攪拌頭傾角對鋁合金FSW過程傳熱傳質(zhì)的影響

翟 明 武傳松 石 磊 宋宏圖

（1.中國鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司金屬及化學(xué)研究所，北京 100081；2.材料液固結(jié)構(gòu)演變與加工教育部重點實驗室，山東大學(xué)，濟(jì)南 250061）

1 引言

為了實現(xiàn)節(jié)能降耗、提質(zhì)增效的目標(biāo)，航空航天、軌道交通等制造領(lǐng)域?qū)τ诮Y(jié)構(gòu)輕量化有迫切需求。以鋁合金為代表的輕質(zhì)合金具有密度小、比強度高、耐蝕性好等特點，得到越來越多的應(yīng)用[1，2]。《中國制造2025》中提出，要加快應(yīng)用清潔高效焊接工藝。攪拌摩擦焊（Friction Stir Welding，簡寫為FSW）作為一種低熱輸入的固相焊接工藝，具有大應(yīng)變與高應(yīng)變速率的特點。與傳統(tǒng)熔焊相比，F(xiàn)SW 接頭不會出現(xiàn)氣孔、裂紋和元素?zé)龘p等缺陷。因此，F(xiàn)SW 用于鋁合金等低熔點輕質(zhì)合金的焊接，可以取得良好的成形質(zhì)量[3，4]。

FSW 作為一個熱力耦合的過程，過程中的材料流動與產(chǎn)熱傳熱對焊接質(zhì)量有著密切的影響。在焊接過程中，攪拌頭始終相對于焊接方向向后傾斜一個微小的角度。當(dāng)傾角過小時，旋轉(zhuǎn)流動的材料會溢出攪拌頭形成飛邊，在焊縫中形成缺陷；當(dāng)傾角過大時，軸肩過強的頂鍛作用會導(dǎo)致焊縫過分減薄，造成焊縫凹陷。因此，為了在焊接工藝實驗中保證焊縫成型，應(yīng)當(dāng)合理地選擇攪拌頭傾角[5～7]。目前，有部分研究者在實驗中研究了攪拌頭傾角的作用，發(fā)現(xiàn)調(diào)整攪拌頭傾角會對焊接過程的焊縫成型[8]、焊接載荷[9]、材料流動混合行為[10]、焊接溫度[11]和接頭性能[12]產(chǎn)生影響。但是，攪拌頭傾角是如何影響FSW 過程中傳熱傳質(zhì)的？其內(nèi)在機(jī)制是什么？還有待于進(jìn)一步的研究。

采用數(shù)值模擬的方式可以對這些問題進(jìn)行定量的分析，更加直觀地了解傾角的作用機(jī)制。在此前，很多研究者建立了FSW 過程的數(shù)值模型[13～15]，但是只有少部分研究者在建模過程中考慮了攪拌頭傾角。Eyvazian等[16]在FSW 的熱力學(xué)模擬中初步考慮了攪拌頭傾角的作用效果。Zhang 等[17]通過在建模過程中考慮了軸肩/工件接觸界面的不完全接觸區(qū)域，但是僅僅將界面接觸狀態(tài)限制在完全接觸區(qū)域內(nèi)。Dialami 等[18]在模型中考慮了攪拌頭傾角導(dǎo)致界面摩擦剪切力的偏轉(zhuǎn)，但是沒有區(qū)分完全接觸區(qū)域與不完全接觸區(qū)域。在前期工作中[19，20]，從軸肩/工件接觸界面材料流體力學(xué)受力分析的角度推導(dǎo)了不完全接觸區(qū)域及其偏轉(zhuǎn)量的表達(dá)式，并分別考慮了完全接觸區(qū)域與不完全接觸區(qū)域界面接觸條件的非均勻性，使模型更加符合焊接過程的實際情況。Wang 等[21]進(jìn)一步揭示了攪拌頭傾角抑制孔洞缺陷形成的機(jī)理。但是，不同攪拌頭傾角對焊接過程中產(chǎn)熱傳熱與材料流動行為的作用規(guī)律，還缺乏明確的認(rèn)識。

在本研究中，采用考慮攪拌頭傾角作用的鋁合金FSW 過程數(shù)理模型，定義由攪拌頭傾角引起的不完全接觸區(qū)域及其偏轉(zhuǎn)量，并考慮接觸界面上非均勻的軸向應(yīng)力、滑移率和摩擦系數(shù)。定量分析采用1.5°、2.5°與4°攪拌頭傾角時焊接過程中的傳熱傳質(zhì)行為。

2 工藝實驗方法

在轉(zhuǎn)速–焊速為800r/min-30mm/min、軸肩下壓量為0.15mm、攪拌頭傾角為2.5°條件下，開展鋁合金FSW 工藝實驗。母材為長200mm、寬60mm、厚4mm的AA6061-T6鋁合金板材，化學(xué)成分如表1所示。采用的攪拌頭軸肩直徑15mm，內(nèi)凹2°；攪拌針為圓臺形，表面帶有單頭右旋螺紋，攪拌針頂部和底部直徑分別為5.4mm 和3.8mm，螺紋螺距為1.0mm，螺紋槽寬為0.5mm。

