通过摩擦搅拌焊接技术设计用于高速列车的铝制空心挤压型材的结构 刘向谦、 王伟、 李彦模、 李佩月、 李耀宗、 郭晓毅、 张琳琳、 孙志华、 王高松

《Metals》：Structural Design of Aluminum Hollow Extrusions for High-Speed Trains via Friction Stir Welding Xiangqian Liu, Wei Wang, Yanmo Li, Peiyue Li, Yaozong Li, Xiaoyi Guo, Linlin Zhang, Zhihua Sun and Gaosong Wang

　　摘要：我们为高速列车的摩擦搅拌焊接空心型材设计了一种专门的结构，以满足安全和经济要求。采用顺序耦合的热机械模型来研究该结构中的热应力分布。结果表明，应力集中是导致高计算应力的最重要因素，增加支撑肋的宽度以及支撑肋前进侧的弧半径可以有效提高结构的安全性。最终得到了一个优化后的结构，并通过摩擦搅拌焊接实验验证了模拟的准确性。

1. 引言
铝制空心型材在铁路车辆制造行业中得到了广泛应用，原因有二：首先，使用铝合金可以减轻车辆重量，从而显著降低车辆生命周期能耗中的燃油消耗（占99%以上）[1,2]；其次，6000系列铝合金因其高强度/重量比、良好的延展性和成形性以及较强的耐腐蚀性而被广泛使用[3,4]。此外，空心型材能够结合梁和板的功能，由于其高刚性，从而减少了需要焊接的部件数量并大幅缩短了焊接线长度[1,5]。
摩擦搅拌焊接（FSW）作为一种固态连接技术，可以消除传统熔焊常见的缺陷，是焊接空心型材的一种有前景的方法[6,7]。FSW的技术特性表明，焊接力在焊接过程中起着关键作用。Trimble等人[8]记录了在三维坐标系中摩擦搅拌焊接AA 2024-T3板材时的力值，结果显示垂直力Fz远大于其他两个平面力（Fx和Fy），当工具（销长4.6毫米）达到4.8毫米的目标深度时，Fz达到21千牛的峰值。Astarita等人[9]研究了工艺参数对摩擦搅拌焊接AA 2024-T3板材焊接力的影响，发现需要15至18千牛的最大垂直力才能实现无缺陷焊接。这些研究表明，要获得良好的焊接效果需要相当大的焊接力。如果焊接力不足，容易形成焊接缺陷。Elangovan等人[10]使用销长5.5毫米的工具对6毫米厚的AA6061铝合金进行了摩擦搅拌焊接，并研究了轴向力对焊接质量和机械性能的影响。他们发现，当轴向力为6千牛时会出现根部缺陷甚至表面凹槽；当轴向力为7千牛和8千牛时，实现了无缺陷焊接，且轴向力为7千牛时焊接件的拉伸性能更优。然而，当将FSW应用于铝制空心型材焊接时，会遇到一些实际困难，因为FSW需要足够高的焊接力来获得良好的焊接效果，而空心型材由于缺乏支撑背板，其承载能力较低。因此，开发满足安全要求的空心型材结构设计是一个关键挑战。
迄今为止，空心型材的结构设计主要依靠经验方法或传统的试错法完成。在实际应用中，需要加工各种截面形状的空心型材，且挤压模具可能需要维修甚至重新制造。此外，还需要进行大量焊接测试来检验空心型材的安全性，这非常耗时且成本高昂。因此，需要一种能够在短时间内以低成本评估结构安全性的解决方案。一些研究者尝试使用数值模拟方法来解决这一问题。Kawasaki等人[11]根据材料选择和焊接条件设计了FSW铝合金空心型材的接头，并使用LS-DYNA建立了数值模型来研究结构中的热应力分布。模拟数据与实测数据吻合良好，表明包括接头在内的整体结构能够承受焊接载荷，适用于实际应用。Shahri等人[12,13]测试了通过FSW焊接的空心型材的疲劳性能（未提供有关结构设计的信息），并使用临界距离方法对型材进行了应力分析。他们发现失效发生在焊接接头的界面凹槽或基材的应力集中处，但该方法无法预测失效位置和疲劳极限。
总之，数值模拟已被用于研究设计型材的安全性并指导结构设计。但以往的研究仅证明了现有结构的安全性，尚未提出详细的空心型材结构设计方法。因此，在本文中，我们报道了根据安全和经济要求设计的用于高速列车的摩擦搅拌焊接空心型材，建立了热机械模型来评估不同截面形状结构的安全性，并通过摩擦搅拌焊接优化了结构设计以验证其可靠性。

