周进鹏，马杰，陆晓峰，朱晓磊，王健

(南京工业大学,南京,211816)

低活化铁素体/马氏体(reduced activation ferritic/martensitic，RAFM)钢由于其高导热性、低热膨胀系数、强耐腐蚀性和良好的焊接性，被誉为未来聚变示范堆和第一座聚变动力堆的首要候选结构材料[1].RAFM 钢是在原T/P91 钢的基础上，采用W，V，Ta 等低活化元素代替Mo，Nb，Ni 等高活化元素，由于禁止奥氏体化合金元素Ni 的添加，加上焊接过程中的高温热循环，使得焊接接头组织十分复杂，室温下为马氏体，并含有少量的δ 铁素体[2].接头中δ 铁素体的存在对材料的冲击、拉伸性能均有不利的影响，还在一定程度上影响RAFM 钢焊接接头的蠕变性能[3]，往往成为整个部件过早失效的主要原因.因此，优化RAFM 钢焊接方法，通过降低峰值温度、提高冷却速率等方法，进而达到减少或抑制δ 铁素体生成的目的，是提高RAFM 钢焊接接头力学性能的关键问题.

搅拌摩擦焊(friction stir welding，FSW)作为一种新型固相连接方法，相较于传统熔化焊手段，其具有焊接峰值温度低、接头强度高和残余应力低等特点.然而根据文献[4]报道，RAFM 钢FSW 的峰值温度依然可达1 500 K 以上，进入到δ 铁素体相区，从而形成高温δ 铁素体.高恒等人[5]发现9Cr2WVTa 钢的焊缝由粗大的板条马氏体和δ 铁素体组成，焊缝冲击韧性差，其冲击吸收能量远低于母材.常规条件下，FSW 在焊接过程中难以将摩擦热以及塑性变形热通过热传导的方式迅速传递到空气中，不利于降低焊接峰值温度，不能使焊接热循环曲线迅速穿过δ 铁素体的形成温度区间.Rouzbehani 等人[6]分别在水和空气冷却工况下对7050 铝合金进行了FSW 试验，发现在水冷却条件下，FSW 接头晶粒得到了明显细化.Mofid 等人[7-9]对液氮、水和空气3 种冷却工况下，对FSW 试验进行了对比分析，结果表明，在液氮、水和空气3 种冷却工况下，随着换热系数的提高，焊接接头的冷却速率逐步提高，界面金属间化合物逐渐减少，接头性能也随之提高.

通过外加辅助冷源，对焊接接头进行定向、定点散热，可进一步高效精准调控接头δ 铁素体的形成.与传统冷却方式相比，喷雾冷却作为一种气/液两相流，通过提高液体能量，雾化成具有一定速度的液滴，喷射在需要冷却的壁面，通过对流换热、表面蒸发、壁面辐射以及二次成核等机制进行强化传热，具有最强的换热能力.喷雾冷却现象的影响因素非常多，例如喷雾高度、喷雾入角、喷雾介质、喷雾体积流量等，这些影响因素部分互相耦合，比较复杂.近年来，由许多科研工作者对喷雾冷却现象的影响因素进行了研究.Mudawar 等人[10]研究发现当改变喷雾高度时，喷射到换热表面上的流量会发生变化，当冷却介质全部落在换热表面内时，喷雾装置的冷却效果最好.Moriyama 等人[11]亦证实了喷雾完全覆盖换热面时所对应的喷雾高度为最佳高度.Visaria 等人[12]指出喷雾入射角对喷嘴临界热流密度的影响很明显.在最佳高度下，倾斜角度越大，换热效果越佳，冷却效率越好[13].Abbasi等人[14]分别改变高度、压力、倾角，得到适用范围更广的传热系数与近壁面处法向压力的经验关系式.Kurt 等人[15]研究了不同介质、不同喷雾流量下的冷却效果，结果表明，在较大喷雾流量下，冷却效果随流量升高而变强，但效果不是特别明显.Sozbir 等人[16]对不同喷雾流量的情况下进行了对比试验，并总结出沸腾情况下换热系数与介质喷雾流量成正比关系.

