李敬勇， 亢曉亮， 趙陽陽

（江蘇科技大學(xué)先進焊接技術(shù)省級重點實驗室，江蘇鎮(zhèn)江 212003）

攪拌摩擦焊（FSW）是一種新型的固相連接技術(shù)［1］，是當(dāng)今焊接領(lǐng)域的研究熱點之一［2］。攪拌頭是攪拌摩擦焊的關(guān)鍵，軸肩和攪拌針的幾何形貌和尺寸不僅決定著焊接過程的熱輸入方式，還影響著焊接過程中攪拌頭附近塑態(tài)軟化材料的流動形式［3］，也就是說，攪拌頭的幾何特征不僅對攪拌摩擦焊過程中的溫度場分布，而且對焊縫的形態(tài)等均有明顯影響。因此，人們在攪拌頭設(shè)計方面開展了大量的研究工作［4～6］。

研究攪拌摩擦焊接過程中焊接試板溫度場的分布，對于研究摩擦產(chǎn)熱機制與傳導(dǎo)，建立高溫金屬的塑性變形及流動規(guī)律，探討焊接過程中的傳質(zhì)模型，特別對于闡述焊接接頭組織的變化規(guī)律具有重要意義，因此，受到國內(nèi)外研究者的廣泛關(guān)注。目前，其研究主要集中在攪拌摩擦焊接的熱源模型的建立［7～9］，焊接過程溫度場的數(shù)值模擬［10～12］，以及溫度場的實驗測定［13～15］等方面。盡管關(guān)于攪拌摩擦焊溫度場的研究報道很多，但是，在攪拌頭幾何特征對攪拌摩擦焊試板溫度場的影響方面尚未見系統(tǒng)的研究成果。本研究選擇幾種典型幾何特征的攪拌頭，通過實驗方法測定了攪拌摩擦焊過程中，焊接試板上各測溫點的溫度變化規(guī)律，初步總結(jié)了攪拌頭幾何特征對焊接試板溫度場的影響規(guī)律。

1 攪拌摩擦焊接過程溫度場測定

本試驗的目的主要在于研究不同幾何特征攪拌頭條件下焊接試板溫度場的分布規(guī)律，不涉及焊接速度和轉(zhuǎn)速等攪拌摩擦焊參數(shù)對溫度場的影響，因此，選用純鋁作焊接試板，盡量避免由于參數(shù)選擇不當(dāng)對溫度場產(chǎn)生的影響，試板尺寸為140mm×40mm×4mm，采用對接焊接頭。焊接試板從側(cè)面打φ1.2mm的測溫孔，孔底部即為熱電偶測溫點，每組試板打深度相同的孔，孔底分別距焊縫中心8mm，15mm和22mm。

焊接試驗使用FSW-3LM-002型龍門式數(shù)控攪拌摩擦焊機，焊接試板溫度場測定采用直徑為1mm的K型鎧裝熱電偶配合無紙測溫儀，實時采集焊接過程中試板不同位置處的溫度數(shù)據(jù)，利用溫度記錄儀的六個通道，連接六個熱電偶，熱電偶的布置位置如圖1所示。

焊接參數(shù)統(tǒng)一設(shè)定為:攪拌頭轉(zhuǎn)速w=1000r/min，焊接速率v=30mm/min。實驗采用不同軸肩尺寸和不同攪拌針形狀五種攪拌頭:軸肩直徑為φ12 mm，φ9 mm，φ15 mm的圓柱形攪拌頭、軸肩直徑為φ12 mm的螺紋形攪拌頭和圓臺形攪拌頭，攪拌針的直徑為φ4 mm。攪拌頭幾何特征及焊接試板測溫點分布見表1。

圖1試板上特征點位置及順序示意圖Fig.1 Diagram of distributed feature points on the workpieces

表1 攪拌頭幾何特征及焊接試板測溫點分布Table 1 Geometrical features of stirring tools and distribution of points for measuring temperature in welding specimens

