搅拌摩擦焊(friction stir welding, FSW)在焊接过程中的材料流动行为是获得良好焊接接头的关键。如果搅拌头结构与焊接工艺参数不匹配,焊接工件则会出现飞边和表面犁沟[1]等外部缺陷,以及孔洞、未焊透、隧道缺陷、S形缺陷[2-5]等内部缺陷。
关于焊接缺陷的研究国内外已经有很多报道。Bhattacharya等[6]研究了异种铝铜搅拌摩擦焊接过程中的材料流动行为,发现当焊接热输入较高时相应的流变应力降低,当焊接热输入较低时许多孔洞缺陷在搅拌头下方的前进侧出现,严重影响接头强度。降低搅拌头的进给速度使焊接热输入相应增加,材料塑性流动更加充分,孔洞缺陷产生的机率相应地减小。然而,随着焊接热输入的增加使得金属间化合物进一步形成,焊缝力学性能降低[7]。李继忠等认为,在前进侧的厚度方向上材料分别向焊缝表面和底部流动,当材料由后退侧向前进侧的流动速度小于垂直焊缝方向的流动速度时,隧道缺陷产生[8]。Mahto等[9]研究了搅拌头倾斜角度和转速对AA6061-T6和AISI304薄板搅拌摩擦焊接的缺陷特征的影响,发现搅拌头倾斜1°或2°,既减少了表面缺陷,也减少了内部缺陷。Ni等[10]认为在材料流动不充分时会产生孔洞或隧道缺陷。Sadoun等[11]运用试验对比法,对凹形、凸形、圆柱形侧面搅拌头进行研究,发现凹形搅拌头易导致隧道缺陷。Bayazid等[12]证明了搅拌头形状对焊缝缺陷的形成具有重要作用,指出三角形搅拌头所产生的隧道孔尺寸比圆柱形的小。Chen等[5]针对5系铝合金研究了搅拌摩擦焊的焊接参数对隧道缺陷形成的影响,发现可以通过修改搅拌头形状和调整焊接下压量来消除隧道缺陷。赵颖昕等[13]采用Fluent软件仿真研究了A7N01铝合金搅拌摩擦焊工艺,分析了焊接过程中隧道和孔洞缺陷的成因。上述各种焊接缺陷的产生都与材料塑性流动存在直接的联系,而搅拌头结构是影响焊接热输入和材料流动的主要因素之一[14]。
众多研究者已经针对材料的流动行为开展了大量研究,研究方法主要有直接观察和数值模拟2种。Colligan[15]将钢丸作为示踪因子,结合搅拌头“急停”技术和X射线透视方法,基于对6061和7075铝合金搅拌摩擦焊接过程中材料流动情况的观察,发现大部分塑性材料是受到挤压而运动的,提出了搅拌摩擦焊的概念模型。Morisada等[16]使用球形钨示踪剂,通过X射线观察了焊接过程中材料的运动情况。在搅拌头周围存在的塑性流动区域内,外侧区域的材料流动速度高于内侧,后退侧的材料流动速度略高于前进侧。Tian等[17]利用Al和Cu之间的差异研究了超声振动对铝/铜异种接头搅拌摩擦焊的影响。鉴于试验直接观察法并不能完整详细地揭示焊接过程中的材料流动行为,运用数值模拟方法对焊接过程中的材料流动行为进行研究成为一种重要手段。Tutunchilar等[18]等发现,搅拌区域底部的材料从搅拌头前方区域沿半圆形轨迹向后方运动,在轴肩摩擦剪切力作用下,上部材料既向搅拌头后方运动也向前进侧拉伸;另有部分材料黏附在搅拌头上,随搅拌头旋转一段时间后脱离。李继忠等[8]使用Deform-3D有限元软件模拟了焊接过程中的材料塑性变形,发现搅拌区域的温度场、应力场、应变场呈非对称分布[19]。
综上所述,现有的搅拌摩擦焊的研究主要集中在材料流动行为、缺陷类型及力学性能方面。对于缺陷的研究主要以试验研究为主,仿真研究多基于流体力学方法;而基于固体力学方法探究搅拌摩擦焊材料流动行为与缺陷形成机制关系的研究鲜见报道,因此需要进一步完善数值模拟方法并进行系统深入的分析。
鉴于此,本文基于Deform软件构建了A7N01材料搅拌摩擦焊仿真模型,并通过焊接试验的测温曲线和焊接缺陷完成了模型的准确性评价;对比分析圆台、三平面、四平面搅拌头对材料流动行为及焊接缺陷形成机制的影响,揭示了其规律性,并提出了预防典型焊接缺陷的搅拌摩擦焊工艺参数窗口。
1 仿真模型的建立为研究搅拌头结构对焊接热输入和材料流动行为的作用及其在缺陷形成过程中的影响,基于固体力学有限元法,采用任意Lagrange-Euler方法和网格重构技术,建立了基于Deform软件的A7N01材料塑性流动仿真模型。该模型的建立忽略搅拌头的插入、悬停和退出3个阶段,只分析稳态焊接时的温度分布和材料流动状况,并通过焊接试验的测温曲线和焊接缺陷校验了模型的准确性。
1.1 几何及网格模型结合焊接试验的分析和测试结果,充分考虑搅拌摩擦焊接过程中固定条件、加载方式及热影响区大小,建立图 1所示的搅拌摩擦焊的几何模型。将焊接工件设置为塑性体,仿真中静止不动。同时,将搅拌头和底板均设置为刚体,搅拌头在逆时针自转的同时沿x轴正方向作水平移动。工件尺寸取50 mm×50 mm×12 mm,搅拌头尺寸与实际相同。图 2为圆台(Y)、三平面(3P) 和四平面(4P) 搅拌头的尺寸参数,表 1给出了搅拌头的具体参数值。所有的搅拌头都由硬化的AISI-H13工具钢加工而成。
