铝/钢异种金属搅拌摩擦搭接传热与材料流动行为

铝/钢异种金属搅拌摩擦搭接传热与材料流动行为 Heat Transfer and Material Flow in Friciton Stir Lap Welding of Al Alloy/ Steel 1 2 first-author 耿培皓（1990—），男，博士，特任讲师，主要从事先进材料及异质材料摩擦固相连接技术的研究。 耿培皓（1990—），男，博士，特任讲师，主要从事先进材料及异质材料摩擦固相连接技术的研究。 1 corresp 秦国梁（1975—），男，博士，教授，主要从事高速焊、摩擦焊及各类复合焊接技术研究。E-mail：glqin@sdu.edu.cn。 秦国梁（1975—），男，博士，教授，主要从事高速焊、摩擦焊及各类复合焊接技术研究。E-mail：glqin@sdu.edu.cn。 glqin@sdu.edu.cn 1 2 山东大学 现代焊接研究所,山东 济南 250061 山东大学 现代焊接研究所,山东 济南 250061 Institute of Materials Joining, Shandong University, Ji'nan 250061, China Institute of Materials Joining, Shandong University, Ji'nan 250061, China 大阪大学 接合科学研究所,日本 大阪 5670047 大阪大学 接合科学研究所,日本 大阪 5670047 Joining and Welding Research Institute, Osaka University, Osaka 5670047, Japan Joining and Welding Research Institute, Osaka University, Osaka 5670047, Japan 基于耦合欧拉-拉格朗日有限元法数值模拟了铝合金5052与高强钢DP590搅拌摩擦搭接过程中的温度场演变和材料流动行为。结果表明，有限元预测温度场和焊缝变形轮廓与实验测量结果吻合良好。当移动速度保持300 mm/min恒定不变时，随着转速由500 r/min增至1 000 r/min，搅拌区峰值温度位置由前进侧的轴肩后方的铝合金表面转移至搅拌针底部与钢搅拌区的界面，峰值温度由545 ℃增加至635 ℃；在焊接过程中，前进侧温度始终高于后退侧温度，与转速无关。采用示踪粒子法研究材料迁移轨迹，发现前进侧铝合金从更靠近搅拌针的内侧剪切层绕过搅拌针填埋在搅拌针前进侧后方，而后退侧铝合金主要迁移至搅拌针后退侧后方，迁移轨迹比较发散；搅拌针作用在铝/钢搭接面，驱使前进侧钢材料迁移至搅拌针后退侧后方，并在垂直方向上挤入上侧铝合金焊缝区。随着搅拌针转动，由前进侧迁移至后退侧的钢材料最终促使后退侧形成尺寸较大的钩状结构。相比于铝合金侧，转速的增加更为显著地加强了钢表面的材料流动。 The heat transfer and material flow behavior during friction stir lap welding (FSLW) of Al alloy 5052 and high-strength steel DP590 were numerically simulated based on the coupled Euler-Lagrangian finite element method (CEL-FEM). The predicted results of the temperature histories and the deformation profile of the weld matched well with the experimental measurements. The simulation results show that when the welding speed is kept constant at 300 mm/min, as the rotation speed increases from 500 r/min to 1 000 r/min, the peak temperature position of the stirring zone is transferred from the Al alloy surface behind the shoulder on the advancing side (AS) to the bottom of the stirring pin, that is, the interface of the steel stirring zone. Meanwhile, the peak temperature increases from 545 °C to 635 °C during the welding process. Regardless of rotation speed, the temperature on the AS is always higher than that of the retreating side (RS). The material migration was studied by the tracer particle method. The Al alloy materials on the AS are eventually transferred to the rear region of the AS, bypassing the RS via the inner shear region, which is close to the stirring pin and shoulder