高级检索

6061-T6铝合金中空薄壁型材双轴肩搅拌摩擦焊工具设计与工艺分析

张颖川, 马国栋, 代鹏, 王敬水, 金炜

张颖川, 马国栋, 代鹏, 王敬水, 金炜. 6061-T6铝合金中空薄壁型材双轴肩搅拌摩擦焊工具设计与工艺分析[J]. 焊接学报, 2022, 43(6): 88-95. DOI: 10.12073/j.hjxb.20210512001
引用本文: 张颖川, 马国栋, 代鹏, 王敬水, 金炜. 6061-T6铝合金中空薄壁型材双轴肩搅拌摩擦焊工具设计与工艺分析[J]. 焊接学报, 2022, 43(6): 88-95. DOI: 10.12073/j.hjxb.20210512001
shu
ZHANG Yingchuan, MA Guodong, DAI Peng, WANG Jingshui, JIN Wei. Tool design and process analysis of bobbing tool friction stir welding for thin-walled extrude profile of 6061-T6 aluminum alloy[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2022, 43(6): 88-95. DOI: 10.12073/j.hjxb.20210512001
Citation: ZHANG Yingchuan, MA Guodong, DAI Peng, WANG Jingshui, JIN Wei. Tool design and process analysis of bobbing tool friction stir welding for thin-walled extrude profile of 6061-T6 aluminum alloy[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2022, 43(6): 88-95. DOI: 10.12073/j.hjxb.20210512001
shu

6061-T6铝合金中空薄壁型材双轴肩搅拌摩擦焊工具设计与工艺分析

  • 1.

    北京纵横机电科技有限公司，北京，100091

  • 2.

    中国铁道科学研究院集团有限公司，机车车辆研究所，北京，100081

基金项目: 中国铁道科学研究院集团有限公司院基金重点课题 (2019YJ021)
详细信息
    作者简介:

    张颖川，博士；主要从事材料焊接结构设计、复合材料设计等研究工作；Email: zhangyingchuan@zemt.cn

    通讯作者:

    金炜，副研究员；Email: jinwei@zemt.cn.

  • 中图分类号: TG 47

Tool design and process analysis of bobbing tool friction stir welding for thin-walled extrude profile of 6061-T6 aluminum alloy

  • 1.

    Beijing Zhongheng Electro-Mechanical Technology Co., Ltd., Beijing, 100091, China

  • 2.

    Locomotive & Car Research Institute, China Academy of Railway Sciences Co., Ltd., Beijing, 100081, China

摘要

    摘要
  • 摘要: 基于双轴肩搅拌摩擦焊热输入的理论分析，建立了焊接工具结构尺寸特征值与待焊工件厚度之间的工程模型.利用该工程模型，设计并优化得到适用于厚度为2.5 mm的6061-T6铝合金薄板的双轴肩搅拌摩擦焊工具.使用该工具对中空薄壁型材进行焊接，并对焊接工艺参数进行优化. 结果表明，当焊接工具转速为1 000 r/min、焊接速度为600 mm/min时，可以得到综合力学性能最佳的焊接接头，其中正面焊缝焊接接头抗拉强度可达231 MPa，为母材抗拉强度的77%，弯曲角度达180°；反面焊缝焊接接头抗拉强度可达226 MPa，为母材抗拉强度的76%，弯曲角度达180°.
    Abstract: An engineering model between characteristic value of welding tool and specimen thickness was established based on heat input theoretical analysis of bobbing tool friction stir welding. According to this model, a welding tool was designed and optimized, which was used for join 2.5 mm thin-walled extrude profile of 6061-T6 aluminum alloy. Friction stir welding parameters were optimized as well. When the rotation speed of the tool was 1 000 r/min and welding speed was 600 mm/min, the joint obtained a maximum mechanical properties. The front side joint had a tensile strength of 231 MPa, 77% of the base material, and a bend angle of 180°, while the back side joint had a tensile strength of 226 MPa, 76% of the base material, and a bend angle of 180°.
    • HTML全文

  • 0.   序言

    X80管线钢(规定总延伸强度Rt0.5 > 555 MPa)是目前世界范围内大输量、高压油气输送管道的首选钢种，自1985年德国Ruhr Gas /Megal Ⅱ 项目中首次成功铺设了ϕ1 118 mm × 3.2 km × 13.6 mm (壁厚)的试验段以来[1]，国内外已建成多条X80管线钢长距离油气输送管道[2-3]. 基于油气输送管道高输送压力、超大输量、大管径、高强度级别的发展趋势，管道建设和运行对管线钢的焊接效率和质量、安全性和经济性等提出了更高的要求，开发和应用新型高效、高质量焊接方法已成为必然趋势. 激光电弧复合焊技术(hybrid laser arc welding, HLAW) 是近年来发展的一种先进焊接方法，具有大熔深、快焊速、低变形、高质量等优势[4-6]，已成为管道施工焊接技术领域的极具良好应用前景的施工焊接方法. 但由于HLAW方法常采用较大的焊接速度，焊件冷却较快，可能导致高强钢焊接接头产生淬硬组织和较高的残余应力水平. 因此，分析X80管线钢中厚板激光电弧复合焊接头的显微组织构成及残余应力分布，对研究和控制X80级及以上强度级别管线钢HLAW接头的显微组织、焊接过程中的冶金反应、焊后残余应力和变形，具有重要的理论指导意义.