上述研究论述了冷源辅助搅拌摩擦焊的可行性，然而如何确定合适的工艺参数需要大量的试验进行试错.文中将模拟与试验相结合，基于计算流体力学(computational fluid dynamics，CFD)模拟手段，研究了冷却介质、喷雾流量对RAFM 钢FSW过程中峰值温度和冷却速率的影响规律.结合模拟结果进行试验验证，对比分析常规FSW 焊接接头与喷雾辅助FSW 焊接RAFM 钢接头组织、冲击韧性和显微硬度之间的关联，为核聚变反应堆安全、稳定和高效的运行提供重要的实践和理论依据.

1.1 有限元模型

采用SOLIDWORKS 三维建模软件对RAFM钢以及空气域进行建模，文中RAFM 钢材料尺寸为150 mm × 100 mm × 4 mm.喷雾喷头在搅拌头的后方，起到及时冷却工件的作用，喷雾辅助RAFM 钢FSW 示意图如图1 所示.

图1 喷雾辅助FSW 示意图Fig.1 Schematic diagram of friction stir welding assisted by spray.(a) 3D diagram;(b) 2D diagram

在Fluent 流体软件模拟中采用内部流体流动、热源位置固定的方式，降低模型的复杂程度.采用均匀六面体网格技术，进行结构网格划分.轴肩表面及搅拌针区域为热流密度加载面，计算精度要求较高，因此利用局部网格加密技术对这两个作用区域进行了局部加密处理，网格数量约为1.26 × 106个，网格质量可达0.7 以上.建立的喷雾辅助RAFM钢FSW 有限元模型网格如图2 所示.喷嘴模型并未在图中单独画出，而是采用了Fluent 中自带喷嘴模型，模拟计算时可以根据需要定义喷射点的位置、方向、孔径及雾化角等参数.

图2 FSW 流体域网格划分Fig.2 Finite element mesh of FSW fluid domain

在流场计算过程中，需要引入粘度的概念.FSW 过程中，焊接接头处于塑性流动状态，可看作为伪流体，粘度的准确预测直接关系到数值模型求解的正确性.应用Perzyna 的粘塑性计算模型[17]，粘度的计算式为

式中：μd为动力粘度；
σ为流动应力；
ε为有效应变速率.Zenner-Hollomon 场变量[18]包含了温度和应变率对流动应力的影响，定义σ为

式中：Z为Zenner-Hollomon 参数；
ε为有效应变速率；
Q为活化能；
R为气体常数；
T为温度；
A为材料常数；
a为温度相关常数；
n为温度相关净应力指数，如表1 所示[19].RAFM 钢热物理性能参数如表2 所示[20].

表1 仿真中使用的参数[19]Table 1 Parameters used in the simulation

表2 RAFM 钢的热物理性能参数[20]Table 2 Thermo-physical properties parameters for the RAFM steel

1.2 热源模型

搅拌摩擦焊是一个热塑性变形的过程，建立焊接热源的数学模型时，为了简化其它因素的影响需要做一定的假设：焊接热源是轴肩和工件、搅拌针和工件的摩擦产生的热量；
搅拌针为圆台形，忽略其螺旋线的影响；
焊接过程中不考虑辐射和相变的热影响，焊合面为绝热面.

搅拌头轴肩区域产热功率Ps为

搅拌针侧面产热功率Pp为

搅拌针底面产热功率Pb为

式中：ω为转速，400 r/min；
μ为摩擦系数，0.3；
p1为搅拌头轴向压力，20 kN；
R1为搅拌头轴肩半径，10 mm；
R2为搅拌针上半径，4.6 mm；
R3为搅拌针下半径，3 mm；
L为搅拌针长度，3.7 mm；
H为下压量，0.1 mm.

