张 军 王 稳 王 健 金涛涛 田志鹏

北京建筑大学城市轨道交通车辆服役性能保障北京市重点实验室，北京，100044

0 引言

摩擦搅拌焊技术于1991年发明，经过近30年的发展和应用，已经是一项成熟的工业技术[1]。该技术作为一种环保的固相连接技术，因较好的焊接效果而被广泛应用于铝合金、铜合金甚至钢材料的连接修复中[2]。得益于摩擦搅拌焊技术众多优良特点，该技术被广泛应用于航空航天、船舶、轨道交通车辆等众多工业领域的生产制造中[3-5]。

传统摩擦搅拌焊在焊接过程中，焊缝周围会产生连续飞边，导致焊接接头成形的有效厚度较小，进而影响焊接质量；对于低导热性的厚板材，搅拌头在焊接过程中，由于轴肩持续摩擦生热，与轴肩接触的区域受热多，而其余部位受热少，导致焊件受热不均匀进而影响焊接的整体质量[6-7]。

静轴肩摩擦搅拌焊(stationary shoulder friction stir welding，SSFSW)是基于摩擦搅拌焊(friction stir welding，FSW)衍生而来的一种改进焊接技术[8]，在焊接过程中，仅搅拌针旋转摩擦生热，而外部静轴肩只沿焊接方向进行摩擦滑动，在轴向力的作用下，对焊缝进行挤压成形，获得致密焊缝。静轴肩摩擦搅拌焊焊接过程中的热量能有效集中在焊缝区域，使沿焊缝厚度方向的温度分布更加均匀，且能获得对称性好的热影响区及热机影响区，进而获得到良好的焊接接头质量[9-13]。

不同摩擦热的工艺参数匹配对焊缝成形至关重要。文献[14-16]通过试验研究了不同压入量、搅拌头旋转速度和焊接速度等工艺参数对摩擦搅拌焊焊接接头组织及力学性能的影响。针对搅拌焊温度场的仿真模拟大多采用移动热源法进行加载模拟，通过建立三维有限元仿真模型，将焊接过程的产热量进行合理的简化计算，模拟摩擦搅拌焊稳态温度场，并且通过分析不同工艺参数下不同产热量对搅拌焊稳态温度场的影响，为实际焊接参数的选取及优化提供充足的理论依据[17-22]。

目前针对传统搅拌头焊接过程中的温度场仿真分析及刚性支撑条件下的参数优化研究较多，但针对于静轴肩搅拌头焊接过程中的温度场仿真分析及非刚性支撑条件下的焊接参数优化研究较少。本文通过建立静轴肩摩擦搅拌焊有限元仿真分析模型，对不同工艺参数焊接过程中的温度场进行有限元仿真分析。使用自主研发的非刚性支撑静轴肩摩擦搅拌焊修复设备，在不同焊接参数条件下对6 mm厚铝合金板材进行多次环形对接焊接试验，并使用热红外成像仪对焊接表面温度进行监测。综合温度场仿真结果、热红外成像仪监测的表面温度及试验结果，探究工艺参数对静轴肩摩擦搅拌焊焊接质量的影响。

1 静轴肩焊接结构

为了解决非刚性支撑条件下传统搅拌头易陷入被焊接板材而导致焊接失败的问题，并使焊缝能够致密连接、焊接表面光滑无飞边，设计了静轴肩焊接结构，安装效果见图1，主要包括静轴肩结构、支架和搅拌头等。支架结构固定在主轴基座上，从外部固定住静轴肩，保证了静轴肩结构的稳定性。

图1 静轴肩焊接结构Fig.1 Stationary shoulder welding structure

静轴肩结构附着安装在搅拌头上，两个结构之间使用轴承隔离运动，其关键结构尺寸如表1所示。

表1 关键结构尺寸Tab.1 Key structural dimensionsmm mm

搅拌头通过端部的锥形结构与电主轴匹配，并通过机床通用的ER螺母与电主轴紧固连接。搅拌头相对于焊接平面有2.5°的工艺倾角，能够保证静轴肩与焊接表面充分接触，并将搅拌头后方材料进行压实，形成致密焊缝，其结构简图见图2。

(a)静轴肩搅拌头结构组装图

(b)静轴肩搅拌头拆解图 (c)搅拌头结构尺寸图图2 静轴肩搅拌头结构Fig.2 Stationary shoulder stirring head structure

为了获得更好的焊接效果，主轴上配有压力传感器，对静轴肩的压力进行实时监测，以实现主轴压力的精准控制，保证静轴肩下压量恒定。由于整个进给程序为压力控制，静轴肩结构的设计保证了搅拌头不会陷入焊接材料而导致压力不足，进而发生恶性进给，造成焊接失败。同时静轴肩结构的存在可实现焊接表面光滑无飞边，焊缝与母板无高度差，保证了焊接质量。

