搅拌摩擦焊论文

搅拌摩擦焊论文（共10篇）

搅拌摩擦焊论文 篇1

0 引言

搅拌摩擦焊(FSW)是英国焊接研究所(TWI)于1991年发明的一种新型固相焊接方法,与传统的熔焊相比具有高效、节能、环保、接头组织缺陷少、残余应力应变小、力学性能优良以及焊接无需保护气体等一系列优点,被广泛应用于航空航天、核能、船舶、兵器工业等领域,成为现代焊接工业中不可或缺的一种精密焊接工艺[1,2,3]。搅拌摩擦焊主要利用搅拌头与焊件之间的摩擦热和剪切层内材料的塑性变形热作为焊接热源,通过搅拌头的旋转挤压作用将搅拌针前方的塑性金属挤压至后方,通过金属材料的动态再结晶过程形成固态焊缝,具体的焊接过程如图1所示。

搅拌摩擦焊接过程中的温度场分布直接影响着焊接接头的微观组织,并最终影响到接头的力学性能,同时温度场也是焊缝塑性材料流动、焊接残余应力应变、接头组织结构转变、焊接参数优化、焊接机理分析等其他相关研究的基础。开展搅拌摩擦焊温度场的研究对确定焊接参数、控制接头微观组织、优化焊接工艺、提高焊接质量等具有十分重要的理论及实际意义,因此关于搅拌摩擦焊温度场的研究得到了众多焊接工作者的关注。

1 仅考虑摩擦产热的温度场研究

在20世纪90年代,搅拌摩擦焊温度场的研究仅以摩擦产热作为焊接热源,并且大多采用自然解析法,基于经典的Rosenthal解析方程,将热源简化为移动着的点、线或面热源,建立起搅拌摩擦焊的传热模型,后来逐渐被有限元方法(FEM)或计算流体动力学方法(CFD)等数值计算方法所代替[4,5,6,7,8]。

1998年Chao等[9]提出一个耦合的传热模型来研究焊接过程中的温度场分布。模型中假设焊接过程中的全部产热来自于轴肩与工件表面的摩擦,利用实验测定结果对模型中的热输入进行修正,进而得到焊接过程中热输入的具体数值。

Zhu等[10]在上述研究基础上对304L不锈钢的搅拌摩擦焊瞬态温度场进行了数值模拟,模型中假设轴肩处摩擦产热的热流沿轴肩的半径方向呈线性分布,并利用式(1)对该热输入进行定量计算。

式中:Q为总热输入能,di为搅拌针直径,d0为轴肩直径。他们将2种不同工艺参数下的模拟温度曲线与实验温度曲线进行了对比,结果表明该模型能在一定程度上反映出焊接过程中的温度分布,但与实际情况仍有较大差距。

徐韦锋等[11]模拟了厚14mm的2219铝合金厚板的搅拌摩擦焊温度场,模型中的热源不仅考虑了轴肩处的摩擦产热,同时还考虑了搅拌针侧面与工件的摩擦热输入,并利用式(2)、式(3)对其进行计算。

他们得到的焊接速度分别为60mm/min和80mm/min时温度场分布的模拟结果如图2所示。不同焊接速度下温度场分布云图几乎相同,搅拌头插入后5s时,两种焊接速度下的温度峰值均为325℃;插入后25s时,两种焊接速度下的温度峰值仍相同,为500℃,表明焊接温度峰值温与焊接速度无关。

赵俊敏等[12]模拟了厚4mm的TC4钛合金板焊接过程中的瞬态温度场分布和各特征点的温度变化曲线。在考虑轴肩、搅拌针侧面与焊件摩擦产热的基础上,加入了搅拌针端面处的摩擦热输入,进一步完善了温度场模型。模拟结果表明:焊接过程中的温度分布呈前面小后面大的椭圆型,高温区一直随热源的移动而移动,离轴肩越近温度变化越剧烈,温度峰值也越高。

王希靖等[13]基于移动热源的特点,根据温度场的叠加原理模拟了厚3mm的LY12铝合金薄板搅拌摩擦焊接过程中的温度场稳态和瞬态分布及焊缝区各个位置的焊接热循环曲线。模型中忽略了材料的塑性变形功,将热源简化为轴肩与工件的摩擦产热和搅拌针产热,并将搅拌针产热假设为搅拌针内部的体热源来补偿搅拌针与焊件的摩擦产热,从而便于进行数值计算。

Song等[14]提出了移动坐标系下搅拌摩擦焊的三维传热模型,在热源方面进一步引入了搅拌针剪切母材的产热。图3为利用该模型计算的温度场分布,等温线呈椭圆形分布,进入准稳态后温度峰值稳定在750.2℃。此外,他们通过红外摄像机对搅拌摩擦焊接过程中的温度场进行了测量,测量结果与模拟结果的对比如图4所示。结果表明该模型能够在一定程度上描述搅拌摩擦焊接过程中的温度变化规律,但与实际温度分布相比仍存在一定的差距。

Hamilton等[15]基于单位焊接长度的能量输入,引入滑动因子的概念建立了铝合金搅拌摩擦焊的热模型,并对AA6061-T6铝合金的瞬态温度场进行了数值模拟,其不同时刻的温度场分布如图5所示。从图5中可以看出,高温区呈椭圆分布,随着焊接的进行温度峰值逐渐升高,28s达到准稳态后温度峰值维持在462.7°C。该模型在较宽的能量输入范围内能够较好地预测搅拌摩擦焊接过程中的温度峰值,但由于忽略了塑性变形产热,导致在低能量输入时预测温度低于实测温度。

2 综合考虑摩擦产热及塑性变形产热的温度场研究

随着人们对搅拌摩擦焊物理机制的深入了解,关于搅拌摩擦焊温度场分布的研究也越来越精细,2004年9月在法国召开的第五届FSW国际会议上,很多学者提出在搅拌摩擦焊温度场的研究中有必要考虑材料的塑性变形产热对温度场的影响。

Fourment等[16]利用粘弹性理论计算了搅拌摩擦焊接过程中的材料塑性变形产热,同时考虑了搅拌头轴肩及搅拌针的摩擦产热,通过摩擦产热和变形产热的简单叠加建立起搅拌摩擦焊的温度场模型。

Ulysse[17]运用三维粘塑性有限元模型模拟了搅拌摩擦焊接过程,模型中假设90%的塑性变形能转化成了热能,并利用等效应力和等效应变的乘积来计算该产热,最终得到了焊件和搅拌头的等温线分布,如图6所示,搅拌头前方的等温线较密集,温度梯度较大。在转速为8.2rad/s、焊接速度为1.4mm/s的条件下,沿焊接方向预测温度曲线与实测温度曲线的对比如图7所示,其中虚线为预测结果。从图7中可以看出,左方预测温度与实测温度相差较大,而右方相对较为吻合,但温度峰值预测过高。

Hamilton等[18]在文献[14]的基础上将塑性变形产热纳入模型的热源,利用Johnson-Cook塑性本构关系来计算屈服应力,从而计算出塑性变形热。图8为利用该模型计算的FSW温度场分布,26s后温度峰值达到稳定。由于在计算塑性热时进行了一定的简化,导致焊接过程中温度分布的模拟结果与实际情况仍有一定偏差,两者之间的对比结果如图9所示,考虑塑性变形产热的温度曲线比未考虑塑性变形产热的温度曲线略高一些;转速为225r/min和250r/min时,预测曲线与实测曲线整体较为吻合但温度峰值预测过低;而转速为300r/min和400r/min时,预测曲线低于实测曲线但温度峰值预测较准。

Hilgert等[19]采用移动几何模型及滑动粘着接触条件计算了双面搅拌摩擦焊的温度场分布,并利用式(4)计算了摩擦和塑性耗散的总产热。

undefined

式中:qtotal为总热流,undefined为剪切率,τfriction为摩擦剪应力,τyield为屈服剪应力,ωtool为角速度,r为距中心的距离。他们通过模拟得到了焊件及搅拌头上的温度分布,同时利用实验对计算结果进行了验证,结果表明在冷却过程中的计算温度偏高。

近年来,一些研究者在综合考虑摩擦和塑性变形的基础上尝试建立热力耦合的模型来描述搅拌摩擦焊的温度场分布,即在搅拌摩擦焊温度场的计算过程中同时考虑材料的应力应变状态与温度场分布之间的相互影响,从而得到热力耦合条件下的最终温度场分布。

Soundararajan等[20]采用热力模型对6061-T6铝合金的搅拌摩擦焊进行了研究,在焊件与垫板的热传导边界上分别采用了均匀和非均匀的换热接触条件,在均匀接触条件下换热系数为常数,而非均匀接触下换热系数为接触压力的函数。在焊接速度为133mm/min、转速为344r/min时,通过距焊缝6mm处特征点上温度随时间变化的计算值与实测值之间的对比,表明采用非均匀换热系数计算得到的温度变化规律较为符合实际情况。

Assidi等[21]采用ALE方法对6061铝合金搅拌摩擦焊进行了热力耦合的模拟研究,并利用Norton-Hoff粘塑性本构关系来描述焊接过程中等效应力应变与温度的关系。他们通过不同摩擦系数条件下轴肩外侧、搅拌针根部、搅拌针顶端这3点处的温度计算值与测量值之间的误差分析,得出当μ为0.25时模拟温度与实际情况最为接近,能够较好地反映出焊接过程中的温度场分布。

Kim等[22]基于弹塑性理论对AA5083-H18铝合金搅拌摩擦焊热力耦合过程进行了数值模拟研究,并得到了不同工艺参数下焊件的瞬态温度场分布,通过与Gan等[23]的实验数据进行对比,发现计算温度曲线及温度峰值与实验值吻合较好。同时指出合理的边界条件对得到准确的模拟结果有着决定性的作用。

史清宇等[24]基于ALE方法建立了热力耦合模型,对7A52铝合金搅拌摩擦焊的温度场分布进行了数值模拟,模型中假设搅拌摩擦焊接是一个滑动摩擦与粘性摩擦共存的过程,并采用修正的Coulomb摩擦定律来计算摩擦产热。单位体积内材料的塑性变形产热可利用式(5)计算得到。

undefined

式中:η为塑性变形产热系数,σ为应力,undefined为塑性应变率。温度分布的模拟结果如图10所示,两种转速下的最高温度分别为506℃和513℃,与实际焊接温度分布较为吻合。

Mendez等[25]针对搅拌针周围材料的塑性流动与传热的耦合现象进行了研究,通过一系列合理的简化假设建立了相应的解析模型,模型中利用式(6)计算剪切层内材料的塑性变形产热。

undefined

式中:undefined为剪应力,undefined为相应的剪切率,ηs为机械热效率。他们推导了单位体积产热率qc、温度峰值Ts等物理量的近似解析表征(式(7)-(9)),并通过参数fT的值来表征焊接过程中温度峰值计算结果的准确性,fT越接近1表示预测的温度峰值越准确。此模型能够比较准确地预测搅拌摩擦焊接过程中的温度峰值。

式中:undefined为单位体积产热率解析计算值,undefined为温度峰值的解析计算值,Ts为实际温度峰值,T0为剪切层外侧温度,Tm为材料的熔点,T∞为室温,τR为参考应力,ω为搅拌头旋转角速度,k0为导热系数,a为搅拌针半径,η为总热效率,K0为关于佩克莱数的贝塞尔函数,A、Q、n为Sellars-Tegart本构关系中的相关参数,R为理想气体常数,B=-exp(Q/RTm),ΔTm=Tm-T0,ΔT0=T0-T∞。

