Analysis of temperature field of ultrasonic assisted friction stir welding of 6061 aluminum alloy
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摘要:
为了分析超声振动对6061铝合金超声辅助搅拌摩擦焊接过程温度场的影响,采用解析建模和数值模拟的方法,建立了超声辅助搅拌摩擦焊过程中接触界面摩擦系数模型和热力耦合有限元分析模型,开展了6061铝合金超声辅助搅拌摩擦焊温度测量试验,结合有限元与试验结果进行对比分析. 结果表明,仿真得到的工件表面温度分布曲线及取样点温度都与试验结果基本吻合,验证了建立模型的准确性;超声振动可以改变摩擦状态,降低焊接摩擦产热,减少峰值温度及高温区域的面积,振幅对焊接峰值温度影响的显著性高于频率.
Abstract:In order to investigate the influence of ultrasonic vibration on the temperature field of ultrasonic assisted friction stir welding of 6061 aluminum alloy, the contact interface friction coefficient model was established by analytical modeling, and the thermo-mechanical coupling finite element analysis model was established by numerical simulation. The temperature measurement experiment of ultrasonic assisted friction stir welding of 6061 aluminum alloy was carried out. By comparing the finite element analysis with the experimental results, it is found that the workpiece surface temperature distribution curve and sampling point temperature obtained by the analysis are basically consistent with the experimental results, which verifies the accuracy of the established model. The analysis results also show that ultrasonic vibration can change the friction state, reduce the welding friction heat generation, the peak temperature and the area of high temperature region. The effect of ultrasonic amplitude on welding peak temperature is more significant than frequency.
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0. 序言
搅拌摩擦焊(friction stir welding, FSW)相较于传统的熔化焊,具有焊接变形小、接头质量高、焊接应力小等优点,因此被广泛应用于航空航天、轨道交通、汽车制造等领域铝合金结构件的焊接加工[1]. 超声辅助搅拌摩擦焊(ultrasonic assisted Friction stir welding, UAFSW)在FSW的基础上,利用超声振动能够降低铝合金等金属材料屈服应力和流变应力的特性,将高频超声振动施加于FSW的热-力作用过程中[2],促进材料的塑性流动,实现铝合金等材料的高质高效焊接. 在UAFSW中,工件焊缝区域的材料在超声能场与搅拌摩擦的共同作用下,产生温度场、应力场、应变场和材料流动场的耦合,其中温度场的变化对焊接过程中材料的应力-应变与流动、焊缝的组织结构和力学性能有直接的影响. 因此,对焊接过程中温度的分布与变化过程的研究与预测至关重要.
目前主要通过试验与数值模拟对UAFSW焊接过程温度场进行研究. 现已开展的UAFSW试验研究发现,超声振动会影响焊接过程中的材料流动和热循环,改变工件的温度场分布[3-5]. 针对施加超声振动后焊接过程的变化,国内外学者开展了大量研究. 任朝晖等人[6]考虑了超声振动的机械效应,分析振动对轴肩下压焊接载荷的影响,将摩擦产热作为焊接热源,建立了UAFSW外加热源模型,研究了振动影响焊接过程温度场及残余应力的规律;Yang等人[7]将振动施加于焊缝前端待焊材料,结合超声机械作用建立了超声增强搅拌摩擦焊接(UVeFSW)的减摩解析模型,基于热激活理论阐述声软化效应以修正了材料本构方程,提高了计算产热和预测温度场的准确性;Wang等人[8]分析超声对激活能的影响,修正了S-W本构,基于剪切应力边界条件建立UVeFSW摩擦产热模型,分析了超声振动对焊接过程中产热和传热的影响;Shi等人[9]考虑超声软化效应对材料黏度的影响,基于滑移率修正了接触摩擦系数,建立了
2195 铝合金焊接热流耦合模型,研究了超声对接触界面热流密度和焊接温度的影响; Zhao等人[10]考虑了超声振动径向施加在刀具上时的同步热力作用,使用了定摩擦系数建立了耦合超声-生热-塑性变形的解析模型,利用超声应力功理论修正了GZ本构方程,得到了UAFSW产热及塑性变形的规律;Zhao等人[11]通过考虑施加超声的振动方向和强度,对库仑摩擦模型进行了修正,采用超声场、热场和材料场状态的双向耦合模型,分析了UAFSW中界面工具-工件接触状态下的减摩机理,定量分析了超声对发热和材料流动的影响.考虑超声机械作用、声软化和温度软化作用对摩擦系数的影响,在超声机械作用[7,11]的基础上,把声软化系数和热软化项引入到摩擦系数模型中,考虑超声的声软化作用,通过声软化系数修正了材料JC本构方程,建立铝合金UAFSW的任意拉格朗日-欧拉(arbitrary Lagrangian-Eulerian,ALE)热力耦合有限元分析模型. 通过焊接过程的焊缝温度分布与焊缝峰值温度时间上的变化趋势表征焊接过程温度场,分析6061铝合金UAFSW过程中超声振动参数影响温度场变化的规律,并通过UAFSW温度测量试验对比热力耦合模型,验证了摩擦系数解析模型的准确性.
