溫泉，李文亞，吳雪猛，任壽偉，趙靜

(1.國營四達(dá)機(jī)械制造公司,咸陽,712203；2.西北工業(yè)大學(xué),陜西省摩擦焊接工程技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安,710072)

0 序言

攪拌摩擦焊(friction stir welding,FSW)是一種新型固相焊接技術(shù)[1]，主要基于高速旋轉(zhuǎn)的攪拌頭與被焊工件的摩擦熱使材料達(dá)到塑性狀態(tài)，同時(shí)攪拌頭的軸肩對焊縫施加頂鍛力，在摩擦熱和頂鍛力耦合作用下實(shí)現(xiàn)材料連接.雙軸肩攪拌摩擦焊(bobbin tool friction stir welding,BT-FSW)是FSW的一種變體，其攪拌頭具有上、下兩個(gè)軸肩，下軸肩取代了FSW 中所采用的背部剛性墊板，進(jìn)而使得BT-FSW 技術(shù)可用于無支持曲面及中空型材的連接[2-3].但是，BT-FSW 攪拌頭上、下軸肩沿相同方向以相同轉(zhuǎn)速旋轉(zhuǎn)，攪拌針承受的扭矩較大，易出現(xiàn)攪拌頭斷裂現(xiàn)象，同時(shí)易造成焊縫熱影響區(qū)尺寸較大和晶粒粗化現(xiàn)象.

鑒于此，Dos 等人[4]提出了靜止軸肩BT-FSW概念，將上、下軸肩選擇性靜止，旨在減小BT-FSW熱輸入，提高接頭成形質(zhì)量.Scupin[5]針對不同形式軸肩靜止BT-FSW 開展了探索性試驗(yàn)，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，SSUBT-FSW 接頭的成形性能優(yōu)于下軸肩靜止BT-FSW 接頭.Goebel 等人[6]開展了3 mm 厚AA2198 鋁合金SSUBT-FSW 試驗(yàn)，并與BT-FSW接頭的形貌和性能作對比分析，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，SSUBTFSW 技術(shù)能夠消除常規(guī)BT-FSW 接頭內(nèi)部中間位置形成的孔洞缺陷，且采用合適的焊接工藝參數(shù)，SSUBT-FSW 接頭抗拉強(qiáng)度優(yōu)于常規(guī)BT-FSW.鑒于工藝控制復(fù)雜性，目前針對SSUBT-FSW 研究報(bào)道極少，且均處于基礎(chǔ)工藝探索階段.

基于試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，研究了SSUBT-FSW 工藝過程及焊接穩(wěn)定性特征，預(yù)測了SSUBT-FSW 接頭溫度場及應(yīng)變場分布規(guī)律，建立了SSUBT-FSW 過程中材料流動模型，并揭示了接頭成形機(jī)理.通過以上研究，以期為SSUBT-FSW 技術(shù)的發(fā)展和工程化應(yīng)用提供理論指導(dǎo)和技術(shù)支撐.

1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)使用的材料為AA6056 鋁合金，熱處理狀態(tài)為T4，化學(xué)成分如表1 所示[7]，尺寸為300 mm ×90 mm × 4 mm.常規(guī)BT-FSW 和SSUBT-FSW 方法所采用的攪拌頭材料和尺寸以及焊接工藝參數(shù)均相同.攪拌頭由耐熱鈷基合金鋼MP159 制成，其在高溫下具有良好的強(qiáng)度和塑性.攪拌針的直徑為7 mm，表面具有凹槽特征.上、下軸肩直徑為15 mm，其間隙尺寸采用力控制，軸肩間隙力恒定為5 500 N.采用攪拌頭轉(zhuǎn)速400 r/min、焊接速度240 mm/min 進(jìn)行SSUBT-FSW 和BT-FSW 試 驗(yàn).通過攪拌摩擦焊機(jī)自帶的力和熱輸入傳感器，監(jiān)測焊接過程中攪拌頭扭矩、x方向和y方向的作用力、軸肩間隙力以及熱輸入的變化規(guī)律.焊后，采用VK-9700 型3D 激光顯微鏡分析焊縫表面弧紋特征，采用Keyence VHX-6000 型3D 超景深顯微鏡分析焊縫表面飛邊形貌特征.在焊板對接面上均勻加工出深度為7 mm 的矩形槽，分布狀態(tài)如圖1所示.采用顆粒度小于45 μm 的鈦粉作為示蹤材料，將其填充于矩形槽中并夯實(shí).用厚度0.5 mm 的6056 鋁合金薄片將槽口密封，避免焊接時(shí)鈦粉溢出.焊后，利用無損檢測技術(shù)分析接頭內(nèi)部示蹤材料的分布狀態(tài)，隨后將結(jié)果導(dǎo)入myVGL 軟件重構(gòu)示蹤材料的完整三維圖形，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)對SSUBTFSW 過程材料流動的可視化.

