唐文珅，杨新岐，赵慧慧，郭立杰

（1.天津大学材料科学与工程学院，天津 300350； 2.上海航天设备制造总厂，上海 200245）

搅拌摩擦焊（Friction Stir Welding，FSW）技术由于受到轴肩的限制，很难应用于工业领域中大量使用的T 接、角接等形式接头。为克服上述局限性，英国焊接研究所（TWI）开发出静止轴肩搅拌摩擦焊（Stationary Shoulder Friction Stir Welding，SSFSW）技术。与传统的FSW 相比，SSFSW 只有搅拌针旋转产生摩擦热，而轴肩静止只在被焊工件表面发生摩擦滑动、起到挤压焊缝成形作用，这使得SSFSW 焊接热输入显著降低，既可避免沿板厚方向不均匀热输入，又可根据实际接头设计轴肩形状，实现铝合金复杂角焊缝连接，在搅拌摩擦焊技术开发领域受到普遍关注。

目前国内外研究者对SSFSW已进行了许多应用基础研究，试验材料涉及铝合金[1–4]、钛合金[5–6]和镁合金[7]；接头形式有对接、搭接及T接等；试验结果主要包括SSFSW 工艺优化及其接头组织性能的演变规律探索等，但大部分铝合金焊接板厚不超过6.35mm，很少有SSFSW 过程热循环及接头温度场分布规律，尤其是搅拌工具承载状态定量分析结果。如He 等[3]建立了2024–T4铝合金FSW 和SSFSW 对接接头热力耦合模型，计算结果表明：SSFSW近焊缝处残余拉应力与传统FSW相比降低了45.9%；Wen 等[4]建立了2024 铝合金SSFSW 搭接接头欧拉–拉格朗日耦合模型，结果表明前进边（Advancing Side，AS）的界面温度高于后退边（Retreating Side，RS），其热过程具有非均匀分布特征等。SSFSW 搅拌工具承载状态及焊接热循环是影响其摩擦热源、材料流动及焊接工艺的关键因素，但目前SSFSW 承载状态及焊接热循环主要基于试验检测，而采用数值方法研究的对象仅限于薄板材料，且计算结果没有反映搅拌工具承载状态的变化。厚板铝合金SSFSW 与薄板比较具有明显特殊性，其温度场分布规律尚不明确，与薄板相比应有较大差异，且对搅拌工具提出了更高的要求，所以需要对厚板铝合金SSFSW 热过程，尤其是搅拌工具的受力状态进行深入理论与试验探索。

本文基于Deform–3D 软件建立12mm 厚度6061–T6 铝合金SSFSW三维热力耦合数值模型，探讨焊接工艺参数与搅拌工具承载状态、焊接热循环及温度场相互影响规律，为厚板铝合金SSFSW 焊接工艺优化提供理论指导依据。

静止轴肩搅拌摩擦焊 数值模型

1 本构方程

SSFSW 过程中，由于搅拌针的旋转剪切作用，与搅拌针接触的材料发生较大程度的塑性变形，其弹性变形可忽略不计，因此选择刚黏塑性有限元方法建立数值模型，将焊板设定为刚黏塑性体。金属材料刚黏塑性本构关系可表示为[8]：

建立模型时，假设材料遵循冯·米塞斯屈服准则和关联流动法则[8]，即：

2 热模型

SSFSW 数值模型的建立实际是处理热力耦合问题，将传热过程与建立的刚黏塑性材料模型相耦合[8]，有：

式中，( kT ,i),i表示传热速率；+为产热速率；为内部热能生成率。

SSFSW 过程中产生的热量来源于搅拌工具与焊板之间摩擦热和焊缝区强烈塑性变形产热过程热量。因此，焊接过程中的产热速率可[9]表示为：

3 物理模型

根据SSFSW 实际过程建立模型，模型中轴肩与搅拌针是分离的，建立的SSFSW 三维实体物理模型如图1 所示，分别由待焊板材（焊板）、垫板、搅拌工具（轴肩及搅拌针）组成。焊接试板为6061–T6 铝合金，规格为200mm×100mm×12mm；垫板材质为45#钢，规格为200mm× 100mm×30mm；搅拌工具材质为H13 工具钢，其中静止轴肩直径为Φ24mm，搅拌针为锥形光面，长度为Φ10mm，根部直径为Φ10mm，端部直径为Φ5mm。

