Effect of shoulder shape on axial force of friction stir welding of 6061 aluminum alloy
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摘要: 为了机器人FSW工程化应用，研究搅拌头轴肩形状对轴向力的影响. 采用平面与凹面两种轴肩形状的搅拌头，对6061-T6铝合金板材进行搅拌摩擦焊，测量、记录和分析焊接过程中的轴向力，建立轴肩受力模型，综合分析轴向力的分布及变化规律. 结果表明，平面轴肩搅拌头焊接所得焊缝形貌优于凹面轴肩搅拌头；平稳焊接阶段轴向力分布曲线呈锯齿状波动，平面轴肩对应曲线的波动幅度较小；当搅拌头转速为1500 r/min、焊接速度为95 mm/min时测得轴向力最低，采用平面轴肩时所测轴向力为3 828 N，而凹面轴肩则为4 018.5 N. 分析认为凹面轴肩产生的焊接热输入较小，材料上下方向塑性流动的阻力较大，相应的反作用力也较大. 另外，根据受力分析，采用凹面轴肩焊接时，搅拌头前进方向的移动会叠加一定的轴向分力，导致凹面轴肩搅拌头焊接过程中所受的轴向力较大.
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关键词:
- 搅拌摩擦焊 /
- 6061-T6铝合金 /
- 轴肩形状 /
- 轴向力
Abstract: For the application of robotic FSW, the influence of shoulder shape on axial force during welding was researched. FSW of 6061-T6 aluminum alloy was successfully performed by tools with different shoulder shape of flat and concave. The axial force during welding was measured, recorded, and analyzed. The distribution and variation of axial force were analyzed comprehensively with the aid of an established stress model about the shoulder. The results were shown that weld morphology of the flat shoulder was better than that of the concave shoulder. The average axial force curve fluctuated zigzag in the stable welding stage, while the amplitude of zigzag with the flat shoulder was smaller than the concave shoulder. The lowest axial force was measured in rotating speed of 1 500 r/min and the welding speed of 95 mm/min, when the flat shoulder was used, the lowest axial force was 3 828 N, and the concave shoulder was 4 018.5 N. It was attributed of the lower heat input produced welding with concave shoulder and greater resistance to plastic flow of material. In addition, according to the force analysis, when the concave shoulder was used for welding, a certain axial force was added by the movement in the forward direction, which resulted in a larger axial force.-
Keywords:
- friction stir welding /
- 6061-T6 aluminum alloy /
- shoulder shape /
- axial force
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0. 序言
搅拌摩擦焊(friction stir welding, FSW)作为一种性能优异的固相连接技术，具有高效率、低能耗、焊接接头质量高、方便连接同种和异种材料的优点，传统的FSW由于其二维平面的局限，已经很难满足日趋复杂的高柔性焊接要求[1-2]. 机器人FSW凭借其高柔性焊接特点，逐渐成为焊接复杂产品的重要焊接技术，FSW技术与工业机器人相结合，将有利于FSW的进一步发展[3].
在机器人FSW过程中，焊接设备要承受很大的载荷，而FSW的核心是搅拌头[4]. 根据周利等人[5]建立的搅拌头受力模型可知，焊接时，搅拌头受到轴向力、前进力、侧向力以及旋转扭矩等诸多力的联合作用. 其中，轴向力是机器人位姿调控、焊接质量监制的重要过程参数，机器人手臂在轴向力的作用下容易发生弹性变形，导致焊具偏离预定焊缝轨迹而产生焊接缺陷，甚至造成焊接失败. Zhang 等人[6]采用数值模拟的方法研究了FSW的轴向力，结果表明轴向力对于FSW的成败起到关键作用. 为此，了解FSW过程中轴向力的变化规律是推动机器人FSW产业化应用、提高焊接质量关键所在.