圖1 示蹤材料在板材橫截面上的位置(mm)Fig.1 Positions of tracer material on the cross section of the workpiece

表1 AA6056-T4 鋁合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical compositions of AA6056-T4 aluminum alloy

2 模型建立

2.1 歐拉-拉格朗日模型

基于實(shí)際焊接工裝條件，在ABAQUS 軟件中建立歐拉-拉格朗日耦合(coupled eulerian-lagrangian,CEL)模型，其裝配關(guān)系如圖2 所示.攪拌頭和夾具的尺寸與實(shí)際試驗(yàn)所用一致，在模型中將其定義為拉格朗日剛體.歐拉體由空位區(qū)和材料指派區(qū)兩部分構(gòu)成，其中材料指派區(qū)的尺寸為140 mm ×100 mm × 4 mm，同時(shí)被賦予AA6056 材料屬性，空位區(qū)不賦予材料屬性，只用來觀察進(jìn)出口的飛邊形成.在模擬中，將試驗(yàn)中所使用表面存在凹槽特征的攪拌針簡化為三平面攪拌針.在實(shí)際焊接中，焊前對兩板材的對接面打磨，裝夾后兩對接面存在非常小間隙，在模擬中，將兩板對接面的間隙做簡化處理，即忽略間隙的存在，此簡化對溫度場的模擬不產(chǎn)生影響.采用六面體、八節(jié)點(diǎn)的單元C3D8RT對夾具和攪拌頭進(jìn)行網(wǎng)格劃分.SSUBT-FSW 過程是不均勻的加熱過程，焊縫及近焊縫區(qū)溫度變化劇烈，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)的溫度變化緩慢.為了保證計(jì)算準(zhǔn)確性和提高計(jì)算效率，對整個(gè)焊件進(jìn)行非均勻網(wǎng)格劃分，近焊縫區(qū)采用尺寸為0.5 mm 的EC3D8RT網(wǎng)格進(jìn)行劃分，從近焊縫區(qū)到焊件邊緣的網(wǎng)格尺寸線性增加.

圖2 攪拌頭和焊板的裝配圖Fig.2 Stirring tool and workpiece assembly in the numerical model

2.2 材料屬性

SSUBT-FSW 的模擬屬于非線性瞬態(tài)熱分析過程.流動應(yīng)力對焊接過程中的溫度場、應(yīng)變場和應(yīng)變率均有影響.Johnson-Cook 是目前應(yīng)用最廣泛的定義金屬材料流動應(yīng)力的本構(gòu)模型[8]，已在FSW 模擬中得到廣泛使用.

式中:σ為流動應(yīng)力；A為材料的初始屈服強(qiáng)度；B為硬化模量；εpl為塑性應(yīng)變；n為應(yīng)變硬化系數(shù)；C為應(yīng)變率系數(shù)；為塑性應(yīng)變率；為參考應(yīng)變率(一般為1.0 s-1)；T為焊接溫度；Troom為室溫；Tmelt為材料熔點(diǎn)；m為軟化系數(shù).目前尚未有AA6056 鋁合金Johnson-Cook 本構(gòu)模型參數(shù)的報(bào)道，因此采用成分接近的AA6061 鋁合金代替AA6056 鋁合金，其參數(shù)如表2 所示[9].在模擬過程中材料熱物理性能參數(shù)(如比熱容、楊氏模量、泊松比和熱傳導(dǎo)系數(shù)等)是影響溫度場的重要因素，因此采用了與AA6056 成分相近的AA6061 鋁合金的熱物理性能參數(shù)作為參考[9]，如圖3～ 圖5 所示.

