攪拌摩擦焊接過程溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究

攪拌摩擦焊接過程溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究

自1991年英國(guó)焊接研究所（tw）提出以來，攪拌摩擦焊接技術(shù)在世界范圍內(nèi)引起了廣泛的研究，尤其是在輕金屬材料的連接中應(yīng)用廣泛。它具有無鈣化金屬絲的缺點(diǎn)，變形小、組織性能好等優(yōu)點(diǎn)。攪拌摩擦焊接是一種固態(tài)連接技術(shù)。在焊接過程中攪拌工具與工件緊密接觸,高速旋轉(zhuǎn)與其周圍母材摩擦產(chǎn)熱,同時(shí)材料軟化發(fā)生塑性變形,并釋放出塑性變形熱。通過實(shí)驗(yàn)研究可知,不同的工藝導(dǎo)致攪拌摩擦焊接中產(chǎn)生的熱量及溫度場(chǎng)分布不同,會(huì)對(duì)焊縫成形的質(zhì)量產(chǎn)生較大的影響。由于整個(gè)焊接過程是在攪拌工具的軸肩與工件之間的一個(gè)封閉區(qū)域內(nèi)進(jìn)行,所以僅通過實(shí)驗(yàn)方法很難對(duì)焊接過程中溫度場(chǎng)的分布進(jìn)行分析。在過去的十幾年里大量學(xué)者對(duì)攪拌摩擦焊接過程中的產(chǎn)熱和溫度場(chǎng)分布進(jìn)行了模擬仿真研究。Seidel等使用基于流體力學(xué)的方法建立了二維模型對(duì)攪拌摩擦焊接過程進(jìn)行仿真。Colegrove等和Frigaard等建立三維熱流模型來預(yù)測(cè)攪拌摩擦焊接過程中溫度場(chǎng)的分布。Kumar等就攪拌工具的形狀對(duì)焊接過程產(chǎn)熱的影響進(jìn)行了研究。Vijay等采用自適應(yīng)邊界建立熱-力耦合模型,對(duì)攪拌摩擦焊接過程中的溫度場(chǎng)進(jìn)行分析,但沒有考慮攪拌針的作用。史清宇等通過建立自適應(yīng)移動(dòng)熱源模型來對(duì)攪拌摩擦焊接過程進(jìn)行模擬。雖然之前關(guān)于攪拌摩擦焊接產(chǎn)熱模型的研究已經(jīng)取得了一些成果,但鑒于攪拌摩擦焊接過程存在大的塑性變形的特殊性,在對(duì)焊接過程中溫度場(chǎng)分布進(jìn)行計(jì)算時(shí),有必要對(duì)焊接過程中產(chǎn)熱來源及散熱邊界進(jìn)行更準(zhǔn)確的考慮。本文基于ALE(ArbitraryLagrangian-Eulerian)方法建立完全熱-力耦合的有限元模型,以模擬攪拌摩擦焊接過程中的摩擦和塑性變形產(chǎn)熱,從而對(duì)焊接過程中的溫度場(chǎng)分布進(jìn)行計(jì)算,并通過測(cè)溫實(shí)驗(yàn)對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。1平板焊接過程中過程試驗(yàn)材料為6mm厚的7A52鋁合金板材,尺寸為260mm×150mm。焊接實(shí)驗(yàn)在XT-900攪拌摩擦焊專用數(shù)控機(jī)床上進(jìn)行,焊接過程中保持焊接速度(攪拌工具移動(dòng)速度)、下壓量(軸肩邊緣壓入平板的深度)、傾角(攪拌工具軸線與平板夾角)、攪拌頭尺寸等工藝參數(shù)不變,僅改變旋轉(zhuǎn)速度,如表1所示。圖1為焊接過程中平板上熱電偶的分布位置。在平板的前進(jìn)側(cè)和返回側(cè),分別布置4個(gè)熱電偶,距離焊縫中心分別為15mm、20mm、25mm和30mm。2有限模型2.1平板模型的建立圖2為有限元模型及邊界條件示意圖。根據(jù)攪拌工具實(shí)際尺寸和形狀建立有限元模型,并在計(jì)算過程中將該模型設(shè)定為剛體。實(shí)驗(yàn)過程中采用的平板尺寸較大,為了提高計(jì)算的速度以及網(wǎng)格劃分的質(zhì)量,平板的數(shù)值模型尺寸為直徑120mm、厚度6mm。由于攪拌工具與平板的邊緣距離足夠遠(yuǎn),所以平板計(jì)算模型與實(shí)際實(shí)驗(yàn)中的不一致對(duì)焊接過程中溫度場(chǎng)分布的影響較小。平板的材料為7A52鋁合金,材料的彈性模量、比熱以及熱導(dǎo)率與溫度相關(guān),屈服強(qiáng)度與溫度、應(yīng)變和應(yīng)變速率相關(guān)。平板共劃分為26000個(gè)六面體單元(32000個(gè)節(jié)點(diǎn)),單元類型選擇熱-力耦合C3D8RT單元。