2024年5月9日发(作者：合思慧)

搅拌头几何参数及倾角对搅拌摩擦r焊接质量影响的数值分析

李程锦;王陆钊;刘其鹏;杨鑫华

【摘 要】基于ABAQUS有限元软件,建立铝合金搅拌摩擦焊接过程的完全热力耦

合模型,分析了搅拌头形状尺寸以及焊接倾角对焊接质量的影响.结果表明,与无焊接

倾角和轴肩凹角的搅拌头相比,采用2°焊接倾角和80.5°轴肩凹角的搅拌头焊接时,

热塑性材料流动性更好,焊缝成型质量更好;圆锥形搅拌针焊接质量要好于圆柱形搅

拌针;焊接缺陷的产生主要是由于在焊接过程中热输入不足,前进侧达到热塑性流动

的材料不足造成.%A fully coupled thermo-mechanical model of friction stir

welding process of aluminum alloy was es-tablished by ABAQUS,and the

effect of tool shape and size,as well as welding tilted angle on welding

quality was studied. The results show that when the welding tilted angle of

2° and the shoulder concave angle of 80. 5° are adopted,the welding

quality is better than the process without tilted angle and shoulder

concave angle. In addition,the conical pin has a larger effect of friction stir

on aluminum alloy,and its welding quality is better than using cylindrical

pin. The main reasons of welding defects are that the heat input is

insufficient in welding process,and the thermoplastic flow of material on

the advancing side is shortage.

【期刊名称】《大连交通大学学报》

【年(卷),期】2017(038)005

【总页数】5页(P70-74)

【关键词】搅拌摩擦焊;搅拌头;焊接倾角;焊接质量

【作 者】李程锦;王陆钊;刘其鹏;杨鑫华

【作者单位】大连交通大学材料科学与工程学院,辽宁大连 116028;大连市轨道交

通装备焊接结构与智能制造技术重点实验室,辽宁大连116028;中车唐山机车车辆

有限公司制造技术中心,河北唐山 063035;大连交通大学材料科学与工程学院,辽宁

大连 116028;大连市轨道交通装备焊接结构与智能制造技术重点实验室,辽宁大连

116028;大连交通大学材料科学与工程学院,辽宁大连 116028;大连市轨道交通装

备焊接结构与智能制造技术重点实验室,辽宁大连116028

【正文语种】中 文

搅拌摩擦焊(Friction Stir Welding，FSW)是英国焊接研究所于1991年发明的一

项先进的固相焊接技术[1]，与传统熔化焊相比，FSW焊后变形小、生产率高、易

实现自动化等优点[2]. FSW工艺参数对焊接质量影响甚大，选择不当，会在焊缝

表面及内部出现孔洞、未焊合、飞边和沟槽等焊接缺陷，影响接头强度、可靠性及

使用寿命. 为了弄清楚焊接缺陷产生的原因，很多学者做了大量试验研究. 刘会杰

等[3]对常见的焊接缺陷展开研究，得出孔洞、未焊合、飞边和沟槽等焊接缺陷的

产生主要因为在搅拌头的作用下，焊缝处金属经历了复杂的热机响应过程，过热或

者塑性流动不足造成. 戴启雷等[4]研究了焊接速度对接头根部缺陷的影响，结果表

明：当搅拌头转速一定时，接头根部未焊透倾向随焊接速度的增加而增大. 张昭等

人[5]采用数值模拟方法，进一步研究了不同搅拌头尺寸和搅拌针形状对搅拌摩擦

焊材料变形

和温度场的影响. 王陆钊等[6]利用全热力耦合方法，得出焊接过程中铝合金充分热

塑性流动是形成致密焊缝的必要条件.

基于此前学者的研究成果，本文以热弹塑性有限元理论为基础，利用ABAQUS有

限元软件建立固体力学范畴内的搅拌摩擦焊接完全热力耦合模型，进一步分析不同

搅拌头焊接倾角、轴肩内凹角及搅拌针几何形状对6082-T6铝合金搅拌摩擦焊接

质量的影响.

1.1 基于ALE的有限元网格建模

搅拌头采用解析刚体，共计算四种搅拌头，具体尺寸见表1.轴肩端部带有1 mm

倒角，以避免计算过程中边缘处产生较大的应力集中而导致网格畸变，焊接过程如

图1所示，采用恒压下量控制.

