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(gè)組件之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)而產(chǎn)生的摩擦熱。 這些變體是固態(tài)連接過(guò)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(duì)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(gè)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(jiàn)的變體，其中兩個(gè)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(dòng)摩擦焊接（CDFW）和慣性摩擦焊接（IFW）。 這兩個(gè)過(guò)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(lái)源提供； 而在第二個(gè)過(guò)程中，它以動(dòng)能形式存儲(chǔ)在飛輪中，并逐漸轉(zhuǎn)化為熱量，直到飛輪停止并且該過(guò)程結(jié)束。 在LFW中，一個(gè)組件在常壓下相對(duì)于另一個(gè)組件往復(fù)運(yùn)動(dòng)。 在FSW中，旋轉(zhuǎn)的硬質(zhì)工具通常以對(duì)接方式沿兩個(gè)組件的接觸界面移動(dòng)。 由于工具和兩個(gè)部件之間的摩擦，后者被局部加熱以達(dá)到其屈服點(diǎn)，并且材料局部混合。 在圖1中示意性地示出了以上過(guò)程。 LFW和FSW是相對(duì)較新的固態(tài)焊接工藝，其開(kāi)發(fā)目的是分別焊接非軸對(duì)稱部件和薄結(jié)構(gòu)。

圖1 a FSW， b LFW和c RFW流程

圖選項(xiàng)

與傳統(tǒng)的熔焊工藝相比，F(xiàn)W工藝具有許多優(yōu)勢(shì)，即（?。┧鼈儾粫?huì)形成熔池，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(qiáng)度提高； （ⅲ）無(wú)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(guò)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(cuò)誤降至最低； （ⅶ）焊縫具有很高的完整性，因?yàn)檎辰Y(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(gè)組件中至少一個(gè)的材料必須可塑性變形以達(dá)到（ⅲ）焊接過(guò)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(shí)。

盡管已經(jīng)對(duì)FW工藝進(jìn)行了單獨(dú)研究或就其能量產(chǎn)生機(jī)理進(jìn)行了研究[ 1 ]，但尚未對(duì)關(guān)鍵工藝開(kāi)發(fā)特征進(jìn)行比較。 在這項(xiàng)研究中，已經(jīng)為IFW，LFW和FSW開(kāi)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(guò)程的總體趨勢(shì)。

與RFW和LFW相比，F(xiàn)SW的建模過(guò)程要復(fù)雜得多，因?yàn)楹附硬牧吓c第三個(gè)物體（工具）發(fā)生熱力機(jī)械相互作用，產(chǎn)生所需的能量來(lái)軟化兩個(gè)固定部件。 文獻(xiàn)中提出的第一個(gè)模型是分析性的，采用移動(dòng)熱源[ 2 ]來(lái)估計(jì)溫度。 在參考文獻(xiàn)中 [ 3 ]有人提出，工具和工件之間的接觸是滑動(dòng)和粘著的結(jié)合。 根據(jù)實(shí)驗(yàn)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(kāi)發(fā)了數(shù)值模型。 參考文獻(xiàn)中提出了有關(guān)工具與焊接件之間的機(jī)械相互作用的最早研究之一。 [ 4 ]具有順序耦合的熱機(jī)械分析。 在參考文獻(xiàn)中 [ 5 ]使用完全耦合的熱機(jī)械動(dòng)力學(xué)分析表明，主要的熱源是塑性功，因?yàn)樵诮佑|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(xiàn)中 [ 6 ]開(kāi)發(fā)了Ti-6Al-4V的解析模型和數(shù)值模型來(lái)計(jì)算溫度場(chǎng)和軸向縮短。 在參考文獻(xiàn)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(xiàn)中 [ 8 ]該過(guò)程被建模為一個(gè)熱粘彈性流動(dòng)的問(wèn)題，導(dǎo)致非局部拋物線方程，求解該方程以估計(jì)溫度場(chǎng)。 在參考文獻(xiàn)中 [ 9 ] Rykalin的熱過(guò)程理論被用來(lái)對(duì)溫度場(chǎng)進(jìn)行建模，其中一部分熱能被假定傳遞給閃蒸。 參考文獻(xiàn)中開(kāi)發(fā)了另一個(gè)LFW的熱機(jī)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(xiàn)[ 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(yùn)動(dòng)速率是恒定的，以計(jì)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(xiàn)中 [ 13 ]開(kāi)發(fā)了一個(gè)分析模型來(lái)估計(jì)流動(dòng)區(qū)域內(nèi)的功率需求和溫度。 在參考文獻(xiàn)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(chǎng)由6082-T6鋁合金，A357和A356 Al-SiC MMC的一系列運(yùn)動(dòng)學(xué)上允許的速度場(chǎng)描述。 參考文獻(xiàn)中開(kāi)發(fā)了耦合的熱力有限元模型。 [ 15 ]。 該模型能夠計(jì)算溫度，熱膨脹和熱塑性應(yīng)力。 參考文獻(xiàn)中提出了另一種異種材料IFW的有限元模型。 [ 16 ]，使用自動(dòng)重劃算法對(duì)聯(lián)合界面處的閃光形成進(jìn)行建模。