模型中工件是塑性体,采用四面体网格进行网格划分,并对靠近搅拌头附近的网格进行局部细化,利用“自适应网格划分”技术对焊接过程中的网格进行重划分。网格划分结果如图 1所示。
1.2 材料模型的选择A7N01铝合金广泛用于制造高速列车车体,因此采用A7N01铝合金作为焊接材料,并使用Sheppard和Jackson[20]提出的材料流变应力模型进行仿真计算,
$ \begin{gathered} \sigma(T, \dot{\varepsilon})=\frac{1}{\eta} \ln \left\{\left(\frac{Z(T, \dot{\varepsilon})}{A}\right)^{\frac{1}{n}}+\right. \\ \left.\left[1+\left(\frac{Z(T, \dot{\varepsilon})}{A}\right)^{\frac{2}{n}}\right]^{\frac{1}{2}}\right\} . \end{gathered} $ | (1) |
其中:A、η、n均是材料常数;Z是Zener-Hollomon参数,且可表示为
$ Z(T, \dot{\varepsilon})=\dot{\varepsilon} \exp \left(\frac{Q}{R T}\right) . $ | (2) |
其中:T为材料的温度,℃;R是气体常数;Q是变形激活能;
$ \dot{\varepsilon}=\left(\frac{2}{3} e_{i j} e_{j i}\right)^{\frac{1}{2}} . $ | (3) |
eij是应变率张量的分量,
$ e_{i j}=\frac{1}{2}\left(\frac{\partial v_{i}}{\partial x_{j}}+\frac{\partial v_{j}}{\partial x_{i}}\right) $ | (4) |
其中:vi和vj是速度分量,xi和xj是位移分量。
A7N01材料流变应力计算所需的材料参数来自文[21],见表 2。
1.3 焊接参数和边界条件设置
按照搅拌摩擦焊接试验中采用的搅拌头焊接速度(V)和转速(n),设置仿真中搅拌头的运动;基于仿真结果与试验结果的对比分析,确定搅拌头与焊接工件间的摩擦模型和摩擦系数。焊接参数见表 3。
搅拌摩擦焊接时需要在搅拌头上施加顶锻力,在防止搅拌过程中高塑性材料溢出的同时给予焊缝材料一定的挤压,使工件结合牢固并细化焊缝区晶粒。从顶锻力所起作用的角度分析,并考虑软件设置的可行性,将顶锻力等效为2种约束,即顶锻力的z向移动约束和底板下底面的压力。
仿真中,将系统温度设定为室温25 ℃,对工件和底板的所有侧面施加全位移约束,工件的上表面和侧面以及底板的下表面和侧面与空气接触进行对流换热。换热系数按照式(5)计算,
$-\left.k \frac{\partial T}{\partial y}\right|_{y=0}=h_{\mathrm{cl}}\left(T-T_{0}\right)+h_{\mathrm{c} 2}\left(T-T_{0}\right). $ | (5) |
式中:k为常数;T0为系统初始温度25 ℃;hc1为空气与工件的对流换热系数,参照文[22]可取20 W/(m2·℃);hc2垫板与工件的对流换热系数,参照文[22]可取40 W/(m2·℃)。焊接工件与搅拌头之间的传热系数可以取20 000 W/(m2·℃)[22]。
此外,通过以试验结果为目标的仿真试错法,确定了更接近实际情况的剪切摩擦模型来描述搅拌头与焊接工件间的接触状况,确定摩擦系数为0.7。
1.4 仿真准确性评价采用世佳博搅拌摩擦焊机LM2217-2D-10T进行了一系列的A7N01对接接头焊接试验。试验过程中采用8个type-K热电偶进行测温,热电偶被放置在距离平板前沿120 mm的位置,以确保所有读数都在稳定状态下采集。如图 3所示,热电偶嵌入一个10 mm深的孔中,分别位于焊接中心线的两侧偏移20、24、28和35 mm处。
垂直焊缝方向上的峰值温度对比法是验证搅拌摩擦焊有限元模型的主要方法之一[13, 20-21, 23]。将上述8个type-K热电偶采集到的温度数据与模拟得到的温度数据进行对比,得到峰值温度数据对比结果图,如图 4a所示。模拟温度和热电偶测得的数据基本吻合,最大误差4.4%。基于所建立的搅拌摩擦焊仿真模型,采用焊接试验的工艺参数,进行焊接过程仿真分析,并对焊接缺陷进行预测。结果表明,所建立的仿真模型不但能够用于分析焊接过程中的缺陷,而且仿真结果与试验结果在缺陷形貌方面具有较好的一致性,如图 4b所示。
2 隧道及犁沟缺陷的产生机理