焊件几何尺寸为40 mm×40 mm×3 mm，在焊件上预设有直径为3 mm的孔洞，

用以模拟稳定焊接阶段. 利用ABAQUS的MESH模块对几何模型进行网格划分，

如图1所示. 单元类型为八节点六面体、位移-温度耦合、线性实体减缩积分

(C3D8RT)单元，最小单元尺寸为0.18 mm×0.35 mm×0.3 mm，厚度方向划分

十层单元，共划分22 280个单元，25 322个节点.

搅拌摩擦焊接仿真过程中，搅拌头的旋转及移动会对焊件网格造成过度扭曲，本文

采用ALE自适应网格技术. ABAQUS提供的ALE自适应网格有三种边界：拉格朗

日边界，滑移边界和欧拉边界. 拉格朗日边界上网格节点即是材料物质点，能够真

实的反映材料的运动情况，但模拟搅拌头周围材料的流动情况会造成网格畸变；滑

移边界上，在滑移面的切线方向上，网格节点与材料物质点脱离，材料在网格间任

意流动而网格节点保持不动，在滑移面的法线方向上，网格节点跟随材料物质点运

动而运动，能够真实的反映材料外表面法向的运动情况；欧拉边界能够实现欧拉面

上网格节点与材料物质点的运动分离，可用于模拟材料流入、流出网格，并且新流

入的材料属性及单元属性与初始状态相同.

本文采用滑移边界和欧拉边界，如图1所示，滑移边界用来模拟搅拌摩擦焊复杂

的接触状态，欧拉边界用来等效稳定焊接时搅拌头的前进焊接.

1.2 材料模型

焊接仿真过程中，材料的热物理性能等对温度场及应力场的分布结果有着十分重要

的影响.本文针对6082-T6可热处理强化铝合金薄板展开研究，并采用与应变率相

关的Johnson-Cook本构方程对其材料建模[7].

Johson-Cook材料模型表示为三项的乘积，分别反映了应变硬化，应变率硬化和

温度软化，其流动应力表达式为：

式中,σe为Von Mises等效屈服应力；为等效塑性应变；为相对等效塑性应变率，

通常取；T*m=(T-Tr)/(Tm-Tr)为无量纲温度，其中Tm、Tr为材料的熔点和室温，

Tm=582℃,Tr=20℃；A为材料的屈服应力，A=285 MPa；B为应变硬化因数，

B=94 MPa；C为应变率敏感指数，C=0.002；m为温度软化指数，m=1.34；n

为加工硬化指数，n=0.41.

1.3 稳定极限和质量放大

全热力耦合模型涉及应力应变场和温度场间强烈的相互作用，此耦合下的计算量规

模过大，为了缩短求解时间需要预先估算增量步的最大时间步长，并据选取适当的

质量放大倍数. 本文根据应力波在材料中的传播速度及特征单元估算稳定极限，定

义如下：

式中,Δtstable为力学计算稳定极限；Lmin为网格模型中最小单元长度；Cd为材

料的纵波波速；E为材料的弹性模量；ν为材料的泊松比；ρ为材料的密度. 本文

质量放大系数为1E6，最小增量步长由10E- 8 s增加到10E- 5 s，计算速度提高

1 000倍.

1.4 接触模型

由于模拟理想的摩擦行为非常困难，本文计算中采用罚接触算法，接触的切向行为

采用经典的Coulomb摩擦定律描述，法向压力取决于求解的变量，Schmidt等[8]

采用的此种接触模型，经典Coulomb摩擦定律为：

式中,μ为摩擦系数，本文取0.3；p为搅拌头与焊件接触面间压力(MPa)，在求解

过程中取决于计算结果.

1.5 边界条件

1.5.1 位移边界条件

如图1所示，对铝合金焊件底面施加沿Z轴方向的位移约束用以等效下垫板的法

向支撑作用；对焊件平行于焊接方向的两个侧面施加Y轴方向的位移约束，用以

等效侧面夹具的固定作用；在搅拌头下压阶段和焊前停留预热阶段，约束流入、流

出面X轴方向的位移，在稳定焊接阶段，释放流入、流出面X轴方向的位移约束，

并设置焊件的流入面沿X轴负向的流入速度，以等效搅拌头的前进焊接.

