FSW(friction stir weld ing)焊接过程温度场的变化规律,直接影响着接头的微观组织和力学性能,同时温度场的分析也 是研究焊接过程机理以及其它参量场的基础。研究焊接传热和热循环过程;摩擦表面高温粘塑性金 属的形成、流动扩展和分布;接头力学冶金过程和焊接应力应变动态过程;焊接过程中的计算机控 制等<1>。对焊接温度场的研究通常有两种途径。其一是建立在理论基础上的温度场计算;其二 是实际测量温度场。由于焊接过程十分复杂,至今所使用的数学分析方法几乎都建立在许多假设和 简化的基础上。由于这些假设并不完全符合焊接的实际情况,因此数学分析的各种焊接传热学计算 必须与温度场的实际检测相结合才能达到更好的效果<2>。在FSW焊接过程中,摩擦界面金属 同时承受压力与剪切力的作用,界面处材料的热物理性能和力学参量分布很不均匀,并且处于不断 变化之中。其接触压力分布、表面摩擦作用等均呈现出复杂的接触非线性,此外还有弹塑性变形所 产生的材料非线性,这些因素对分析温度场的计算模型提出了很高的要求。目前,FSW焊接过程 的温度场分析主要采用两种方法,一种是基于固体力学的有限元方法,另一种是基于粘塑性流体模 型的计算流体动力学方法<3,4>。本文在工艺研究基础上,进一步分析了FSW的产热过程并 建立了FSW传热分析的有限元模型。利用该模型以及热电偶测量得到的部分点位置温度随时间的变化数据,采用实验与计算相结合的方法确定相应的边界条件,对6mm厚度紫铜板FSW传热过程进行了有限元分析和计算。计算过程中,考虑了搅拌头轴肩以及焊针 部分的产热,同时考虑了材料物理性能随温度的变化以及支撑散热板对温度分布的影响。1热源模 型的建立FSW过程中产生的热量分别通过搅拌头、工件、以及支撑板而耗散掉。热量主要集中于 搅拌头与工件相接触的摩擦表面附近,产热区域的形状与搅拌头的形状有很大关系。为了便于分析 与讨论,在此假设搅拌头轴肩部分为圆环形,焊针为规则圆柱体,由外圆柱面和端部的圆面组成。 根据搅拌头的形状,把焊接过程中总的产热量Qt分成Qa,Qb,Qc这3部分,Qa为搅拌头 轴肩部分产生的热量,Qb为焊针外圆柱面部分产生的热量,Qc为焊针端部圆面部分产生的热量 。尽管这3个接触面的形状和方向各不相同,但是产热计算公式却是一样的。距离旋转轴为r处微 元面积dA的摩擦生热量可以表示为dQ=ωdM=ωrτdA(1)式中:M为摩擦力相对于旋 转轴的扭矩;ω为旋转速度;τ为摩擦应力。对于水平位置的搅拌头焊针端部圆面以及轴肩圆环面 面元dA计算公式为dA=rdθdr(2)式中:rdθ和dr分别为圆周方向及半径方向面元 尺寸。对于垂直方向上的焊针外圆柱面面元dA计算公式为dA=rdθdz(3)式中:rdθ 和dz分别为圆周方向及旋转周方向面元尺寸。从而dQa=ωrcτdA=2πnr2τadθ dr(4)dQb=ωrcτdA=2πnr2τbdθdz(5)dQc=ωrcτdA=2π nr2cτdθdr(6)式中:aτ,bτ,cτ分别为轴肩、焊针外圆柱面、焊针端部圆面处 的摩擦应力。对以上3式在相应接触面内积分得到Qa=2π∫0∫RsRpωr2aτdrdθ =43π2aτn(R3s-R3p)(7)Qb=∫2π0∫Hp0ωr2bτdzdθ=4π 2bτnR2pHp(8)Qc=2π∫0∫Rp0ωr2cτdrdθ=43π2cτnR2p (9)可以看出,在搅拌头的形状尺寸一定的条件下,摩擦界面处产生的热量与界面处的摩擦应力 成正比。FSW中所涉及到的摩擦,界面处压力高、相对速度大、温度变化范围宽,要想得到FS W过程中摩擦界面处的摩擦应力的数值及其变化规律非常困难。本文假设搅拌头轴肩以及焊针与工 件接触面的摩擦应力相等。aτ=τb=cτ=fτ(10)从而,得到焊接过程总的产热功率为Qt=Qa+Qb+Qc=43π2τfn(Rs3+3R2pHp)(11)2分析计算本文以80mm×50 mm×6 mm的紫铜(T2)平板为研究对象,利用有限元分析方法及Ansys分析软件对FSW过程中的 温度场分布进行分析和计算。2.1单元与网格(1)选取单元类型。对于任何类型的有限元分析 ,必须在单元类型库中选择一个或者多个合适的单元类型,单元类型决定了附加的自由度(位移、 转角、温度等)。许多单元还要设置一些单元的选项,诸如单元特性和假设,单元结果的打印输出 选项等。在对FSW焊接过程温度场分布计算过程中,我们选择具有三维传导能力的SOLID7 0单元,该单元为8节点六面体单元,每个节点具有温度一个自由度。(2)网格划分。在对三维 实体模型划分网格时,不采取均匀网格,而是在焊缝及其附近区域采用加密的网格,这样既考虑到 了在焊缝处温度变化较大等因素,又能够在保持精度的同时减小计算量。通常人们认为要获得一个良好的瞬态焊接温度场,焊缝处单元网格尺寸应该控制在2mm以下。