2 SSFSW有限元仿真

2.1 静轴肩摩擦搅拌焊产热分析

摩擦搅拌焊焊接过程是一个复杂的瞬态产热过程，其焊接热源属于动态热载荷。静轴肩摩擦搅拌焊产热主要来源于搅拌针与被焊接板材之间的摩擦剪切生热，搅拌针轴肩和静轴肩与被焊接板材的压实摩擦生热三部分[23]，如图3所示。

图3 摩擦搅拌焊产热来源Fig.3 Heat generation source of friction stir welding

摩擦搅拌焊的热源组成复杂，综合考虑各个因素对焊接过程中产热的影响很困难，因此，在进行产热计算时，将搅拌头简化为无螺纹的圆台，并作以下假设：①假设搅拌针与被焊接板材之间的摩擦剪切做功全部转换为热量，没有能量损失；②假设搅拌针轴肩和静轴肩在主轴压力作用下产生的下压力在被焊接板材的接触面上分布均匀；③不考虑摩擦搅拌焊焊接过程中的材料塑性变形热[24]。则静轴肩摩擦搅拌焊焊接过程中的总产热量

Q=Q1+Q2+Q3+Q4

(1)

式中，Q1为搅拌针端部摩擦生热；Q2为搅拌针侧面摩擦生热；Q3为搅拌针轴肩摩擦生热；Q4为静轴肩摩擦生热。

2.2 静轴肩搅拌头产热数学模型

2.2.1搅拌针端部摩擦生热

进行摩擦搅拌焊焊接时，搅拌针端部最先与被焊接板材接触，搅拌针端部是一个圆，设其半径为Rb，示意图见图4。

图4 搅拌针端部摩擦生热Fig.4 Friction heat generation at the end of stirring needle

在摩擦搅拌焊开始焊接时，搅拌针端部的有效生热区域是半径为Rb的圆，假设取宽度为dr、半径为r的微元，则该微元ds受到的摩擦力

df=μp1ds=μp1rdθdr

(2)

式中，μ为摩擦因数；p1为焊接时搅拌头端部的表面压力。

则该微元的摩擦功率

dP=sdf=nrdf=μp1nr2dθdr

(3)

式中，n为主轴转速。

故搅拌头端部与被焊接板材之间的摩擦热为

(4)

2.2.2搅拌针侧面摩擦生热

随着搅拌头下压，搅拌头侧面开始与被焊接板材接触，假设在焊接过程中，搅拌头侧面受压均匀，侧面摩擦产热示意图见图5。

(a)整体示意图 (b)搅拌针局部立体图图5 搅拌针侧面摩擦生热Fig.5 Friction heat generation on the side of stirring needle

假设距离搅拌针端部h位置的搅拌针半径为rh，则有

rh=Rb+htanα

(5)

取搅拌针侧表面微元长ds，则有

(6)

(7)

(8)

则搅拌针侧面摩擦生热

(9)

且Htanα=Rt-Rb，故

(10)

式中，Rt为搅拌头根部半径；p2为搅拌针侧面的表面压力；α为圆台体搅拌针锥角的1/2。

2.2.3搅拌针轴肩摩擦生热

当搅拌针下压至轴肩与被焊接板材接触时，搅拌针轴肩在主轴压力下与被焊接板材摩擦生热，产热示意图见图6。

图6 搅拌针轴肩摩擦生热Fig.6 Friction heat generation of stirring needle shoulder

则搅拌针轴肩摩擦生热

(11)

式中，p3为搅拌针轴肩所受表面压力；Rs为搅拌针轴肩外径。

2.2.4静轴肩摩擦生热

与搅拌针轴肩摩擦生热同理，静轴肩在轴向压力作用下与被焊接板材摩擦接触生热，产热示意图见图7。

图7 静轴肩摩擦生热Fig.7 Friction heat generation of stationary shoulder

则静轴肩摩擦生热

(12)

式中，n′为C轴转速；R为静轴肩外径；R′为静轴肩内径；p4为静轴肩所受表面压力。

故静轴肩摩擦搅拌焊焊接过程中总的产热量为

(13)

2.3 静轴肩摩擦搅拌焊热源模型

在焊接过程中，搅拌针轴肩和静轴肩在主轴压力作用下与被焊接板材压实摩擦接触，且在工件表层摩擦接触，故其摩擦生热产生的熔深较浅，所以将搅拌针轴肩和静轴肩的摩擦生热处理为热流密度随着轴肩半径增大而线性增大的表面热源，其热流密度