    目前为止，国内外对高强钢激光电弧复合焊的数值模拟研究，主要针对采用较低激光功率焊接的温度场、流场的分析，而对较大板厚、较大激光功率的复合焊接接头的残余应力和变形的研究则十分缺乏. Kim等人[7]研究了激光/CO2电弧的热输入比值变化对7 mm厚SM 490钢激光电弧复合焊平板堆焊件的残余应力和变形的影响，发现激光和电弧热输入相同时角变形最小，总热输入不变时两者能量比对焊接残余应力分布几乎没有影响. Zhang等人[8]研究了10 mm厚激光-MAG (metal active gas, MAG)焊对接接头的残余应力分布和产生机理，认为峰值温度和冷却速度对残余应力的影响较大，马氏体相变可以降低残余应力水平. 严春妍等人[9]研究了焊接速度对12 mm厚S355钢激光-MIG (metal inert gas, MIG)单道焊接头残余应力分布的影响规律，发现纵向残余应力、横向残余应力峰值均随着焊接速度的增加而升高. 对激光电弧复合焊接残余应力和变形的研究多数为板厚较小、采用单道焊的情况，研究结论无法适用于采用多道多层焊厚大结构件的残余应力分析.

    文中对18.4 mm厚的X80管线钢板进行激光-MIG多道焊试验，分析复合焊接头中不同区域的显微组织特征，并采用SYSWELD有限元软件对多道激光-MIG复合焊焊接过程的温度场和接头的残余应力进行计算，研究不同激光功率下激光-MIG复合焊接头残余应力分布的规律和特征.

    1.   试验方法

    激光-MIG复合焊接试验采用YSL-10000-S2型光纤激光器和福尼斯TPS-5000焊接电源，保护气体氩气的流量为25 L/min. 采用尺寸为180 mm × 60 mm × 18.4 mm的X80管线钢板进行平板对接，焊丝为林肯Merit JM-80低合金钢焊丝，母材和焊丝的化学成分如表1所示. 采用8 mm钝边的30°V形坡口，坡口间隙为0.5 mm，激光在前引导电弧. 环境温度和焊件初始温度均为20 ℃，层间温度为150 ℃. 试验采用的焊接工艺参数如表2所示.

    表  1  X80钢和焊丝的主要化学成分(质量分数，%)
    Table  1.  Main chemical compositions of X80 piepeline steel and filler wire
    材料CSiMnPSCrNiMo
    X80 0.030 0.240 1.710 0.008 0.002 0.022 0.250 0.190
    JM-80 0.081 0.670 1.560 0.018 0.008 0.330 0.011 0.008
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格
    表  2  X80管线钢复合焊工艺参数
    Table  2.  HLAW welding parameters of X80 pipeline steel
    焊接方法试样编号激光功率
    PL/kW    		光丝间距
    d/mm    		焊接电流
    I/A    		电弧电压
    U/V    		焊接速度
    v/(m·min−1)    		离焦量
    △f0/mm
    打底焊 S1,S2,S3,S4,S5 9.0 2.0 190 23 1.2 −1
    填充焊
    盖面焊    		 S1 2.0 2.0 230 24 0.5 0
    S2 2.5 2.0 230 24 0.5 0
    S3 3.0 2.0 230 24 0.5 0
    S4 3.5 2.0 230 24 0.5 0
    S5 4.0 2.0 230 24 0.5 0
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    采用上海点应光学体视显微镜测量焊缝的熔宽和熔深，采用JSM-6360LV型扫描电子显微镜对复合焊接头的显微组织进行观察. 采用USB-4718型温度采集卡测量焊件上表面典型位置的热循环曲线，采用ASMB6-60型应力应变采集器测试焊件上表面的残余应力.

    2.   数值模拟模型

    2.1   几何模型

    基于试验测得所有焊道的形貌参数，采用SolidWorks软件建立5个激光功率下复合焊试样的实体模型，并进行有限元网格划分. 基于查阅的数据采用插值法来获得X80管线钢的热物理性能和力学性能数据[10]，对SYSWELD软件的材料数据库二次开发后进行多道激光-MIG复合焊的温度场和应力应变场的计算. 图1为复合焊接试样S2对应的有限元网格模型，可以看出共3道焊缝. 其余4个功率下的焊件也均获得3道焊缝，只是填充焊缝和盖面焊缝的形貌尺寸(熔深、熔池长度、熔池宽度等)存在差别.

    图  1  试样S2的有限元模型
    Figure  1.  Finite element model of specimen S2
    下载: 全尺寸图片 幻灯片

    2.2   热源模型

    试验采用高8 mm钝边的30°V形坡口，为获得和实际焊接熔池形貌、尺寸接近的模拟结果，选用双椭球热源模型+三维锥体热源模型进行组合[9]，并基于焊道体积的变化对施加到焊道单元上的热源模型参数进行调整. 计算时采用生死单元模拟多道焊过程，将式(1) ~ 式(3)所示的热源模型在时间上离散，施加在各焊道对应的单元上进行计算.