表2 Johnson-Cook 模型參數(shù)Table 2 Johnson-Cook parameters

圖3 熱導(dǎo)率和楊氏模量與溫度的相關(guān)性Fig.3 Correlations of thermal conductivity and Young's modulus with temperature

圖4 密度和比熱容與溫度的相關(guān)性Fig.4 Correlations of density and specific heat capacity with temperature

圖5 泊松比與溫度的相關(guān)性Fig.5 Correlations of poisson's ratio with temperature

2.3 熱源和邊界條件

SSUBT-FSW 的模擬SSUBT-FSW 的熱源主要由摩擦熱和塑性變形熱組成，摩擦熱由剪切應(yīng)力做功所得，主要產(chǎn)生于攪拌頭與焊接材料的接觸位置.焊接開始階段，相對較低的界面溫度條件下，材料屈服強(qiáng)度較高.依據(jù)經(jīng)典庫侖摩擦定律，此時(shí)的軸向壓力是剪切應(yīng)力的倍.隨著攪拌頭的旋轉(zhuǎn)，接觸界面溫度升高，材料發(fā)生軟化，接觸面上的剪切應(yīng)力不再隨軸向壓力變化，接觸面上的材料達(dá)到塑性狀態(tài)完全屈服，此時(shí)剪切應(yīng)力可用米塞斯屈服準(zhǔn)則來描述，即屈服應(yīng)力是剪切應(yīng)力的倍[10]，因此摩擦產(chǎn)熱功率為

式中：Qtool為摩擦產(chǎn)熱功率；τ為剪切應(yīng)力；ω為攪拌頭旋轉(zhuǎn)角速度；r為中心軸向距離；p為軸向壓力；σs為屈服應(yīng)力.

塑性變形產(chǎn)熱主要位于焊縫區(qū)和近焊縫區(qū)，其產(chǎn)熱量為

式中：Qp為塑性變形產(chǎn)熱量；β為塑性變形轉(zhuǎn)化為熱量的系數(shù)，對于金屬材料一般取0.9[11]；為等效應(yīng)力；為等效塑性應(yīng)變.

在模型中充分考慮與實(shí)際焊接過程相符合的熱耗散邊界條件至關(guān)重要.SSUBT-FSW 涉及的熱耗散主要有：焊板/攪拌頭與周圍環(huán)境的對流換熱，焊板與夾具的接觸散熱.對流換熱和接觸散熱系數(shù)與環(huán)境溫度、濕度以及接觸壓力等密切相關(guān)，無法通過試驗(yàn)進(jìn)行測量.通過參考實(shí)際測溫曲線來調(diào)整模型的散熱系數(shù)以達(dá)到兩者結(jié)果較好吻合的方法目前使用較廣泛，因此基于實(shí)際測溫結(jié)果，驗(yàn)證散熱邊界條件，最終將焊板/攪拌頭與周圍環(huán)境的對流換熱和焊板與夾具的接觸散熱分別設(shè)置為30 和1 000 W/(m2·K).攪拌頭與焊板之間的熱分配主要基于Bastier 等人[12]建立的的熱分配模型，即

式中：fw為摩擦熱分配于焊板的系數(shù)；k為材料熱傳導(dǎo)系數(shù)；ρ為密度；cp為比熱容；下標(biāo)w 和t 分別代表焊板和攪拌頭.將fw設(shè)定為0.8，意味著總摩擦熱的80%分配給焊板，20%分配給攪拌頭.

3 結(jié)果與討論

3.1 SSUBT-FSW 工藝過程及穩(wěn)定性

圖6 為SSUBT-FSW 過程示意圖，其過程包括4 個(gè)階段.

(1)攪拌頭定位階段(圖6a).此階段將攪拌頭移入焊板引導(dǎo)槽內(nèi)，并使攪拌針與引導(dǎo)槽前端圓弧接觸，以增加焊接開始階段穩(wěn)定性.若不開設(shè)引導(dǎo)槽，焊接開始階段攪拌頭與焊板接觸面積較小，容易造成攪拌頭晃動且增加攪拌頭斷裂風(fēng)險(xiǎn).

(2)靜止上軸肩下壓階段(圖6b).首先移動上軸肩使其與焊板上表面接觸，并達(dá)到預(yù)設(shè)壓力數(shù)值.焊接過程中，上軸肩沿板厚方向的位置保持不變，且始終處于靜止?fàn)顟B(tài).靜止上軸肩起到了支撐作用，避免常規(guī)BT-FSW 上、下軸肩同時(shí)旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的晃動，極大增加了SSUBT-FSW 穩(wěn)定性.