Jacquin等[26]基于合理的动力学假设建立了一种简单的三维搅拌摩擦焊热力耦合模型,模型中利用粘塑性Arrhenius定律(式(10))来计算流动应力,并利用式(11)计算单位体积材料的变形产热。

undefined

undefined

式中:σ0为流动应力,undefined为等效应变率,Γd为Taylor-Quinney参数,K为粘塑性参数,Q为激活能,R为理想气体常数。转速为400r/min时,不同焊接速度下的温度场分布模拟结果如图11所示,焊接速度越大,高温区的分布面积也越大,但温度峰值越低。图12为前进侧(搅拌头旋转速度与焊接速度同向侧)和回转侧(两者反向侧)不同测量点处的计算温度曲线与测量温度曲线的对比(为便于对比,将计算温度曲线向时间减小的方向移动了10s),可以看出前进侧温度峰值的计算值与测量值几乎相同,而回转侧计算值略低,表明该模型能够比较准确地预测焊接区域内的温度分布。

纵观搅拌摩擦焊温度场研究的发展历程,在温度场的研究中起初只考虑摩擦热输入,虽然摩擦热源的计算模型不断完善,但计算结果与实际情况仍有较大差距。后来,随着人们对搅拌摩擦焊物理机制了解的日渐深入,许多研究者认识到材料的塑性变形产热对搅拌摩擦焊温度场具有不可忽略的影响,尽管有的学者在温度场的计算中计入了材料的变形产热,但是并未深入考虑温度场与应力应变场之间的相互耦合效应。近年来,一些学者建立了热力耦合的模型来研究焊接过程中的温度场,与以往的模型相比此类模型考虑了焊接过程中温度与材料应力应变之间的相互作用,能够更准确地描述搅拌摩擦焊接过程中的温度场分布。

3 结语

搅拌摩擦焊接过程是一个极其复杂的热力耦合过程,其中搅拌头与材料摩擦产热、材料发生塑性变形并产热以及传热现象共存。该过程实质上是一个多物理场相互影响、相互耦合的过程,包括温度场、应力场、材料塑性变形流场等,在温度场地研究当中需要综合考虑各场之间的耦合制约机制方能准确地描述该过程中的温度变化规律。尽管搅拌摩擦焊的温度场研究取得了显著的进展,但仍存在许多问题亟待解决,比如怎样确定不同焊接环境与材料状态下焊件与搅拌头之间的摩擦系数,怎样确定不同工艺参数下材料发生塑性变形的区域范围,如何确定符合实际情况的材料与环境之间的换热条件,以及建立能够更好地描述材料粘塑性行为的本构关系等,这些问题尚未得到很好的解决,现阶段主要通过对其进行一定的简化假设及近似估算,从而得到温度场的分布状态。此外,目前关于同种材料搅拌摩擦焊温度场的研究较多,而异种材料的研究则相对欠缺,由于不同材料的性能具有一定的差异,因此需要建立更为精确的模型来描述异种材料搅拌摩擦焊接过程中的温度场分布。

摘要：自1991年英国焊接研究所(TWI)发明了搅拌摩擦焊(FSW)以来,许多学者对搅拌摩擦焊接过程中的温度场分布进行了大量的研究。随着人们对搅拌摩擦焊接物理机制的深入了解,描述其温度场分布的模型也越来越精确,由最初仅考虑摩擦产热,发展到综合考虑摩擦产热和材料塑性变形产热,近年来一些研究者更是尝试建立热力耦合的模型来描述其温度场分布。简要叙述了关于搅拌摩擦焊温度场研究的发展历程及研究现状。

关键词：搅拌摩擦焊,温度场,摩擦产热,塑性变形产热

搅拌摩擦焊论文 篇2

搅拌摩擦焊的技术特点是焊接金属不熔化，焊缝为锻造的细晶组织，并且作业环境不受限，适合于大型结构的焊接，同时工艺参数少、参数裕度大，焊接质量稳定，是一项高效、低成本、环保的固相焊接新技术。

正是由于搅拌摩擦焊所具有的这些技术特色和优点，这项技术被称之为焊接技术的一场革命，也使得这项技术从发明至今的短短十几年内，得到了其它焊接方法从未有过的快速发展，尤其是在国外，搅拌摩擦焊技术发展和工业应用的速度之快令人瞠目结舌。首先表现在搅拌摩擦焊应用的材料上，除了各种铝合金、镁合金和铜合金以外、钛、钢甚至高温合金等高熔点高热强金属材料的搅拌摩擦焊技术研究甚至工业应用也已经开始。当前，搅拌摩擦焊单道一次焊透铝板的能力为最厚100mm、最薄0.5mm，焊接铜板最厚达50mm，焊钛合金最厚达25mm。从焊接方法的发展来看，搅拌摩擦焊已从最初的一体式搅拌头焊接方法发展衍生出了分体搅拌头（可回抽搅拌头，固定轴肩搅拌头）式搅拌摩擦焊、双焊接头（同面共主轴反向旋转，双面双主轴）搅拌摩擦焊、双轴肩搅拌摩擦焊、高转速搅拌摩擦焊以及搅拌摩擦点焊等。由于搅拌摩擦焊是通过搅拌工具施加的运动和作用力使被焊材料形成焊缝的，焊接过程中的作用力很大，因此焊接设备本身刚性一般都很大、很笨重。但国外搅拌摩擦焊设备已从最初的类铣床结构发展出了动龙门动横梁多轴联动搅拌摩擦焊设备、机器人搅拌摩擦焊设备、移动式搅拌摩擦焊设备甚至便携式搅拌摩擦焊设备。焊接设备的发展，也使搅拌摩擦焊的适用对象从简单规则形状焊缝发展到了空间曲线焊缝的焊接和外场的维修补焊。最后，从工业应用来看，搅拌摩擦焊已在先进国家的航空、航天、兵器、电力电子、石油化工、船舶、轨道交通、汽车等制造领域得到了大量应用，应用部位已从非承力、次承力结构发展到关键承力结构上，搅拌摩擦焊在国外铝、镁等轻合金结构制造上正在成为主导甚至必选的制造技术手段。

搅拌摩擦焊论文 篇3

关键词： 双轴肩搅拌摩擦焊； 焊接工艺； 铝合金

中图分类号： TG453

Abstract： In order to weld 6 mm thick 6061-T6 Al alloy plate， bobbin-tools of various structural forms and sizes were designed and manufactured. The effects of structural forms and sizes on the welding process and the quality of the welded joint were analyzed. Two poses bobbin tool and three postures bobbin tool were designed and manufactured. The characteristics of the two forms of the structure were analyzed. Ring-shaped tool shoulder and concave-shaped tool shoulder were designed and manufactured. The results show that the quality of the weld by concave-shaped shoulder was better than ring-shaped shoulder. Four kinds of pin were designed and manufactured， those were pin with both right-hand thread and left-hand thread， pin with right-hand thread， cylinder pin and milling flat cylindrical pin. The results show that the quality of the weld by milling flat cylindrical pin was better than others. Using bobbin tool assembled by concave-shaped shoulder and milling flat cylindrical pin， 6 mm thick 6061-T6 Al alloy plates were welded under the spindle speed of 800 r/min and the welding speed of 150 mm/min. The tensile strength of the joint was 220 MPa， which was 70% of base material（Rm=315 MPa）.

Key words： bobbin friction stir welding； welding process； Al alloy

0 前言

搅拌摩擦焊（FSW）作为一种固相焊接方法，具有焊接接头成形美观、综合力学性能良好、焊接变形小、绿色环保和无需焊材等优点，适用于铝合金、镁合金、钛合金、铜合金等金属材料焊接[1-2]，因此在搅拌摩擦焊接技术诞生的20多年时间里，搅拌摩擦焊在造船、 航空、航天及轨道交通等领域获得了广泛的推广和应用[3-4]。但常规搅拌摩擦焊接过程伴随较大的顶锻力，需要对工件背部进行刚性支撑，这一特点限制了搅拌摩擦焊接工艺方法在一些复杂结构件上的应用。双轴肩搅拌摩擦焊是一种新型的搅拌摩擦焊接方式，在双轴肩搅拌头中，由一个共用的搅拌针连接上下两个轴肩，每个轴肩分别与试件的两个表面接触，下轴肩代替了背部的刚性支撑垫板。这一改进大大降低了焊接过程中的顶锻压力，提高了诸如曲线、狭小空腔及筒体等复杂结构件搅拌摩擦焊接的可操作性，同时节省了制造刚性装置的成本。双轴肩搅拌摩擦焊可以同时对工件的上表面和下表面进行焊接，从根本上消除了未焊透或根部缺陷等问题[5-8]。目前国内诸多科研机构对双轴肩搅拌摩擦焊逐步开始进行研究，研究内容涉及双轴肩搅拌摩擦焊接机理、焊接装备、焊接工艺方法和接头性能等方面。6061铝合金是国际通用铝合金，具有较好的强度和塑性，并具有一定的耐蚀性。6061铝合金在船舶、轨道车辆等行业具有广泛的应用。本文针对6 mm厚6061-T6铝合金材料，设计开发了双轴肩搅拌头，并进行双轴肩搅拌摩擦焊接工艺试验研究，分析了不同结构形式、尺寸规格的搅拌头对焊接过程和焊接接头质量的影响。通过焊接工艺试验，获得了6 mm厚6061-T6铝合金双轴肩搅拌摩擦焊接最佳工艺规范参数。

1 试验设备与材料

1.1 试验设备

试验设备采用哈尔滨焊接研究所自主设计制造的JB-25型搅拌摩擦焊机，主轴最高转速为2 500 r/min，主轴倾角为±5°，最大焊接板厚（铝合金）为25 mm。 1.2 试验材料

nlc202309051128

试验材料为6 mm厚6061-T6铝合金，主要化学成分如表1所示。

2 搅拌工具研究

搅拌工具是双轴肩搅拌摩擦焊工艺方法的核心技术，搅拌头结构、轴肩形式及尺寸、搅拌针形式及尺寸是决定摩擦产热效率和高温材料塑性流动状态的关键因素，影响搅拌摩擦焊接成形及焊接接头质量[9-11]。

2.1 搅拌头结构

双轴肩搅拌头由上轴肩、搅拌针和下轴肩三部分构成，其结构有两体式和三体式之分：两体式结构的上轴肩和搅拌针为一体，与下轴肩配合安装；三体式结构的上轴肩、搅拌针和下轴肩三者各为一体，三者通过配合安装构成搅拌头。设计制造了图1a所示的两体式搅拌头和图1b所示的三体式搅拌头。

由于两体式搅拌头上轴肩和搅拌针为一体，搅拌头上轴肩和搅拌针加工受到空间限制，机械加工性差。三体式搅拌头上、下轴肩和搅拌针分别加工，机械加工性相对较好，容易保证尺寸精度。两体式和三体式搅拌头的搅拌针和下轴肩通过螺纹进行轴向定位安装，上下轴肩间距可以根据需要调整，并采用顶丝进行紧固，三体式搅拌头上轴肩和搅拌针同样采用螺纹轴向定位安装，并用顶丝紧固。

2.2 搅拌头轴肩形式及尺寸

在双轴肩搅拌摩擦焊接过程中，轴肩主要有三方面的作用：轴肩通过与工件表面间的摩擦，提供一部分焊接热量；控制高温塑性金属材料的流动，阻止高温塑性金属材料从上下表面流出，控制焊缝成形[12]；对高温塑性金属材料施加一定的顶锻压力，提高焊缝的成形质量。在焊接过程中，上下轴肩对被焊工件同时具有热的作用和力的作用，搅拌头轴肩的形式和尺寸直接决定了摩擦热作用和力作用的大小，进而影响了摩擦焊接效率、焊缝成形、接头组织状态以及焊接缺陷的形成等问题。综合考虑轴肩对被焊工件的摩擦热作用、力作用的情况，设计了图2a、2b所示的环状轴肩和凹面轴肩，轴肩尺寸如表2和表3所示。