    电弧热源部分采用双椭球热源的热流密度函数，如式(1) ~ 式(2)所示[9]，即

    $$ {q_{\text{f}}}(x,y,z) = \frac{{6\sqrt 3 Q{f_1}\sin \beta \sin \gamma }}{{{\text{π}} {a_1}bc\cos \theta \sqrt {\text{π}} }} \exp \left[ { - \frac{{3{x^2}}}{{{{({a_1}/\sin \beta )}^2}}} - \frac{{3{y^2}}}{{{{(b/\sin \gamma )}^2}}} - \frac{{3{z^2}}}{{{{(c\cos \theta )}^2}}}} \right] $$ (1)
    $$ {q_{\text{r}}}(x,y,z) = \frac{{6\sqrt 3 Q{f_2}\sin \beta \sin \gamma }}{{{\text{π}} {a_2}bc\cos \theta \sqrt {\text{π}} }} \exp \left[ { - \frac{{3{x^2}}}{{{{({a_2}/\sin \beta )}^2}}} - \frac{{3{y^2}}}{{{{(b/\sin \gamma )}^2}}} - \frac{{3{z^2}}}{{{{(c\cos \theta )}^2}}}} \right] $$ (2)

    式中：qf和qr为热源前部和后部的热流密度；f1和f2为双椭球热源前、后两部分的能量分布，且f1+f2 = 2；Q为双椭球热源对应的有效热输入；a1，a2，b，c为双椭球热源模型尺寸参数；β，γ，θ分别为x，y，z 3个方向和电弧主轴的夹角.

    激光热源部分对应的三维锥体热源模型的热流密度函数如式(3)所示[9]，即

    $$ {q_{{\text{laser}}}}(x,y,z) = {q_0}\exp \left[ - \frac{{{x^2} + {y^2}}}{{{r_0}^2(z)}}\right] $$ (3)
    $$ {r_0}(z) = {r{{\rm{_e}}}} + \frac{{{r{{\rm{_i}}}} - {r{{\rm{_e}}}}}}{{{z{{\rm{_i}}}} - {z{{\rm{_e}}}}}}(z - {z{{\rm{_e}}}}) $$ (4)

    式中：q0为激光热源的有效功率；re和ri分别为锥体热源上、下表面的热源半径；ze和zi分别为锥体热源上、下表面在高度方向z轴的坐标.

    3.   结果与讨论

    3.1   显微组织

    对5个接头试样的显微组织进行分析发现，打底焊缝因工艺参数相同，显微组织非常接近，焊缝和粗晶热影响区(coarse grained heat affected zone, CGHAZ)中形成较多的条状贝氏体(lath bainite, LB)；不同激光功率PL下填充和盖面焊对应的焊缝、CGHAZ和细晶热影响区(fine-grained heat affected zone, FGHAZ)的显微组织类型基本相同，仅各相的比例有一定差别. 为便于分析，以S2试样(PL = 2.5 kW)为例，对其焊接接头盖面层的显微组织进行分析，如图2所示.

    图  2  盖面层的焊缝区和热影响区显微组织(S2试样)
    Figure  2.  Microstructures in weld metal and HAZ of cap pass (specimen S2). (a) arc zone weld; (b) arc zone CGHAZ; (c) arc zone FGHAZ; (d) laser zone weld; (e) laser zone CGHAZ; (f) laser zone FGHAZ
    下载: 全尺寸图片 幻灯片

    从图2可以看出，电弧区、激光区焊缝的显微组织均含有较多的针状铁素体(acicular ferrite, AF)、先共析铁素体(proeutectoid ferrite, PF)、侧板条铁素体(ferrite side plate, FSP)和粒状贝氏体(granular bainite, GB)，但激光区焊缝出现少量的LB；电弧区、激光区CGHAZ显微组织均主要由LB+GB组成，电弧区CGHAZ晶粒更加粗大、并出现了少量的AF；电弧区、激光区FGHAZ晶粒较小，显微组织均由GB+准多边形铁素体(quasi-polygonal ferrite, QPF)组成. 随着PL增加，焊缝中AF数量增加、GB和LB数量减少，CGHAZ中GB，AF数量增加，FGHAZ中QPF数量略有增加.

    由于5组试验中填充、盖面焊缝所用的MIG焊焊接电流、电弧电压、焊接速度均相同，因此只研究盖面焊缝熔深Hc和激光作用部位HAZ宽度WL随PL的变化规律，如图3所示. 随着PL从2.0 kW增加到4.0 kW，Hc和WL分别增加了27.7%和31.9%，说明激光功率增加，引起盖面焊缝下半部分热输入增加，对增加盖面焊缝的熔深和HAZ宽度的作用十分明显.

    图  3  激光功率对盖面焊缝形貌参数的影响
    Figure  3.  Influence of laser power on cap weld geometry parameters
    下载: 全尺寸图片 幻灯片

    3.2   温度场计算结果

    图4为试样S2的熔池形貌模拟结果和试验结果的对照图，可以看出二者形状比较吻合. 试样S2的每层焊缝填充过程的温度场计算结果如图5所示. 以试样S2与试样S5为例，复合焊接试样表面典型位置(P1点位于盖面焊缝表面中心线；P2，P3点分别位于焊件表面距熔合线1.5，2.5 mm处)的热循环曲线如图6所示.