(3)下軸肩回抽階段(圖6c).下軸肩旋轉(zhuǎn)并向上移動，與焊板下表面接觸，達(dá)到預(yù)定壓力值.經(jīng)短暫停留預(yù)熱后，攪拌頭向前移動開始焊接.

(4)穩(wěn)定焊接階段(圖6d).焊接過程中，上軸肩始終保持靜止，下軸肩小范圍內(nèi)上、下浮動以確保軸肩間隙力恒定.

圖6 SSUBT-FSW 焊接過程示意圖Fig.6 Schematic illustration of SSUBT-FSW process.(a) positioning stage of the tool;(b) downforce stage of the upper shoulder;(c) pumping back stage of the lower shoulder;(d) stable welding

圖7 為典型SSUBT-FSW 接頭的宏觀形貌.從圖7 可以看出，與常規(guī)BT-FSW 過程類似，SSUBTFSW 過程由進(jìn)入階段、穩(wěn)定階段和退出階段構(gòu)成.在焊接穩(wěn)定階段，靜止上軸肩能夠?qū)⒁绯鰯嚢栳樧饔脜^(qū)的塑性金屬包裹于軸肩范圍內(nèi)，減少因材料外溢形成的飛邊.靜止上軸肩與攪拌針的裝配間隙為0.1 mm，在不影響攪拌針旋轉(zhuǎn)的前提下又避免軟化材料進(jìn)入間隙.在兩者共同作用下，SSUBTFSW 接頭上表面形成無飛邊缺陷焊縫.

圖7 SSUBT-FSW 接頭表面宏觀形貌Fig.7 Surface macromorphology of the SSUBT-FSWed joint.(a) entry stage；(b) stable welding stage；(c) exit stage

圖8 和圖9 為 SSUBT-FSW 和常規(guī)BT-FSW過程中攪拌頭的力學(xué)行為.圖8a 為SSUBT-FSW過程中攪拌頭受力示意圖，主要包括了扭矩、間隙力和沿焊接方向作用力.與常規(guī)BT-FSW(圖8b)相比，SSUBT-FSW 避免了因上軸肩旋轉(zhuǎn)所產(chǎn)生的扭矩.就常規(guī)BT-FSW 而言，上、下軸肩旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的扭矩均施加于攪拌針，而后傳遞給焊機(jī)主軸.攪拌針在高溫下承受扭矩和前進(jìn)阻力雙重作用，對使用壽命提出嚴(yán)峻考驗(yàn)，其中扭矩的影響最大.圖9a為SSUBT-FSW 過程中攪拌頭的受力情況.在開始進(jìn)入階段，攪拌頭扭矩和x方向作用力均呈現(xiàn)平穩(wěn)光滑過渡，未出現(xiàn)如圖9b 中常規(guī)BT-FSW 的嚴(yán)重抖動現(xiàn)象，反映出SSUBT-FSW 過程具有更好的穩(wěn)定性.這歸因于上軸肩處于靜止?fàn)顟B(tài)，且與焊板上表面緊密接觸，起到了類似于常規(guī)FSW 中墊板的支撐作用，增加了進(jìn)入階段的焊接穩(wěn)定性.此外，SSUBT-FSW 開始階段攪拌頭扭矩減小至55 N·m，低于常規(guī)BT-FSW，有利于提高攪拌頭的壽命.

圖8 SSUBT-FSW 和常規(guī)BT-FSW 過程中攪拌頭的受力示意圖Fig.8 Force diagram of the stirring tool in SSUBT-FSW and conventional BT-FSW process.(a)SSUBTFSW；(b) conventional BT-FSW

圖9 SSUBT-FSW 和常規(guī)BT-FSW 過程中攪拌頭的載荷變化Fig.9 Loading variation of the stirring tool in SSUBTFSW and conventional BT-FSW process.(a)SSUBT-FSW；(b) conventional BT-FSW