1. UAFSW接触界面摩擦系数模型
UAFSW的工作原理如图1所示,超声振动系统产生轴向的高频机械振动,并通过搅拌头的轴肩和搅拌针作用在工件上,超声振动系统和搅拌头旋转,工件沿焊缝形成方向的反向运动,在轴向压力和超声振动的复合作用下,搅拌头与工件间的相对运动产热使搅拌头前侧工件材料在达到塑性流动状态后混合,在搅拌头后侧形成焊缝,此时焊缝一侧材料流动方向与焊缝形成方向相同,为焊缝前进侧,另一侧相反,为焊缝后退侧.
在UAFSW中,焊接热能主要来源于搅拌头−工件间摩擦产热和塑性变形产热,其中摩擦产热是其最主要来源[12-13] ,摩擦产热包括搅拌头轴肩与工件间接触界面的摩擦产热(轴肩产热)、搅拌针与工件间接触界面的摩擦产热(搅拌针产热). 摩擦产热的大小和分布取决于接触界面间的摩擦状态,因此考虑超声振动和温度影响,分析不同接触界面的摩擦状态,建立接触界面的摩擦系数模型.
1.1 轴肩−工件间摩擦系数
轴肩−工件间相对运动示意图如图1所示.在UAFSW焊接过程中,搅拌头在轴肩−工件接触界面的法向以速度为$\widetilde v$做超声振动,同时以转速$n$和速度$v$进行旋转和平移,如图2(a)所示. 由于焊接速度远小于搅拌头转速,故忽略焊接速度的影响,则接触面上距旋转轴距离为$r$的任意一点,其旋转线速度${v_{\rm{b}}} = 2\text{π} nr$,轴肩−工件接触界面的超声振动速度$\widetilde v$与旋转线速度${v_{\rm{b}}}$的等效关系如图2(b)所示.
当搅拌头在接触面法向做高频振动时,搅拌头轴肩−工件间的实际接触面积发生周期性变化. Hess和Soom[14]的研究结果指出每个振动周期内的平均接触面积$\overline {{A_{\rm{r}}}}$近似等于非振动条件下恒定法向力$F$作用的接触面积${A_0}$,根据Greenwood和Williamson[15]给出${A_0}$为
$$ {A_0} = \frac{F}{{{E^ * }}} \cdot \sqrt {\frac{{\text{π} R}}{\delta }} $$ (1) 式中:${E^ * }{\text{ = }}{\left( {\dfrac{{1 - \upsilon _1^2}}{{{E_1}}} + \dfrac{{1 - \upsilon _2^2}}{{{E_2}}}} \right)^{ - 1}}$为接触面的等效弹性模量,${E_1}$,${E_2}$,${\upsilon _1}$,${\upsilon _2}$分别是搅拌头与工件材料的弹性模量与泊松比,取值${E_1}{\text{ = 210\;GPa}}$,${E_2}{\text{ = 68}}{\text{.9\;GPa}}$,${\upsilon _1}{\text{ = 0}}{\text{.28}}$,${\upsilon _2}{\text{ = 0}}{\text{.33}}$;$R = \dfrac{{{{1.5}^{ - wD}}}}{{0.64 \cdot {2^{4 - D}}{\text{π} ^{D/2}}{G^{D - 1}}}}$为轴肩表面微凸体曲率半径[14],w,D,G取值根据三维形貌仪测量的表面轮廓参数计算获得,$D$为分型维数,取值1.31,$G$为表面粗糙度系数,取值1.24 × 10−7,$w$为微凸体频率序数,取值20;$\delta = {\text{0}}{\text{.64}} \cdot {2^{3 - D}} {\text{1}}{\text{.}}{{\text{5}}^{ - w(2 - D)}}{\text{π} ^{0.5D - 1}}{G^{D - 1}}$为轴肩表面微凸体高度的标准差[16].