1.3 边界与加载

焊接过程中，假定工件初始温度和大气温度相同，即298 K，重力加速度设定为9.8 m/s2.模拟过程中存在温度差从而导致工件在焊接过程中有热传导，而热对流指工件与周围环境之间接触所损失的热量.在实际焊接过程中，除去焊接接头区域，工件的四周都裸露在空气中，工件上表面除与轴肩接触作为热源外，其它作为对流的边界.由于底面要和工作台接触，因此热量损失较大.对不同材料FSW 的试验与计算结果进行比较后，选定下表面的换热系数取为150 W/(m2·K)，其它壁面的换热系数取为30 W/(m2·K)[21].搅拌头及轴肩设定为旋转壁面，转速为400 r/min，其它壁面设为固定无滑移.连续相入口边界设定为入口速度60 mm/min，出口边界设定为压力出口.空气域四周采用绝热边界，液滴到达这些边界时离开计算区域，雾化液滴撞击到RAFM 钢上表面形成一层薄液膜，采用Wall-Film Model 进行处理，为解决热-固耦合的问题，将RAFM 钢上表面和空气域下表面设置为Interface面，采用Couple 连接.

2.1 模型验证

喷雾冷却辅助FSW 试验前，先进行RAFM 钢FSW 试验及其温度场的数值模拟分析.由于在试验过程中，无法直接测得焊接接头区域的温度，因此需要利用K 型热电偶在焊接接头前进侧(advancing side,AS)和后退侧(retreating side,RS)的25，30，35 mm 处(TC1～ TC6)进行温度监测，记录在FSW过程中6 个监测点的温度曲线变化，焊接板件监测点具体位置示意图如图3 所示.

图3 FSW 监测点示意图(mm)Fig.3 Schematic diagram of the FSW monitoring point

在模拟过程中，提取与测温试验中对应的6 个监测点的温度(SC1～ SC6)，并与试验结果相对比，如图4 所示.从整体温度曲线变化可以看出，AS 的温度比RS 的温度略高.从试验的温度曲线与模拟的温度曲线对比可以看出，TC1 处的峰值温度为770.9 K，升温速率为23.5 K/s，降温速率为5.9 K/s，SC1 处的峰值温度为760.6 K，升温速率为20.6 K/s，降温速率为5.3 K/s，两者的峰值温度相差10.3 K，升温速率相差2.9 K/s，降温速率相差0.6 K/s.TC4处的峰值温度为681.8 K，升温速率为16.2 K/s，降温速率为4.7 K/s，SC4 处的峰值温度为717.4 K，升温速率为17.1 K/s，降温速率为5.1 K/s，两者的峰值温度相差35.6 K，升温速率相差0.9 K/s，降温速率相差0.4 K/s.其它4 个监测点的模拟峰值温度均比试验温度高10～ 30 K，误差均在5%以内，模拟结果与试验所测得的升温速率和降温速率基本一致，从而先验证了FSW 模型的准确性.利用维乐试剂(1 g 苦味酸+5 mL 盐酸+95 mL 酒精)对焊接接头进行了金相腐蚀，获得了焊接接头横截面的宏观形貌.并与RAFM 钢FSW 数值模拟中焊接接头横截面的温度云图进行对比，如图5 所示.焊接接头宽度为20 mm，在深度2 mm 处AS 热影响区(heat affected zone，HAZ)宽度约为5.6 mm，后退侧热影响区(RS-HAZ)宽度约为5 mm，试验获得的焊接接头横截面的焊缝形状与模拟得到的横截面的温度场分布基本吻合，验证了模拟结果的准确性，说明仿真模拟中使用的热源模型可以准确的预测RAFM 钢FSW 的温度场分布情况.

图4 试验与模拟温度曲线对比Fig.4 Comparison of experimental and simulated temperature curves.(a) advancing side;(b) retreating side

图5 焊缝形状与模拟温度场分布的对比(mm)Fig.5 Comparison of the weld shape and simulated temperature field distribution

2.2 不同介质对温度场的影响

采用了Fluent 中自带喷嘴模型，喷射源到轴肩的水平距离为L，喷射源到钢板的垂直距离为H，喷射源的半喷射角α设置为45°，如图1b 所示.通过喷雾冷却对焊接接头快速冷却，因此L≤Htanα.轴肩半径R为10 mm，设H为10 mm，板厚4 mm，使喷雾尽可能靠近搅拌头，L取为10 mm，以搅拌头中心为原点，则喷射源的坐标设置为(20,0,14).喷雾冷却曲线能够直接反应喷雾冷却换热性能，在稳态条件下临界热流密度代表最佳的换热效果.相比于压缩空气喷雾，水的比热容很高，液氮(liquid nitrogen，LN2)的熔沸点很低，所以水和LN2都具有优秀的换热性能，且都是易于获得且安全的材料，所以选择水和LN2两种介质来进行模拟比较.

