陳忠海, 陳家慶, 焦向東, 周燦豐, 關(guān) 佩, 高 輝

(北京石油化工學(xué)院海洋工程連接技術(shù)研究中心,北京102617)

摩擦液柱成形過程的二維CFD數(shù)值模擬

陳忠海, 陳家慶＊, 焦向東, 周燦豐, 關(guān) 佩, 高 輝

(北京石油化工學(xué)院海洋工程連接技術(shù)研究中心,北京102617)

采用Gambit軟件建立了摩擦液柱成形(FHPP)過程流場的二維軸對稱模型,運(yùn)用商業(yè)計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)軟件Fluent對FHPP穩(wěn)態(tài)階段塑性金屬的流動(dòng)情況進(jìn)行了數(shù)值模擬。通過改變模擬過程中的單一關(guān)鍵參數(shù)而保持其他參數(shù)不變,分別討論了金屬棒和孔洞之間徑向間隙、材料粘度、金屬棒轉(zhuǎn)速、金屬棒進(jìn)給速度以及基材孔底形狀等對理想金屬塑性流體流動(dòng)成形過程中速度場和壓力場分布變化的影響。結(jié)果發(fā)現(xiàn),塑性金屬材料的壓力分布主要受進(jìn)給速度(即軸向力)和材料粘度的影響,與金屬棒的旋轉(zhuǎn)速度和徑向間隙關(guān)系不大;而速度分布受進(jìn)給速度以及徑向間隙的影響不明顯,但與金屬棒的旋轉(zhuǎn)速度關(guān)系密切,尤其是靠近速度入口面以及金屬棒附近的材料受旋轉(zhuǎn)作用影響顯著;通過改變基材孔洞底部的形狀,可以改善塑性金屬材料的流動(dòng)情況,同時(shí)也揭示了實(shí)驗(yàn)過程中孔洞底部存在缺陷的原因。

摩擦液柱成形; 摩擦疊焊; 計(jì)算流體動(dòng)力學(xué); 數(shù)值模擬

摩擦疊焊是由英國焊接研究所(TWI)發(fā)明的一種新型固相連接技術(shù),在材料的成形加工尤其是鋼結(jié)構(gòu)的水下維修方面具有巨大的應(yīng)用潛力[1]。由于摩擦疊焊的基本成形單元為摩擦液柱成形(Friction Hydro Pillar Processing,FHPP),一系列沿著預(yù)定軌跡相互搭接的 FHPP便構(gòu)成了摩擦疊焊,因此,就 FHPP過程中塑性金屬的流動(dòng)、受力、產(chǎn)熱等問題進(jìn)行理論或?qū)嶒?yàn)研究,對于揭示摩擦疊焊的成形機(jī)理和連接特性具有重要意義。本文首次通過商業(yè)計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)軟件對FHPP過程進(jìn)行數(shù)值模擬,以期得到一些對實(shí)驗(yàn)研究具有參考和指導(dǎo)意義的結(jié)論,并為后續(xù)開展熱力耦合的數(shù)值模擬奠定基礎(chǔ)。

1 相關(guān)歷史文獻(xiàn)回顧

采用商業(yè)CFD分析手段對摩擦焊接類固相連接過程中塑性金屬的流動(dòng)情況進(jìn)行數(shù)值模擬是最近幾年方興起的研究工作,迄今主要結(jié)合攪拌摩擦焊(Friction Stir Welding,FSW)來開展。

2003年,美國南卡大學(xué)Reynolds A P及Seidel T U等[2]基于流體力學(xué)理論,采用商業(yè)CFD軟件建立了二維FSW成形過程模型,并通過改變材料特性和焊接參數(shù)預(yù)測了焊縫塑性金屬的流動(dòng)趨勢。研究表明,粘度在較高的溫度和應(yīng)變率情況下仍然非常大,可達(dá)10 000 Pa·s,甚至更高;同時(shí)指出塑性金屬的雷諾數(shù)很小(0.000 1左右),以此來判定流動(dòng)狀態(tài)為層流而非紊流。

