攪拌摩擦焊，線性摩擦焊和旋轉(zhuǎn)摩擦焊的比較

摩擦焊接（FW）是用于焊接材料的一系列焊接工藝，其基于在壓力下由于兩個組件之間的相對運動而產(chǎn)生的摩擦熱。 這些變體是固態(tài)連接過程，其中摩擦熱導(dǎo)致界面材料的局部屈服，從而能夠形成永久性連接。 FW在航空，汽車，船舶，鐵路和核工業(yè)中，對于金屬和熱塑性塑料都有許多應(yīng)用。 它與熔焊不同，熔焊需要形成材料的熔池。

本文將研究FW系列的三個變體，即旋轉(zhuǎn)摩擦焊（RFW），線性摩擦焊（LFW）和摩擦攪拌焊（FSW）。 RFW是其中最常見的變體，其中兩個具有圓形橫截面的組件焊接在一起。 一部分保持靜止，并被迫與另一部分接觸，而另一部分在常壓下旋轉(zhuǎn)。 RFW有兩種類型：連續(xù)驅(qū)動摩擦焊接（CDFW）和慣性摩擦焊接（IFW）。 這兩個過程之間的區(qū)別在于摩擦生熱的方式，在第一種情況下，其產(chǎn)生所需的功率由外部來源提供； 而在第二個過程中，它以動能形式存儲在飛輪中，并逐漸轉(zhuǎn)化為熱量，直到飛輪停止并且該過程結(jié)束。 在LFW中，一個組件在常壓下相對于另一個組件往復(fù)運動。 在FSW中，旋轉(zhuǎn)的硬質(zhì)工具通常以對接方式沿兩個組件的接觸界面移動。 由于工具和兩個部件之間的摩擦，后者被局部加熱以達到其屈服點，并且材料局部混合。 在圖1中示意性地示出了以上過程。 LFW和FSW是相對較新的固態(tài)焊接工藝，其開發(fā)目的是分別焊接非軸對稱部件和薄結(jié)構(gòu)。

圖1 a FSW， b LFW和c RFW流程

圖選項

與傳統(tǒng)的熔焊工藝相比，F(xiàn)W工藝具有許多優(yōu)勢，即（?。┧鼈儾粫纬扇鄢?，從而減少了與凝固相關(guān)的缺陷（例如，熱裂紋，孔隙率等）； （ⅱ）產(chǎn)生了再結(jié)晶的微觀結(jié)構(gòu)，與其他類型的焊接相比，這可能導(dǎo)致拉伸強度提高； （ⅲ）無需消耗品； （ⅳ）它們適合焊接異種材料； （ⅴ）所產(chǎn)生的焊縫除母材外不包含其他材料，并且在加工過程中去除了界面雜質(zhì)； （ⅵ）可以輕松控制FW工藝參數(shù)，并且將操作錯誤降至最低； （ⅶ）焊縫具有很高的完整性，因為粘結(jié)面積幾乎等于所連接部件的界面面積，并且（ⅷ）工藝具有很高的可重復(fù)性。

正如預(yù)期的那樣，F(xiàn)W工藝存在一些局限性：（i）RFW和LFW在焊接薄壁管和/或板方面的適用性有限，（ⅱ）兩個組件中至少一個的材料必須可塑性變形以達到（ⅲ）焊接過程中形成的飛邊限制了零件的幾何形狀，尤其是在必須去除飛邊時。

盡管已經(jīng)對FW工藝進行了單獨研究或就其能量產(chǎn)生機理進行了研究[ 1 ]，但尚未對關(guān)鍵工藝開發(fā)特征進行比較。 在這項研究中，已經(jīng)為IFW，LFW和FSW開發(fā)了不同的數(shù)值模型，并比較了它們的溫度，等效塑性應(yīng)變，von Mises應(yīng)力和應(yīng)變率。 已經(jīng)確定了三種FW過程的總體趨勢。

