任朝暉， 張 巖， 鞠建忠， 張 璐

(東北大學(xué) 機(jī)械工程及自動化學(xué)院， 遼寧 沈陽 110819)

摩擦堆焊(friction surfacing, FS)是適應(yīng)新材料的應(yīng)用和制造技術(shù)的發(fā)展而出現(xiàn)的一種先進(jìn)綠色焊接技術(shù)，在受損件的局部修復(fù)、表面改進(jìn)等方面得到廣泛應(yīng)用.鈦合金強(qiáng)度高、導(dǎo)熱系數(shù)小，當(dāng)軸向壓力不穩(wěn)定時，容易產(chǎn)生焊敷層不連續(xù)、厚度較薄或結(jié)合強(qiáng)度不足等問題[1].在對鈦合金的FS中，由于高轉(zhuǎn)速和大頂鍛力的存在，工藝裝置(包括摩擦生熱的動力裝置、工裝夾具和支撐裝置等)結(jié)構(gòu)龐大，難以較好實現(xiàn)運(yùn)動結(jié)構(gòu)的輕量化和運(yùn)動敏捷性，同時也限制了焊接速度的提高.

針對以上問題及目前工藝方法存在的不足，對傳統(tǒng)FS工藝進(jìn)行改進(jìn)和優(yōu)化顯得十分必要.超聲波作為一種綠色能源，具有頻率高、聲能集中和傳播方向性強(qiáng)等優(yōu)點，超聲振動的聲學(xué)軟化效應(yīng)能夠降低塑性變形過程中金屬材料的屈服應(yīng)力和流變應(yīng)力[2].基于以上思路，提出了一種通過在耗材棒前端使用超聲振動工具頭將超聲波振動能量直接施加到FS基板中的方法，稱之為超聲振動輔助摩擦堆焊(ultrasonic vibration assisted friction surfacing, UVAFS).利用超聲振動的聲學(xué)軟化效應(yīng)來降低材料的流變應(yīng)力和屈服應(yīng)力，提高塑性金屬的流動性，解決傳統(tǒng)摩擦堆焊在焊接高強(qiáng)度鈦合金時需要高轉(zhuǎn)速、高軸向壓力的問題，同時也增加了工藝參數(shù)的數(shù)量.

近年來，國內(nèi)外學(xué)者對于摩擦堆焊技術(shù)的研究主要集中于工藝過程本身，目前仍缺少關(guān)于焊接過程中的產(chǎn)熱、傳熱以及塑性金屬流動行為等方面的研究.Gandra等[3]在焊接過程中采用急停方式觀察了焊敷層與基板之間的結(jié)合情況，發(fā)現(xiàn)焊敷層內(nèi)的塑性金屬在垂直方向上沒有明顯地過渡到基板內(nèi).Vitanov等[4]采用耦合瞬態(tài)熱分析方法建立了FS在預(yù)熱階段和穩(wěn)定焊接階段的產(chǎn)熱模型來分析焊接過程中溫度場.Liu等[5]采用剛黏塑性材料模型，借助有限元軟件對FS過程中溫度場和變形場進(jìn)行了耦合計算，分析了焊接過程中溫度分布情況.

本文首先介紹了輔加超聲振動的超聲振動輔助摩擦堆焊工藝系統(tǒng)組成，然后基于超聲振動宏觀軟化效應(yīng)，建立了UVAFS焊接過程三維的熱-流耦合數(shù)值模型，定量分析了不同振幅下的超聲振動對摩擦堆焊過程中產(chǎn)熱、傳熱及塑性材料流動行為的影響.

1 模型建立

1.1 超聲振動輔助摩擦堆焊工藝系統(tǒng)

UVAFS工藝系統(tǒng)如圖1所示.UVAFS裝置包括傳統(tǒng)的FS機(jī)器和超聲波振動系統(tǒng).超聲振動工具頭尖端半徑為4 mm，距離耗材棒中心線20 mm，相對于水平軸傾斜40°.在焊接過程中，超聲振動工具頭的夾緊力保持為300 N，耗材棒與超聲振動工具頭的相對位置固定不動，基板沿著焊接方向水平移動.超聲波振動頻率為20 kHz，超聲波振幅分別為20，30，40 μm.