2004年前后,英國劍橋大學(xué)的Colegrove P A等[3-5]采用商業(yè) CFD軟件建立了二維、三維 FSW成形過程模型。二維數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn),利用滑動(dòng)模型和粘性模型所得到的材料流動(dòng)性差別比較大,在滑動(dòng)模型中,攪拌頭后方出現(xiàn)流線圖膨脹現(xiàn)象,而前進(jìn)側(cè)出現(xiàn)材料的拖拽現(xiàn)象。三維模型包括球狀熱源和攪拌頭附近的局部熱源兩部分,模擬時(shí)采用的網(wǎng)格較為粗糙,攪拌頭附近區(qū)域的一些重要細(xì)節(jié)均未考慮。2006年,Colegrove P A等[6]再次采用商業(yè)CFD軟件對7449厚鋁合金板的FSW成形過程進(jìn)行了數(shù)值模擬。對比了不同攪拌頭橫截面、轉(zhuǎn)速所產(chǎn)生的影響,分析了不同攪拌頭產(chǎn)生的壓力分布與所引起的變形區(qū)域大小,以及如何減小攪拌頭在焊接方向所受的壓力,得出了合適的數(shù)值模擬模型和合理轉(zhuǎn)速,并指出焊接過程中的產(chǎn)熱量與攪拌頭形狀沒有明顯聯(lián)系,與材料的塑性化有一定關(guān)系,而與軸肩接觸面積的關(guān)系最為密切。

2006年,美國南卡大學(xué)的Long T等[7]對FSW成形過程進(jìn)行了二維數(shù)值模擬,主要研究了材料特性以及轉(zhuǎn)速、焊接速度等參數(shù)變化對成形過程的影響。模擬過程中的熱量主要由流體粘性耗散產(chǎn)生,并將該模型看作是一系列粘—彈流體通過一個(gè)旋轉(zhuǎn)的錐形攪拌頭。結(jié)果發(fā)現(xiàn),靠近攪拌頭附近的流體溫度遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于其他位置。同時(shí)在不同的焊接速度和旋轉(zhuǎn)速度情況下,得到了3種比較典型的流線圖,并在保持其他參數(shù)不變的情況下,分別分析了粘度、熱耗散、軸向力產(chǎn)生的影響。

國內(nèi)一些學(xué)者也采用CFD數(shù)值模擬手段對FSW成形過程進(jìn)行了嘗試性研究,方法主要分為兩類:第1類是將FSW成形過程中塑性金屬材料的流動(dòng)視為層流、粘性、非牛頓流體。例如哈爾濱工業(yè)大學(xué)趙衍華等[8-9]的工作。第2類是將 FSW成形過程中塑性金屬材料的流動(dòng)當(dāng)作湍流來計(jì)算,例如甘肅理工大學(xué)王希婧、韓曉輝的[10-12]工作。

總的來看,由于FHPP尚屬一種較為新型的固相單元成形技術(shù),目前國內(nèi)外對其研究主要集中在焊縫微觀組織及力學(xué)性能上,而對成形過程中塑性金屬材料的流動(dòng)機(jī)理尚處于探索階段[13]。德國GKSS研究中心的研究人員采用鎳棒作為示蹤物質(zhì),對塑性金屬的流動(dòng)情況建立了初步的認(rèn)識,但由于無法實(shí)時(shí)觀察內(nèi)部金屬的流動(dòng)情況,因此有一定的局限性。國內(nèi)外迄今尚無利用商業(yè)CFD軟件針對成形過程中內(nèi)部流場進(jìn)行系統(tǒng)模擬分析的文獻(xiàn),因此開展這方面的工作不僅非常有必要,而且具有較高的研究價(jià)值。

2 CFD模型及初步計(jì)算結(jié)果

2.1 模型的建立及網(wǎng)格劃分

從幾何模型的角度來看,對FHPP過程既可采用二維軸對稱方式建模,也可以直接采用三維實(shí)體建模,本文采用 Fluent軟件包的前處理軟件Gambit建立了FHPP過程的二維軸對稱模型。圖1為摩擦疊焊的實(shí)物模型,以圖中AB CD EFGH圍成的區(qū)域來建本次模擬模型。圖2為正常放置模擬圖形,但由于計(jì)算過程中,二維軸對稱旋轉(zhuǎn)模型的對稱軸默認(rèn)為 X軸,故在Gambit中建模時(shí),僅取對稱軸左側(cè)ABOIGN部分,以 X軸為對稱軸,順時(shí)針旋轉(zhuǎn)90°建立計(jì)算模型,重力加速度方向設(shè)置為 X方向。將邊AB,B C,CM設(shè)置為靜止壁面,邊 N G,EF設(shè)置為旋轉(zhuǎn)壁面,邊 A N,EM設(shè)置為壓力出口,邊GF設(shè)置為速度入口,其速度由沿 X方向的軸向速度和旋轉(zhuǎn)速度兩個(gè)矢量合成。模型孔徑 D取為Ф16 mm,金屬棒直徑 d為11～14 mm。塑性金屬區(qū)域的總高度 H設(shè)置為12 mm,底部塑性金屬區(qū)域厚度h為3 mm。面網(wǎng)格劃分的間距選用0.05,共生成39 600個(gè)四邊形單元。采用Fluent 6.2.16軟件包的2ddp求解模型進(jìn)行求解,運(yùn)用隱式、分離解算器進(jìn)行計(jì)算并對網(wǎng)格進(jìn)行離散;離散方程組的壓力速度耦合采用經(jīng)典的SIMPLE算法;對動(dòng)量、旋轉(zhuǎn)速度等方程采用一階迎風(fēng)差分格式。本文模擬在以下假設(shè)的基礎(chǔ)上展開:(1)在 FHPP過程的穩(wěn)態(tài)階段,溫度保持不變;(2)塑性金屬材料的流動(dòng)為層流、不可壓縮且等粘,密度取2 700 kg/m3。