在相同喷射流量为0.01 kg/s 时，以水和LN2为冷却介质的喷雾冷却，焊接接头区域的温度变化如图6 所示.从图6 可以看出，以水为冷却介质可以对RAFM 钢FSW 焊接接头起到一定冷却的效果，但与不加喷雾的FSW 温度曲线相比，两条温度曲线几乎重合，这是由于RAFM 钢FSW 的产热率较高，峰值温度在1 500 K 以上，水在接触到钢板时快速蒸发，带走部分热量，但搅拌头的产热率比其临界热流密度更高，所以在低流量时，以水为冷却介质的喷雾冷却效果并不理想.

图6 不同冷却介质的冷却效果Fig.6 Cooling effect of different cooling media

以LN2为冷却介质时，从高温区的温度曲线对比可以看出，以LN2为冷却介质的喷雾对高温区的冷却效果更为明显，可以使焊接峰值温度快速降低到1 100 ℃以下，可以使焊接热循环曲线迅速穿过δ 铁素体的形成温度区间，从而减少或抑制δ 铁素体的形成.因此比较以水为介质时的喷雾冷却而言，LN2具有更好的冷却效果.

2.3 不同喷射流量对温度场的影响

通过换热机理分析，液滴冲击对流换热效果随着流量的增加而增加.经过多次对不同喷射流量的以水为冷却介质的搅拌摩擦焊的喷雾冷却的数值模拟，不同喷射流量对焊接接头的冷却效果如图7 所示.从图7 可以看出，水的喷射流量在0.01和0.001 kg/s 时，喷射流量较小，当水接触到RAFM钢上表面时全部蒸发，但由于搅拌头的产热率远高于喷雾的散热率，所以对焊接接头冷却效果较差.当喷射流量提高到0.1 kg/s 时，喷雾对焊接接头起到一定的冷却效果，这也验证了对流换热效果随着流量的增加而增加.虽然增加水的喷射流量可以进一步提高喷雾的换热效果.结合实际情况和换热机理分析，随着有效喷射流量不断增大，换热表面的液膜厚度也不断增加，阻碍了加热表面上气泡的破碎，降低了液膜的流动，也减少了液膜表面蒸发换热效果，因此水不适合作为用来RAFM 钢FSW 的喷雾冷却介质.

图7 以水为冷却介质时喷射流量对温度场的影响Fig.7 Effect of injection flow rate on the temperature field with water as the cooling medium

由于LN2的临界热流密度较大，并且在常压下，LN2的温度为77 K.当冷却介质为LN2时，介质喷射流量的大小对喷雾冷却效果影响很大，不同喷射流量对焊接接头的冷却效果对比如图8 所示.从图8 可以看出，当LN2的喷射流量在0.001 kg/s时，其对焊接接头的冷却效果不明显，随着质量流率的提高，冷却效果越明显.当LN2的喷射流量在0.01 kg/s 时，LN2冷却可以使焊接接头的高温区得到快速降温.当质量流率更大时，焊接接头瞬间冷却到室温，容易导致冷裂纹的产生.结合实际情况和模拟结果，选取质量流率为0.01 kg/s 进行喷雾冷却较为合适.

