焊接过程材料性能与产热机制的温度场热源数值模拟

焊接过程材料性能与产热机制的温度场热源数值模拟

0fsw热分析作为一种新型固相焊接技术，搅拌摩擦焊接（fsw）在轻金属结构中的应用得到了广泛的关注和研究。与熔焊方法相比,FSW具有的优点是:能保持母材的冶金性能,焊接缺陷很少,接头力学性能好、焊后变形小、残余应力小、焊接成本低、效率高、适用材料范围广、绿色连接技术等。对铝合金、镁合金等航空航天材料,FSW是一种切实可行的连接手段。由于接头金属在熔点以下热—塑性状态挤压、流动并成形,接头性能直接取决于焊接金属流动及温啡作用过程,因而密切研究温度场过程是深入理解FSW机理,实现工艺参数优化的一个重要方面。除试验方法外,数值模拟是考察FSW焊接温度场的一种有效手段。在当前已知温度场模型中,热源模型主要有三种计算方式:以机械功计算为基础的固定热输入;尝试—修正方法热输入;以轴肩压力乘以摩擦系数计算的热输入。在各自模型条件下,上述模型均取得了一定的成绩。但FSW产热为一随动过程,热量生成与温度、材料性能密切相关,因而固定或尝试方法难以表征其物理本质。在FSW稳定焊接阶段,搅拌头与被焊材料界面存在粘滞行为,要获得材料粘滞摩擦系数通常是一件困难的事,而要得到不同焊接工艺条件下的系数更加难以实现,因此,采用摩擦系数计算的产热模型通常采用固定摩擦系数值或采用较小的取值范围代替,同样存在不确定性因素。且由于需要测量诸如搅拌头压力、功率等参数作为模型输入参量,大大增加了试验及数值模拟的复杂性和成本。因而需要研究并发展能够表征FSW产热现象物理本质的新型热源模型。文中建立了一种产热机制与材料屈服强度ReL密切相关的热源模型,并利用该热源模型对2024-T3铝合金薄板FSW温度场进行了三维温度场数值模拟分析,考察了不同转速条件下FSW数值模拟温度场的变化,同时比较了一定工艺参数下数值模型温度场与试验结果的一致性。1fsw稳定焊接法在FSW过程中热量主要由搅拌头轴肩、搅拌针与工件摩擦产生。摩擦产生的热量使被焊板材表面温度升高,与搅拌头接触处的材料发生较大塑性变形。由于搅拌头材料硬度高于被焊材料,当焊接到达准稳态时,摩擦力为待焊材料的剪切流变应力与接触面积乘积。按照Mises屈服准则,屈服极限值τS=0.577σS。在工程分析中,σS可用产生0.2%塑性应变时对应的应力表示,即σS=ReL,单位Pa。由于τS随温度变化,因而τS可表示为温度T的函数τS=0.577×ReL(T)。(1)据此,在FSW稳定焊接阶段可建立如下产热模型。首先考察轴肩处生成的热量,如图1所示。在轴肩与被焊材料摩擦界面上取一微元体,微元体径向宽度为dr,弧度为dθ,则图1阴影部分面积为dsds=r·dθ·dr。(2)作用在微元体上的摩擦力df为df=f·ds=f·r·dθ·dr,(3)式中:f为单位面积摩擦力。f=τS=0.577ReL(T)。(4)以O点为圆心的摩擦扭矩为dM=r·df=τS·r2·dθ·dr。(5)微元体处的摩擦功率为dQ=ω⋅dΜ=ω⋅τS⋅r2⋅dθ⋅dr=2πn60×0.577⋅ReL(Τ)⋅r2⋅dθ⋅dr‚(6)式中:n为搅拌头转速。通过微元面的热流密度即为dΚ=dQ/ds=2πn60×0.577ReL(Τ)r。(7)在有限元计算中,热流在每一积分点施加,以KE表示积分点热流,上式表示为ΚE=2πn60×0.577ReL(Τ)l,(8)式中:KE为积分点热流;l为积分点到热源中心的距离。研究表明,搅拌针产热在热输入计算中具有不可忽视的贡献。文献在假设搅拌针产热为总热量25%的条件下,获得了温度场数值计算与试验结果的很好吻合。在数值分析中,由于没有建立搅拌针实体模型,而是以预设体热源作用区域表示,因而搅拌针产热不能像搅拌头轴肩区一样通过上述公式计算。鉴于文献的成功实例,这里采用25%作为搅拌针热量比率。2数值模型2.1模型建立及材料性能分析FSW模型参数如下:焊接材料为两块60mm×150mm×3mm2024-T3铝合金板材,钢质垫板尺寸240mm×240mm×25mm,焊接速度2mm/s,搅拌头轴肩半径10mm,搅拌针半径3.75mm,长度2.6mm,搅拌头转速400r/min,焊接起始点距焊缝边缘15mm,在焊接起始点搅拌头停留5s,焊接总时间57.5s。数值模型采用ABAQUS商业软件建模。对被焊铝板,采用三维8节点块单元建模,单元划分时,被焊板材焊缝区单元划分细致(最小单元尺寸1.25mm);外边缘附近由于温度梯度小而划分稀疏,中间采用过渡型网格,厚度方向划分两层,每一焊板单元总数约7000个。对钢质垫板,采用在厚度上分为5个积分层面的4节点壳单元建模。垫板单元划分与被焊板材类似。数值模型及单元划分如图2所示。对所研究材料,除比热、热导率等物理参量与温度相关外,2024-T3屈服强度ReL同样是温度的函数。