root. The Al alloy materials on the RS were mainly migrated to the ipsilateral rear, and the migration trajectory is more divergent. The stirring pin acts on the Al/steel overlapping surface, driving the steel materials on the AS to move to the RS rear of the stirring pin and simultaneously extruding the steel materials into the Al weld area in the vertical direction. The steel material that migrates from the AS to the RS as the pin rotates eventually causes the RS to form a larger-sized hook-like structure. Compared with the Al alloy side, the increase in rotating speed more significantly enhances the material flow on the steel surface. 搅拌摩擦焊 异种连接 有限元计算 温度场 材料流动 friction stir welding dissimilar joining finite element simulation temperature material flow 前言 1 搅拌摩擦焊接（Friction stir welding，FSW）作为一种绿色固相焊接技术，凭借其低热输入、低残余变形及工件材料不发生熔化可避免凝固裂纹、气孔等缺陷的技术优势，已经发展成为轻质合金和有色金属材料如铝合金、镁合金等板材结构的首选连接工艺之一 ［ 1 1 - 2 2 1-2 ］ 。近年来，随着碳达峰、碳中和目标融入经济社会发展中长期规划中，通过减少温室气体排放、提高燃油效率来实现节能减排已经成为当今车辆交通、航空航天等运输业的攻坚任务之一。多材料混合结构设计概念的提出，不仅能够发挥各组成材料的性能优势，而且在一定程度上可减轻结构质量，达到车身和机身等结构轻量化和节能减排的目的 ［ 3 3 ］ 。目前，FSW技术在铝合金/合金钢混合结构的连接中发挥了显著的技术优势。近10年来，国内外研究人员针对不同铝合金与合金钢的搅拌摩擦焊接，围绕工艺、组织、性能之间的相互映射关系开展了大量研究，并取得了丰硕的成果 ［ 4 4 - 6 6 4-6 ］ 。 异种材料FSW焊接过程主要涉及焊缝成形、材料混合、界面焊合等基本物理过程，针对铝合金和钢的搅拌摩擦焊接，搅拌区内材料间的机械式咬合与互锁、铝/钢界面扩散区的金属间化合物生成与演变以及搅拌区界面层内部或附近区域的缺陷等直接影响接头力学性能的宏观、微观结构特征的形成过程，与搅拌工具头表面和剪切变形层产热行为、焊缝区传热和材料塑性流动特征等动态热力行为密切相关 ［ 7 7 - 8 8 7-8 ］ 。基于数值模拟技术深入理解焊接过程中的传热和材料流动行为，是揭示铝合金与钢的搅拌摩擦焊合行为，调控焊缝组织和消除缺陷结构的重要研究手段之一。目前，已有学者采用基于计算固体力学或流体力学的数值方法研究了同种及异种材料FSW焊接过程的传热和材料流动问题 ［ 9 9 - 11 11 9-11 ］ ，但围绕铝合金与高强钢搅拌摩擦搭接（Friction stir lap welding，FSLW）过程中温度场和塑性流动行为的数值模拟研究相对较少。在各类数值模拟方法中，耦合欧拉-拉格朗日（Coupled Eulerian-Lagranigan，CEL）有限元法——通过将欧拉有限元法与拉格朗日有限元法相互结合的一种耦合有限元算法，能够实现网格位置固定而材料可在其中自由流动，避免了大塑性变形造成的网格畸变问题，能够精确描述物质边界。大量研究已经证实了该方法数值模拟搅拌摩擦焊接过程中材料大变形的可行性 ［ 12 12 - 14 14 12-14 ］ 。因此，本文以汽车轻量化设计需求的铝合金和高强钢搅拌摩擦搭接为例，基于CEL有限元法建立了5052铝合金和DP590钢FSLW三维热力耦合数值模型，分析了焊接过程中温度场和材料流动的演变特征，并讨论了搅拌工具头旋转速度对材料流动的影响。 有限元模型建立 1 采用CEL有限元方法建立5052铝合金和DP590高强钢的FSLW计算模型，其中将可变形的工件设定为欧拉体，搅拌工具头设定为拉格朗日体，如 图1 图1 所示。铝合金（厚度2 mm）和高强钢（厚度1.2 mm）工件的尺寸均为150 mm×80 mm（长×宽）。5052铝合金置于DP590钢的上侧，搭接区域宽度40 mm。搅拌工具头轴肩为尺寸 http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988259&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988274&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988272&type= 2.26000977 2.50898743 15 mm的平滑轴肩，凹度8°；搅拌针为 http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988264&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988277&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988265&type= 2.26000977 2.50898743 6 mm的无螺纹平滑圆柱结构，底部端面为光滑球面，总长约2.8 mm。