试验和仿真结果显示,焊接过程中,塑性材料受搅拌头作用,总是以逆时针方向(搅拌头的旋转方向)作曲线运动并趋近于搅拌头。搅拌头的运动是自转和平移的耦合运动,其前进侧的材料随搅拌头转动,与平移速度方向同向,而后退侧材料随搅拌头转动,与平移速度方向反向,因此前进侧材料的绝对速度会高于后退侧材料的绝对速度。在焊接过程中,搅拌头前方的前进侧材料能够对后退侧材料进行更为有效的补充,而搅拌头后方的后退侧材料对前进侧材料的补充能力则相对较弱;此外,距离搅拌头越近,前进侧材料和后退侧材料的绝对速度相差越明显;由于搅拌头靠近轴间的转动半径明显大于搅拌头端部的转动半径,因此越靠近焊缝的上部,前进侧材料和后退侧材料的绝对速度相差越大。如果材料的塑性流动能力不足,则会在前进侧靠近焊缝表面或前进侧靠近焊缝底部产生犁沟缺陷或隧道缺陷。犁沟、隧道缺陷对接头质量影响显著,使接头强度严重降低,是搅拌摩擦焊的2种主要焊缝缺陷。图 5为半隧道半犁沟缺陷、隧道缺陷、犁沟缺陷及无缺陷的焊缝试样对比。隧道缺陷呈现出“上窄下宽”形貌,位置偏向焊缝底部,而犁沟缺陷表现为“上宽下窄”形貌,且靠近焊缝上表面。
为进一步研究焊缝缺陷的产生机理,下面分析半隧道半犁沟缺陷、犁沟缺陷以及隧道缺陷产生的直接原因,通过数值模拟技术对缺陷进行再现,运用“粒子点切向填充速度采集法”探究材料流动与缺陷形成的关系。
2.1 缺陷周围材料流动行为当焊接工艺参数与搅拌头不匹配时,材料塑性流动异常,焊缝会出现缺陷。这种异常一般表现为塑性材料在从后退侧(RS)流向前进侧(AS)的过程中流动速度降低。图 6a为不同转速下3P搅拌头焊接工件的速度分布情况。转速n=100 r/min时,焊接热输入小,材料温升低,塑性流动域小、流动能力不足,搅拌头不足以驱动后退侧材料填补前进侧材料,焊接工件在焊缝的前进侧出现缺陷。提高搅拌头转速至n=350 r/min,焊接热输入明显增大,塑性材料到达较高温度,塑性流动域变大、流动能力增强,形成了均匀连续的速度场,仿真结果中焊接工件未出现缺陷。如图 6b所示,在相同焊接参数下使用不同的搅拌头,焊接工件表现出不同的速度分布。其中:Y搅拌头周围的材料流动速度最低,且焊缝出现犁沟缺陷;多平面搅拌头能够提高热输入、增大材料塑性流动域和改善材料的流动行为。将Y搅拌头更换为3P或4P搅拌头后,材料塑性区域的整体流动速度提高,焊缝缺陷被塑性材料填充,工件形成连续、均匀的速度场,多平面搅拌头在减少和避免犁沟缺陷方面具有积极作用。
2.2 切向填充速度
Y搅拌头焊接过程中,调整焊接速度和转速,能够得到无缺陷焊缝、犁沟缺陷焊缝、半隧道半犁沟缺陷焊缝以及隧道缺陷焊缝,结果如图 7所示。模拟得到的犁沟缺陷与图 5c中实际缺陷焊缝基本一致,具体表现出上宽下窄、靠近焊缝表面的基本特征。焊接速度为500 mm/min时焊缝产生隧道缺陷,转速为100 r/min时焊缝产生犁沟缺陷,焊接使用产生2种缺陷之间的焊接工艺参数,焊缝出现图 7c所示的半隧道半犁沟缺陷,与图 5a中的实际焊缝相似,均靠近焊缝表面窄、靠近焊缝底部宽。当转速提高到350 r/min时,靠近焊缝上表面的空腔被填充,焊缝中下部出现图 7d所示的隧道缺陷,与图 5b所示的实际隧道缺陷焊缝一致。
缺陷的形成与焊接过程中塑性材料的流动行为有关。受搅拌头旋转剪切作用,塑性材料从后退侧向前进侧运动,填充搅拌头进给留下的空腔,此时材料粒子点y方向的速度Vy称为材料粒子切向填充速度,表示材料粒子填充空腔的能力。如图 8所示,在搅拌头后方(x=xtool-8 mm)横截面内,取不同深度(z) 的多个粒子点,采集不同深度、不同横坐标(y) 处粒子点的切向填充速度Vy,分析切向填充速度对缺陷的直接影响。所采集的材料粒子点位于图中缺陷的右侧。后退侧的材料粒子点切向填充速度必然高于前进侧的材料粒子点。当前进侧的材料粒子点切向填充速度接近于0时,焊缝就会在前进侧出现缺陷。材料粒子点切向填充速度不同,焊缝出现的缺陷也有所差异。
2.3 缺陷产生机理
图 9为无缺陷焊缝、犁沟缺陷焊缝、半隧道半犁沟缺陷焊缝及隧道缺陷焊缝横截面内材料粒子点切向填充速度对比。对于无缺陷焊缝,在z=-3 mm、z=-5 mm、z=-6 mm、z=-7 mm深度处,不同y处的材料粒子点的切向填充速度Vy基本无明显变化,均在50 mm/min以下。与之相比,从后退侧到前进侧,随着y的减小,不同深度处的材料粒子点的切向填充速度Vy逐渐减小并趋向于0,焊缝出现不同类型的缺陷。材料粒子点的切向填充速度Vy在前进侧均趋向于0时,焊缝出现犁沟缺陷。当接近焊缝表面的材料粒子点的切向填充速度Vy在前进侧位置未趋向于0,而较深位置的材料粒子点的切向填充速度趋向于0时,焊缝出现隧道缺陷或半隧道半犁沟缺陷。隧道缺陷焊缝的切向填充速度整体要高于半隧道半犁沟缺陷焊缝,这是由于塑性材料能对前进侧的空腔进行更有效的填充。如图 9a所示,在接近无缺陷焊缝表面处,从后退侧到前进侧,切向填充速度逐渐增加,在焊缝中轴线处达到最大值,随后慢慢减小并趋于稳定,符合前进侧的材料对后退侧的填充更有效的观点。如图 8所示,前进侧的材料用“Ⅰ”表示,后退侧的材料用“Ⅱ”表示。Ⅰ、Ⅱ区的材料均沿图 8所示的逆时针方向分别向RS和AS运动,填充相应区域。图 9为Ⅱ区的材料切向填充速度。受到材料的剪切摩擦阻力,前进侧材料填充速度必然会高于后退侧材料。
