盧曉紅，孫旭東，滕樂，孫世煊

(1.大連理工大學，大連 116024;2.首都航天機械有限公司，北京 100071)

0 前言

國內(nèi)CZ9重型火箭燃料貯箱材料選用2219鋁合金，厚度達到18 mm，通過攪拌摩擦焊(FWS)進行焊接[1]。攪拌頭是FSW工藝的重要組成部分，攪拌頭軸肩直徑、軸肩凹角、攪拌針細節(jié)形貌特征影響焊接過程中產(chǎn)熱方式、產(chǎn)熱量以及攪拌頭周圍的材料流動等，進而對焊接溫度場、焊縫組織和力學性能有重要影響[2-3]。目前厚板2219鋁合金FSW攪拌頭結構研究幾乎沒有，為了實現(xiàn)2219鋁合金厚板高質量焊接，亟待探求合理的攪拌頭結構參數(shù)。

眾多學者采用試驗方法探究了攪拌頭結構參數(shù)對FSW溫度場的影響。冀海貴[4]進行4 mm厚6061鋁合金雙軸肩FSW試驗，探究了攪拌頭不同結構尺寸參數(shù)和攪拌針形狀對焊接接頭宏觀形貌和微觀組織的影響規(guī)律，結果表明帶有螺紋和平面特征的攪拌針較優(yōu)。Gupta等人[5]使用多種細節(jié)形貌的攪拌針進行1120鋁合金FSW試驗，發(fā)現(xiàn)攪拌針幾何特征對焊接質量影響顯著，帶螺紋特征的攪拌針焊接得到的焊縫抗拉強度、斷后伸長率和彎曲強度更高，圓柱形攪拌針焊接得到的焊縫表現(xiàn)出更好的硬度和沖擊強度。趙藝達等人[6]探究了2024鋁合金FSW過程中攪拌針錐度與攪拌針表面螺紋頭數(shù)對焊縫塑性金屬塑性流動的影響。

隨著有限元仿真技術的發(fā)展，采用仿真模擬的方法對攪拌頭結構參數(shù)進行優(yōu)化設計引起學者關注。高月華等人[7]基于DEFORM-3D軟件研究了軸肩凹角和攪拌針錐角對FSW溫度的影響。宿浩[8]基于FLUENT建立了復雜截面形狀攪拌針的FSW過程仿真模型，探究了攪拌針形貌對焊接過程溫度場的影響。孫震[9]基于ANSYS軟件建立三維計算流體力學模型，研究了9種典型幾何形狀的攪拌針對FSW焊接熱過程的影響機理。顧乃建[10]利用ABAQUS中DFLUX子程序，分別對平軸肩-圓柱針、平軸肩-圓臺針、凹軸肩-圓柱針以及凹軸肩-圓臺針4種不同攪拌頭的FSW過程溫度場進行仿真研究。ANSYS和FLUENT等基于流體力學建立模型模擬FSW溫度場，忽略了焊接過程中焊件材料塑性變形產(chǎn)熱對焊接溫度場的影響，不能很好的模擬FSW焊接初始階段材料在較低溫度下的固相狀態(tài)。Deform-3D仿真難以考慮攪拌頭細節(jié)形貌特征對FSW溫度場的影響。

ABAQUS/CEL適合于復雜加工過程的熱-力-位移耦合仿真。FSW過程具有大變形、非線性等特征。ABAQUS/CEL的仿真方法使材料在網(wǎng)格中流動，不僅能體現(xiàn)焊接過程中焊件材料的固相和粘塑態(tài)流體特征，且對FSW加工過程中攪拌針螺紋等復雜細節(jié)形貌引起的仿真過程網(wǎng)格大變形有很好的適應性，故基于ABAQUS/CEL，考慮攪拌頭軸肩尺寸、攪拌針錐角、軸肩凹角、螺紋升角等重要細節(jié)特征，建立18 mm厚2219鋁合金攪拌摩擦焊過程仿真模型，深入探究攪拌頭結構參數(shù)對溫度場的影響，優(yōu)化攪拌頭結構參數(shù)。