此外，将铝合金上表面外侧厚度为2 mm欧拉区域设置为空气层，模拟焊接过程中铝合金软化挤出形成的焊缝飞边或毛刺结构。在欧拉域中采用梯度网格划分方法，仅加密焊缝搅拌区网格，以获得良好的精度并降低计算成本。欧拉域和拉格朗日体分别由八节点六面体欧拉单元（EC3D8RT）和四节点刚体单元单元（C3D4T）划分。 基本假设与方程 2 图1 图1 建立的CEL模型为热力耦合模型，其中在欧拉求解域内仅考虑不同材料的宏观流动和混合，而Al/Fe界面微观混合、扩散以及微观尺度上的材料碎裂等现象未考虑到建模中。针对铝合金和高强钢的FSLW过程中的传热和材料流动计算，遵循下列基本控制方程 ［ 14 14 ］ ： 质量守恒： <math display="block" id="M1"><mfrac><mrow><mo>∂</mo><mi>ρ</mi></mrow><mrow><mo>∂</mo><mi>t</mi></mrow></mfrac><mo>+</mo><mo>∇</mo><mo>⋅</mo><mfenced separators="|"><mrow><mi>ρ</mi><mi mathvariant="bold-italic">υ</mi></mrow></mfenced><mo>=</mo><mn mathvariant="normal">0</mn></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41987975&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41987973&type= 26.58533096 7.28133297 动量守恒： <math display="block" id="M2"><mi>ρ</mi><mfenced separators="|"><mrow><mfrac><mrow><mo>∂</mo><mi mathvariant="bold-italic">υ</mi></mrow><mrow><mo>∂</mo><mi>t</mi></mrow></mfrac><mo>+</mo><mi mathvariant="bold-italic">υ</mi><mo>⋅</mo><mo>∇</mo><mi mathvariant="bold-italic">υ</mi></mrow></mfenced><mo>=</mo><mo>∇</mo><mo>⋅</mo><mi mathvariant="bold-italic">σ</mi><mo>+</mo><mi>ρ</mi><mi mathvariant="bold-italic">b</mi></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41987978&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41987977&type= 40.13199997 8.29733276 能量守恒： <math display="block" id="M3"><mi>ρ</mi><msub><mrow><mi>C</mi></mrow><mrow><mi>p</mi></mrow></msub><mfenced separators="|"><mrow><mfrac><mrow><mo>∂</mo><mi>T</mi></mrow><mrow><mo>∂</mo><mi>t</mi></mrow></mfrac><mo>+</mo><mi mathvariant="bold-italic">υ</mi><mo>⋅</mo><mo>∇</mo><mi>T</mi></mrow></mfenced><mo>=</mo><mo>∇</mo><mo>⋅</mo><mfenced separators="|"><mrow><mi>λ</mi><mo>∇</mo><mi>T</mi></mrow></mfenced><mo>+</mo><mo>∇</mo><mo>⋅</mo><mfenced separators="|"><mrow><mi mathvariant="bold-italic">σ</mi><mo>⋅</mo><mi mathvariant="bold-italic">υ</mi></mrow></mfenced><mo>+</mo><msub><mrow><mi>Q</mi></mrow><mrow><mi>V</mi></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41987982&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41987979&type= 67.47933960 8.29733276 式中　 ρ 、 C p 和 λ 分别为材料密度、比热容和热导率； υ、σ 和 b 分别为速度矢量、偏应力张量和重力矢量； Q v 为单位体积塑性变形产热率； T 和 t 分别为求解域温度和时间。采用通用接触描述搅拌工具和工件之间接触形式，其中采用罚接触算法自动计算拉格朗日工具和欧拉材料之间的相互作用力。