與RFW和LFW相比，F(xiàn)SW的建模過程要復(fù)雜得多，因為焊接材料與第三個物體（工具）發(fā)生熱力機械相互作用，產(chǎn)生所需的能量來軟化兩個固定部件。 文獻中提出的第一個模型是分析性的，采用移動熱源[ 2 ]來估計溫度。 在參考文獻中 [ 3 ]有人提出，工具和工件之間的接觸是滑動和粘著的結(jié)合。 根據(jù)實驗數(shù)據(jù)得出結(jié)論，粘附條件是主要的。 除分析方法外，還開發(fā)了數(shù)值模型。 參考文獻中提出了有關(guān)工具與焊接件之間的機械相互作用的最早研究之一。 [ 4 ]具有順序耦合的熱機械分析。 在參考文獻中 [ 5 ]使用完全耦合的熱機械動力學(xué)分析表明，主要的熱源是塑性功，因為在接觸界面處粘附是主要的。

由于所需的設(shè)備相當(dāng)昂貴，LFW的主要應(yīng)用是在航空航天工業(yè)的葉盤生產(chǎn)中。 在參考文獻中 [ 6 ]開發(fā)了Ti-6Al-4V的解析模型和數(shù)值模型來計算溫度場和軸向縮短。 在參考文獻中 [ 7 ]同樣的材料也使用數(shù)值和分析方法建模。 研究了穩(wěn)態(tài)條件，并求解了熱影響區(qū)（HAZ）中的熱流微分方程。 在參考文獻中 [ 8 ]該過程被建模為一個熱粘彈性流動的問題，導(dǎo)致非局部拋物線方程，求解該方程以估計溫度場。 在參考文獻中 [ 9 ] Rykalin的熱過程理論被用來對溫度場進行建模，其中一部分熱能被假定傳遞給閃蒸。 參考文獻中開發(fā)了另一個LFW的熱機械穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型。 [ 10 ]，假設(shè)非牛頓流。

RFW是最古老的FW流程，在行業(yè)中使用最廣泛[ 11 ]。 在參考文獻[ 12 ]中，提供了一種軟鋼在平衡階段的分析模型，其中軸向載荷，角速度，扭矩，溫度和軸向運動速率是恒定的，以計算扭矩，塑化層厚度的變化，溫度和應(yīng)變率以及角速度和軸向力。 在參考文獻中 [ 13 ]開發(fā)了一個分析模型來估計流動區(qū)域內(nèi)的功率需求和溫度。 在參考文獻中 [ 14 ]提出了CDFW期間熱影響區(qū)（HAZ）的溫度和應(yīng)變率分布的解析解決方案。 物料流場由6082-T6鋁合金，A357和A356 Al-SiC MMC的一系列運動學(xué)上允許的速度場描述。 參考文獻中開發(fā)了耦合的熱力有限元模型。 [ 15 ]。 該模型能夠計算溫度，熱膨脹和熱塑性應(yīng)力。 參考文獻中提出了另一種異種材料IFW的有限元模型。 [ 16 ]，使用自動重劃算法對聯(lián)合界面處的閃光形成進行建模。

使用有限元代碼Abaqus版本6.13對FSW，LFW和RFW的熱機械過程進行數(shù)值建模。 在Abaqus / Explicit中使用了顯式積分程序，因為它更快且不易出錯（例如，由于過度的元素失真等）。

在FSW模型中，使用拉格朗日網(wǎng)格離散化背板和工具，而工件則是歐拉分布，因為預(yù)期會產(chǎn)生較大的變形。 歐拉網(wǎng)格在工件的上表面上方延伸1毫米（在分析開始時元素在其中的延伸是空的），從而為焊接材料提供了移動和變形的空間。 該模型的網(wǎng)格具有26 955個節(jié)點和20 896個元素。 LFW模型的網(wǎng)格具有16 109個節(jié)點和81 594個元素。 模型的網(wǎng)格具有19405個節(jié)點和91230個元素。 在圖2中 ，顯示了本研究中使用的FSW，LFW和IFW模型的未變形配置。