Kelly等人[17]通过声软化系数$ \xi $($0 \lt \xi \leqslant 1$)描述材料软化程度,即
$$ \xi = {\xi _0} + \frac{{{c_1}}}{{1 + {e^{\left( {{c_2} + {c_3}\varLambda {\text{ + }}{c_4}\varLambda P} \right)}}}} $$ (2) 式中:$ {\xi _0} $为声软化系数的基础值;c1,c2,c3和c4为拟合常数,均通过超声拉伸试验及仿真结果拟合获得,取值分别为0.634,11.234,3.352,537.882,−451.812; $\varLambda = \dfrac{U}{h}$为无量纲振幅,其中U为振幅,h为工件厚度,取值6 mm;$P = {{1 - }}\dfrac{{\Delta \sigma }}{{{\sigma _{{{\rm{s}}_0}}}}}$为无量纲压力,其中${\sigma _{{{\rm{s}}_0}}}$为无超声室温下工件屈服强度,取值262 MPa,$\Delta \sigma = \beta \widehat \tau {\left( {{U^2}{{(2\text{π} {f_{{\rm{re}}}})}^2}\rho /\widehat \tau } \right)^b}$为施加超声后应力降低量,$\widehat \tau = 39.4\;{\text{MPa}}$为材料绝对零度时抗剪强度,${f_{{\rm{re}}}}$为振动频率,$\rho $为材料密度,$\beta = {\text{207}}{\text{.9}}$与b=0.5为试验参数[18].
根据现代摩擦理论,振动作用下轴肩−工件间的平均摩擦力$\overline f $可表征为[19]
$$ \overline f = {A_0}\xi \tau = {\mu _{\rm{v}}}F $$ (3) 式中:$\tau $为6061铝合金工件抗剪强度,取值124 MPa;${\mu _{\rm{v}}}$为振动作用下轴肩−工件间的摩擦系数.
搅拌头在恒定法向力$F$作用下,轴肩−工件间的接触面积${A_{\rm{r}}}$为[20]
$$ {A_{\rm{r}}} = 0.102 \cdot F/{H_{\rm{v}}} $$ (4) 式中:${H_{\rm{v}}}$为工件材料6061铝合金的维氏硬度,取值106 HV.
搅拌头轴肩−工件间的摩擦力$f$为
$$ f = {A_{\rm{r}}} \cdot \tau = {\mu _0}F $$ (5) 由式(4)和式(5)可知,非振动条件下搅拌头轴肩−工件间的摩擦系数${\mu _0}$可表达为
$$ {\mu _0}{\text{ = }}0.102\tau /{H_{\rm{v}}} $$ (6) 根据式(1) ~ 式(5),得到${\mu _v}$与${\mu _0}$间的关系式为
$$ \frac{{{\mu _{\rm{v}}}}}{{{\mu _0}}} = \frac{{\xi {H_{\rm{V}}}}}{{0.102{E^ * }}}\sqrt {\frac{{\text{π} R}}{\delta }} $$ (7) 摩擦界面间的温度变化也是影响搅拌头与工件间摩擦系数的主要因素之一,温度作用下的摩擦系数${\mu _{\rm{T}}}$计算模型为[21]
$$ \frac{{{\mu _{\rm{T}}}}}{{{\mu _0}}}{\text{ = }}\left( {1 - {{\left( {\frac{{T - {T_{\rm{r}}}}}{{{T_{\rm{m}}} - {T_{\rm{r}}}}}} \right)}^m}} \right) $$ (8) 式中:$T$为搅拌头−工件接触界面的温度;${T_{\rm{m}}}$和$m$分别为材料熔点温度和热软化系数.