环状轴肩端面为两个同心环状凸起，主要尺寸参数包括环高h、内环直径d和外环直径D。搅拌头上、下轴肩采用相同的结构尺寸，针对不同结构尺寸的轴肩进行焊接工艺试验。通过试验发现，当环高h为0.5 mm时，由于环与环之间的环槽容积较大，在摩擦焊接过程中轴肩带动较多的高温塑性金属流动，金属材料流动大不容易控制，容易造成焊缝表面金属材料在返回侧堆积，而前进侧材料填充不充分，导致焊缝厚度在前进侧和后退侧产生差异，见图3a。当环高h为0.3 mm时，高温材料流动过程容易控制，表面依旧存在厚度差，但前进侧和后退侧厚度差减小。内环直径d和外环直径D大小影响摩擦产热和摩擦扭矩等热、力参数。当内环直径d为15 mm、外环直径D为21 mm时，焊缝表面宽度较大，并且摩擦扭矩较大，对搅拌针高温强度要求高，容易造成搅拌针断裂。当内环直径d为13 mm、外环直径D为19mm时，焊缝表面宽度适中，搅拌针寿命提高。试验证明，环状轴肩的尺寸参数h为0.3mm、d为13 mm、D为19 mm的环状轴肩成形相对较好，焊缝宽度适中，能够保证足够的摩擦产热量，同时摩擦扭矩不至于过大导致搅拌针断裂。但焊缝表面前进侧和后退侧高温塑性材料分布不均，产生厚度差，不容易消除。另外，外环台与轴肩边缘没有圆滑过渡，导致一部分高温金属在焊接过程中被环台排挤到返回侧形成飞边，见图3b，使焊缝区高温塑性金属材料减小，不利于焊缝成形。

鉴于环状轴肩存在的问题：焊缝表面材料流动不均及金属材料溢出，设计制造了凹面轴肩。凹面轴肩端面主要尺寸参数包括轴肩斜角α、 β，轴肩环直径d、D。凹面轴肩的设计思想是，轴肩圆环与轴肩边缘通过斜角β进行过渡，防止被焊材料过多地被排挤在焊缝边缘，有利于更多的高温塑性金属保留在轴肩凹槽内，形成焊缝，轴肩环直径d、D尺寸决定了环槽的容纳高温金属量、摩擦产热及摩擦顶锻力作用等，尺寸参数对焊接过程及接头质量影响如下：通过焊接工艺试验知，当轴肩斜角β为30°时，斜角过渡作用不明显，仍有一部分金属材料被轴肩摩擦排挤到返回侧形成较大飞边，当轴肩斜角β为15°时，大部分材料进入凹槽内部，在轴肩和搅拌针作用下形成焊缝，焊缝产生的飞边量减小。轴肩斜角α大小决定了凹槽容量，当α大小15°。轴肩环直径d为16 mm、D为20 mm时，焊缝成形良好，但焊缝宽度过大；轴肩环直径d为14 mm、D为16 mm时，在适当工艺参数下摩擦产热充分，能够满足摩擦焊接。通过工艺试验研究，当轴肩参数为表3第3组所示的参数时，具有较好的搅拌摩擦焊接成形性。从总体来看，凹面轴肩比环形轴肩焊接成形性好。

2.3 搅拌针形式及尺寸

在搅拌摩擦焊接中，搅拌针与被焊板材之间的作用力通过产热和塑性金属流动两个方面影响着整个焊接过程，围绕这两方面的影响设计了带螺纹搅拌针和圆柱搅拌针，螺纹搅拌针设计制造了正-反螺纹搅拌针（图4a）和正螺纹搅拌针（图4b），圆柱搅拌针设计制造了整圆柱型搅拌针（图4c）和圆柱铣扁搅拌针（图4d）。正-反螺纹和正螺纹搅拌针主要尺寸参数分别为螺纹尺寸M，整圆柱搅拌针主要尺寸参数为外径D，圆柱铣扁搅拌针主要尺寸参数为外径D和扁宽B。针对4种形式的搅拌针设计了不同尺寸规格，尺寸参数见表4。

针对4种不同形式的搅拌针进行焊接工艺试验，通过焊接工艺试验研究发现，正螺纹搅拌针使金属材料剧烈地朝板材上表面或下表面方向流动，当搅拌针顺时针旋转时，焊接界面产生的高温金属材料朝板材上表面流动，反之朝下表面流动。焊接界面高温金属单方向流动造成被焊工件在板厚方向上金属材料分布不均，一侧能够形成焊缝，而在另一侧由于高温金属填充不足形成表面的沟槽缺陷（图5）。在三种螺纹尺寸（M为10 mm，8 mm，6 mm）的情况下，焊接接头均会出现一侧形成焊缝，另一侧形成沟槽缺陷问题，这种形式的搅拌针焊接成形较差。为解决材料单向流动问题，设计制造了正-反螺纹型搅拌针，见图4，左侧为搅拌针的上部，为反螺纹，右侧为搅拌针下部，为正螺纹，焊接时正-反螺纹的分界位置位于板厚方向的中心。在焊接过程中，金属材料受到正、反螺纹两个相反方向的力的作用，金属材料朝相反的方向运动。当搅拌针顺时针旋转时，被焊工件上、下面金属材料在轴肩和搅拌针作用下由上下表面向中间流动，当搅拌针为逆时针旋转时，金属材料由板厚方向上的中间处向上下表面流动。通过试验发现，正-反螺纹搅拌针在焊接过程中容易在板厚的1/2位置出现未焊合缺陷，缺陷贯穿整个焊缝，出现这种问题的原因如下：当搅拌针顺时针方向旋转时，板材上下表面的材料向中间流动过程中，不能结合为一体，导致在板厚中间位置出现贯穿焊缝的隧道缺陷；当搅拌针逆时针旋转时，板厚中间位置的金属材料在搅拌针作用下，向上下表面流动，导致焊缝厚度中间位置金属材料不足，出现隧道缺陷。

nlc202309051128

圆柱型搅拌针由于没有螺纹，在焊接过程中，金属材料在板厚方向上流动不像带螺纹搅拌针那样过于剧烈，在板厚中间的位置，高温金属材料充分，并且高温金属材料在顶锻压力的作用下能够实现冶金结合，从而板材在整个厚度方向上均实现焊接，消除内部隧道缺陷。圆柱铣扁型搅拌针与整圆柱型搅拌针相比，搅拌针在转动过程中搅动的金属材料与搅拌针体积之比提高，这样有利于促进金属材料的流动，能够将更多的金属材料从返回侧带到前进侧，有利于防止隧道缺陷的产生，圆柱铣扁型搅拌针比整圆柱型搅拌针具有更好的焊接工艺性。

3 搅拌摩擦焊接工艺参数研究

通过焊接工艺试验得出，所设计的圆柱铣扁搅拌针和凹面轴肩组装成的搅拌头具有较好的焊接工艺性。应用此搅拌头对厚度为6 mm的6061-T6铝合金板材进行焊接工艺试验研究，主要工艺参数包括主轴转速vr、焊接速度vf，焊接工艺参数见表5。

由工艺试验发现，使用圆柱铣扁搅拌针和凹面轴肩组装成的搅拌头，在表8的9组焊接工艺参数下进行焊接，焊接接头上下表面均成形良好，无表面沟槽等表面缺陷。对9组焊接接头进行拉伸试验，第5组工艺参数下的焊接接头抗拉强度为220 MPa，为9组焊接接头抗拉强度的最大值，达到母材抗拉强度（母材抗拉强度为315 MPa）的70%。图6为5号工件焊接接头焊缝形貌，焊缝上、下表面仅存在较小的飞边缺陷，在焊缝尾部为搅拌针焊接结束留下的缺口。

4 结论

（1）针对6 mm厚6061-T6铝合金板，凹面轴肩比圆环状轴肩焊接成形性好。

（2）圆柱铣扁型搅拌针比正-反螺纹搅拌针、正螺纹搅拌针和整圆柱搅拌针焊接成形性好，能够有效避免焊缝隧道缺陷的产生。

（3）采用轴肩斜角α为15°、 β为15°、轴肩环直径d为14 mm、D为16 mm的凹面轴肩，和扁宽B为5 mm、直径D为8 mm的搅拌针组装成搅拌头，能够实现厚度为6 mm的6061-T6铝合金双轴肩搅拌摩擦焊接，焊接接头成形良好，无表面沟槽缺陷和内部隧道缺陷。

（4）采用凹面轴肩和圆柱铣扁搅拌针组装成的搅拌头 ，在主轴转速为800 r/min、焊接速度为150 mm/min参数下，焊接接头抗拉强度为220 MPa，达到母材抗拉强度的70%。

参考文献

[1] 裴泽慧. 搅拌摩擦焊技术在有色金属焊接上的应用[J]. 有色矿冶， 2006， 22（6）： 57-59.

[2] 傅志红，黄明辉，周鹏展，等. 搅拌摩擦焊及其研究现状[J]. 焊接， 2002， （11）： 6-10.

[3] 栾国红，季亚娟，简波. 飞机轻金属结构的搅拌摩擦焊[J]. 航空制造技术， 2006， （12）： 50-53.

[4] 都青华，王雁飞. 高速动车组车体搅拌摩擦焊工艺研究[J]. 机车车辆工艺， 2012， （5）： 4-5.

[5] 苏斌，贺地求，杨坤玉，等. 3 mm厚6061铝合金板固定双轴肩搅拌摩擦焊接头的显微组织与拉伸性能[J]. 机械工程材料， 2013，37（5）： 59-61.

[6] 张健，李光，李从卿，等. 2219-T4铝合金双轴肩FSW与常规FSW接头性能对比研究[J]. 焊接， 2008（11）： 50-52.

[7] Thomas W M， Wiesner C S，Marks D J ， et al. Conventional and bobbin friction stir welding of 12% chromium alloy steel using composite refractory tool materials[J]. Science and Technology of Welding and Joining，2009，14（3）：247-253.

[8] Hilgert J. Modeling bobbin tool friction stir welding [D]. Technische Universit？覿t Hamburg-Harburg， 2009.

[9] 张武，柯黎明，邢丽. 搅拌摩擦焊焊缝横截面塑性材料迁移行为分析[J]. 材料工程，2008，（2）：62-66.

[10] 王希靖，李晶，达朝炳. 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.

[11] 刘日明，孙成凯，党青敏，等. 搅拌摩擦焊工具的研究现状[J]. 机械设计与制造，2004（4）：45-46.

[12] 王大勇，冯吉才，王攀峰，等. 搅拌摩擦焊用搅拌头研究现状与发展趋势[J]. 焊接，2004（6）：6-10.