由以上分析可知,不同深度处材料粒子点的切向填充速度决定了焊接缺陷的类型。搅拌头结构不同,不同深度处的材料粒子点的切向填充速度不同。依据其变化规律,圆台搅拌头焊接多出现隧道、犁沟缺陷,平面搅拌头焊接多出现半隧道半犁沟缺陷。
3 缺陷影响因素与焊接工艺参数窗口犁沟缺陷和隧道缺陷是搅拌摩擦焊接的典型缺陷,对焊接参数和搅拌头结构存在较强的依赖。在探究并揭示典型焊接缺陷的形成机制的基础上,结合具体的搅拌头结构特征,本文基于小样本统计及缺陷判定,提出了预防典型焊接缺陷的二维工艺参数窗口。
3.1 焊接热输入对焊缝质量的影响焊接热输入通过影响材料塑性流动能力和焊缝微观组织,影响焊缝焊接质量。焊接热输入的增加对塑性材料填充空腔的能力具有增强作用,然而却在一定程度上使焊缝微观组织的晶粒异常长大,且在材料之间产生金属化合物,对焊缝质量起消极影响。图 10为不同转速n下3P搅拌头焊缝峰值温度的对比,n=350 r/min时的峰值温度是n=100 r/min时的2.1倍。随焊接转速提高,焊接热输入增加,焊接工件材料峰值温度也随之增加,材料塑性流动能力进一步增强。如图 6所示,n=100 r/min时材料流动速度整体要低于n=350 r/min时的流动速度,未能完全填充搅拌头进给留下的空腔,速度场在前进侧出现缺陷,焊缝出现图 10a所示的犁沟缺陷。如前所述,由于搅拌头平面的存在,焊缝达到无缺陷状态时,3P搅拌头、4P搅拌头所需要的转速要低于Y搅拌头。此时,Y、3P、4P搅拌头的转速分别为400、350、350 r/min,Y搅拌头转速是多平面搅拌头的1.14倍,焊接热输入也要高于多平面搅拌头焊接的焊缝。
3.2 焊接工艺参数对缺陷的影响研究
焊接工艺参数对焊缝焊接质量的影响是焊接热输入和材料流动行为的耦合作用。TAS和VyAS分别表示工件后退侧P点(见图 11)的平均峰值温度和平均切向填充速度。下面分析焊接速度和转速分别对TAS、VyAS的作用,研究焊接参数对焊接热输入和材料流动行为的影响,从而确定工艺参数与焊接缺陷间的关系。
焊接过程中的焊接热输入和材料流动行为与搅拌头焊接速度有关。图 12为Y、3P、4P搅拌头稳态焊接过程中后退侧P点的平均峰值温度、平均切向填充速度随焊接速度的变化曲线。为使P点的峰值温度更具代表性,对P点附近3个点的温度、切向填充速度数据取平均值,得到P点的平均峰值温度和平均切向填充速度。无论是Y搅拌头,还是3P、4P搅拌头,焊接过程中P点的TAS及VyAS变化曲线均基本呈现出“关于焊接速度为300 mm/min的垂直线近似对称分布”的特征,在初始阶段随着焊接速度的增加而增加,在焊接速度达到300 mm/min后开始下降,且焊接速度在500 mm/min时材料温度要低于在100 mm/min时,即材料温度在后期下降得比前期增长的快。针对Y搅拌头,焊接热输入仅取决于剪切摩擦作用。随着焊接速度的增加,转速与焊接速度的匹配度达到最大值,搅拌头与材料之间的剪切摩擦作用同样达到最高,焊接热输入随之增大。焊接速度达到300 mm/min后,搅拌头在一个位置的匀速运动停留时间占据主导作用,搅拌头进给得越快,剪切摩擦作用时间越少,焊接热输入也逐渐降低。材料的塑性状态与其温度有关,故切向填充速度也随温度变化。由于Y搅拌头的焊接热输入和材料切向填充速度整体较低,所得到的焊缝更容易出现缺陷。如图 12所示,Y搅拌头焊接速度在200 mm/min时,焊缝出现图 13a所示的隧道缺陷。焊接速度增大到300 mm/min时,焊接热输入进一步增大,材料塑性流动速度有所增加。然而,由于搅拌头的进给速度比材料填充速度更快,隧道缺陷扩展为犁沟缺陷。这种现象随着焊接速度的增加而加剧,焊缝缺陷的尺寸也随之增大,出现图 13a所示的现象。具体表现为,Y搅拌头焊接参数为200 mm/min且转速为350 r/min时,焊缝出现隧道缺陷,提高焊接速度到300、400、500 mm/min,焊缝均出现犁沟缺陷,且缺陷尺寸与焊接速度呈正变关系。焊缝缺陷随焊接速度变化的这种现象与该焊接参数下平均峰值温度和平均切向填充速度的变化历程有关。当焊接速度为400 mm/min时,焊接热输入、材料切向填充速度在增加到图 12中A点的温度和速度后最终稳定在B点,焊缝缺陷也随之扩大。然而,3P、4P搅拌头的温度及速度曲线均高于Y搅拌头,且3P搅拌头的焊接热输入高于4P搅拌头,其材料切向填充速度曲线的均匀性更优,这是搅拌头平面对材料的挤压作用造成的。3P、4P搅拌头在旋转过程中会对平面附近的材料产生挤压作用,增强搅拌头的焊接热输入,会加速材料的塑性流动。