综上所述,UAFSW焊接过程中搅拌头轴肩−工件间的摩擦系数${\mu _{\rm{s}}}$可表示为
$$\begin{split} {\mu _{\rm{s}}}& = \frac{{{\mu _{\rm{v}}}}}{{{\mu _0}}} \cdot \frac{{{\mu _{\rm{T}}}}}{{{\mu _0}}} \cdot {\mu _0} \\& = {\mu _0}\frac{{\xi {H_{\rm{v}}}}}{{0.102{E^ * }}}\sqrt {\frac{{\text{π} R}}{\delta }} \left( {1 - {{\left( {\frac{{T - {T_{\rm{r}}}}}{{{T_{\rm{m}}} - {T_{\rm{r}}}}}} \right)}^m}} \right) \end{split} $$ (9) 1.2 搅拌针−工件间摩擦系数
搅拌针的运动与搅拌头轴肩的运动类似,同样忽略焊接速度的影响,搅拌针侧壁上距离旋转轴半径为${r_1}$的任一点的旋转线速度${v_{\rm{b}}} = 2\text{π} n{r_1}$,该点处超声振动速度$\widetilde v$可分解为如图3(a)所示${\widetilde v_1}$与${\widetilde v_2}$两个分量,搅拌针−工件间界面的相对机械运动等效关系如图3(b)所示.
由图3(b)可知,振动速度分量${\widetilde v_2}$垂直于搅拌针−工件间接触面,根据式(2) ~ 式(7),仅在振动速度分量${\widetilde v_2}$作用下的摩擦系数${\mu _2} = {\mu _{\rm{v}}}^\prime$,${\mu _{\rm{v}}}^\prime$为搅拌针−工件接触面法向振幅$ U' = U\sin \alpha $时的摩擦系数,设此时搅拌针与工件间法向正压力为${F_{\rm{N}}}$,搅拌针−工件间的摩擦力${F_{\rm{f}}}$为
$$ {F_{\rm{f}}}{\text{ = }}{\mu _2}{F_{\rm{N}}} = {\mu _{\rm{v}}}^\prime {F_{\rm{N}}} $$ (10) 振动速度分量${\widetilde v_1}$与旋转线速度${v_{\rm{b}}}$在接触平面内垂直,搅拌针−工件间的超声机械作用导致摩擦力的方向随着振动变化,${\widetilde v_1}$作用下,界面间的平均摩擦力$ \overline {{F_{\rm{f}}}} $与仅在振动速度分量${\widetilde v_2}$作用下的摩擦力${F_{\rm{f}}}$之间的关系式为[22]
$$ \frac{{\overline {{F_{\rm{f}}}} }}{{{F_{\rm{f}}}}} = \frac{{2{{\rm{sgn}}} \left( \lambda \right)}}{{\text{π} \sqrt {1 + \dfrac{1}{{{\lambda ^2}}}} }}K\left( {\frac{1}{{1 + {\lambda ^2}}}} \right) $$ (11) 式中:$ \lambda = {v_{\rm{b}}}/{V_1} = {v_{\rm{b}}}/2\text{π} {f_{{\rm{re}}}}U\cos \alpha $,${V_1}$为振动速度分量${\widetilde v_1}$的幅值,$\alpha $为搅拌针倾角;$K\left( x \right)$为第一类完全椭圆积分.
设${\mu _{\rm{f}}}$为振动速度$\widetilde v$的作用下搅拌针与工件间的摩擦系数,则$ \overline {{F_{\rm{f}}}} $为
$$ \overline {{F_{\rm{f}}}} = {\mu _{\rm{f}}}{F_{\rm{N}}} $$ (12) 联立式(10) ~ 式(12),可以得到在振动速度$\widetilde v$的作用下搅拌针与工件间的摩擦系数${\mu _{\rm{f}}}$为
$$ {\mu _{\rm{f}}} = \frac{{2{{\mu '}_{\rm{v}}}{{\rm{sgn}}} \left( \lambda \right)}}{{\text{π} \sqrt {1 + \dfrac{1}{{{\lambda ^2}}}} }}K\left( {\frac{1}{{1 + {\lambda ^2}}}} \right) $$ (13) 同时考虑温度作用的影响,联立式(7)、式(8)和式(13)得到UAFSW焊接过程中搅拌针侧面−工件间的摩擦系数${\mu _{\rm{p}}}$为
$$ \begin{split} {\mu _{\rm{p}}} =& \frac{{{\mu _{\rm{f}}}}}{{{\mu _0}}} \cdot \frac{{{\mu _{\rm{T}}}}}{{{\mu _0}}} \cdot {\mu _0} = {\mu _0}\frac{{2\xi '{H_{\rm{v}}}}}{{0.102{E^ * }}}\sqrt {\frac{{\text{π} R}}{\delta }} \left( {1 - {{\left( {\frac{{T - {T_{\rm{r}}}}}{{{T_{\rm{m}}} - {T_{\rm{r}}}}}} \right)}^m}} \right) \cdot\\& \frac{{{{\rm{sgn}}} \left( \lambda \right)}}{{\text{π} \sqrt {1 + \dfrac{1}{{{\lambda ^2}}}} }}K\left( {\frac{1}{{1 + {\lambda ^2}}}} \right) \\[-12pt] \end{split} $$ (14) 式中:$ \xi ' $为搅拌针−工件接触面法向振幅;$ U' = U\sin \alpha $时的声软化系数.