    图  4  试验与模拟所得焊缝截面比较
    Figure  4.  Comparison of experimental obtained and numerical predicted sectional morphology
    下载: 全尺寸图片 幻灯片
    图  5  激光-MIG复合焊接温度场(试样S2)
    Figure  5.  Temperature field of laser-MIG welding of specimen S2. (a) root layer; (b) filler layer; (c) cap layer
    下载: 全尺寸图片 幻灯片
    图  6  不同PL下典型位置的热循环曲线
    Figure  6.  Thermal cycles of representative points with different PL. (a) P1; (b) P2 and P3
    下载: 全尺寸图片 幻灯片

    图5所示的计算结果表明，当激光功率PL为2.5 kW时，打底焊的焊接温度场的峰值温度为2 211.26 ℃，填充焊和盖面焊的焊接温度场峰值温度略有升高，分别达到2 356.15和2 425.36 ℃. 当PL从2.5 kW升高至4.0 kW时，3个典型位置热循环曲线的峰值温度均有所升高. P1点热循环曲线的峰值温度从1 988.63 ℃上升至2 404.82 ℃，P2点热循环曲线的峰值温度从684.27 ℃上升至994.04 ℃，P3点热循环曲线的峰值温度从568.56 ℃上升至765.17 ℃.对P2点的计算所得热循环曲线和试验测得的热循环曲线较为吻合，结果表明多道复合焊的温度场计算结果较为合理，可以用于应力场计算.

    3.3   应力场计算结果

    试样S2的焊后残余应力分布如图7 ~ 图8所示，不同PL下焊件上表面位于1/2焊件长度处的残余应力分布规律如图9所示. 从图7 ~ 图8可以看出，纵向残余应力σx的高值拉应力出现在HAZ、焊缝中近1/2板厚处和打底焊缝，峰值拉应力(615.34 MPa)出现在打底焊缝；由于板厚较大、焊缝冷却速度较快，出现了较高的压应力，峰值压应力为−541.49 MPa. 横向残余应力σy在上、下表面的HAZ处均出现高值拉应力，峰值拉应力(607.76 MPa)出现在打底焊缝部位，高值压应力出现在焊缝两端的HAZ. 厚度方向应力σz在除了打底焊缝的其它地方都表现出较低的应力值，峰值拉应力出现在打底焊缝部位. 等效残余应力σVon的高值应力出现在HAZ和焊缝，峰值应力(573.61 MPa)出现在焊缝中近1/2板厚处.

    图  7  试样S2的残余应力分布
    Figure  7.  Residual stress distribution in specimen S2. (a) longitudinal residual stress σx; (b) transverse residual stress σy; (c) pleate thickness direction σz; (d) equivalent residual stress σVon
    下载: 全尺寸图片 幻灯片
    图  8  试样S2横截面的残余应力分布
    Figure  8.  Residual stress distribution in the cross section of specimen S2. (a) longitudinal residual stress σx; (b) transverse residual stress σy; (c) plate thickness direction stress σz; (d) equivalent residual stress σVon
    下载: 全尺寸图片 幻灯片
    图  9  残余应力在宽度方向的分布
    Figure  9.  Residual stress distribution along the width direction. (a) longitudinal residual stress σx; (b) transverse residual stress σy; (c) platethickness direction σz; (d) equivalent residualstress σVon
    下载: 全尺寸图片 幻灯片

    由图9可以看出，复合焊件上表面的σx和σVon应力水平较高，而σy和σz整体应力水平较低. 2.5 kW激光功率下，试验测得的σx和σy在数值上和计算所得的应力值有较好的一致性. σx在焊缝和HAZ表现为拉应力；σy在焊缝表现为压应力，在HAZ表现为拉应力；σz则在焊缝和HAZ表现出低应力的拉压交替. PL = 2.0 kW时，复合焊件中的整体应力水平最高. 当PL从2.0 kW增加到3.5 kW，上表面σx，σy，σz 的峰值拉应力和σVon均呈现下降趋势，σx ，σy ，σz 的峰值拉应力分别下降了110.1, 71.8和47.7 MPa. 当PL从3.5 kW增加到4.0 kW时，σx，σy ，σz和σVon的峰值应力均表现出一定的上升.

    不同PL下复合焊件的残余应力峰值变化如表3所示. 激光功率PL在2.0 ~ 3.5 kW之间内，随着激光功率增加，σx，σy，σz和σVon各应力的峰值水平均表现为较小幅度的下降；当激光功率从3.5 kW增加到4.0 kW时，焊件中各应力分量的最大值有所上升.

    表  3  残余应力峰值
    Table  3.  Peak residual stresses
    激光功率
    PL /kW    		纵向应力
    σx/MPa    		横向应力
    σy/MPa    		厚度方向应力
    σz/MPa    		等效应力
    σVon/MPa
    2.0623.85617.13589.49582.37
    2.5615.34607.76583.18573.61
    3.0607.71602.21573.76567.48
    3.5602.43600.54569.85559.54
    4.0609.27604.62576.03568.75
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    3.4   讨论

    增加填充焊和盖面焊的激光功率PL，导致焊接热输入增大、焊件冷却速度降低，从而使焊缝和HAZ形成转变温度更高的显微组织和较粗大的晶粒. 因此盖面焊道中AF增加、GB和LB数量减少，电弧、激光各自作用区的CGHAZ中GB，AF数量增加，FGHAZ中QPF数量略有增加.

    采用2.0 kW激光功率时，加热范围较小、焊件冷却速度较快，材料各部分温差较大，且已焊焊道重熔的金属较少导致焊件拘束度较大，故残余应力水平较高[11]；继续增加PL，材料的冷却速度下降、各部分温差下降，指状熔深增加、焊件拘束相对降低，因此应力有所降低；但当PL过大时，焊缝的塑性变形过大，反而会导致应力水平上升. 因此，随着PL增加，残余应力峰值表现出先降低再增加的规律. 因此，为获得较合适的显微组织类型和晶粒尺寸，同时尽量降低激光-MIG复合焊件的残余应力水平，可以选择激光功率3.5 kW、焊接速度0.5 m/min进行填充、盖面焊缝的焊接.