现有研究表明，FSW轴向力与搅拌头/工件之间的产热机制密切相关[7]. 李程锦等人[8]通过建立铝合金FSW焊接过程的完全热力耦合模型认为，焊接缺陷的产生主要是由于焊接过程中热输入的不足，而搅拌头轴肩与工件的摩擦生热是FSW热输入的主要来源[9]. 而FSW热输入的大小决定了焊缝金属的塑性程度以及流动情况，廖美玲[10]通过设计不同形状轴肩的搅拌头，研究了焊缝金属的塑性流动，结果表明当轴肩形状发生变化时，焊缝金属的流动以及组织性能发生明显变化；张忠科等人[11]的试验结果表明，轴肩形状的改变对FSW温度有着重要影响，故轴肩形状的改变对FSW搅拌头的受力及热输入的大小会产生重要影响.
减小焊接轴向力，对FSW的发展具有重大意义. 尽管已经报道了轴肩形状对FSW受力的影响，如张威等人[12]详细分析了轴肩形状及焊接工艺参数对FSW搅拌头受力的影响，得出轴肩形状对焊接过程中的热输入及搅拌头受力有着重要影响. 但是还没有研究表明轴肩形状的不同对焊接过程中轴向力有何影响，因此设计了两种不同形状的轴肩，在不同焊接工艺参数下进行焊接，以此来研究轴肩形状对6061铝合金FSW过程中轴向力的影响.
1. 试验方法
采用的试验材料为250 mm × 80 mm × 5 mm 的6061-T6 铝合金板材，其化学成分如表1所示. 焊接设备是由 X53K 立式铣床改装而成的FSW焊机.
表 1 6061-T6 铝合金板材化学成分(质量分数,%)Table 1. Chemical compositions of 6061-T6 aluminum alloy sheetSi Fe Cu Mn Mg Zn Ti Al 0.4 ~ 0.8 ≤ 0.7 0.15 ~ 0.4 ≤ 0.15 0.60 ~ 1.2 ≤ 0.6 ≤ 0.6 余量 试验设计了平面形与内凹形两种轴肩形状不同的搅拌头，搅拌头材料为定向凝固GH4169高温合金，除轴肩形状外，其余尺寸参数均保持不变，搅拌头关键部分具体尺寸如图1所示，搅拌针开左螺纹，轴肩均开有阿基米德螺线形花纹，如图2所示，增加了轴肩对塑形金属的包拢效果与对材料驱动能力.
焊接时，保持搅拌头倾角为0、下压量为0.2 mm不变，轴肩压入工件材料后预热10 s，根据设定的转速及焊接速度进行焊接试验. 采用3种转速(750，1 180，1 500 r/min)及3种焊接速度(95，190，300 mm/min)不同的工艺参数组合进行焊接.
采用4XB-TV型倒置金相显微镜对接头显微组织进行观察与分析. 为了研究轴肩形状对轴向力的影响，采用轴向力实时测量系统对焊接过程中轴向力的值进行测量. 图3为所用轴向力实时测量装置图，图3a为系统实物图，图3b为系统示意图. 轴向力实时测量装置的量程标定为0 ~ 10 kN，测量误差为0.115%，能灵敏测量焊接过程中轴向力的变化，传感器输出的电信号经信号放大器处理，以数字的形式显示并自动记录轴向力随时间的变化，利用Origin软件将数据处理为轴向力分布曲线.
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图 3 轴向力实时测量装置Figure 3. Axial force measurement device. (a) physical drawing; (b) schematic drawing2. 结果与分析
2.1 不同工艺参数条件下的轴向力
图4为搅拌头转速为1 180 r/min、焊接速度为95 mm/min下所得不同阶段FSW轴向力的分布曲线. 经分析，FSW曲线变化特点类似，都分搅拌针插入阶段、轴肩下压阶段、预热阶段、稳定焊接阶段和搅拌头拔出阶段5个不同的阶段[13]，如图4所示，稳定焊接阶段为FSW过程中的主要阶段，故截取稳定焊接阶段轴向力作为分析对象.
