搅拌摩擦焊接（共10篇）
搅拌摩擦焊接 篇1
搅拌摩擦焊接作为一种新型的固态焊接技术,自1991年发明至今已成为铝合金、镁合金等轻合金连接的重要手段,并在航天、船舶和列车等工程制造领域实现广泛运用。相比较传统焊接工艺,搅拌摩擦焊接构件残余应力较低[1],焊接构件变形较小[2],具有节能环保、无烟尘、无辐射等优点。
搅拌摩擦焊接中搅拌头转速、焊速、压入量(轴肩压紧力)、搅拌头形状和尺寸等均会影响搅拌摩擦焊接过程中的焊接温度以及材料变形历史,从而影响焊接质量。目前针对搅拌摩擦焊接过程中的传质传热以及材料变形已有大量的前期工作[3,4,5,6,7]。在搅拌摩擦焊接中,搅拌头的机械搅拌作用下,搅拌区晶粒发生动态再结晶,在焊接温 度场的作 用下形成 细小的等 轴晶粒[8,9],这一过程由剧烈塑性变形与温度共同作用[10], 对搅拌区晶粒变化的数值模拟可以为进一步的焊接质量控制奠定基础。Pan等[11]采用光滑粒子法(SPH) 模拟搅拌摩擦焊接过程,结合经验公式模拟搅拌摩擦焊接过程中的晶粒变化。Buffa等[12]采用热力耦合模型结合实验数据模拟了搅拌摩擦焊接过程中的相体积分数的变化情况,并进一步研究了焊接参数的影响。 Chang等[13]通过对AZ31镁合金搅拌摩擦焊接的实验研究,揭示了焊 后搅拌区 晶粒尺寸 与Zener-Hollomon参数的关 系。Gerlich等[14]通过Zener-Hollomon参数估算了5754和6061铝合金在搅拌摩擦点焊中的应变率数值范围。Robson等[15]通过计算Zener-Hollomon参数预测了2524铝合金在搅拌摩擦焊接过程中的晶粒尺寸变化。
从已有文献可以发现,通过计算Zener-Hollomon参数可以预测 搅拌摩擦 焊接晶粒 尺寸变化。ZenerHollomon参数的计算依赖于物质点的变形历史和温度历史,而搅拌摩擦焊接中不同位置的物质点具有不同的运动行为,跟踪物质点的运动并基于不同的变形历史和温度历史预测搅拌摩擦焊接构件的搅拌区和晶粒尺寸对于进一步了解搅拌摩擦焊接的焊后力学性能变化并对优化焊后力学性能具有重要意义。本工作正是基于搅拌摩擦焊接过程中物质点材料流动的不同行为,界定搅拌区的大小,并通过材料物质点的真实应变分量与温度的时间历程,计算Zener-Hollomon参数, 并进一步预测搅拌区内的搅拌头转速对晶粒尺寸的影响。
1计算模型
采用完全热力耦合有限元模型模拟搅拌摩擦焊接过程,基于ABAQUS计算平台及FORTRAN程序进行求解,完全热力耦合有限元模型的有效性已被广泛验证,详细模型描述可见文献[16,17]。有限元网格如图1所示。 搅拌头直 径为16mm,搅拌针直 径为6mm,采用直径为60mm的圆形薄板模拟搅拌摩擦焊接过程中搅拌头周围的材料的运动行为。本模型中, 搅拌针长度超过构件厚 度,主要原因 是为保证ALE模型网格规则与求解的收敛性[18]。材料为6061-T6铝合金,其力学性能和热物理性能均是温度的函数,见文献[17]。搅拌头设定为刚体,轴肩压力为90MPa, 焊速为120mm/min,取转速400r/min与500r/min两种情况进行对比。
搅拌摩擦焊接过程为热力耦合过程,在每一时间步内需同时求解动力学方程和瞬时热传导方程:
式中:M为质量矩阵,C为阻尼矩阵,K为刚度矩阵,P为载荷列阵,CT为热容矩阵,KT为导热矩阵,PT为热载荷矢量。动力学方程采用中心差分法进行求解,瞬时传热方程采用前差分方法求解。
对于每一个时间步,可以提取出材料物质点所经历的温度与真实应变分量,用以计算分析材料在大变形热力耦合情况下的力学性能:
式中λ为伸长率,dl和dL分别为当前构型和参考构型中的微小段长度,x和X分别为当前构型中的位置矢量。
等效应变率ε·-由应变率张量ε·计算得到:
式中,“:”表示张量双点乘。
Zener-Hollomon参数定义如下:
式中:Q为激活能,取值为156kJ/mol;R为气体常数。
通过Zener-Hollomon参数,可以预测焊接区最终晶粒大小[19]:
式中:D为初始晶粒尺寸124μm[20];a,b为材料常数, 根据文献[19,20]中实验数据推算得到,取为1.74和 -0.23。
2结果讨论
图2,3所示为搅拌摩擦焊接过程中材料物质点的流动规律,通过材料的流动行为,可以划分出搅拌焊接过程中搅拌区域(SZ)的边界。以转速为500r/min时材料流动为例,在焊接构件上表面,最靠近焊缝中心线的材料物质点,以焊接速率靠近搅拌头后,在轴肩与搅拌针的共同摩擦旋推作用下,运动轨迹发生明显变化, 随搅拌头旋转方向发生剧烈绕针流动,并最终绕过搅拌头,进入返回侧尾迹。由此可以判断,焊接过程中的飞边现象是由前进侧该部分材料形成的。搅拌区外的材料物质点,其流动轨迹受搅拌头影响较小,近似为直线,该区域材料以剪切变形下的位错运动为主。对比发现,搅拌区材料具有明显的流动性,而这一特性正是判断搅拌区边界的重要依据。同理,可以判断下表面焊接区域。
图2 搅拌摩擦焊接构件材料流动 ( a )构件上表面 ; ( b )构件下表面 Fig.2 Materials flows in friction stir welding ( a ) on top surface ;( b ) on bottom surface
根据材料流动的不同行为,图4给出两种工况下搅拌区的形状和尺寸。随着搅拌头转速的增加,焊接构件上表面搅拌区尺寸略有增大,宽度由16.8mm增加为18.4mm,这主要是由于轴肩的摩擦旋推作用增大所致。而下表面搅拌区域的宽度随搅拌头转速的增加无明显变化,宽度均为12mm。从图4可以发现,搅拌区域上表面较宽,且略大于轴肩直径,下表面较窄, 区域的截面图呈梯形分布,这与同种材料搅拌焊接的实验观测结果[21]一致,证明了利用材料物质点流动界定搅拌区边界的可行性和有效性。