    4.   结论

    (1) 填充、盖面焊缝采用2.0 ~ 4.0 kW的激光功率时，X80管线钢激光-MIG复合焊接头中，CGHAZ的显微组织均为GB和LB，FGHAZ的显微组织主要为GB和QPF.

    (2) 对不同激光功率下激光-MIG复合焊的焊接温度场和应力场进行了模拟计算，结果表明计算所得各焊道的熔池形貌、典型观测点的热循环曲线以及焊件表面的纵向、横向残余应力分布与实测结果较为接近.

    (3) X80管线钢多道激光-MIG多道复合焊接的残余应力水平较高，激光功率为2.5 kW时，纵向残余应力、板厚方向应力在焊缝近1/2板厚处和打底焊缝中均出现高值的拉应力，横向残余应力峰值拉应力出现在打底焊缝处.

    (4) 激光功率在2.0 ~ 4.0 kW之间时，随着激光功率的增加，等效残余应力峰值以及各应力分量的峰值表现出先下降再上升的规律. 当激光功率为3.5 kW时，复合焊接头的残余应力水平相对最低.

  • 图  1   焊接设备及工装

    Figure  1.   Welding equipment and fixture. (a) FSW-HD type friction stir welding equipment; (b) welding fixture

    下载: 全尺寸图片 幻灯片

    图  2   型材结构

    Figure  2.   Extruded profile structure. (a) cross section schematic of extruded profile; (b) large area structure formed by multiple components

    下载: 全尺寸图片 幻灯片

    图  3   轴肩与工件摩擦的圆环面示意图

    Figure  3.   Schematic diagram of the ring area of friction between shoulder and workpiece

    下载: 全尺寸图片 幻灯片

    图  4   S-d曲线的拟合方程

    Figure  4.   Fitted curve of S-d relation

    下载: 全尺寸图片 幻灯片

    图  5   1号工具焊接接头照片

    Figure  5.   Picture of welded joints by tool No.1

    下载: 全尺寸图片 幻灯片

    图  6   2号工具焊接接头照片

    Figure  6.   Pictures of welded joints by tool No.2

    下载: 全尺寸图片 幻灯片

    图  7   3号工具焊接接头照片

    Figure  7.   Picture of welded joints by tool No.3

    下载: 全尺寸图片 幻灯片

    图  8   不同转速下焊接接头的力学性能

    Figure  8.   Mechanical properties of FSW joints with different rotation speeds

    下载: 全尺寸图片 幻灯片

    图  9   不同焊接速度下焊接接头的力学性能

    Figure  9.   Mechanical properties of FSW joints with different weld speeds. (a) rotation speed of 1 000 r/min; (b) rotation speed of 1 500 r/min

    下载: 全尺寸图片 幻灯片

    表  1   6061铝合金中空薄壁型材化学成分(质量分数，%)

    Table  1   Chemical compositions of 6061-T6 aluminum alloy extruded profile

    项目MgSiCuCrFeZnMnAl
    实测值0.8510.6880.1610.0860.1430.0160.081余量
    标准值0.8 ~ 1.20.4 ~ 0.80.15 ~ 0.40.04 ~ 0.350 ~ 0.70 ~ 0.250 ~ 0.15余量
    下载: 导出CSV

    表  2   6061铝合金中空薄壁型材的力学性能

    Table  2   Mechanical properties of 6061-T6 aluminum alloy extruded profile

    编号抗拉强度
    Rm/MPa    		屈服强度
    ReL/MPa    		断后伸长率
    A(%)    		显微硬度
    H(HV0.2)
    母材12972738.02110
    母材22982766.75113
    母材33002796.45111
    平均2982767.07111
    下载: 导出CSV

    表  3   部分6061-T6铝合金双轴肩搅拌摩擦焊研究结果

    Table  3   Reported results of 6061-T6 aluminum alloy bobbing tool FSW

    文献
    编号    		待焊材料厚度
    d/mm    		上轴肩直径
    Ru/mm    		下轴肩直径
    Rd/mm    		轴肩间距
    H/mm    		搅拌针直径
    Rp/mm    		抗拉强度
    Rm/MPa    		接头系数
    η(%)    		特征值
    S
    [21]418163.88230721 295.4
    [22]518164.98221771 348.2
    [23]616165.88203591 174.4
    [24]7.823237.6510191743 365.5
    [25]418163.948188661 302.1
    [26]418163.98195691 300.2
    [27]4181848182661 522
    [28]518164.958224751 350.6
    [29]6.35222268229932 822
    [30]824247.711.9237823 852.5
    下载: 导出CSV

    表  4   FSW工具结构的尺寸参数

    Table  4   Dimension parameter of the FSW tool

    工具编号上轴肩直径 Ru/mm下轴肩直径 Rd/mm轴肩间距 H/mm搅拌针直径 Rp/mm特征值S
    116162.361 032
    212122.36440
    314122.36，4.5552
    下载: 导出CSV
    • 参考文献(30)
  • [1] 张鑫, 张洁利, 韩冬等. 搅拌摩擦焊技术研究现状及发展展望[J]. 热加工工艺, 2018, 47(23): 1 − 5.