Fig.1 Schematic illustration of FHPP圖1 摩擦疊焊單元成形過程(FHPP)示意

Fig.2 Mesh plot of FHPP process model圖2 FHPP過程模擬用模型網(wǎng)格劃分示意

2.2 初步計(jì)算結(jié)果

圖3(a)為進(jìn)給速度3 mm/s、轉(zhuǎn)速6 000 r/min、粘度12 000 Pa·s時(shí)的流體速度分布云圖。由于進(jìn)給速度較旋轉(zhuǎn)速度小,故圖中整個(gè)塑性金屬流場受旋轉(zhuǎn)作用影響顯著。速度入口面以下塑性金屬在軸向力的作用下向四周及底面擴(kuò)散,塑性金屬速度從入口位置到孔洞底部遞減,從中間向兩邊遞增并在達(dá)到峰值后,向孔洞內(nèi)壁面遞減為零。速度入口邊緣位置塑性金屬的線速度非常大,該區(qū)域是成形過程中主要的產(chǎn)熱區(qū),模型對稱軸位置附近,線速度極小,受旋轉(zhuǎn)作用的影響不明顯,成形過程中該區(qū)域材料主要依靠熱傳遞達(dá)到塑性狀態(tài)。金屬棒壁面與孔洞間隙處的塑性金屬速度以水平方向朝孔洞內(nèi)表面逐漸減小,其中靠近金屬棒壁面處線速度非常大,最高可達(dá)4 m/s左右。

圖3(b)為塑性金屬的壓力分布情況,由圖可知,從速度入口處到孔洞底部的區(qū)域?yàn)楦邏簠^(qū),最大壓力可達(dá)10.0 MPa左右。壓力從間隙處沿著壓力出口方向遞減,到壓力出口處減少為零,與外界大氣壓平衡。

Fig.3 The preliminary results of numerical simulation by CFD圖3 CFD數(shù)值模擬的初步結(jié)果

3 參數(shù)變化的影響

3.1 徑向間隙的影響

考慮金屬棒和孔洞之間徑向間隙的影響時(shí),金屬棒的直徑 d分別選用14,13,12,11 mm等4個(gè)值,孔洞直徑D為 Ф16 mm,其他的參數(shù)不變。圖4 (a)為不同半徑間隙(1.0,1.5,2.0,2.5 mm),相同進(jìn)給速度(0.5 mm/s)及轉(zhuǎn)速(6 000 r/min)時(shí),距底面2 mm處(即圖2中線段LR,全文同此)模型對稱軸左半部分的塑性金屬材料線速度分布情況。由圖可知,在自軸心徑向水平向外的0～2 mm之間,雖然半徑間隙不同,但是塑性金屬線速度上升情況基本上一致;在自軸心徑向水平向外的2～7 mm之間,金屬棒和孔洞之間的徑向間隙越小,其速度矢量相對而言變化越快,最終的速度也越大,但是各曲線的增長趨勢較0～2 mm處均有所變緩;從自軸心徑向水平向外的7 mm開始,塑性金屬受入口旋轉(zhuǎn)速度的影響減小,不同半徑間隙模型的線速度均急劇下降;到自軸心徑向水平向外的8 mm處(即孔洞內(nèi)表面),線速度幾乎接近0。