图5为平稳阶段轴向力随时间的变化规律. 从图5可以看出，当搅拌头转速为1 500 r/min、焊接速度为95 mm/min时，平面轴肩所受轴向力最低(3 828 N)，而此参数对应的凹面轴肩所受轴向力为4 018.5 N. 轴向力分布曲线波动呈锯齿状，这可能与材料在不同焊接热输入和塑性变形下的状态有关. 当焊接热输入较低时，金属材料的塑性变形不足，材料会对搅拌头施加一定的变形抗力，轴向力增大，曲线波动较大. 当焊接热输入量增加时，塑形程度提高，这种曲线波动逐渐稳定. 在相同的焊接参数下，如图5a所示，轴向力分布曲线所对应的平面轴肩的波动幅度小于凹面轴肩，这可能是由于两种轴肩与材料的接触状态不同[14-15]. 平面轴肩与工件的接触面积较大，产生了较高的热输入，且金属材料的塑性变形充分，材料的阻力和轴向力减小[16].
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图 5 平稳阶段轴向力随时间的变化规律Figure 5. Variation law of axial force with time in stable stage. (a) n = 750 r/min; (b) n = 1180 r/min; (c) n = 1500 r/min图6和图7为不同工艺参数组合下轴向力的变化曲线. 当转速不变，搅拌头焊接速度加快时，作用在两种形状轴肩上的轴向力均随之增加. 分析认为，焊接轴向力与焊接过程中的热输入有关，当转速增大时，产热增多，材料受热软化，变形抗力减小，轴向力随之减小. 当搅拌头转速不变，焊接速度增大时，产热减小，材料软化程度下降，变形抗力增加，轴向力也随之增加[17].
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图 6 轴向力平均值随转速的变化规律Figure 6. Variation law of the average axial force with the rotation speed. (a) v = 95 mm/min; (b) v = 190 mm/min; (c) v = 300 mm/min![]()
图 7 轴向力平均值随搅拌头焊接速度的变化规律Figure 7. Variation of the average value of axial force with the travel speed of the tool. (a) n = 750 r/min; (b) n = 1 180 r/min; (c) n = 1 500 r/min对比图6a和图6b，当搅拌头焊接速度不变时，随着转速的提高，两轴肩对应的轴向力差值逐渐减小. 当搅拌头转速为750 r/min、焊接速度为190 mm/min时，两轴肩焊接所产生的平均轴向力差值约为1450 N (凹面轴肩轴向力约为6 750 N，平面轴肩轴向力约为5 300 N). 当转速提高到1 500 r/min时，两轴肩对应的轴向力差值减小到20 N左右(凹面轴肩轴向力约为4 500 N，平面轴肩轴向力约为4 480 N). 而这种趋势在图7中并不明显. 这可能与转速相对于焊接速度对焊接轴向力影响较大有关[18].
从图6和图7可以看出，当焊接速度一定时，凹面轴肩和平面轴肩搅拌头所受轴向力均随搅拌头转速增加而减小.当搅拌头转速一定时，凹面轴肩和平面轴肩搅拌头所受轴向力均随焊接速度增大而增大，且在相同的焊接参数下，凹面轴肩搅拌头所受轴向力更大. 分析认为，这与不同形状轴肩的产热机制不同有关，且在焊接过程中两种不同形状的轴肩与板材的摩擦方式不同，导致凹面轴肩所受轴向力更大.
2.2 轴肩形状对焊接热输入的影响
根据FSW的“抽吸-挤压”[19]理论，在焊接过程中，搅拌头下的塑性金属沿螺纹表面轴向流动. 轴肩对塑性金属的驱动力会反作用于轴肩，产生轴向力. 当焊接热输入充足时，金属塑性程度高，变形抗力减小，轴向力变小. 当焊接热输入不足时，金属的塑性程度降低，变形抗力增大，轴向力变大. 因此，有必要分析轴肩形状对焊接热输入的影响[20].