2. 实验程序
2.1 材料选择与空心型材的生产
首先将AA6005A铝合金挤压成型，然后进行T6热处理（固溶处理+人工时效处理）后再进行焊接。表1列出了按重量百分比表示的化学成分和机械性能。在实际生产过程中，首先使用热顶连续铸造法生产6005A铝合金锭，然后通过数控（CNC）车床（黑龙江广达数控机床有限公司，哈尔滨）去除表面杂质（如松散层、偏析层、油污和氧化物）。接着使用感应加热炉对锭进行加热，温度范围为460–520°C，以确保锭具有足够的塑性流动能力，避免过烧和热裂纹等表面缺陷[14]。随后进行最重要的热挤压步骤：将锭放入由上模和下模组成的孔口挤压模具系统中，在460–500°C的恒定等温下以1.2–1.8米/分钟的出口速度进行挤压。之后进行水淬处理，这是一种结合固溶处理和挤压的方法，以防止Mg2Si沉淀并保持Mg和Si处于过饱和固溶状态。该技术不仅能实现所需的微观结构，还能满足现代工业对短生产周期和低成本的要求。最后，将空心型材在175°C下进行8小时的人工时效处理，以快速提高其强度。
2.2 焊接实验
为了研究空心型材的结构安全性，我们进行了摩擦搅拌焊接实验。将6005A空心型材加工成长度为300毫米、总宽度约为250毫米、对接厚度为4.7毫米的焊接样品。经过钢刷机械打磨和丙酮化学清洗后，将样品固定在焊接工作台上；无需使用背板。焊接采用FSW设备（FSW-3LM-003，北京FSW科技有限公司，北京）沿与挤压方向平行的纵向进行。焊接工具包括直径24毫米的肩部和一个圆锥形右旋螺纹销，销的中径和长度分别为8.5毫米和4.5毫米。图1展示了用于制造FSW接头的实验室夹具示意图。具体FSW参数如下：旋转速度1000转/分钟，焊接速度1000毫米/分钟，轴向力17千牛，倾斜角度1.5°。为了确保结果的可靠性，焊接实验重复进行了三次。样品制备和金相分析分别按照ASTM E3[15]和ASTM E407[16]标准进行。

