趙華夏，李登常，王 月，姬書得

（1.中國航空制造技術(shù)研究院，北京 100024；2.沈陽航空航天大學(xué)航空宇航學(xué)院，沈陽 110136）

攪拌摩擦點(diǎn)焊（Friction Stir Spot Welding，F(xiàn)SSW）技術(shù)具有焊接接頭質(zhì)量高、焊接過程能耗低等優(yōu)點(diǎn)，在輕質(zhì)金屬的連接領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景[1]。但是，傳統(tǒng)攪拌摩擦點(diǎn)焊焊接結(jié)束后會在焊點(diǎn)中心留下匙孔，不僅降低接頭的力學(xué)性能，而且影響接頭的美觀程度[2–3]。為此，德國GKSS 研究中心發(fā)明了一種回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊（Refill Friction Stir Spot Welding，RFSSW）技術(shù)。該技術(shù)使用由固定的壓緊環(huán)、旋轉(zhuǎn)的套筒及攪拌針組成的攪拌工具；通過攪拌工具各組件的相對運(yùn)動，在下扎階段中收集溢出的材料并在回填階段中將收集的材料填充至匙孔，最后獲得無匙孔的點(diǎn)焊接頭[2]。

RFSSW 焊接過程可以分為4 個階段：摩擦階段、下扎階段、回填階段和撤離階段[2，4]。根據(jù)下扎方式的差異，RFSSW 工藝又可分為攪拌針下扎式與套筒下扎式兩種方法。前者是在下扎階段攪拌針下扎且套筒回抽，攪拌針下方的材料在壓力作用下流入套筒回抽形成的空間；在回填階段套筒下壓且攪拌針回抽，套筒下方的材料流入攪拌針回抽形成的空間，完成匙孔的填充。后者的攪拌工具運(yùn)動方式與前者相反，即在下扎階段套筒下扎且攪拌針回抽，而在回填階段攪拌針下壓且套筒回抽。

與攪拌針下扎式方法相比，套筒下扎式方法獲得的搭接接頭連接面積更大，因此相關(guān)研究更為廣泛[5]。然而，國內(nèi)外學(xué)者在使用套筒下扎式方法焊接時經(jīng)常會發(fā)現(xiàn)焊接接頭中存在孔洞缺陷和未完全填充缺陷，如圖1 所示[2]。Anders 等[6]認(rèn)為在套筒運(yùn)動軌跡上出現(xiàn)的不連續(xù)孔洞是由于焊接溫度較低導(dǎo)致的材料塑化不足而形成的。Chai 等[7]在2060鋁合金的RFSSW 試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)孔洞缺陷，并認(rèn)為材料損失和混合不充分是缺陷產(chǎn)生的主要原因。Login 等[8]設(shè)計并制造了底面帶有螺旋凹槽的套筒，試驗(yàn)結(jié)果表明，底面螺旋凹槽可以有效減少孔洞缺陷。上述研究表明，材料流動不充分是導(dǎo)致焊接過程中形成孔洞和未填充缺陷的而主要原因。

RFSSW 由攪拌摩擦焊（Friction stir welding，F(xiàn)SW）工藝演變而來，焊接過程中充足的材料流動行為是獲得無缺陷焊接接頭的關(guān)鍵因素。眾多的FSW 研究結(jié)果表明，在攪拌頭表面開設(shè)凹槽是改善材料流動行為的有效途徑[9]。鑒于此，本研究提出在套筒表面開設(shè)傾斜凹槽的思想，以期改善RFSSW 過程中沿板厚方向的流動行為；利用Fluent 軟件建立RFSSW 過程的有限元模型，重點(diǎn)研究凹槽及其寬度對于材料流動速度的影響。本文研究成果對于提高RFSSW 接頭的焊接質(zhì)量以及RFSSW 工藝的實(shí)際工程應(yīng)用具有一定的意義。