图3 不同转速下材料流动轨迹 ( a ) 400r / min ;( b ) 500r / min Fig.3 Materials flows of different rotation speed ( a ) 400r / min ;( b ) 500r / min
为了进一步研究搅拌区域的最终微观晶粒尺寸, 需根据材料的流动轨迹,提取计算出等效真实应变率与温度历程。根据(5)式计算出的等效应变率历程,如图5所示。可以看出,前进侧(位置坐标为正)材料所经历的等效应变率,均明显高于相同位置的后退侧(位置坐标为负)材料。这是由于旋转摩擦的作用,前进侧材料更多的进行绕针流动。在上表面,转速的增加对前进侧等效应变率峰值影响较小,前进侧6.1mm处的材料,在时刻t=4s,达到峰值2.6s-1。而返回侧6.1mm处,两种转速条件下,应变率均在t=2s时达到峰值,由400r/min时的0.8s-1增长到500r/min时的1.3s-1。靠近外侧的材料物质点,即离中心线8.4mm处,流动迹线较为平稳,在流经搅拌头时,未发生较大绕流,故等效应变率值较低,两种转速条件下,峰值均在1s-1附近。在下表面,由于轴肩的摩擦作用的影响降低,材料流动规律与上表面略有 区别。在前进侧, 最靠近中心线(2mm处)的材料会发生绕针运动,较大转速下,等效应变 率更高,峰值可达20s-1。 未发生绕针运动的 材料,前进侧与 后退侧应 变率则无 显著差异,值得注意的是,靠近中心线且未发生绕针运动的返回侧材料(-2mm处),在流经搅拌针时,仍受搅拌针影 响造成应 变率的波 动。 根据应变 率的规律,可以发现焊接转速的增加,将使得搅拌区材料流动明显加剧。
图5 等效应变率随时间变化关系 ( a ) ω=400r / min ,上表面 ;( b ) ω=500r / min ,上表面 ; ( c ) ω=400r / min ,下表面 ;( d ) ω=500r / min ,下表面 Fig.5 Relation of equivalent strain rates and time ( a ) ω=400r / min , top surface ; ( b ) ω=500r / min , top surface ;( c ) ω=400r / min , bottom surface ;( d ) ω=500r / min , bottom surface
根据图3给出的材料流动轨迹,对比400r/min与500r/min工况,转速增大后材料流动轨迹明显改变, 绕针运动速率增大,轨迹更加杂乱,故计算出的应变率值较高。Chang等[13]对AZ31镁合金的 搅拌摩擦 焊接实验研究发现,随着转速的增大,材料应变率也随之增大,且服从线性增长,与本计算结果规律相符。对于应变率历程的不规则与跳跃性,则是由于流动轨迹受搅拌头影响发生明显绕针运动所致。
图6给出了相 应位置的 温度历史 曲线,转速由400r/min增至500r/min,最高温度 分别为334℃ 和370℃,增大约11%。在上表面,前进侧与后退侧温度分布较为对称,材料物质点在流经搅拌头附近时,达到温度峰值,与等效应变率峰值时刻相近,均为t=4s左右。随着材料物质点离开中心线距离增加,材料物质点经历的 温度历史 明显下降,以500r/min转速下6.1mm至8.4mm为例,如图所示,最高温度由320℃ 降低至230℃。在下表面,绕针运动的材料物质点,如前进侧6.1mm处,在搅拌针的作用下发生绕针运动, 其温度始终保持在较高区域。当材料物质点流出搅拌区,在经历2s左右的高温后,逐渐降低至150℃以下。 从图6(c),(d)可以看出,随着焊接转速的升高,前进侧绕针流动的材料范围在扩大,说明高转速使得搅拌区域材料的流动性加强。
基于上述温度与应变率历史,可按(6),(7)式计算Zener-Hollomon参数,并进一步预测搅拌区域最终晶粒尺寸。表1,2给出了构件上下表面在两种工况下不同位置的最终晶粒尺寸和相应温度、等效应变率值。 两种焊接转速下,构件上下表面搅拌区最大晶粒尺寸分布相对均匀,前进侧与后退侧尺寸分布基本对称,这与Kim等[22],Liu等[23]的实验观测晶粒分布规律相符。在焊接转速400r/min条件下,最终晶粒尺寸在1.9μm到3.9μm,平均尺寸2.93μm,转速增大到500r/min时, 则为3.1μm到6.5μm,平均尺寸4.63μm,这与Sato等[24]对于晶粒尺寸随转速、温度增大而增大的实验观测规律一致(如图7所示)。众多实验已证实,温度的增长,将使晶粒尺寸增大,而较大的应变率,会使晶粒尺寸减小[25]。当转速增加时,最高焊接温度与最大应变率均增加,而平均晶粒尺寸随之增大,且温度变化对于晶粒尺寸的影响远大于应变率变化产生的影响。
图6 温度随时间变化关系 ( a ) ω=400r / min ,上表面 ;( b ) ω=500r / min ,上表面 ; ( c ) ω=400r / min ,下表面 ;( d ) ω=500r / min ,下表面 Fig.6 Relation of temperatures and time ( a ) ω=400r / min , top surface ;( b ) ω=500r / min , top surface ; ( c ) ω=400r / min , bottom surface ;( d ) ω=500r / min , bottom surface