3. 空心型材的结构设计
在空心型材的结构设计中，必须考虑两个主要因素：安全性和经济性（如图2所示）。第一步是从焊接力和空心型材承载能力的角度评估结构安全性。图3展示了基于多种因素确定的空心型材的截面和局部细节。首先，工具与基材之间的摩擦以及塑性变形会产生热量，FSW中的热输入远低于传统熔焊方法。最高温度范围为0.8至0.9 Tm（Tm为材料的熔点），这意味着FSW过程中不会发生熔化，也不需要填充金属材料。此外，在对接界面引入间隙可能会减少有效承载面积，从而对接头的机械性能产生负面影响[17,18]。因此，接头设计为I形，忽略加工精度时没有间隙。其次，当将不可消耗的旋转工具插入工件并用夹具固定时，通过变形材料会产生包括垂直力和平面力在内的焊接力，这些力会阻碍工具的旋转和前进，其中垂直力是实现无缺陷焊接的主要力。需要注意的是，垂直力在肩部上的分布并不均匀。众所周知，由于塑性材料在退行侧（RS）和前进侧（AS）的流动速度不同，焊接区的温度分布是不对称的，数值模拟和实验结果均证明RS区域的温度低于AS区域[19]。因此，RS区域的材料将承受更大的垂直力Fz，因为屈服强度会随温度降低而增加。基于这些考虑，支撑肋直接放置在接头线下方，承担大部分轴向力，并在RS上添加辅助肋以分担部分轴向力。辅助肋距焊接中心的距离D1决定了它承受焊接力的程度，辅助肋的功能与D1成反比。D1的值直接取决于图3b中的距离D2，且从工件组装的角度来看，D2不能接近零。第三，在角部添加了用红色和绿色椭圆标记的倒角，它们可以提高角部塑性材料的“流动性”并防止挤压过程中的某些缺陷。此外，位于支撑肋和辅助肋上的倒角（用红色椭圆标记）可以实现平滑过渡并显著降低应力集中程度。第四，其他非关键尺寸（如长度、宽度、高度和壁厚）可以根据以往的设计经验确定。

3. 结论
在空心型材的结构设计中，必须考虑安全性和经济性两个主要因素（如图2所示）。第一步是从焊接力和空心型材承载能力的角度评估结构安全性。图3展示了我们基于多种因素确定的空心型材的截面和局部细节。首先，工具与基材之间的摩擦以及塑性变形会产生热量，FSW中的热输入远低于传统熔焊方法。最高温度范围为0.8至0.9 Tm（Tm为材料熔点），这意味着FSW过程中不会发生熔化，也不需要填充金属材料。另外，在对接界面引入间隙可能会减少有效承载面积，从而对接头的机械性能产生负面影响[17,18]。因此，接头设计为I形，忽略加工精度时没有间隙。其次，当将不可消耗的旋转工具插入工件并用夹具固定时，通过变形材料会产生包括垂直力和平面力在内的焊接力，这些力会阻碍工具的旋转和前进，其中垂直力是实现无缺陷焊接的主要力。需要注意的是，垂直力在肩部上的分布并不均匀。由于RS侧和AS侧塑性材料的流动速度不同，焊接区的温度分布是不对称的，数值模拟和实验结果均证明RS区域的温度低于AS区域[19]。因此，RS区域的材料将承受更大的垂直力Fz，因为屈服强度会随温度降低而增加。基于这些考虑，支撑肋直接放置在接头线下方，承担大部分轴向力，并在RS上添加辅助肋以分担部分轴向力。辅助肋距焊接中心的距离D1决定了它承受焊接力的程度，辅助肋的功能与D1成反比。D1的值直接取决于图3b中的距离D2，且从工件组装的角度来看，D2不能接近零。第三，在角部添加了用红色和绿色椭圆标记的倒角，它们可以提高角部塑性材料的“流动性”并防止挤压过程中的某些缺陷。此外，位于支撑肋和辅助肋上的倒角（用红色椭圆标记）可以实现平滑过渡并显著降低应力集中程度。第四，其他非关键尺寸（如长度、宽度、高度和壁厚）可以根据以往的设计经验确定。在这项工作中，首先为空心挤压件设计了初始结构，并使用数值模拟方法来评估其结构安全性。通过分析模拟结果，可以找到“危险”位置，并通过改变相应位置的尺寸来进行修改。最终，提出了一种优化结构，以同时满足安全标准和经济要求，使得挤压件的局部截面面积减少了大约5%。

4. 模型描述
为了保持足够的精度并显著提高计算效率，采用了一种顺序耦合的热机械方法，该方法包括一个瞬态热传递模型和一个静态通用模型，用于研究空心挤压件中的热应力分布。也就是说，首先求解热模型（给定一个移动热源来计算温度场），然后将温度场作为载荷施加到机械模型中。在机械模型中，材料属性（屈服强度、弹性模量等）会随温度更新，但机械模型不会反过来影响热模型。

