搅拌针偏移量影响铝镁异质金属搅拌摩擦焊材料流动的数值模拟

Numerical Simulation Study of the Influence of the Offset of the Stirring Pin on the Material Flow in Friction Stir Welding of Aluminum and Magnesium Dissimilar Alloy

摘要: 本文采用耦合的欧拉–拉格朗日方法，构建了添加中间金属的铝镁异质合金搅拌摩擦焊的数值分析模型。针对两种不同配置进行了研究：一种是搅拌头轴线与焊缝中心线重合(配置1)，另一种是搅拌头轴线向铝合金偏置1 mm (配置2)。研究结果显示，配置1的材料流动更为充分。在前进侧，铝合金主要从搅拌头前方水平流动至后退侧；而在后退侧，一部分镁合金从搅拌头后方水平流动至前进侧，另一部分则从搅拌头后方向板厚底部流动，随后在螺纹搅拌针的作用下继续向板厚上方流动。根据材料流动范围，可将接头横截面划分为轴肩影响区和搅拌针影响区。中间金属的流动分为3个区域。配置2在轴肩影响区和搅拌针影响区的铝/镁截面都更为光滑和规则。由于材料流动的不充分，所以配置2在接头内部形成了“隧道”缺陷。

Abstract: This article uses the coupled Euler-Lagrange method to establish a numerical analysis model of friction stir welding of Aluminum and Magnesium dissimilar alloy with intermediate metal. Two different configurations are studied: one in which the axis of the stirrer is aligned with the centerline of the weld (configuration 1), and the other in which the axis of the stirrer is offset by 1mm towards the aluminum side (configuration 2). The results show that material flow is more complete in configuration 1. On the advancing side, aluminum mainly flows horizontally from the front of the stirrer to the retreating side. On the retreating side, some magnesium flows horizontally to the advancing side, while another part flows from the back of the stirrer towards the bottom of the plate thickness and then continues to flow towards the top of the plate thickness under the action of the threaded stirring needle. According to the range of material flow, the cross-section of the joint can be divided into two areas: the shoulder influence zone and the needle influence zone. The flow of intermediate metal is divided into three regions. In configuration 2, both the aluminum/magnesium cross-sections in the shoulder and needle influence zones are smoother and more regular. However, due to insufficient material flow, configuration 2 forms a “tunnel” defect inside the joint.

1. 引言

铝合金和镁合金由于具有密度低、比强度和比刚度高等优点，已被广泛应用于汽车、交通、航空航天等领域 [1] 。为进一步解决轻量化问题，铝/镁复合结构的连接问题受到广泛关注 [2] 。搅拌摩擦焊(Friction Stir Welding, FSW)作为一种先进的固相连接技术，具有焊接热输入低、接头变形小等优点，已发展为铝合金等轻合金重要的连接方法之一 [3] 。

但是，由于铝合金和镁合金在晶体结构和物化性能上的巨大差异，焊接形成铝/镁异质合金接头面临诸多挑战 [4] 。这其中，界面处连续分布的Al-Mg脆性金属间化合物(Intermetallic Compounds, IMCs)对接头性能影响最为显著。为抑制Al-Mg脆性IMCs的形成，研究人员通过试验发现，相比于减少Al/Mg界面在高温下停留的时间 [5] [6] 和外加辅助能量 [7] ，添加中间金属 [8] [9] 对抑制Al-Mg脆性IMCs的作用更为显著。

在FSW过程中，金属材料的流动行与Al/Mg脆性IMCs的形成、分布、大小密切相关 [10] 。但是由于FSW过程的复杂性，现阶段仍无法实现通过试验手段直接观察材料流动和温度分布 [11] 。而数值模拟的方法在节省试验花费的同时，可以对FSW过程中的温度分布和材料流动进行直观的、定量的分析。对于FSW的数值模拟，目前主要有计算固体力学方法(Computational Solid Mechanics, CSM)，计算流体力学(Computational Fluid Dynamics, CFD)、任意的拉格朗日–欧拉方法(Arbitrary Lagrangian-Eulerian, ALE)和耦合的欧拉–拉格朗日方法(Coupled Eulerian-Lagrangian, CEL)等 [12] 。