4 网格划分

为提高计算效率和计算精度, 对焊板及搅拌工具进行非均匀有限元网格划分。焊接试板初始网格边长设定为3～6mm，对焊缝区域（搅拌工具与焊板的有效作用区域）进行局部细化，细化网格边长设定为0.95mm。有限元网格模型如图2（a）所示，包括200542 个四面体单元。

搅拌针初始网格边长设定为1～2mm，细化网格边长设定为0.9mm，其有限元网格模型如图2（c）所示，包括18342 个四面体单元；静止轴肩网格边长设定为0.45～0.9mm，包 括13928 个 四面体单元；垫板网格边长设定为2.75～5.5mm，包括23013 个四面体单元。在Deform–3D 程序中设定单元相对变形量达到0.7mm 时，有限元网格进行自适应重新划分，以避免焊接试板在搅拌工具挤压作用下产生严重塑性变形而导致网格畸变问题。

5 材料模型

在SSFSW 物理模型中，将搅拌工具和垫板设定为刚性体，将焊板设定为刚黏塑性体，焊板的流动应力为应变、应变率以及温度的函数，具体可表示为[8]：

图1 静止轴肩搅拌摩擦焊物理模型Fig.1 Physical model of SSFSW

6 摩擦系数

SSFSW 过程中摩擦产热主要来自搅拌针表面与端面和材料之间的摩擦生热，这一部分产热率 为还有小部分热量应来自于未旋转的轴肩与焊缝摩擦产热，这一部分产热率为可表示为：

根据SSFSW 的特性及文献[4]研究，将旋转前行的搅拌针与待焊板材之间设定为剪切摩擦形式，剪切摩擦系数为0.6，而未旋转轴肩与待焊板材之间设定为库伦摩擦形式，库伦摩擦系数为0.6，待焊板材与垫板接触面设定为黏着状态，两者之间不产生相对滑动。

7 边界条件

按实际焊接过程进行边界条件设定，对待焊板材和垫板设定刚性固定约束边界条件；轴肩与搅拌针之间不设置接触条件；搅拌工具、待焊板材及垫板与空气的接触表面设定为对流换热边界，对流换热系数设定为20W·m–2·K–1；搅拌工具与待焊板材之间设定为固体接触换热边界，其换热系数设定为11000W·m–2·K–1；初始环境温度设定为20℃；焊接工艺参数如表2 所示。

计算结果与讨论

1 数值模型结果检验

6061–T6铝合金SSFSW 焊 缝表面及背面温度场分布如图3 所示，可看出，建立的数值模型可模拟不同焊接参数下SSFSW 过程，焊缝表面均无缺陷，温度场分布光滑连续。当ω=1000r/min，v2=100mm/min 时，焊缝峰值温度约为402℃，如图3（a）所示。Long 等[11]研究表明，选择同一焊接参数，使用Deform–3D 软件模拟的6061 铝合金传统FSW 的峰值温度约为413℃；He 等[3]研究表明，铝合金SSFSW 的峰值温度比传统FSW 低约30℃，可推算本文计算的峰值温度应较合理，但是本文选择的搅拌针根部直径约为文献[11]中所选的3 倍，轴肩直径约为2.4 倍，因此本文计算的温度结果应有些偏低，但搅拌工具的受力状态与试验结果[12]基本一致。综上，本文建立的厚板铝合金SSFSW 数值模型应能较好反映焊接温度场及搅拌工具受力状态的变化趋势。

图2 静止轴肩搅拌摩擦焊有限元网格模型Fig.2 Finite element model of SSFSW after meshing

表1 6061–T6铝合金和搅拌工具热物理参数Table 1 Thermo-physical properties of 6061-T6 aluminum alloy and tool