4.1. 网格划分和材料属性
空心挤压件的初始结构尺寸如图4所示。由于结构不对称性，必须对两个轮廓进行网格划分，详细的网格生成过程如图5所示。A区域的网格尺寸为1毫米×1毫米×1毫米，比B区和C区的网格更小，且A区域的长度LA大于肩部直径DS，这可以保证焊接区域的热场和应力场的计算精度。B区（B1和B2）和C区（C1和C2）的网格会变得更粗。换句话说，网格的尺寸沿横向（TD）和法向（ND）变化，但沿焊接方向（WD）不变。有限元热模型由166,428个节点和130,400个单元组成。

4.2. 热模型
在热模型中，使用表面通量qshoulder来描述肩部与工件之间的摩擦产生的表面热量，使用体通量qpin来描述塑性变形和销与工件之间的摩擦产生的内部热量。具体公式如下[21,22]：
\[q_{shoulder} = \omega \cdot r \cdot \left( \frac{R_2^2 - R_1^2}{2\alpha} \right) \cdot \left( \sigma_{s} - \sigma_{y} \right)\]
\[q_{pin} = \pi \cdot r^2 \cdot \left( \frac{R_3^2 - R_1^2}{2\alpha} \right) \cdot \left( \sigma_{p} - \sigma_{y} \right)\]
其中ω是旋转速度，r是从积分点到工具中心的距离，σs是屈服强度（根据热模型提供的瞬时温度进行更新），R1是肩部的半径，R2和R3分别是销的根部和尖端半径，α是销的锥角。

4.3. 机械模型
然后，将前一个热模型预测的热历史作为边界条件应用于机械模型。背板和夹具被视为刚性约束。力是由挤压件的热膨胀以及工具施加的向下力引起的。对于体积为V、表面积为S的介质，能量守恒方程可以表示为：
\[E = \int_V (\rho \cdot u \cdot dv + p \cdot dA)\]
其中ρ是密度，u是速度场，p是单位面积上的热流密度。根据虚功理论，结构位移ui满足以下公式：
\[u = \int_V (\sigma_i \cdot dV)\]
在MSC.MARC有限元分析中，材料被建模为具有各向同性属性的弹塑性体。采用冯·米塞斯屈服准则，各向同性硬化和应变率敏感性通过分段线性方法处理。材料属性（杨氏模量、屈服强度、热膨胀系数等）通过表格输入作为温度的函数定义。在这种设置下，屈服应力不仅取决于温度，还取决于等效应变（硬化）以及通过分段线性插值得到的等效应变率（率敏感性）。因此，屈服函数表示为：
\[σ = \sigma_0 + \alpha \cdot \epsilon_e \cdot \nabla \ln(\epsilon_e)\]
其中σ0是初始应力，σ_e是冯·米塞斯等效应力，ε_e是等效应变。

5. 结果与讨论
众所周知，由于工具的旋转和直线运动，工具会受到三个坐标轴上的力的作用，包括沿法向（ND）的垂直轴向力Fz、沿焊接方向（WD）的纵向力Fx和沿横向（TD）的横向力Fy。Fz的值远高于Fx和Fy，在工具完成插入并即将沿接头线移动时达到峰值[23,24]。此时，工具正下方的点温度将达到最高，这表明空心挤压件的承载能力最低[25]。因此，工具完成插入并准备沿WD移动的时刻可以被视为最“危险”的时刻。