文中所采用的材料性能如图3、4所示。由于难以获得准确的全温度范围内材料比热、热导率及ReL数据,部分材料性能通过对已知数据外推得到,相邻温度数据点之间以线性关系表示。数值模型主要边界条件有被焊板底面与垫板之间的接触热传导、被焊板自由表面、垫板自由表面的对流散热和辐射散热。接触热传导系数设为4500W/m2℃,所有暴露在空气中的自由表面设定15W/m2℃对流散热系数,辐射散热则忽略不计。在400转速时,将模拟温度数值与相同工艺条件下的试验结果进行了比较,以考察数值模型的计算精度,试验数据由文献提供。在焊速不变条件下,分别模拟了300～1000r/min范围内10种转速下的温度变化,以考察温度与转速之间的关系。2.2轴肩热流加载热源模型中,热输入区域划分为轴肩区和搅拌针区。轴肩与被焊材料接触面为轴肩区,设置为面热源,搅拌针通过的被焊材料部分则设置为体热源。如图5所示,箭头所指面为轴肩范围内的面热源,图中阴影部分则代表搅拌针形成的体热源。热分析过程如下:在每一积分步,首先判别积分点与热源中心距离l以确定两种热源的选取。当l位于轴肩区时,选取面热源形式,同时检测该积分点处温度T并计算出对应的ReL(T),再将ReL(T)代入式(8)计算热流KE,最后通过ABAQUS用户子程序实现热流加载。当l位于搅拌针范围时,由于轴肩范围内热流与热输入存在如下关系qS(l)=32π×QS⋅lR03-r03,(9)式中:r0<l<R0,R0是轴肩外径;r0是搅拌针直径;QS为轴肩输入的热量。结合公式(8)(9)有QS=2π3ω0.577ReL(Τ)(R03-r03)。(10)此时,轴肩热量只与温度相关,将在搅拌针区检测的积分点温度和对应的ReL(T)代入上式并乘以0.25的热量分配系数,得到搅拌针热量Qp及体热源热流量KpQp=0.25QS,(11)Kp=Qp/(π·r02·Lp),(12)式中:Lp为搅拌针长度。计算出体热源热流密度后,再通过ABAQUS中的用户子程序实现体热源加载。3温度曲线分布的变化在X=80mm,距焊缝中心不同位置(y=4,12mm)处数值模拟和试验测量所得的温度—时间分布如图6所示。由图6可见,数值模拟所得温度分布与试验结果吻合良好。不论是接近搅拌针半径的y=4mm处或超出轴肩范围的y=±12mm处,模拟温度变化趋势与试验结果非常接近。在y=4mm处,试验测得的最高温度为406.1℃,模拟得到414.07℃,误差仅为1.96%。在y=±12mm处,试验中由于FSW存在前进侧与回转侧之分,因而温度并不一致。试验测得的最高温度分别为282.2℃和290.2℃,而模拟结果为275.2℃,误差分别为2.48%和5.17%。在高温阶段,试验温度曲线低于模拟结果,模拟温度曲线显示更大的圆弧化现象。这是由于在高温阶段,模型所采用的ReL(T)数据外推获得,导致模拟温度与试验结果的不一致性。在y=±12mm处,模拟温度曲线低于试验数值,这也是由于模型采用的其它材料性能如比热、热导率及接触热导率与温度关系的不准确性所致。即便如此,但从温度曲线总体分布来说,建立的依赖于材料ReL(T)的自适应热源模型与试验结果还是具有很高吻合性。而且只要通过试验获得各项材料性能与温度变化的准确值,该模型的计算精度将可得到更进一步提高。其它参数不变,转速从300～1000r/min增加时,数值模型在x=80mm,y=0(焊缝中心)及y=6.25mm处最高温度值如图7所示。从图7可以发现如下三个现象:随着转速的提高,焊缝中心及轴肩下y=6.25mm处的最高温度相应增高,两点处最高温度变化趋势相似。对其它检测点的分析表明,在搅拌头作用区域范围内,各点温度变化遵循类似的形式;在较高转速如1000r/min时,最高温度为475℃,低于材料熔点(502℃),与高转速试验中并未发现接头出现熔化现象一致;随转速的提高,温度增幅减小,曲线趋于平稳,并有可能在更高转速时稳定在某一温度值。图8考察了转速每提高100r/min温度增量与转速之间的关系,同时给出了材料ReL与温度的分布关系。图中主横坐标表示从一个转速增大100r/min后对应的转速,主纵坐标表示转速增加100r/min时温度升高量。例如,图中600r/min、11.47℃的数据点,其意义为搅拌头转速从500r/min提高到600r/min时,600r/min模型检测点温度比500r/min速升高了11.47℃。从变化趋势看,温度增量呈负指数形式随转速提高而减小。转速从300r/min增加到400r/min时,温度增量为20.5℃,但从900r/min升高为1000r/min时,温度增量仅为4.13℃。同时由上图两条曲线分布可以发现,温度增量曲线与材料ReL变化趋势非常相似,其原因与产热机制以ReL为产热计算参量有