表2 数值模型采用的焊接工艺参数Table 2 Welding parameters used in numerical model

2 焊接热循环及温度场分布

SSFSW 过程中旋转的搅拌针与其接触的金属材料发生摩擦，并产生严重塑性变形，使得接触区域温度急剧上升，同时向周边冷金属区域传导，形成的温度场如图3 所示，与搅拌针直接接触面温度最高，而焊缝底部与垫板接触具有较低温度，这说明厚板铝合金SSFSW 温度分布仍有明显不均匀性。

计算结果表明：对给定焊接速度v2，热输入与搅拌针转速ω 呈正相关；对给定ω，热输入与v2呈负相关。当v2=100mm/min 时，搅拌工具ω 从1000r/min 增加至1500r/min 时，焊核峰值温度Tm从402℃增加约87℃；当ω 保持1500r/min 不变，焊接速度从100mm/min 增加至150mm/min 时，焊核Tm从489℃降低约36℃。可见，ω 增加50%时，Tm增加约21.6%；而v2增加50%时，Tm降低约7.4%；不同焊接参数下，焊缝背面温度比Tm低约100℃。

6061–T6铝合金SSFSW 焊 缝横截面温度场分布如图4 所示，可见SSFSW 横截面温度场分布与搅拌针形状直接相关，呈倒置的锥形，这与传统FSW 温度场分布截然不同，上述差异与两者摩擦热源直接相关。传统FSW 过程中，轴肩旋转摩擦热约占焊缝热输入的80%，焊缝表面靠近轴肩的区域温度明显较高，温度自顶部向底部传导，使其温度场分布呈碗状，而SSFSW 过程中，主要依靠旋转搅拌针产热，与搅拌针接触的区域温度最高，热源相当于位于焊缝中心，温度自焊缝中心向两侧传导，因此SSFSW 可显著降低接头热力影响区和热影响区的宽度。由于搅拌针旋转运动的不对称性，焊核前进边（AS）热传导速率稍高于后退边（RS）、焊缝底部温度最低，沿焊缝厚度方向温度分布仍明显不均匀。

图3 不同焊接参数下焊缝表面及背面温度场分布Fig.3 Temperature distribution on surface and back of welds under various welding parameters

图4 不同焊接参数下焊缝横截面温度场分布Fig.4 Temperature field distribution in weld cross-section of welds under various welding parameters

为定量表征SSFSW 焊接参数对6061–T6 铝合金接头温度场影响规律，沿焊缝横截面选定8 个特定位置点进行具体分析，如图4 所示。分析点的坐标如表3 所示，分析点的焊接热循环曲线如图5 所示。定义高温停留时间t1为焊接温度高于250℃的时间，冷却时间t2为焊接时从Tm冷却至200℃的时间。统计结果如图6 所示，其中横坐标距离焊缝中心距离为负表示分析点位于焊缝AS 处，反之则表示分析点位于焊缝RS。

如图6（a）所示，搅拌头ω 为1500r/min，v2为100mm/min 时，焊接热输入最大，此时分析点Tm均高于其他点。不同焊接参数下，焊缝AS 的Tm始终高于RS。搅拌头ω为1000r/min 时，焊缝截面温度非均匀性较为明显，距焊缝中心越近非均匀性越显著，距焊缝中心5mm 处，AS 的Tm比RS 的高约19℃；距焊缝 中 心12mm 处，AS 的Tm比RS的高约6℃。随着搅拌头ω 增加至1500r/min，焊缝AS 和RS 的Tm相差不大。

表3 分析点具体位置Table 3 Concrete position of analytical points

如图6（b）所示，不同焊接参数下，焊缝横截面纵向温度分布均存在一定非均匀性。搅拌头ω 为1000r/min 时，距焊缝上表面和底面0.5mm处的Tm相差约88℃，当搅拌头ω 增加至1500r/min 时，这两个位置的Tm相差约130℃，v2的变化对这一差值影响不大。综合比较上述结果，可看出热输入越大，焊缝纵向温度分布越均匀。