综上，本文拟采用耦合的欧拉–拉格朗日方法(Coupled Eulerian-Lagrangian, CEL)，以7075铝合金和AZ31B镁合金为研究对象，添加纯Zn为中间金属，对搅拌头偏移量对材料流动的影响规律进行深入探讨和分析，为铝/镁异种合金复合接头的连接提供重要的理论参考。

2. 数值模型

图1为铝镁异种材料FSW的有限元模型。整个欧拉区域包括母材、填充金属和一个空层。母材和填充金属最初填充在欧拉域指定位置，具体尺寸分别为100 mm × 49.5 mm × 3 mm和100 mm × 1 mm × 3 mm。在100 mm × 100 mm母材区域上方有一层厚度为2 mm的空层。搅拌头为拉格朗日刚体。欧拉域单元类为EC3D8RT，数量为413,842。拉格朗日刚体的单元类型为C3D4T，数量为125,987。

在整个焊接过程中，搅拌头旋转速度保持500转/分钟，焊接速度保持50 mm/分钟。配置1搅拌头轴线与焊缝中心线重合，配置2搅拌头轴线向铝合金侧偏置1 mm。搅拌头采用带螺纹形搅拌针，轴肩直径为15 mm，大端直径为4 mm，小端直径为2 mm，搅拌针长2.85 mm。

Figure 1. Aluminum and Magnesium dissimilar alloy friction stir welding CEL model

图1. 铝/镁异质合金搅拌摩擦焊CEL模型

在FSW过程中，材料的塑性流动应力、温度、塑性应变和塑性应变率之间的关系由Johnson-Cook本构方程表示，该方程如公式(1)：

(1)

其中 $\sigma$ 为流动应力， $\epsilon$ 为等效塑性应变， $\stackrel{\dot{}}{\epsilon }$ 为等效塑性应变率， ${\stackrel{\dot{}}{\epsilon }}_0$ 为参考应变率， $T_R$ 为室温， $T_M$ 为材料熔点。A，B，C，n，和m为材料常数。7075铝合金，AZ31B镁合金，Zn填充层的Johnson-Cook本构方程材料常数如表1所示。此外，材料的其它热机物理参数均与温度相关，具体如表2所示。

在FSW过程中，焊接热输入主要来源于搅拌头与母材的摩擦和母材的塑性变形。搅拌头与母材的摩擦产热由公式(2)计算：

$Q_f=\mu p\gamma$ (2)

式中： $\mu$ 为摩擦系数，本模型取0.3， $p$ 为搅拌头与母材在接触面上的法向压力， $\gamma$ 为剪切速率。

Table 1. Johnson-cook model constants for 7075, AZ31B and Zn [13]

表1. 7075铝合金，AZ31B镁合金和Zn填充层的Johnson-Cook材料参数 [13]

塑性变形产热由公式(3)计算：

$Q_p=\eta \sigma {\epsilon }_{pl}$ (3)

式中： $\eta$ 为塑性变形能量转为温度的系数，本模型取0.9， $\sigma$ 为应力， ${\epsilon }_{pl}$ 为塑性应变速率。

在FSW过程中，工件上表面与侧面直接与空气接触，换热系数设置为20 W/m²∙K。工件底面与金属夹具直接接触，换热系数设置为1000 W/m²∙K。约束欧拉域底面和侧面的自由度，上表面自由。搅拌头的旋转和移动由参考点控制。

Table 2. Thermo-mechanical properties for 7075, AZ31B and Zn [13]

表2. 7075铝合金，AZ31B镁合金和Zn填充层的热机械物理参数 [13]