图8 以LN2为冷却介质时喷射流量对温度场的影响Fig.8 Effect of injection flow rate on the temperature field with the liquid nitrogen as the cooling medium

3.1 模拟结果与试验结果的对比分析

综合模拟仿真获得的不同冷却介质和喷雾流量对焊接工件温度场的影响结果，采用喷射流量为0.01 kg/s 的液氮辅助FSW(FSW+LN2)进行试验验证.将试验测得的温度曲线与模拟的温度曲线进行对比，如图9 所示.TC1 处的峰值温度为563.2 K，升温速率为14.5 K/s，降温速率为6.3 K/s，SC1 处的峰值温度为556.9 K，升温速率为11.1 K/s，降温速率为6.7 K/s；
TC4 处的峰值温度为543.6 K，升温速率为14.3 K/s，降温速率为5.2 K/s，SC4 处的峰值温度为542.5 K，升温速率为10.5 K/s，降温速率为7.9 K/s，其它4 个监测点的模拟峰值温度均与试验温度相差10 K 左右，误差均在5%以内，模拟结果与试验所测得的升温速率和降温速率基本一致，进一步验证了模型的准确性.综合比较常规FSW 的温度曲线和FSW+LN2的温度曲线可知，TC1 点的峰值温度由770.9 K 下降到563.2 K，升温速率由23.5 K/s 下降到14.5 K/s，降温速率由5.9 K/s提高到6.3 K/s，TC4 点的峰值温度由681.8 K 下降到543.6 K，升温速率由16.2 K/s 下降到14.3 K/s，降温速率由4.7 K/s 提高到5.2 K/s.由接头两侧的峰值温度和降温速率的对比可知，FSW+LN2焊接接头中心处的峰值温度比常规FSW 焊接接头中心处的峰值温度低，降温速率也会提高.

图9 FSW+LN2下模拟与试验温度曲线对比Fig.9 Comparison of simulated and experimental temperature curves with FSW +LN2. (a) advancing side;(b) retreating side

3.2 焊接接头显微组织

图10 为RAFM 钢FSW 和FSW+LN2焊接接头形貌.焊接接头形貌优良，无明显缺陷.FSW 接头的焊核区(stirred zone，SZ)轴肩宽度20 mm、搅拌针端部宽度4 mm，AS-HAZ 宽度约5.6 mm，RSHAZ 宽度约5 mm；
FSW+LN2的SZ 区轴肩宽度19 mm、搅拌针端部宽度4 mm，AS-HAZ 宽度约4.6 mm，RS-HAZ 宽度约4 mm.结果表明，AS-HAZ比RS-HAZ 略宽，FSW 焊接接头HAZ 比FSW +LN2焊接接头HAZ 宽，表明采用喷雾冷却可以有效缩小FSW 的HAZ.

图10 焊接接头形貌(mm)Fig.10 Morphology of welded joint. (a) FSW joints;(b) FSW+LN2joints

为进一步研究焊接接头的形貌及组织成分，分别对FSW 接头以及FSW+LN2接头进行扫描电镜(scanning electron microscope,SEM)观察及能谱分析(energy disperse spectroscopy,EDS).图11 和图12 分别为FSW 接头SEM 形貌与EDS 结果.FSW 接头组织由板条马氏体和多边形δ 铁素体组成，在SZ 区中观察到长度约40 μm 的δ 铁素体，其中δ 铁素体内部Cr 的质量分数为10.13%，高于母材(base metal,BM)平均值(9.6%).δ 铁素体周围Cr 的质量分数为9.15%，发生贫Cr 现象.

图11 FSW 接头的微观组织Fig.11 Microstructure of the FSW joint.(a) SZ;(b) HAZ;(c) BM

图12 FSW 接头的EDS 结果Fig.12 EDS results of the FSW joint.(a) EDS position;(b) EDS results of A and B points

图13 为FSW+LN2接头SEM 形貌.SZ 区为长板条状马氏体组织，马氏体板条清晰，界面处富集有少量小颗粒状碳化物颗粒.接头组织中并未发现δ 铁素体的存在，表明FSW+LN2可以有效抑制δ 铁素体的生成.