作用在工件上的焊接力可以简单地分为三部分：来自肩部的σs、来自销侧的σps和来自销底部的σpb，如图6a所示。在计算轴向力时可以忽略σps，因为α非常小（sin α ≈ 0.1）。在FSW（摩擦搅拌焊接）过程中，肩部或销表面的任何一点的热量产生和传递都不可能相等，假设不同部分的应力均匀分布是不合理的。在这项工作中，工具作用区域被划分为12个同心圆，相邻圆之间的半径差均为1毫米。在每个圆环中，应力选取为四个节点（白色框）的平均温度下的屈服强度，如图6b所示。然后，将这些力作为机械边界条件施加到单元上，并通过机械模型计算结构应力。在评估挤压件的结构安全性时，允许应力与计算应力的比值应大于或等于S1，根据欧洲标准EN 12263:2010[26]，每个单独的载荷情况下S1应为1.15。根据第四强度理论，任何点的计算应力（冯·米塞斯应力）可以表示为：
\[σ = \sigma_c \cdot \left( 1 + \frac{\varepsilon_e}{\varepsilon_{eq}} \right)\]
其中σc是计算应力，σ1、σ2和σ3分别是沿x、y和z方向的 principal stresses。允许应力等于实际温度下的屈服应力σs,t。因此，安全性的验证标准可以表示为：
\[σ \leq \sigma_s,t\]

图6. (a) 作用在工件上的力的示意图；(b) 机械模型中的力分布。图7显示了各截面上计算应力的分布。可以看出，通过工具中心的纵向截面的最大计算应力仅为82.0 MPa。高应力区域位于支撑肋AS的弧过渡区域，最大值约为118.2 MPa，这表明弧的存在导致了严重的应力集中。支撑肋RS上的辅助肋承担了部分焊接力，支撑肋RS上弧过渡区域的计算应力显著降低。为了对当前结构的安全性进行定量评估，图8显示了不同深度处节点的允许应力与计算应力与焊接线距离的关系（如图7a所示）。在相同深度处，节点之间的温差很小，允许应力在很窄的范围内波动。随着深度的增加，由于热扩散和热传导，相同距离处的节点温度明显降低，允许应力也发生变化。对于计算应力，靠近焊接线的节点值高于远离焊接线的节点值，而在弧过渡区域的节点值则更高。因此，在5.4毫米和8.4毫米的深度处，允许应力与计算应力的变化趋势相反。所有计算应力峰值都位于中心，分别为55.6 MPa和61.5 MPa。相应点的允许应力分别为30.7 MPa和47.3 MPa。当深度为12.7毫米时，由于应力集中，计算应力开始急剧增加，计算应力峰值达到94.9 MPa，相应的允许应力为63.0 MPa。当深度增加到14.7毫米时，W4-R5结构中的最大应力达到118.2 MPa，这是由于最严重的应力集中，该点位于通过工具中心的横向截面上弧与线的交点处。该点的允许应力仅为83.0 MPa，远低于计算应力。在16.4毫米的深度处，计算应力峰值降至98.6 MPa，同一点的允许应力增加到97.4 MPa。总体而言，许多节点的计算应力高于其允许应力，特别是在14.7毫米深度处的节点。这表明当前结构无法承受施加的焊接力，需要进行一些修改以增加允许应力并降低节点的计算应力。前者需要降低节点的温度，后者需要扩大有效承载面积并减少应力集中。根据上述应力分析，可以看出支撑肋W的宽度和支撑肋AS上的弧半径R是影响节点允许应力与计算应力的主要因素。因此，增加W或R的尺寸不仅可以直接提高结构的承载能力，还可以由于更大的散热面积而增加节点的允许应力。为了方便起见，将W为4毫米、R为5毫米的结构称为W4-R5结构。