值得注意的是,在搅拌区内,不同工况和位置处, 晶粒尺寸数值会发生波动。例如,400r/min工况下, 上表面6.1mm处晶粒尺寸小于3.2mm处,转速增至500r/min时,晶粒尺寸总体增大,但内外侧数值差异减小。下表面在转速增大时,也有类似规律。比较图3与表1,2可以发现,晶粒尺寸数值出现波动,这是由于转速增加时同一位置的流动轨迹有可能发生明显改变。由此可判断,400r/min与500r/min工况下不同位置晶粒尺寸规律的差异性,主要原因是转速增加带来的温度增长与流动轨迹变化。
3结论
(1)根据材料物质点的流动轨迹的不同,可以划分搅拌区域的边界。
(2)焊接转速的增大,将使构件上表面搅拌区变宽,而对下表面搅拌区宽度的影响不大。
(3)较高的焊接转速,将显著增大焊后搅拌区内的晶粒尺寸。
(4)温度增加会使搅拌区晶粒增大,变形增加会使搅拌区晶粒减小,然而温度的影响更为明显。
摘要：基于搅拌摩擦焊接的完全热力耦合模型,跟踪材料物质点运动轨迹,划分出不同搅拌头转速下搅拌区域边界。沿材料物质点迹线提取出真实应变与温度历程,可进一步计算Zener-Hollomon参数并利用经验公式预测搅拌区晶粒尺寸。经计算发现较大转速工况下,搅拌区尺寸较大。搅拌区晶粒尺寸随焊接温度的增加而增加,随应变率的增加而减小。随着搅拌头转速的增加,焊接区材料温度与等效应变率均有明显增长,但是温度影响更为明显,平均晶粒尺寸随搅拌头转速的增加而增加。
关键词：搅拌摩擦焊接,Zener-Hollomon参数,完全热力耦合模型
搅拌摩擦焊接 篇2
7N01铝合金搅拌摩擦焊接头组织与性能分析
7N01铝合金搅拌摩擦焊接头组织与性能分析 王振苏1, 黄凌骄1, 柴 鹏1, 孟立春2(1.北京航空制造工程研究所 检测中心，北京 100024;2.中车青岛四方机车车辆股份有限公司,青岛 266111)摘 要： 通过7N01铝合金板材上下板等厚全平面三层搭接搅拌摩擦焊焊接，试验不同长度的搅拌头对接头的影响.结果表明,搅拌头的形状与长度直接影响力学性能的稳定性，结构为“锥形”右旋螺旋槽、搅拌头长度为16 mm时焊接接头的力学性能性对比较稳定而且较优.通过对接头断面形貌及硬度进行分析，得出焊核和热力影响区的分界线在前进侧和后退侧明显不同，焊核区是受到热循环和机械作用影响最严重的区域，组织变化程度最大，是合金元素过度饱和区域，晶粒得以细化，材料力学性能得到进一步提高，形成“峰值”硬度.关键词： 7N01铝合金;搅拌摩擦焊接;搅拌头;剪切性能;断面形貌 0 序 言 搅拌摩擦焊作为一种经济、高效、高质量的“绿色焊接工艺”受到全世界的广泛关注，与传统的焊接工艺相比具有无可比拟的优势，其生产成本低，接头性能好，安全性好[1]，已广泛应用于宇航制造工业、船舶制造工业、汽车、高速列车等制造业领域.目前应用搅拌摩擦焊成功连接的材料有铝合金、镁合金、不锈钢、低碳钢等同种或异种材料[2].由此可知，随着焊接设备的发展, 搅拌摩擦焊将应用于更多材料的连接.FSW焊接不需要焊前处理,可以焊接厚度1.2～50 mm,铝合金常用对接最优厚度达1.6～10 mm，特殊搭接厚度为1.2～6.4 mm，如果厚度达100 mm，则可以进行双面焊接[3].针对搅拌摩擦焊技术，众多研究者主要对有关铝合金搅拌摩擦焊的工艺、组织及力学性能进行了研究.研究表明, 除焊接速度、搅拌头旋转速度和搅拌头轴肩压力影响搅拌摩擦焊焊缝质量外,搅拌头形状对于搅拌摩擦焊焊缝的形成起着非常重要的作用，搅拌针形状影响焊缝塑化金属流动的行为, 导致焊缝截面形貌发生变化[4]，而且搅拌针的长度对Al-Li合金搭接接头力学性能存在明显影响，当搅拌针长度从2.8 mm变为2.5 mm时，所有接头强度和塑性都有了大幅度提高[5].Mahoney通过拉伸试验、断口分析及微观组织分析7075-T651搅拌摩擦焊接接头的性能, 纵向和横向拉伸表明, 接头最脆弱的区域是离焊缝7～8 mm的HAZ，屈服强度降低45%,抗拉强度降低25%.焊缝区的塑性和强度都会降低, 焊后热处理对铝合金不适用, 虽然可能提高强度，但会大大降低塑性, 这种现象与微观组织结构变化有关.细小硬相夹杂物的减少和焊缝区的位错均可以导致低的接头强度[6].在轨道交通行业，随着列车速度的越来越高，对接头的强度要求会更高，文中针对《动车组枕梁中心板搅拌摩擦焊搭接形式工艺技术研究》项目，用几种不同长度搅拌针的搅拌头, 对7N01铝合金进行了搅拌摩擦焊试验, 通过研究、分析试验结果, 确定动车组枕梁中心板搅拌摩擦焊搭接工艺, 旨在通过焊接接头的力学性能的稳定性选择合适的搅拌头长度，并且对接头的微观组织和显微硬度进行分析，研究其变化机理.1 试验方法 试验材料为7N01铝合金，7N01铝合金属Al-Zn-Mg系列中等强度铝合金，具有优良的挤压性、焊接性、耐蚀性.主要用于轨道列车车体的端面梁、车端缓冲器、底座、门槛、侧面构件骨架、车架枕梁等重要部分.采用的板材规格为400 mm×150 mm×15 mm，热处理状态为固溶处理后自然时效.母材的力学性能参数为抗拉强度400 MPa,规定塑性延伸强度RP0.2为260 MPa，表1为7N01铝合金主要合金元素的成分.表1 7N01铝合金组成元素的化学成分(质量分数,%)Table 1 Chemical compositions of alloy 7N01ZnMgFeCuMnCrSiTiZrAl3.6400.9100.1500.1200.4000.1500.0480.0300.110余量 所用设备分别为二维定梁龙门式搅拌摩擦焊接设备(型号：FSW-LM2-1020)、MG226型恒电位X射线探伤机、71型显微硬度计，OLYMPUSBX41金相显微镜、WDW3100电子式万能材料试验机.