焊接過(guò)程材料性能與產(chǎn)熱機(jī)制的溫度場(chǎng)熱源數(shù)值模擬

焊接過(guò)程材料性能與產(chǎn)熱機(jī)制的溫度場(chǎng)熱源數(shù)值模擬

0fsw熱分析作為一種新型固相焊接技術(shù)，攪拌摩擦焊接（fsw）在輕金屬結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用得到了廣泛的關(guān)注和研究。與熔焊方法相比,FSW具有的優(yōu)點(diǎn)是:能保持母材的冶金性能,焊接缺陷很少,接頭力學(xué)性能好、焊后變形小、殘余應(yīng)力小、焊接成本低、效率高、適用材料范圍廣、綠色連接技術(shù)等。對(duì)鋁合金、鎂合金等航空航天材料,FSW是一種切實(shí)可行的連接手段。由于接頭金屬在熔點(diǎn)以下熱—塑性狀態(tài)擠壓、流動(dòng)并成形,接頭性能直接取決于焊接金屬流動(dòng)及溫啡作用過(guò)程,因而密切研究溫度場(chǎng)過(guò)程是深入理解FSW機(jī)理,實(shí)現(xiàn)工藝參數(shù)優(yōu)化的一個(gè)重要方面。除試驗(yàn)方法外,數(shù)值模擬是考察FSW焊接溫度場(chǎng)的一種有效手段。在當(dāng)前已知溫度場(chǎng)模型中,熱源模型主要有三種計(jì)算方式:以機(jī)械功計(jì)算為基礎(chǔ)的固定熱輸入;嘗試—修正方法熱輸入;以軸肩壓力乘以摩擦系數(shù)計(jì)算的熱輸入。在各自模型條件下,上述模型均取得了一定的成績(jī)。但FSW產(chǎn)熱為一隨動(dòng)過(guò)程,熱量生成與溫度、材料性能密切相關(guān),因而固定或嘗試方法難以表征其物理本質(zhì)。在FSW穩(wěn)定焊接階段,攪拌頭與被焊材料界面存在粘滯行為,要獲得材料粘滯摩擦系數(shù)通常是一件困難的事,而要得到不同焊接工藝條件下的系數(shù)更加難以實(shí)現(xiàn),因此,采用摩擦系數(shù)計(jì)算的產(chǎn)熱模型通常采用固定摩擦系數(shù)值或采用較小的取值范圍代替,同樣存在不確定性因素。且由于需要測(cè)量諸如攪拌頭壓力、功率等參數(shù)作為模型輸入?yún)⒘?大大增加了試驗(yàn)及數(shù)值模擬的復(fù)雜性和成本。因而需要研究并發(fā)展能夠表征FSW產(chǎn)熱現(xiàn)象物理本質(zhì)的新型熱源模型。文中建立了一種產(chǎn)熱機(jī)制與材料屈服強(qiáng)度ReL密切相關(guān)的熱源模型,并利用該熱源模型對(duì)2024-T3鋁合金薄板FSW溫度場(chǎng)進(jìn)行了三維溫度場(chǎng)數(shù)值模擬分析,考察了不同轉(zhuǎn)速條件下FSW數(shù)值模擬溫度場(chǎng)的變化,同時(shí)比較了一定工藝參數(shù)下數(shù)值模型溫度場(chǎng)與試驗(yàn)結(jié)果的一致性。1fsw穩(wěn)定焊接法在FSW過(guò)程中熱量主要由攪拌頭軸肩、攪拌針與工件摩擦產(chǎn)生。摩擦產(chǎn)生的熱量使被焊板材表面溫度升高,與攪拌頭接觸處的材料發(fā)生較大塑性變形。由于攪拌頭材料硬度高于被焊材料,當(dāng)焊接到達(dá)準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)時(shí),摩擦力為待焊材料的剪切流變應(yīng)力與接觸面積乘積。按照Mises屈服準(zhǔn)則,屈服極限值τS=0.577σS。