3. 结果与讨论

3.1. 横截面材料分布

图2展示了两种配置情况下横截面的材料分布情况。从图2(a)和图2(c)可以看出，在配置1的情况下，整个横截面可以划分为轴肩影响区(z = 0~1.5)和搅拌针影响区(z = 1.5~3.0)。镁/铝界面呈现出弯曲状态。观察图2(b)可以发现，Zn填充金属主要分布于搅拌针影响区，在轴肩影响区并没有分布。这部分填充金属随着搅拌头的旋转流动到了其它区域。

图2(d)和图2(f)展示了配置2情况下镁/铝界面的分布情况。由于搅拌头偏置量的存在，Zn填充金属的流动性降低并阻碍了铝合金和镁合金基体流动，因此与配置1相比，配置2的镁/铝界面更加平滑，整个横截面无法区分轴肩影响区和搅拌针影响区。同时，图2(e)中Zn填充金属在轴肩影响区内没有随着搅拌头的旋转而发生流动。

综上所述，两种配置情况下横截面的材料分布存在显著差异。在配置1中，材料流动受到轴肩和搅拌针的共同影响，形成了明显的分区。而在配置2中，轴肩和搅拌针对填充金属和镁合金的流动的影响减弱，导致界面更加平滑且不易区分各区域。

Figure 2. Materials distribution in the cross section at 5 seconds of welding ((a) and (d) 7075; (b) and (e) Zn; (c) and (f) AZ31B)

图2. 焊接5 s时刻横截面不同材料分布。((a)和(d) 7075铝合金体积分数；(b)和(e)填充金属Zn体积分数；(c)和(f) AZ31B镁合金体积分数)

3.2. z = 0.8水平截面材料分布

图3展示了焊接5s时刻，z = 0.8水平截面上的材料分布情况。这一截面处于轴肩影响区，因此材料流动受到轴肩的显著影响。

观察图3(a)和图3(c)，可以看到在配置1的情况下，7075铝合金和AZ31B镁合金在轴肩外缘和内部呈现出不同的流动特征。镁合金主要沿着轴肩外缘流动，从后退侧流向前进侧，而铝合金则在轴肩内部流动，从前进侧流向后退侧。总体而言，在同一水平截面上，铝合金的流动总量超过镁合金的流动总量。结合横截面的材料分布可以推测，位于前进侧的铝合水平流动穿过焊缝中心线后，堆积于后退侧。位于后退侧的镁合金，一部分水平流过焊缝中心线后堆积于前进侧，另一部分则沿着板厚(z轴)方向流动。

图3(b)进一步揭示了配置1情况下中间填充材料的分布特征。中间材料的分布可以分为三个区域。在区域1，搅拌头正前方材料在焊接温度场作用下发生软化，随后在轴肩作用下发生塑性变形并流动到后退侧，填充材料塑性流动的范围为θ = 0~60˚ (以搅拌头圆心为原点，逆时针为正方向建立极坐标系)。而在θ为60˚~110˚的范围内，填充材料则没有分布，这部分材料随着搅拌头的旋转运动到图3(b)中的区域2。随着搅拌头不断前进，区域2中的填充材料形成了“Z”形折线。区域3为搅拌头尾部材料向前进侧流动形成的，并且这部分材料会随着搅拌头前进向板厚(z轴)方向流动。

Figure 3. Material distribution in the horizontal section of z = 0.8 at the time of 5s welding. ((a) and (d) 7075; (b) and (e) Zn; (c) and (f) AZ31B)

图3. 焊接5 s时刻z = 0.8水平截面材料分布。((a)和(d) 7075铝合金体积分数；(b)和(e) Zn中间填充材料体积分数；(c)和(f) AZ31B镁合金体积分数)

从图3(d)和图3(f)可以看到，配置2情况下整个铝/镁分界面较为光滑，材料流动范围较小，主要集中于轴肩内部区域。而图3(e)显示填充材料在θ为0˚~180˚范围内都保持连续分布，没有形成明显的3个区域。