1.5.2 热边界条件

在实际搅拌摩擦焊过程中，铝合金焊件与工装夹具和周围环境存在热交换的问题，

将焊件与工装夹具及空气间的热交换等效为对工件设置相应的间隙热交换系数，其

中底面的热传导系数为1 000 W/m2K，上表面和侧面的热传导系数为100

W/m2K，流入材料温度恒为20℃.

2.1 工况(一)模拟结果

采用工况(一)焊接5 s时的温度场结果如图2(a)所示. 稳定焊接时，在厚度方向上

材料的温度场分布呈碗形，轴肩内材料温度较均匀，上表面温度略高于下表面温度，

温差约为30℃，说明轴肩产热量大于搅拌针产热量；材料的最高温度位于轴肩根

部，为571.6℃，小于熔点582℃，而轴肩范围以外温度迅速降至466℃以下(熔

点的80%)，说明热输入主要来自于轴肩.由图2(b)焊接5 s时等效塑性应变场可知，

轴肩内材料在搅拌头的作用下发生剧烈的塑性变形，随着厚度的增加，等效塑性应

变逐渐减小，这说明焊缝中上部的成型受轴肩和搅拌针共同作用，焊缝中下部的成

型主要取决于搅拌针的搅拌作用，并且随着板厚的增加而减弱. 由图2(c)焊接5 s

时速度场可知，热塑性材料的线速度随轴肩半径的增加而增加，并且因焊接倾角的

存在，使搅拌头倾斜侧材料所受压力较大，所以线速度的最大值位于轴肩后沿处；

在板厚方向上，线速度随板厚的增加而减小，并且发生热塑性流动材料的分布与轴

肩和搅拌针几何形状相一致，结合温度场结果可知，焊核处的高温区域是材料热塑

性流动的保证，温度越高，达到热塑性材料越多、流动越充分，焊缝内部越不易产

生缺陷.

2.2 其余三种工况模拟结果

采用表1中2～4号工况焊接工艺参数，分别是无焊接倾角、无轴肩凹角及柱形针

的模拟结果. 图3(a)为工况(二)无焊接倾角焊接3.3 s时的等效塑性应变(PEEQ)云

图，在焊件近下表面处产生明显的焊接缺陷，这是因为当搅拌头垂直压入焊接时，

轴肩后沿对材料顶锻压力减弱使摩擦力减小、热输入减少，温度场如图3(b)所示，

焊核处温度场分布不均匀，使前进侧中下部材料未发生热塑性流动，速度场如图

3(c)所示，因此造成流动材料不足，在搅拌头后方留下的空穴未能及时填充而产生

焊接缺陷，这与严铿等[9]观察LF5铝合金FSW接头金相得到的结论相符.

图4(a)为工况(三)去除轴肩内凹角后焊接2.3 s时PEEQ云图，在焊件中下部产生

焊接缺陷. 相比于带有轴肩内凹角，当轴肩变为平台后，对塑性流动材料的聚拢性

减弱使轴肩对材料的压力减小，热输入减少，温度场如图4(b)所示，进而造成焊

核区下表面前进侧材料未发生热塑性流动，速度场如图4(c)所示，产生焊接缺陷，

与张忠科等[10]通过实验得到轴肩形状对金属流动的影响规律相同.

图5(a)为工况(四)采用圆柱形搅拌针焊接5 s时等效塑性应变云图，与比图2(b)对

比可知，由柱形针焊接的焊缝等效塑性应变均匀性要略差于锥形针，并且PPEQ

的最大值小于锥形针，这说明锥形针焊缝成型质量更好、焊缝更致密；由温度场图

5(b)与图2(a)对比可知，柱形针焊接的温度场分布与锥形针焊接的温度场分布相一

致且均匀，温度的最大值为567.9℃，略小于锥形针的571.6℃；由速度场图5(c)

与图2(c)对比可知，采用柱形针焊接，材料的线速度数值整体上要小于锥形针，

结合温度场对比结果，也可说明材料的热塑性流动性与温度密切相关.此外,王希靖

等[11]研究报道也说明了搅拌针对焊接质量有重要影响.