2. UAFSW热力耦合分析模型建立及验证
2.1 热力耦合分析模型建立
工件材料选取6061-T6铝合金,焊接过程中由于温度的剧烈变化会导致材料的部分性能产生较大变化,如材料密度、比热容与热导率等,具体参数如表1所示[23].
表 1 6061铝合金物理性能参数Table 1. Physical property parameters of 6061 aluminum alloy温度
T/℃密度
ρ/(kg·mm−3)比热容
c/(J·kg−1·K−1)热导率
k /(W·m−1·K−1)25.0
93.3
204.4
315.5
426.7
500.02700 2685 2657 2630 2602 2580 896
9781028 1078 1133 1160 167
177
192
207
223
244仿真中Johnson-Cook本构模型被采用,焊接过程中,超声振动的引入可以降低材料的屈服应力,促进材料的塑性流动,引入式(2)的声软化系数$\xi $表征超声振幅与频率对材料的声学软化作用,修正后的材料本构方程为[24]
$$ \sigma =\xi \left[A + B{\varepsilon }^{q}\right]\left[1 + C\mathrm{ln}\left(\stackrel{·}{\varepsilon }/{\stackrel{·}{\varepsilon }}_{0}\right)\right]\left[1-{\left(\frac{T-{T}_{{\rm{r}}}}{{T}_{{\rm{m}}}-{T}_{{\rm{r}}}}\right)}^{m}\right] $$ (15) 式中:A为初始屈服应力;B为应变硬化模量;q为硬化指数;C为材料应变率强化参数;${T_{\rm{r}}}$为参考温度;$\varepsilon, \stackrel{·}{\varepsilon },{\stackrel{·}{\varepsilon }}_{0} $分别为应变、应变率和初始应变率. 参数取值如表2所示[25].
表 2 本构模型参数Table 2. Parameters of constitutive model初始屈服应力
A/MPa应变硬化模量
B/MPa材料应变率强化参数
C硬化指数
q热软化系数
m熔点温度
${T_{\rm{m}}}$/℃参考温度
$ {T_{\rm{r}}} $/℃289.6 203.4 0.011 0.35 1.34 652.37 20 铝合金工件的尺寸为75 mm × 75 mm × 6 mm,搅拌头轴肩半径R为10 mm,搅拌针上下端面半径R1和R2分别为2.5 mm和1.5 mm,搅拌针长度为6 mm. 为保证模拟的准确性并节约计算时间,设置搅拌头为刚体,工件选取C3D8RT八节点热耦合六面体单元进行网格划分,并对焊缝区域的网格进行细化. 为了避免材料流动导致网格畸变,采用可实现工件材料在网格内流动的ALE自适应网格技术对网格进行处理,同时为避免搅拌头下压造成的网格畸变,在焊缝处预置了与搅拌针形状一致的孔洞.
设置搅拌头顺时针旋转,为避免高频振动带来的网格计算不收敛问题,将超声机械运动作用通过搅拌头与工件间的接触属性间接施加. 分别将工件运动方向的前后两面分别设置为流出面与流入面,在焊接阶段,赋予工件材料流动速度模拟工件的运动,由于工作台对工件底面的支撑作用,在工件底面施加固定约束,基于Abaqus建立如图4所示的UAFSW有限元分析模型.
设置初始温度与环境温度均为20 ℃,工件底面的热传导系数为100 W/(m−1·K−1),其余各面与空气对流换热系数为0.3 W/(mm−2·K−1),设置与塑性产热相关的材料参数非弹性热份额为0.9[26],热力耦合分析模型接触属性的切向行为通过建立的接触界面摩擦系数模型以罚函数的形式进行表征. 搅拌头轴肩压入深度为0.1 mm、转速950 r/min、焊接速度60 mm/min,UAFSW焊接工艺参数如表3所示,其中频率、振幅取0表示FSW.