图8为搅拌头工作时轴肩与母材有效摩擦面积示意图. 从图8a可以看出，对于平面轴肩，肩部的表面与母材表面平行，与母材接触充分. 在焊接过程中，肩部与母材之间的摩擦会产生更多的热输入. 对于凹面轴肩，由于轴肩下压量为0.2 mm，而凹面轴肩端点到根部的垂直距离为0.5 mm，故轴肩的平面与材料有一定的角度(图8b). 在焊接过程中，母材与凹面轴肩之间的有效摩擦面积主要集中在搅拌针的后面. 在搅拌针前方，凹面轴肩与母材接触不足，该区域的摩擦热产生不足. 由以上分析可知，平面轴肩与母材的有效摩擦面积大于凹面轴肩，平面轴肩产生的焊接热输入更多.
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图 8 轴肩产热示意图Figure 8. Schematic diagram of heat generation by shaft shoulder. (a) flat shoulder; (b) concave shoulder图9、图10和图11分别为不同工艺参数组合下焊接所得的焊缝表面形貌.可以看出，焊缝表面均无明显焊接缺陷，随着焊接速度的增加，焊缝表面粗糙程度开始增加. 当搅拌头转速与焊接速度不变时，凹面轴肩焊接所得焊缝表面粗糙度更大，当焊接速度为 95，190 mm/min 时，随搅拌头转速增加，两种轴肩形状所对应焊缝表面变得越来越光滑，但飞边量却逐渐增多；当焊接速度为 300 mm/min 时，随搅拌头转速增加，焊缝表面先变粗糙后变光滑，转速 1 180 r/min 时焊缝表面成形最差. 分析认为，焊接热输入会影响焊缝表面形貌的成形[21]，当焊接热输入高时，搅拌头周围金属材料塑性程度高，流动性好，更容易脱离轴肩，形成光滑无缺陷的焊缝；而当焊接热输入不足时，金属塑性程度低，流动性变差，不容易脱离轴肩，焊缝表面因此变粗糙，且与平面轴肩相比，由于轴肩形状具有包拢作用，塑性金属更不容易脱离凹面轴肩，导致其在轴肩内互相挤压，随后又不均匀的在搅拌头后退侧排出，使得凹面轴肩搅拌头焊接所得焊缝更加粗糙[22]. 所以，焊接热输入的大小直接影响到金属材料的塑性变形，从而影响轴向力的大小.
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图 9 n= 750 r/min 时焊缝表面形貌Figure 9. Surface profile of the weld at n = 750 r/min. (a) concave shoulder, v = 95 mm/min; (b) flat shoulder, v = 95 mm/min; (c) concave shoulder, v = 190 mm/min; (d) flat shoulder, v = 190 mm/min; (e) concave shoulder, v = 300 mm/min; (f) flat shoulder, v = 300 mm/min![]()
图 11 n = 1500 r/min 时焊缝表面形貌Figure 11. Surface profile of the weld at n = 1500 r/min. (a) concave shoulder, v = 95 mm/min; (b) flat shoulder, v = 95 mm/min; (c) concave shoulder, v = 190 mm/min; (d) flat shoulder, v = 190 mm/min; (e) concave shoulder, v = 300 mm/min; (f) flat shoulder, v = 300 mm/min![]()
图 10 n = 1180 r/min时焊缝表面形貌Figure 10. Surface profile of the weld at n = 1180 r/min. (a) concave shoulder, v = 95 mm/min; (b) flat shoulder, v = 95 mm/min; (c) concave shoulder, v = 190 mm/min; (d) flat shoulder, v = 190 mm/min; (e) concave shoulder, v = 300 mm/min; (f) flat shoulder, v = 300 mm/min图12为搅拌头转速为1 500 r/min、焊接速度为95 mm/min时焊核区微观组织形貌. 将焊核区的晶粒形状视为圆形，测量直径以表示晶粒的大小. 经测量，轴肩形状为凹面时，焊核区的晶粒度为16.47 μm，轴肩形状为凹面时，焊核区的晶粒度为22.21 μm. 可以看出，凹面轴肩下的焊核区晶粒度比平面轴肩下的晶粒度小. 这与平面轴肩的产热较大有关.