有限元模型的建立

1 實(shí)體模型與網(wǎng)格劃分

本研究分別設(shè)計了圖2 所示的側(cè)面無凹槽和凹槽寬度分別為0.5mm、0.75mm、1mm 的4 種套筒，如圖1 所示。除凹槽外，套筒其他參數(shù)相同。套筒內(nèi)徑為5mm，外徑為9mm。對于圖2（b）、（c）、（d）的套筒，凹槽數(shù)量為6，凹槽的傾角為45°，長度為4mm，深度為0.25mm。

本文主要以點(diǎn)焊接頭的搭接區(qū)為研究對象建立流場有限元模型，圖3 給出了有限元網(wǎng)格劃分情況，其中的套筒凹槽寬度為0.75mm。為了保證計算精度并提高計算效率，流場區(qū)域劃分為非均勻網(wǎng)格，并在攪拌工具附近進(jìn)行了加密處理。

2 邊界條件和材料屬性

將流場中套筒的外側(cè)面、底面、內(nèi)側(cè)面和攪拌針底面等繞攪拌工具軸心轉(zhuǎn)動的表面設(shè)為旋轉(zhuǎn)壁面，轉(zhuǎn)速均為2000r/min；其他沒有和套筒接觸的表面為固定壁面；板材上表面和側(cè)面為對流散熱，散熱系數(shù)設(shè)為40W/（m2·℃）；板材下表面和工作臺為接觸散熱，散熱系數(shù)設(shè)為100W/（m2·℃）。

以2024 鋁合金為研究對象，使用熱流耦合方法研究焊接過程中的材料流動，其中涉及到的材料屬性分別為密度2700kg/m3、比熱容1172J/（kg·℃）、導(dǎo) 熱 系 數(shù)176W/（m·℃）；模擬中的流體為非牛頓流體，考慮到了熱輸入對流動應(yīng)力的影響，將攪拌工具附近的流體黏度系數(shù)設(shè)定為400Pa·s，其他位置為7000Pa·s[10–11]。

3 求解方法

本文使用RNGk–ε模型對流場進(jìn)行求解，與常規(guī)k–ε模型相比該模型增加了R方程，可以更好地預(yù)測高、低雷諾數(shù)下的流動，其具有較高的計算精度和較廣的應(yīng)用范圍；該模型還考慮到了湍流旋渦問題，適用于攪拌摩擦（點(diǎn)）焊的流場求解[12]。求解過程中使用了收斂速度更快的PISO 算法，該算法具有對相鄰網(wǎng)格計算結(jié)果的預(yù)測和修正功能，可以在不調(diào)整各項收斂因子的情況下獲得最佳解[13]。對于壓力方程、動量方程、能量方程，均采用穩(wěn)定性更好的二階迎風(fēng)格式，利于獲得更高精度的結(jié)果。

圖2 不同寬度凹槽的套筒形貌Fig.2 Sleeves with different groove widths

試驗(yàn)材料及方法

為了驗(yàn)證本文建立有限元模型的正確性，分別使用1.2mm 和2mm厚的2024–T4 鋁合金作為上下板進(jìn)行搭接試驗(yàn)，材料屬性如表1 所示。使用RPS100SK10 型設(shè)備進(jìn)行RFSSW 焊接試驗(yàn)，焊接所用攪拌工具的壓緊環(huán)外徑18mm、內(nèi)徑9.2mm，套筒外徑9mm、內(nèi)徑5.2mm，攪拌針直徑為5mm。焊接參數(shù)分別為轉(zhuǎn)速2000r/min、下扎深度2.2mm。焊接前使用砂紙去除試件表面的氧化膜，焊接完成后使用電火花線切割機(jī)床過焊點(diǎn)中心截取金相試樣；使用由粗到細(xì)的砂紙打磨金相試樣，最后在拋光機(jī)上拋光。使用凱勒試劑腐蝕金相試樣15s 后，使用Olympus–GX71 光學(xué)顯微鏡進(jìn)行橫截面觀察。