剪切试验部分参考国家标准GB/T2651-2008《焊接接头拉伸试验方法》和GB/T 228-2010《金属材料室温拉伸试验方法》.2 试验结果 2.1 焊接接头剪切试验结果 焊接接头为15 mm与15 mm铝合金搭接接头，预选搅拌针长度分别为16，17，18 mm的外凸(偏角2.5°)“锥型”(锥角18°)螺旋槽+三平面搅拌头，采用上下板等厚全平面三层搭接焊接，搅拌头转速600,450 r/min，焊接速度分别为120,60 mm/min，焊接过程中压入量恒定为0.5 mm.焊缝在铝板上分布如图1所示，试样加工尺寸如图2所示.图1 焊缝位置分布及尺寸(mm)Fig.1 Position and size of weld zone 图2 剪切试样示意图(mm)Fig.2 Diagram of shear specimens 由于接头在实际状态下承受剪切应力，确定加工六组剪切试样检测剪切应力，第1,3,5组试样对应工艺参数为焊接速度120 r/min，搅拌头转速60 mm/min，第2,4,6组试样对应工艺参数为焊接速度60 r/min，搅拌头转速为450 mm/min，剪切试验结果如表2所示.表2 剪切应力对比
Table 2 Contrast of shearing stress编号最大剪切应力τ/MPa平均剪切应力τ/MPa搅拌头长度L/mm1-1253.151-2241.35265.14161-3300.002-1255.902-2303.62293.25162-3320.243-1334.173-2358.38334.31173-3310.384-1150.124-2151.43153.91174-3160.195-1124.815-2118.06125.02185-3132.196-1309.906-2367.96335.39186-3328.31 由表2可以看出，搅拌头长度为17和18 mm时，针对两种工艺参数，相同搅拌头长度所获得的焊缝抗剪切性能有较大差异，长度为17 mm时，焊接速度120 r/min，搅拌头转速60 mm/min条件下焊接接头获得较高的剪切应力，而另一种工艺下得出的接头剪切应力较差，长度为18 mm时情况刚好相反；两种搅拌头的对应最高和最低平均值都相近，该两种尺寸搅拌头在给出的工艺参数组条件下进行焊接所获得焊缝性能不稳定，后续试验中相对较难寻找其最优工艺窗口；相对而言，搅拌头长度为16 mm时，两组工艺参数下的焊缝抗剪切应力相近，且明显优于另外两种搅拌头的最差数据组，说明在同样条件下，针对15 mm厚7N01铝合金搭接接头，16 mm长度搅拌头表现较为稳定，焊缝抗剪切性能相对较优.2.2 焊接接头微观金相 对第2组试样的焊接接头微观组织进行研究，得到图3焊接接头微观金相图,从图中可以明显地看到，焊核和热力影响区的分界线在前进侧和后退侧是明显不同.如图3b,c所示,在前进侧，焊核和热力影响区有明显分界线，并且热力影响区中的塑性流动痕迹也很清晰；而后退侧两个区域的分界线要模糊一些，有一个较宽的过渡区域.出现这种情况的原因是在焊接过程中,随着搅拌头的不断前进，后退侧附近的材料会不断地随着搅拌头的外表面逆时针地流向搅拌头的后方；前进侧由于存在明显的楔形挤压和空腔作用，使得焊缝材料塑性流动方向与母材金属塑性流动方向相同或者相反,并且后退侧的材料与前进侧的材料在温度上也有差异，从而在前进侧热力影响区与焊核区之间存在很大的相对变形差和组织上的差异，进而在焊缝的前进侧热影响区与焊核区之间形成明显的分界面；而在后退侧，焊缝材料塑性变形方向与母材金属塑性变形流动方向一致，母材金属平滑地与焊缝材料一起变形，并且此时的温度梯度变化小而平滑，从而后退侧热力影响区与焊核区的分界面并不是很明显，存在一个模糊的过渡区域.图3 搅拌摩擦焊接头微观组织Fig.3 Structure morphology of FSW joint 焊核区是受到热循环和机械作用影响最严重的区域，组织变化程度最大，是合金元素过度饱和区域，该区域变形晶粒发生沉淀和回复交互作用，晶粒尺寸一般在10 μm左右.在图3a中可以看到该区出现高密度分布的细晶沉淀相，从而抑制晶粒发生长大而发生再结晶反应；在理想的动态再结晶过程中，局部积累能的变化导致应变诱发晶界的迁移，这种迁移和塑性流动的不同将导致在初始晶粒的沉淀相周围开始形成链状的新晶粒，这样在焊接过程中不断形成新晶粒层，并从晶粒边界向内部发展一直到每一个初始晶粒均发生再结晶，从图3a可以看到该区的再结晶组织形貌基本一致，表现出一种无序、无方向性的特征.同时，焊核区的塑性流动是非对称的，这一点从有关前进侧与后退侧表现出明显不同特征可以得到验证.热力影响区在搅拌头的剧烈搅拌作用引起的塑性态铝的黏附作用下，在接近焊核区的小部分区域发生了局部破碎和黏附长大现象，而其它部分的组织发生了较大程度的弯曲变形，如图3b,c所示；另外，如图3b所示，该区域的晶粒尺寸比焊核区的要大，这主要是由于在焊接热循环作用下发生回复和动态再结晶造成.2.3 焊接接头显微硬度 硬度检测区域为图4横向划线部位，硬度分布呈“W”形.由图3可以看出：由于母材为T4状态，即经过固溶处理，自然时效，基体中有大量细小、弥散强化相，如θ相和T相析出，故母材的硬度最高；而在焊核区，距离焊核中心3 mm的区域硬度值最小，经与图3的对比参照可知，最小硬度值出现在热力影响区.由图5还可以看到，前进侧与后退侧的显微硬度分布存在一定的差异，后退侧比前进侧的平均硬度值要大，这也说明FSW与其它焊接方法因焊接成形原理不同造成微观特征的不同.