王遠(yuǎn)見，劉 坤，許 楠，宋亓寧，包曄峰

河海大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，江蘇 常州 213022

0 前言

鋁合金具有密度小、比強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于航空航天、交通運(yùn)輸和汽車制造等結(jié)構(gòu)輕量化制造領(lǐng)域[1]。鋁合金結(jié)構(gòu)件的制造離不開焊接工藝。目前，鋁合金焊接主要采用熔化焊方法，獲得的焊縫通常具有氣孔、裂紋等缺陷，嚴(yán)重惡化焊接接頭的力學(xué)性能。1991年英國(guó)焊接研究所Thomas[2]等人專門針對(duì)鋁合金發(fā)明的攪拌摩擦焊（Friction Stir Welding，F(xiàn)SW）可在材料熔點(diǎn)以下實(shí)施焊接，能有效避免氣孔、裂紋等缺陷。當(dāng)前關(guān)于鋁合金FSW的研究主要集中在微觀組織演變和力學(xué)性能優(yōu)化等方面。在實(shí)際工業(yè)生產(chǎn)中，通過焊接試驗(yàn)的方法直接獲得焊縫組織和力學(xué)性能等信息的成本較高，因此數(shù)值模擬成為預(yù)測(cè)焊縫微觀組織和力學(xué)性能的主要方法[3-6]。FSW過程中熱-力耦合關(guān)系復(fù)雜，而焊接溫度場(chǎng)能夠直觀地反映焊縫溫度分布和材料流動(dòng)情況。通過溫度場(chǎng)和材料流動(dòng)的模擬研究可以進(jìn)一步了解焊縫微觀組織形成機(jī)制，對(duì)焊接參數(shù)的優(yōu)化及避免缺陷形成具有重要的指導(dǎo)意義。

本研究以6061-T6鋁合金為研究對(duì)象，采用SYSWELD有限元分析軟件對(duì)不同工藝參數(shù)下焊接的溫度場(chǎng)和材料流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬，研究FSW過程焊縫溫度分布和材料流動(dòng)規(guī)律。最后進(jìn)行FSW焊接試驗(yàn)，利用電子背散射衍射（EBSD）技術(shù)對(duì)焊縫截面不同位置的微觀組織進(jìn)行表征，以驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性。

1 有限元模型

1.1 網(wǎng)格劃分

6061-T6鋁合金FSW的幾何模型和網(wǎng)格劃分如圖1所示。FSW模型由待焊工件、攪拌頭和墊板構(gòu)成，由于攪拌針與軸肩分別與母材摩擦產(chǎn)熱，故軸肩和攪拌針附近的網(wǎng)格劃分較為稠密，遠(yuǎn)離以上區(qū)域的網(wǎng)格劃分較為稀疏。

圖1 有限元網(wǎng)格劃分Fig.1 Mesh of finite element model

1.2 仿真計(jì)算參數(shù)

FSW過程中待焊工件的初始溫度為室溫，散熱方式主要為對(duì)流散熱和熱傳導(dǎo)。工件與空氣為對(duì)流散熱，散熱較慢，散熱系數(shù)取為25 W/（m2·K）；而工件底面與墊板通過熱傳導(dǎo)散熱，散熱較快，散熱系數(shù)取200 W/（m2·K）[7]。同時(shí)為了防止工件在FSW過程中發(fā)生剛性移動(dòng)，將工件x、y、z方向速度設(shè)置為0。建模仿真所用的攪拌頭外形和尺寸如圖2所示，加工參數(shù)選擇為：焊速120 mm/min，下壓量0.2 mm，分析攪拌頭轉(zhuǎn)速為700～1 000 r/min時(shí)的焊縫溫度場(chǎng)和軸肩附近材料流動(dòng)的變化。