1 FSW過程仿真模型

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

攪拌摩擦焊的攪拌頭幾何模型基于武漢重型機床集團有限公司的龍門式攪拌摩擦焊機床所用攪拌頭，軸肩直徑為32 mm，內(nèi)凹角度4°，攪拌針頂端直徑為15 mm，底端直徑為7 mm，攪拌針長為17.8 mm。攪拌針側壁有單螺紋以增加攪拌針的攪拌能力，螺紋升角3°。

彎曲表面容易引起網(wǎng)格畸變過大而使仿真停止，所以現(xiàn)有FSW過程仿真研究通常對攪拌針的細節(jié)形貌進行簡化。FSW過程中攪拌針螺旋曲面和光滑平面的滑移率差別很大，直接影響仿真輸出的溫度場的準確性[11]。為提高FSW過程仿真的準確性，建立了考慮細節(jié)形貌特征的攪拌頭三維模型，如圖1所示。

圖1 考慮細節(jié)形貌的攪拌頭三維模型

仿真建模中2219鋁合金焊件尺寸為150 mm×150 mm×18 mm。由于采用了CEL方法分析，所以在對焊件建模時，需要建立兩個焊件模型，一個為參與仿真過程的歐拉體模型，另一個為三維可變形實體模型，對歐拉體模型進行材料指派，不參與仿真過程。三維可變形實體模型尺寸與實際焊件尺寸相同。對于歐拉體模型尺寸，考慮到焊件材料在FSW過程中的變形和流動，在原有18 mm厚度的基礎上增加了6 mm，為材料在歐拉空體中的流動提供空間，在進行后處理時也能夠更加方便地觀察到材料的變形和溫度分布。所以歐拉體最終的尺寸確定為150 mm×150 mm×24 mm。

鑒于攪拌頭屬于三維實體，外貌形狀復雜，故選用C3D10MT的十結點熱耦合的二階四面體網(wǎng)格，并設定沙漏控制以防止網(wǎng)格畸變過大。攪拌頭網(wǎng)格尺寸設為1.4 mm。由于參考體只參與材料指派，故選用尺寸為5 mm的C3D8RT的八結點熱耦合立方體網(wǎng)格。歐拉體焊件網(wǎng)格尺寸設為0.7 mm。采用局部細化網(wǎng)格技術，降低了焊件網(wǎng)格數(shù)量，如圖2所示，網(wǎng)格類型采用歐拉體專用的EC3D8RT的八結點熱耦合歐拉網(wǎng)格，并設定減縮積分和沙漏控制，避免了網(wǎng)格畸變過大導致仿真終止。

圖2 網(wǎng)格劃分

1.2 材料模型

焊件材料2219-T8鋁合金化學元素成分如表1所示。將數(shù)據(jù)導入軟件JMat-Pro得到隨溫度變化的材料動態(tài)參數(shù)，如圖3所示。

表1 2219-T8鋁合金化學元素成分(質量分數(shù)，%)

圖3 材料參數(shù)

由于FSW屬于大變形加工過程，故選用Johnson-Cook 本構模型描述2219鋁合金流變應力與溫度、應變、應變速率間的關系[12-13]，具體形式如下。

(1)

(2)

表2 J-C本構參數(shù)表

1.3 FSW產(chǎn)熱機理和熱邊界條件

FSW焊接過程產(chǎn)熱主要由攪拌頭和焊件的摩擦生熱和焊件的自身塑性變形產(chǎn)熱兩部分構成，即

Q=Qf+Qp

(3)

式中：Q為產(chǎn)熱總量；Qf為摩擦生熱量；Qp為塑性變形產(chǎn)熱量。攪拌頭與焊板之間的摩擦產(chǎn)熱包括攪拌頭軸肩與焊板表面之間摩擦產(chǎn)熱Q1、攪拌針側面與焊板之間的摩擦產(chǎn)熱Q2和攪拌針底面與焊板之間的摩擦產(chǎn)熱Q3，即

Qf=Q1+Q2+Q3

(4)

(5)

(6)

(7)

式中：μ為摩擦系數(shù)；p為正壓力；n1為攪拌頭轉速；R1為軸肩半徑；R2為攪拌針大徑；R3攪拌針小徑；攪拌針錐角為2α。

塑性變形產(chǎn)生熱量Qp為

(8)