本文采用ABAQUS通用有限元分析软件，对6082-T6铝合金进行完全热力耦合

仿真分析，得到以下结论：

(1)在沿焊缝的横截面上温度场的分布为碗形，内凹型轴肩产热大于平台型轴肩，

锥形针产热大于柱形针；

(2)相同工艺条件下，搅拌头的焊接倾角，使轴肩对搅拌头后对方材料的顶锻压力

更大，更有利于金属的热塑性流动，焊缝成型更致密，焊接质量更好；

(3)相同工艺条件下，内凹型轴肩对热塑性材料的聚拢性更好，与金属的摩擦面积

更大，更有利于金属流动；

(4)相同工艺条件下，锥形搅拌针对金属的搅拌摩擦效果更好，焊缝的等效塑性应

变更均匀，焊接时材料的线速度更大，焊缝成型质量更好；

(5)典型的孔洞、根部未焊合等缺陷易在焊缝前进侧、中下部位产生，其原因主要

是因为在焊接过程中热输入不足，前进侧达到热塑性流动的材料不足，未能及时填

补搅拌头后方的空穴造成.

【相关文献】

[1]THOMAS W M,NICHOLAS E D,NEEDHAM J on Stir Welding:UK，

9125978.8[P].1991.

[2]杨鑫华,郭太金,许永辉,等.铝合金货车侧墙多道焊变形预测[J].大连交通大学学报,2014,35(1):81-

85.

[3]刘会杰,潘庆,孔庆伟,等.搅拌摩擦焊焊接缺陷的研究[J].焊接,2007(2):17- 21．

[4]戴启雷,王秀义,侯振国,等.焊接速度对AA6082搅拌摩擦焊接头根部缺陷及性能的影响[J].焊接学

报,2015，36(8):27- 30．

[5]张昭,刘会杰.搅拌头形状对搅拌摩擦焊材料变形和温度场的影响[J].焊接学报,2011，32(3):5- 8.

[6]王陆钊,侯振国,陈晓霞,等.铝合金搅拌摩擦焊完全热力耦合数值模拟[J].金属加工(冷加

工),2016(S1):690- 692.

[7]DAN B,SCUTELNICU E,VISAN our Simulation of Aluminium Alloy 6082-T6

during Friction Stir Welding and Tungsten Inert Gas Welding[J].Recent Advances in

Manufacturing Enginering,2011(8):103- 108.

[8]SCHMIDT H,HATTEL J.A local model for the thermomechanical conditions in friction stir

welding[J].Modelling & Simulation in Materials Science & Engineering,2005，13(1):77- 93.

[9]严铿,曹亮,陈华斌.搅拌头倾角对FSW成形和接头力学性能的影响[J].焊接学报,2005,26(12):35-

38.

[10]张忠科,王希靖.搅拌头形状对搅拌头受力和温度的影响[J].兰州理工大学学报，2010,36(4):17-

20.

[11]王希靖,李晶,达朝炳,等.FSW中搅拌针作用力及其影响的研究[J].兰州理工大学学报，

2006,32(1):11- 14.

2024年5月9日发(作者：合思慧)

搅拌头几何参数及倾角对搅拌摩擦r焊接质量影响的数值分析

李程锦;王陆钊;刘其鹏;杨鑫华

【摘 要】基于ABAQUS有限元软件,建立铝合金搅拌摩擦焊接过程的完全热力耦

合模型,分析了搅拌头形状尺寸以及焊接倾角对焊接质量的影响.结果表明,与无焊接

倾角和轴肩凹角的搅拌头相比,采用2°焊接倾角和80.5°轴肩凹角的搅拌头焊接时,

热塑性材料流动性更好,焊缝成型质量更好;圆锥形搅拌针焊接质量要好于圆柱形搅

拌针;焊接缺陷的产生主要是由于在焊接过程中热输入不足,前进侧达到热塑性流动

的材料不足造成.%A fully coupled thermo-mechanical model of friction stir

welding process of aluminum alloy was es-tablished by ABAQUS,and the

effect of tool shape and size,as well as welding tilted angle on welding

quality was studied. The results show that when the welding tilted angle of

2° and the shoulder concave angle of 80. 5° are adopted,the welding

quality is better than the process without tilted angle and shoulder

concave angle. In addition,the conical pin has a larger effect of friction stir

on aluminum alloy,and its welding quality is better than using cylindrical

pin. The main reasons of welding defects are that the heat input is

insufficient in welding process,and the thermoplastic flow of material on

the advancing side is shortage.