UVAFS模型的建模示意圖如圖2所示，笛卡爾坐標(biāo)系的原點位于基板上表面與耗材棒軸線的交點處.基板尺寸為200 mm×100 mm×10 mm，耗材棒直徑為20 mm，焊敷層厚度設(shè)為0.5 mm[1]，為了簡化模型，忽略了飛邊的影響[4].基板與耗材棒材料均為Ti-6Al-4V，密度為4.44 g/cm3，其比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)等熱物理參數(shù)隨溫度變化[6].與文獻(xiàn)[7]中采用的方法類似，在基板上預(yù)先建立出焊敷層的邊界.定義耗材棒旋轉(zhuǎn)的切向速度與焊接方向相同的一側(cè)稱為前進(jìn)側(cè)(advancing side, AS)，相反的一側(cè)稱為后退側(cè)(retreating side, RS).

1.2 超聲軟化模型

采用超聲軟化百分?jǐn)?shù)來定量表征超聲對材料的軟化作用程度[8]：

(1)

式中：Λ為無量綱振幅；Ps為無量綱壓力.

模擬中對Sheppard-Wright黏塑性本構(gòu)模型進(jìn)行修正來考慮超聲軟化對UVAFS過程中材料黏度的影響.材料流變應(yīng)力表示為

(2)

式中：α，A及n為Ti-6Al-4V材料參數(shù)[9]；Z為Zenner-Hollomo參數(shù)：

(3)

式中：T為溫度；Q為激活能；R為氣體常數(shù)(8.314 J·mol-1·K-1)，模型中主要材料參數(shù)如表1所示.

表1 材料參數(shù)

在UVAFS中，通過在材料本構(gòu)模型中引入超聲軟化百分?jǐn)?shù)定量描述超聲軟化的效果：

(4)

1.3 產(chǎn)熱模型

如圖3所示，當(dāng)軸向壓力為F，耗材棒半徑為R，微元半徑為r,基板移動速度為U，耗材棒轉(zhuǎn)速為ω時，接觸界面微元dS上的相對滑動速度vf為

vf=ωr+U.

(5)

微元dS上的摩擦產(chǎn)熱率為

qf=ufPf|vf| .

(6)

式中：uf為摩擦系數(shù)，它是溫度的函數(shù)[10]；Pf為微元處所受的壓力[5].

塑性變形產(chǎn)熱主要來自于剪切塑性變形做功.可以簡化為[5]

(7)

式中：qs為塑性變形產(chǎn)熱率；β為塑性變形轉(zhuǎn)化為熱量的比率；σs為材料隨溫度變化的屈服應(yīng)力[11].

超聲振動工具頭與基板接觸并產(chǎn)生超聲波振動，工具頭與基板由于摩擦作用的產(chǎn)熱率為[12]

(8)

式中：Fh為超聲工具頭上的夾緊力；Rh為超聲工具頭與工件接觸面半徑；μc為超聲振動工具頭和基板之間的摩擦系數(shù)；λ為超聲波振幅；f為振動頻率；φ為超聲振動工具頭傾角.

1.4 邊界條件

采用位移控制模式，塑性材料以與耗材棒消耗速率相同的速度從耗材棒頂端流入，以與基板移動速度相同的速度從基板右側(cè)流入、左側(cè)流出.耗材棒轉(zhuǎn)速為3 000 r/min，基板移動速度為16 mm/s，耗材棒消耗速率為1.6 mm/s，初始溫度為300 K.基板底面與墊板接觸傳熱系數(shù)取為100 W/(m2·K)，暴露在空氣中的其他自由表面與空氣對流傳熱系數(shù)取為50 W/(m2·K)，熱輻射系數(shù)設(shè)為0.75[13].

2 結(jié)果與討論

2.1 溫度場分析

圖4為在相同的轉(zhuǎn)速和堆焊速度下，F(xiàn)S在焊敷層底部中心處由計算得到的熱循環(huán)曲線與文獻(xiàn)[14]中通過實驗測得的熱循環(huán)曲線對比.從圖中可以看出，在升溫階段，計算得到的FS升溫曲線介于實驗中兩個熱電偶的測量值之間，在冷卻階段，相同時刻的計算結(jié)果比實驗值偏高.雖然計算結(jié)果與實驗結(jié)果存在差異，但溫度變化趨勢是一致的，計算結(jié)果具有較高的參考價值，該模型能夠用來預(yù)測焊接過程中的溫度場及熱循環(huán)曲線.