2 實驗結(jié)果及分析

2.1 溫度場測量結(jié)果

圖2為攪拌摩擦焊過程中，焊接試板上各測溫點溫度隨時間變化曲線。攪拌摩擦焊接整個過程分為三個階段，（1）攪拌頭插入和預(yù)熱階段:在此階段本實驗設(shè)計為插入速率5mm/min，在攪拌針完全插入試板（49.4s）后，并非立即往前行進，而是原地停留旋轉(zhuǎn)10s，以增大熱輸入同時軟化焊縫金屬。（2）攪拌頭行進階段:在此階段，攪拌頭是以30mm/min速率向前行進，行程為120mm，所用時間為240s。（3）攪拌頭升出階段:達到焊接行程后，攪拌頭從試板中升出。在焊接過程中，熱源是以攪拌頭為中心的。由圖2可以看出，在攪拌頭行進過程中，試板上各測溫點溫度隨著攪拌頭的移近而逐漸升高，在攪拌頭距特征點最近時達到最高，然后隨攪拌頭遠(yuǎn)離測溫點，溫度逐漸降低。在整個焊接過程中，先經(jīng)過的測溫點的峰值溫度略低于后經(jīng)過的測溫點的峰值溫度，因為攪拌頭與試板摩擦產(chǎn)生的熱量對未焊到試板有預(yù)熱作用，后面的測溫點有溫度累積。

圖2 特征點溫度曲線示意圖Fig.2 Temperature-time curve of feature points

2.2 軸肩尺寸對焊接試板溫度場的影響

由表1，第1，2，3號實驗主要用來研究軸肩直徑對試板溫度場的影響。由于試板上各測溫點的溫度曲線大致趨勢相同，而CH002和CH005處于焊接過程中的穩(wěn)定階段，故取不同軸肩直徑條件下CH002和CH005的溫度曲線來比較分析，如圖3所示。

圖3 不同軸肩尺寸下前進側(cè)和后退側(cè)測溫點的溫度曲線Fig.3 Temperature-time curve for layout of opposite side feature points with different size of pin shoulders（a）CH002;（b）CH005

由圖3可以看出，在同樣焊接參數(shù)下，攪拌頭軸肩直徑分別為φ9 mm，φ12 mm，φ15 mm時，其對應(yīng)的溫度曲線依次升高，基本上在同一時刻（第179s時），攪拌針經(jīng)過該兩個測溫點時，達到峰值溫度，對應(yīng)的峰值溫度分別約為300℃，350℃，450℃。說明攪拌摩擦焊過程中，軸肩與試板的摩擦產(chǎn)熱是熱輸入的主要部分。在攪拌針相同而軸肩尺寸不同時，軸肩的直徑越大，所產(chǎn)生的摩擦熱越大。同時，從圖中還可以發(fā)現(xiàn)，在焊接開始階段，軸肩直徑為φ9 mm時，兩個測溫孔的溫度曲線均較為平緩，說明軸肩直徑較小的攪拌頭，其試板上測溫點溫度上升的速度較慢，溫度梯度較小。而在到達峰值溫度后，各測溫點溫度下降的速度則大致相同。

2.3 攪拌針形狀對焊接溫度場的影響

圖4為不同攪拌針形狀攪拌頭焊接過程中，焊接試板各測溫點的溫度分布曲線。攪拌針形狀不同，插入階段試板上測溫點的溫度曲線出現(xiàn)明顯的差異?？拷附悠鹗级说腃H001和CH006測溫點的溫度曲線，在攪拌頭插入試板階段（前49s），溫度逐漸上升，其中，采用圓柱形攪拌針試板的溫度上升最快，圓臺形次之，螺紋形則上升較為緩慢。在攪拌頭原地停留旋轉(zhuǎn)的10s內(nèi)，采用圓柱形攪拌針焊接試板的溫度基本保持不變，曲線出現(xiàn)了平臺現(xiàn)象，而采用螺紋形和圓臺形攪拌針焊接試板的溫度則有所降低，降低幅度約為30～50℃。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因可能是:在攪拌頭剛插入時，試板金屬在攪拌頭的旋轉(zhuǎn)摩擦和剪切作用下產(chǎn)生塑性變形，釋放出大量的熱量，造成溫度上升。而在停留階段，攪拌頭周圍的金屬已經(jīng)塑化，此時的試板與攪拌頭之間的摩擦因數(shù)變小，摩擦熱及變形熱減小。而停留時間較長，產(chǎn)生的熱量逐漸向試板的徑向和縱向傳遞及部分熱量散失，造成了溫度的下降。