图5 焊缝横截面特定点焊接热循环及峰值温度Fig.5 Welding thermal cycling and peak temperature at specific points of weld cross-section

如图6（c）所示，焊接参数变化对高温停留时间t1的影响显著。对给 定v2=100mm/min，搅 拌 头ω 从1000r/min 增加至1500r/min 时，焊缝中心t1由13.71s 增加至18.43s，距焊缝5mm 处的t1增加约2s。当ω 保持1500r/min 不变，v2从100mm/in增加至150mm/min 时，焊缝中心的t1减少至9.17s，v2增 加50% 导 致高温停留时间降低50%以上，距焊缝5mm 处的t1缩短至原来的一半。可看出，与搅拌头ω 相比，v2的变化对t1的影响更为显著，且其与t1呈负相关。

如图6（d）所示，焊接参数变化对冷却时间t2的影响也较为明显。对给定v2=100mm/min，搅拌头ω 从1000r/min 增加至1500r/min 时，焊缝中心t2由10.4s 增加至16.3s，距焊缝中心5mm 处的t2增加约4～5s。对给定ω=1500r/min，v2从100mm/min增加至150mm/min 时，焊缝中心t2减少至6.5s，v2增加50%引起t2降低60%以上，距焊缝中心5mm 处的t2缩短约7～8s。可得出，焊接热输入越大焊缝t2越长；而v2越大，焊缝t2越短。

6061–T6 是一种可热处理强化铝合金，沉淀强化是其主要强化机制。因此，焊接过程中析出相的演变决定着其接头力学性能。试验表明：热影响区是6061–T6 铝合金SSFSW接头力学性能的薄弱区域，由于在焊接过程中热影响区主要起强化作用的β"相将发生长大、溶解或转变成β′相[2]，导致热影响区产生明显软化现象，而析出相的演变规律与焊缝区经历的峰值温度、高温停留时间及冷却速率直接相关。计算结果表明：搅拌工具ω 对焊缝峰值温度影响显著，v2对焊缝高温停留时间和冷却速率影响明显。因此，在可热处理强化铝合金的SSFSW 工艺试验中，搅拌针保持较低转速，适当提高焊接速度，能够改善焊接接头力学性能。

图6 分析点峰值温度、高温停留时间及冷却时间Fig.6 Peak temperature, high-temperature residence and cooling time of analytical points

3 受力状态

在SSFSW 过程中，搅拌工具受力状态是决定焊接工艺过程是否成功的关键因素，也是开发焊接设备的关键因素，过高工具载荷将导致其断裂而无法实现SSFSW 工艺过程，并对焊接设备刚性提出很高要求。为定量评价6061 铝合金SSFSW 过程中搅拌工具的受力状态，选取搅拌工具在焊接开始后15～25s 内承受的轴向压力、横向前进阻力及扭矩均值进行比较分析。

图7 为不同焊接参数下搅拌工具承受的轴向压力变化曲线，可以看出，当v2=100mm/min，搅拌头ω为1000r/min 时, 搅拌工具的轴向压力最大，平均值为28.2kN；当搅拌头ω 升至1500r/min 时，搅拌工具的轴向压力降低至24.3kN。对给定ω=1500r/min，v2从100mm/min 增加至150 mm/min 时，搅拌工具的轴向压力从24.3kN 增加至26.4kN。这表明ω 增加50%时，静止轴肩轴向压力降低13.8%；而v2增加50%时，其值增加8.6%；ω 是影响搅拌工具轴向压力的主要因素。

图8 为不同焊接参数下搅拌针承受横向前进阻力变化曲线，可以看出，对给定v2为100mm/min, 搅拌头ω 为1000r/min 时，搅拌针承受的前进阻力最大为4.9kN，随ω 增加至1500r/min，其前进阻力降低至3.4kN，ω 增加50%导致搅拌针阻力降低30.6%。对给定ω=1500r/min，v2从100mm/min 增加至150mm/min 时，其前进阻力从3.4kN 增加至3.9kN，v2增加50%，导致前进阻力增加14.7%。可见搅拌针承受前进阻力明显较低，约在3.4～4.9kN 范围。