結(jié)果與討論

1 模擬結(jié)果的試驗(yàn)驗(yàn)證

圖4 為下扎結(jié)束時刻的過攪拌工具軸線的垂直截面和套筒底面下方0.1mm 處的水平截面。觀察速度矢量圖可以發(fā)現(xiàn)，點(diǎn)焊過程中的材料流動速度最大的區(qū)域位于套筒外側(cè)面，套筒外側(cè)材料的流動速度隨到套筒距離的增加而降低。套筒內(nèi)部的材料在攪拌針和套筒的共同驅(qū)動下，圍繞攪拌工具軸線做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動。與套筒底面接觸的材料同樣具有較高的流動速度，且速度值隨到攪拌工具軸線距離的增加而減小。

圖3 RFSSW過程有限元網(wǎng)格Fig.3 Mesh generation of RFSSW process

圖5 為試驗(yàn)所得的無匙孔接頭的橫截面。套筒下方的材料在套筒運(yùn)動過程中經(jīng)歷了被打碎和回填的過程，材料流動劇烈，因此搭接界面處的包鋁層和周圍的材料充分混合，最后消失；攪拌針下方的材料受攪拌工具的驅(qū)動作用較弱，導(dǎo)致焊接結(jié)束后的搭接界面包鋁層仍明顯存在。因此，圖4 中搭接界面處包鋁層的分布與圖3 中材料流動速度分布所體現(xiàn)的材料流動規(guī)律一致。在焊接過程中，與組成攪拌工具的攪拌針及套筒相接觸的材料經(jīng)歷高溫及大應(yīng)變，導(dǎo)致動態(tài)再結(jié)晶的發(fā)生，研究者常把發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶的區(qū)域稱為焊核區(qū)[14]。對圖5 中焊核區(qū)的寬度與高度進(jìn)行測量，其值分別為9.3mm 以及2.4mm，分別大于套筒的外徑（9mm）與下扎深度（2.2mm）。焊核區(qū)的實(shí)際范圍大于套筒的直接作用區(qū)的結(jié)果說明：套筒外側(cè)的部分材料亦經(jīng)歷了高速流動，且高速流動區(qū)域有限；這亦與如圖4 所示的材料流動速度分布規(guī)律吻合，進(jìn)一步驗(yàn)證本文建立有限元模型的正確性。同時，熱機(jī)影響區(qū)呈帶狀分布在呈盆形的焊核區(qū)兩側(cè)和下方，且熱機(jī)影響區(qū)極窄。試驗(yàn)用套筒的外壁光滑，差的材料驅(qū)動作用導(dǎo)致套筒對材料的攪拌效果較弱，因此在焊接過程中套筒外側(cè)處的材料未能與回填材料進(jìn)行混合，形成了明顯的套筒退出線。研究發(fā)現(xiàn)，退出線處容易形成未填充缺陷和裂紋，極大地影響接頭的力學(xué)性能。

表1 2024–T4鋁合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 1 Mass fraction of chemical compositions of 2024-T4 aluminum alloy %

圖4 RFSSW流場速度分布矢量圖Fig.4 Flow velocity distribution during RFSSW

圖5 RFSSW接頭宏觀形貌Fig.5 Macroscopic morphology of cross-section of RFSSW joint

2 凹槽寬度對材料流動的影響

圖6 為凹槽寬度為0.75mm 時過攪拌工具軸線的流場垂直截面。觀察可以發(fā)現(xiàn)套筒外側(cè)面處材料在板厚方向流動劇烈，上方的材料聚集后沿凹槽向下流動，并在套筒端面處得到釋放。該現(xiàn)象可以使用王曉東等[9]的抽吸–擠壓理論進(jìn)行解釋：套筒順時針旋轉(zhuǎn)時，凹槽壁面會給凹槽內(nèi)的材料提供一個向下的分力，使得材料沿凹槽向下流動，同時在凹槽頂部形成一個瞬時空腔，周圍的塑化材料在空腔的吸力作用下流向凹槽并填補(bǔ)空腔；材料在凹槽的作用下向下流動，在套筒底部積聚，壓迫周圍的材料向外側(cè)遷移。材料在套筒底部積聚有助于減小焊接過程中的缺陷的產(chǎn)生可能性；在下扎結(jié)束時材料在最大下扎位置積聚，有助于減少孔洞缺陷；在回填階段隨著套筒回抽，材料在回抽路徑上積聚，有助于減少回抽路徑上的未填充缺陷。此外，相比外側(cè)光滑的套筒，側(cè)面帶有凹槽的套筒對材料具有更強(qiáng)的攪拌作用，使材料流動劇烈進(jìn)而套筒外側(cè)材料和回填材料混合充分，有助于消除回抽路徑上孔洞類缺陷的產(chǎn)生[15]。