(14)

Rt

搅拌针端部及侧面产生的热量是搅拌针插入被焊接材料的摩擦生热，这两部分熔深相对较深，故处理为热流密度均匀分布的体热源，其热流密度为

(15)

r

式中，z为体热源距离搅拌针端部的距离。

2.4 有限元模型的建立

试验中使用6 mm厚的6082铝合金板材，其密度取定值，为2700 kg/m3，泊松比为0.3，熔点范围为591～638 ℃，材料热物理参数见表2。

表2 6082铝合金热物理参数[23]Tab.2 Thermophysical parameters of 6082 aluminum alloy

为了获得较为精准的温度场计算结果，网格单元类型选择八节点线性传热六面体单元，对整体进行均匀网格划分。工件的初始温度及环境温度设为25 ℃，仿真过程中工件与环境通过热对流进行热量的交换，工件各表面的对流传热系数如表3所示。为了简化计算，在仿真过程中忽略热辐射的影响。

表3 焊板对流传热系数[23]Tab.3 Convective heat transfer coefficient of welding plate

搅拌头整个下压过程积累的热量即为简化热源初始具有的热量，建立3个Heattransfer分析步。第一步为预热分析步，第二个分析步为焊接工作分析步，第三个分析步为搅拌头撤离过程。

通过Fortran语言编写移动热源子程序DFLUX将移动载荷施加给工件，在子程序中使用if语句完成不同分析步的实现。

3 非刚性支撑静轴肩摩擦搅拌焊焊接试验

针对非刚性支撑条件下铝合金货车车厢破损修复问题，设计研发了专用的移动式摩擦搅拌焊修复设备，如图8所示。设备主要结构包括移动升降平台、主体框架单元、上下夹钳、旋转伸缩臂单元、摩擦搅拌焊单元和电气控制单元。设备使用加强过的铝合金型材搭建而成，高约3 m，宽约1.5 m。在数控系统的控制下，设备可实现沿x轴、y轴、z轴和C轴(绕z轴的转动)方向的高精度移动。此外，根据焊接位置的不同，设备可自由移动到所需焊接位置，能够实现一定程度的自动化焊接。

(a)现场工作图

(b)C轴局部细节图图8 焊接设备Fig.8 Welding equipment

该设备涉及的工艺参数主要有：主轴作用于焊缝的压力(主轴压力)、主轴转速和C轴转速，三者之间相互配合，调节焊接过程中输入的摩擦热大小，三者之间的参数匹配对形成致密无缺陷的焊缝至关重要。

以初始工艺参数进行焊接试验，通过实际焊接效果及温度场仿真结果、热红外成像仪监测的表面温度对主轴压力、主轴转速和C轴转速进行优化调节。通过控制变量法，并根据上一次试验及仿真结果，定量调节主轴压力范围或主轴转速从而对焊接过程的产热量进行调整；优化C轴转速使热量有效集中在焊缝区域进而提高焊接质量，直到实现完整且高质量的焊接。优化过程中关键节点使用的试验参数如表4所示。

表4 焊接优化节点试验参数Tab.4 Welding optimization joint test parameters

试验过程中，设备分别通过上下夹钳固定在车厢上下横梁上，支撑杆支撑在车厢两侧侧墙板上。焊接过程中，使用压力反馈闭环控制z轴的进给，保证焊接过程中设备能够根据支撑位置的变化自行调节主轴压力。在C轴电机驱动下，摩擦搅拌焊单元绕z轴进行380°旋转，在焊件上形成圆形焊缝。

4 有限元仿真及试验结果分析

4.1 有限元仿真结果分析

将A～G各试验组的试验参数分别代入式(4)、式(10)～式(12)中，计算各试验组各产热部位的产热量，如图9a所示。由于各组试验各产热部位产热比例非常接近，故以A组试验为例，其各产热部位产热比例如图9b所示。根据试验参数计算所得的产热数据可知：在使用静轴肩搅拌头焊接过程中，产热量主要来源于搅拌针轴肩的摩擦生热和搅拌针端部的摩擦生热，分别约占总产热量的77.2%和22.6%。

根据式(13)计算各试验组总产热量，如图9c所示，对产热影响较大的是主轴压力和主轴转速，C轴转速对产热量影响不大。在主轴压力和C轴转速一定的情况下(如试验组C、D)，当主轴转速提高200 r/min时，总产热量提高25%左右；在主轴转速和C轴转速一定的情况下(如试验组E、F)，当主轴压力降低1470 N左右时，总产热量降低43%左右；在主轴压力和主轴转速一定的情况下(如试验组B、C)，当C轴转速降低0.03 r/min时，总产热量降低值约为0。