表 3 UAFSW焊接工艺参数Table 3. Welding parameters of UAFSW轴肩压入深度H/mm 转速n/(r·min−1) 焊接速度v/(mm·min−1) 环境温度T/℃ 超声频率f / kHz 超声振幅U/μm 0.1 950 60 20 0,16,18,20,22,24 0,10,15,20,25,30 2.2 试验验证
为验证模型的准确性,采用振幅为10 μm,15 μm,20 μm,25 μm和30 μm,频率为20 kHz,其他如表3所示的参数,针对6061铝合金开展UAFSW试验. 试验台基于X53K型立式铣床搭建,超声振动系统通过刀柄安装在机床主轴上,如图5所示.
试验采用杭州美盛R60红外测温系统采集焊接过程中的工件表面的温度数据,图6为焊接稳定阶段的工件温度场.
在频率20 kHz,振幅20 μm工况下,沿图6所示的取样方向提取稳定焊接阶段搅拌头前侧边缘的工件表面温度,与仿真结果进行对比,结果如图7所示,横坐标为距焊缝中心的距离(“ + ”表示在焊缝后退侧,“-”表示在前进侧).
由图7可知,仿真与试验的温度曲线均为焊缝区域温度高,两侧温度逐渐降低,且呈不对称分布,焊缝后退侧的温度整体略高于前进侧,试验所得的温度分布曲线与仿真结果之间的拟合优度检验值[27] 可表征为
$$ {R_{{\rm{New}}}} = 1 - {\left( {\frac{{\sum {{{\left( {y - {y^*}} \right)}^2}} }}{{\sum {{y^2}} }}} \right)^{0.5}} $$ (16) 式中:y为试验结果值;y*为仿真值.求得RNew为0.932,具有较好的拟合优度.
以搅拌头前侧边缘工件表面取样方向上的峰值温度位置为取样点,提取稳定焊接阶段,不同振幅下试验与仿真中取样点温度,如图8所示. 仿真取样点温度略高于试验,与试验取样点温度随振幅的变化趋势一致,在5组取样点温度中,当振幅为10 μm时,试验取样点温度较仿真取样点温度低12 ℃,此组误差最大为2.9%,说明建立的UAFSW热力耦合有限元分析模型具有较高的准确性.
3. 数值模拟结果及分析
3.1 UAFSW工件温度场
在超声振幅20 μm、频率20 kHz的振动条件下,模拟得到6061-T6铝合金UAFSW焊接过程表面温度分布如图9所示,将模型沿焊缝方向抛开,得到焊缝内部的温度分布如图10所示,提取焊接峰值温度随时间变化趋势如图11所示. 其中0 ~ 1 s为下压阶段,1 ~ 3 s为预热阶段,3 ~ 8 s为焊接阶段.
由图9(a)和图10(a)可见,下压完成时工件表面及焊缝内部的温度分布,图9(a)中工件表面温度峰值区域位于轴肩下方,形状与轴肩一致,图10(a)中高温区域集中于工件表面,焊缝表面与焊缝底部温差较大,这是因为轴肩接触工件时间较短,传递到内部的热量相对较少,且搅拌针产热效率低,产生的热量少. 图11中0 ~ 1 s为下压阶段的焊接峰值温度的变化趋势,峰值温度先快速增加,再逐渐放缓,1 s时峰值为455 ℃.
由图9(b)和图10(b)可见预热阶段结束时工件表面及焊缝内部的温度分布,与图9(a)和图10(a)相比,高温区域呈同心圆向外扩散,焊缝上下表面的温差减小. 由图11可见,1 ~ 1.6 s温度略微上升至471 ℃,1.6 ~ 3 s温度缓慢下降到463 ℃,这是因为在预热阶段,搅拌头旋转但工件没有移动,轴肩下铝合金材料在焊接高温下软化,导致搅拌头-工件间接触载荷的降低,进而降低了产热效率.
焊接阶段的温度分布如图9(c)、图9(d)、图10(c)和图10(d)所示,可见搅拌头前侧与后侧、焊缝前进侧与后退侧温度分布均不对称,高温区域集中于搅拌头前侧并偏向于焊缝后退侧. 提取图9(d)中所示的过搅拌头中心的纵横两条路径上的温度分布曲线,如图12所示,横坐标为距旋转中心的距离(“ + ”表示在搅拌头前侧、焊缝后退侧,“−”表示在搅拌头后侧、焊缝前进侧),可见搅拌头前侧最高温度为490 ℃,较搅拌头后侧最高温度高107 ℃,焊缝后退侧最高温度为428 ℃,较焊缝前进侧最高温度高28 ℃. 这是因为预热阶段结束后工件开始移动,搅拌头前侧接触载荷大于搅拌头后侧,导致产热效率不同,前侧温度更高;此外由于材料在流动过程中不断塑性变形产热,并与搅拌头摩擦生热,高温软化材料受搅拌头搅拌作用而流动、从焊缝前进侧随搅拌运动堆积到后退侧,导致高温区域偏向于焊缝后退侧.
