6061鋁合金盒體的攪拌摩擦封裝溫度場研究

李澤陽，祝宗煌，左立生，左敦穩(wěn)，汪洪峰

(南京航空航天大學(xué) 機(jī)電學(xué)院，江蘇 南京 210016)

0 引言

攪拌摩擦連接技術(shù)作為一種新型固相焊接技術(shù)，與傳統(tǒng)熔化焊接方法相比，焊合件具備良好的力學(xué)性能，焊合峰值溫度較低(最高溫度約為熔點80%)，無煙塵、無氣孔，具備出色的鋁合金及鋁硅復(fù)材適用性[1-2]。這些特點使攪拌摩擦焊接在殼體封裝方面具有先天優(yōu)勢，而目前國內(nèi)外的相關(guān)研究卻相對較少。此背景下，本文以某航天用電子元件盒體的攪拌摩擦焊接封裝為例，對其加工過程中的溫度場特性分布展開研究?；诂F(xiàn)代計算機(jī)數(shù)值模擬方法進(jìn)行有限元仿真計算，使用ABAQUS商用計算軟件分析了加工中的溫度場分布、殼體表面的熱循環(huán)曲線變化以及攪拌頭轉(zhuǎn)速、焊接速度對焊接溫度的影響。

1 盒體焊接封裝實驗

本文研究對象為6061-T6鋁合金盒體，其分為盒蓋、盒身兩部分。使用4軸專用攪拌摩擦封裝機(jī)床(圖1(a))在其裝配體上完成兩部分的連接封裝工序。盒體尺寸為185mm×110mm×26mm，壁厚5mm。封裝加工時，考慮快速定位與便于返修等因素，連接接頭采用對接-搭接結(jié)合的復(fù)合模式，如圖1(b)所示。

圖1 攪拌摩擦連接設(shè)備與接頭形式

整個連接過程起始于短邊中點，繞盒蓋邊一周，回到初始位置后抬起攪拌頭，后續(xù)補(bǔ)焊鑰匙孔，完成盒身與盒蓋的封裝，路徑順序如圖2所示。使用熱電阻分析儀采集焊接過程中的溫度點變化，用以修正后續(xù)溫度場仿真計算模型。試驗中熱電阻片位于盒蓋與側(cè)壁上，位置如圖2方塊點所示。

圖2 焊接軌跡與熱電阻測溫點位置

2 封裝溫度數(shù)值計算

2.1 熱源模型

攪拌摩擦產(chǎn)熱主要來源于軸肩與工件的摩擦，部分來源于攪拌針與工件的摩擦、工件材料的塑變產(chǎn)熱。本文采用移動熱源法來模擬焊接熱源，定義其為“工件軸肩面熱源”和“攪拌針體熱源”兩部分，如圖3所示。

圖3 焊接熱源分布

參考已有文獻(xiàn)[1-4]，熱源功率數(shù)值由“修正庫倫模型”計算。其中，軸肩產(chǎn)熱功率可表示為

(1)

式中：f為作用在材料微元上的作用力；ω為主軸轉(zhuǎn)速；r為微元距離攪拌頭中心距離。其中f在不同階段取值表示為

(2)

式中：f1為加工的初始階段的滑動摩擦力；f2為材料塑性剪切滑移的最大切應(yīng)力。To為f1和f2相等時的材料溫度。在加工初始階段，基于經(jīng)典庫倫摩擦模型，如式(3)所示。其中μ參考文獻(xiàn)取定值0.35[5]，p由機(jī)床主軸受力傳感器測得。

f1=μ·p

(3)

隨著加工區(qū)溫度的升高，材料屈服強(qiáng)度降低，材料流動性能加大，滑動摩擦逐漸轉(zhuǎn)為黏著狀態(tài)。此時，摩擦產(chǎn)熱取決于材料塑性剪切變形，根據(jù)第三強(qiáng)度理論得式(4),其中σs為屈服強(qiáng)度。

f2=0.577σs

(4)

攪拌針產(chǎn)熱機(jī)理更為復(fù)雜，大量已有文獻(xiàn)研究可取攪拌針產(chǎn)熱為軸肩整體產(chǎn)熱的0.25倍[4,6]，有：

Qp=0.25Qs

(5)

結(jié)合式(1)、式(5)可得：

ks=η·f·ω·r

(6)

kp=Qp/V

(7)

其中：ks為面積分熱功率；kp為體積分熱功率；η為總體產(chǎn)熱效率，取0.85[10]；V為攪拌針體積。所得積分功率值ks、kp可直接在ABAQUS商用軟件中設(shè)置完成。

2.2 邊界條件

盒子表面采用對流散熱系數(shù)模擬熱量流散。上表面由氣動夾具按壓控制，其與夾具的接觸面積很小，故可忽略其影響。參考文獻(xiàn)[7]，取盒蓋表面散熱系數(shù)為200W/(m2K)，底板散熱系數(shù)1000W/(m2K)；盒體側(cè)面相對密封取對流散熱系數(shù)50W/(m2K)。工件初始溫度取實驗場所內(nèi)室溫20℃，同時忽略工件的熱輻射效應(yīng)。材料熱參數(shù)與力學(xué)性能設(shè)置參考相關(guān)文獻(xiàn)[2]。