圖4 不同形狀攪拌針焊接時各測溫點的溫度曲線 （a）螺紋形攪拌針;（b）圓臺形攪拌針;（c）圓柱形攪拌針Fig.4 Temperature-time curve welded with different shape of stirring pins（a）screw-shaped pin;（b）circular truncated cone-shaped pin;（c）column-shaped pin

表2 不同攪拌針形下試板測溫點的峰值溫度Tab.2 Peak temperature of feature points with different shape of pins

表2列出采用三種攪拌針形攪拌頭焊接時，各測溫點的峰值溫度。不難發(fā)現(xiàn)，在用螺紋針形和圓臺針形攪拌頭時，CH001和CH006的峰值溫度較低，隨著攪拌頭行進，CH002和CH005，與CH003和CH004的峰值溫度值相差不大。而采用圓柱針形攪拌頭時，此種現(xiàn)象則不明顯，說明攪拌針的形狀對焊接熱輸入有一定的影響。采用螺紋針形和圓臺針形攪拌頭，焊接初始階段的熱輸入較采用圓柱針形攪拌頭時小。

由表2數(shù)據(jù)，在軸肩幾何參數(shù)完全相同的情況下，采用螺紋針形攪拌頭焊接時，試板上同一測溫點的峰值溫度明顯低于采用其他兩種針形攪拌頭焊接時該點的峰值溫度，說明攪拌針與試板之間的摩擦產(chǎn)熱對焊接過程中總的熱輸入也有貢獻。螺紋形攪拌針特殊的幾何特征，使得其攪拌摩擦焊接過程中，在促進塑態(tài)金屬的流動方面作用更多突出，而對摩擦產(chǎn)熱的貢獻則相對于圓臺形和圓柱形攪拌針要小。

2.4 圓柱形攪拌頭下試板溫度分布回歸分析

表3列出通過表1中1，6，7，8號實驗，采用軸肩為φ12的圓柱形攪拌頭焊接過程中，試板寬度方向上各測溫點的峰值溫度。

表3 距焊縫中心不同位置的峰值溫度Table 3 Peak temperature on different distance form welding center

圖5 溫度隨寬度變化的回歸曲線Fig.5 Regression curves for temperature distributions in the width direction

利用Origin軟件對所得數(shù)據(jù)進行曲線擬合，分別用線性模型和二次函數(shù)模型來描述溫度值在試板寬度方向上的變化規(guī)律［15］。函數(shù)方程為:

式中T表示試板寬度方向上距焊縫中心距離為d處的溫度，a1～a5為待定的常數(shù)，通過最小二乘法確定［16］。在最小二乘法里標(biāo)準(zhǔn)差用下式表示:

式中ΔT為實驗測量值與擬合值之差，i=4。

垂直焊縫方向上實驗測得的溫度值及兩個模型的擬合曲線如圖5所示。

直線模型方程式如下:二次函數(shù)模型方程式如下:

實驗測量的溫度、兩個模型的回歸溫度及得到的標(biāo)準(zhǔn)差如表4所示。從表中可以看出，二次函數(shù)模型的標(biāo)準(zhǔn)差較?。é?0.55℃），其對溫度在試板寬度方向變化規(guī)律擬合較好，與實驗所得結(jié)果較為吻合。

表4 不同模型回歸分析得到焊縫中心的溫度Table 4 Regression analysis for temperature prediction at the joint line with different models

3 結(jié)論

（1）軸肩與試板的摩擦熱是攪拌摩擦焊接熱輸入的主要來源，同樣焊接速度和轉(zhuǎn)速下，攪拌頭的軸肩越大，產(chǎn)生的焊接熱量越大，對應(yīng)試板測溫點溫度越高。

（2）針形對焊接初始階段試板溫度有明顯影響，采用螺紋形攪拌針和圓臺形攪拌針時，焊接初期試板溫度較采用圓柱形攪拌針低;在穩(wěn)定焊接階段，試板溫度與攪拌針的形狀，及各種針形攪拌作用下焊縫金屬的塑性流動有關(guān)，采用圓臺針形的試板溫度最高，圓柱針形的試板溫度次之，螺紋針形的最低。

（3）對圓柱針形下距焊縫不同距離的測溫點溫度進行擬合，得到了擬合曲線的解析式為T=400.89-5.43d+0.048d2，結(jié)果顯示與實測值較為吻合。

［1］THOMAS W M，NICHOLAS E D，NEEDHAM J C，et al.Friction Stir Welding［P］.International Patent Application No.PCT/GB92102203 and Great Britain Patent Application No.9125978.8，1991.