图13 液氮辅助FSW 焊接接头微观组织Fig.13 Microstructure of the liquid nitrogen-assisted friction stir welding joint.(a) SZ;(b) HAZ;(c)RS;(d) AS

3.3 冲击性能

分别对BM，FSW 接头以及FSW+LN2接头制备3 个冲击试样，并进行冲击试验，试验结果如表3 所示.BM 试样的冲击吸收能量平均值为36 J，FSW 试样的冲击吸收能量仅为23 J，冲击韧性较差；
FSW+LN2试样的冲击韧性有明显提高，达到33 J，与BM 的冲击韧性相近.

表3 不同工艺下RAFM 钢接头与母材冲击吸收能量(J)Table 3 Impact toughness of base metals and RAFM steel joints in different welding processes

为了进一步分析焊接接头韧性下降的原因，对BM、FSW 接头和FSW+LN2接头的冲击断口进行SEM 形貌比较分析，结果如图14 所示.图14a显示BM 不同倍数下的冲击试样断口，该断口呈韧窝特征，韧窝深度较浅，试样的韧窝干净、清晰，两侧剪切唇明显，是典型的韧窝聚集型断裂，属于韧性断口.图14b 显示FSW 焊接接头不同倍数下的冲击试样断口，从图中可发现明显的河流状花纹，属于准解理断裂模式，冲击韧性相对较差.图14c显示FSW+LN2焊接接头不同倍数下的冲击试样断口，韧窝相较于母材断口中的韧窝而言大而深，断口呈韧窝聚集型断裂，属于韧性断口.结果表明喷雾辅助FSW 焊接RAFM 钢可以有效保证接头的冲击韧性，实现与母材的等韧匹配.

图14 不同工艺下RAFM 钢接头与母材断口形貌Fig.14 Fracture morphology of RAFM steel joints and base metal in different processes.(a) BM;(b) FSW joint;(c) FSW+LN2joint

3.4 焊接接头硬度分布

利用HX-1000TM/LCD 型自动转塔式显微硬度计对FSW 和FSW+LN2接头的断口截面进行硬度分析.从SZ 开始硬度测量经过TMAZ 和HAZ，最后到BM 区.采用加载载荷为0.98 N，加载时间为15 s，对3 个试样每隔1 mm 测量一次硬度，所测得的硬度分布如图15 所示.由图15 可知，不同工艺下，SZ 硬度最高，随后硬度在TMAZ 与HAZ 逐渐降低，并最终进入到BM 直至稳定，BM 为焊接接头中硬度最低的部分.SZ 平均硬度约为420 HV，HAZ 平均硬度约为372 HV，BM 平均硬度约为226 HV.尽管δ 铁素体相相对较软，但是少量δ 铁素体的存在不会对焊接接头的硬度造成明显的影响.焊缝硬度高于BM 主要是马氏体的作用，焊接快速冷却过程相当于淬火过程.所以，焊接接头中的马氏体为淬火马氏体，由于大量溶质原子固溶在基体中，这些溶质原子产生固溶强化效果，从而提高了焊接接头的硬度.

图15 不同工艺下RAFM 钢接头的断口截面硬度分布Fig.15 Fracture section hardness distribution of RAFM steel joints in different processes

(1)采用Fluent 软件对RFAM 钢FSW 耦合喷雾冷却进行仿真模拟，通过试验测得选取监测点的温度曲线与模拟测得的温度曲线以及焊接接头形貌进行对比，结果表明模拟与试验的温度误差在5%以内，从而验证了模型的正确性.

(2)基于模拟给出的最优工艺参数进行试验验证，结果表明，采用FSW+LN2焊接RAFM 钢AS距离焊缝中心25 mm 处的峰值温度由770.9 K 下降到563.2 K，降温速率由5.9 K/s 提高到6.3 K/s，RS 亦相同.FSW+LN2可有效降低RAFM 钢焊接接头的峰值温度，提高焊后的降温速率，从而达到抑制δ 铁素体形成的目的.

(3)FSW+LN2焊接接头中无δ 铁素体形成，冲击韧性由常规FSW 焊接接头的冲击吸收能量23 J提升至33 J，达到与BM 等韧匹配.硬度由SZ 至BM 逐渐降低，最高硬度约为440 HV，FSW+LN2接头硬度变化趋势与常规FSW 接头基本一致.

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