搅拌摩擦焊论文 篇4

搅拌摩擦焊 (friction stir welding, FSW) 是英国焊接研究所发明的一种焊接工艺, 该技术自问世以来, 就因其独特的优点而受到焊接界的广泛关注[1,2,3]。搅拌摩擦焊焊缝塑性金属的迁移行为直接关系到焊缝成形, 在焊缝中出现的孔洞、沟槽、弱结合等缺陷[4,5,6]也与焊缝塑性金属迁移有密切关系。柯黎明等[7]提出了搅拌摩擦焊“抽吸-挤压”理论, 该理论可以用来解释搅拌摩擦焊焊接过程中高温塑化金属在焊缝厚度方向形成的剧烈环形迁移行为。Midling等[8]在不同焊接参数下研究了热量的变化趋势, 认为采用较大的旋转速度和较小的焊接速度时, 热输入量较大, 而焊接速度较大、旋转速度较小时, 单位长度焊缝上所得到的热输入量明显不足, 无法实现焊接。Guerra等[9]采用标示材料法研究搅拌针周围的材料流动, 认为在螺纹的作用下, 旋转区的塑性金属向下迁移, 焊缝底部旋转区外围的金属则向上、向外迁移。Bendzsak等[10]用流体力学软件STIR-3D进行模拟, 发现轴肩下方材料的流动方向与搅拌头旋转方向一致, 搅拌针端部材料被搅拌针挤出, 而在搅拌针与轴肩过渡区, 材料的流动形态呈现混乱状。王峰[11]研究了工艺参数对金属迁移行为的影响, 发现在一定的焊接速度下, 焊核体积随着搅拌头旋转速度的增加而增大;在一定的旋转速度下, 焊核体积随着焊接速度减小而增大。以上研究只是对搅拌摩擦焊焊接过程中材料的迁移规律及工艺参数对材料迁移规律的影响作了初步探索, 而没有在工艺参数对焊缝形貌的影响方面进行深入的研究。

笔者在利用左螺纹圆柱搅拌头进行焊接试验的基础上, 观察分析焊缝宏观形貌, 研究工艺参数对搅拌摩擦焊焊缝形貌的影响。

1 实验条件与方法

实验材料为LY12 (M) 铝合金, 此种铝合金具有较高的强度和良好的热加工性能, 常用于承受较大载荷的结构件中, 如飞机蒙皮、翼梁、壁板等。但其熔点低、热导率较高、线膨胀系数大、与氧的亲和力大, 采用传统的熔焊方法焊接时形成裂纹的倾向较大。试件尺寸为250mm×70mm×8mm。搅拌摩擦焊试验在X53K型立式铣床上进行, 采用带左螺纹圆柱搅拌针的搅拌头 (下文简称左螺纹圆柱搅拌头) , 搅拌针直径为8mm、长度为7mm, 搅拌头轴肩直径为24mm。焊接时, 搅拌头顺时针旋转, 搅拌头的倾角为2°, 搅拌头的旋转速度为750r/min, 改变焊接速度和搅拌头轴肩对工件的下压量, 研究工艺参数对塑性金属迁移行为的影响。

焊前用丙酮清洗试件表面, 去除表面油污及杂质。焊后, 沿垂直于焊接方向截取焊缝试块, 用于制备金相试样, 试样用keller试剂腐蚀, 观察不同参数下焊缝横截面形貌, 并分析不同工艺参数下焊核形状和轧制流线变形的差异, 研究焊接参数对搅拌摩擦焊焊缝形貌的影响规律。

2 试验结果分析

2.1 焊缝横截面宏观形貌

图1所示为搅拌头旋转速度ω=750r/min, 焊接速度v=47.5mm/min, 轴肩下压量L=0.5mm时, 焊接得到的焊缝横截面形貌, 图中AS表示前进边 (advancing side) 、RS表示回撤边 (retreating side) 。从图1可见, 焊缝横截面上的焊核呈不规则的扁形体, 其内部有“洋葱瓣”花纹, 位于焊核上方呈不规则紊流状的部位称为紊流区, 紊流区上方的扇形区域为搅拌头轴肩影响区。母材金属有较清晰的轧制流线, 焊接后原有的轧制流线将产生弯曲变形。由图1可知, 在焊核两侧附近热力影响区, 母材金属轧制流线发生弯曲, 且距离焊核越近, 轧制流线的弯曲程度越大, 而焊核两侧接近焊缝上表面的母材金属受到轴肩影响区的阻碍作用, 这使得轧制流线向下弯曲并延伸至紊流区。在前进边和回撤边, 焊核底部都有包铝层伸入。

2.2 焊接速度对焊缝形貌的影响

图2所示为搅拌头旋转速度ω=750r/min, 轴肩下压量L=0.5mm时, 不同焊接速度下的焊缝横截面形貌。为便于分析焊缝金属的塑性迁移, 用H、h分别表示回撤边和前进边的焊核高度, 用W表示焊核的最大宽度。图2中的点划线表示搅拌针的中心, 虚线表示焊核的中心, δ为焊核中心偏向回撤边的距离。由图2可见, 焊核关于搅拌针中心不对称, 且焊核中心偏向回撤边, 在热力影响区, 原始轧制流线发生弯曲, 回撤边轧制流线的弯曲程度较前进边的大, 回撤边焊核的高度明显大于前进边。随着焊接速度增大, 焊核的面积减小, 焊缝外侧的轧制流线弯曲程度也随着焊接速度的增大而减小。这些都说明回撤边焊核金属的挤压变形程度比前进边大。

图3所示为焊接速度对焊核形状参数的影响, 从图3a可以看出, 随着焊接速度的增大, 回撤边焊核高度均减小, 前进边的焊核高度变化不大。即随着焊接速度的增大, 回撤边的塑性金属向上迁移程度逐渐减小, 前进边金属向上迁移程度变化不大。由图3b可见, 焊核宽度随焊接速度增大而减小。如图3c所示, 焊核中心偏离搅拌针中心的距离也呈现出随焊接速度增大而减小的趋势。

回撤边金属的挤压变形比前进边的大且焊核中心偏向回撤边的原因是, 搅拌针前方的金属受到搅拌针行进过程中的挤压力和搅拌针旋转过程中的剪切力[12], 这两个力的合力导致焊缝关于搅拌针中心不对称, 塑性金属的变形更容易在回撤边发生。又由于回撤边的温度比前进边的温度高, 金属的变形抗力随着温度的升高而减小, 因此回撤边的金属也比前进边多。

焊接速度对焊缝形状参数影响的原因是, 当焊接速度增大时, 单位长度焊缝上搅拌头旋转摩擦次数减小, 导致焊缝金属的热输入量减少的同时, 位于螺纹间隙的塑性金属向下迁移量也小, 从而使得累积在焊缝底部的金属对焊核外侧的塑性金属的挤压力减弱, 焊核塑性金属的迁移量随之减小, 因此焊核的宽度、高度及焊核中心偏向回撤边的距离都减小。

2.3 轴肩下压量对焊缝形貌的影响

图4所示为焊接速度v=60mm/min, 搅拌头旋转速度ω=750r/min, 不同下压量时的焊缝横截面形貌。由图4可见, 当下压量从0.1mm增加到0.5mm时, 在焊缝的紊流区均有缺陷, 紊流区组织随着轴肩下压量的增大而更加致密, 紊流区、母材及焊核的交界处金属结合不紧密, 在三者的交界处有孔洞, 孔洞随着下压量的增大而减小, 回撤边热力影响区的轧制流线的弯曲程度随着轴肩下压量的增加而增大。当下压量为0.5mm时, 焊缝变得致密。

图5所示为轴肩下压量对焊核形状参数的影响。从图5a可以看出, 随下压量增大, 回撤边焊核高度先增大后减小, 这说明回撤边塑性金属向上迁移程度先增大后减小。从图5b、图5c可以看出, 随着轴肩下压量的增大, 焊核宽度及焊核中心偏向回撤边的距离均增大。

采用搅拌摩擦焊进行焊接时, 搅拌头轴线均向焊缝后方倾斜一个角度, 当搅拌头沿焊接方向行进时, 轴肩对其下方金属有斜向下的挤压力, 其水平方向和竖直方向的分量分别为Ps、Fs, 如图6所示, 在轴肩挤压力的作用下, 轴肩下方金属将朝下和朝前迁移。当搅拌头沿焊接方向行进时, 轴肩的后方将产生瞬时空腔, 若轴肩下压量选取合适, 轴肩前沿通常高于被焊金属表面, 因此轴肩后半圆区域内, 焊缝金属受轴肩挤压而向下迁移并填充瞬时空腔, 合适的轴肩下压量将促进塑性金属在焊缝厚度方向上的迁移。

轴肩下压量对焊缝形貌产生影响的原因是, 随着下压量的增大, 轴肩对焊缝金属挤压力增大, 从而促进焊缝金属向下迁移, 同时, 轴肩与工件接触面积增大, 轴肩与工件摩擦产生大量的热, 使被焊金属软化而更易于迁移, 厚度方向金属迁移量增大, 导致塑化金属更多地集聚到回撤边, 使得焊核宽度及焊核中心偏向回撤边的距离增大。轴肩端面与焊缝表面紧密接触, 使塑性金属能在一个密闭的区域内流动, 保证塑性金属填充搅拌头行进过程中留下的瞬时空腔, 避免缺陷的产生, 使焊缝的致密度提高。如果下压量过小, 轴肩对工件的挤压力和接触面积都减小, 甚至对焊缝表面起不到封闭作用, 使整个焊缝出现组织疏松、孔洞缺陷。

3 结论

(1) 采用左螺纹圆柱形搅拌头进行焊接, 形成的焊核关于搅拌针中心不对称, 回撤边塑性金属迁移程度大于前进边。

(2) 搅拌头旋转速度为750r/min, 轴肩下压量为0.5mm时, 若焊接速度从47.5mm/min增大到118mm/min, 则回撤边塑性金属向上迁移程度减小, 焊核宽度减小, 焊核中心偏向回撤边的距离也减小。

(3) 搅拌头旋转速度为750r/min, 焊接速度为60mm/min时, 若轴肩下压量从0.1mm增加到0.5mm, 则焊核宽度和焊核中心偏向回撤边的距离都增大, 回撤边塑性金属向上迁移程度先增大后减小。

参考文献

[1]Ma Z Y.Friction Stir Processing Technology:a Re-view[J].Metallurgical and Materials Transactionsa, 2008, 39A:642-658.

[2]Lombard H, Hattingh D G, Steuwer A, et al.Opti-mising FSW Process Parameters to Minimise De-fects and Maximise Fatigue Life in 5083-H321 A-luminium Alloy[J].Engineering Fracture Mechan-ics, 2007, 75 (3/4) :341-354.

[3]Xu S, Deng X, Reynolds A P, et al.Finite ElementSimulation of Material Flow in Friction Stir Welding[J].Science and Technology of Welding and Join-ing, 2001, 6 (3) :191-193.

[4]李兵, 谢里阳, 王磊, 等.2A12铝合金搅拌摩擦焊孔洞和沟槽缺陷分析[J].轻合金加工技术, 2008, 36 (5) :43-46.

[5]严铿, 马志新, 张健.包铝层对搅拌摩擦焊接接头力学性能的影响[J].材料工程, 2008 (9) :44-47.

[6]徐爱杰, 刘鸽平, 李程刚, 等.搅拌摩擦焊缺陷补焊工艺及性能分析[J].宇航材料工艺, 2006 (增刊Ι) :93-95.

[7]柯黎明, 潘际銮, 邢丽, 等.摩擦焊焊缝金属塑性流动的抽吸-挤压理论[J].机械工程学报, 2009, 45 (4) :89-94.

[8]Midling O T, Oosterkamp L D, Bersaas J.FrictionStir Welding Aluminum-Process and Applications[C]//Proc.INALCO-7.Cambridge, 2004:161-169.

[9]Guerra M, Schmidt C, McClure J C, et al.Flow Pat-terns during Friction Stir Welding[J].MaterialCharacterization, 2002, 49 (2) :95-101.

[10]Bendzsak G J, Smith C B, North T H.An Experi-mentally Validated 3D Model for Friction StirWelding[C]//TWI 2nd International Symposiumon Friction Stir Welding.Gothenburg, Sweden, 2000:411.

[11]王峰.搅拌摩擦焊焊缝塑化金属流动形态的研究[D].南昌:南昌航空工业学院, 2005.

搅拌摩擦焊论文 篇5

动态控制低应力无变形搅拌摩擦焊技术

基于动态低应力无变形技术的原理,设计开发了用于FSW的阵列式射流冲击热沉系统,该系统可有效减小搅拌摩擦焊接头残余应力,实现FSW薄壁结构的低应力无变形焊接.动态低应力无变形技术不仅可以提高6082-T6铝合金FSW接头性能,而且与搅拌摩擦焊的`工艺适用性好,因此具有较好的技术经济价值和良好的应用前景.

