韓 靜，李文亞，張志函

(西北工業(yè)大學(xué) 凝固技術(shù)國家重點實驗室，摩擦焊接陜西省重點實驗室，陜西 西安 710072)

0 前言

攪拌摩擦焊(FSW)作為一種節(jié)能、環(huán)保、高效的新型固相焊接技術(shù)已經(jīng)得到國內(nèi)外的廣泛關(guān)注。國外已成功將FSW用于航空航天、船舶等重要制造領(lǐng)域。當(dāng)前，F(xiàn)SW在國防、航空及其他工業(yè)領(lǐng)域的有色金屬合金連接中有著光明的應(yīng)用前景。

攪拌摩擦焊接過程中，攪拌工具軸肩和攪拌針與被焊材料之間的摩擦所產(chǎn)生的熱使被焊金屬達(dá)到塑性軟化狀態(tài)，并在材料組織結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變、應(yīng)力應(yīng)變、金屬流動與墊板的熱損耗等相互耦合、共同作用下形成了獨特的焊接溫度場。眾所周知，焊接接頭的組織和性能與焊接過程的熱輸入直接相關(guān)，如熱輸入過大將會導(dǎo)致母材中沉淀相大量溶解[1]、焊縫區(qū)和熱影響區(qū)嚴(yán)重軟化。文獻(xiàn)[2-3]研究發(fā)現(xiàn)焊縫區(qū)的微觀硬度曲線呈現(xiàn)W或U形，拉伸試驗發(fā)現(xiàn)試樣均斷裂在熱影響區(qū)硬度較低的部位。這表明該區(qū)域沉淀相發(fā)生溶解。因此，深入研究攪拌摩擦焊溫度場對控制焊接質(zhì)量是非常必要的。然而，由于攪拌摩擦焊接過程的熱力耦合作用，僅通過實驗來揭示該過程的機(jī)理是極其費力或不可能的。因此，國內(nèi)外已開展大量的數(shù)值計算工作并結(jié)合試驗研究以揭示該過程的產(chǎn)熱、流動等機(jī)理。Chao[4]和Song[5]等考慮攪拌工具/工件間滑動摩擦建立了三維數(shù)值模型，在后者中攪拌針和軸肩的熱輸入被簡化為移動熱源。Schmidt[6]和Maalekian[7]等人建立了考慮攪拌工具/工件間的黏著與滑動摩擦模型。此外，另一些學(xué)者[8-11]僅考慮了黏著摩擦。

到目前為止，關(guān)于攪拌工具/工件間的摩擦條件—庫侖定律或類摩擦機(jī)制（滑動摩擦）或剪切層塑性變形（黏著摩擦）或者兩者兼有尚存爭議。同樣，在所有的熱源模型中，軸肩的熱輸入被看作面熱流，這與黏著摩擦假設(shè)矛盾。此外，大多數(shù)文獻(xiàn)并沒有給出高于一定溫度值的區(qū)域?qū)挾燃昂苌訇P(guān)注攪拌工具溫度場演變。基于此，采用粉末及熱電偶測溫法研究了7050-T7451鋁合金攪拌摩擦焊焊接過程中攪拌工具與工件溫度場的演變規(guī)律，并建立了相應(yīng)的三維數(shù)值熱源模型以預(yù)測本實驗條件下接頭的最高溫度場。

1 試驗

試驗材料為150 mm×60 mm×8 mm的7050-T7451鋁合金。焊接試驗在XKA5032數(shù)控銑床上完成，接頭形式為對接，焊接方向垂直于板材軋制方向。CrMnV模具鋼制成的攪拌工具軸肩直徑18 mm，攪拌針長7.7 mm，錐角10℃的攪拌針根部直徑8 mm。試驗測溫采用直徑1 mm的K型熱電偶、純Al（熔點660℃）、Zn（熔點419.5℃）和Sn（熔點231.9℃）粉。旋轉(zhuǎn)速度475 rpm，焊接速度50 mm/min，該參數(shù)同時用于數(shù)值計算。插入和停留時間分別是7.9 s、10 s，插入深度為 7.9 mm，攪拌針拔出前停留1 s。試驗分兩組進(jìn)行，第一組試驗：測工件上特殊點熱歷史以驗證模型可靠性，其插入中心距離邊緣35 mm，焊縫長80 mm，熱電偶布局如圖1a所示，圖中直徑1 mm的盲孔深度6 mm。第二組試驗：采用與第一組相同的工藝參數(shù)對盲孔中填有粉末的工件進(jìn)行焊接，以進(jìn)一步研究工件上溫度場變化，其插入中心距離邊緣25 mm，焊縫長100 mm，粉末布置如圖1b所示，其中距離焊縫中心6 mm和9 mm的盲孔全部填滿Zn粉，其余盲孔填滿Sn粉，所有盲孔直徑均為1 mm，深5 mm。為了預(yù)測攪拌工具的溫度范圍，在其上布置了系列的盲孔，盲孔布局如圖1c所示。圖中孔1填滿純Sn粉，孔2填滿純Zn粉，孔3填滿Al粉，孔4下半部分填A(yù)l粉，上半部分填Zn粉。

圖1 熱電偶與粉末布局（單位：mm）

2 數(shù)值模型與邊界條件

2.1 熱輸入模型

在FSW過程中，摩擦力可表示為被焊材料的剪切流變應(yīng)力τs與接觸面積的乘積。根據(jù)Mises屈服準(zhǔn)則，。由于流變應(yīng)力σs隨溫度變化，因而τs可表示為溫度T的函數(shù)