可能是在后退侧材料“塞积”现象较严重，组织致密，晶粒变形大，畸变能增加.此外，强化相在后退侧的大量聚集可能也是造成其硬度值相对较大的一个因素.在热影响区内，硬度值明显低于母材.晶粒粗化和强化相的溶解导致硬度显著降低，热影响区受力和热的影响，容易出现大尺寸和不规则晶粒，导致硬度值降低.而在焊核区，硬度相对邻近区域有所提高，并在中心出现一个“峰值”，这与焊核区的形成机理有关，该区经历了搅拌针强烈的机械搅拌作用，晶粒得以细化，材料力学性能得到进一步提高，这是形成“峰值”硬度的主要原因.图4 显微硬度检测区域Fig.4 Micro-hardness testing area 图5 接头显微硬度分布Fig.5 Micro-hardness of joint 3 结 论(1)针对15 mm厚7N01铝合金搭接接头，在工艺参数分别为(焊接速度120 r/min，搅拌头转速60 r/min)以及(焊接速度60 r/min，搅拌头转速450 mm/min)时，“锥形”三平面+螺旋槽型搅拌头长度为16 mm能获得剪切性能较稳定的焊接接头.(2)从微观金相得出焊核和热力影响区的分界线在前进侧和后退侧明显不同，焊核区是受到热循环和机械作用影响最严重的区域，组织变化程度最大.(3)焊核区是合金元素过度饱和区域，晶粒得以细化，材料力学性能得到进一步提高，焊接接头显微硬度呈“W”形分布，在核焊区形成“峰值”硬度.参考文献： [1] 张 华，林三宝，吴 林, 等.搅拌摩擦焊研究进展及前景展望[J].焊接学报，2003，24(3): 91-96.Zhang Hua，Lin Sanbao，Wu Lin，et al.Current progress and prospect of friction stir welding[J].Transactions of the China Welding Institution，2003，24(3): 91-96.[2] 王希靖，申志康，张忠科.铝和镀锌钢板的搅拌摩擦焊搭接分析[J].焊接学报，2011, 32(12): 97-100.Wang Xijing, Shen Zhikang, Zhang Zhongke, Study of friction-stir-welded lap joint of aluminum and zinccoated stell[J].Transtions of the China Welding Institution, 2011, 32(12): 97-100.[3] Sanderson A, Punshon C S.Advanced welding processes for fusion reactor fabircation[J].Fusion Engineering and Design，2000, 49: 77-87.[4] 柯黎明，潘际銮，邢 丽, 等.搅拌针形状对搅拌摩擦焊焊缝截面形貌的影响[J].焊接学报，2007，28(5): 33-37.Ke Liming, Pan Jiluan, Xing Li , et al.Mechanical Influence of pin shape on weld transverse morphology in friction stir welding[J].Transactions of the China Welding Institution，2007，28(5): 33-37.[5] 张丹丹，曲文卿，尹 娜, 等.工艺参数对铝锂合金搅拌摩擦焊搭接接头力学性能的影响[J].焊接学报，2013，34(2): 84-88.Zhang Dandan，Qu Wenqing，Yin Na，et al.Effect of process parameters on mechanical properties of friction stir welded Al-Li alloy lap joints[J].Transactions of the China Welding Institution，2013，34(2): 84-88.[6] Mahoney M W，Rhodes C G，Flintoff J G，et al.Properties of frictionstir-welded 7075 T651 aluminum[J].Metallurgical and Materials Transactions A: Physical Metallurgy and Materials Science, 1998, 29(7): 1955-1964.收稿日期： 2015-11-04 中图分类号： TG 453 文献标识码： A doi：10.12073/j.hjxb.20151104001 作者简介： 王振苏，女，1966年出生，硕士，高级工程师.主要从事力学性能检测工作.Email: ***@126.com
搅拌摩擦焊接 篇3
【摘 要】为了保证大型搅拌槽槽体的焊接质量，需要采用合理的焊接方法和完善的质量控制措施。针对大型搅拌槽的底板、壁板等不同部位采用不同的焊接方法，从技术交底、焊前准备、板材预制、组装工艺、焊接方法等方面进行分析，提出了控制焊接质量的有效措施，从而保证了搅拌槽筒体的焊接质量。
【关键词】大型搅拌槽；焊接质量；气电立焊；埋弧横焊
0.前言