图7 搅拌工具承受的轴向压力Fig.7 Axial load experienced by tool

图8 搅拌针承受的前进阻力Fig.8 Forward resistance experienced by pin

图9 静止轴肩承受的前进阻力Fig.9 Forward resistance experienced by shoulder

如图9 所示，对给定ω=1500r/min，随v2从100mm/min 增加到150mm/min，静止轴肩前进阻力从15.3kN 增加至17.4kN，v2增 加50%，其阻力增加13.7%。但对给定v2=100mm/min，ω 从1000r/min 增加到1500r/min 时，前进阻力从15.7 kN降低至15.3kN，即转速增加50%，其前进阻力只降低2.5%。

不同焊接参数下搅拌针承受扭矩变化曲线如图10 所示，静止轴肩并不承受扭矩作用。可见，随着搅拌针全部挤压进入被焊试板，其扭矩不断增加到27N·m 以上，随搅拌针摩擦加热及横向移动，其扭矩逐渐下降至稳定值。对给定v2= 100mm/min，搅拌针ω 从1000r/min 增加至1500r/min，扭矩最大值由27.31N·m 降低至约25N·m，扭矩平均值由21.7N·m 降低至约18.6N·m，v2的变化对搅拌头承受的扭矩影响较小。

综上所述，可看出与文献[9]中传统FSW 受力状态比较，SSFSW搅拌工具承受明显较高载荷，对给定ω 为1000～1500r/min 及v2为100～150mm/min 范围，静止轴肩的轴向压力在28.2～24.3kN，前进阻力在17.4～15.3kN，搅拌针扭矩最高值在27.3～25N·m 范围。

焊接ω 是影响静止轴肩轴向力主要因素，ω 增加50%，其轴向压力降低13.8%；而对静止轴肩前进阻力v2是主要因素，前进速度增加50%，其阻力增加13.7%，降低ω 及增加v2将明显增加静止轴肩搅拌工具的载荷。

4 存在的问题

通过与文献[14]中传统FSW工艺过程对比，发现上述数值模型的峰值温度与试验结果偏低，这与假设条件中材料热物理性能及摩擦系数没有考虑温度非线性影响直接相关，但搅拌工具的受力状态与试验结果基本一致。研究表明：采用Deform–3D 程序建立的热力耦合数值模型能较好地模拟厚板铝合金SSFSW 过程中的焊接温度场变化趋势，尤其是能较准确预测搅拌工具的受力状态，这将对SSFSW 静止轴肩搅拌工具设计、焊接工艺优化及焊缝区组织性能预测提供重要的理论指导作用。

结论

（1）采用Deform–3D 程序建立了SSFSW 过程的热力耦合数值模型，该模型可以较好预测12mm 厚度6061–T6 铝合金SSFSW 过程中焊温度场变化趋势和搅拌工具的受力状态。

图10 搅拌工具承受的扭矩Fig.10 Torque experienced by tool

（2） 厚 板6061–T6 铝合金SSFSW 过程中，接头温度分布沿厚度方向存在显著的非均质性，其与焊接热输入呈负相关；焊接转速每增加50%，焊核峰值温度至少增加21.6%；焊速每增加50%，高温停留时间和冷却时间分别至少降低50%和60%。

（3） 厚 板6061–T6 铝 合金SSFSW 过程中，对给定转速1000～1500r/m i n 及焊速100～150mm/min 范围，轴向压力可达到28.2～24.3kN，前进阻力可达到17.4～15.3kN，搅拌针扭矩最高值可达到27.3～25N·m。

（4） 厚 板6061–T6 铝合金SSFSW 过程中，搅拌工具承受的载荷及扭矩与焊接热输入呈负相关；焊接转速每增加50%，其轴肩压力和焊接稳定阶段扭矩分别降低13.8%和14.3%，搅拌针和轴肩前进阻力分别降低30.6%和2.5%；焊接速度每增加50%，其轴肩压力、搅拌针和轴肩前进阻力分别增加8.6%、14.7%和13.7%，而扭矩变化较小。