但是,由于FSW中产热过程本身的复杂性,如果划分的网格不能精确的描述热源的特征 ,则很难获得比较好的瞬态焊接温度场。有限元方法为数值近似计算方法,当网格越密集时,计算 结果一般能收敛于精确解。密网格在大多数情况下可以获得更精确的结果,但是有时候如果单元当 前的网格密度的求解结果已经非常接近理论解,再次加密网格对计算精度的提高意义不大,而且进 一步细分网格必将导致计算量的增大,尤其是在对较大的实体模型在微机上进行分析计算时,过长 的计算时间和过大的计算结果文件通常会造成许多麻烦图1模型的有限元网格在多次预分析和计算的基础上,确定的网格划分如图1所示,焊接热源沿Y正方向移动。厚度方向上单元尺寸为1.5mm。在Y方向上,单元尺寸为1 mm;在X方向上在0~6 mm范围里单元尺寸为1 mm,这个范围恰好为搅拌头轴肩和工件上表面发生接触的区域,网格细密。6 mm~20 mm,以及20 mm~50 mm范围内单元尺寸分别为2 mm和3 mm,这样既保证了焊接热源区域具有足够的网格密度,同时沿X方向上单元尺寸逐步过渡,避免了 单元的畸形。2.2物理条件物理条件给定各种有关材料的物理性能数值,包括随温度变化的函数 关系、有无内热源以及内热源的大小和分布。由于目前紫铜材料热物理性能的数据还相当缺乏,在 本计算过程中,紫铜的密度和比热等物理性能数据使用了常温下的数值,且认为这些性能不随温度 变化。对温度场计算影响最大的因素??热传导系数的取值,考虑了温度变化的影响。由于工件与 支撑板之间的接触热传导情况很复杂,在本模型中为支撑板与工件接触的上表面附近0.5mm厚 度的材料赋予一个很低的导热系数数值来模拟该部分的接触热传导。该导热系数的值,需要用实验与有限元计算相结合的方法来最终确定。进行预估算前,初步考虑该数值范围为0.1W/(m·K)~3 W/(m·K)。表1为紫铜以及不锈钢支撑板导热系数随温度变化的对应关系。表1紫铜与不锈钢热传导系数随温度的关系温度T(℃)0 100 200 300 400 600 800导热系数λ(W/(m·K))紫铜401 393 389 384 379 360 352不锈钢14.7 16.6 18.0 19.4 20.8 23.5 26.32.3时间条件对于FSW这样的瞬态热传导过程,热输入的能量与时间有直接关系,同时还需要给出实体的初始温度分布。焊接试验是在转速为950 r/m in,压力为2.0 kN,横向移动速度为37.5 mm/m in的工艺参数条件下进行的,搅拌头轴肩直径为12 mm,焊针根部直径为4.5 mm,焊针长度为3mm。在焊接的起始位置和焊接终点位置,搅拌头轴线距离工件两个端面为8 mm。计算过程中搅拌头在起始位置停留时间为4 s,整个焊接过程大约需要100 s,在搅拌头从工件中取出之后再取30 s计算工件的冷却过程。2.4边界条件边界条件描述传热过程在区域边界上的特点,热传导过程的 边界条件主要有3类,第一类给定边界上的温度,第二类给定边界上的法向热流密度,第三类边界 条件给定边界上的对流换热系数。在焊接开始前,工件温度分布均匀,与环境温度相等,取值为2 0℃。图2边界条件示意图本传热模型边界条件示意图如图2所示。图2中,②为工件上表面暴露 在空气中的部分,由于焊接时夹紧装置与工件上表面接触面积很小,本模型中不考虑该部分接触热传导。③,④,⑥为工件四周平面,这些部分满足对流边界条件,对流换热系数取值为15W/(m2·K),环境温度为20℃。⑤为两块工件接合面,该处取为绝热边界。工件下表面①与 支撑垫板之间,实际接触热传导相当复杂,是由接触材料(他们的导热系数、表面粗糙度、不平度 以及硬度)、接触压力、结合处的平均温度和缝隙内流体的性质(液体、气体、真空)是否存在氧 化皮和填隙材料等一系列因素综合决定的。在本文计算过程中用一种导热系数很低的材料来模拟工件和支撑板接触面处的热阻。分别用0.5W/(m·K),1.5 W/(m·K)以及2.5W/(m·K)等数值进行预估计算,同时利用计算结果与一部分试验测量点的结果相比较,逐步取定一个比较合适的热传导系数值。计算结果发现1.35 W/(m·K)为比较合适的数值。⑦为工件与搅拌头轴肩接触部分圆环面,⑧为搅拌头焊针外圆柱 面及端部圆面,这两个部分施加热流密度。根据前文提到的传热模型分析,如果假设焊接过程中各 接触面处的摩擦应力相等,则各接触面处产热功率之间存在一定的比例关系。根据搅拌头的尺寸,Rs=6mm,Rp=2 mm,Hp=3 mm,得出QaQt=R3s-R3pR3s+3R2pHp=84%(12)QbQt=3R2p HpR3s+3R2pHp=12%(13)QcQt=R3pRs3+3R2pHp=4%(1 4)对于Qt值的选取,同样通过实验与预估计算相结合的方法,利用不同取值下计算得到的温度与试验测量温
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