Abaqus显式求解器中的CEL方法是基于流体体积法（Volume of fluid，VOF），通过计算每个时间增量步内每个欧拉单元的欧拉物质体积百分比（Element volume fraction，EVF）来表示欧拉物质的移动轨迹，并结合周围欧拉单元信息近似重建自由表面。根据材料混合理论，引入了铝合金（ α a ）和钢（ α s ）的欧拉单元体积分数来描述焊接过程中的材料空间分布 ［ 15 15 ］ 。在本模型中，铝合金和高强钢搭接界面间为欧拉-欧拉接触形式，不存在相对滑移。对于多材料欧拉单元的材料属性计算遵循下列公式： <math display="block" id="M4"><mfenced open="{" close="" separators="|"><mrow><mtable columnalign="left"><mtr><mtd><msub><mrow><mi>M</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">m</mi><mi mathvariant="normal">i</mi><mi mathvariant="normal">x</mi></mrow></msub><mo>=</mo><msub><mrow><mi>α</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">a</mi></mrow></msub><msub><mrow><mi>M</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">a</mi></mrow></msub><mo>+</mo><msub><mrow><mi>α</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">s</mi></mrow></msub><msub><mrow><mi>M</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">s</mi></mrow></msub></mtd></mtr><mtr><mtd><mn mathvariant="normal">1</mn><mo>=</mo><msub><mrow><mi>α</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">a</mi></mrow></msub><mo>+</mo><msub><mrow><mi>α</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">s</mi></mrow></msub></mtd></mtr></mtable></mrow></mfenced></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41987989&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41987988&type= 29.20999908 9.22866726 式中　 M mix 为多材料耦合单元内的材料参数； M a 和 M s 分别代表铝合金和高强钢的材料参数。 焊接热源 2 FSW焊接热源包括搅拌工具与材料之间的表面摩擦热（ Q f ）和工件材料塑性变形后的塑性变形产热（ Q v ）两部分。在铝合金和高强钢的FSLW中，摩擦热的来源包括拉格朗日工具头与单一铝合金欧拉材料之间的接触面摩擦热（ Q fa ）、与单一高强钢欧拉材料之间的接触面摩擦热（ Q fs ）以及与多材料欧拉界面的接触面摩擦热（ Q fm ），如 图2 图2 所示。 滑移状态下的摩擦剪切应力计算遵循库仑摩擦定律，当摩擦剪应力超过接触区基体材料剪切屈服强度，基体材料表面将粘附在移动工具表面上，此时摩擦剪切力等于材料剪切屈服强度值。对于欧拉材料的界面区域，摩擦产热计算遵循材料混合理论。因此，各区域摩擦产热率和塑性变形产热率计算表示如下： <math display="block" id="M5"><mfenced open="{" close="" separators="|"><mrow><mtable columnalign="left"><mtr><mtd><msub><mrow><mi>Q</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">f</mi><mi mathvariant="normal">a</mi></mrow></msub><mo>=</mo><msub><mrow><mi>μ</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">a</mi></mrow></msub><msub><mrow><mi>P</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">n</mi></mrow></msub><mover accent="true"><mi>γ</mi><mo>˙</mo></mover></mtd></mtr><mtr><mtd><msub><mrow><mi>Q</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">f</mi><mi mathvariant="normal">s</mi></mrow></msub><mo>=</mo><msub><mrow><mi>μ</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">s</mi></mrow></msub><msub><mrow><mi>P</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">n</mi></mrow></msub><mover