3.2 SSUBT-FSW 接頭表面成形特征

圖10 為 SSUBT-FSW 接頭表面形貌.下軸肩與焊板表面旋轉(zhuǎn)摩擦，在焊縫下表面形成等間距弧紋特征.弧紋是FSW 接頭特有形貌[13].焊接過程中，在軸肩與焊板的接觸面上形成金屬軟化層，伴隨攪拌頭旋轉(zhuǎn)運(yùn)動，該金屬軟化層向攪拌頭后方運(yùn)動并逐漸積累.隨著軟化層厚度增加，軸肩與金屬層之間的吸附力不能帶動軟化層向前運(yùn)動，金屬軟化層脫離攪拌頭冷卻形成弧紋.SSUBT-FSW 接頭上表面存在肉眼可見的弧紋特征，主要是由攪拌針旋轉(zhuǎn)所致.利用激光掃描顯微鏡對焊縫上、下表面粗糙度進(jìn)行測量，結(jié)果如圖10c、圖10d 和圖10e所示.焊縫下表面波峰與波谷的高度差約為60 μm，而上表面波峰與波谷的高度差約為10 μm，相對于焊縫下表面，上表面的光潔度提高了6 倍.這是因?yàn)镾SUBT-FSW 過程中靜止上軸肩能夠?qū)④浕牧习诤缚p內(nèi)，避免其外溢，上表面施加的頂鍛力對軟化金屬形成碾壓作用使得焊縫表面更平整，進(jìn)而增加表面光潔度.在SSUBT-FSW 過程中，靜止上軸肩對表面粗糙度的改善程度是有限的，無法像靜止軸肩攪拌摩擦焊(stationary shoulder friction stir welding,SSFSW)技術(shù)徹底消除弧紋特征達(dá)到光滑焊縫的目的[14].這是因?yàn)樵赟SUBT-FSW 過程中平行于焊接方向主軸傾角為0°，意味著靜止軸肩端面與焊縫平齊，進(jìn)而導(dǎo)致其對焊縫弧紋的消除能力有限.而在常規(guī)SSFSW 過程中，主軸傾角一般采用2.5°，促使靜止軸肩后端面能夠嵌入焊縫表面，隨著攪拌頭前移，靜止軸肩后端面能夠徹底消除弧紋，達(dá)到光滑焊縫的目的.

圖10 SSUBT-FSW 接頭表面形貌Fig.10 Surface morphology of the SSUBT-FSWed joint.(a) morphology of the lower surface;(b)morphology of the upper surface;(c) arc orrugation cloud maps of the lower surface;(d)arc orrugation cloud maps of the upper surface;(e) curves of arc orrugation

3.3 SSUBT-FSW 溫度場及應(yīng)變場特征

圖11 為SSUBT-FSW 數(shù)值模擬溫度場.從圖11a 可以看出，溫度場沿焊縫中心線呈左右對稱分布.最高溫度位于攪拌頭作用區(qū)，穩(wěn)態(tài)階段峰值溫度為479 ℃，高溫區(qū)沿?cái)嚢桀^作用區(qū)向周圍傳導(dǎo)形成橢圓形溫度梯度.沿焊接方向攪拌頭前方溫度梯度大于攪拌頭后方.這是因?yàn)閿嚢桀^后方材料經(jīng)受了攪拌頭直接摩擦加熱作用及后續(xù)熱傳導(dǎo)加熱，而攪拌頭前方材料僅受熱傳導(dǎo)作用.圖11b 為SSUBT-FSW 接頭橫截面溫度場云圖.沿板厚中心線溫度場呈非對稱分布狀態(tài)，上表面高溫區(qū)窄，下表面高溫區(qū)寬，呈梯狀分布.這是因?yàn)樯陷S肩處于靜止?fàn)顟B(tài)，摩擦產(chǎn)熱主要源于攪拌針和下軸肩.采用相同轉(zhuǎn)速時(shí)，軸肩具有更大切向線速度，導(dǎo)致軸肩產(chǎn)熱量占主體.

圖11 SSUBT-FSW 數(shù)值模擬溫度場Fig.11 Simulated temperature contours of SSUBTFSW.(a) steady state of welding；(b) crosssection of the joint

圖12 為垂直焊接方向距離焊縫中心不同位置特征點(diǎn)的溫度循環(huán)曲線.從圖12 可以看出，所有特征點(diǎn)均經(jīng)歷快速升溫和緩慢降溫過程，距離焊縫中心0 mm 的特征點(diǎn)峰值溫度最高.受攪拌頭的攪拌作用，材料發(fā)生轉(zhuǎn)移后再重新組合，因此溫度曲線存在中斷.接頭攪拌區(qū)外的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)未受到攪拌頭的影響，溫度曲線具有連續(xù)性.特征點(diǎn)距離焊縫中心越近，峰值溫度越高，隨距離增加，峰值溫度呈降低趨勢.此外，距離焊縫中心近的特征點(diǎn)升溫速率更大，距離遠(yuǎn)的特征點(diǎn)升溫比較緩慢，這是因?yàn)榫嚯x焊縫中心遠(yuǎn)的特征點(diǎn)在升溫階段僅靠材料自身熱傳導(dǎo)所致.