作 者：李光 李从卿 董春林 栾国红  作者单位：北京航空制造工程研究所 刊 名：航空制造技术  ISTIC英文刊名：AERONAUTICAL MANUFACTURING TECHNOLOGY 年，卷(期)： “”(z1) 分类号：V2 关键词：搅拌摩擦焊   动态低应力无变形技术   阵列式射流冲击热沉  

搅拌摩擦焊论文 篇6

关键词：搅拌摩擦焊,城轨车辆,焊接技术,缺陷,质量控制

1 概述

搅拌摩擦焊 (FSW) 是英国焊接研究所 (TWI) 于1991年发明的一种新型固相焊接技术, 以其特殊的焊接机理及优良的焊接性能倍受青睐, 尤其在铝合金的焊接上取得巨大成功。

在轨道车辆方面, 欧洲、日本的著名列车制造商都在采用FSW技术。FSW在列车中的应用部位广泛, 涉及的焊接位置有:顶板、壁板、地板、列车底架、以及最终组装。国内轨道车辆应用FSW是近5年才发展起来的, 2010年在南车株洲电力机车有限公司率先实现了工程化应用, 后续也在国内各轨道交通装备制造厂家得到不同程度的应用和推广。

2 搅拌摩擦焊技术在城轨车辆上的应用

随着铝型材挤压技术的发展, 城轨车辆车体广泛采用大断面铝合金预制挤压型材。搅拌摩擦焊技术在铝合金车体中的应用部位广泛, 可方便、有效的实现单层、双层铝合金预制型材的连接。目前已得到应用的焊接位置有:顶板、侧墙板、地板、底架部件等。按接头形式可分为单层和双层, 图1是单层结构接头形式, a为车体底架某部件接头结构, b为车体顶盖接头结构, 图2为典型的双层结构接头形式, 在整个车体的双层型材结构中均适用。

3 铝合金车体FSW常见缺陷

铝合金搅拌摩擦焊常见的缺陷有未焊透、隧道型缺陷、裂纹状、尾孔、表面沟槽、焊接塌陷、飞边、弱连接、背面穿透缺陷、钩等, 详细可查阅相关标准和论文。

4 搅拌摩擦焊质量控制

搅拌摩擦焊是机械化的焊接方法, 如果采用专用焊接设备和优化的焊接参数进行焊接, 焊接质量一般都能得到保证。在焊前、焊时、焊后三个阶段都应得到足够重视, 对其进行质量控制。

4.1 焊前质量控制

焊前质量控制项点较多, 也是最关键的一环。要得到一条合格的FSW焊缝, 合格的工件、适当的焊接设备及工装夹具和合理的工艺方案缺一不可。

4.1.1 合格的工件

1) 工件在焊前一般需进行清洁, 如清除母材上的表面氧化物、防护处理物、胶粘物、油脂、污垢等对焊接有害的污染物, 可使用白棉布或工业擦拭纸蘸异丙醇清洗待焊接区域, 再使用风动不锈钢丝轮抛光, 采取以上措施以后可避免焊缝固体夹杂物、S线等缺陷。

2) 工件型位尺寸方面, FSW由于不需填充金属, 对工件本身及装配精度比熔焊有更高的要求, 目前国内用于铝合金车体的FSW采用的搅拌针都是固定式的, 搅拌头选定后搅拌针长度是固定的, 搅拌头的插入深度选定后, 如果工件沿整个接缝处的厚度不均匀, 就可能产生未焊透的情况。焊前应采用游标卡尺对工件厚度进行多点位测量。

3) 目前应用在铝合金车体上的FSW焊缝以对接形式为主, 理论上两工件对接处贴合为最佳, 而实际上对于长度较长的挤压工件, 沿焊缝方向的直线度控制不易, 存在变形。目前对接间隙均控制在0.5 mm以下, 以有效板厚的0.1倍以下为宜。而对于双层挤压型材的装配, 属于对搭接的一种形式, 除控制好对接间隙, 还需严格控制搭接位置的间隙, 如对于单侧4.5 mm的有效板厚, 搭接间隙以0.2～0.4 mm为宜, 其中0.2 mm为工件装配时必需的最小装配间隙。焊接间隙过大会造成弱连接、隧道缺陷或压入量过大, 甚至无法焊接的情况产生。焊前应采用塞尺、卡尺对装配间隙和工件接头处尺寸进行多点位测量。

4) 搅拌摩擦焊的工艺柔性较差, 对工件型位尺寸公差要求高, 目前搅拌摩擦焊多采用单层或中空挤压铝型材, 各型材制造厂家工艺水平也参差不齐。为保证搅拌摩擦焊焊接质量, 除了对单块型材进行尺寸检查外, 还需要对两种或多种型材装配、拼插的间隙等进行测量, 以保证装配尺寸。另外, 为防止挤压模具磨损造成的型材尺寸变化, 可对型材采取按批次百分比抽样检查的方式控制型材质量。

4.1.2 适当焊接设备及工装夹具

焊接设备及工装夹具是否满足焊接需求是非常重要的, 应按照规定进行检查, 如对设备的机械部件、仪表、连接器、控制系统、测温装置的检查。以下是保证焊缝质量的几点要素。

1) 焊接开始时旋转的搅拌头是在冷状态下插入工件的, 当搅拌头作横向移动时还要持续向焊缝金属施加足够大的顶锻力, 与普通机械加工用的铣床相比, 其承载能力约是铣床的5～6倍。同时, 由于FSW利用摩擦热达到材料的固相熔融的机理而不需要填充金属, 搅拌针的定位对焊缝质量有直接影响, 所以对焊机各个轴精度要求比熔焊高, 可以比铣床略低。

2) FSW主要用于铝合金车体上的长焊缝焊接中, 如果采用一般的恒位移控制, 由于工件本身和装配难免存在偏差, 焊接时轴肩到工件底部垫板的距离难以控制到完全一致, 尤其在长焊缝中体现明显, 这样的控制方法容易产生未焊透等缺陷。而恒压控制时, 轴肩到背面垫板的距离可以随工件厚度而变化, 从而很好地解决这一问题, 降低了焊缝质量的风险。

3) 工装夹具应按照工件尺寸而设定。首先工件底部垫板需保证足够精度, 无论采用整体式垫板还是分体式垫板, 都应保证接缝处两边高度一致。而焊接过程中工件受到很大的轴向顶锻力和侧向分力, 必然引起间隙扩大, 用足够刚度的工装夹具来固定是必须的, 否则就无法保证焊缝质量。

4.1.3 合理的工艺方案

对于不同形式的工件将形成不同的焊接工艺规程 (WPS) , 焊前确保正确使用WPS。以下两点是WPS中保证焊缝质量的要素。

1) 搅拌头是搅拌摩擦焊技术成败关键, 搅拌头的材料、几何形状和尺寸对焊接质量有重要影响。需要按被焊材料的种类、工件的结构特点和板材厚度来选择合适的搅拌头才能保证焊接质量。

2) 对于任何金属材料在进行搅拌摩擦焊之前, 都应进行工艺试验以确定出最佳的焊接参数, 搅拌摩擦焊的焊接参数多, 对焊接质量产生交互影响。目前铝合金才有搅拌摩擦焊, 其焊接参数差别很大, 应从提高焊缝内外质量和生产效率等方面确定最优的工艺方案。

4.2 焊时的质量控制

焊接时, 以下几点要进行间断或持续控制。

4.2.1 基本焊接参数

焊接参数按照WPS设定好的, 主要是搅拌头的旋转速度和走行速度。如焊接4.5 mm熔深的6005A-T6型材, 旋转速度采用1 400 r/min, 走行速度采用600 mm/min。

4.2.2 焊接顺序

FSW大多应用在铝合金车体大幅面的型材拼焊上, 一个大部件可能有6-12条焊缝。根据部件的接头形式、长度大小不同, 焊接顺序而不同, 可参考熔焊的焊接顺序进行焊接。由于FSW热输入量一般只有熔焊的1/12, 且存在尾孔, 应尽量避免熔焊的分段焊接。

4.3 焊后的质量控制

由于搅拌摩擦焊接头结构与熔焊类似, 焊缝为连续线形焊缝, 故其检验方法可以参考熔焊。

4.3.1 焊缝尺寸测量

焊后应使用千叶磨片将焊缝的飞边除去, 对疲劳性能要求高的焊缝还需对焊缝表面进行打磨处理, 以消除表面不均匀的摩擦面缺陷, 去除的方法不能降低母材的厚度, 而应该按图纸公差要求, 保证焊缝和母材的厚度。另外, 由于FSW存在压入量, 因为工件变形或装配间隙过大的原因, 出现压入量过深造成焊缝塌陷, 可采用40型焊缝检验尺对焊缝塌陷量 (减薄量) 进行测量, 如图3所示, 塌陷量控制在设计要求内, 一般控制在0.1倍的有效板厚之内。

4.3.2 外观检测

主要检测搅拌摩擦焊缝表面有无沟槽和裂纹, 如图4 (a) 所示, 4 (b) 为从裂纹处剖切后的断面宏观金相图。对于单层结构接头, 可观察背面是否有未焊透等缺陷。另外, 从焊缝尾孔的侧壁可以观察焊缝中间是否疏松和是否存在孔洞等缺陷。

4.3.3 非破坏性检测方法

铝合金搅拌摩擦焊的无损检测方法, 可参照熔焊的检测方法进行, 一般有如下几种:

1) X射线检测。主要检测焊缝内部是否存在孔洞和裂纹, 也能检测根部未焊透等缺陷, 用来发现焊缝外表面和背面有无微裂纹, 检测及评定的方式与熔化焊差异不大, 但主要适用于单层焊接接头结构。对轨道车辆上常用的铝合金双层型材焊接接头, 由于受垫板、加强筋等影响不易评定, 所以实用性不强。

2) 着色渗透检测。着色渗透法检测, 主要的用途有两点, 第一, 可以对焊缝表面的裂纹进行检查, 检测方式同普通熔化焊, 在此不做过多介绍。另一种用途可以对焊缝剖切的断面进行检查, 具体方法如下:

城轨车辆的大幅面部件, 如侧墙、顶板等, 一般焊接完成后均需要对焊缝起弧、收弧端进行铣削加工, 以切除尾孔, 避开起弧、收弧端等易产生缺陷的部位, 铣削后的断面光洁度较高, 可满足渗透检测的要求, 在此部位做渗透检查, 可检测出隧道、孔洞、未焊透等缺陷, 如图5所示。

3) 相控阵超声检测法。主要利用多个超声波探头组成的矩阵探头对焊缝进行实时或焊后扫描, 以便对焊缝中的裂纹和隧道孔洞等进行三维检测。这是目前搅拌摩擦焊接头最有效的检测方法, 但受限于设备价格昂贵及技术推广等原因, 在国内轨道交通行业搅拌摩擦焊接头检查的应用甚少, 目前国内轨道交通行业暂无应用, 在航天领域的有少量实验室内应用。

4) 断面金相法。对以上第2) 条中提到的大幅面部件加工断面, 除了可以进行着色渗透法以外, 还可以使用10%～20%的NaOH溶液刷涂进行金相试验, 可以检查S线、未焊透等缺陷。

4.3.4 破坏性试验

破坏性试验主要是常规力学性能试验, 如检测抗拉强度、弯曲角、冲击韧度和疲劳性能等力学性能指标, 还可以进行断口和金相分析。因成本制约等原因, 在实际产品制造过程中, 较少采用破坏性试验。对于铝合金车体大幅面FSW部件, 可以在加工之前在焊缝起弧或收弧端取样, 这样即能进行破坏性试验, 又不破坏产品, 节约了成本。

5 结语

应当指出, 对于搅拌摩擦焊, 只要有焊接设备、焊接工艺和搅拌头的质量保证, 焊接过程是不容易产生焊接缺陷的。对于用FSW制造的工业产品, 可以采用对工件按一定百分比的抽检和统计方法进行质量管理。

参考文献

[1]王磊, 谢里阳, 李兵.铝合金搅拌摩擦焊焊接过程缺陷分析[J].机械制造, 2008 (2) .