圖4(b)為距底面6 mm(即圖2中線段 PQ,全文同此)處不同半徑間隙下塑性金屬材料的速度矢量分布情況,該處塑性金屬材料的線速度受金屬棒的旋轉(zhuǎn)作用影響顯著。由圖可知,半徑間隙越小,由金屬棒旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的速度矢量越大。半徑間隙為1.0、2.0 mm時(shí),速度矢量降低較快,從金屬棒壁面到孔洞內(nèi)表面幾乎呈線性遞減的關(guān)系;半徑間隙為2.0、2.5 mm時(shí),速度矢量最大值低于前兩者,表明旋轉(zhuǎn)作用產(chǎn)生的影響小于前兩者,且半徑間隙為2.5 mm時(shí),速度矢量在自軸心徑向水平向外的6～7 mm處有一個(gè)比較平穩(wěn)的過渡帶。

Fig.4 The effect of radial clearance onto the velocityvector distribution at different horizontal pass圖4 徑向間隙對水平位置速度矢量分布的影響曲線

3.2 材料參數(shù)的影響

在進(jìn)給速度(0.5 mm/s)及轉(zhuǎn)速(6 000 r/min)保持不變的情況下,參考文獻(xiàn)[2],[9]選取12 000、21 000、30 000、39 000、51 000、72 000、99 000 Pa·s等多種粘度對比其對成形過程的影響。圖5為其他參數(shù)恒定而粘度不同時(shí),距離對稱軸7.5 mm處(圖2中線S T)的壓力分布情況。由圖可知,當(dāng)金屬材料達(dá)到塑性狀態(tài)后,在相同的進(jìn)給速度、不同粘度情況下,所產(chǎn)生的壓力差別顯著。當(dāng)粘度高達(dá)99 000 Pa·s時(shí),靜態(tài)壓力達(dá)到1.5×107Pa;當(dāng)粘度為12 000 Pa·s時(shí),靜態(tài)壓力僅為1.8×106Pa左右。由此可見,在成形過程中,隨著熱量的變化,導(dǎo)致塑性金屬粘度變化而引起內(nèi)部的壓力不斷變化,因此控制好摩擦發(fā)熱量對成形質(zhì)量有重要作用。通過觀察距底面2 mm處的速度矢量分布可知,當(dāng)金屬材料達(dá)到塑性狀態(tài)時(shí),粘度值的大小對塑性金屬材料線速度產(chǎn)生的影響并不明顯,僅有微小的差異。粘度為12 000 Pa·s時(shí),流體的流動(dòng)速度在各位置處均大于其它粘度時(shí)的流體速度;粘度為99 000 Pa·s時(shí),流體的流動(dòng)速度在各位置處均最小。

總的來看,流體的粘度越大,其流動(dòng)速度相應(yīng)越小,但粘度對塑性金屬流動(dòng)速度的影響遠(yuǎn)不如其對塑性金屬內(nèi)部壓力的影響。

Fig.5 Distribution of static pressure in vertical pass 7.5 mm from symmetry axis圖5 距離對稱軸7.5 mm處垂直方向壓力分布曲線

3.3 旋轉(zhuǎn)速度影響

保持進(jìn)給速度(0.5 mm/s)、幾何模型以及粘度(12 000 Pa·s)等參數(shù)不變,分析不同旋轉(zhuǎn)速度(2 000、3 000、4 000、5 000、6 000 r/min)對塑性金屬材料流動(dòng)的影響。圖6(a)為距離底面2 mm水平位置處在不同轉(zhuǎn)速下塑性金屬材料的線速度分布曲線圖,由圖6可知,旋轉(zhuǎn)速度的提高導(dǎo)致塑性金屬的流動(dòng)速度顯著增加,轉(zhuǎn)速為2 000 r/min時(shí),塑性金屬最大線速度不到1 m/s,且出現(xiàn)在水平位置6 mm左右。雖然不同旋轉(zhuǎn)速度情況下塑性金屬材料的速度各異,但其變化趨勢大致相同,即金屬棒中心位置處的速度很小,自軸心徑向水平向外速度急劇上升,其中0～2 mm位置處速度增長率最大,之后速度上升趨緩,從6 mm左右開始急劇下降。當(dāng)然,塑性金屬材料的線速度隨著旋轉(zhuǎn)速度的逐漸增大而增大,轉(zhuǎn)速為6 000 r/min時(shí)的線速度達(dá)到3 m/s左右。此外需要注意的是,速度矢量的變化主要體現(xiàn)在徑向旋轉(zhuǎn)速度上,而軸向速度相對于旋轉(zhuǎn)速度很小,由其引起的線速度變化并不大。