【期刊名称】《大连交通大学学报》

【年(卷),期】2017(038)005

【总页数】5页(P70-74)

【关键词】搅拌摩擦焊;搅拌头;焊接倾角;焊接质量

【作 者】李程锦;王陆钊;刘其鹏;杨鑫华

【作者单位】大连交通大学材料科学与工程学院,辽宁大连 116028;大连市轨道交

通装备焊接结构与智能制造技术重点实验室,辽宁大连116028;中车唐山机车车辆

有限公司制造技术中心,河北唐山 063035;大连交通大学材料科学与工程学院,辽宁

大连 116028;大连市轨道交通装备焊接结构与智能制造技术重点实验室,辽宁大连

116028;大连交通大学材料科学与工程学院,辽宁大连 116028;大连市轨道交通装

备焊接结构与智能制造技术重点实验室,辽宁大连116028

【正文语种】中 文

搅拌摩擦焊(Friction Stir Welding，FSW)是英国焊接研究所于1991年发明的一

项先进的固相焊接技术[1]，与传统熔化焊相比，FSW焊后变形小、生产率高、易

实现自动化等优点[2]. FSW工艺参数对焊接质量影响甚大，选择不当，会在焊缝

表面及内部出现孔洞、未焊合、飞边和沟槽等焊接缺陷，影响接头强度、可靠性及

使用寿命. 为了弄清楚焊接缺陷产生的原因，很多学者做了大量试验研究. 刘会杰

等[3]对常见的焊接缺陷展开研究，得出孔洞、未焊合、飞边和沟槽等焊接缺陷的

产生主要因为在搅拌头的作用下，焊缝处金属经历了复杂的热机响应过程，过热或

者塑性流动不足造成. 戴启雷等[4]研究了焊接速度对接头根部缺陷的影响，结果表

明：当搅拌头转速一定时，接头根部未焊透倾向随焊接速度的增加而增大. 张昭等

人[5]采用数值模拟方法，进一步研究了不同搅拌头尺寸和搅拌针形状对搅拌摩擦

焊材料变形

和温度场的影响. 王陆钊等[6]利用全热力耦合方法，得出焊接过程中铝合金充分热

塑性流动是形成致密焊缝的必要条件.

基于此前学者的研究成果，本文以热弹塑性有限元理论为基础，利用ABAQUS有

限元软件建立固体力学范畴内的搅拌摩擦焊接完全热力耦合模型，进一步分析不同

搅拌头焊接倾角、轴肩内凹角及搅拌针几何形状对6082-T6铝合金搅拌摩擦焊接

质量的影响.

1.1 基于ALE的有限元网格建模

搅拌头采用解析刚体，共计算四种搅拌头，具体尺寸见表1.轴肩端部带有1 mm

倒角，以避免计算过程中边缘处产生较大的应力集中而导致网格畸变，焊接过程如

图1所示，采用恒压下量控制.

焊件几何尺寸为40 mm×40 mm×3 mm，在焊件上预设有直径为3 mm的孔洞，

用以模拟稳定焊接阶段. 利用ABAQUS的MESH模块对几何模型进行网格划分，

如图1所示. 单元类型为八节点六面体、位移-温度耦合、线性实体减缩积分

(C3D8RT)单元，最小单元尺寸为0.18 mm×0.35 mm×0.3 mm，厚度方向划分

十层单元，共划分22 280个单元，25 322个节点.

搅拌摩擦焊接仿真过程中，搅拌头的旋转及移动会对焊件网格造成过度扭曲，本文

采用ALE自适应网格技术. ABAQUS提供的ALE自适应网格有三种边界：拉格朗

日边界，滑移边界和欧拉边界. 拉格朗日边界上网格节点即是材料物质点，能够真

实的反映材料的运动情况，但模拟搅拌头周围材料的流动情况会造成网格畸变；滑

移边界上，在滑移面的切线方向上，网格节点与材料物质点脱离，材料在网格间任

意流动而网格节点保持不动，在滑移面的法线方向上，网格节点跟随材料物质点运

动而运动，能够真实的反映材料外表面法向的运动情况；欧拉边界能够实现欧拉面

上网格节点与材料物质点的运动分离，可用于模拟材料流入、流出网格，并且新流

入的材料属性及单元属性与初始状态相同.