為了避免由于攪拌工具的運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致過大的網(wǎng)格畸變,本文使用ALE方法和ABAQUS/Explicit網(wǎng)格自適應(yīng)功能。將攪拌工具的平移等效為平板材料沿相反方向以2mm/s的速度施加到平板的一側(cè)。平板的兩側(cè)作為材料的流入和流出面,定義為Eulerian面,從而使材料點(diǎn)能與網(wǎng)格分開,平板的上下表面定義為滑移面,材料點(diǎn)只能在網(wǎng)格平面內(nèi)運(yùn)動(dòng),從而有效地模擬計(jì)算過程中材料與攪拌工具間的相互摩擦作用。2.2coolomb定分法攪拌摩擦焊接過程中的熱量主要來自于攪拌工具與平板之間的摩擦生熱和金屬塑性變形產(chǎn)熱兩方面。模型中通過建立攪拌工具與平板之間的接觸作用,來模擬實(shí)際焊接過程中的產(chǎn)熱行為。時(shí)間增量ΔT內(nèi),輸入平板的熱通量可用下式來描述:Qt=Qf+Qd.(1)Qt=Qf+Qd.(1)其中:Qt為總熱量,Qf為摩擦產(chǎn)熱量,Qd為塑性變形產(chǎn)熱。由于攪拌摩擦焊接是一個(gè)滑動(dòng)摩擦和粘性摩擦共存的過程,為了較為準(zhǔn)確地模擬焊接過程中攪拌工具與平板之間的作用,本文引入修正的Coulomb摩擦定律,摩擦力τ=min(μp,σyield√3).τ=min(μp,σyield3√).其中:μ為摩擦系數(shù),p為接觸壓力,σyield為材料的屈服強(qiáng)度。則摩擦產(chǎn)熱量可由下式定義:dQf=kτΔsΔt=kmin(μp,σyield√3)ΔsΔt,Qf=∫ΔΤ∫Skmin(μp,σyield√3)ΔsΔtdAdt.(2)dQf=kτΔsΔt=kmin(μp,σyield3√)ΔsΔt,Qf=∫ΔT∫Skmin(μp,σyield3√)ΔsΔtdAdt.(2)其中:k為摩擦產(chǎn)熱效率,Δs為滑移量。在模型中,假定單位體積塑性變形產(chǎn)熱為dQd=ησ˙εpldV.dQd=ησε˙pldV.其中:η為塑性變形產(chǎn)熱系數(shù),σ為應(yīng)力,˙εplε˙pl為塑性應(yīng)變率。則時(shí)間增量ΔT內(nèi)產(chǎn)生的總的變形熱量為Qd=∫ΔΤ∫Vησ˙εpldVdt.(3)Qd=∫ΔT∫Vησε˙pldVdt.(3)將式(2)—(3)代入式(1)中可得時(shí)間增量ΔT內(nèi)產(chǎn)生的總熱量為Qt=∫ΔΤ∫Sωrmin(μp,σyield√3)dAdt+∫ΔΤ∫Vησ˙εpldVdt.Qt=∫ΔT∫Sωrmin(μp,σyield3√)dAdt+∫ΔT∫Vησε˙pldVdt.3模擬結(jié)果與測(cè)溫實(shí)驗(yàn)的比較選取與焊接實(shí)驗(yàn)完全相同的工藝參數(shù)(旋轉(zhuǎn)速度分別為600r/min和800r/min)進(jìn)行模擬,計(jì)算得到焊接時(shí)間t=15s時(shí)溫度場(chǎng)分布結(jié)果如圖3所示。從圖中可以觀察到在攪拌工具前側(cè)溫度梯度明顯高于后退側(cè),同時(shí),兩種工藝的最高溫度分別為506℃和513℃,是7A52鋁合金固相線溫度(620℃)的81.6%和82.7%,這與實(shí)際情況非常吻合。為了有效地評(píng)估溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果的可靠性,本文將模擬結(jié)果與測(cè)溫實(shí)驗(yàn)進(jìn)行比較。板材上表面離焊縫中心線距離分別為15mm、20mm、25mm和30mm時(shí),計(jì)算和實(shí)測(cè)的峰值溫度比較結(jié)果如圖4所示?？梢钥吹?計(jì)算和實(shí)測(cè)結(jié)果兩者相當(dāng)接近,特別是在距離焊縫中心較近的位置;在距離焊縫較遠(yuǎn)的位置可能是由于平板尺寸與實(shí)際不同,存在些許誤差。對(duì)比結(jié)果表明所建立的完全熱-力耦合攪拌摩擦焊接模型是合理和可行的。同時(shí),從實(shí)驗(yàn)和計(jì)算結(jié)果中還可以觀察到焊縫前進(jìn)側(cè)的溫度要稍高于返回側(cè)。4實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析本文采用ALE方法建立完全熱-力耦合的有限元模型,用材料的平移和攪拌工具的自轉(zhuǎn)代替