圖2 攪拌頭示意Fig.2 Schematic graph of the tool

FSW的熱輸入主要來源于攪拌頭和工件之間的摩擦熱。FSW過程中的摩擦熱是由軸肩、攪拌針以及攪拌針端面與母材摩擦產(chǎn)生的熱量組成，分別記為Q1、Q2、Q3[8]

Q為FSW焊接總熱輸入，將代入上式可得：

式中R1為軸肩半徑；R2為攪拌頭根部半徑；R3為攪拌頭端部半徑；σY為鋁合金屈服強(qiáng)度；τY為屈服剪切應(yīng)力；n為攪拌頭轉(zhuǎn)速；α為錐角；β為軸肩內(nèi)凹角。

1.3 模擬計(jì)算結(jié)果

6061-T6鋁合金在轉(zhuǎn)速為800 r/min、焊接速度為120 mm/min、下壓量為0.2 mm時(shí)FSW焊縫表面和截面的溫度場(chǎng)分布如圖3所示。由圖3a可知，焊縫峰值溫度為455.4℃，位于攪拌頭后方軸肩區(qū)域。溫度場(chǎng)在工件表面呈橢圓狀，且攪拌頭前端溫度梯度比后方溫度梯度大。這是由于待焊母材逐漸進(jìn)入攪拌區(qū)使攪拌頭前端溫度有所降低，同時(shí)攪拌頭后方的軸肩對(duì)已形成的焊縫有保溫作用，因此攪拌頭后端區(qū)域散熱慢。由圖3b可知，溫度在焊縫截面呈M形分布，且軸肩區(qū)域溫度比焊縫中心溫度高。

圖3 6061-T6鋁合金FSW焊縫表面和截面的溫度場(chǎng)分布Fig.3 Temperature distribution of the surface and the cross-section of the FSW 6061-T6 aluminum alloy joint

在工件表面垂直焊縫方向取若干點(diǎn)，并記錄各點(diǎn)處在不同攪拌頭轉(zhuǎn)速條件下的溫度變化，如圖4所示。不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下的溫度變化曲線如圖5所示，可以發(fā)現(xiàn)在垂直于焊縫方向溫度呈M形不對(duì)稱分布，軸肩邊緣處溫度最高，隨著距軸肩邊緣距離的增加，溫度快速下降，且前進(jìn)側(cè)溫度比后退側(cè)溫度高。圖5b是E點(diǎn)與F點(diǎn)在不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下溫度隨時(shí)間的變化曲線。當(dāng)攪拌頭經(jīng)過E點(diǎn)與F點(diǎn)時(shí)溫度快速升高，達(dá)到峰值溫度后，由于焊后余熱對(duì)該點(diǎn)處有保溫作用，溫度緩慢下降。同時(shí)還可以看出隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的增加，峰值溫度逐漸增大。對(duì)比E、F兩點(diǎn)在不同轉(zhuǎn)速下溫度變化曲線，可以清楚地看到F點(diǎn)溫度比E點(diǎn)溫度低，進(jìn)一步驗(yàn)證了軸肩溫度比攪拌中心溫度高。

圖4 工件表面溫度測(cè)量點(diǎn)Fig.4 Selected temperature measurement positions of the workpiece surface

圖5 不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下溫度變化曲線Fig.5 Temperature curves with different rotation speed

FSW通過高速旋轉(zhuǎn)的攪拌頭與母材摩擦產(chǎn)熱，溫度升高使得攪拌頭附近材料受熱發(fā)生熱塑性變形，隨著攪拌頭的轉(zhuǎn)動(dòng)母材金屬隨之發(fā)生塑性流動(dòng)而形成致密的焊縫。焊縫表面和截面處材料的流速變化如圖6所示，軸肩表面區(qū)域直接和材料接觸，其流速最大，遠(yuǎn)離軸肩范圍材料的流速急劇下降（見圖6a）。圖6b為焊縫橫截面流速分布，可以清楚看出厚度方向上與軸肩表面直接接觸焊縫流速最大，遠(yuǎn)離軸肩焊縫流速快速下降。