[2]黄旺福.铝及铝合金焊接指南[M].湖南:科学技术出版社, 2004.

[3]中国机械工程学会焊接学会.焊接手册第1卷焊接方法及设备[M].北京:机械工业出版社, 1992.

搅拌摩擦焊论文 篇7

赵衍华[2]采用标记嵌入技术,观察不同厚度上,塑性材料在水平面上的迁移情况,认为前进边塑性材料即向前迁移,又向后迁移;返回边塑性材料主要向后迁移。Guerra[3]认为在探针附近,前进边金属塑性变形大,沿带螺纹的探针表面螺旋向下迁移,返回边金属塑性变形小,向后迁移填入探针后方。Schmidt[4]在沿焊缝中心和垂直焊接方向镶入铜箔,通过X射线摄影技术观察焊接过程中铜箔的迁移情况,并估算标示材料的迁移速度,认为标示材料迁移速度最大的地方发生在返回边。张洪武[5]采用有限元方法对焊缝塑性材料的三维迁移行为进行模拟分析,认为塑性材料以剪切迁移形式为主,在搅拌头前方塑性材料向上迁移,在搅拌头后方塑性材料向下迁移。韩晓辉[6]利用FLUENT软件对不同深度的塑性材料在水平面上的迁移进行分析,认为焊缝上部塑性材料偏重于紊流,下部塑性材料侧重于层流。以上作者只对焊缝塑性材料的迁移进行初步的分析,主要集中在塑性材料在焊缝水平面上的迁移,对塑性材料在焊缝厚度方向上的迁移研究较少。

本研究通过采用镶嵌标示材料方法,通过观察焊缝横截面上,标示材料在焊接后的位置,初步探讨焊缝塑性材料在厚度方向上的迁移行为,为揭示焊缝形成过程提供理论依据。

1 实验材料及方法

实验选用厚度分别为1,2mm和8mm的LY12铝合金轧制板材作为基材,用厚度为0.02mm的紫铜箔作为标示材料交叠镶入基材,在由铣床改造的搅拌摩擦焊机和自制的夹具上进行焊接。图1为镶嵌标示材料的示意图,其中图1a为标示材料平行于焊缝表面镶嵌,图中上表面和下表面为2mm厚的LY12铝合金,中间是1mm厚的LY12铝合金和0.02mm的紫铜箔交替叠放,形成铝片和铜箔相间的层状结构,整个叠放层的厚度为8mm左右。图1b为标示材料平行焊接方向镶嵌,探针中心向两侧,分别为0.02mm铜箔和1mm的LY12铝合金交替叠放,叠层宽度为28~30mm,叠层外侧为8mm厚的LY12铝合金,焊接时,用夹具约束叠层材料,保证叠层材料为一个整体。

实验中搅拌头轴肩的直径为24mm,探针为圆柱型、表面加工成左旋螺纹,探针直径8mm、长度为7.5mm,搅拌头旋转速度为750r/min,焊接速度为60mm/min,搅拌头倾斜角2°。焊后沿焊缝横截面切取试样,通过观察标示材料的分布,分析焊缝塑性材料的迁移行为。

2 实验结果与讨论

2.1 焊缝塑性区的形成

在搅拌摩擦焊过程中,当焊接达到稳定阶段时,高速旋转的搅拌头与被焊材料的接触面剧烈摩擦,产生大量的热,在被焊材料中形成了一个以搅拌头为中心的温度场,温度从焊缝中心向四周逐渐降低, 使搅拌头附近的一部分材料达到塑性状态,而远离搅拌头的材料由于温度较底,未达到塑性状态。塑性材料受高速旋转搅拌头的作用,在由轴肩、探针表面、垫板和四周未塑化材料所限定的一定范围内进行复杂迁移,形成焊缝。在焊缝的形成过程中,塑性材料的迁移对焊缝成型有重要影响。由于在焊缝横截面上存在温度梯度,导致不同区域材料迁移形式不同。为了便于描述,建立如图2所示的焊缝横截面塑性区示意图。图中阴影区为焊缝横截面塑性区。

2.2 塑性材料在厚度方向上的迁移

图3为标示材料平行于焊缝表面镶嵌,焊后得到的焊缝横截面形貌,图中AS表示前进边(Advancing Side,简称AS),RS表示返回边(Retreating Side,简称RS),中部的实线与探针中心线重合,为焊缝中心,其两侧与实线平行的虚线为探针的外轮廓线。整个塑性变形区为焊缝外围用两倾斜虚线所包括的区域,由图可见,塑性变形区上宽窄,连续的标示材料在焊缝中心中断,在焊缝上部,一部分标示材料被搅碎,呈弥散分布,在焊缝中下部,有明显的“洋葱”环花样,两侧均有标示材料向焊缝上表面迁移。

根据标示材料的塑性变形的形貌可将焊缝分为5个特征区。其中A,B和C区位于焊缝中心,在横截面

上类似于倾斜的“花瓶”状形貌,A区位于焊缝表层,类似于“花瓶”的瓶口区,塑性材料呈扁平状分布。B区位于焊缝的中下层,类似于“花瓶”的瓶体,瓶体大部分位于返回边一侧,存在明显的“洋葱”环花样,“洋葱”环环心位于返回边一侧。C区位于焊缝中心的中部,类似于“花瓶”的瓶颈区,颈口宽度小于探针直径,偏向前进边一侧,无清晰标示材料可见。D,E区分别为前进边、返回边中弯曲虚线所包围的区域,标示材料发生变形且清晰可见,均向焊缝上表面迁移。在与C区交界处,标示材料向焊缝下方弯曲,有向焊缝底部迁移的趋势。G表示标示材料向上迁移的最大距离,在D,E区内定义为标示材料从未变形处到迁移至最高点的切线之间的距离,H表示标示材料发生变形的宽度,定义为标示材料从开始出现位移的点到焊缝中心的最短距离。

形成上述形貌的原因可能是, A区位于焊缝表层,材料与高速旋转的轴肩端面摩擦,温度迅速升高,达到塑性状态。塑性材料在高速旋转的轴肩作用下随轴肩旋转。由于轴肩端面和焊缝表面形成一封闭空间,轴肩外围有未塑化金属的阻碍,所以塑性材料并未向四周发散迁移,反而由于轴肩端面为一凹面而向焊缝中心迁移,使焊缝中心塑性材料增多,在轴肩内弧面挤压下,塑性材料沿带螺纹的探针表面开始螺旋向下迁移。使A区塑性材料类似于瓶口状,呈扁平状分布。

B区位于焊缝中下层。由图可见,焊缝底部的标示材料向上迁移至焊缝中上层,由于基材不能穿越标示材料向下迁移,说明B区的塑性材料是其他位置的塑性材料以某种形式迁移至此区。通过对焊缝中心塑性材料的受力分析可知,塑性材料在轴肩和左旋螺纹下端面的挤压[7]下,源源不断地沿着带左旋螺纹的探针表面从焊缝上层向焊缝底层迁移。塑性材料迁移至焊缝中下层后,在后续塑性材料的推动下,塑性材料继续向下迁移,受到底部垫板的阻碍,以发射状向四周迁移,然后在外围未塑化金属的阻碍下,开始改变迁移方向向上迁移并向周围挤压,在探针周围形成一个球面,后续塑性材料将沿类似的迁移路径,不断向球内填充挤压球面,使球面逐渐变大。当探针经过横截面后,由于焊缝中心温度高,塑性材料冷却时间长,外围温度低,塑性材料冷却时间短,所以塑性材料冷却后在厚度方向上形成不同直径的同心球面层。因此,在截取焊缝横截面试样时B区有类似“洋葱”环状的同心花纹。

C区位于焊缝中层,类似于瓶颈。颈口在前进边宽度约为3mm,在返回边的最小宽度约为0.5mm,二者之和小于探针直径,这说明瓶颈偏向于前进边,并且探针两侧的塑性材料在探针后方向焊缝中心迁移,返回边向焊缝中心迁移的距离大于前进边。焊前C区标示材料连续,且平行于焊缝底面,焊后材料被搅碎,无清晰标示材料可见。出现这种情况的原因有可能是,高速旋转的探针沿焊缝中心向前运动时,使焊缝中心处的标示材料发生断裂,断裂的标示材料受探针的挤压开始向与焊接方向相同的方向延伸,同时受B区塑性材料的挤压向上延伸,由于探针后方出现一瞬时空腔,使得前进边邻近探针附近的小部分塑性材料受负压作用向探针后方迁移,填充至瞬时空腔;返回边大部分塑性材料在搅拌头顺时钟旋转的带动下向探针后方运动,填充至探针后方的瞬时空腔。同时受轴肩的挤压向下迁移。以上的运动使得C区塑性材料来自多个方向,因此C区无清晰标示材料可见。

D和E区位于焊缝中心两侧,塑性变形区上宽下窄,标示材料的分布清晰可见,且均向焊缝表面迁移,在与C区交界处附近,向焊缝下方弯曲。这说明大部分焊缝底部的塑性材料向焊缝上表面迁移,在与C区交界处附近,塑性材料有向焊缝下方迁移的趋势。

为了进一步描述塑性材料的迁移行为,对D和E区的标示材料变形进行定量测量,图4为焊缝横截面上各层标示材料向焊缝上表面迁移的最大距离变化曲线,横坐标为标示材料距焊缝底面距离,用h表示,纵坐标为标示材料向焊缝上表面迁移的最大距离。由图可见,底层标示材料向上迁移的距离较大,顶层标示材料向上迁移的距离较小,同一标示材料在前进边向上迁移的最大距离小于在返回边向上迁移的最大距离。这种分布表明,D和E区的塑性材料整体向焊缝表面迁移,焊缝底层的塑性材料直接受B区塑性材料的挤压,向焊缝表面迁移的距离较大,上层塑性材料受轴肩的影响,向焊缝表面迁移的距离较小。由于在返回边B区向上挤压的塑性材料多于前进边,所以在距焊缝底面同一高度上,前进边塑性材料向焊缝表面迁移的距离小于返回边。

图5为焊缝横截面上各层标示材料发生变形的宽度,横坐标为标示材料距焊缝底面距离,用h表示,纵坐标为标示材料变形宽度。由图可知,最顶层标示材料发生变形的宽度最大,最底层标示材料发生变形的宽度最小,同一标示材料在前进边发生变形的宽度比返回边小。例如:在距焊缝底面2mm处,标示材料在前进边发生变形的宽度为6.6mm,在返回边发生变形的宽度为9.5mm。出现这种情况可能是在焊缝上层,被焊材料受轴肩的影响,与轴肩接触面积大,摩擦产热大,温度较高,发生塑性变形的材料较多。在焊缝下层,被焊材料主要受探针影响,与探针接触面积小,摩擦产热小,温度较低,发生塑性变形的材料较少。所以从焊缝表面沿厚度方向向下,焊缝塑性变形区宽度逐

渐变小。

2.3 塑性材料在水平方向上的迁移

图6为标示材料平行焊接方向镶嵌,焊后得到的焊缝横截面的形貌,从图中可以看出,标示材料在焊缝中心两侧呈弧型分布,焊缝横截面上A,B和C区形貌与图2中A,B,C区相似,呈倾斜的“花瓶”状形貌。在D和E区,在焊缝上部,标示材料发生弯曲,并向焊缝中心延伸,标示材料之间的距离变宽。出现这种情况的原因可能是,此区域的塑性材料受高速旋转的轴肩影响向焊缝中心迁移,焊缝表面的塑性材料受到轴肩端面的挤压作用,向焊缝下方迁移填充至此区域的层状结构中,使标示材料之间的距离变宽。