accent="true"><mi>γ</mi><mo>˙</mo></mover></mtd></mtr><mtr><mtd><msub><mrow><mi>Q</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">f</mi><mi mathvariant="normal">m</mi></mrow></msub><mo>=</mo><msub><mrow><mi>α</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">a</mi></mrow></msub><msub><mrow><mi>Q</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">f</mi><mi mathvariant="normal">a</mi></mrow></msub><mo>+</mo><msub><mrow><mi>α</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">s</mi></mrow></msub><msub><mrow><mi>Q</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">f</mi><mi mathvariant="normal">s</mi></mrow></msub></mtd></mtr></mtable></mrow></mfenced></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988015&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988009&type= 28.19400024 14.64733315 <math display="block" id="M6"><msub><mrow><mi>Q</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">v</mi></mrow></msub><mo>=</mo><mi>δ</mi><mover accent="true"><mi>σ</mi><mo>¯</mo></mover><mover accent="true"><mi>ε</mi><mo>˙</mo></mover></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988018&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988016&type= 12.10733318 4.48733330 式中　 μ a 和 μ s 分别为搅拌工具头与铝合金工件、工具头与高强钢工件摩擦界面的摩擦系数； <math id="M7"><mover accent="true"><mi>γ</mi><mo>˙</mo></mover></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988021&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988019&type= 1.52400005 3.38666677 为滑移速率； P n 为基于罚接触算法计算的法向接触压力； <math id="M8"><mover accent="true"><mi>σ</mi><mo>¯</mo></mover></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988024&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988022&type= 1.94733346 2.62466669 和 <math id="M9"><mover accent="true"><mi>ε</mi><mo>˙</mo></mover></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988029&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988026&type= 1.52400005 2.70933342 分别为有效塑性应力和应变率； <math id="M10"><mi>δ</mi></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988047&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988030&type= 1.77800000 2.62466669 为塑性变形热转化效率。在当前模型中，采用文献［ 16 16 ］中的与温度相关的摩擦系数用于工具头和铝合金接触界面，恒定摩擦系数用于搅拌工具头和高强钢的接触界面，取值0.25。 材料参数 2 工件材料5052铝合金和DP590高强钢的随温度变化的热物性参数和机械性能参数如 图3 图3 所示。 