2.3 網(wǎng)格模型

由于本模型軸肩尺寸(4mm)相對于模型較小，為確保計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，焊接焊縫附近應(yīng)采用網(wǎng)格尺寸為0.25mm的六面體單元進(jìn)行計算。然而考慮工件整體模型較大，使用傳統(tǒng)布種方法，得到初步網(wǎng)格數(shù)量為334509，導(dǎo)致實際計算成本過高。本文采用子模型設(shè)置方法。先對2mm網(wǎng)格密度模型進(jìn)行計算，之后將其計算結(jié)果作為邊界條件，取模型重點研究部分(熱電阻測溫點區(qū)域)作為子模型，細(xì)化網(wǎng)格為0.25mm后，再次進(jìn)行仿真計算，以快速獲得準(zhǔn)確的計算結(jié)果。具體結(jié)構(gòu)流程如圖4所示。

圖4 子模型仿真方法

3 仿真實驗結(jié)果

3.1 模型驗證

基于上述有限元建模過程，得到攪拌摩擦封裝過程中各工況下的熱循環(huán)曲線，以主軸轉(zhuǎn)速 10000r/min，焊接速度150mm/min為例，其子模型仿真數(shù)據(jù)與試驗測量曲線比較如圖5所示，兩者具有較好的吻合效果，計算結(jié)果較為準(zhǔn)確。比較不同測溫點熱循環(huán)曲線可得：

1) 各測溫點仿真最大峰值溫度與實驗誤差均保持在10℃以內(nèi)，其最大誤差出現(xiàn)在圖5(a)中距焊縫d10mm處測溫點(焊縫編號如圖2所示)，該處仿真溫度值大于實驗值約8%；

2) 實驗與仿真曲線在時間軸上的峰值位置會存在少量偏移，其原因在于機(jī)床在轉(zhuǎn)角連接時速度控制較差，與仿真子程序存在差距；

3) 焊縫d處的早期溫度數(shù)據(jù)仿真差距較大，如圖5(b)中圓圈所示，最大數(shù)值誤差約30%。參考已有仿真結(jié)果，該數(shù)值控制在10%左右較為準(zhǔn)確。該誤差源于邊界散熱誤差與盒內(nèi)空氣換熱效應(yīng)。

圖5 測溫點熱循環(huán)曲線特性

3.2 殼體溫度場分布

加工參數(shù)取轉(zhuǎn)速10000r/min，焊接速度150mm/min時的盒體焊接過程溫度場分布如圖6所示。由圖6可知，盒體封裝溫度場存在明顯的擴(kuò)散與累積效應(yīng)，熱源峰值在焊接初期快速增長后，熱源峰值增長速率趨于穩(wěn)定。在已有結(jié)果上應(yīng)用子模型計算，減小仿真誤差細(xì)化后的仿真熱源模型如圖7所示。由圖7(a)可知熱源溫度場整體仍保持與平板對接攪拌摩擦類似的拖尾橢圓形狀[5-7]，熱源中心最大溫度564℃。但不同于已有研究中平板焊接模式的對稱[8-9]，其左右兩側(cè)溫度場存在明顯的不對稱性：圖7(b)中所示盒身側(cè)壁的前進(jìn)側(cè)工件溫度明顯高于盒蓋后退側(cè)溫度10℃～20℃，且變化梯度更小，高溫占比更高。其原因在于盒蓋厚度(2mm)與盒壁厚度(5mm)存在不同，攪拌頭的熱輸入更傾向于朝著熱容較大的側(cè)壁方向流動，同時側(cè)壁的對流散熱系數(shù)亦小于盒蓋，故處于前進(jìn)側(cè)盒壁的峰值溫度會大于后進(jìn)側(cè)上的盒蓋?；谝陨系臏囟葓龇植伎芍?，側(cè)壁近焊縫處固定的電子元件或引腳器件相比盒蓋上近焊縫處的器件更易受熱致?lián)p。

由參考文獻(xiàn)[10]可知，不同參數(shù)下的激光焊接合金盒體的焊合區(qū)溫度峰值約為1400℃～1800℃，盒壁溫度平均溫度約為300℃。雖焊接材料與盒體尺寸存在一定差異，但仍可證明攪拌摩擦焊接下的溫度場數(shù)值遠(yuǎn)小于激光焊接，對其內(nèi)封裝器件熱損傷更小。

最大值之后隨熱源離開而下降。在連接過程中，由于盒體散熱不足，前道焊縫的熱量會傳導(dǎo)至下一道焊縫形成預(yù)熱，所以后續(xù)焊縫d的峰值溫度明顯高于焊縫b的峰值，平均差值約為30℃。

圖6 焊接封裝溫度場分布

圖7 攪拌摩擦封裝熱源模型

4 結(jié)語

受限于巨大的計算成本，復(fù)雜工況下的攪拌摩擦焊接溫度計算一直無法達(dá)到較高的精度。在此背景下，本文采用子模型技術(shù)，實現(xiàn)了高準(zhǔn)確度的封裝模型，相關(guān)研究結(jié)論如下：

1) 對比以往的激光盒體封裝，攪拌摩擦連接過程的熱輸入更穩(wěn)定，易控制。加工過程中，盒體及內(nèi)部溫升相對較小，焊縫邊上平均峰值560℃，不易損害內(nèi)部精密電子元件。

2) 焊接過程中，盒體表面存在溫度的累積效應(yīng)。已焊接的區(qū)域熱量會傳遞到待焊接的區(qū)域，形成預(yù)熱效果，導(dǎo)致后續(xù)焊合溫度升高。

3) 對比平板攪拌摩擦焊接，盒體封裝受幾何結(jié)構(gòu)影響，其焊縫兩側(cè)溫度呈不對稱型。位于前進(jìn)側(cè)的較厚側(cè)壁處溫度值更高，平均差值約為15℃。