［2］王國慶，趙衍華.鋁合金的攪拌摩擦焊接［M］.北京:中國宇航出版社，2010.

［3］王大勇，馮吉才，王攀峰.攪拌摩擦焊熱輸入數(shù)值模型［J］.焊接學(xué)報，2005，26（3）:25-28.

（WANG Dayong，F(xiàn)ENG Jicai，WANG Panfeng.Numerical model of heat input from rotational tool during frictionstir welding［J］.Transactions of the China Welding Institution，2005，26（3）:25-28.）

［4］COLLIGAN K.Material flow behavior during of aluminum［J］.Welding Journal，1999（7）:229-237.

［5］THOMAS W M，NICHOLAS E D，SMITH S D.F developments.The Aluminum Joining Symposium，TWI，2001:11-15.

［6］COLEGROVE P A，THREADGIL P L.Development of the Trivex friction stir welding tool［J］.Science and Technology of welding and Joining，2003，13（2）:18-26.

［7］孫濤，王玉，高大路，等.薄板7075鋁合金攪拌摩擦焊三維有限元數(shù)值模擬［J］.熱加工工藝，2010，39（3）:158-161.

（SUN T，WANG Y，GAO DL，et al.Numerical Simulation of 3D Finite Element in Friction Stir Welding of 7075 Aluminum Alloy of Sheet 7075［J］.Hot Working Technology，2010，39（3）:158-161.）

［8］HILGERT J，SCHMIDT H N B，DOS SANTOS J F，et al.Thermal models for bobbin tool friction stir welding［J］.Journal of Materials Processing Technology，2011，211:197-204.

［9］吳佩君，王玉，高大路.2A70鋁合金攪拌摩擦焊接過程有限元分析［J］.熱加工工藝，2010，39（11）:153-157.

（WU P J，WANG Y，GAO D.Finite Element Analysis on Friction Stir Welding of 2A70 Al Alloy［J］.Hot Working Technology，2010，39（11）:153-157.）

［10］張文斌.2A12鋁合金攪拌摩擦焊溫度場及塑性材料流動的數(shù)值分析［D］.山東:山東大學(xué)材料加工工程系，2010.

（ZHANG W B.Numerical analysis of temperature field and the plastic flow of metal in friction stir welding of 2A12 aluminum alloy［D］.Shandong:Materials Processing Engineering of Shandong University.2010.

［11］DONGUN K，HARSHA B，JI H K，et al.Numerical simulation of friction stir butt welding process for AA5083-H18 sheets［J］.European Journal of Mechanics A/Solids，2010（29）:204-215.）

［12］MOHAMED A，LIONEL F，SIMON G，et al.Friction model for friction stir welding process simulation:Calibrations from welding experiments［J］.International Journal of Machine Tools＆ Manufacture，2010（50）:143-155.

［13］鄢東洋，史清宇，吳愛萍，等.攪拌摩擦焊接過程的試驗測量及分析［J］.焊接學(xué)報，2010，31（2）:67-70.

（YAN D Y，SHI Q Y，WU A P，et al.Measurement and analysis of friction stir welding process［J］.Transactions of the China Welding Institution，2010，31（2）:67-70.

［14］HWANG Y M，F(xiàn)AN P L，LIN C H ，et al.Experimental study on Friction Stir Welding of copper metals［J］.Journal of Materials Processing Technology，2010，210:1667-1672.

［15］HWANG Y M，KANG Z W，CHIOU Y C，et al.Experimental study on temperature distributions within the workpiece during friction stir welding of aluminum alloys［J］.Internatio HWANG nal Journal of Machine Tools＆Manufacture，2008，48:778-787.

［16］GIORDANO A A，HSU F M，Least Square Estimation with Applications to Digital Signal Processing［M］，Wiley，New York，1985.