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图 12 焊核区微观组织形貌Figure 12. Microstructure morphology of the weld core area. (a) fiat shoulder; (b) concave shoulder焊核区的铝合金材料在强烈搅拌作用下被压碎，然后经历高温热循环. 使得组织动态再结晶，成为细小的再结晶结构，故热输入越大，晶粒度越大. 而焊接热输入是影响轴向力的关键因素，故焊核区晶粒度的变化会影响FSW轴向力，平面轴肩因其有效摩擦面积大，产生的热量多于凹面轴肩[23]. 由于平面轴肩下的温度较高，在焊核区会出现晶粒生长(图12a). 凹面轴肩的焊接热输入较少，焊核区的晶粒结构不明显. 因此，晶粒度相对较小(图12b).
2.3 搅拌头行进过程中轴肩的受力分析
为了了解随着搅拌头的行进不同形状轴肩的受力情况，建立了两种轴肩在焊接过程中的受力模型，如图13所示. 其中图13b为凹面轴肩a点受力示意图，平面轴肩在焊接过程中其表面与板材充分接触，不受额外阻力影响；而当搅拌头轴肩形状为凹面时，由于轴肩形状的不同，在搅拌头行进时，工件材料会对轴肩产生额外的阻力，定义此阻力为Fn，如图13所示. 将额外阻力Fn进行分解，可以分解为一个水平摩擦力和一个垂直于轴肩面的材料弹力，对垂直于轴肩面的弹力F1进行正交分解，得到竖直方向的力F3和水平方向的力F4，其中，F3为凹面轴肩上a点所受额外的垂直于工件的分力，正是F3的产生，使凹面轴肩搅拌头所受轴向力增加且大于平面轴肩[23].
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图 13 受力模型Figure 13. Force model. (a) shaft shoulder force model; (b) diagram of the force at point a根据受力模型，平面轴肩所受轴向力如式(1)所示.
$$ {{F}}_{\mathrm{z}}={{P}}_{\mathrm{n}}{S}_{\!\!{1}}={{P}}_{\mathrm{n}}\mathrm{\text{π} }({R}_{1}^{2}-{R}_{2}^{2}) $$ (1) 式中：Fz为平面轴肩所受焊接轴向力；Pn为垂直方向作用在轴肩上的力；S1为轴肩面积；R1为轴肩半径；R2为搅拌针根部半径[8].
凹面轴肩所受力有两种，一种是板材在垂直方向产生的反作用力，另一种是在搅拌头行走过程中所产生的分力. 图13a中与a点处于同一水平面的轴肩上的其它点与轴线所在平面，与焊接方向存在夹角. 将轴肩上各点的分力值等效为F3，但受力面积必须相应小于轴肩面积的一半，因此将焊接过程中凹面轴肩所受分力的面积定为轴肩总面积的1/4. 根据上述分析，凹面轴肩所受轴向力如式(2)所示[23].
$$ {{F}}'_{\rm{z}} = {P_{\rm{n}}}{S_2} + \frac{1}{4}{F_3}{{\rm{S}}_2} = {{{P}}_{\rm{n}}}\left( {\text{π} {R_1}\frac{{{R_1}}}{{{\rm{sin}}\alpha }} - \text{π} {R_1}\frac{{{R_2}}}{{{\rm{sin}}\alpha }}} \right)+ \frac{1}{4}{F_{\rm{n}}}{\rm{cos}}\alpha {\rm{sin}}\alpha \left(\text{π} {R_1}\frac{{{R_1}}}{{{\rm{sin}}\alpha }} - \text{π} {R_2}\frac{{{R_2}}}{{{\rm{sin}}\alpha }}\right) = \left( {\frac{{{P_{\rm{n}}}\text{π} }}{{{\rm{sin}}\alpha }} + \frac{1}{4}{F_{\rm{n}}}\text{π} {\rm{cos}}\alpha } \right)\left( {R_1^2 - R_2^2} \right) $$ (2) 式中：
${{F}}'_{\rm{z}}$ 为凹面轴肩所受竖直分力；S2为凹面轴肩面积；α为轴肩面与搅拌头轴线的夹角[23].由上述公式可知，随着搅拌头的行进轴肩会受到额外阻力，这个阻力的其中一个分力垂直于轴肩面，从而使轴向力增加，平面轴肩无额外阻力，所以平面轴肩所受轴向力更小.