    Zhang Xin, Zhang Jieli, Han Dong et al. Research status and developing prospect of friction stir welding[J]. Hot Working Technology, 2018, 47(23): 1 − 5.
    [2] 张华, 林三宝, 吴林等. 搅拌摩擦焊研究进展及前景展望[J]. 焊接学报, 2003, 24(3): 91 − 96. doi: 10.3321/j.issn:0253-360X.2003.03.025

    Zhang Hua, Lin San-Bao, Wu Lin, et al. Current progress and prospect of friction stir welding[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2003, 24(3): 91 − 96. doi: 10.3321/j.issn:0253-360X.2003.03.025
    [3] 董春林, 栾国红, 关桥. 搅拌摩擦焊在航空航天工业的应用发展现状与前景[J]. 焊接, 2008(11): 25 − 31. doi: 10.3969/j.issn.1001-1382.2008.11.009

    Dong Chunlin, Luan Guohong, Guan Qiao. Prospects of application and development of friction stir welding in aerospace and aviation industry[J]. Welding & Joining, 2008(11): 25 − 31. doi: 10.3969/j.issn.1001-1382.2008.11.009
    [4] 温林秀, 赵运强, 董春林, 等. 1561铝合金搅拌摩擦焊接过程压力特征及接头组织性能分析[J]. 焊接学报, 2019, 40(12): 91 − 96.

    Wen Linxiu, Zhao Yunqiang, Dong Chunlin, et al. Analysis on characteristics of welding pressure, microstructures and mechanical properties of friction stir welded 1561 aluminum alloy[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2019, 40(12): 91 − 96.
    [5] 荆忠亮, 赵彤涌, 宋志强. 船舶结构的搅拌摩擦焊技术[J]. 舰船科学技术, 2015(4): 117 − 120. doi: 10.3404/j.issn.1672-7649.2015.04.024

    Jing Zhongliang, Zhao Tongyong, Song Zhiqiang. Friction stir welding technology research in chip structure[J]. Ship Science and Technology, 2015(4): 117 − 120. doi: 10.3404/j.issn.1672-7649.2015.04.024
    [6] 相倩, 吕念春, 薛鹏, 等. 铝-钢异种金属搅拌摩擦焊研究现状及展望[J]. 机械工程学报, 2017, 53(20): 28 − 37. doi: 10.3901/JME.2017.20.028

    Xiang Qian, Lv Nianchun, Xue Peng, et al. Research status and prospect on friction stir welded dissimilar al-steel joints[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2017, 53(20): 28 − 37. doi: 10.3901/JME.2017.20.028
    [7] 杜文普, 钮旭晶, 郁志凯, 等. 6005A-T6铝合金型材搅拌摩擦焊与MIG焊的数值分析[J]. 焊接技术, 2019, 48(3): 16 − 20.

    Du Wenpu, Niu Xujing, Yu Zhikai, et al. Numerical analysis of friction stir welding and MIG welding of 6005A-T6 aluminum alloy[J]. Welding Technology, 2019, 48(3): 16 − 20.
    [8] 钮旭晶, 侯振国, 鲁二敬, 等. 标动铝合金底板双轴肩搅拌摩擦焊的数值仿真[J]. 轨道交通装备与技术, 2019(6): 26 − 30.

    Niu Xujing, Hou Zhenguo, Lu Erjing, et al. Numerical simulation of FSW with double probes for base board of standard EMU[J]. Rail transportation Equipment and Technology, 2019(6): 26 − 30.
    [9] 闫占奇. 轨道交通车辆铝合金地板FSW与MIG焊残余应力对比分析[J]. 城市轨道交通研究, 2018, 21(2): 64 − 66.

    Yan Zhanqi. Comparative analysis of residual stress distribution on railway vehicle floor with FSW and MIG welding[J]. Urban Mass Transit, 2018, 21(2): 64 − 66.
    [10] 廖蕴博. 双轴肩搅拌摩擦焊工艺研究[D]. 兰州: 兰州理工大学, 2017.

    Liao Yunbo. Study on BT-FSW process of aluminum alloy[D]. Lanzhou: Lanzhou University of Technology, 2017.
    [11] 郝云飞, 魏瑞刚, 周庆, 等. 焊接热输入对铝合金双轴肩搅拌摩擦焊缝形貌与接头性能的影响[J]. 焊接学报, 2018, 39(2): 84 − 88.

    Hao Yunfei, Wei Ruigang, Zhou Qing, et al. Effect of heat input on weld morphology and tensile properties of bobbin friction stir welded joints[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2018, 39(2): 84 − 88.
    [12] 吉华, 邓运来, 邓建峰, 等. 焊接速度对6005A-T6铝合金双轴肩搅拌摩擦焊接头力学性能的影响[J]. 焊接学报, 2019, 40(5): 24 − 29. doi: 10.12073/j.hjxb.2019400122

    Ji Hua, Deng Yunlai, Deng Jianfeng, et al. Effect of welding speed on mechanical properties of bobbin tool friction stir welded 6005A-T6 aluminum alloy joints[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2019, 40(5): 24 − 29. doi: 10.12073/j.hjxb.2019400122
    [13] 周利, 刘朝磊, 王计, 等. 双轴肩搅拌摩擦焊技术研究现状[J]. 焊接, 2015(6): 14 − 18. doi: 10.3969/j.issn.1001-1382.2015.06.006

    Zhou Li, Liu Chaolei, Wang Ji, et al. Development of bobbin tool friction stir welding[J]. Welding & Joining, 2015(6): 14 − 18. doi: 10.3969/j.issn.1001-1382.2015.06.006
    [14] 夏佩云, 尹玉环, 赵慧慧, 等. 厚板双轴肩搅拌摩擦焊温度场及流场数值模拟[J]. 电焊机, 2018, 48(3): 294 − 299.