大型搅拌槽作为选矿工艺流程中的矿浆处理设备，筒体直径20m，高度20m，筒体底板材质为Q345-B，厚度为25mm；壁板材质为Q345-B，厚度依次为32mm，28mm，25mm，22mm，18mm，14mm；筒体底板底部焊接H型钢增强框架。该槽体的制造执行API650标准，工程焊接施工难度大，各部位组装尺寸要求严格，如不采取有效的质量控制措施，将产生较多的焊接缺陷及变形，甚至有可能在吊装及运输过程中发生焊缝断裂。为保证本工程焊接质量，我公司制订了完善的质量控制措施。
1.焊前准备与要求
1.1焊接材料质量控制
焊接材料的质量和正确使用，影响到槽体制造的施工进度、质量和成本。用于槽体焊接的焊接材料必须符合API650的要求，具有合格证明文件，焊接材料经自检、监理检验合格后，按照焊材管理制度进行保管、烘干、发放、使用和回收。
1.2焊接设备控制
槽体焊接所需要的埋弧焊机、气电立焊机、CO2气体保护焊机、手弧焊机及焊材烘干设备应完好，性能可靠稳定。焊接设备的电压表、电流表是焊接参数的计量仪表，直接影响焊接操作，必须按特殊制造过程要求进行定期校核，加强焊接设备的管理。
1.3焊工资质审查
必须按照API650—钢制焊接石油储罐的规定，对焊工进行理论知识和操作技能考试，取得上岗证者方可担任规定项目的焊接工作。
1.4焊接工艺评定和焊接工艺指导书
焊接工艺评定是制定焊接工艺的依据，在筒体施工前，应以与筒体材料同材质的板材焊接性能试验作为依据。焊接工艺评定按照《ASME规程》第Ⅸ的要求进行，焊接工评定完成后，焊接工艺评定报告和焊接工艺指导书经批准后存入技术档案，试样存在焊接实验室妥善保管，直到该评定失效为止。在焊接工艺评定合格的基础上，根据设计图纸和相关设计规范的要求，编制焊接工艺指导书。
1.5技术交底
焊接施工前，技术总负责人员应向制造、检验人员进行详细的技术交底，内容包括产品介绍、焊接工艺指导书的培训、焊接工作的重点、尺寸及公差保证、质量控制等各项要求。
1.6焊缝返修
按照API650的焊缝质量要求，对存在超过标准规定的焊接缺陷进行返修，对要返修的缺陷分析产生原因并制定返修工艺，经过审批后进行返修，返修过程中作好记录，返修后按照原焊缝质量要求进行检验。
1.7焊缝无损检验及应力消除
按照API650和设计图纸的要求，由第三方对焊缝进行无损探伤检测，同时对需要进行应力消除的焊缝进行消除应力处理。
2.备料及组对的控制及要求
2.1备料质量控制
（1）钢板切割前加强对钢板外观质量检验，检验厚度是否合格，同时检验钢板上下面不允许有润滑油、石蜡、胶粘剂、水、和抗焊接飞溅化合物等影响焊接质量的杂质和污染物，报监理审批合格后方可切割。
（2）钢板切割时必须保证底板的平整度，以确保下料精度，长、宽、对角线之差控制在±2mm之内。
（3）在壁板曲形时，滚弧曲率必须准确，杜绝一次滚弧成形，对于壁板曲率使用弧形样板检验，曲率应控制在3mm以内。
2.2组对质量控制
2.2.1 底板组对质量控制
底板由中幅板和边缘板两部分组成，中幅板铺设从中心向两侧对称进行，先组对点焊短焊缝，长焊缝最后组对焊接，组对间隙保证5mm，且分布均匀。中幅板与边缘板接触部位焊缝称为收缩缝，此处中幅板尺寸应较理论直径大1‰左右。边缘板按照所布垫板位置进行铺设，边缘板对接焊缝一侧与垫板整道焊缝点焊，另一侧只点焊外端400mm，且在焊缝内端加焊连接板保证焊缝间隙。
2.2.2壁板组对质量控制
采用正装法施工，立焊缝不用点焊，采用对功能组装卡具来调节间隙和错变量，并采用圆弧板进行刚性固定，防止焊缝发生角变形，立焊缝上部点焊熄弧板。每圈壁板焊接时预留一道立缝不组对焊接，待该圈壁板其余立缝焊接完成后再重新切割组对焊接，保证收缩余量。第一圈壁板组对时，垂直度、椭圆度和上口水平度尤为重要，这是保证整个槽壁垂直度和椭圆度的基础，按照API650的要求，壁板水平度应控制住±2mm以内，垂直度偏差控制在±3mm以内，椭圆度误差控制在22mm以内。
3.焊接质量控制
3.1底板焊接质量控制
中幅板的焊接工艺采用CO2焊+埋弧自动焊，CO2焊打底焊接，保证打底层厚度不低于5mm，目的是防止埋弧焊大电流、高热输入焊接时烧穿垫板，并保证CO2焊丝与垫板的良好熔合。边缘板先焊接外侧300mm，槽体大角焊缝焊接完成后再进行剩余部分的焊接，全部采用CO2焊进行焊接。
3.2壁板立缝焊接质量控制
立缝焊接采用两台AT-DGL气电立焊机异向同时施焊，焊缝通过正、背的水冷铜滑块的冷却作用可一次成形。焊缝采用V型坡口，可一次焊接成形，焊接前用同等弧度的圆弧板对立缝进行刚性固定，有效地减少了焊接角变形。
3.3壁板环焊缝焊接质量控制
环焊缝采用两台AT-DGH埋弧横焊机同向等速退焊，横焊缝坡口形式为不对称的K型坡口，不对称大小根据板厚及内侧清根量确定，组对间隙控制在1mm以内。环焊缝焊接顺序先焊外侧焊缝，每焊完一层都要清理药皮、夹渣，再填充、盖面；外侧焊完后，内侧采用磨光机清根，磨光机清根可有效地清除外侧焊接时产生的气孔、夹渣等，而且能很好的控制坡口形状，清理合格后，进行内侧焊缝的焊接。
3.4 大角焊缝焊接质量控制
大角焊缝焊接在底圈壁板纵焊缝焊完后进行，采用CO2焊。焊接前，在槽体内侧设置若干个斜撑，用以控制角焊缝焊接时引起的角变形对垂直度及收缩焊缝焊接的影响。先焊角焊缝外侧，由多名焊工同向等速进行多层焊接，外侧角焊缝焊好后焊接内侧。
底板、壁板的焊接应严格按照焊接工艺指导书的工艺参数要求进行施工，焊缝外观质量经专职焊接检验员检验，应符合API650的目检要求。
4.结论
我公司将上述方法用于现场施工，在中信泰富西澳大型搅拌槽的制造中取得了预期的效果，筒体焊接质量可靠，各项参数均满足技术要求，受到业主及监理的好评。随着选矿用搅拌槽建设向大型化方向发展，将为今后类似结构的焊接质量控制提供指导作用。 [科]
【参考文献】
[1]API650-2007.钢制焊接石油储罐.