初始溫度設定為20 ℃，以模擬焊接周圍環(huán)境的溫度。隨著焊接的進行，焊件與周圍環(huán)境之間產(chǎn)生溫度差。FSW焊接過程焊件的散熱形式分為熱傳導、熱對流和熱輻射3種。在ABAQUS前處理相互作用界面設定焊件對墊板和焊件對夾具的對流換熱系數(shù)為100 W/(m2·℃)[4]，焊件對空氣的熱對流和熱輻射散熱為

(9)

式中：φb為Stefan-Boltzmann常數(shù)；εb為發(fā)射率；γcon為焊件、攪拌頭與空氣的對流換熱系數(shù)；Tw為焊件表面溫度；Troom為室溫，設為20 ℃；設定εb=0.09，γcon=10 W/(m2·℃)，Tr=20 ℃。

1.4 材料模型

FSW過程中，攪拌頭和焊件的相互作用機理復雜，在ABAQUS前處理中，攪拌頭和焊件接觸方式設定為通用接觸。在FSW焊接過程初期，攪拌頭和焊件之間的滑動摩擦是主要產(chǎn)熱方式，隨著2219鋁合金受熱升溫超過某一特定溫度而變成粘流態(tài)，被焊材料在攪拌頭旋轉作用下發(fā)生塑性流動，此時攪拌頭和焊件的剪切摩擦為主要的產(chǎn)熱方式。故選用隨溫度變化的修正庫倫摩擦模型，接觸界面剪應力如公式(10)所示[2]。摩擦系數(shù)如表3所示[14]。

表3 隨溫度變化的摩擦系數(shù)

(10)

式中：τfriction是摩擦剪應力；τshear滑移剪應力；μf是摩擦系數(shù)；σs是等效流動應力。

1.5 仿真實現(xiàn)和驗證

基于ABAQUS/CEL實現(xiàn)了2219鋁合金攪拌摩擦焊焊接下壓、停留和進給階段的仿真模擬[15]，如圖4所示。焊接核心區(qū)溫度場一般沿焊縫中心對稱分布，前進側的溫度高于后退側。溫度場的峰值溫度出現(xiàn)在軸肩的下方，約為515 ℃，最低溫度約為431 ℃。

圖4 2219鋁合金厚板攪拌摩擦焊過程仿真

在武漢重型機床集團有限公司的龍門式FSW機床進行了FSW試驗。采用基于K型熱電偶的FSW溫度場測試系統(tǒng)對焊接溫度場進行檢測。設置了350，400和450 r/min 3組不同攪拌頭轉速的焊接試驗，熱電偶在焊件的布置位置如圖5所示。AS代表前進側，RS代表后退側。點A位于AS側距焊縫中心10 mm、距焊件上表面3 mm、沿焊縫方向距焊件側邊25 mm處；點B位于RS側距焊縫中心10 mm、距焊件上表面3 mm、沿焊縫方向距焊件側邊25 mm處；點A與點B關于焊縫中心對稱分布；點C位于AS側距焊縫中心10 mm、距焊件上表面6 mm處，且在沿焊縫方向距離A點25 mm，并基于測溫系統(tǒng)獲取了測溫點A，B和C的溫度曲線。

試驗測得了攪拌頭轉速400 r/min時下壓、停留、進給過程中測溫點A和B熱循環(huán)曲線和攪拌頭轉速分別為350，400和450 r/min時測溫點C的實時溫度數(shù)據(jù)。同時基于ABAQUS/CEL后處理模塊，提取了相應焊接試驗測溫點實時溫度數(shù)據(jù)，并導入Origin中，獲得了相同測溫點的試驗和仿真的溫度曲線，對比結果如圖6所示。

圖6 試驗和仿真測溫點溫度循環(huán)曲線

分析可得不同轉速的5組試驗和仿真數(shù)據(jù)曲線走勢基本相同，峰值溫度相對誤差分別為2.9%，4.4%，3.5%，0.4%和1.5%，驗證了所建立的FSW過程仿真模型的有效性。