本文采用滑移边界和欧拉边界，如图1所示，滑移边界用来模拟搅拌摩擦焊复杂

的接触状态，欧拉边界用来等效稳定焊接时搅拌头的前进焊接.

1.2 材料模型

焊接仿真过程中，材料的热物理性能等对温度场及应力场的分布结果有着十分重要

的影响.本文针对6082-T6可热处理强化铝合金薄板展开研究，并采用与应变率相

关的Johnson-Cook本构方程对其材料建模[7].

Johson-Cook材料模型表示为三项的乘积，分别反映了应变硬化，应变率硬化和

温度软化，其流动应力表达式为：

式中,σe为Von Mises等效屈服应力；为等效塑性应变；为相对等效塑性应变率，

通常取；T*m=(T-Tr)/(Tm-Tr)为无量纲温度，其中Tm、Tr为材料的熔点和室温，

Tm=582℃,Tr=20℃；A为材料的屈服应力，A=285 MPa；B为应变硬化因数，

B=94 MPa；C为应变率敏感指数，C=0.002；m为温度软化指数，m=1.34；n

为加工硬化指数，n=0.41.

1.3 稳定极限和质量放大

全热力耦合模型涉及应力应变场和温度场间强烈的相互作用，此耦合下的计算量规

模过大，为了缩短求解时间需要预先估算增量步的最大时间步长，并据选取适当的

质量放大倍数. 本文根据应力波在材料中的传播速度及特征单元估算稳定极限，定

义如下：

式中,Δtstable为力学计算稳定极限；Lmin为网格模型中最小单元长度；Cd为材

料的纵波波速；E为材料的弹性模量；ν为材料的泊松比；ρ为材料的密度. 本文

质量放大系数为1E6，最小增量步长由10E- 8 s增加到10E- 5 s，计算速度提高

1 000倍.

1.4 接触模型

由于模拟理想的摩擦行为非常困难，本文计算中采用罚接触算法，接触的切向行为

采用经典的Coulomb摩擦定律描述，法向压力取决于求解的变量，Schmidt等[8]

采用的此种接触模型，经典Coulomb摩擦定律为：

式中,μ为摩擦系数，本文取0.3；p为搅拌头与焊件接触面间压力(MPa)，在求解

过程中取决于计算结果.

1.5 边界条件

1.5.1 位移边界条件

如图1所示，对铝合金焊件底面施加沿Z轴方向的位移约束用以等效下垫板的法

向支撑作用；对焊件平行于焊接方向的两个侧面施加Y轴方向的位移约束，用以

等效侧面夹具的固定作用；在搅拌头下压阶段和焊前停留预热阶段，约束流入、流

出面X轴方向的位移，在稳定焊接阶段，释放流入、流出面X轴方向的位移约束，

并设置焊件的流入面沿X轴负向的流入速度，以等效搅拌头的前进焊接.

1.5.2 热边界条件

在实际搅拌摩擦焊过程中，铝合金焊件与工装夹具和周围环境存在热交换的问题，

将焊件与工装夹具及空气间的热交换等效为对工件设置相应的间隙热交换系数，其

中底面的热传导系数为1 000 W/m2K，上表面和侧面的热传导系数为100

W/m2K，流入材料温度恒为20℃.