图7. W4-R5结构中各截面上计算应力的分布：(a) 通过工具中心的横向截面；(b) 深度为14.7毫米时的水平截面；(c) 通过工具中心的纵向截面。
图8.W4-R5结构中不同深度处，允许应力和计算应力与焊接线距离的关系：(a) 5.4毫米，(b) 8.4毫米，(c) 12.7毫米，(d) 14.7毫米，(e) 16.4毫米。图9显示了W5-R5结构各截面上计算应力的分布情况。该结构中最严重的应力集中仍然发生在穿过工具中心的横截面上的电弧与焊接线交点处，但由于W的增加，该点沿TD方向向外移动。初始整体结构的截面积为3016平方毫米，而W5-R5结构的截面积为3024平方毫米。截面积的增加使最大计算应力从118.2兆帕降低到107.6兆帕。图10显示了14.0毫米深度处节点的允许应力和计算应力。距离焊接线-3毫米的节点的允许应力增加到105.5兆帕，几乎等于最大计算应力。显然，将W增加到5毫米可以提高结构安全性，但这种改进后的结构仍处于临界状态，难以判断其是否安全。图9显示了W5-R5结构各截面上计算应力的分布：(a) 穿过工具中心的横截面，(b) 14.7毫米深度处的水平截面，(c) 穿过工具中心的纵向截面。图10显示了W5-R5结构中14.0毫米深度处节点的允许应力和计算应力与焊接线距离的关系。为了研究W和/或R对允许应力和计算应力的影响，设计了另外三种改进结构W5-R2、W5-R8和W6-R5，这些改进结构及初始结构的局部截面形状如图11所示。初始W4-R5结构的轮廓用黑线表示，不同颜色的线条用于标出改进结构。研究发现，增加W会使最大应力点沿TD方向向外移动，而增加或减少R会使最大应力点沿ND方向向上或向下移动。W5-R2、W5-R8和W6-R5结构的截面积分别为3024平方毫米、3048平方毫米和3048平方毫米。当结构设计发生变化时，最大计算应力点的深度也会发生变化，这个深度称为深度4。图12展示了不同改进结构在深度4处的节点允许应力和计算应力。可以看出，在W5-R2结构中，同一位置的最大计算应力为120.1兆帕，允许应力为104.3兆帕，表明W5-R2结构无法满足安全要求。随着W或R的增加，最大计算应力显著降低。W5-R8和W6-R5结构的最大计算应力分别为94.2兆帕和92.8兆帕，而相应的允许应力分别达到116.2兆帕和112.7兆帕。结果表明，W5-R8和W6-R5结构都能满足安全要求，最终选择W6-R5作为最优结构。图11显示了改进结构与初始W4-R5结构之间的局部截面形状对比：(a) W5-R2，(b) W5-R8，(c) W6-R5。图12展示了不同改进结构在深度4处节点的允许应力和计算应力与焊接线距离的关系：(a) W5-R2，(b) W5-R8，(c) W6-R5。随后，将空心挤压件挤压并加工成焊接样品，并进行摩擦搅拌焊接（FSW）实验以制造接头。使用电火花切割机沿焊接方向垂直切割接头进行金相分析。金相样品用金刚石膏抛光，用Keller试剂蚀刻，然后用光学显微镜观察。图13显示了接头的表面外观和宏观结构。图13a表明焊接质量良好且均匀，没有表面缺陷或过多的焊接飞边。图13b清楚地显示接头内部没有空洞或凹槽等缺陷。此外，支撑肋没有出现宏观几何变形（如弯曲、翘曲或缩颈），表明该结构在FSW过程中没有发生整体失效。还应注意的是，该结构通过了所有必要的测试，并已用于某种高速列车的制造，如图14所示。图13显示了获得的接头：(a) 表面外观，(b) (a)中的B-B截面。图14显示了应用于某种高速列车的优化结构。6. 结论：(1) 为了满足安全和经济要求，设计了专门用于摩擦搅拌焊接空心挤压件的结构。(2) 在最初设计的W4-R5结构中，最大计算应力达到118.2兆帕，相应的允许应力仅为83.0兆帕，表明初始结构无法承受施加的焊接力。(3) 通过改变W和/或R的尺寸，设计了四种改进结构W5-R5、W5-R2、W5-R8和W6-R5，最终通过比较允许应力和计算应力以及截面积，选择W6-R5结构作为最优结构。(4) 摩擦搅拌焊接技术成功应用于6005A-T6空心挤压件，所得接头的表面和截面形态良好。