图11中3 ~ 3.2 s,峰值温度迅速提升约10 ℃,温度的迅速升高是因为预热阶段3 s结束时焊接移动开始,搅拌头前侧接触载荷突然增大导致产热增大,3.2 ~ 6 s峰值温度缓慢上升至489 ℃,最终在6 ~ 8 s稳定在490 ℃附近,此阶段达到了焊接产热与材料散热、对流、辐射的平衡,为稳定焊接阶段,取该阶段平均值温度作为稳态峰值温度.
3.2 超声振幅对工件温度场的影响分析
超声频率20 kHz,振幅分别取0 μm,10 μm,15 μm,20 μm,25 μm和30 μm,其他参数不变,模拟得到稳定焊接阶段下工件焊接表面的温度分布如图13所示,将模型沿焊缝方向抛开,得到稳定焊接阶段下焊缝内部的温度分布如图14所示,提取不同振幅的焊接峰值温度如图15所示.
对比图13和图14,可见施加超声后的UAFSW相较于FSW,焊缝高温区域集中于搅拌头前侧,且高温区域面积随振幅增大不断减小. 这是因为施加超声振动后,根据式(2),声软化系数$ \xi $分母的指数幂次中,有$ {c}_{3}\varLambda $和$ {c}_{4}\varLambda P $两项,提高振幅U会增大无量纲振幅$ \varLambda $和降低无量纲压力P,由于c3为正常数、c4为负常数,因此提高振幅U会减小声软化系数$ \xi $. 根据式(9)、式(14)和式(15),声软化系数$ \xi $的减小,不仅会减少摩擦系数${\mu _{\rm{s}}}$及${\mu _{\rm{p}}}$,导致搅拌头-工件接触界面摩擦产热量降低,还会降低材料流动应力,导致塑性变形产热量降低. 并且当其他焊接参数不变时,达到焊接目的所需的声软化与热软化总和不变,振幅的提高带来更多的声软化量,热软化量就相对减少,即焊接软化材料所需热能下降,因此工件整体温度下降,且高温区域面积减小. 由于搅拌头前侧接触载荷相对较大,使产热量也较大,所以高温区域集中于搅拌头前侧.
由图15可以看出,与FSW的焊接峰值温度531 ℃相比,UAFSW的焊接峰值温度有明显降低,且随着振幅从10 μm增加到30 μm,焊接峰值温度从519 ℃降低到446 ℃,分别降低了2.3%~16%,降低速度逐渐变快. 与FSW相比,UAFSW峰值温度下降的原因是超声振动的引入降低了接触界面的摩擦系数,导致摩擦产热量的减少,并且也降低了材料流动应力,导致塑性变形产热量降低,同时由式(2)、式(9)、式(14)和 式(15)可知,增大振幅,摩擦系数随之降低、流动应力降低,焊接峰值温度逐渐下降. 由式(2)可以看出,振幅U作为影响声软化系数$ \xi $的因素存在于分母的指数幂次之中,随着振幅的增大,声软化系数$ \xi $下降的速度逐渐变快,导致焊接峰值温度下降的趋势也逐渐变快.
3.3 超声频率对工件温度场的影响分析
超声振幅取20 μm,频率分别取0 kHz,16 kHz,18 kHz,20 kHz,22 kHz和24 kHz,其他参数不变,得到稳定焊接阶段下工件焊接表面的温度分布如图16所示,将模型沿焊缝方向抛开,得到稳定焊接阶段焊缝内部的温度分布如图17所示,提取不同频率的峰值温度如图18所示.