在工程分析中,σS可用產(chǎn)生0.2%塑性應(yīng)變時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)力表示,即σS=ReL,單位Pa。由于τS隨溫度變化,因而τS可表示為溫度T的函數(shù)τS=0.577×ReL(T)。(1)據(jù)此,在FSW穩(wěn)定焊接階段可建立如下產(chǎn)熱模型。首先考察軸肩處生成的熱量,如圖1所示。在軸肩與被焊材料摩擦界面上取一微元體,微元體徑向?qū)挾葹閐r,弧度為dθ,則圖1陰影部分面積為dsds=r·dθ·dr。(2)作用在微元體上的摩擦力df為df=f·ds=f·r·dθ·dr,(3)式中:f為單位面積摩擦力。f=τS=0.577ReL(T)。(4)以O(shè)點(diǎn)為圓心的摩擦扭矩為dM=r·df=τS·r2·dθ·dr。(5)微元體處的摩擦功率為dQ=ω?dΜ=ω?τS?r2?dθ?dr=2πn60×0.577?ReL(Τ)?r2?dθ?dr?(6)式中:n為攪拌頭轉(zhuǎn)速。通過(guò)微元面的熱流密度即為dΚ=dQ/ds=2πn60×0.577ReL(Τ)r。(7)在有限元計(jì)算中,熱流在每一積分點(diǎn)施加,以KE表示積分點(diǎn)熱流,上式表示為ΚE=2πn60×0.577ReL(Τ)l,(8)式中:KE為積分點(diǎn)熱流;l為積分點(diǎn)到熱源中心的距離。研究表明,攪拌針產(chǎn)熱在熱輸入計(jì)算中具有不可忽視的貢獻(xiàn)。文獻(xiàn)在假設(shè)攪拌針產(chǎn)熱為總熱量25%的條件下,獲得了溫度場(chǎng)數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果的很好吻合。在數(shù)值分析中,由于沒(méi)有建立攪拌針實(shí)體模型,而是以預(yù)設(shè)體熱源作用區(qū)域表示,因而攪拌針產(chǎn)熱不能像攪拌頭軸肩區(qū)一樣通過(guò)上述公式計(jì)算。鑒于文獻(xiàn)的成功實(shí)例,這里采用25%作為攪拌針熱量比率。2數(shù)值模型2.1模型建立及材料性能分析FSW模型參數(shù)如下:焊接材料為兩塊60mm×150mm×3mm2024-T3鋁合金板材,鋼質(zhì)墊板尺寸240mm×240mm×25mm,焊接速度2mm/s,攪拌頭軸肩半徑10mm,攪拌針半徑3.75mm,長(zhǎng)度2.6mm,攪拌頭轉(zhuǎn)速400r/min,焊接起始點(diǎn)距焊縫邊緣15mm,在焊接起始點(diǎn)攪拌頭停留5s,焊接總時(shí)間57.5s。數(shù)值模型采用ABAQUS商業(yè)軟件建模。對(duì)被焊鋁板,采用三維8節(jié)點(diǎn)塊單元建模,單元?jiǎng)澐謺r(shí),被焊板材焊縫區(qū)單元?jiǎng)澐旨?xì)致(最小單元尺寸1.25mm);外邊緣附近由于溫度梯度小而劃分稀疏,中間采用過(guò)渡型網(wǎng)格,厚度方向劃分兩層,每一焊板單元總數(shù)約7000個(gè)。對(duì)鋼質(zhì)墊板,采用在厚度上分為5個(gè)積分層面的4節(jié)點(diǎn)殼單元建模。墊板單元?jiǎng)澐峙c被焊板材類(lèi)似。數(shù)值模型及單元?jiǎng)澐秩鐖D2所示。對(duì)所研究材料,除比熱、熱導(dǎo)率等物理參量與溫度相關(guān)外,2024-T3屈服強(qiáng)度ReL同樣是溫度的函數(shù)。文中所采用的材料性能如圖3、4所示。