圖8 不同工藝下焊縫區域的模擬溫度曲線Fig.8 Temperature histories of weld by simulation under different welding processes

在焊接速度保持不變的情況下，轉速的增大逐漸導致峰值溫度的升高。由式（2）～式（4）可知，在攪拌工具尺寸已知條件下，摩擦產生的熱量與攪拌頭轉速成正比關系，單位時間內攪拌頭與材料接觸面積越大，焊縫材料在短時間得到充分軟化的可能性越高，因而焊縫區域材料在單位長度上獲得的熱量也較多。

3.3 焊縫宏觀結構分析

圖9 為不同轉速下常規FSW 和SSFSW 的焊縫橫截面宏觀形貌。由圖可見，常規FSW 和SSFSW焊縫各組織區域成形良好，無明顯缺陷焊接，這也更進一步驗證了本文所選參數的合理性。在焊接過程中，隨著旋轉速度的增大，焊核區域材料流動速度增快，最終導致焊核區域寬度也隨之增大，常規FSW 焊核區由3.87 mm 增至4.6 mm，SSFSW 焊核區寬度從3.48 mm 增至4.2 mm。對于常規FSW而言，焊核區域形貌呈現上寬下窄的“碗”形結構；反觀SSFSW 的焊核區更趨近于攪拌針的“圓錐”形貌，這也同圖7 中的模型橫截面形貌一致。常規FSW 焊接中軸肩與材料摩擦產生的熱量遠大于攪拌針，這就造成常規FSW接頭沿板厚方向溫度的不均勻。對于SSFSW而言，外部輔助軸肩雖然向前移動時會與材料產生摩擦，但這部分熱量太少可以忽略不計，靜止軸肩隨焊期間不但吸收了試樣上表面部分熱量，使得SSFSW接頭沿板厚方向的溫度分布更為均勻，而且降低了焊核區峰值溫度，縮小了高溫區域范圍。

圖9 不同轉速的焊縫橫截面形貌Fig.9 Cross section morphology of weld seam under different rotating speeds

3.4 溫度場和縱向應力場分析

為進一步分析溫度場和縱向應力場在不同焊接階段的演變規律，在轉速為800 r/min、焊接速度150 mm/min 條件下對比常規FSW 和SSFSW 溫度場和縱向應力場云圖，如圖10所示。

圖10 常規FSW和SSFSW在轉速800 r/min下的溫度場和縱向應力場Fig.10 Longitudinal stress and temperature fields with rotational velocity of 800 r/min by conventional FSW and SSFSW

圖10中位置1位于攪拌工具前方區域，此刻該區域材料雖未與攪拌工具直接作用，但由于鋁合金材料較高的熱傳導，使得攪拌工具前方材料受摩擦熱影響產生熱膨脹，然而受熱膨脹的材料被焊縫周圍較冷材料所抑制，最終常規FSW 和SSFSW 在位置1 均產生壓應力，瞬時縱向應力的峰值分別為-35.6 MPa 和-17 MPa。此外溫度是影響應力變化的主要因素，常規FSW 和SSFSW 在相同工藝參數下產生的總熱量相同，但由于外部靜止軸肩吸熱的作用，使得焊縫中心產生一個較低的溫度峰值，常規FSW 和SSFSW 的瞬時溫度峰值分別為79.2 ℃和46.4 ℃，因此與常規FSW 對比，靜止軸肩作用下的縱向應力也相對較低。

攪拌工具與材料直接作用區域如圖10 中的位置2所示，隨著攪拌頭與焊縫材料劇烈機械運動，常規FSW 和SSFSW 的峰值溫度分別達到379 ℃和351.4 ℃。隨著溫度的升高，焊核區材料經受連續大剪切變形，發生動態回復與動態再結晶，材料熱激活作用增強，回復使得晶體的強度和硬度下降，材料得到一定程度的軟化，此時材料的壓應力達到最大；再結晶能夠消除或改變原來加工硬化效應，材料塑性顯著提高，應力隨應變的增加而降低，瞬時縱向應力也分別降低為-17.4 MPa 和-9.6 MPa。通過觀察圖10 中位置1 和位置2 的中間區域，還可看出壓應力峰值與溫度峰值存在差異性，壓應力峰值相比于溫度峰值要更早地出現。這是由于位置1的材料因為溫度升高較早，提前受熱膨脹對后部分材料進行擠壓，這種擠壓力的累積使得壓應力呈增大狀態并達到峰值。