1;2; 此外，考虑到搅拌效应主要发生在搭接区域铝合金侧，因此使用Johnson-Cook流动应力模型来描述铝合金的本构行为，计算公式为： <math display="block" id="M11"><mi>σ</mi><mo>=</mo><mfenced separators="|"><mrow><mi>A</mi><mo>+</mo><mi>B</mi><msup><mrow><mi>ε</mi></mrow><mrow><mi>n</mi></mrow></msup></mrow></mfenced><mfenced open="[" close="]" separators="|"><mrow><mn mathvariant="normal">1</mn><mo>+</mo><mi>C</mi><mi mathvariant="normal">l</mi><mi mathvariant="normal">n</mi><mfenced separators="|"><mrow><mfrac><mrow><mover accent="true"><mi>ε</mi><mo>˙</mo></mover></mrow><mrow><msub><mrow><mover accent="true"><mi>ε</mi><mo>˙</mo></mover></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">r</mi></mrow></msub></mrow></mfrac></mrow></mfenced></mrow></mfenced><mfenced open="{" close="}" separators="|"><mrow><mn mathvariant="normal">1</mn><mo>-</mo><msup><mrow><mfenced open="[" close="]" separators="|"><mrow><mfrac><mrow><mfenced separators="|"><mrow><mi>T</mi><mo>-</mo><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">r</mi></mrow></msub></mrow></mfenced></mrow><mrow><mfenced separators="|"><mrow><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">m</mi></mrow></msub><mo>-</mo><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">r</mi></mrow></msub></mrow></mfenced></mrow></mfrac></mrow></mfenced></mrow><mrow><mi>m</mi></mrow></msup></mrow></mfenced></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988040&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988063&type= 65.95532990 13.03866673 式中　 ε 为等效塑性应变； <math id="M12"><msub><mrow><mover accent="true"><mi>ε</mi><mo>˙</mo></mover></mrow><mrow><mi>r</mi></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988068&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=41988041&type= 2.45533323 3.80999994 为参考应变速率； A 、 B 、 C 、 n 、 m 分别为准静态屈服强度、硬化模量、应变率敏感系数、加工硬化指数和热软化系数，根据参考文献［ 17 17 ］中的取值： A =92.4 MPa， B =132 MPa， C =0.025 11， n =0.25， m =1； T m 和 T r 分别为材料熔化温度和环境温度。考虑到DP590钢侧的塑性变形有限，模型采用文献［ 18 18 ］试验获取的DP590 板材静态屈服强度来描述其屈服强度与温度的数学关系应用到计算中。在当前模型中，由于原始母材的晶粒结构均无择优取向，两个工件基材力学性能均表现为弱各向异性，故被假设为各向同性材料行为。 边界条件 2 模型初始温度设定为20 ℃，热边界条件主要考虑空气自由热对流散热，热辐射散热和背面支撑板、夹具与工件接触面的接触对流散热。不同散热区域采用不同颜色进行划分，见 图4a 图4a 。其中对于空气热对流和环境辐射引起的热损失，对流系数定义为20 W/（m 2 ·K），表面辐射系数设置为0.7。工件表面与夹具或背板之间的传热系数设置为1 000 W/（m 2 ·K）。本模型中采用速度边界条件约束欧拉体的表面区域，见 图4b 图4b ，欧拉体底面和上表面部分区域的 y 方向速度约束为0，沿着工件长度方向的欧拉体侧面的 x 方向速度约束为0，欧拉体长度两侧端面的 z 方向约束为0，并在焊缝搭接区域设置自由区域，未作任何速度约束；焊接工艺参数，如旋转速度、移动速度、下压量等，以刚体参考点的形式设置在拉格朗日工具头上，并将工具头向后侧倾斜3°。 1;2; 实验验证 1 搅拌摩擦焊接工件材料分别为5052铝合金和DP509高强钢，尺寸与有限元模型保持一致，长度（ L ）×宽度（ W ）×厚度（ H ）为150 mm×80 mm×2 mm和150 mm×80 mm×1.2 mm。