3. 结论
(1)在相同的焊接参数下，平面轴肩的轴向力小于凹面轴肩的轴向力. 当采用平面轴肩且转速为1 500 r/min、焊接速度为95 mm/min时，轴向力最小，最小值约为3 800 N.
(2)与凹面轴肩相比，平面轴肩与工件材料接触更良好，摩擦面积更大，摩擦产生的焊接热输入大于凹面轴肩.
(3)在焊接热输入较大的情况下，平面轴肩对应的焊缝表面形貌比凹面轴肩好. 平面轴肩下的焊核区晶粒尺寸更大，在转速为1 500 r/min、焊接速度为95 mm/min时，采用凹面轴肩的焊核区晶粒度为16.47 μm，采用平面轴肩的焊核区晶粒度为22.21 μm.
(4)随着搅拌头的移动，母材会对凹面轴肩产生一个阻力，这种阻力的其中一个分力导致作用在凹面轴肩上的轴向力增大. 而平面轴肩平面与搅拌头行进方向平行，因此不会叠加额外分力.
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图 3 轴向力实时测量装置
Figure 3. Axial force measurement device. (a) physical drawing; (b) schematic drawing
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图 5 平稳阶段轴向力随时间的变化规律
Figure 5. Variation law of axial force with time in stable stage. (a) n = 750 r/min; (b) n = 1180 r/min; (c) n = 1500 r/min
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图 6 轴向力平均值随转速的变化规律
Figure 6. Variation law of the average axial force with the rotation speed. (a) v = 95 mm/min; (b) v = 190 mm/min; (c) v = 300 mm/min
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图 7 轴向力平均值随搅拌头焊接速度的变化规律
Figure 7. Variation of the average value of axial force with the travel speed of the tool. (a) n = 750 r/min; (b) n = 1 180 r/min; (c) n = 1 500 r/min
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图 8 轴肩产热示意图
Figure 8. Schematic diagram of heat generation by shaft shoulder. (a) flat shoulder; (b) concave shoulder
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图 9 n= 750 r/min 时焊缝表面形貌
Figure 9. Surface profile of the weld at n = 750 r/min. (a) concave shoulder, v = 95 mm/min; (b) flat shoulder, v = 95 mm/min; (c) concave shoulder, v = 190 mm/min; (d) flat shoulder, v = 190 mm/min; (e) concave shoulder, v = 300 mm/min; (f) flat shoulder, v = 300 mm/min
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图 11 n = 1500 r/min 时焊缝表面形貌
Figure 11. Surface profile of the weld at n = 1500 r/min. (a) concave shoulder, v = 95 mm/min; (b) flat shoulder, v = 95 mm/min; (c) concave shoulder, v = 190 mm/min; (d) flat shoulder, v = 190 mm/min; (e) concave shoulder, v = 300 mm/min; (f) flat shoulder, v = 300 mm/min
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图 10 n = 1180 r/min时焊缝表面形貌
Figure 10. Surface profile of the weld at n = 1180 r/min. (a) concave shoulder, v = 95 mm/min; (b) flat shoulder, v = 95 mm/min; (c) concave shoulder, v = 190 mm/min; (d) flat shoulder, v = 190 mm/min; (e) concave shoulder, v = 300 mm/min; (f) flat shoulder, v = 300 mm/min
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图 12 焊核区微观组织形貌
Figure 12. Microstructure morphology of the weld core area. (a) fiat shoulder; (b) concave shoulder
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图 13 受力模型
Figure 13. Force model. (a) shaft shoulder force model; (b) diagram of the force at point a
表 1 6061-T6 铝合金板材化学成分(质量分数,%)
Table 1 Chemical compositions of 6061-T6 aluminum alloy sheet
Si Fe Cu Mn Mg Zn Ti Al 0.4 ~ 0.8 ≤ 0.7 0.15 ~ 0.4 ≤ 0.15 0.60 ~ 1.2 ≤ 0.6 ≤ 0.6 余量 
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