由于難以獲得準(zhǔn)確的全溫度范圍內(nèi)材料比熱、熱導(dǎo)率及ReL數(shù)據(jù),部分材料性能通過(guò)對(duì)已知數(shù)據(jù)外推得到,相鄰溫度數(shù)據(jù)點(diǎn)之間以線性關(guān)系表示。數(shù)值模型主要邊界條件有被焊板底面與墊板之間的接觸熱傳導(dǎo)、被焊板自由表面、墊板自由表面的對(duì)流散熱和輻射散熱。接觸熱傳導(dǎo)系數(shù)設(shè)為4500W/m2℃,所有暴露在空氣中的自由表面設(shè)定15W/m2℃對(duì)流散熱系數(shù),輻射散熱則忽略不計(jì)。在400轉(zhuǎn)速時(shí),將模擬溫度數(shù)值與相同工藝條件下的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較,以考察數(shù)值模型的計(jì)算精度,試驗(yàn)數(shù)據(jù)由文獻(xiàn)提供。在焊速不變條件下,分別模擬了300～1000r/min范圍內(nèi)10種轉(zhuǎn)速下的溫度變化,以考察溫度與轉(zhuǎn)速之間的關(guān)系。2.2軸肩熱流加載熱源模型中,熱輸入?yún)^(qū)域劃分為軸肩區(qū)和攪拌針區(qū)。軸肩與被焊材料接觸面為軸肩區(qū),設(shè)置為面熱源,攪拌針通過(guò)的被焊材料部分則設(shè)置為體熱源。如圖5所示,箭頭所指面為軸肩范圍內(nèi)的面熱源,圖中陰影部分則代表攪拌針形成的體熱源。熱分析過(guò)程如下:在每一積分步,首先判別積分點(diǎn)與熱源中心距離l以確定兩種熱源的選取。當(dāng)l位于軸肩區(qū)時(shí),選取面熱源形式,同時(shí)檢測(cè)該積分點(diǎn)處溫度T并計(jì)算出對(duì)應(yīng)的ReL(T),再將ReL(T)代入式(8)計(jì)算熱流KE,最后通過(guò)ABAQUS用戶(hù)子程序?qū)崿F(xiàn)熱流加載。當(dāng)l位于攪拌針?lè)秶鷷r(shí),由于軸肩范圍內(nèi)熱流與熱輸入存在如下關(guān)系qS(l)=32π×QS?lR03-r03,(9)式中:r0<l<R0,R0是軸肩外徑;r0是攪拌針直徑;QS為軸肩輸入的熱量。結(jié)合公式(8)(9)有QS=2π3ω0.577ReL(Τ)(R03-r03)。(10)此時(shí),軸肩熱量只與溫度相關(guān),將在攪拌針區(qū)檢測(cè)的積分點(diǎn)溫度和對(duì)應(yīng)的ReL(T)代入上式并乘以0.25的熱量分配系數(shù),得到攪拌針熱量Qp及體熱源熱流量KpQp=0.25QS,(11)Kp=Qp/(π·r02·Lp),(12)式中:Lp為攪拌針長(zhǎng)度。計(jì)算出體熱源熱流密度后,再通過(guò)ABAQUS中的用戶(hù)子程序?qū)崿F(xiàn)體熱源加載。3溫度曲線分布的變化在X=80mm,距焊縫中心不同位置(y=4,12mm)處數(shù)值模擬和試驗(yàn)測(cè)量所得的溫度—時(shí)間分布如圖6所示。由圖6可見(jiàn),數(shù)值模擬所得溫度分布與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。不論是接近攪拌針半徑的y=4mm處或超出軸肩范圍的y=±12mm處,模擬溫度變化趨勢(shì)與試驗(yàn)結(jié)果非常接近。在y=4mm處,試驗(yàn)測(cè)得的最高溫度為406.1℃,模擬得到414.07℃,誤差僅為1.96%。