3P搅拌头的平面有效面积比4P搅拌头大,能够对塑性材料起到更好的挤压作用,塑性材料的温度也得到不同程度的提升,具体表现为图 12a所示的3P搅拌头的焊接热输入高于4P搅拌头。与之相比,在搅拌头平面的挤压作用下,材料切向填充速度的变化更明显,4P搅拌头除在焊接速度小于150 mm/min和大于450 mm/min以外,其材料切向填充速度比Y搅拌头提高明显。3P搅拌头附近材料的速度变化更均匀,这除与平面挤压作用下焊接热输入的均匀提高有关,还因为4P搅拌头附近的材料受到比3P搅拌头多一次的挤压作用,局部材料切向填充速度得以进一步增加。除此之外,如图 13b所示,与Y搅拌头有所不同,3P、4P搅拌头焊接所得的焊缝缺陷多为半隧道半犁沟缺陷,且缺陷中轴线与竖直线间的夹角分别为α、β、γ、θ。这是因为搅拌头为锥形结构,平面有效面积成梯度分布,3P、4P搅拌头在竖直方向上的平面挤压作用存在差异,深度方向上的缺陷同样跟随材料发生横向移动。3P搅拌头的平面挤压作用强于4P搅拌头,前者仅在400 mm/min时出现半隧道半犁沟缺陷,而后者在400和500 mm/min均出现同种类型的缺陷。
焊接热输入和材料流动行为还与搅拌头的转速有关。图 14为Y、3P、4P搅拌头稳态焊接过程中后退侧P点的平均峰值温度、平均切向填充速度随搅拌头转速的变化曲线。转速越高,搅拌头在单位时间内旋转的圈数越多,在工件与搅拌头之间的剪切摩擦和平面挤压的共同作用下,焊接热输入逐渐增大。3种搅拌头平均峰值温度达到最大值后,开始下降,随后出现缓慢抬升。在Y搅拌头转速从200~300 r/min的变化过程中,搅拌头在单位时间内旋转的圈数随之增加,与周围材料间的剪切摩擦作用增强,焊接热输入增大,周围材料的温度升高,材料塑性状态增强,材料黏度下降。材料黏度的降低会反过来作用于剪切摩擦作用,使之有所减弱,二者相互影响、相互制约。因此,当搅拌头转速超过300 r/min后,材料温度随着焊接热输入的下降而下降,在380 r/min后开始逐渐升高。与图 12中3P、4P搅拌头焊接热输入的整体提高有所不同,平面挤压作用随搅拌头转速的变化幅度要远大于随焊接速度的变化。3P、4P搅拌头的转速增加,搅拌头平面挤压周围材料的程度加剧,3P、4P搅拌头的焊接热输入因此增加,材料温度分别在图 14a中的C、D点达到Y搅拌头附近材料的温度。随后,3P搅拌头的温度继续增加,4P搅拌头因平面挤压作用较弱而较Y搅拌头温度略微下降。如图 14b所示,当取E点对应的焊接参数时,由于3P搅拌头更强的平面挤压作用,焊缝未出现Y、4P搅拌头的犁沟缺陷,而是形成连续的速度场,材料切向填充速度远高于另外2种搅拌头。搅拌头转速提升到300 r/min,由于3P搅拌头附近的材料温度升高,材料黏度下降,其流动速度随之降低。反而,Y、4P搅拌头附近材料的流动速度逐渐提高。转速高于300 r/min后,3种搅拌头附近的材料黏度离最大限度仍有部分距离,材料流动速度均进一步提高,Y、4P、3P搅拌头依次达到材料流动速度的最高点,随后开始不同程度地下降。转速提高到400 r/min的过程中,由于材料塑性状态的减弱,Y搅拌头附近材料的流动速度随温度下降到最低点,随后开始随温度略微上升。4P搅拌头因平面的挤压作用,材料流动速度急速下降,最后趋于稳定。与二者相比,3P搅拌头附近的材料流动速度下降更明显,最终F点的焊缝因材料流动速度为0而出现犁沟缺陷。
3.3 焊接工艺参数窗口的确定
A7N01-T4铝合金的焊接参数很大程度上能够影响焊缝的焊接质量,因此搅拌头焊接速度V和转速n的匹配尤为重要。固定搅拌头转速仅调节焊接速度,或固定焊接速度仅调节转速,都有一定的局限性,因此需要将焊接速度和搅拌头转速在一定范围内联合变动,从而获得无缺陷焊接接头的理想工艺参数窗口。基于上文所述的搅拌摩擦焊塑性仿真模型,对焊接速度100~500 mm/min、搅拌头转速200~500 r/min范围内共20组工艺参数进行模拟,得到3种搅拌头的焊接工艺参数窗口,如图 15所示。可以发现,Y搅拌头仅在焊接速度100 mm/min且搅拌头转速分别为300、350、400、500 r/min的焊接参数下,焊缝焊接质量良好,无明显缺陷。与之相比,4P搅拌头可分别在焊接速度100、200、300 mm/min下,分别与不同转速300、350、400、500 r/min配合时焊接出无缺陷的焊缝,甚至焊接速度400 mm/min与转速500 r/min配合时也能够焊接出无缺陷的焊缝。得益于更强的搅拌头平面挤压作用,除可在焊接速度100 mm/min且搅拌头转速分别为300、350、400、500 r/min,焊接速度200 mm/min且搅拌头转速分别为350、400、500 r/min,焊接速度300 mm/min且搅拌头转速分别为300、350、400 r/min下焊接出无缺陷焊缝外,3P搅拌头还可适应300 mm/min且200 r/min、500 mm/min且350 r/min这样低转速、高焊速的焊接工艺。在这些焊接工艺参数下,焊缝并未出现明显可见的孔洞、隧道、犁沟等类型的缺陷。然而,3P搅拌头在转速为500 r/min时,搅拌头周围材料的温度在600 ℃以上,接近A7N01铝合金650 ℃的熔点,材料微观组织会发生晶粒异常长大的现象,焊后焊缝的力学性能也会降低[24]。