    Xia Peiyun, Yin Yuhuan, Zhao Huihui, et al. Nummerical simulation of temperature and flow for bobbin tool friction stir welding of thick plates[J]. Electric Welding Machine, 2018, 48(3): 294 − 299.
    [15] 李敬勇, 周小平, 董春林, 等. 6082铝合金双轴肩搅拌摩擦焊试板温度场研究[J]. 航空材料学报, 2013, 33(5): 36 − 40.

    Li Jingyong, Zhou Xiaoping, Dong Chunlin, et al. Temperature field in 6082 aluminum alloy samples bobbin tool friction stir welded[J]. Journal of Aeronautical Materials, 2013, 33(5): 36 − 40.
    [16] 刘琪, 董仕节, 官旭, 等. 搅拌摩擦焊温度场数值模型的研究进展[J]. 材料导报, 2015, 29(21): 118 − 125.

    Liu Qi, Dong Shijie, Guan Xu, et al. A review of numerical model for temperature field in friction stir welding process[J]. Materials Reports, 2015, 29(21): 118 − 125.
    [17] 王希靖, 郭瑞杰, 陈书锦, 等. 搅拌摩擦焊摩擦功率的计算与检测[J]. 焊接学报, 2004, 25(4): 93 − 95. doi: 10.3321/j.issn:0253-360X.2004.04.024

    Wang Xijing, Guo Ruijie, Chen Shujin, et al. Calculating and measuring of heating power of friction stir welding[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2004, 25(4): 93 − 95. doi: 10.3321/j.issn:0253-360X.2004.04.024
    [18]

    Mendez P F, Tello K E, Lienert T J. Scaling of coupled heat transfer and plastic deformation around the pin in friction stir welding[J]. Acta Meterialia, 2010, 58(18): 6012 − 6026. doi: 10.1016/j.actamat.2010.07.019
    [19]

    Schmidt H, Hattel J. Modelling heat flow around tool Probe in friction stir welding[J]. Science Technology of Welding and Joining, 2005, 10(2): 176 − 186. doi: 10.1179/174329305X36070
    [20]

    Diogo Mariano Neto, Pedro Neto. Numerical modeling of friction stir welding process: A literature review[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2013, 65: 115 − 126. doi: 10.1007/s00170-012-4154-8
    [21] 冀海贵. 铝合金双轴肩搅拌摩擦焊搅拌头设计、接头组织和性能研究[D]. 南昌: 南昌航空大学, 2017.

    Ji Haigui. Study on the tool design, joint microstructure and propertise of bobbin tool friction stir welded aluminum alloy[D]. Nanchang: Nanchang Hangkong University, 2017.
    [22] 刘朝磊. 6061铝合金双轴肩搅拌摩擦焊工艺及机理研究[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2015.

    Liu Chaolei. Research on process and mechanism ofselr-reacting friction stir welding for 6061 aluminum alloy[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2015.
    [23] 张春波, 周军, 张汇文, 等. 6061-T6铝合金双轴肩搅拌摩擦焊接头组织与力学性能[J]. 电焊机, 2015, 45(1): 120 − 124.

    Zhang Chunbo, Zhou Jun, Zhang Huiwen, et al. Microstructure and mechanical properties of bobbin tool friction stir welding of 6061-T6 aluminium alloy[J]. Electric Welding Machine, 2015, 45(1): 120 − 124.
    [24] 王鹏浩, 陈书锦, 李浩, 等. 不同轴肩组合对双轴肩搅拌摩擦焊接质量的影响[J]. 电焊机, 2015, 45(10): 23 − 29.

    Wang Penghao, Chen Shujin, Li Hao, et al. Effect of different shoulder combination on quality of bobbin tool friction stir welding[J]. Electric Welding Machine, 2015, 45(10): 23 − 29.
    [25]

    Hou J C, Liu H J, Zhao Y Q. Influences of rotation speed on microstructures and mechanical properties of 6061-T6 aluminum alloy joints fabricated by self-reacting friction stir welding tool[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2014, 73: 1073 − 1079. doi: 10.1007/s00170-014-5857-9
    [26]

    Liu H J, Hou J C, Guo H. Effect of welding speed on microstructure and mechanical properties of self-reacting friction stir welded 6061-T6 aluminum alloy[J]. Materials and Design, 2013, 50: 872 − 878. doi: 10.1016/j.matdes.2013.03.105
    [27]

    Piyush Singh, Pankaj Biswas, Sachin D. Kore. Finite element Method and experimental study of self-reacting friction stir welding of aluminium alloy AA6061-T6[J]. Simulations for Design and Manufacturing, 2018: 79 − 102.
    [28]

    Zhou L, Li G H, Liu C L, et al. Effect of rotation speed on microstructure and mechanical properties of self-reacting friction stir welded Al-Mg-Si alloy[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2017, 89: 3509 − 3516. doi: 10.1007/s00170-016-9318-5
    [29]