圖6(b)為距離底面6 mm處不同轉(zhuǎn)速下的流體速度矢量分布情況,由圖6可知,該位置塑性金屬材料線速度受旋轉(zhuǎn)作用影響顯著,最大速度出現(xiàn)在旋轉(zhuǎn)壁面附近,且明顯大于2 mm處的塑性金屬材料線速度。例如,在水平位置2 mm處塑性金屬材料的線速度僅為3 m/s,而在水平6 mm位置處塑性金屬材料的線速度最高可達(dá)4.5 m/s。更為重要的是,塑性金屬材料的線速度由金屬棒旋轉(zhuǎn)壁面向孔洞內(nèi)表面呈線性趨勢減小,最終在孔洞內(nèi)表面減少為0。

Fig.6 The effect of rotary speed onto the velocity-vector distribution at different horizontal pass圖6 旋轉(zhuǎn)速度對水平位置速度矢量分布的影響曲線

3.4 進(jìn)給速度的影響

軸向壓力是FHPP過程中另一個(gè)重要的參數(shù),而其大小與金屬棒的進(jìn)給速度有著密切的聯(lián)系。保持旋轉(zhuǎn)速度(6 000 r/min)等其他參數(shù)不變,分析不同進(jìn)給速度(0.5、1.0、2.0、3.0、4.2 mm/s)對塑性金屬流動(dòng)的影響。通過觀察距離底面2 mm處水平方向的壓力分布可知,在不同進(jìn)給速度作用下,內(nèi)部塑性金屬在同一水平面上的壓力變化都較小,僅僅在靠近孔洞的內(nèi)壁面處壓力略有減小,這是由于流體受到擠壓作用后,從兩側(cè)間隙流出而造成壓力降低。對比進(jìn)給速度為0.5 mm/s和4.2 mm/s的壓力曲線可以發(fā)現(xiàn),兩者的壓力差別巨大,而 FHPP過程中較高的壓力可以得到較好的成形質(zhì)量。通過觀察距離中心對稱軸7.5 mm處垂直方向的壓力分布可知,在不同的進(jìn)給速度作用下,速度入口面以下(X方向3 mm以下)塑性金屬材料的壓力較兩側(cè)徑向間隙處塑性金屬材料的壓力大;從 X方向3 mm處到壓力出口位置,壓力迅速下降,到出口處降為0。

總的來看,金屬棒的進(jìn)給速度對塑性金屬材料的壓力分布起著重要作用,而對塑性金屬材料流動(dòng)速度的影響并不明顯,這說明在成形過程中可以適當(dāng)提高金屬棒的進(jìn)給速度,以提高對塑性金屬材料的擠壓力以及摩擦面上的剪切摩擦力,從而最終改善成形質(zhì)量。

3.5 金屬棒與孔洞形狀對成形的影響

從塑性金屬材料的速度矢量分布圖可知,孔洞底部兩側(cè)“死角”位置處幾乎不存在流體流動(dòng)。而成形過程中間隙區(qū)域主要依靠塑性金屬從中心位置向兩側(cè)擠壓填充,“死角”位置處的流動(dòng)情況導(dǎo)致實(shí)際成形過程中得到的金屬試件底部存在明顯缺陷。德國 GKSS研究中心做的圓柱金屬棒—圓柱孔洞組合、底部無倒角時(shí)的成形結(jié)果圖中可以看到與模擬過程一樣的缺陷,“死角”位置處無塑性金屬的填充。對孔洞底部形狀進(jìn)行改善,變直角為圓弧倒角再進(jìn)行模擬實(shí)驗(yàn),模擬過程中施加和直角孔底相同的參數(shù)。通過對底部有倒角模型的模擬以及實(shí)際成形結(jié)果可知,倒角的存在可以大大改善底部的質(zhì)量,孔洞各個(gè)位置都得到了塑性金屬材料的填充。這種孔洞幾何形狀的改善,可大大提高孔焊縫的成形質(zhì)量。

[1]陳家慶,焦向東,邱宗義,等.新型材料成形加工技術(shù) ——摩擦疊焊[J].焊接學(xué)報(bào),2007,28(9):108-112.

[2]Seidel T U,Reynolds A P.Two-dimensional friction stir welding process model based on fluid mechanics[J].Science and technology of welding and joining,2003,8(3):175-183.

[3]Colegrove P A,Shercliff H R.Two-dimensional CFD modeling of flow round profiled FSW tooling[J].Science and technology of welding and joining,2004,9(6):483-492.