在焊缝中部,标示材料向背离焊缝中心迁移,且标示材料之间的距离变窄,如图中箭头F所示,E区标示材料分布比D区标示材料更密。这种分布表明,焊缝中部的层状结构受到拉伸,或者受到挤压使得层状结构中的基材以某种方式迁移出去。

在焊缝底部,标示材料仍向背离焊缝中心迁移,迁移距离小于焊缝中部标示材料迁移距离。这种分布表明,焊缝底部塑性材料向背离焊缝中心迁移,主要受探针端面的挤压,摩擦产热小,温度较低,所以迁移的空间较小。上述观察结果表明,焊缝上部塑性材料向焊缝中心迁移,焊缝中下部塑性材料向背离焊缝中心迁移。

2.4 横截面塑性材料迁移模型的建立

根据以上对焊缝横截面上塑性材料的迁移行为分析讨论,可建立横截面塑性材料迁移模型,如图7所示,整个焊缝塑性变形区上宽下窄,呈梯形分布。图中带箭头的曲线表示塑性材料的迁移路径和方向。当搅拌头高速旋转并沿焊缝中心缓慢前进时,焊缝上层的塑性材料主要受轴肩影响,随轴肩一起旋转,在外围未塑化金属的阻碍下,向焊缝中心迁移,如图中标记1所示;迁移至探针根部后,在轴肩和左旋螺纹下端面的压力下,塑性沿螺纹表面向下做螺旋迁移,如图中标记2所示;迁移至底部受到垫板的阻碍后,开始呈发射状向四周迁移,遇到四周未塑化金属的阻力,开始向上迁移,如图中标记3所示。由以上分析可知,塑性材料在厚度方向上形成一个连续迁移的循环路径。在整个循环路径中,带螺纹的探针类似于水泵一样,不断地将探针根部的塑性材料从焊缝表面汲取至焊缝底层,对塑性材料在厚度方向上的迁移起了主要驱动作用。

3 结论

(1)在焊缝横截面上,探针附近的塑性材料沿带左旋螺纹的探针表面从焊缝表面螺旋迁移至焊缝底部,从四周向焊缝表面迁移,在厚度方向上形成一个连续迁移的循环路径。

(2)在焊缝横截面上,塑性变形的区域并关于焊缝中心不对称,塑性材料在焊缝中心形成类似于倾斜“花瓶”状的形貌。

(3)在焊缝横截面上,从焊缝表面向下,塑性变形区宽度逐渐减小,前进边塑性材料向焊缝表面迁移的距离小于返回边,前进边塑性变形区宽度小于返回边。

参考文献

[1]KE Li-ming,XING Li,and INDACOCHEA J E.Material flowpatterns and cavity model in friction-stir welding of aluminum al-loys[J].Metallurgical and Materials Transactions B,2004,2(35B):153-160.

[2]赵衍华.2014铝合金搅拌摩擦焊接过程塑性金属流变可视化[J].焊接学报,2005,26(6):73-76.

[3]GUERRA M,SCHMIDTA C,MCCLUREA J C.Flow patternsduring friction stir welding[J].Materials Characterization,2003,49(3):95-101.

[4]SCHMIDT H N B,DICKERSON T L,HATTELA J H.Materi-al flow in butt friction stir welds in AA2024-T3[J].Acta Materi-alia,2006,54(2):1199-1209.

[5]张洪武.搅拌摩擦焊接过程中材料的三维流动分析[J].中国机械工程,2006,17(7):719-723.

[6]韩晓辉.铝合金搅拌摩擦焊三维模拟流场水平流动状况分析[J].电焊机,2006,26(3):52-54.

搅拌摩擦焊论文 篇8

关键词：搅拌摩擦焊,城轨车辆,焊接性能

0 引言

搅拌摩擦焊 (简称FSW) 焊接工艺是1991年在英国剑桥焊接研究所 (TWI) 发明并申请专利的。经过20多年的发展, 以其特殊的焊接机理及优良的焊接性能, FSW现已广泛应用到航空航天、船舶、轨道交通、汽车等众多领域, 有力推动了材料连接技术的发展。

FSW用于轨道列车的生产已经超过10年, 焊接车型数十种, 焊接车辆上千辆, 技术稳定, 工艺成熟, 应用部位广泛, 主要涉及的焊接部件有:顶板、侧墙板、地板、底架以及整车组装。目前, 欧洲、日本很多著名列车制造商都在采用FSW技术, 包括Alstom、 Bombardier、Siemens、日立、川琦重工、住友轻金属工业、日本车辆制造等。

1 概述

1.1 FSW原理

FSW是依靠搅拌头的旋转与焊接材料之间的机械摩擦作用, 使材料热塑化。当搅拌头沿着待焊界面向前移动时, 热塑化的材料由搅拌头的前部向后部产生塑性流动, 并且在搅拌头轴肩的压力作用下, 实现工件之间的永久性连接。其原理如图1所示。

1.2 FSW工艺及技术特点

1) 质量高:

热输入少, 焊接变形小, 残余应力小。

2) 生产效率高:

能一次完成较长焊缝;实现不同位置的焊接;焊接速度高。

3) 操作简便:

自动化焊接, 对操作者技术要求低;不需加工坡口。

4) 安全环保:

无弧光、飞溅、辐射、烟雾、粉尘及金属蒸汽产生, 绿色环保。

5) 成本低:

不需要填充材料和保护气体, 大大节约了成本。

2 对于铝合金搅拌摩擦焊的研究

2.1 铝合金板材上的研究

南车株洲电力机车有限公司 (简称ZELC) 对牌号为EN AW5083-H111以及EN AW6082的铝合金板材进行研究试验。试件弯曲试验全部合格;微观金相检验结果表明焊缝内部无缺陷;力学性能试验结果如下:

1) 3 mm的EN AW5083-H111铝合金板材试验结果

如表1所示, FSW焊缝抗拉强度与母材相当, 比TIG焊焊缝提高约40%。

2) 6 mm的EN AW6082-T6铝合金板材试验结果

如表2所示, FSW焊缝的抗拉强度约为母材强度70%, 比MIG焊焊缝高出约13%。

3) EN AW6082-T6与EN AW5083-H111 (δ=6 mm) 异种铝合金板材试验

如表3所示, FSW焊缝的抗拉强度约为EN AW6082-T6母材的66%, 为EN AW5083-H111母材的75%。

2.2 铝合金型材上的研究

以广三北延段车体侧墙板为目标产品, 如图2所示, 对铝合金型材 (牌号为EN AW6005A-T6) 进行搅拌摩擦焊研究。

2.2.1 接头设计

适用于侧墙型材结构的FSW及MIG典型接头形式分别如图3、图4所示。

为保证焊接质量, FSW结合部精度要求高于MIG, 且由于施焊过程中搅拌头对母材有较大压力, 在焊接接头位置筋板需加强。

2.2.2 接头性能验证

1) 无损检测

产品焊缝表面成形美观, 焊后变形小于MIG焊, 各处平面度均小于2, 表面无缺陷。

X射线无损检测结果表明接头内部无缺陷, PT以及RT检测结果分别如图5、图6所示。

2) 接头形貌与微观组织分析

接头形貌以及焊核处的微观组织如图7所示, 焊核区结构为细小的等轴晶粒, 焊缝内部无微孔、裂纹等缺陷, 接头形貌良好。

3) 拉伸试验

试验结果表明, FSW抗拉强度约为母材的70%～80%, MIG焊抗拉强度约为母材的60%～70%。侧墙板FSW接头的抗拉强度高于MIG的10%左右。FSW与MIG焊抗拉强度对比如表4所示。

4) 弯曲性能试验

接头背弯和正弯均为180°无裂纹, 产品弯曲性能优良。试验结果如图8所示。

5) 疲劳强度测试分析

试验在同等典型应力等级条件下进行, 每个应力水平取5个样进行试验, 试验结果如表5所示, 结果表明FSW接头的疲劳性能优于MIG接头。

3 FSW技术在ZELC铝合金车体上的应用

通过上述试验表明, 搅拌摩擦焊焊接接头力学性能、工艺性能等方面明显优于MIG焊, 在此基础上, ZELC正式将FSW应用于铝合金车体的焊接中, 主要产品如下:

1) 广三北延段5列车侧墙;

2) 马来西亚动车组前两列车侧墙;

3) 昆明1号线车体侧墙、空调底板;

4) 郑州地铁1号线车体侧墙、空调底板、受电弓底板及长地板;

5) 宁波地铁1号线车体侧墙、空调底板及受电弓底板;

6) 正在研究FSW整车组焊技术。

4 结语

FSW经过20多年的发展应用, 已经成熟地应用到了各个行业。通过文中所述试验证明:FSW无论在抗拉性能还是在疲劳性能上都优于普通的熔焊, 而且焊接缺陷少, 弯曲性能优良, 焊后变形小, 在轨道交通行业, 安全、效率、环保已成为发展的主题, 搅拌摩擦焊作为一种新型的材料连接技术。随着基础研究的深入及工程应用的积累, 必将引领材料连接领域的技术变革, 更好满足现代交通行业安全高效、绿色环保的需求。

参考文献

[1]铝合金搅拌摩擦焊工艺试验总结报告[R].株洲:株机公司, 2010.

[2]FSW创新项目结题报告[R].株洲:株机公司, 2010.

搅拌摩擦焊论文 篇9

目前铝合金是最适合搅拌摩擦焊接的材料之一,轨道车辆铝合金车体具有重量轻、耐腐蚀、外观平整度好和易于制造复杂美观曲面车体而受到世界各城市交通公司和铁道运输部门的欢迎[4]。采用搅拌摩擦焊技术制造轨道客车铝合金车体已成为国内外发展趋势,加快研究铝合金搅拌摩擦焊接头的行为至关重要。

对铝合金搅拌摩擦焊工艺及接头行为的研究较多[5,6,7],而有关实际生产过程中铝合金搅拌摩擦焊焊缝末端闪缝及匙孔补焊等问题的研究较少。本工作选用高速列车铝合金车体用35mm厚板铝型材,重点研究匙孔位置接头组织与性能,为加快铝合金车体搅拌摩擦焊应用于生产提供理论依据。

1 实验材料与方法

实验用铝合金为35mm厚的6005A-T6铝合金型材,化学成分见表1。焊接型材尺寸规格为3100mm×453mm×35mm。

焊接实验在型号为FSW-LM-5025的搅拌摩擦焊设备上进行,采用螺旋锥形搅拌头。焊接工艺流程为:反装组对→反装段焊→反装焊接→翻转工件→正装焊接→焊后修补。段焊方法为从起焊位置每隔200mm距离段焊200mm,段焊实验所用搅拌头的轴肩直径为32mm,搅拌针根部直径为14.4mm,长度为18mm。旋转速度为720r/min;主轴前倾角为2.5°;预热时间为10s;焊接速率为180mm/min。为防止实际焊接过程中焊接末端闪缝,采用FSW焊段焊工艺,段焊后长度为3100mm的部件照片,如图1所示。段焊留下的匙孔,采用以下2种方式预先处理:(1)未加填充材料,如图2所示;(2)用铝合金块材(与母材同质)填充到匙孔处并压实,如图3所示。匙孔处理后正式焊接工艺与以上段焊工艺参数一致,分别进行FSW一次焊、二次焊和三次焊实验;对FSW焊方法修复未填充匙孔位置时造成表面沟槽缺陷,采用MIG焊进行焊后修补。