    Yanga C, Nia D R, Xue P, et al. A comparative research on bobbin tool and conventional friction stir welding of Al-Mg-Si alloy plates[J]. Materials Characterization, 2018, 145: 20 − 28. doi: 10.1016/j.matchar.2018.08.027
    [30]

    Luis Trueba Jr, Monica A Torres, Lucie B Johannes, et al. Process optimization in the self-reacting friction stir welding of aluminum 6061-T6[J]. International Journal of Material Forming, 2018, 11: 559 − 570. doi: 10.1007/s12289-017-1365-4
    • 相关文章
    • 施引文献(23)

  • 期刊类型引用(18)

    1. 严春妍，顾正家，聂榕圻，张可召，吴晨，王宝森. X80管线钢水下湿法多道焊残余应力分析. 焊接学报. 2024(03): 15-21+130 . 本站查看
    2. 韩彬，高建章，周聪，贾彦杰，刘雪光，谢斐，牛盛源，李立英. 坡度X70管线钢全自动外焊接头组织与性能. 中国石油大学学报(自然科学版). 2024(03): 145-153 . 百度学术
    3. 张鑫源，孙振邦. 能量配比对铝合金激光-MIG复合焊接残余应力的影响. 焊接. 2024(06): 47-53 . 百度学术
    4. 侯文亮，李明勇，刘艳峰，刘鑫. 点固焊有限元建模在反变形设计中的应用. 焊接技术. 2024(12): 84-88 . 百度学术
    5. 陈自振，李天伟，任建志，韩卫亮，范伟. 油气管道激光电弧焊工艺安全条件研究与应用. 安全、健康和环境. 2023(02): 22-27 . 百度学术
    6. 马晓春，杨洪涛. 机电设备零件缺陷激光熔覆修复过程温度场模拟研究. 激光杂志. 2023(03): 257-261 . 百度学术
    7. 严春妍，姜心怡，周倩雯，张可召，赵立娟，王宝森. X80/X100异种钢激光-MIG复合焊接头显微组织和性能. 焊接学报. 2023(01): 20-26+129-130 . 本站查看
    8. 洪小龙，黄本生，李天宁，黄思语. 几种常见焊接工艺热源模型的研究进展. 材料热处理学报. 2023(05): 25-38 . 百度学术
    9. 贾彦杰，周聪，李立英，高建章，杨健，吴易哲，吴彦鹏，韩彬. 管线钢焊接接头韧性影响因素及评价方法. 电焊机. 2023(05): 43-53 . 百度学术
    10. 严春妍，朱子江，张浩，张可召，顾正家，包晔峰. 能量配比对激光-MIG复合焊接头残余应力的影响. 电焊机. 2022(02): 1-7 . 百度学术
    11. 张书生，钟立明. 10 mm厚Q355B激光-电弧复合焊接接头组织及性能. 机械制造文摘(焊接分册). 2022(02): 7-10 . 百度学术
    12. 李泽宇，徐连勇，郝康达，赵雷，荆洪阳. MAG和激光扫描-电弧复合焊X80钢接头组织和性能. 焊接学报. 2022(05): 36-42+115-116 . 本站查看
    13. 王海龙，杨建伟，黄松涛，焦向东. 高气压环境脉冲频率对超音频脉冲TIG焊接头焊缝成形和性能的影响. 焊接. 2022(06): 15-23 . 百度学术
    14. 冀伟，张鹏，姜红. 波形钢腹板梁T形接头焊接温度场分析. 焊接. 2022(06): 8-14 . 百度学术
    15. 汪宏辉，王鹏宇. 水网地区铜衬垫外根焊全自动焊接技术适应性. 焊接. 2022(07): 60-64 . 百度学术
    16. 朱东芳，朱加雷，焦向东，苗春雨，周飞鸿，蔡志海，颜秉宇. 921A钢激光-MAG复合焊接头组织及性能. 焊接. 2022(09): 25-29+42 . 百度学术
    17. 李玉生，房元斌. 不同焊脚尺寸对T形接头变形及残余应力的影响. 焊接技术. 2022(12): 32-35+114 . 百度学术
    18. 文学，汪宏辉，钱建康，卢英民，郑亮，雷正龙. X80M管线钢铜衬垫外根焊接头冷裂敏感性分析. 焊接学报. 2022(12): 105-112+119-120 . 本站查看

    其他类型引用(5)

    • 资源附件(0)
图(9)  /  表(4)
计量
  • 文章访问数:  304
  • HTML全文浏览量:  52
  • PDF下载量:  31
  • 被引次数: 23
出版历程
  • 收稿日期:  2021-05-20
  • 网络出版日期:  2022-05-29
  • 刊出日期:  2022-07-07

目录

摘要
HTML全文

  • 0.   序言

  • 1.   试验方法

  • 2.   数值模拟模型

  • 2.1   几何模型

  • 2.2   热源模型

  • 3.   结果与讨论

  • 3.1   显微组织

  • 3.2   温度场计算结果

  • 3.3   应力场计算结果

  • 3.4   讨论

  • 4.   结论

参考文献(30)
相关文章
施引文献(23)
资源附件(0)

/

返回文章
返回

网站版权 © 焊接杂志社焊接学报编辑部电话：0451-86323218地址：哈尔滨市松北区创新路2077号

本系统由 北京仁和汇智信息技术有限公司 开发  百度统计