由上述分析可知，材料向下流動的行為對于避免RFSSW 接頭中的孔洞或未充分填充缺陷具有重要影響，因此下面主要分析凹槽寬度對材料向下流動行為的影響規(guī)律。圖7（a）、（b）、（c）為帶有不同寬度凹槽的套筒的流場水平截面。為了更清晰地表征材料高速流動區(qū)域范圍，圖7 中僅顯示材料向下流動速度≥1mm/s 的區(qū)域。觀察可以發(fā)現(xiàn)，材料向下流動的區(qū)域呈環(huán)形分布在套筒外側(cè)；隨著凹槽寬度的增加，材料的最大向下流動速度降低，但向下流動的高速區(qū)域變大。分析認(rèn)為，凹槽變寬后進(jìn)入凹槽的材料更容易從凹槽內(nèi)滑移出來，造成凹槽內(nèi)材料沿板厚方向的速度下降；滑移出凹槽的材料仍具有較大的向下流動速度，并帶動周圍的材料向下流動，因此材料向下流動的范圍變大。圖7（d）為凹槽寬度為0.75mm 時凹槽附近的流場，觀察可以發(fā)現(xiàn)材料向下流動速度較大的區(qū)域主要集中在凹槽與套筒外表面相切的圓弧（即圖中黑色弧線）處。自該弧線向凹槽內(nèi)部和外部材料流動速度均有所下降，且凹槽內(nèi)部速度下降更快。在凹槽對流體的驅(qū)動下，凹槽前后均有較大的材料向下流動區(qū)域。

為了更加準(zhǔn)確地比較凹槽寬度對材料向下流動影響，分別對攪拌工具周圍材料向下流動速度大于1mm/s 和大于10mm/s 的區(qū)域內(nèi)材料的流量進(jìn)行了統(tǒng)計（表2）。統(tǒng)計結(jié)果表明，當(dāng)凹槽寬度為0.75mm 時，在兩種統(tǒng)計區(qū)域下的材料流量最大。盡管凹槽寬度在0.5mm 時材料向下流動速度較大，但是凹槽較窄，造成材料流動效果較差。與0.75mm 凹槽相比，較寬的1mm 凹槽內(nèi)的流動速度相對較低，導(dǎo)致促進(jìn)材料流動的效果弱于0.75mm 凹槽。因此，選擇合理的凹槽寬度對于改善材料向下流動行為是非常重要的。在本研究中較佳的的凹槽寬度為0.75mm。

結(jié)論

（1）通過RFSSW 焊點(diǎn)橫截面形貌驗(yàn)證了流場有限元模型的正確性；提出了在套筒側(cè)面添加凹槽以促進(jìn)材料流動的思想。

（2）套筒側(cè)面凹槽有助于材料沿板厚方向流動，使得材料在套筒根部積聚，有助于消除套筒最大下壓位置的孔洞缺陷；回抽過程中，材料在凹槽的作用下向下流動，在回抽路徑上積聚，有助于消除回抽路徑上的未填充缺陷。

（3）套筒側(cè)面凹槽寬度為0.75mm 時，促進(jìn)材料向下流動的效果最好；凹槽與套筒外表面相切處的材料流動速度較大。

圖6 凹槽寬度為0.75mm時材料流動速度矢量圖Fig.6 Flow velocity distribution of material under the groove width of 0.75mm

表2 材料流量的對比Table 2 Comparison of material flow volumes cm3·s–1