圖2數(shù)值分析中使用的FSW，LFW，IFW網(wǎng)格模型

圖選項

FW是一個復(fù)雜的過程，因此其數(shù)值模型需要大量簡化才能在合理的計算機時間內(nèi)運行。 對于FSW，進行了以下假設(shè)：

（?。└鶕?jù)圖3 ，工件和工具具有取決于溫度的摩擦滑動接觸。

圖3 Ti-6Al-4V在FSW中的工具與工件之間以及LFW和RFW中的工件之間的摩擦系數(shù)

圖選項

（ⅱ）工具是剛體。

（ⅲ）假定所有實體的初始溫度為25℃。

（ⅳ）假設(shè)耗散的摩擦能量的90％轉(zhuǎn)化為熱量。 在工具工件接口處，該熱量的50％傳遞給了工件。

（ⅴ）發(fā)生工具插入時，分析在駐留階段結(jié)束時開始。

關(guān)于LFW和IFW，進行了以下假設(shè)：

（ⅰ）摩擦滑動接觸由庫侖摩擦定律描述，并且取決于界面的溫度，如圖3所示。

（ⅱ）頂部工件被認(rèn)為是具有平移和旋轉(zhuǎn)自由度的剛體。

關(guān)于摩擦系數(shù)，它基于參考文獻。 [ 6 ]。 當(dāng)所有型號的溫度都高于900℃時，假定高于該溫度的摩擦系數(shù)保持在1。 然而，當(dāng)允許摩擦系數(shù)隨溫度變化時，計算出焊接材料的溫度連續(xù)升高，達到高于其熔點的值。 隨著焊接材料溫度的升高，其強度和剪切剛度通常會降低，因為材料接近液態(tài)（不熔化）。 這種強度降低必須伴隨著庫侖摩擦系數(shù)的降低。 基于該假設(shè)和缺乏可靠的實驗數(shù)據(jù)，將摩擦系數(shù)設(shè)置為在較高溫度下降低直至熔化，直到變?yōu)榱銥橹梗@對于液體零件是可以預(yù)期的。

在FSW模型中，背板的底部和垂直表面完全受約束以防止位移。 沿工件周圍的垂直表面施加速度，因為網(wǎng)格是歐拉式的。 在y和z軸上應(yīng)用零值速度，在x軸上應(yīng)用6.67×10 ^-4 m / s之一。 沿兩個水平方向（ x和z ）約束工具，并施加等于2 mm的垂直向下位移。 繞x和z軸的旋轉(zhuǎn)是固定的，而將等于41.89 r / s的恒定角速度應(yīng)用于y軸。 通過對流從所有暴露的表面散失熱量，并且每個表面的系數(shù)是根據(jù)參考文獻A中的公式計算的。 對于FSW模型，[ 17 ]的值如表1所示。 在該表中，假設(shè)x軸平行于焊縫， y軸平行于工具旋轉(zhuǎn)軸， z軸垂直于xy平面。 由于它是歐拉公式，因此每個元素的初始體積分?jǐn)?shù)在最底層等于厚度為3毫米的歐拉網(wǎng)格，而在最上層則最初為零。 在分析過程中，材料變形并重新計算體積分?jǐn)?shù)。

表1 FSW模型中使用的對流系數(shù)

表格選項

對于LFW模型，限制了底部工件的底部表面沿x和z軸的平移，而在頂部工件沿x方向的點處指定了隨時間變化的位移，其振蕩幅度為3 mm，振蕩頻率為50 Hz，過程運行時間為2.8 s。 除這些邊界條件外，在底部工件的底表面上施加的壓力等于300 MPa，這確保了兩個工件連續(xù)接觸，從而產(chǎn)生了焊接所需的熱量。 每個表面的熱對流系數(shù)等于100 W /（m ² ·K）[ 6 ]。