本研究提出的剪切層產(chǎn)熱與文獻(xiàn)[10]類似，軸肩部位所加載的體熱流密度為

式中 δ為剪切層的厚度，可通過實驗分析獲得（取0.5 mm）；r為質(zhì)點到軸心的距離；ω為旋轉(zhuǎn)速度。本研究中攪拌針部位所加載的體熱流密度約為軸肩的1/4，這與文獻(xiàn)[12]是一致的。數(shù)值計算中7050-T7451鋁合金隨溫度變化的比熱與熱導(dǎo)率如圖2所示[8]。流變應(yīng)力隨溫度的變化參考付秀麗等人的研究結(jié)果[13]。

圖2 7050-T7451鋁合金熱導(dǎo)系數(shù)、比熱隨溫度的變化

2.2 邊界條件

攪拌摩擦焊焊接過程中，墊板與被焊工件之間的接觸條件非常復(fù)雜，目前對于兩者之間的接觸熱阻還沒有任何試驗手段可以精確測量。因此，Khandkar等人[11]采用對流換熱系數(shù)為1000 W/（m2·℃）來代替不銹鋼墊板的熱損失。文獻(xiàn)[4]采用對流換熱系數(shù)為500 W/（m2·℃）來估計通過墊板的熱損耗。因此，墊板與工件間的接觸傳熱能簡化為對流傳熱。基于此，計算中不包含墊板，而是采用變化的對流換熱系數(shù)來計算墊板的熱耗。在焊接階段，通過FILM子程序加載隨溫度及坐標(biāo)變化的對流換熱系數(shù)。冷卻階段，工件下表面（與墊板接觸的面）給定隨溫度變化的對流換熱系數(shù)，如圖3所示?？紤]到工件與周圍空氣的換熱，除工件下表面外，其余表面與空氣的換熱系數(shù)給定為10 W/（m2·℃）。對于初始條件，計算中初始溫度為30℃，數(shù)值計算的工藝參數(shù)及試樣尺寸均與所對應(yīng)的兩組試驗一致。

圖3 工件下表面隨溫度變化的對流換熱系數(shù)

3 結(jié)果分析

在旋轉(zhuǎn)速度475 rpm和焊接速度50 mm/min條件下，點5位置的計算熱歷史與試驗數(shù)據(jù)對比以及整個焊接過程中工件上最高溫度變化曲線如圖4所示。從圖4a中可以看出，兩者變化趨勢及最大值基本吻合，其最高溫度均約313℃。這表明該數(shù)值熱源模型具有一定可靠性，因此可以用該模型預(yù)測攪拌摩擦焊接溫度場變化規(guī)律。需要指出的是，計算的溫度曲線在44～115 s間的降溫速率比試驗值小，其溫度最大誤差約7%，其原因可能是該階段給定的對流換熱系數(shù)較小所致。從圖4b中可以看出，隨著焊接時間的增加，最高溫度逐漸升高，焊接階段初期最高溫度約425℃，50 s后則趨于450℃。這表明焊接初期溫度場并沒有形成準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)，隨著焊接時間的增加，溫度繼續(xù)升高而趨于一個定值。焊接階段結(jié)束時由于停留1 s后拔出攪拌工具，使得攪拌區(qū)最高溫度略有增加而升至455℃。

圖4 時間與溫度關(guān)系

工件上不同位置處粉末顆粒熔化程度如圖5所示。由圖5可知，孔7中Zn粉末顆粒熔化很充分，顆粒界面明顯結(jié)合，熔化深約4 mm。這表明該處溫度已超過Zn粉熔點（420℃），同樣，在電鏡下也能看到孔8中Zn粉也已充分熔化。因此可以得出垂直于焊接方向，工件上距離焊縫中心溫度高于420℃的區(qū)域?qū)挾却笥? mm。由圖5還可以觀察到孔6和孔5上部的Sn粉末明顯熔化，熔化深度約為3 mm，這表明盲孔5周圍離工件表面3 mm的范圍內(nèi)溫度已高于232℃。因此，可以推斷出在工件上垂直于焊接方向，距離焊縫中心20 mm和距工件表面3 mm以內(nèi)區(qū)域溫度均高于232℃。

圖5 工件上不同位置處粉末顆粒熔化程度示意圖(Zn熔點420℃，Sn粉熔點232℃)

攪拌工具上粉末熔化程度如圖6所示。由圖6可知，孔4中下部的Al粉末并未熔化，而上部的Zn粉末明顯熔化。未觀察到孔2和3中的粉末熔化，孔1中的Sn粉末已熔化，這表明攪拌工具上孔1以下所有部位溫度均高于232℃。這些結(jié)果表明攪拌工具上溫度低于660℃，而攪拌針根部以上約5 mm中心處溫度高于420℃。因此，攪拌工具上溫度高于232℃的區(qū)域長度大于15 mm。

圖6 攪拌工具上粉末熔化程度

3 結(jié)論

（1）計算溫度場與試驗結(jié)果基本吻合，攪拌區(qū)最高溫度約450℃。

（2）工件上垂直于焊接方向，距焊縫中心9 mm及距表面4 mm以內(nèi)的區(qū)域，其溫度高于420℃。工件上距焊縫中心20 mm、距表面3 mm以內(nèi)的區(qū)域，其溫度均高于232℃。

（3）攪拌工具上孔1以下區(qū)域溫度均高于232℃，孔4頂端至軸肩部分中心區(qū)域溫度高于420℃。攪拌工具上所有區(qū)域的溫度均低于660℃。

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