在y=±12mm處,試驗(yàn)中由于FSW存在前進(jìn)側(cè)與回轉(zhuǎn)側(cè)之分,因而溫度并不一致。試驗(yàn)測(cè)得的最高溫度分別為282.2℃和290.2℃,而模擬結(jié)果為275.2℃,誤差分別為2.48%和5.17%。在高溫階段,試驗(yàn)溫度曲線低于模擬結(jié)果,模擬溫度曲線顯示更大的圓弧化現(xiàn)象。這是由于在高溫階段,模型所采用的ReL(T)數(shù)據(jù)外推獲得,導(dǎo)致模擬溫度與試驗(yàn)結(jié)果的不一致性。在y=±12mm處,模擬溫度曲線低于試驗(yàn)數(shù)值,這也是由于模型采用的其它材料性能如比熱、熱導(dǎo)率及接觸熱導(dǎo)率與溫度關(guān)系的不準(zhǔn)確性所致。即便如此,但從溫度曲線總體分布來(lái)說(shuō),建立的依賴(lài)于材料ReL(T)的自適應(yīng)熱源模型與試驗(yàn)結(jié)果還是具有很高吻合性。而且只要通過(guò)試驗(yàn)獲得各項(xiàng)材料性能與溫度變化的準(zhǔn)確值,該模型的計(jì)算精度將可得到更進(jìn)一步提高。其它參數(shù)不變,轉(zhuǎn)速?gòu)?00～1000r/min增加時(shí),數(shù)值模型在x=80mm,y=0(焊縫中心)及y=6.25mm處最高溫度值如圖7所示。從圖7可以發(fā)現(xiàn)如下三個(gè)現(xiàn)象:隨著轉(zhuǎn)速的提高,焊縫中心及軸肩下y=6.25mm處的最高溫度相應(yīng)增高,兩點(diǎn)處最高溫度變化趨勢(shì)相似。對(duì)其它檢測(cè)點(diǎn)的分析表明,在攪拌頭作用區(qū)域范圍內(nèi),各點(diǎn)溫度變化遵循類(lèi)似的形式;在較高轉(zhuǎn)速如1000r/min時(shí),最高溫度為475℃,低于材料熔點(diǎn)(502℃),與高轉(zhuǎn)速試驗(yàn)中并未發(fā)現(xiàn)接頭出現(xiàn)熔化現(xiàn)象一致;隨轉(zhuǎn)速的提高,溫度增幅減小,曲線趨于平穩(wěn),并有可能在更高轉(zhuǎn)速時(shí)穩(wěn)定在某一溫度值。圖8考察了轉(zhuǎn)速每提高100r/min溫度增量與轉(zhuǎn)速之間的關(guān)系,同時(shí)給出了材料ReL與溫度的分布關(guān)系。圖中主橫坐標(biāo)表示從一個(gè)轉(zhuǎn)速增大100r/min后對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)速,主縱坐標(biāo)表示轉(zhuǎn)速增加100r/min時(shí)溫度升高量。例如,圖中600r/min、11.47℃的數(shù)據(jù)點(diǎn),其意義為攪拌頭轉(zhuǎn)速?gòu)?00r/min提高到600r/min時(shí),600r/min模型檢測(cè)點(diǎn)溫度比500r/min速升高了11.47℃。從變化趨勢(shì)看,溫度增量呈負(fù)指數(shù)形式隨轉(zhuǎn)速提高而減小。轉(zhuǎn)速?gòu)?00r/min增加到400r/min時(shí),溫度增量為20.5℃,但從900r/min升高為1000r/min時(shí),溫度增量?jī)H為4.13℃。同時(shí)由上圖兩條曲線分布可以發(fā)現(xiàn),溫度增量曲線與材料ReL變化趨勢(shì)非常相似,其原因與產(chǎn)熱機(jī)制以ReL為產(chǎn)熱計(jì)算參量有