使用有限元代碼Abaqus版本6.13對(duì)FSW，LFW和RFW的熱機(jī)械過(guò)程進(jìn)行數(shù)值建模。 在Abaqus / Explicit中使用了顯式積分程序，因?yàn)樗烨也灰壮鲥e(cuò)（例如，由于過(guò)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?yàn)轭A(yù)期會(huì)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(kāi)始時(shí)元素在其中的延伸是空的），從而為焊接材料提供了移動(dòng)和變形的空間。 該模型的網(wǎng)格具有26 955個(gè)節(jié)點(diǎn)和20 896個(gè)元素。 LFW模型的網(wǎng)格具有16 109個(gè)節(jié)點(diǎn)和81 594個(gè)元素。 模型的網(wǎng)格具有19405個(gè)節(jié)點(diǎn)和91230個(gè)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(xiàng)

FW是一個(gè)復(fù)雜的過(guò)程，因此其數(shù)值模型需要大量簡(jiǎn)化才能在合理的計(jì)算機(jī)時(shí)間內(nèi)運(yùn)行。 對(duì)于FSW，進(jìn)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(dòng)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(xiàng)

（ⅱ）工具是剛體。

（ⅲ）假定所有實(shí)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(shí)，分析在駐留階段結(jié)束時(shí)開(kāi)始。

關(guān)于LFW和IFW，進(jìn)行了以下假設(shè)：

（?。┠Σ粱瑒?dòng)接觸由庫(kù)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(xiàn)。 [ 6 ]。 當(dāng)所有型號(hào)的溫度都高于900℃時(shí)，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(shí)，計(jì)算出焊接材料的溫度連續(xù)升高，達(dá)到高于其熔點(diǎn)的值。 隨著焊接材料溫度的升高，其強(qiáng)度和剪切剛度通常會(huì)降低，因?yàn)椴牧辖咏簯B(tài)（不熔化）。 這種強(qiáng)度降低必須伴隨著庫(kù)侖摩擦系數(shù)的降低。 基于該假設(shè)和缺乏可靠的實(shí)驗(yàn)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?，這對(duì)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?yàn)榫W(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(gè)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(guò)對(duì)流從所有暴露的表面散失熱量，并且每個(gè)表面的系數(shù)是根據(jù)參考文獻(xiàn)A中的公式計(jì)算的。 對(duì)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(gè)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(guò)程中，材料變形并重新計(jì)算體積分?jǐn)?shù)。

表1 FSW模型中使用的對(duì)流系數(shù)

表格選項(xiàng)

對(duì)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(diǎn)處指定了隨時(shí)間變化的位移，其振蕩幅度為3 mm，振蕩頻率為50 Hz，過(guò)程運(yùn)行時(shí)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(gè)工件連續(xù)接觸，從而產(chǎn)生了焊接所需的熱量。 每個(gè)表面的熱對(duì)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(kāi)始時(shí)，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(gè)工件連續(xù)接觸，直到頂部旋轉(zhuǎn)。工件停止，形成焊縫。 每個(gè)表面的熱對(duì)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(huì)導(dǎo)致過(guò)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(xiàng)

表3 Ti-6Al-4V的溫度相關(guān)系數(shù)

表格選項(xiàng)

表4工具材料（55NiCrMoV7）的材料屬性

表格選項(xiàng)

表5背板材料（42CrMo4）的材料性能

表格選項(xiàng)