[2]周洪臻.浅析青兰山15万m3原油储罐焊接质量控制[J].金属加工，2008（6）：46-48.
[3]李建军.LNG储罐的建造技术[J].焊接技术，2006，35（4）：54-56.
[4]《焊接手册》第3卷，焊接结构，机械工业出版社.
搅拌摩擦焊接 篇4
搅拌摩擦焊接技术是21世纪最引人注目的焊接技术,而搅拌头是搅拌摩擦焊技术的关键,本文以DWPI和CNABS专利数据库的检索结果为分析样本,从专利文献的视角对国内外搅拌摩擦焊接用搅拌头专利申请及技术发展进行了全面的统计分析,能够为搅拌摩擦焊搅拌头的研究和应用提供重要技术和专利信息。
1. 国内外搅拌头专利申请总量
图1示出了1991-2014年国外搅拌头申请量变化情况,2014年公开数据尚不齐全,统计值会低于实际值。可以看出,国外搅拌头的发展大致体现出萌芽期(1991-1996年)、初步发展期(1997-2004年)、快速发展期(2005年至今)三个时期,目前全球范围内该领域的发展热度持续。
国内搅拌头的专利年申请量如图2所示,可以看到国内的研究起步较晚,2008年以前申请数量始终较低,没有明显的技术发展,2009年以后国内申请量才大幅增长,2014年数据尚不齐全,但已达到较高的数量,说明国内的研究热度仍在持续,未来几年有望缩小与国外的差距。
2. 国内外重要申请人分析
按照专利申请总量进行排名,国外重要申请人排名依次为日立、马自达、波音、欧洲航空防务及航天公司、轻金属株式会社,主要集中在日本和美国,重要申请人的分布结果与申请总量统计结果一致。国内重要申请人依次为哈尔滨工业大学、轻金属株式会社、江苏科技大学、日立、重庆大学,国内重要申请人均为高校,说明国内搅拌头技术多在科研阶段,离工业应用尚有距离。
3.国内专利申请技术功效统计分析
对国内专利申请的技术功效进行统计分析,所得结果如图3所示,其中气泡的大小代表专利申请数量。从图中可知:1)国外专利申请的两大研究热点为改善焊缝材料流动和方便灵活装配、方便更换搅拌针;2)国内对去除飞边、消除HOOK缺陷等的研究也较多,另外,对于热量控制的研究也一直在发展中,主要通过辅助加热装置实现对搅拌针的预热;3)双轴肩、双搅拌针技术是当前国际上的研究热点,国内也相继开展了一些研究,但是基本上均集中于2012年及以后,仍然落后于国际水平。
4.结语
搅拌头作为搅拌摩擦焊的“心脏”,对于搅拌摩擦焊接技术的发展起着至关重要的作用。相比国外技术发展水平,我国研究起步较晚,因此加强核心技术研究,重视专利保护,提高对搅拌头的研究和制造水平,是提高我国搅拌摩擦焊接技术的重要途径。
摘要：以DWPI和CNABS专利数据库的检索结果为分析样本,从专利文献的视角对国内外搅拌摩擦焊接用搅拌头专利申请状况和技术发展历程进行了全面的统计分析。
关键词：搅拌摩擦焊,搅拌头,专利
参考文献
[1]何建军,刘明宇,杨宗辉.搅拌头——搅拌摩擦焊的心脏[J]电焊机,2004,34(1):24-26.59.
搅拌摩擦焊技术研究与应用 篇5
陈湘陵 谢振中
课 题：湖南省科技厅自然科学课题，课题编号：CK3056。
搅拌摩擦焊技术，即Friction Stir Welding，简称FSW。其作为固态连接技术范畴内的新型焊接技术，自CJ?Dawes等科学家正式宣布发明之后，以其较好的使用性能很快被推广开，并应用于各个方面，特别是在一些重工业，例如核电核能、航空航天、车辆船舶等。由于搅拌摩擦焊接技术本身的发展需要，加之其独特性与不可替代性，都将会是未来焊接技术发展必然方向之一。本文概述搅拌摩擦焊技术相关概念，同时介绍焊接技术在国内外的发展趋势，还较为详细地分析了该技术在航天、船舶、道路交通之中的应用，为提高并强化搅拌摩擦焊技术的理论基础尽一份小小的薄力，促进搅拌摩擦焊技术的发展。
一、搅拌摩擦焊技术概述
1.搅拌摩擦焊技术简介及原理
作为新技术的搅拌摩擦焊( 该项专利技术由T h eWelding Institute，即英国焊接研究所开发，开发时间1991年)，与常规摩擦焊相比，虽然焊接热源同是利用摩擦热产生，但是其最大的不同之处就在于利用高速旋转搅拌头缓慢插入到被焊工件的待焊部位，利用搅拌头和被焊材料之间的摩擦阻力而产生的摩擦热，高温软化连接部位材料，并在搅拌头轴肩的压力作用下，达到工件间永久性连接的目的。该技术是以固相连接工艺实现的焊接技术。
2.搅拌摩擦焊技术优点
与传统焊接方法相比，搅拌摩擦焊技术具有以下几个优点。
一是焊前不需进行复杂的准备，被焊材料不熔化，焊接接头性能优良，固相连接接头强度高，可实现全方位焊接;
二是焊接过程可靠性高，尺寸精度高，生产率高，成本低且节能;
三是具有广泛的工艺适应性，能有效减小或消除冶金化学反应问题，能焊接性能差异很大的异种金属材料，亦可焊接同一台设备的金属和非金属材料;
四是安全环保，焊接过程整洁，不会产生飞溅、辐射的情况，或产生有害物质。
二、搅拌摩擦焊技术研究现状