[4]Colegrove P A,Shercliff H R.Two-dimensional flow modelling and experimental validation[J].Science and technology of welding and joining,2004,9(4):345-351.

[5]Colegrove P A,Shercliff H R.Three-dimensional flow modeling[J].Science and technology of welding and joining, 2004,9(4):352-361.

[6]Colegrove P A,Shercliff H R.CFD modeling of friction stir welding of thick plate 7449 aluminium alloy[J].Science and technology of welding and joining,2006,11(4):429-441.

[7]Long T,Reynolds A P.Parametric studies of friction stir welding by commercial fluid dynamics simulation[J].Science and technology of welding and joining,2006,11(2):200-208.

[8]趙衍華,林三寶,賀紫秋,等.二維攪拌摩擦焊接過程的數(shù)值模擬[J].中國有色金屬學(xué)報(bào),2005,15(6):865-869.

[9]趙衍華,林三寶,賀紫秋,等.2014鋁合金攪拌摩擦焊接過程數(shù)值模擬[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào),2006,42(7):92-97.

[10]王希靖,韓曉輝.基于Fluent的鋁合金攪拌摩擦焊三維流場數(shù)值模擬[J].電焊機(jī),2006,36(1):48-50.

[11]韓曉輝,王希靖.鋁合金攪拌摩擦焊三維模擬流場厚度方向流動(dòng)狀況分析[J].電焊機(jī),2006,36(11):48-52.

[12]韓曉輝,王希靖.鋁合金攪拌摩擦焊三維模擬流場水平流動(dòng)狀況分析[J].電焊機(jī),2006,36(3):52-54.

[13]陳家慶,焦向東,邱宗義,等.基于MSC.Marc的摩擦疊焊面接觸問題數(shù)值模擬[J].石油化工高等學(xué)校學(xué)報(bào),2008, 21(4):68-72;77.

(Ed.:WYX,Z)

Two-Dimensional Numerical Simulation of Friction Hydro Pillar Processing by Computational Fluid Dynamics

CHEN Zhong-hai,CHEN Jia-qing＊,JIAO Xiang-dong,ZHOU Can-feng,GUAN Pei,GAO Hui
(Research Centre of Of f shore Engineering Joining Technology,Beijing Institute of Petrochemical Technology,Beijing102617,P.R.China)

22November2008;revised19September2009;accepted9December2009

A two-dimensional axisymmetric model of friction hydro pillar processing(FHPP)was established base on Gambit software.Using the commercial computational fluid dynamics software Fluent,the numerical simulation of plastic metal flow pattern was carried out in steady phase of FHPP.While keeping the other parameters constantly during the process of numerical simulation,the velocity field and static pressure field distribution change of ideal metal plastic fluid during the forming process were analyzed by changing only one critical parameter respectively,such as the radial clearance between metal stud and the base hole,the material viscosity,the rotary speed of metal stud,the feed rate of metal stud and the bottom shape of the base hole.The result show that the static pressure distribution of plastic metal is affected remarkably by the feed rate(i.e.the axial force)and the material viscosity of metal stud,and has little to do with the rotary speed and the radial clearance.Although the feed rate and the radial clearance have little influence on the velocity distribution of plastic metal,the effect of rotary speed is relatively remarkable,especially for the material neighboring to the wall of the velocity inlet and nearby the metal stud.The flow condition of the plastic metal material can be improved by changing the bottom shape of the base hole, which can also reveal the reason why there exist some defects at the bottom of the hole.The above-mentioned research can provide some guidance to the future experimental study adopting appropriate parametric combination,and can also lay solid foundation for the future numerical simulation by thermo-mechanical coupling.

Friction hydro pillar processing(FHPP);Friction stitch welding;Computational fluid dynamics;Numerical simulation

TG404

A

10.3696/j.issn.1006-396X.2010.01.014

2008-11-22

陳忠海(1980-),男,浙江永嘉縣,碩士,現(xiàn)在溫州科技職業(yè)學(xué)院工作。

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(50675022);國家863計(jì)劃海洋技術(shù)領(lǐng)域2006年度專題課題(2006AA09Z329);北京市屬高等學(xué)校人才強(qiáng)教計(jì)劃資助項(xiàng)目(No.PHR200906214)。

＊通訊聯(lián)系人。

1006-396X(2010)01-0055-05

＊Corresponding author.Tel.:+86-10-81292134;fax:+86-10-81292144;e-mail:Jiaqing@bipt.edu.cn