2 攪拌頭結構尺寸對焊接溫度場影響規(guī)律

在攪拌摩擦焊中，為增強攪拌頭的攪拌能力，進而增加材料流動性而減小焊件板厚方向溫差，在攪拌針上添加軸肩凹角、螺紋等細節(jié)結構尺寸。而在目前仿真研究中，為了防止網(wǎng)格畸變而使仿真停止，大多對攪拌頭模型進行簡化處理，難以探究攪拌針的結構參數(shù)對焊接溫度場影響。由于ABAQUS/CEL仿真方法對非線性大變形仿真過程的適應性較好，在采用帶螺紋的圓臺形攪拌針的基礎上，考慮攪拌頭軸肩直徑、軸肩凹角、攪拌針錐角、攪拌針螺紋升角4種影響因素，設計了4因素3水平L9(34)正交試驗，探究攪拌頭的細節(jié)結構對焊接溫度場的影響規(guī)律[16-17]，并對攪拌頭的結構尺寸進行優(yōu)化設計，正交試驗設計方案和試驗結果如表4所示。

表4中Ti為各因素同一水平試驗指標之和，Ri為各因素極差值。根據(jù)表4正交試驗方案建立不同結構尺寸的攪拌頭幾何模型，如圖7所示。

圖7 9種不同結構參數(shù)的攪拌頭三維模型

表4 正交試驗方案及結果

依據(jù)不同的攪拌頭結構參數(shù)組合方案，采用攪拌頭轉速400 r/min、焊接速度100 mm/min，下壓速度20 mm/min的參數(shù)組合進行FSW溫度場仿真，并提取焊件厚度方向的溫度差值，進而算出每個影響因素的極差。分析發(fā)現(xiàn)軸肩直徑對核心區(qū)厚度方向溫差的影響最為顯著，螺紋升角的影響次之，而軸肩凹角和攪拌針錐角對溫差幾乎沒有影響。這是因為軸肩與焊件摩擦產(chǎn)熱遠遠大于攪拌針側壁與焊件摩擦產(chǎn)熱，熱量由軸肩下方傳向焊件底部。攪拌針的螺紋升角影響材料的流動性，進而影響焊件厚度方向溫差。

不同攪拌頭結構參數(shù)組合下核心區(qū)峰值溫度和最低溫度如圖8所示，厚度方向溫差如圖9所示?，F(xiàn)有研究表明，當焊接核心區(qū)最高溫度為鋁合金液相線溫度的80%左右時，焊接接頭的抗拉強度最高[18]，最低溫度低于鋁合金固相線溫度的80%時，接頭的抗拉強度顯著降低[19]。綜合考慮，可知第8組試驗中的峰值溫度在攪拌摩擦焊的合理范圍內(nèi)，且溫度差值最小，因此認為第8組試驗參數(shù)為攪拌頭的最優(yōu)參數(shù)組合。

圖8 焊件厚度方向峰值溫度和最低溫度

圖9 焊件厚度方向溫差

3 結論

(1)考慮攪拌頭細節(jié)形貌特征，基于ABAQUS/CEL建立了18 mm厚2219鋁合金FSW過程仿真模型，實現(xiàn)了下壓、停留、進給階段的模擬，獲得了焊接過程溫度場分布和測溫點溫度循環(huán)曲線，通過熱電偶測溫試驗進行驗證，測溫點峰值溫度的最大相對誤差為4.4%，平均相對誤差為2.5%，實現(xiàn)了焊接溫度的高精度預測，驗證了所建立的FSW過程仿真模型的有效性。

(2)考慮攪拌頭的軸肩尺寸、攪拌針錐角、軸肩凹角、螺紋升角4種細節(jié)結構尺寸，設計了4因素3水平正交試驗，針對9種不同攪拌頭結構尺寸分別建立幾何模型，進行FSW過程仿真，仿真結果可知，軸肩直徑對攪拌摩擦焊核心區(qū)溫差的影響最顯著；攪拌針螺紋升角的影響次之，攪拌針錐角和軸肩凹角的影響最弱。

(3)在轉速為400 r/min、下壓速度為20 mm/min、焊接速度為100 mm/min的焊接工藝參數(shù)組合下，攪拌頭的軸肩尺寸為36 mm、攪拌針錐角為6°、軸肩凹角為2.5°、螺紋升角為11°時，焊接核心區(qū)峰值溫度和最低溫度處于合理的焊接溫度區(qū)間，而且厚度方向溫差最小，是較優(yōu)的結構參數(shù)組合。