關(guān)于IFW模型，限制了底部工件的底部表面沿x和z軸的平移。 最初，在頂部工件的中心施加等于305.6 r / s的旋轉(zhuǎn)速度0.1 s。 在第二步開始時，在底部工件的底面施加等于300 MPa的向上壓力，該壓力保持恒定，從而確保兩個工件連續(xù)接觸，直到頂部旋轉(zhuǎn)。工件停止，形成焊縫。 每個表面的熱對流系數(shù)等于30 W /（m ² ·K）[ 18 ]。

在FSW模型中，由于歐拉材料與拉格朗日元素相互作用，因此將耦合的歐拉-拉格朗日（CEL）方法應(yīng)用于所涉及的接觸。 在LFW模型中，由于預(yù)期到較大的變形會導(dǎo)致過程固有的幾何非線性，因此使用了任意的Lagrangian-Eulerian（ALE）自適應(yīng)網(wǎng)格算法。 由于頂部工件被建模為剛體，因此自適應(yīng)網(wǎng)格僅用于底部工件。

選擇鈦合金Ti-6Al-4V作為工件材料。 為了在分析中模擬其材料行為，基于彈性塑性Johnson-Cook材料模型[ 19 ]，使用了應(yīng)變硬化，應(yīng)變速率硬化和溫度軟化的材料定律。

（1）

其中σy是屈服應(yīng)力， ε是有效塑性應(yīng)變， 有效塑性應(yīng)變率 表2列出了參考應(yīng)變率以及A ， B ， n ， C ， T _熔體和m材料常數(shù)。 表3給出了熱膨脹系數(shù)，比熱容和熱導(dǎo)率的溫度依賴性。 表4和表 5分別以56NiCrMoV7鋼和42CrMo4鋼的線性彈性模型建模工具和背板。

表2 Ti-6Al-4V的性能

表格選項

表3 Ti-6Al-4V的溫度相關(guān)系數(shù)

表格選項

表4工具材料（55NiCrMoV7）的材料屬性

表格選項

表5背板材料（42CrMo4）的材料性能

表格選項

表6中顯示了分配給本研究中使用的三種焊接模型（FSW，LFW和IFW）的輸入?yún)?shù)的值。 所有模型都在2.8 s內(nèi)運行到同一時間點，在該過程中，IFW部件的旋轉(zhuǎn)停止，因為已使用了飛輪中存儲的所有慣性能量。

表6 FSW，LFW和IFW模型的輸入?yún)?shù)

表格選項

這項工作的目的是比較三種主要的摩擦焊接技術(shù)的工藝發(fā)展。 所有這些固態(tài)過程都依賴于摩擦的能量產(chǎn)生機理，以在焊接界面處達到有利于永久連接的條件。 本質(zhì)上，固件過程基于屈服界面的開發(fā)。 取決于變體，所產(chǎn)生的材料體積的厚度可以在RFW和LFW的情況下從薄膜到在FSW的情況下顯著的尺寸的范圍。 與其他FW工藝相比，F(xiàn)SW中的質(zhì)量問題可能與塑性變形材料的體積大小有關(guān)。 這樣，三個過程中的每一個在界面處的可塑性的開始可以確定焊接的成功或失敗。

對于相同的材料，即廣泛使用的α + β鈦合金Ti-6Al-4V，已經(jīng)對這三個過程進行了很好的表征。 盡管鈦合金很難進行FSW，但它們在許多行業(yè)中都受到關(guān)注，因此在本文中選擇使用它作為三種方法的比較研究的參考材料。 采取所有過程模型以達到焊接界面的屈服條件，這相當(dāng)于LFW過程模型中的階段II [ 6 ]。 如果在界面處未產(chǎn)生這些塑性條件，則該過程不會繼續(xù)進行到其他階段，也不會產(chǎn)生焊接，因此這一階段至關(guān)重要。