圖5為FS與UVAFS達(dá)到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)狀態(tài)時，最高溫度隨著超聲振動振幅增加的變化曲線，圖6為準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)階段基板上表面(Z=0)溫度場.在準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)階段，F(xiàn)S和UVAFS基板上都形成了穩(wěn)定的溫度場，其中UVAFS的彗星狀等溫線出現(xiàn)了前移的凸出區(qū)域，這說明超聲振動具有一定的預(yù)熱作用，但對于耗材棒底部的高溫區(qū)域影響并不明顯.振幅為0時FS的最高溫度為1 540 K，與文獻(xiàn)[1]中在相同工藝參數(shù)下的試驗結(jié)果誤差約為5%，遠(yuǎn)低于Ti-6Al-4V的熔化溫度(1 941 K).隨著振幅的增加，準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)過程下UVAFS的最高溫度隨之降低，這說明超聲振動的預(yù)熱效果有限，同時由于超聲振動降低了接觸區(qū)域材料的剪切強(qiáng)度，導(dǎo)致塑性變形產(chǎn)熱量降低，使得UVAFS的最高溫度略低于FS.

圖7為準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)下FS和UVAFS基板上表面縱向中心線(Y=0)和橫向中心線(X=0)上溫度變化曲線.建模時暫未考慮超聲振動對耗材與基板之間接觸狀態(tài)的影響，因而不同的超聲振幅下接觸界面由摩擦作用的產(chǎn)熱量相同，但超聲振動的軟化作用降低了塑性變形產(chǎn)熱，因此兩條路徑上的最高溫度均隨著超聲振動幅值的增加而減小.

在熔合區(qū)域內(nèi)(-10 mm

2.2 塑性材料流場分析

圖8為準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)過程中塑性金屬的最大流動速度隨超聲振幅的變化曲線.FS最大流動速度為1.12 m/s，當(dāng)振幅為20 μm時最大流動速度比FS提高約5%，當(dāng)振幅為40 μm時，最大流動速度提高約12%.

圖9對比了準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)過程中，F(xiàn)S與UVAFS焊敷層中心水平截面(Z=0)的塑性金屬流場，從圖中可以看出，焊敷層上塑性金屬流動范圍與耗材棒底部尺寸基本相同，UVAFS的材料流動規(guī)律與FS類似，但隨著振幅的增加，UVAFS的流動程度更加劇烈.這是因為超聲振動的聲學(xué)軟化效應(yīng)降低了材料的流變應(yīng)力和黏度，塑性金屬更容易流動.

圖10為FS與UVAFS摩擦界面附近不同深度材料的流動跡線圖.從耗材上轉(zhuǎn)移到焊敷層的塑性金屬，在旋轉(zhuǎn)作用下隨耗材一起旋轉(zhuǎn)，隨后彌散分布于耗材棒后方(X<0).塑性材料流動區(qū)域隨著振幅的增加而擴(kuò)大，在相同位置處，UVAFS的材料流動跡線比FS更加密集，流動程度更加劇烈.從圖中可以看出，耗材底部的塑性金屬轉(zhuǎn)移到基板上形成焊敷層，在垂直方向上沒有明顯的轉(zhuǎn)移，這與文獻(xiàn)[3]通過急停實驗觀測到的結(jié)果一致.

2.3 黏度場分析

當(dāng)材料黏度低于一定值時，該處材料能夠發(fā)生流動，能夠用來預(yù)測熱力影響區(qū)邊界[15].將計算得到的FS各等黏度值曲線與文獻(xiàn)[1]中在同種工藝參數(shù)下由實驗得到的焊敷層橫斷面對比，發(fā)現(xiàn)黏度值為 4.0×107Pa·s 的等值線輪廓與實驗測量的熱-力影響區(qū)(thermo-mechanically affected zone,TMAZ)邊界匹配良好.如圖11所示，黏度值為4.0×107Pa·s的等值線以白色虛線的形式疊加在橫截面宏觀圖上.

圖12對比了UVAFS和FS基板黏度值為4.0×107Pa·s等值線，UVAFS的4.0×107Pa·s黏度等值線相比于FS的向下偏移，偏移量隨著振幅的增加而增大.這說明在相同轉(zhuǎn)速和軸向壓力下，UVAFS中計算的TMAZ邊界大于傳統(tǒng)FS的邊界.

3 結(jié) 論

1) 基于超聲宏觀軟化效應(yīng)，建立了UVAFS熱-流耦合數(shù)值模型，定量分析了不同振幅對UVAFS焊接準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)過程溫度場及材料流動情況的影響.

2) 超聲振動的預(yù)熱作用隨著振幅的增加而增強(qiáng)，但預(yù)熱效果并不明顯，對熔合區(qū)的溫度分布影響較小.

3) 在傳統(tǒng)FS中施加超聲振動，隨著振幅的增加，能夠顯著降低塑性材料黏度，提高熔合區(qū)塑性材料的流動性能.

4) 在傳統(tǒng)FS中施加超聲振動，具有提高焊接速度、降低焊接載荷、減少焊接缺陷的潛質(zhì).