搅拌摩擦焊温度场检测新方法与数值热源模型

韩 静，李文亚，张志函

(西北工业大学 凝固技术国家重点实验室，摩擦焊接陕西省重点实验室，陕西 西安 710072)

0 前言

搅拌摩擦焊(FSW)作为一种节能、环保、高效的新型固相焊接技术已经得到国内外的广泛关注。国外已成功将FSW用于航空航天、船舶等重要制造领域。当前，FSW在国防、航空及其他工业领域的有色金属合金连接中有着光明的应用前景。

搅拌摩擦焊接过程中，搅拌工具轴肩和搅拌针与被焊材料之间的摩擦所产生的热使被焊金属达到塑性软化状态，并在材料组织结构转变、应力应变、金属流动与垫板的热损耗等相互耦合、共同作用下形成了独特的焊接温度场。众所周知，焊接接头的组织和性能与焊接过程的热输入直接相关，如热输入过大将会导致母材中沉淀相大量溶解[1]、焊缝区和热影响区严重软化。文献[2-3]研究发现焊缝区的微观硬度曲线呈现W或U形，拉伸试验发现试样均断裂在热影响区硬度较低的部位。这表明该区域沉淀相发生溶解。因此，深入研究搅拌摩擦焊温度场对控制焊接质量是非常必要的。然而，由于搅拌摩擦焊接过程的热力耦合作用，仅通过实验来揭示该过程的机理是极其费力或不可能的。因此，国内外已开展大量的数值计算工作并结合试验研究以揭示该过程的产热、流动等机理。Chao[4]和Song[5]等考虑搅拌工具/工件间滑动摩擦建立了三维数值模型，在后者中搅拌针和轴肩的热输入被简化为移动热源。Schmidt[6]和Maalekian[7]等人建立了考虑搅拌工具/工件间的黏着与滑动摩擦模型。此外，另一些学者[8-11]仅考虑了黏着摩擦。

到目前为止，关于搅拌工具/工件间的摩擦条件—库仑定律或类摩擦机制（滑动摩擦）或剪切层塑性变形（黏着摩擦）或者两者兼有尚存争议。同样，在所有的热源模型中，轴肩的热输入被看作面热流，这与黏着摩擦假设矛盾。此外，大多数文献并没有给出高于一定温度值的区域宽度及很少关注搅拌工具温度场演变。基于此，采用粉末及热电偶测温法研究了7050-T7451铝合金搅拌摩擦焊焊接过程中搅拌工具与工件温度场的演变规律，并建立了相应的三维数值热源模型以预测本实验条件下接头的最高温度场。

1 试验

试验材料为150 mm×60 mm×8 mm的7050-T7451铝合金。焊接试验在XKA5032数控铣床上完成，接头形式为对接，焊接方向垂直于板材轧制方向。CrMnV模具钢制成的搅拌工具轴肩直径18 mm，搅拌针长7.7 mm，锥角10℃的搅拌针根部直径8 mm。试验测温采用直径1 mm的K型热电偶、纯Al（熔点660℃）、Zn（熔点419.5℃）和Sn（熔点231.9℃）粉。旋转速度475 rpm，焊接速度50 mm/min，该参数同时用于数值计算。插入和停留时间分别是7.9 s、10 s，插入深度为 7.9 mm，搅拌针拔出前停留1 s。试验分两组进行，第一组试验：测工件上特殊点热历史以验证模型可靠性，其插入中心距离边缘35 mm，焊缝长80 mm，热电偶布局如图1a所示，图中直径1 mm的盲孔深度6 mm。第二组试验：采用与第一组相同的工艺参数对盲孔中填有粉末的工件进行焊接，以进一步研究工件上温度场变化，其插入中心距离边缘25 mm，焊缝长100 mm，粉末布置如图1b所示，其中距离焊缝中心6 mm和9 mm的盲孔全部填满Zn粉，其余盲孔填满Sn粉，所有盲孔直径均为1 mm，深5 mm。为了预测搅拌工具的温度范围，在其上布置了系列的盲孔，盲孔布局如图1c所示。图中孔1填满纯Sn粉，孔2填满纯Zn粉，孔3填满Al粉，孔4下半部分填Al粉，上半部分填Zn粉。