4 结论
本文研究了焊缝的隧道、犁沟、半隧道半犁沟缺陷的产生机理,以及焊接热输入对焊缝质量的影响,分析了焊接参数对缺陷形成机制的影响,得出以下主要结论:
1) 不同深度处材料粒子点的切向填充速度决定了焊接缺陷的类型。焊缝上层和下层材料的切向填充速度不趋于0,而中层材料的切向填充速度趋于0,形成隧道缺陷;焊缝上层材料的切向填充速度趋于0,而中下层材料的切向填充速度不趋于0,形成犁沟缺陷。
2) 圆台搅拌头随着焊接速度的提高,温度和材料的切向填充速度均先增加后降低,焊缝多出现犁沟缺陷;平面搅拌头的平面挤压作用在深度方向上梯度分布,导致焊接形成的缺陷多为半隧道半犁沟缺陷。
3) 基于焊接缺陷分析,确定了不同搅拌头的焊接工艺参数窗口。圆台搅拌头可在低焊速、高转速的参数下焊接出无缺陷焊缝,三平面、四平面搅拌头所适应的焊接工艺参数范围更广。
[1] |
KIM Y G, FUJⅡ H, TSUMURA T, et al. Three defect types in friction stir welding of aluminum die casting alloy[J]. Materials Science and Engineering: A, 2006, 415(1-2): 250-254. DOI:10.1016/j.msea.2005.09.072 |
[2] |
ARBEGAST W J. A flow-partitioned deformation zone model for defect formation during friction stir welding[J]. Scripta Materialia, 2008, 58(5): 372-376. DOI:10.1016/j.scriptamat.2007.10.031 |
[3] |
AL-BADOUR F, MERAH N, SHUAIB A, et al. Coupled Eulerian Lagrangian finite element modeling of friction stir welding processes[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2013, 213(8): 1433-1439. DOI:10.1016/j.jmatprotec.2013.02.014 |
[4] |
DEHGHANI M, AMADEH A, MOUSAVI S A A A. Investigations on the effects of friction stir welding parameters on intermetallic and defect formation in joining aluminum alloy to mild steel[J]. Materials & Design, 2013, 49: 433-441. |
[5] |
CHEN H B, YAN K, LIN T, et al. The investigation of typical welding defects for 5456 aluminum alloy friction stir welds[J]. Materials Science and Engineering: A, 2006, 433(1-2): 64-69. DOI:10.1016/j.msea.2006.06.056 |
[6] |
BHATTACHARYAT K, DAS H, JANA S S, et al. Numerical and experimental investigation of thermal history, material flow and mechanical properties of friction stir welded aluminium alloy to DHP copper dissimilar joint[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2017, 88(1-4): 847-861. DOI:10.1007/s00170-016-8820-0 |
[7] |