综上，在轴肩影响区域内，材料流动受到轴肩结构的显著影响。然而，与配置1相比，配置2的材料流动性有所降低，导致整个铝/镁界面更加光滑且流动范围较小。这种流动性差异对接头力学性能具有重要影响。

3.3. z = 2.5水平截面材料分布

图4展示了焊接5 s时刻，z = 2.5水平截面的材料分布情况。在此截面上，材料流动主要受到搅拌针的影响，因此流动范围相对较小。

从图4(a)可以看到，在配置1情况下，7075铝合金在搅拌针周围持续从前进侧流动到后退侧。然而，观察图4(c)发现，在同一水平截面上，并没有相同量的AZ31B镁合金流动到前进侧。结合横截面的材料分布，可以推测镁合金先从后退侧沿着板厚(z轴正方向)方向沉积于前进侧，随后在搅拌针螺纹的作用下向板材表面(z轴负方向)流动。

如图4(b)显示填充材料在θ为0˚~180˚范围内呈现连续分布，而在其他区域则偶有分布。在配置2情况下，从图4(d)和图4(f)可以看到铝/镁界面光滑、规则。同时，在同一横截面上，7075铝合金流入后退侧的量与AZ31B镁合金流入前进侧的量大致相等，表明镁合金在板厚(z轴)方向的流动并不充分。这种流动不足的情况导致了图4(d)中的“隧道”缺陷。图4(e)显示了中间填充材料的分布同样保持连续、规则，且其他区域基本没有分布。

Figure 4. Material distribution in the z = 2.5 horizontal section at the time of 5s welding. ((a) and (d) 7075; (b) and (e) Zn; (c) and (f) AZ31B)

图4. 焊接5 s时刻z = 2.5水平截面材料分布。((a)和(d) 7075铝合金体积分数；(b)和(e) Zn中间填充材料体积分数；(c)和(f) AZ31B镁合金体积分数)

综上所述，在搅拌针影响区内，材料流动性明显弱于轴肩影响区。然而，与配置1相比，配置2的材料流动性更为受限。整个镁/铝界面呈现出光滑、规则的特点，中间材料也呈现出规则形态，这种状况对接头力学性能的影响是不利的。由于材料流动的不充分，接头形成了明显的“隧道”缺陷。

4. 结论

本文以7075铝合金和AZ31B镁合金为研究对象，添加纯Zn作为中间金属，采用CEL法构建了FSW数值分析模型，主要探讨了搅拌头偏置对材料流动的影响规律，主要结论如下：

1) 当搅拌头轴线与焊缝中心线重合时，横截面上的材料流动区域可分为轴肩影响区(z = 0~1.5 mm)和搅拌针影响区(z = 1.5~3 mm)。铝合金和镁合金基体材料流动充分，界面呈现曲折形态。当搅拌头轴线向铝合金侧偏置1mm时，镁合金和铝合金基体材料的流动受限，界面较为光滑。

2) 在轴肩影响区(z = 0.8 mm)截取水平面，当搅拌头轴线与焊缝中心线重合时，镁合金的流动集中于轴肩边缘区域，铝合金的流动则集中在轴肩内部区域。当搅拌头轴线向铝合金偏置1 mm时，同一截面上铝合金和镁合金的流动量基本相当。

3) 在搅拌针影响区(z = 2.5)截取水平面，当搅拌头轴线与焊缝中心线重合时，在同一水平截面上，铝合金的流动量大于镁合金的流动量。镁合金在水平流动的同时，还在板厚(z轴)方向发生流动。当搅拌头轴线向铝合金偏置1 mm时，由于材料流动不充分，接头形成了“隧道”型缺陷。

致谢

感谢重庆市教委科学研究项目(KJQN202203703, KJQN202203704)对本文的资助。

参考文献