表1 AA6061-T6 的化學(xué)成分 wt%

在焊接過程中，監(jiān)測攪拌頭/工件接觸界面、焊核區(qū)（Weld Nugget Zone，簡寫為WNZ）內(nèi)部與焊核區(qū)外部的溫度狀態(tài)，如圖1所示。在進(jìn)行界面溫度測量時采用前期研制的無線測溫系統(tǒng)[22]，在攪拌頭上使用電火花加工方法加工兩個直徑為0.8mm 的通孔，將測溫?zé)犭娕贾萌?，使得軸肩底面測溫點距離軸肩邊緣3.16mm，與攪拌頭軸線的夾角為37°；攪拌針的側(cè)面測溫點距離軸肩底面2.96mm，與攪拌頭軸線的夾角為47°。這兩個通孔位于同一個平面內(nèi)并且位于攪拌頭軸線的同一側(cè)。焊核區(qū)內(nèi)部溫度測量時，在焊縫兩側(cè)距離焊縫中心線3mm 處開槽，深度為2.5mm，埋入熱電偶。焊核區(qū)外部溫度測量時，在焊縫兩側(cè)距離焊縫中心線10mm 處打孔，深度為2mm，埋入熱電偶。

圖1 FSW 過程溫度測量方法示意圖

3 考慮攪拌頭傾角作用的數(shù)值模型

使用計算流體力學(xué)（ Computational Fluid Dynamics,簡寫為CFD）方法建立鋁合金FSW 過程的數(shù)理模型。模型中的假設(shè)、網(wǎng)格模型、控制方程、材料本構(gòu)方程與邊界條件的詳細(xì)介紹及其相關(guān)參數(shù)的取值可參考前期研究工作[19，20]。

在前期工作中，基于對軸肩/工件接觸界面材料進(jìn)行流體力學(xué)受力分析，提出了不完全接觸區(qū)域?qū)挾纫约捌D(zhuǎn)角度的表達(dá)式，并采用兩個雙曲正切函數(shù)分別定義了完全接觸區(qū)域與不完全接觸區(qū)域上的非均勻軸向應(yīng)力、滑移率與摩擦系數(shù)，如圖2所示。其中涉及到的參數(shù)取值見參考文獻(xiàn)[20]。

圖2 兩個雙曲正切函數(shù)中涉及的距離示意圖

不完全接觸區(qū)域?qū)挾扰c偏轉(zhuǎn)角度可以分別表示為式（1）和式（2）：

在完全接觸區(qū)域與不完全接觸區(qū)域的軸向應(yīng)力可以分別表示為式（3）和式（4）：

在完全接觸區(qū)域與不完全接觸區(qū)域的滑移率可以分別表示為式（5）和式（6）：

在完全接觸區(qū)域與不完全接觸區(qū)域的摩擦系數(shù)可以分別表示為式（7）和式（8）：

式中，F(xiàn)n為軸向力，Scontact為幾何上的接觸面積，x與y分別為任一點的橫坐標(biāo)與縱坐標(biāo)，xo'為完全接觸區(qū)域與不完全接觸區(qū)域分界線所在圓的圓心橫坐標(biāo)，r為到攪拌頭軸線的距離，0δ為滑移率常數(shù)項，0μ為摩擦系數(shù)常數(shù)項。

4 數(shù)值模擬結(jié)果

采用與實驗中相同的工件尺寸、攪拌針尺寸與工藝參數(shù)，開展1.5°、2.5°與4°三種傾角條件時的數(shù)值模擬，定量分析不同攪拌頭傾角時焊接過程中的產(chǎn)熱傳熱與材料流動行為。

在距離軸肩底面2mm 位置處，提取半徑為3mm的圓周上三種傾角條件的材料流動速度，如圖3a所示。其中橫坐標(biāo)為與X軸正方向的夾角，圓形點的曲線與方框點的曲線之間的陰影區(qū)域即為2.5°傾角比1.5°傾角材料流動加速區(qū)域；三角點的曲線與圓形點的曲線之間的陰影區(qū)域即為4°傾角比2.5°傾角材料流動加速區(qū)域。當(dāng)攪拌頭傾角從1.5°增大到4°時，由于軸肩的頂鍛作用增強，攪拌頭后方的材料流動速度有明顯提高。

圖3 材料流動行為（800r/min–30mm/min）

為了更加直觀地了解材料流動狀態(tài)，在數(shù)值計算中，在攪拌頭前方x=-20mm 平面上沿著對界面y=0mm位置豎直布置示蹤粒子，在攪拌頭后方x=10mm 平面觀察三組攪拌頭傾角時的示蹤粒子的分布狀況，如圖3b所示。當(dāng)傾角從1.5°增加到4°時，示蹤粒子繞過攪拌頭后向前進(jìn)側(cè)遷移的能力增強。