对比图16和图17,可见与改变振幅结果类似,施加不同频率的超声后,焊缝峰值温度区域集中于搅拌头前侧且面积减小. 这是因为在施加超声振动后,根据式(2),提高频率${f_{{\rm{re}}}}$会提高超声施加后应力降低量$ \Delta \sigma $、减小无量纲压力P、其乘项c4为负常数,因此会减小声软化系数$ \xi $. 根据式(9)和式(14),声软化系数$ \xi $的减小会进而减小摩擦系数${\mu _{\rm{s}}}$及${\mu _{\rm{p}}}$,根据式(15),$ \xi $的减小还会降低材料流动应力,两者共同导致产热效率降低,工件整体温度下降,高温区域面积减小,高温区域集中于搅拌头前侧的原因同样是由于前侧相对接触载荷较大.
由图18可以看出,FSW的焊接峰值温度是531 ℃,UAFSW的焊接峰值温度与之相比降低明显,且随着频率从16 kHz增加到24 kHz,焊接峰值温度从504 ℃降低到455 ℃,分别降低了5.1%~14.3%,降低速度逐渐变快. 由式(2)、式(9)、式(14)、式(15)可知,由于超声振动的引入,且随着频率的增加,摩擦系数逐渐减小,材料流动应力降低,导致焊接峰值温度逐渐下降. 由式(2)可以看出,频率${f_{{\rm{re}}}}$同样在分母的指数幂中,随着频率$ {f_{{\rm{re}}}} $的增大,声软化系数$ \xi $下降的速度也会逐渐变快,导致焊接峰值温度下降越来越快.
通过对图15和图18对比分析可知,振幅30 μm比10 μm时的焊接峰值温度低73 ℃,频率24 kHz比16 kHz的焊接峰值温度低49 ℃,提高振幅比改变频率对降低焊接峰值温度具有更好的效果. 这是因为声软化系数$ \xi $分母的指数幂次$ \left( {{c_2} + {c_3}\varLambda {\text{ + }} {c_4}\varLambda P} \right) $之中包含振幅和频率,振幅影响$ {c}_{3}\varLambda $和${c}_{4}\varLambda P $两个幂次项,而频率仅影响$ {c_4}\varLambda P $幂次项,导致振幅比频率对软化系数具有更强的影响,从而影响接触界面的摩擦系数和材料流动应力以及总产热量.
4. 结论
(1) 基于UAFSW中超声机械作用、声软化和温度软化作用对搅拌头−工件接触状态的影响分析,建立了搅拌头−工件接触摩擦系数解析模型;通过摩擦系数模型修正仿真中的接触属性及声软化系数修正材料JC本构模型,建立了铝合金UAFSW的ALE热力耦合有限元模型.
(2) 通过铝合金UAFSW试验对建立的有限元模型进行验证,温度分布曲线仿真结果与试验结果的拟合优度较高,取样点的误差最大为2.9%,验证了建立的ALE热力耦合有限元模型的准确性.
(3) 在UAFSW焊接过程中的稳定焊接阶段,工件表面温度场整体呈不对称分布,高温区域主要分布在轴肩前侧下方,随着振幅、频率的增大,高温区域的面积逐渐减小.
(4) 焊接峰值温度与超声振幅和频率均成反比,且随振幅和频率的增大,下降速度越来越快;与FSW相比,振幅10 ~ 30 μm范围内,UAFSW的峰值温度下降了2.3%~16%,频率在16 ~ 24 kHz范围内的峰值温度下降了5.1%~14.3%,提高振幅对降低焊接峰值温度的效果优于改变频率.
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表 1 6061铝合金物理性能参数
Table 1 Physical property parameters of 6061 aluminum alloy
温度
T/℃密度
ρ/(kg·mm−3)比热容
c/(J·kg−1·K−1)热导率
k /(W·m−1·K−1)25.0
93.3
204.4
315.5
426.7
500.02700 2685 2657 2630 2602 2580 896
9781028 1078 1133 1160 167
177
192
207
223
244表 2 本构模型参数
Table 2 Parameters of constitutive model
初始屈服应力
A/MPa应变硬化模量
B/MPa材料应变率强化参数
C硬化指数
q热软化系数
m熔点温度
${T_{\rm{m}}}$/℃参考温度
$ {T_{\rm{r}}} $/℃289.6 203.4 0.011 0.35 1.34 652.37 20 表 3 UAFSW焊接工艺参数
Table 3 Welding parameters of UAFSW
轴肩压入深度H/mm 转速n/(r·min−1) 焊接速度v/(mm·min−1) 环境温度T/℃ 超声频率f / kHz 超声振幅U/μm 0.1 950 60 20 0,16,18,20,22,24 0,10,15,20,25,30 -
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期刊类型引用(1)
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