搅拌头轴肩和搅拌针尺寸与有限元模型保持一致，材料采用碳化钨合金制成。沿着搭接区域中心垂直于铝合金上表面，并与上表面保持3°倾角。焊接过程分为工具头下压、停留、焊接、脱离等四个阶段，其中下压阶段搅拌针端部接触工件后恒速下压持续约16 s后，停留0.5 s即进入横向焊接移动阶段，移动速度保持300 mm/min不变。搅拌头下压量约为2.2 mm，转动速度分别取500 r/min、750 r/min和1 000 r/min。在焊接过程中，采用红外热成像仪对搅拌针周边铝合金上表面进行温度采集，如 图5a 图5a 所示，测温角度与工作平台成约45°夹角，由高往低处拍摄，热成像仪测温范围为20~600 ℃。焊后采用电火花线切割机切取焊缝中部横截面，经不同型号砂纸机械打磨后抛光，并分别采用Keller试剂和3%硝酸酒精溶液腐蚀铝合金侧和钢侧，获得焊缝横截面轮廓，用于试验结果对比。 图5b 图5b 为转速1 000 r/min条件下获得的FSLW接头，宏观观察可见铝合金表面无结构缺陷。 1;2; 采用红外热成像技术定位捕捉搅拌针边缘位置的热历史曲线，位置标注在 图5a 图5a 的红外成像图中。对比500 r/min和750 r/min两个转速下的测量曲线和模拟结果，结果如 图6a 图6a 所示。可以看出，温度历史曲线实验结果与模拟结果相符合，模拟结果较准确地还原了实际焊接过程中搅拌工具边缘铝合金上表面位置点的温度演变规律，转速的提升增加了焊接移动阶段的峰值温度。这也表明本研究所建立的产热模型和热边界条件是可行且合理的。焊缝中段横截面焊缝轮廓与数值模拟的塑性应变分布对比如 图6b 图6b 所示。对比发现，焊接过程中由于高温和搅拌效应产生的焊缝区轮廓与模拟得到的塑性应变场分布吻合良好。综上，验证结果表明本文建立的CEL有限元模型能够较准确地计算铝合金和高强钢搅拌摩擦焊搭接温度场和材料塑性变形演变规律。 1;2; 结果与讨论 1 温度场 2 5052铝合金和DP590高强钢搅拌摩擦搭接过程中的温度场分布如 图7 图7 所示。 图7a 图7a 为500 r/min旋转速度下焊接10 s时的不同视角的温度场分布云图，温度分布围绕搅拌区域呈明显不均匀特征。首先由于焊具移动，搅拌区后部的材料受焊接热和随后热传导影响，其温度明显高于搅拌区前部；并且由于搭接结构因素，温度场围绕焊缝中心线呈不对称分布，前进侧温度高于后退侧温度。横截面也能清晰地观察到，在前进侧工件内部温度更高且高温分布范围更宽。该转速下整个搅拌区的峰值温度位于前进侧后方轴肩下的铝合金表面区域。 图7b 图7b 对比了三种旋转速度下焊接10 s时搅拌区域温度场的俯视角云图分布。结合 图8 图8 中温度演变曲线可知，焊接10 s时搅拌区的温度场已经达到准稳态分布，但随着转速的变化，峰值温度的出现位置发生了明显变化。从 图7b 图7b 可以看出，当转速由500 r/min提升至750 r/min，尽管铝合金侧高温区依旧偏向前进侧后方，但是整个搅拌区的峰值温度却由转速500 r/min时所在的铝合金表面转移至搅拌针底部接触的钢表面位置，峰值温度由545 ℃升至585 ℃；随着转速提升至1 000 r/min，搅拌针底部钢表面温度继续增加，部分区域逼近甚至超过了5052铝合金的固溶温度点，达到635 °C。 1;2; 1;2; 图8 图8 为1/2板材长度处搅拌区横截面不同位置点的热历史曲线和沿着铝合金上表面、铝/钢搭接面的温度分布。搅拌工具头移动10 s后位于1/2板材长度处搅拌区的正上方，焊接总时长为26.5 s（包括下压时间16 s和停留时间0.5 s）。由8a可知，搅拌针铝上表面中心位置出现一段无温度时间区间，对应于搅拌针经过该位置点。模拟结果显示，由于铝合金优异的热传导性能，在升温初级阶段，铝合金上表面和搭接面位置的升温速率几乎一致，随着搅拌工具头逼近监测位置，上表面位置由于轴肩和铝合金直接摩擦生热影响，升温速率逐渐高于搭接面位置，并在搅拌工具头经过观测位置点后，温度增加到更高数值然后迅速下降。铝/钢搭接面中心温度主要受搅拌针摩擦产热和塑性变形层产热影响，相比于上表面温度曲线的相对平滑特征，搭接面中心由于受两侧材料属性和混合层产热等因素影响，在温度峰值阶段的曲线波动较大。与转速500 r/min条件下的温度曲线相比，当转速为1 000 r/min时，铝钢搭接面中心位置温度出现了陡升现象，最高值明显超过上表面温度，并且基本无停留便随着搅拌针经过而迅速下降。这表明尽管转速1 000 r/min条件下搅拌针底部钢表面有限区域的峰值温度超过了铝合金固溶温度（615 ℃），但由于高温停留时间太短，铝合金并未熔化，但在一定程度上促进了铝/钢金属间化合物层的生长，不利于界面强度的提升。 图8b 图8b 为500 r/min和1 000 r/min转速下沿上表面和铝/钢搭接面位置的温度分布情况，转速的增加并未改变上表面位置温度分布特征，均表现为前进侧的温度梯度较高，峰值温度位于靠近前进侧轴肩根部的表面区域，且远离搅拌区中心，温度降低；轴肩边缘外侧温度存在更大幅度的降低现象。沿着搭接面位置温度在前进侧和后退侧的梯度基本类似，而搅拌针底部范围内温度呈M型分布，峰值温度位置偏向后退侧。转速从500 r/min增至1 000 r/min后，搭接面搅拌区温度增幅明显。 材料塑性流动 2 基于本文建立的CEL有限元模型，通过示踪粒子法实现了焊接过程中材料迁移轨迹的可视化。铝/钢搅拌摩擦搭接搅拌区材料流动轨迹整体行为如 图9 图9 所示，首先在搭接区长度方向中段沿着横截面方向设置了两列相距10 mm的示踪粒子集合，涵盖了搭接面上下不同范围的铝和钢材料质点。为了便于理解，不同参考时刻之间采用固定时间间隔，0 s时刻，搅拌工具头尚未运动至示踪的集合点区域。