2.1 工况(一)模拟结果

采用工况(一)焊接5 s时的温度场结果如图2(a)所示. 稳定焊接时，在厚度方向上

材料的温度场分布呈碗形，轴肩内材料温度较均匀，上表面温度略高于下表面温度，

温差约为30℃，说明轴肩产热量大于搅拌针产热量；材料的最高温度位于轴肩根

部，为571.6℃，小于熔点582℃，而轴肩范围以外温度迅速降至466℃以下(熔

点的80%)，说明热输入主要来自于轴肩.由图2(b)焊接5 s时等效塑性应变场可知，

轴肩内材料在搅拌头的作用下发生剧烈的塑性变形，随着厚度的增加，等效塑性应

变逐渐减小，这说明焊缝中上部的成型受轴肩和搅拌针共同作用，焊缝中下部的成

型主要取决于搅拌针的搅拌作用，并且随着板厚的增加而减弱. 由图2(c)焊接5 s

时速度场可知，热塑性材料的线速度随轴肩半径的增加而增加，并且因焊接倾角的

存在，使搅拌头倾斜侧材料所受压力较大，所以线速度的最大值位于轴肩后沿处；

在板厚方向上，线速度随板厚的增加而减小，并且发生热塑性流动材料的分布与轴

肩和搅拌针几何形状相一致，结合温度场结果可知，焊核处的高温区域是材料热塑

性流动的保证，温度越高，达到热塑性材料越多、流动越充分，焊缝内部越不易产

生缺陷.

2.2 其余三种工况模拟结果

采用表1中2～4号工况焊接工艺参数，分别是无焊接倾角、无轴肩凹角及柱形针

的模拟结果. 图3(a)为工况(二)无焊接倾角焊接3.3 s时的等效塑性应变(PEEQ)云

图，在焊件近下表面处产生明显的焊接缺陷，这是因为当搅拌头垂直压入焊接时，

轴肩后沿对材料顶锻压力减弱使摩擦力减小、热输入减少，温度场如图3(b)所示，

焊核处温度场分布不均匀，使前进侧中下部材料未发生热塑性流动，速度场如图

3(c)所示，因此造成流动材料不足，在搅拌头后方留下的空穴未能及时填充而产生

焊接缺陷，这与严铿等[9]观察LF5铝合金FSW接头金相得到的结论相符.

图4(a)为工况(三)去除轴肩内凹角后焊接2.3 s时PEEQ云图，在焊件中下部产生

焊接缺陷. 相比于带有轴肩内凹角，当轴肩变为平台后，对塑性流动材料的聚拢性

减弱使轴肩对材料的压力减小，热输入减少，温度场如图4(b)所示，进而造成焊

核区下表面前进侧材料未发生热塑性流动，速度场如图4(c)所示，产生焊接缺陷，

与张忠科等[10]通过实验得到轴肩形状对金属流动的影响规律相同.

图5(a)为工况(四)采用圆柱形搅拌针焊接5 s时等效塑性应变云图，与比图2(b)对

比可知，由柱形针焊接的焊缝等效塑性应变均匀性要略差于锥形针，并且PPEQ

的最大值小于锥形针，这说明锥形针焊缝成型质量更好、焊缝更致密；由温度场图

5(b)与图2(a)对比可知，柱形针焊接的温度场分布与锥形针焊接的温度场分布相一

致且均匀，温度的最大值为567.9℃，略小于锥形针的571.6℃；由速度场图5(c)

与图2(c)对比可知，采用柱形针焊接，材料的线速度数值整体上要小于锥形针，

结合温度场对比结果，也可说明材料的热塑性流动性与温度密切相关.此外,王希靖

等[11]研究报道也说明了搅拌针对焊接质量有重要影响.

本文采用ABAQUS通用有限元分析软件，对6082-T6铝合金进行完全热力耦合

仿真分析，得到以下结论：

(1)在沿焊缝的横截面上温度场的分布为碗形，内凹型轴肩产热大于平台型轴肩，

锥形针产热大于柱形针；

(2)相同工艺条件下，搅拌头的焊接倾角，使轴肩对搅拌头后对方材料的顶锻压力

更大，更有利于金属的热塑性流动，焊缝成型更致密，焊接质量更好；

(3)相同工艺条件下，内凹型轴肩对热塑性材料的聚拢性更好，与金属的摩擦面积

更大，更有利于金属流动；

(4)相同工艺条件下，锥形搅拌针对金属的搅拌摩擦效果更好，焊缝的等效塑性应

变更均匀，焊接时材料的线速度更大，焊缝成型质量更好；

(5)典型的孔洞、根部未焊合等缺陷易在焊缝前进侧、中下部位产生，其原因主要

是因为在焊接过程中热输入不足，前进侧达到热塑性流动的材料不足，未能及时填

补搅拌头后方的空穴造成.

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