(a)各试验组各产热组成产热量

(b)产热比例

(c)各试验组总产热量图9 各试验组各产热组成产热量Fig.9 Composition of each heat production test group

在各组试验的工艺参数下，有限元仿真所得焊件的温度场分布相似，以D组试验温度场为例，由温度场分布云图可以看出：沿板材焊缝两侧的温度场分布均匀，但轴肩后侧的温度稍高于前侧，这是因为随着搅拌头的前进，上一位置搅拌头的前侧变为下一位置搅拌头的后侧，热量在后侧积累，导致轴肩后侧温度高于前侧，如图10所示。

图10 温度场分布云图Fig.10 Cloud diagram of temperature field distribution

各组试验参数在焊接稳定阶段的最高温度如图11所示。其中，E组试验在焊接稳定阶段的最高温度为486 ℃，在各试验组别中温度最高；A组试验在焊接稳定阶段的最高为289.8 ℃，在各试验组别中温度最低，均低于母材熔点。

图11 焊接稳定阶段温度Fig.11 Temperature at stable welding stage

4.2 焊接试验结果分析

焊接过程中使用热红外成像仪对焊接表面温度进行监测，热红外成像仪监测位置位于焊接进给方向的右侧，所监测的表面最高温度为静轴肩外径处的表面温度，以D组试验为例，仿真结果和实际监测结果如图12所示。

(a)温度场仿真结果 (b)热红外成像仪监测温度图12 D组试验静轴肩外径处温度Fig.12 Temperature at the outer diameter of the stationary shoulder in group D test

不同焊接工艺参数下，静轴肩外径处温度场仿真结果与热红外成像仪监测的焊接表面温度变化趋势一致，如图13所示。在实际焊接过程中，由于静轴肩搅拌头及焊板背部支撑杆等均影响焊接过程中的散热，故各试验组使用热红外成像仪所监测的焊接表面温度(静轴肩外径处)均小于温度场仿真值，其差值在46.1～86.8 ℃范围内波动。使用热红外成像仪所监测的焊接表面温度可对不同焊接参数下温度场的仿真结果及实际焊接过程焊板表面的温度变化趋势进行实际验证。

图13 静轴肩外径处温度监测值与仿真值对比Fig.13 Comparison of temperature monitoring value and simulation value at the outer diameter of stationary shoulder

使用A、B、C组工艺参数的焊接效果如图14所示。根据热红外成像仪监测的表面温度及温度场仿真结果，A、B、C组工艺参数产热量不足，未能将焊缝金属完全软化，导致焊缝处材料的流动性欠佳，进而产生未压实孔洞、沟槽、焊接表面粗糙等缺陷，如图14所示。

(a)焊缝试样A (b)焊缝试样B

(c)焊缝试样C图14 产热量不足焊缝试样Fig.14 Weld sample with insufficient heat production

D、E组试验分别提高主轴转速和增大主轴压力以增加焊接热输入能量。根据热红外成像仪监测的表面温度及温度场仿真结果，主轴压力、主轴转速和C轴转速处于一个合适的产热匹配状态。焊缝试样D焊接完成的焊缝表面较为平整，未发现沟槽和裂纹，如图15a所示。由于主轴压力过大，焊缝试样E沿焊接方向的焊缝表面呈鱼鳞状，在焊缝外边缘出现波浪形的飞边，如图15b所示。

(a)焊缝试样D (b)焊缝试样E图15 产热量适中焊缝试样Fig.15 Weld sample with moderate heat generation

为探究较小压力下焊缝表面形貌，在F、G组试验中将主轴压力降低至1960～2450 N范围内。焊缝试样F在焊缝中心偏外侧产生飞边，且焊缝表面存在较多薄片状凸起。由于作用于静轴肩搅拌头的压力较小，导致搅拌针摩擦生热不足，焊缝区域材料的流动性较差，不利于形成致密的焊缝组织，在焊缝上表面存在表面沟槽，如图16a所示。

焊缝试样G在焊缝内侧产生锯齿状小飞边，在焊缝外侧存在少数材料堆积，在焊缝中心位置材料没有被填充进搅拌针前进过程中留下的瞬时空腔，存在明显的表面沟槽。由于主轴压力过小，未能将焊缝发生塑性流动的金属完全压实，且由于主轴转速快，将部分焊缝金属带出焊缝形成空腔，从而在焊缝表面形成未压实的沟槽缺陷，如图16b所示。