圖6 6061-T6鋁合金FSW焊縫表面和截面的流速分布Fig.6 Material flow velocity of the surface and the cross-section of the FSW 6061-T6 aluminum alloy joint

在不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下焊縫峰值溫度和材料流速的變化如圖7所示。隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的增加，焊縫峰值溫度逐漸增大，且始終低于母材熔點(diǎn)。另外，材料流速受到攪拌頭轉(zhuǎn)速影響較大，且隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的增加材料流速增大。

圖7 不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下焊縫峰值溫度和材料流速Fig.7 Peak temperature and material flow rate with different rotation speed

2 6061-T6鋁合金FSW焊接試驗(yàn)

FSW焊接試驗(yàn)?zāi)覆臑? mm厚A6061-T6鋁合金。焊接設(shè)備型號(hào)為FSW-TS08，攪拌頭材料為H13鋼。焊接速度為120 mm/min，攪拌頭轉(zhuǎn)速分別為700 r/min和1 000 r/min。利用裝配有EBSD的場(chǎng)發(fā)射掃描電子顯微鏡對(duì)焊縫前進(jìn)側(cè)、中心和后退側(cè)進(jìn)行表征和測(cè)試。EBSD測(cè)試位置如圖8所示，圖中WD、TD、ND分別表示焊接方向、垂直方向和橫截面方向。最后采用TSL-OIM Analysis7.0軟件對(duì)EBSD數(shù)據(jù)進(jìn)行分析和處理，并定義晶界取向差2°～15°為小角度晶界，大于15°為大角度晶界[9-10]。

圖8 EBSD測(cè)試位置示意Fig.8 Locations of EBSD examination

在攪拌頭轉(zhuǎn)速為700 r/min、1 000 r/min時(shí)焊縫中心的EBSD測(cè)試結(jié)果如圖9、圖10所示。利用截線法分別求得攪拌區(qū)的平均晶粒尺寸為5.7 μm和8.5 μm，可以發(fā)現(xiàn)隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的增加，平均晶粒尺寸增大。這是因?yàn)檗D(zhuǎn)速增加使攪拌頭與材料之間的摩擦加劇而造成熱輸入增加，熱輸入越大，焊縫冷卻速度逐漸降低，因此晶粒發(fā)生長(zhǎng)大。另外，隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的增加，焊縫受到剪切應(yīng)力增大，材料流動(dòng)更為劇烈，造成小角度晶界的比例增大。

圖9 不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下焊縫中心的反極圖Fig.9 Inverse pole figure of the weld center with different rotation speed

圖10 不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下攪拌區(qū)中心的微取向差分布Fig.10 Misorientation angle distribution of the weld center with different rotation speed

在攪拌頭轉(zhuǎn)速為700 r/min時(shí)對(duì)焊縫前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)進(jìn)行EBSD測(cè)試，結(jié)果如圖11、圖12所示。攪拌頭轉(zhuǎn)速一定時(shí)前進(jìn)側(cè)平均晶粒尺寸為6.4 μm，而后退側(cè)的平均晶粒尺寸為5.4 μm，前進(jìn)側(cè)晶粒比后退側(cè)晶粒大。這是由于前進(jìn)側(cè)旋轉(zhuǎn)方向與焊接方向相同，而后退側(cè)則相反，導(dǎo)致材料在前進(jìn)側(cè)的應(yīng)變速率較后退側(cè)大，且前進(jìn)側(cè)溫度比后退側(cè)高。同時(shí)還可以發(fā)現(xiàn)前進(jìn)側(cè)小角度晶界的比例高于后退側(cè)。由上述分析可知，前進(jìn)側(cè)應(yīng)變率較后退側(cè)高，在塑性變形的作用下，部分小角度晶界未發(fā)生回復(fù)而保留下來，使得前進(jìn)側(cè)小角度晶界組分比例增加。