隨著攪拌工具前移，攪拌頭后方材料區域3 的溫度也隨之降低，常規FSW 和SSFSW 的溫度峰值分別降至139 ℃和103 ℃。在常溫狀態下冷卻時，焊核區材料的收縮被四周材料所約束，從而壓應力改變為拉應力，瞬時縱向拉應力峰值升至+109 MPa和+59.2 MPa。相比于常規FSW，SSFSW 吸熱使得攪拌頭后方材料的拉應力區域縮小，焊核區材料為了保持距離焊縫中心越遠材料的應力平衡，縱向拉應力從焊縫中心向兩側逐漸降低到零并最終轉變成較小的壓應力。

圖11為不同轉速下常規FSW和SSFSW的縱向殘余應力曲線對比?？梢钥闯?，常規FSW和SSFSW在垂直于焊縫中心的縱向殘余應力呈現“M”形分布，并且垂直于焊縫方向的拉伸殘余應力峰值位于距離焊縫中心5 mm 處，這與攪拌頭的旋轉軸肩邊緣位置相對應。這種現象的產生一方面是因為旋轉的攪拌頭軸肩單位時間內與材料接觸面積較大，軸肩邊緣與材料的剪切力也較高；另一方面常規FSW 和SSFSW 在焊接過程中都會對焊縫進行碾壓，然而攪拌針對材料的擠壓遠小于軸肩的作用力，從而在焊縫中心位置處會出現略微降低的拉伸殘余應力。

圖11 垂直于焊縫的縱向殘余應力曲線分布Fig.11 Longitudinal residual stress distribution perpendicular to the weld

在恒定的焊接速度下，較高的轉速使得單位長度的熱輸入增大，材料的位錯運動獲得更多能量，所以材料變形增大，拉伸殘余應力也逐漸升高。在轉速800、1 000、1 200 r/min 下時，常規FSW 的拉伸殘余應力峰值分別為109、119.6、129.7 MPa。而SSFSW 為59.2、71.1、79.9 MPa，與常規FSW 工藝相比，SSFSW 工藝可以降低約45.6%的拉伸殘余應力。外部輔助靜止軸肩在與材料接觸時吸收部分摩擦熱，導致焊核區的溫度峰值降低，較低的峰值溫度有助于降低焊后的殘余應力。此外，靜止軸肩隨焊過程中對焊縫表面施加額外的碾壓力，額外的拉伸應變抵消了由于熱輸入引起的壓縮塑性應變，從而降低了焊接接頭的縱向殘余應力。

4 結論

通過建立有限元模型對鋁合金薄板常規FSW和SSFSW焊接過程進行數值模擬，研究了不同轉速下靜止軸肩對焊接溫度場和應力場的影響，對比分析得出以下結論：

（1）對于2024-T4鋁合金而言，焊接接頭良好的橫截面形貌以及測溫數據與試驗結果的良好匹配，驗證了模型的可靠性和工藝參數選取的準確性。

（2）隨著轉速的提高，焊核區寬度逐漸變大。相比于常規攪拌摩擦焊，外部輔助靜止軸肩吸收部分焊縫區域熱量，可以有效降低焊核區寬度。

（3）常規攪拌摩擦焊在穩態階段溫度場橫截面呈上寬下窄的“碗”狀分布，而靜止軸肩攪拌摩擦焊溫度場始終呈類似于攪拌針“錐形”狀分布。

（4）焊后縱向拉伸殘余應力呈現出“M”形分布，且殘余應力在焊縫區域表現為拉應力，并在攪拌頭軸肩邊緣區域達到最大，在母材區域表現為較小的壓應力。

（5）隨著轉速的提高，焊核區溫度升高，焊縫處縱向殘余應力明顯增大。對比常規攪拌摩擦焊，外部輔助靜止軸肩在焊接過程中對焊縫表面碾壓，提供額外的拉伸應變抵消了由于熱輸入引起的壓縮塑性應變，使得靜止軸肩工藝相比于常規攪拌摩擦焊可以降低焊后大約45.6%的殘余應力。