圖12 距離焊縫中心不同位置的溫度循環(huán)曲線Fig.12 Thermal cycle curves at different positions from weld center

圖13為焊接穩(wěn)態(tài)階段焊縫橫截面等效塑性應(yīng)變云圖.從圖13 可以看出，等效塑性應(yīng)變僅出現(xiàn)在攪拌頭與焊板的接觸區(qū)域.在相同的轉(zhuǎn)速下，大直徑軸肩具有更大切向速度，對材料的剪切攪拌能力更強(qiáng).因此，下軸肩產(chǎn)生的塑性應(yīng)變區(qū)直徑大于攪拌針產(chǎn)生的塑性應(yīng)變區(qū)，最終接頭橫截面等效塑性應(yīng)變呈梯狀分布，與橫截面溫度場和焊縫橫截面形貌具有高度吻合性.

圖13 接頭橫截面塑性應(yīng)變場云圖Fig.13 Strain contour map at the cross section of the joint

3.4 SSUBT-FSW 溫度場及應(yīng)變場特征

圖14 為SSUBT-FSW 接頭內(nèi)示蹤材料在焊縫水平方向的分布位置.從圖14 可以看出，示蹤材料在焊縫前進(jìn)側(cè)(advancing side,AS)和后退側(cè)(retreating side,RS)具有不同的分布方式.在焊縫前進(jìn)側(cè)，處于焊縫邊緣的示蹤材料沿焊縫方向被拉長，形成拖尾，而焊縫內(nèi)的示蹤材料相對于初始位置具有位置移動，且移動方向與焊接方向相反.受攪拌頭攪拌作用影響，示蹤材料呈分散分布且最終集中于焊縫前進(jìn)側(cè)位置.

圖14 沿水平方向不同位置的示蹤材料分布Fig.14 Distribution of tracer material at different locations along the horizontal direction

在焊縫后退側(cè)，焊縫內(nèi)的示蹤材料經(jīng)攪拌頭作用后呈弧形分布且與焊接方向相反.對比同一厚度位置的前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)示蹤材料分布狀態(tài)，發(fā)現(xiàn)前進(jìn)側(cè)的示蹤材料分散程度優(yōu)于后退側(cè)，這表明實(shí)際焊接中前進(jìn)側(cè)的材料流動性要強(qiáng)于后退側(cè).對比厚度方向示蹤材料分散度發(fā)現(xiàn)，前進(jìn)側(cè)的示蹤材料在水平方向分散度基本相同，而后退側(cè)的示蹤材料在水平方向的分散度差異較大.靠近焊縫下表面受軸肩的攪拌作用越強(qiáng)烈，因此示蹤材料分散度越大，靠近上表面示蹤材料分散度越小，表明靠近上表面后退側(cè)材料流動性越差.眾所周知，在攪拌頭后方后退側(cè)的材料流向前進(jìn)側(cè)，并順利填充因攪拌頭前移遺留的空位是保證FSW 接頭成形的關(guān)鍵.SSUBTFSW 中后退側(cè)的材料流動性沿接頭厚度方向減弱是影響接頭成形及溝槽缺陷形成的重要因素.

為了研究厚度方向材料流動行為，沿圖14 中不同觀察方向分別對前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)的示蹤材料分布進(jìn)行局部放大，如圖15 所示.在焊縫前進(jìn)側(cè)分散的示蹤材料的高度均大于示蹤材料原始位置，具有向上翹起趨勢，表明沿接頭厚度方向具有向上流動趨勢.隨著厚度增加，材料向上流動趨勢幾乎相同.和前進(jìn)側(cè)相比，接頭后退側(cè)的材料在厚度方向上流動較弱.在RS-1 位置，分散的示蹤材料具有向上翹起趨勢，高度稍高于示蹤材料原始位置.隨著厚度增加，越接近焊縫上表面示蹤材料向上翹起趨勢減弱，且示蹤材料的分散度降低.在RS-5 位置，材料最終位置和初始位置幾乎在同一水平線上，且示蹤材料分散度降低呈塊狀分布，這表明越靠近靜止上軸肩，后退側(cè)的材料沿厚度方向流動能力越弱.