圖11 攪拌頭700 r/min的轉(zhuǎn)速下前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)的反極圖Fig.11 Inverse pole figure of advancing and retreating side with rotation speed of 700 r/min

圖12 攪拌頭轉(zhuǎn)速700r/mim時(shí)前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)的取向差分布Fig.12 Misorientation angle distribution of advancing and retreating side with rotation speed of 700 r/min

在攪拌頭轉(zhuǎn)速分別為700 r/min、1 000 r/min時(shí)焊縫中心的｛111｝晶面極圖與面心立方金屬中常見剪切織構(gòu)的｛111｝標(biāo)準(zhǔn)極圖如圖13所示。通過與標(biāo)準(zhǔn)極圖的對(duì)比，發(fā)現(xiàn)6061-T6鋁合金的焊縫中心呈B型[12]<110>剪切織構(gòu)，且隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的增加，焊縫母材織構(gòu)強(qiáng)度增大。這是由于攪拌頭轉(zhuǎn)速增加會(huì)使攪拌區(qū)塑性變形更為劇烈，材料受到的剪切應(yīng)力增大。

圖13 不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下焊縫中心的｛111｝極圖Fig.13｛111｝Pole figures of the weld center with different rotation speed

由前述內(nèi)容可知，通過6061-T6鋁合金的FSW焊接試驗(yàn)觀察不同攪拌頭轉(zhuǎn)速攪拌區(qū)中心以及相同轉(zhuǎn)速下前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)的微觀組織變化，發(fā)現(xiàn)在不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下焊縫中心的晶粒尺寸隨著轉(zhuǎn)速的增加而變大。結(jié)合焊接溫度場(chǎng)的模擬結(jié)果認(rèn)為其主要原因是轉(zhuǎn)速增加使攪拌頭與材料之間的摩擦加劇從而造成熱輸入增加，以及焊縫冷卻速度減慢導(dǎo)致晶粒發(fā)生長(zhǎng)大。從｛111｝極圖可以看出，隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的增加剪切織構(gòu)強(qiáng)度增強(qiáng)，結(jié)合FSW流場(chǎng)的模擬結(jié)果可知，攪拌頭轉(zhuǎn)速增加會(huì)導(dǎo)致焊縫表面材料流速增大，材料受到的剪切應(yīng)力增加使晶粒的擇優(yōu)取向趨于明顯。

綜上所述，通過模擬仿真與焊接試驗(yàn)對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速增加，焊縫溫度逐漸升高，材料流動(dòng)更為劇烈，導(dǎo)致焊縫晶粒長(zhǎng)大，并表現(xiàn)出較強(qiáng)的剪切織構(gòu)。焊接試驗(yàn)驗(yàn)證了數(shù)值模擬的可靠性，為后續(xù)利用數(shù)值模擬技術(shù)對(duì)焊縫溫度場(chǎng)和材料流動(dòng)進(jìn)行深入研究提供了參考依據(jù)。

3 結(jié)論

（1）隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的增大，焊縫峰值溫度增大，最高溫度位于攪拌頭后方。隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速升高，焊縫材料流動(dòng)速度增大，在厚度方向上，距離軸肩越近材料流速最大。

（2）焊縫橫截面方向溫度呈不對(duì)稱M形分布，最高溫度位于軸肩，遠(yuǎn)離軸肩溫度快速降低，且前進(jìn)側(cè)溫度比后退側(cè)高。

（3）不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下焊縫中心的晶粒尺寸隨著轉(zhuǎn)速的增加而變大，小角度晶粒比例增加，剪切織構(gòu)強(qiáng)度增強(qiáng)；相同攪拌頭轉(zhuǎn)速下前進(jìn)側(cè)晶粒尺寸和小角度晶粒比例較后退側(cè)大。通過觀察分析焊核區(qū)微觀組織晶粒，間接判斷焊縫不同區(qū)域溫度分布，從而驗(yàn)證了數(shù)值模擬的可靠性。