AKBARI M, ASADI P, BEHNAGH R A. Modeling of material flow in dissimilar friction stir lap welding of aluminum and brass using coupled Eulerian and Lagrangian method[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2021, 113(3-4): 721-734. DOI:10.1007/s00170-020-06541-x |
[8] |
李继忠, 赵华夏, 栾国红. 铝合金搅拌摩擦焊物理场三维数值模拟[J]. 焊接学报, 2016, 37(5): 15-18. LI J Z, ZHAO H X, LUAN G H. 3D numerical simulation of physical fields of friction stir welding for aluminum alloy[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2016, 37(5): 15-18. (in Chinese) |
[9] |
MAHTO R P, KUMAR R, PAL S K. Characterizations of weld defects, intermetallic compounds and mechanical properties of friction stir lap welded dissimilar alloys[J]. Materials Characterization, 2020, 160: 110115. DOI:10.1016/j.matchar.2019.110115 |
[10] |
NI Y, FU L, SHEN Z, et al. Role of tool design on thermal cycling and mechanical properties of a high-speed micro friction stir welded 7075-T6 aluminum alloy[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2019, 48: 145-153. DOI:10.1016/j.jmapro.2019.10.025 |
[11] |
SADOUNA M, WAGIH A, FATHY A, et al. Effect of tool pin side area ratio on temperature distribution in friction stir welding[J]. Results in Physics, 2019, 15: 102814. DOI:10.1016/j.rinp.2019.102814 |
[12] |
BAYAZID S M, FARHANGI H, GHAHRAMANI A. Effect of pin profile on defects of friction stir welded 7075 aluminum alloy[J]. Procedia Materials Science, 2015, 11: 12-16. DOI:10.1016/j.mspro.2015.11.013 |
[13] |
ZHAO Y X, HAN J M, DOMBLESKY J P, et al. Investigation of void formation in friction stir welding of 7N01 aluminum alloy[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2019, 37: 139-149. DOI:10.1016/j.jmapro.2018.11.019 |
[14] |
KUMAR K, KAILAS S V. The role of friction stir welding tool on material flow and weld formation[J]. Materials Science and Engineering: A, 2008, 485(1-2): 367-374. DOI:10.1016/j.msea.2007.08.013 |
[15] |
COLLIGAN K. Material flow behavior during friction stir welding of aluminum[J]. Welding Journal, 1999, 78(7): 229-237. |
[16] |