随着搅拌工具头的移动，板件内部材料受搅拌针的搅拌效应影响，绕着搅拌针旋转方向迁移。铝合金上部区域的材料，尤其是上表面材料点，受旋转轴肩的驱动作用，发生了更加明显的材料迁移。相比于搅拌针的搅动，轴肩驱动下的材料迁移范围更大，材料迁移速度由轴肩区域向搅拌针底部逐渐降低。 水平视角下材料迁移与混合 3 图10 图10 从前进侧和后退侧、铝合金侧和钢侧分别展示了材料点的移动轨迹。由 图10a 图10a 可知，已知模型中设定了示踪粒子监测区域，监测范围覆盖搭接面上方1.6 mm和下方0.5 mm。随着搅拌工具头移动到监测区域，搭接面中线两侧的材料点随着轴肩和搅拌针的旋转，迅速迁移至搅拌针后方。结合 图10b 图10b 可知，前进侧和后退侧呈现截然不同的迁移轨迹，具体表现为前进侧材料点通过搅拌针附近的剪切区域绕过后退侧迁移至搅拌工具头前进侧后方，而后退侧材料点材料迁移轨迹相对发散，并且迁移距离较短，主要由原始位置区域迁移至后退侧后方，且少量材料点越过搭接面中线停留在前进侧后方。结合 图10c 图10c 可知，相比较于铝合金侧，由于下压量较小，搅拌针对钢表面的搅动效应有限，使得钢材料点的迁移区域主要发生在搅拌针底部区域。不同于铝合金前进侧材料点迁移轨迹，钢表面搅拌区两侧材料经搅拌针作用后主要迁移至后退侧，并发生明显的堆积，这与 图6b 图6b 中观察到的后退侧钢构型突出尺寸较大相一致。 1;2;3; 钢侧材料的迁移 3 图11 图11 为钢侧材料在搅拌针作用下沿着垂直方向的材料点迁移轨迹和迁移量。随着搅拌工具头移动到监测区域，搅拌针底部前进侧的钢材料点绕过后退侧停留在其后方区域，而后退侧材料点除了大部分迁移至同侧后方区域，仍有少部分材料点粘合搅拌针底面旋转迁移至前进侧，并且极少部分粘着在搅拌针表面的材料点继续爬升迁移，最终停留在铝合金搅拌区，如 图11 图11 中1.2 s和2.0 s时刻白色圆圈标注所示。结合 图10 图10 中铝合金侧材料迁移轨迹可以发现，在前进侧铝合金材料流动至前进侧后方填充焊缝，后退侧铝合金材料主要流动至同侧后方填充焊缝，而搭接面下方前进侧和后退侧钢材料主要流动至后退侧后方并有少量材料迁移至铝合金搅拌区前进侧。来自铝合金和钢两侧的材料在搅拌工具头作用下同时但不同步地汇聚到搅拌针后侧轴肩下方区域填充焊缝，并伴随着钢侧材料和铝侧材料在搭接面接触混合，促成了搭接面的连接。根据钢材料点的 Y 方向迁移轨迹，基本可以肯定焊缝横截面后退侧凸起的钢构型结构主要是两侧材料受搅拌针底面摩擦挤压和剪切作用后堆积在后退侧的结果；同时迁移至铝合金搅拌区内侧的钢材料点主要来自后退侧，这也是导致铝侧近搭接面焊缝区存在破碎钢组织的直接原因。 转速的影响 3 图12 图12 为不同转速下搅拌针经过示踪粒子监测区域中心时刻搅拌区域材料流动轨迹。从倾斜视角对比材料点迁移后的分布区域可以发现，随着转速的增加，搅拌区域特别是铝侧材料的迁移规律并未发生明显变化。从水平视角对比可以发现，当转速由500 r/mm增加至1 000 r/mm时，后退侧轴肩外侧铝合金材料点数量和迁移量呈减少趋势，即后退侧铝合金材料点迁移的发散程度降低；而靠近搅拌针内侧前进侧材料的迁移变化不明显。总体来说，可以认为在转速500~1 000 r/mm范围内，转速的增加对铝合金侧材料的流动行为的提升并不明显。这种现象可以从温度场影响下铝合金屈服软化的角度来理解，结合温度场结果，转速的提升虽然一定程度上增加了铝合金搅拌区温度，但并不明显（见 图8a） 图8a） 。这侧面反映出在转速500~1 000 r/mm范围内，高温使得铝合金屈服强度降至较低水平，易发生塑性变形。 图12b 图12b 为不同转速下钢表面材料点受搅拌针影响的迁移轨迹。从 Y 方向上的位移量和材料点的数量可以清晰地判断出，随着转速的增加，钢表面更多的材料点流动变形到原始搭接面上方，迁移距离更远，混入铝合金侧搅拌区。因此，转速的增加不仅显著增加了搭接面区域钢表面的温度，而且加剧了钢表面材料点的迁移，其最终会导致在搭接面后退侧形成更大尺寸的构型结构并且会在铝侧近界面焊缝区造成分布量更多、结构尺寸更大的破碎钢组织。 1;2; 结论 1 基于CEL有限元方法建立了铝合金/高强钢搅拌摩擦搭接热力耦合模型，对焊接过程传热和材料塑性流动进行了模拟和分析，得到以下结论： （1）数值模拟的铝合金表面搅拌工具头边缘位置温度曲线与测量结果吻合良好，模拟得到的塑性应变区域轮廓较好地吻合了试验观测到的接头横断面焊缝轮廓，证明了基于CEL有限元方法预测铝/钢搅拌摩擦搭接温度场和材料塑性流动的可靠性。 （2）5052铝合金/DP590高强钢搅拌摩擦搭接搅拌区温度场呈非对称分布，前进侧温度梯度大于后退侧温度，高温区域集中在搅拌区前进侧后侧和搅拌针底部区域；转速由500 r/mm增至1 000 r/mm，峰值温度位置由前进侧后方铝合金上表面转移到搅拌针底部钢表面区域，最高温度由545 ℃增至635 ℃；稳态阶段搭接面峰值温度位于搅拌针作用区偏向后退侧位置，整体分布呈M形；远离搅拌针作用区，前进侧和后退侧温度梯度基本类似。 （3）稳态阶段铝合金前进侧材料以靠近搅拌针表面和轴肩根部的塑性剪切层为通道，绕过后退侧填充了搅拌区前进侧后方区域，而后退侧材料主要填充了同侧后方区域的焊缝；钢两侧材料主要通过搅拌针底部摩擦迁移至后退侧后方发生堆积，少量后退侧的钢材料粘着在搅拌底部随其移动，迁移至铝合金搅拌区内侧。 （4）来自铝合金和钢区域前进侧和后退侧的材料同时非同步地汇聚在搅拌针后侧填充焊缝，钢材料和铝合金在搅拌区后方搭接面相遇且混合形成搭接结合。转速的增加显著加强了钢表面材料流动。 参考文献 Christy J V ， MOURAD A H ， Sherif M M ， et al . 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