焊接实验完成后,依据标准ISO15614—2005[8]分别在匙孔位置制取金相低、高倍试样,拉伸试样和弯曲试样。应用S-3400N型扫描电镜和EDAX能谱对样品组织和成分进行分析。拉伸和弯曲实验在室温条件下,在CSS251DL-500型电子万能试验机上进行实验,加载速率10mm/min。实验后对断口进行形貌分析。

2 实验结果与分析

2.1 接头微观组织

2.1.1 匙孔(未填充)FSW焊接头形貌及组织

在上述工艺条件下,对段焊后的35mm厚6005A-T6铝合金部件进行搅拌摩擦焊接。实验结果表明,采用铝合金块材填充FSW焊接后,获得成型良好、表面光滑的焊缝;未加填充材料的匙孔位置,焊缝表面出现了沟槽缺陷,如图4所示。图5是对表面沟槽缺陷采用MIG熔化焊补焊后的接头组织。由图可见,热影响区内晶粒明显粗化;熔合区靠基材一侧组织呈等轴晶组织;靠焊缝一侧晶粒沿散热方向呈柱状晶;焊缝区为典型的树枝状晶铸造组织。

2.1.2 匙孔(填充)FSW焊接头组织

图6是进行FSW二次焊实验焊缝低倍组织形貌。由图可见,焊缝区成哑铃型,双面焊接的重合区近1mm。焊缝低倍组织视场存在明暗差异,图中A区为前进侧,B区为后退侧。

焊接接头分为4个区:焊缝中心部分为焊核区(Weld nugget zone简称WNZ);焊核区两侧为热-力影响区(Thermal-mechanical affected zone,TMAZ);热-力影响区以外只受焊接过程热影响的区域称为热影响区(Heat affected zone简称HAZ);未发生组织和性能变化部分为母材区(Base metal zone,BMZ)[9]。FSW二次焊后前进侧热力影响区与热影响区过渡区(A)交和后退侧过渡区(B)交界线均模糊不清;FSW三次焊后焊缝低倍组织形貌与焊接二次的组织相似。

图7是FSW焊接一次的焊缝前进侧(焊核区和热力影响区之间)过渡区、后退侧过渡区的微观组织。焊接过程中,前进侧首先受到搅拌针的作用,焊接速率恒定,材料塑性流动不充分,焊核区(填充块)与热力影响区之间存在清晰的白色线,如图7(a)所示;经局部放大观察和结合能谱分析可知,白色结合线位置局部存在“吻接”缺陷,如图8所示。填充的铝合金块部分未发生变化,前进侧为接头的薄弱区域;后退侧过渡区受到搅拌头强烈的搅拌作用及剧烈摩擦产生局部高温作用,可见明显的螺旋纹,较前进侧塑性金属流动充分,白色区域组织发生动态再结晶,组织为细小等轴晶,晶粒度为7级;深灰色区域金属也发生了塑性流动,未发生再结晶,如图7(b)所示。

(a)前进侧;(b)后退侧(a)advancing side;(b)retreating side

图9是FSW焊接二次的焊缝前进侧过渡区、后退侧过渡区的微观组织。在接近焊核区的热力影响区,即靠近搅拌针边缘外侧,该区搅拌头的搅拌作用不充分,母材组织未完全破碎,在搅拌头旋转力和进给力双重作用下,受热剪切发生较大的晶粒变形,晶粒被明显拉长,表明该区域的金属承受了较大拉伸变形;热影响区受热循环作用组织粗化,但未发生塑性变形,如图9(a)所示;后退侧未见螺旋纹,焊核区、热力影响区和热影响区无明显分界,晶粒尺寸变化梯度比前进侧小,后退侧过渡区较前进侧宽,如图9(b)所示;焊接三次的焊缝前进侧过渡区、后退侧过渡区的微观组织与焊接二次的焊缝组织相似,前进侧未见明显的螺旋纹,与后退侧的组织几乎没有差异。

(a)前进侧;(b)后退侧(a)advancing side;(b)retreating side

2.2 FSW焊接头显微硬度

图10为FSW焊接头显微硬度分布,分别给出焊接一次和二次的焊缝上部显微硬度曲线(图中0点为焊缝中心位置,具体位置见图6所示)。由图可以看出,接头硬度分布呈W型,焊接一次和二次硬度最低值均出现在前进侧热影响区,分别为56HV和60HV。从前进侧热影响区开始,随着距焊缝中心距离的减小,硬度逐渐增大,直到后退侧的热影响区再次降低,最后恢复到母材硬度95HV。焊接二次的接头硬度与焊接一次接头硬度相比,前进侧硬度与后退侧硬度值无明显差别,后退侧的硬度值降低,进一步验证前进侧热影响区是焊接接头的薄弱区域,同时焊接次数对后退侧接头硬度影响较大。

2.3 FSW焊接次数对接头性能的影响

在搅拌头旋转速率为720r/min,焊接速率为180mm/min焊接工艺条件下,匙孔位置焊接一次的接头抗拉强度为173MPa,断裂位置起始于焊缝前进侧(反装)的热力影响区,扩展至双面焊接重合区时,沿着焊缝后退侧(正装)热影响区直至断裂,如图11(a)所示。焊接试样经180°侧弯试验后,焊缝在热力影响区出现长度3mm的裂纹;FSW焊接二次的接头抗拉强度为210MPa,断裂位置起始于焊缝前进侧(反装)的热影响区,扩展至双面焊接重合区时,沿着焊缝后退侧(正装)热影响区直至断裂,如图11(b)所示。焊接试样侧弯试验后,焊缝位置未出现裂纹;焊接三次的接头抗拉强度为205MPa,断裂位置与焊接二次一致,侧弯试验后,焊缝位置未出现裂纹。性能测试结果与微观组织分析结果一致。

(a)FSW焊接一次;(b)FSW焊接二次(a)once-welding;(b)twice-welding

3 结论

(1)采用铝合金块材填充匙孔后进行FSW焊接,获得成型良好、表面光滑的焊缝;未加填充材料的匙孔位置,焊缝表面出现沟槽缺陷。

(2)FSW焊接一次接头的前进侧焊核区与热力影响区之间存在局部“吻接”缺陷;FSW焊接二次和三次接头的前进侧过渡区和后退侧过渡区连接良好。

(3)FSW焊接一次和二次的焊缝显微硬度分布呈W型,硬度最低值均出现在前进侧热影响区,分别为56HV和60HV;焊接二次的接头硬度与焊接一次接头硬度相比,前进侧硬度与后退侧硬度值相当,后退侧的硬度值降低。

(4)在搅拌头旋转速率为720r/min,焊接速率为180mm/min焊接工艺条件下,FSW焊接一次接头抗拉强度为173MPa,断裂位置起始于焊缝前进侧(反装)的热力影响区;FSW焊接二次和三次接头抗拉强度分别为210MPa和205MPa,断裂位置起始于焊缝前进侧(反装)的热影响区。

参考文献

[1]RAJAKUMAR S,MURALIDHARAN C,BALASUBRAMANI-AN V.Influence of friction stir welding process and tool parame-ters on strength properties of AA7075-T6aluminium alloy joints[J].Materials and Design,2011,32:535-549.

[2]CHEN Z W,PASANG T,QI Y.Shear flow and formation ofNugget zone during friction stir welding of aluminium alloy 5083-O[J].Materials Science and Engineering A,2008,474:312-316.

[3]BARCELLONA A,BUFFA G,FRATINI L,et al.On micro-structural phenomena occurring in friction stir welding of alumin-ium alloys[J].Journal of Material Process Technology,2006,177:340-343.

[4]王炎金.铝合金车体焊接工艺[M].北京:机械工业出版社,2009.

[5]KRISHNAN K N.On the formation of onion rings in friction stirwelds[J].Materials Science and Engineering A,2002,327:246-251.

[6]柯黎明,潘际銮,邢丽,等.铝合金搅拌摩擦焊焊缝形成的物理机制[J].材料工程,2008,(4):33-37.

[7]刘杰,王炎金,宫文彪,等.35mm厚板铝合金搅拌摩擦焊接头组织与性能研究[J].焊接学报,2012,33(5):27-32.

[8]ISO15614-2005,金属材料焊接工艺规范及资格评定[S].

45#钢摩擦焊工艺及变形研究 篇10

鼓筒是燃气轮机的核心, 用摩擦焊连接鼓筒对于提高零件质量、寿命和可靠性是必要的。采用摩擦焊将各级盘焊接为一体, 然后对零件进行加工, 这种方法加工的鼓筒重量轻, 保证了精度。本文介绍了45#钢摩擦焊的参数、工艺试验及变形情况, 对掌握工艺参数对焊接精度的影响规律, 控制焊接变形具有意义。

2 工艺准备

2.1 零件结构及夹紧状态

试验件的结构及焊接夹具的夹紧、压力的位置如图1所示。

2.2 焊接设备

惯性焊机设备指标:

转速:0~600r/min;最大转动惯量:6500kg·m2;最大推力:350t;可焊最大环形面积:27000mm2。

2.3 焊接试验

2.3.1 厚度不同试件, 用相同焊接能量和压力进行焊接, 结果见表1。

表中焊接能量、焊接压力为输入焊机的参数。转速是主轴转速, 在飞轮不变时, 对焊接能量变化产生影响的仅是转速;焊接压力是油缸压力;峰值扭矩为焊接过程中最大值。表中收缩量是焊前、后零件总长差值, 收缩量控制是尺寸精度的关键。

2.3.2 单位面积上焊接能量变化对焊接过程的影响, 我们进行了两次试验见表2。

2.3.3 焊接压力对焊接过程的影响见表3。

3 结果分析

3.1 厚度变化的影响

从表1看出, 焊接参数不变时, 厚度减小2mm, 产生如下影响: (1) 转速下降约14r/min, 压力下降25bar;焊接时间不变;峰值扭矩下降1/3; (2) 收缩量平均增大0.4mm; (3) 平行度、同心度无影响。壁厚为8mm时, 焊接压力提高10MPa, 峰值扭矩提高了17k NM, 焊接收缩量增加0.10mm。两种不同的厚度 (8mm、10mm) 的试件, 参数相同时, 焊接收缩量不同, 其中较薄件收缩量大0.34mm。厚度变化对精度无影响。

3.2 焊接能量的影响

厚度为10mm时, 焊接能量对焊接的影响有: (1) 能量下降, 转速下降, 焊接时间明显减少; (2) 能量下降, 收缩量减少; (3) 相同试件, 能量相同, 焊接过程中峰值扭矩和收缩量非常稳定。

厚度为8mm时焊接能量的影响有: (1) 能量下降, 转速下降, 峰值扭矩无明显变化; (2) 能量下降, 收缩量减少, 焊接精度无明显规律。厚度为8mm时, 转速对收缩量的影响在试验范围内呈线性关系。焊接能量影响收缩量, 对其它无明显影响规律。

3.3 压力对焊接结果的影响

根据表3数据, 压力变化对收缩量的影响是压力增大收缩量增大, 且各个能量下压力与收缩量的变化趋势基本一致。另外, 焊接压力增加对焊接时间影响不大, 对焊接中的峰值扭矩和焊接精度的影响无明显规律。

结论

(1) 腹板变形普遍存在于零件的焊接中, 变形大小与焊接参数、峰值扭矩有关系, 变形的方向方式与夹具结构有关系; (2) 零件同轴度与焊接参数、壁厚无明显关系, 与设备精度、夹具和零件加工精度有关。

摘要：本文介绍了45#钢件摩擦焊工艺参数、零件装夹、焊接过程及过程中参数的实时变化情况, 着重分析了焊接部位厚度、主要焊接工艺参数对焊接收缩、焊头强度和变形的影响。简要分析了产生上述情况的主要原因, 并提出相应的解决措施。

关键词：45#钢,盘件焊接,工艺准备,影响

参考文献