由于溫度是在焊接界面上輸入的能量的一種形式，以及與之相關(guān)的流動應(yīng)力，是達到屈服條件的機制，它的值是達到焊接良好條件的水平的初步度量。 從圖4中可以看出，RFW和LFW在分析初期就達到了有利條件，溫度接近熔融溫度。 盡管這是數(shù)值模型的結(jié)果，但它在質(zhì)量上與實驗一致。 另一方面，F(xiàn)SW模型顯示出很大的溫度波動。 由于機械混合在該過程中起著重要作用，因此可以預(yù)期，機械混合產(chǎn)生的摩擦力和熱量的綜合作用會為工藝發(fā)展提供有利條件。

圖4研究的每個FW過程的焊接界面溫度歷史

圖選項

為了使屈服發(fā)生，在給定體積下達到的溫度下，應(yīng)力必須處于適當(dāng)?shù)乃?，因此，?span id="jdpl5tvtppv" class="xref">圖5中可以看出，F(xiàn)SW部件在過程的早期就承受高應(yīng)力，盡管這些應(yīng)力會由于旋轉(zhuǎn)而波動硬工具的運動。 另一方面，LFW和RFW零件處于較低的應(yīng)力水平，這是摩擦壓力的直接結(jié)果，而RFW的值略低。 這表明在與FSW的界面處達到焊接條件可能更加困難。

圖5所研究的每個FW過程在焊接界面處產(chǎn)生的Von Mises應(yīng)力

圖選項

von Mises應(yīng)力和溫度的結(jié)果是，材料達到屈服，并且在界面處形成塑性材料， 如圖6所示的等效塑性應(yīng)變所證明的那樣。 由于工藝模式會影響較大的材料量，因此FSW從一開始就具有較大的塑性應(yīng)變。 在其他兩個過程中，塑性材料在界面處發(fā)展，對于LFW情況，增長速度更快。 RFW從有限的數(shù)量開始，并且以比LFW慢的速率增加，這表明最后可能會形成較小的閃光。

圖6研究的每個FW工藝在焊接時產(chǎn)生的等效塑性應(yīng)變

圖選項

本文研究的鈦合金是一種應(yīng)變率敏感的超塑性材料，在界面處達到高應(yīng)變的效果將阻礙達到屈服條件，并使該過程在所有過程階段均進行并產(chǎn)生良好的焊接效果。 如圖7所示，在這三個變量中，F(xiàn)SW的應(yīng)變率波動最大，而RFW的應(yīng)變率波動最小，而LFW處于中間值。 這種效果可能是Ti合金與FSW焊接時遇到困難的原因。 從表7中可以看出，F(xiàn)SW需要很大的力才能在過程的早期（0.4 s）發(fā)生屈服，與其他兩個過程相比，屈服和隨后的機械混合將需要更大的功率輸入，隨后進入過程（ 1.2 s）隨著溫度的升高，這種高功率需求得到了緩解，但是當(dāng)FSW中的焊接工具沿界面行進時，它會遇到溫度較低的新材料，并且在此期間不斷面臨功率需求增加的情況過程。

圖7所研究的每個FW過程在焊接界面處產(chǎn)生的應(yīng)變率

圖選項

表7在開始時三個FW工藝發(fā)生屈服時界面所需的應(yīng)力條件比較

表格選項

從針對三個FW變體開發(fā)的數(shù)值模型的研究（這些模型集中在過程的早期階段）可以得出以下結(jié)論：

（?。┧腥齻€變體均在界面處達到有利的溫度條件。

（ⅱ）在界面處產(chǎn)生的應(yīng)力條件最適合焊接，即對FSW較高，而對RFW最不利。

（ⅲ）就界面處的塑性應(yīng)變形成而言，F(xiàn)SW產(chǎn)生的數(shù)量最多，其次是LFW和FSW。

（ⅳ）應(yīng)變率是人們使用FSW焊接Ti合金時要克服的一個重要難題，因為它遠高于LFW和RFW。

（ⅴ）在組件移動的兩個FW變型中，根據(jù)所產(chǎn)生的應(yīng)變率判斷，LFW是最好的。