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(yùn)行到同一時(shí)間點(diǎn)，在該過(guò)程中，IFW部件的旋轉(zhuǎn)停止，因?yàn)橐咽褂昧孙w輪中存儲(chǔ)的所有慣性能量。

表6 FSW，LFW和IFW模型的輸入?yún)?shù)

表格選項(xiàng)

這項(xiàng)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(guò)程都依賴于摩擦的能量產(chǎn)生機(jī)理，以在焊接界面處達(dá)到有利于永久連接的條件。 本質(zhì)上，固件過(guò)程基于屈服界面的開(kāi)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(wèn)題可能與塑性變形材料的體積大小有關(guān)。 這樣，三個(gè)過(guò)程中的每一個(gè)在界面處的可塑性的開(kāi)始可以確定焊接的成功或失敗。

對(duì)于相同的材料，即廣泛使用的α + β鈦合金Ti-6Al-4V，已經(jīng)對(duì)這三個(gè)過(guò)程進(jìn)行了很好的表征。 盡管鈦合金很難進(jìn)行FSW，但它們?cè)谠S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(guò)程模型以達(dá)到焊接界面的屈服條件，這相當(dāng)于LFW過(guò)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(guò)程不會(huì)繼續(xù)進(jìn)行到其他階段，也不會(huì)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(dòng)應(yīng)力，是達(dá)到屈服條件的機(jī)制，它的值是達(dá)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(dá)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(shí)驗(yàn)一致。 另一方面，F(xiàn)SW模型顯示出很大的溫度波動(dòng)。 由于機(jī)械混合在該過(guò)程中起著重要作用，因此可以預(yù)期，機(jī)械混合產(chǎn)生的摩擦力和熱量的綜合作用會(huì)為工藝發(fā)展提供有利條件。

圖4研究的每個(gè)FW過(guò)程的焊接界面溫度歷史

圖選項(xiàng)

為了使屈服發(fā)生，在給定體積下達(dá)到的溫度下，應(yīng)力必須處于適當(dāng)?shù)乃剑虼?，?span id="tfx3jt577td" class="xref">圖5中可以看出，F(xiàn)SW部件在過(guò)程的早期就承受高應(yīng)力，盡管這些應(yīng)力會(huì)由于旋轉(zhuǎn)而波動(dòng)硬工具的運(yùn)動(dòng)。 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(dá)到焊接條件可能更加困難。

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

圖選項(xiàng)

von Mises應(yīng)力和溫度的結(jié)果是，材料達(dá)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(huì)影響較大的材料量，因此FSW從一開(kāi)始就具有較大的塑性應(yīng)變。 在其他兩個(gè)過(guò)程中，塑性材料在界面處發(fā)展，對(duì)于LFW情況，增長(zhǎng)速度更快。 RFW從有限的數(shù)量開(kāi)始，并且以比LFW慢的速率增加，這表明最后可能會(huì)形成較小的閃光。

圖6研究的每個(gè)FW工藝在焊接時(shí)產(chǎn)生的等效塑性應(yīng)變

圖選項(xiàng)

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(dá)到高應(yīng)變的效果將阻礙達(dá)到屈服條件，并使該過(guò)程在所有過(guò)程階段均進(jìn)行并產(chǎn)生良好的焊接效果。 如圖7所示，在這三個(gè)變量中，F(xiàn)SW的應(yīng)變率波動(dòng)最大，而RFW的應(yīng)變率波動(dòng)最小，而LFW處于中間值。 這種效果可能是Ti合金與FSW焊接時(shí)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(guò)程的早期（0.4 s）發(fā)生屈服，與其他兩個(gè)過(guò)程相比，屈服和隨后的機(jī)械混合將需要更大的功率輸入，隨后進(jìn)入過(guò)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(jìn)時(shí)，它會(huì)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(guò)程。

圖7所研究的每個(gè)FW過(guò)程在焊接界面處產(chǎn)生的應(yīng)變率

圖選項(xiàng)

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

表格選項(xiàng)

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

（?。┧腥齻€(gè)變體均在界面處達(dá)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(duì)FSW較高，而對(duì)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(shí)要克服的一個(gè)重要難題，因?yàn)樗h(yuǎn)高于LFW和RFW。

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