圖15 沿垂直方向不同位置的示蹤材料分布Fig.15 Distribution of tracer material at different locations along the vertical direction

根據(jù)示蹤材料在水平方向和厚度方向的分布結(jié)果，建立SSUBT-FSW 過程的二維材料流動模型，如圖16 所示.小球1～ 5 代表焊縫前進(jìn)側(cè)示蹤材料，小球6～ 10 代表焊縫后退側(cè)示蹤材料.在水平方向上(圖16a)，攪拌頭前緣最先與小球1 和6 接觸.在摩擦力作用下，小球1 和6 會最先隨攪拌頭發(fā)生旋轉(zhuǎn)并向攪拌頭后方運(yùn)動.同時(shí)隨著攪拌頭前移運(yùn)動，小球會脫離攪拌頭并在其后方沉積，而小球沉積的最終位置與摩擦力做功有關(guān).就FSW 而言，攪拌頭與塑性材料之間的粘著摩擦力促使材料具有周向旋轉(zhuǎn)運(yùn)動.示蹤材料小球與攪拌頭接觸時(shí)間的長短決定了其獲得能量大小，最終反映為小球不同沉積位置.在焊縫前進(jìn)側(cè)，小球1 與攪拌頭接觸時(shí)間最短，摩擦力做功使小球獲得的動能較小，因此運(yùn)動位移最小.相比而言，小球2 和3 與攪拌頭的接觸時(shí)間延長，經(jīng)旋轉(zhuǎn)摩擦作用后，在攪拌頭后方的位移量更大.所有示蹤小球的沉積路徑呈弧形分布，表明其沉積位移主要受攪拌頭旋轉(zhuǎn)運(yùn)動影響.在焊縫后退側(cè)，小球6～ 8 與攪拌頭接觸時(shí)間逐漸縮短，因此在攪拌頭后方小球6 具有更大的沉積位移.從圖16 可以看出，與焊縫后退側(cè)相比較，前進(jìn)側(cè)的示蹤材料變形量和沉積位移更大，這在示蹤材料試驗(yàn)中已得到驗(yàn)證.

圖16 SSUBT-FSW 材料流動模型Fig.16 Models of material flow in SSUBT-FSW process.(a) horizontal direction;(b) vertical direction

沿接頭厚度方向的材料流動示意圖如圖16b所示.下軸肩與攪拌針沿相同方向以相同轉(zhuǎn)速旋轉(zhuǎn)，軸肩直徑大于攪拌針，因此下軸肩具有更大切向線速度.同時(shí)，下軸肩與塑性材料的摩擦作用促使在下軸肩附近形成高速材料流動層，并具有沿厚度方向向上運(yùn)動的趨勢.隨著焊縫厚度增加，下軸肩旋轉(zhuǎn)引起的材料流動趨勢逐漸減弱，攪拌針旋轉(zhuǎn)導(dǎo)致材料流動逐漸占主導(dǎo).根據(jù)示蹤試驗(yàn)結(jié)果，前進(jìn)側(cè)的材料流動性隨焊縫厚度增加變化較小，仍具有良好向上流動趨勢(如紅色箭頭所示).而后退側(cè)的材料向上流動趨勢隨焊縫厚度增加逐漸減小且流動強(qiáng)度逐漸減弱.

4 結(jié)論

(1) SSUBT-FSW 的靜止上軸肩對焊板起到支撐作用，避免了常規(guī)BT-FSW 中嚴(yán)重抖動現(xiàn)象，顯著提高了整個(gè)焊接過程的穩(wěn)定性.

(2) 和常規(guī)BT-FSW 相比，SSUBT-FSW 能夠顯著降低攪拌頭承載的最大扭矩，有利于提高攪拌頭壽命.

(3) SSUBT-FSW 接頭上表面光滑平整，無飛邊產(chǎn)生，但存在弧紋特征.接頭上表面弧紋的波峰與波谷的高度差約為10 μm，和下表面相比，其光潔度提高了6 倍.

(4) SSUBT-FSW 在接頭厚度方向產(chǎn)生材料非對稱性流動，靠近下軸肩的材料流動性顯著優(yōu)于靜止上軸肩.這種材料流動特征避免了常規(guī)BTFSW 中上、下對稱材料流動引起的內(nèi)部孔洞或帶狀區(qū)的形成.