(a)焊缝试样F (b)焊缝试样G图16 小主轴压力下焊缝试样Fig.16 Weld sample under small spindle pressure

4.3 工艺参数对产热特性及焊接质量影响分析

综合静轴肩搅拌头焊接过程的有限元仿真结果、热红外成像仪监测结果与焊接试验结果，分析焊接时的主轴压力、主轴转速及C轴转速的匹配对焊缝区域的热输入量及焊接质量的影响，如表5所示。

表5 工艺参数对产热特性及焊接质量的影响Tab.5 Influence of process parameters on heat generation characteristics and welding quality

主轴压力和主轴转速较小时，焊接时焊缝的热输入量不足，导致焊缝区域材料的流动性较差，最终会在焊缝处留下孔洞、沟槽、表面不平整及隧道等缺陷。

当主轴转速与主轴压力处于合适的热输入匹配状态，主轴转速大而主轴压力小时，焊缝处发生塑性流动的金属未被压实，且由于搅拌针转速高，易在焊缝处形成瞬时空腔，进而在焊缝表面形成未压实的沟槽等缺陷；当主轴压力过大时，会在焊缝表面形成飞边。

C轴转速对单位时间焊缝的热积累量有一定的影响，适当降低C轴转速可增加焊缝的热积累量，使得热量可以有效集中在焊缝区域，进而提高焊接质量。

4.4 拉伸试验结果分析

根据GB/T 228.1—2010《金属材料拉伸试验》和GB/T 2651—2010《焊接接头拉伸试验方法》，分别对母材和焊缝试样D进行取样并进行拉伸试验以检测焊缝机械强度，取样尺寸如图17所示。

图17 拉伸试样尺寸Fig.17 Tensile specimen size

对完成焊接的焊缝在不同焊接位置进行取样，与母材进行拉伸试验对比，试验结果如图18所示。

图18 母材与焊缝试样应力-延伸率曲线图Fig.18 Stress-elongation curve of base metal and weld sample

由图18可知，母材试样的抗拉强度约为350.8 MPa，两个焊缝试样的抗拉强度分别约为250.7 MPa和251.4 MPa，分别达到母材抗拉强度的71.47%和71.64%，断裂位置均在焊缝处，两个焊缝试样的抗拉强度相差较小，焊缝强度稳定。两个焊缝试样的延伸率分别为3.2%、3.8%，与母材试样11.8%的延伸率相差较大，说明焊接后降低了铝合金材料的延展性。

4.5 断口分析

母材试样断口如图19所示，母材试样断口处整齐，与主应力方向大致成45°，表现为典型的延性断裂特征。

图19 母材拉伸断口Fig.19 Tensile fracture of base metal

焊缝试样断口宏观形貌如图20a所示，扫描电子显微镜(SEM)观察到的断口微观形貌如图20b所示。焊缝断口有明显的分层现象，上层靠近焊缝表面，断口材料呈层叠状，与主应力方向大致成90°。在SEM下观察到上层断口存在大量解理台阶，呈脆性断裂特性，且局部区域存在空洞，这是焊核区存在的第二相粒子在拉伸过程中从基体脱落形成的[25]。下层为焊缝的核心区，断裂表面与母材相似，为稳定整齐的断裂形态，断口与主应力方向大致成45°，呈延性断裂特性。由于焊缝发生部分脆性断裂，故在拉伸试验中，焊缝试样的延伸率只达到母材的30%左右，且焊缝试样抗拉强度与母材相比也有所降低。

(a)断口宏观形貌 (b)断口微观形貌图20 焊缝试样断口Fig.20 Tensile fracture of weld sample

5 结论

(1)在使用静轴肩搅拌头焊接过程中，沿板材焊缝两侧的温度场分布均匀，产热量主要来源于搅拌针轴肩的摩擦生热和搅拌针端部的摩擦生热，对产热影响较大的是主轴压力和主轴转速。

(2)不同焊接工艺参数下，静轴肩外径处温度场仿真结果与热红外成像仪监测的焊接表面温度变化趋势一致。在试验优化确定的焊接工艺参数匹配下，稳态温度场仿真峰值约为429.2 ℃，低于母材熔点，其焊接过程一直处于固相连接状态。

(3)通过试验与温度场仿真确定，当主轴压力范围为2940～3430 N、主轴转速为1000 r/min、C轴焊接速度为0.05 r/min时，焊接完成的焊缝表面光滑无飞边，焊缝抗拉性能达到母材71.6%左右。

(4)焊缝断口存在分层现象，靠近焊接表面的上层呈脆性断裂特性，下层呈延性断裂特性，与母材相比，焊缝试样的延伸率和抗拉强度均有所降低。