提取三種傾角條件時軸肩/工件接觸界面上半徑為7mm 圓周的熱流密度，如圖4所示。圓形點的曲線與方框點的曲線之間的陰影區(qū)域即為2.5°傾角比1.5°傾角熱流密度增大的區(qū)域；三角點的曲線與圓形點的曲線之間的陰影區(qū)域即為4°傾角比2.5°傾角熱流密度增大的區(qū)域。當(dāng)傾角從1.5°增大到4°時，攪拌頭驅(qū)動的材料體積增大，因此攪拌頭前方的界面熱流密度增大。

圖4 選取圓周上的熱流密度（800r/min-30mm/min）

對比三種傾角條件下攪拌頭周圍剪切層內(nèi)粘性耗散產(chǎn)熱率，如圖5所示。當(dāng)分別采用1.5°、2.5°與4°傾角時，粘性耗散產(chǎn)熱率峰值分別為7.40×109W/m3、8.13×109W/m3與9.26×109W/m3。當(dāng)傾角從1.5°增大到4°時，攪拌頭周圍材料流動能力的提升導(dǎo)致粘性耗散產(chǎn)熱率升高。

圖5 粘性耗散產(chǎn)熱率（800r/min–30mm/min）

FSW 過程中的總產(chǎn)熱取決于攪拌頭/工件接觸界面產(chǎn)熱與剪切層內(nèi)的粘性耗散產(chǎn)熱的綜合作用。當(dāng)傾角從1.5°增大到4°，由于界面熱流密度與粘性耗散產(chǎn)熱率均增大，焊接過程總產(chǎn)熱增加，進(jìn)而形成更高的焊接溫度，如圖6所示。當(dāng)分別采用1.5°、2.5°與4°傾角時，軸肩/工件接觸界面測溫點所在圓環(huán)的計算峰值溫度分別為792K、803K 與811K；攪拌針側(cè)面/工件接觸界面測溫點所在圓環(huán)的計算峰值溫度分別為782K、796K 與803K。

圖6 軸肩/工件接觸界面的溫度分布（800r/min-30mm/min）

5 模型驗證

在2.5°攪拌頭傾角的條件下，對攪拌頭/工件接觸界面、焊核區(qū)內(nèi)部與焊核區(qū)外部溫度計算結(jié)果與實驗測量結(jié)果相對比，驗證所提出模型的準(zhǔn)確性。

對比軸肩/工件接觸界面與攪拌針側(cè)面/工件接觸界面測溫點的溫度計算值與測量值，如圖7所示。在試驗中，焊接過程穩(wěn)定后軸肩/工件接觸界面平均溫度約為803K，攪拌針側(cè)面/工件接觸界面溫度約為793K；在數(shù)值模擬中，軸肩/工件接觸界面溫度為800～803K，攪拌針側(cè)面/工件接觸界面溫度為792～796K。溫度計算值與測量值誤差在3K 以內(nèi)。

圖7 攪拌頭/工件接觸界面溫度計算值與測量值(2.5°傾角，800r/min-30mm/min)

對比焊核區(qū)內(nèi)部前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)溫度計算值與測量值，如圖8所示。在試驗中，前進(jìn)側(cè)峰值溫度為768K，后退側(cè)峰值溫度為762K；在數(shù)值模擬中，前進(jìn)側(cè)峰值溫度為786K，后退側(cè)峰值溫度為784K。溫度計算值與測量值誤差在22K 以內(nèi)。

圖8 焊核區(qū)內(nèi)部溫度計算值與測量值(2.5°傾角，800r/min-30mm/min)

對比焊核區(qū)外部前進(jìn)側(cè)以及后退側(cè)溫度計算值與測量值，如圖9所示。在試驗中，前進(jìn)側(cè)峰值溫度為654K，后退側(cè)峰值溫度為642K；在數(shù)值模擬中，前進(jìn)側(cè)峰值溫度為666K，后退側(cè)峰值溫度為664K。溫度計算值與測量值誤差在22K 以內(nèi)。

圖9 焊核區(qū)外部溫度計算值與測量值(2.5°傾角，800r/min-30mm/min)

可以看出，攪拌頭/工件接觸界面、焊核區(qū)內(nèi)部與焊核區(qū)外部溫度計算結(jié)果與實驗測量結(jié)果吻合均較為良好，證明了考慮攪拌頭傾角作用數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。

6 結(jié)束語

a.當(dāng)傾角從1.5°增加到4°時，攪拌頭后方材料流動速度升高，材料繞過攪拌頭向前進(jìn)側(cè)遷移的能力提升，這有助于提高攪拌區(qū)內(nèi)材料的交鎖混合程度。

b.當(dāng)傾角從1.5°增大到4°時，界面熱流密度與剪切層內(nèi)粘性耗散產(chǎn)熱率均增大，焊接溫度提升。軸肩/工件接觸界面測溫點的峰值溫度從792K增加到811K，而攪拌針側(cè)面/工件接觸界面測溫點的峰值溫度從782K 增加到803K。

c.在2.5°傾角條件下，對比攪拌頭/工件接觸界面、焊核區(qū)內(nèi)部與焊核區(qū)外部溫度的計算值與測量值，發(fā)現(xiàn)吻合度均較為良好，驗證了提出的考慮攪拌頭傾角模型的準(zhǔn)確性。