MORISADA Y, FUJⅡ H, KAWAHITO Y, et al. Three-dimensional visualization of material flow during friction stir welding by two pairs of X-ray transmission systems[J]. Scripta Materialia, 2011, 65(12): 1085-1088. DOI:10.1016/j.scriptamat.2011.09.021 |
[17] |
TIAN W H, SU H, WU C S. Effect of ultrasonic vibration on thermal and material flow behavior, microstructure and mechanical properties of friction stir welded Al/Cu joints[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2020, 107(1-2): 59-71. DOI:10.1007/s00170-020-05019-0 |
[18] |
TUTUNCHILAR S, HAGHPANAHI M, GIVI M K B, et al. Simulation of material flow in friction stir processing of a cast Al-Si alloy[J]. Materials & Design, 2012, 40: 415-426. |
[19] |
史清宇, 王细波, 康旭, 等. 搅拌摩擦焊温度场[J]. 清华大学学报(自然科学版), 2010, 50(7): 980-983, 988. SHI Q Y, WANG X B, KANG X, et al. Temperature fields during friction stir welding[J]. Journal of Tsinghua University (Science & Technology), 2010, 50(7): 980-983, 988. (in Chinese) |
[20] |
SHEPPARD T, JACKSON A. Constitutive equations for use in prediction of flow stress during extrusion of aluminium alloys[J]. Materials Science and Technology, 1997, 13(3): 203-209. DOI:10.1179/mst.1997.13.3.203 |
[21] |
TANG J M, SHEN Y F. Numerical simulation and experimental investigation of friction stir lap welding between aluminum alloys AA2024 and AA7075[J]. Journal of Alloys and Compounds, 2016, 666: 493-500. DOI:10.1016/j.jallcom.2016.01.138 |
[22] |
WAN Z Y, ZHANG Z, ZHOU X. Finite element modeling of grain growth by point tracking method in friction stir welding of AA6082-T6[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2017, 90(9-12): 3567-3574. DOI:10.1007/s00170-016-9632-y |
[23] |
SUN Z, WU C S. A numerical model of pin thread effect on material flow and heat generation in shear layer during friction stir welding[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2018, 36: 10-21. DOI:10.1016/j.jmapro.2018.09.021 |
[24] |
汪玉琳. 多平面搅拌头设计及其对接头组织性能的影响研究[D]. 北京: 北京交通大学, 2020. WANG Y L. Study on the design of multi-flat FSW tool and its effect on joint structure and properties[D]. Beijing: Beijing Jiaotong University, 2020. (in Chinese) |