图1 热电偶与粉末布局（单位：mm）

2 数值模型与边界条件

2.1 热输入模型

在FSW过程中，摩擦力可表示为被焊材料的剪切流变应力τs与接触面积的乘积。根据Mises屈服准则，。由于流变应力σs随温度变化，因而τs可表示为温度T的函数

本研究提出的剪切层产热与文献[10]类似，轴肩部位所加载的体热流密度为

式中 δ为剪切层的厚度，可通过实验分析获得（取0.5 mm）；r为质点到轴心的距离；ω为旋转速度。本研究中搅拌针部位所加载的体热流密度约为轴肩的1/4，这与文献[12]是一致的。数值计算中7050-T7451铝合金随温度变化的比热与热导率如图2所示[8]。流变应力随温度的变化参考付秀丽等人的研究结果[13]。

图2 7050-T7451铝合金热导系数、比热随温度的变化

2.2 边界条件

搅拌摩擦焊焊接过程中，垫板与被焊工件之间的接触条件非常复杂，目前对于两者之间的接触热阻还没有任何试验手段可以精确测量。因此，Khandkar等人[11]采用对流换热系数为1000 W/（m2·℃）来代替不锈钢垫板的热损失。文献[4]采用对流换热系数为500 W/（m2·℃）来估计通过垫板的热损耗。因此，垫板与工件间的接触传热能简化为对流传热。基于此，计算中不包含垫板，而是采用变化的对流换热系数来计算垫板的热耗。在焊接阶段，通过FILM子程序加载随温度及坐标变化的对流换热系数。冷却阶段，工件下表面（与垫板接触的面）给定随温度变化的对流换热系数，如图3所示。考虑到工件与周围空气的换热，除工件下表面外，其余表面与空气的换热系数给定为10 W/（m2·℃）。对于初始条件，计算中初始温度为30℃，数值计算的工艺参数及试样尺寸均与所对应的两组试验一致。

图3 工件下表面随温度变化的对流换热系数

3 结果分析

在旋转速度475 rpm和焊接速度50 mm/min条件下，点5位置的计算热历史与试验数据对比以及整个焊接过程中工件上最高温度变化曲线如图4所示。从图4a中可以看出，两者变化趋势及最大值基本吻合，其最高温度均约313℃。这表明该数值热源模型具有一定可靠性，因此可以用该模型预测搅拌摩擦焊接温度场变化规律。需要指出的是，计算的温度曲线在44～115 s间的降温速率比试验值小，其温度最大误差约7%，其原因可能是该阶段给定的对流换热系数较小所致。从图4b中可以看出，随着焊接时间的增加，最高温度逐渐升高，焊接阶段初期最高温度约425℃，50 s后则趋于450℃。这表明焊接初期温度场并没有形成准稳态，随着焊接时间的增加，温度继续升高而趋于一个定值。焊接阶段结束时由于停留1 s后拔出搅拌工具，使得搅拌区最高温度略有增加而升至455℃。

图4 时间与温度关系

工件上不同位置处粉末颗粒熔化程度如图5所示。由图5可知，孔7中Zn粉末颗粒熔化很充分，颗粒界面明显结合，熔化深约4 mm。这表明该处温度已超过Zn粉熔点（420℃），同样，在电镜下也能看到孔8中Zn粉也已充分熔化。因此可以得出垂直于焊接方向，工件上距离焊缝中心温度高于420℃的区域宽度大于9 mm。由图5还可以观察到孔6和孔5上部的Sn粉末明显熔化，熔化深度约为3 mm，这表明盲孔5周围离工件表面3 mm的范围内温度已高于232℃。因此，可以推断出在工件上垂直于焊接方向，距离焊缝中心20 mm和距工件表面3 mm以内区域温度均高于232℃。

图5 工件上不同位置处粉末颗粒熔化程度示意图(Zn熔点420℃，Sn粉熔点232℃)

搅拌工具上粉末熔化程度如图6所示。由图6可知，孔4中下部的Al粉末并未熔化，而上部的Zn粉末明显熔化。未观察到孔2和3中的粉末熔化，孔1中的Sn粉末已熔化，这表明搅拌工具上孔1以下所有部位温度均高于232℃。这些结果表明搅拌工具上温度低于660℃，而搅拌针根部以上约5 mm中心处温度高于420℃。因此，搅拌工具上温度高于232℃的区域长度大于15 mm。

图6 搅拌工具上粉末熔化程度

3 结论

（1）计算温度场与试验结果基本吻合，搅拌区最高温度约450℃。

（2）工件上垂直于焊接方向，距焊缝中心9 mm及距表面4 mm以内的区域，其温度高于420℃。工件上距焊缝中心20 mm、距表面3 mm以内的区域，其温度均高于232℃。

（3）搅拌工具上孔1以下区域温度均高于232℃，孔4顶端至轴肩部分中心区域温度高于420℃。搅拌工具上所有区域的温度均低于660℃。

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