1.国外研究现状
在国外，搅拌摩擦焊接技术的发展已是十分成熟，理论体系也较为系统。但目前的搅拌摩擦焊的研究和应用主要还是铝合金、钢材等高熔点材料。而最早提出的英国焊接研究所早已在世界各国申请专利，寻求知识产权的保护，并向世界许多机械行业的科研院、大学或公司授权搅拌摩擦焊接技术的非独占性专利许可。各国研究人员在此基础上，又加快了设备的研制和材料搅拌摩擦焊接的工程化实验技术，以及多样化焊接接头形式的研究。
例如，美国航空航天局的Delta系列火箭与Eclipse小型商务机，以及阿里亚娜火箭发动机、日本新干线等等。而在挪威，已用该技术焊接快艇的长为20m的铝合金结构件;美国洛克希德-马丁航空航天公司用该技术焊接了航天飞机外部储存液态氧的低温容器，在马歇尔航天飞行中心，也已用该技术焊接了大型圆筒形容器。
2.国内研究现状
早在，我国就已展开了搅拌摩擦焊技术的研究，并在的第九届全国焊接学术会议上，以及出版的新版《焊接手册》中介绍了该项技术。此后，由关桥院士主持在航天系统开展搅拌摩擦焊技术的.研究和应用;4月份，“中国搅拌摩擦焊接中心”在北京饭店成立，被英国焊接研究所授予独家许可权，即拥有发放和管理中国区域的搅拌摩擦焊接技术的专利许可。直至今日，研究搅拌摩擦焊接技术与设备的学院、研究所已达到20几家单位，其中包括有清华大学、南昌航空工业学院、哈尔滨理工大学、中科院沈阳金属所等。
历经几十年的发展，该技术在国内已经具备了从工艺、设备、控制、检验等整套完备的专业技术规模，并且在基础理论研究上也形成了一定的独立体系。我国科技工作者高度重视，除了对搅拌摩擦焊的机理、力学性能、搅拌头等展开深入研究外，还先后开展了对铝合金紫铜、PVC塑料、钛合金、镁合金等材料搅拌摩擦焊工艺的研究。
三、搅拌摩擦焊技术应用现状
1.航空应用
在航空领域中，自1995年，美国、日本、英国等发达国家开展了对FSW在航天工业中的应用性研究后，便开始一系列的研究与应用。例如，飞机制造零部件的装配一改传统的铆接和螺栓连接技术，采用FSW，不仅可提高制造速度，同时又能减轻飞机结构重量。而目前波音公司已经成功实现了飞机门的曲线FSW焊接，战斗机裙翼上薄板T形接头的搅拌摩擦焊连接，并用FSW焊接生产了DeltaⅡ和Ⅲ运载火箭的贮箱等等。巴西航空工业公司采用了FSW技术为莱格赛500喷气公务机实现了首次应用。FSW技术的出现为航空航天工业设计和制造提供了一种新的方法和途径，并逐步投入到实际生产过程中。
2.船舶应用
在船舶工业中，FSW的应用主要是船舶甲板、侧板，以及水上观测站、防水壁板、船体外壳、主体结构件等的制造，还有直升机降落平台、海洋运输结构件等。此技术的应用，特别是在船舶轻合金预成形结构件上的应用，不仅能减少铆接和弧焊连接所带来的时间、人力和物力上的浪费，还能有效地减少铝合金熔焊时所产生变形、缺陷和烟尘等问题，是促使船舶制造技术发展和革命性变化的重要角色，为现代船舶制造提供了新的连接方法，也是现代焊接技术发展的又一次飞跃。例如，由挪威Gydro MarineAluminium铝板厂生产的无缺陷FSW铝板，用于船舶的甲板、壳体、船舱壁等部位的焊接;日本住友轻金属公司采用FSW生产的铝质蜂窝结构板件和耐海水板材等等。
3.陆路交通应用
在陆路交通上，FSW主要的应用领域为高速或轨道列车，以及地铁车厢、有轨电车，汽车的引擎、底盘、轮毂、车身支架、载货车尾部升降平台、汽车起重器，以及装甲车的防护甲板等等。而法国Alstom、丹麦DanStir正致力于车辆部件FSW工业化的研究;日立公司市郊特快列车车辆的单层和双层挤压件连接时也采用FSW技术;日本住友轻金属公司已将FSW工艺用于地铁车辆，并生产FSW焊接板用于日本新干线车辆的制造。
，在我国，FSW在列车制造领域应用取得了突破性进展。例如，中国搅拌摩擦焊中心通过静龙门式搅拌摩擦焊设备实现车钩座的批量化焊接应用;南车集团株洲电力机车厂研制的地铁车厢侧墙壁板通过了技术鉴定，并首次在广州三号地铁车辆中投入了批量化制造。
四、结论
随着人们对搅拌摩擦焊技术认识的提高，除了在以上所述三个方面之外，在其他如铝合金桥梁、装饰板、发动机壳体、电气连接件等方面，FSW也将会有广泛的应用。因此，如何提高焊接的速度，提高接头的性能，有效地降低成本……都是我们业内人士必须要认真思考的问题。笔者相信，随着我们进一步地深入研究，FSW会朝着更为成熟、多元的方向发展，并被广泛地应用于人们日常生活、工作、学习的各个方面。
铝合金搅拌摩擦焊接热力耦合分析 篇6
搅拌摩擦焊接 (Friction stir welding, FSW) 是英国焊接研究所 (The Welding Institute, TWI) 针对铝合金焊接研发的一项先进固相焊接技术[1]。它不仅在铝合金焊接中具有接头性能优异、生产成本低等优点, 而且在其他合金或异种金属连接方面也具有明显优势, 因此它成为目前焊接领域的研究热点[2]。以往的大多数研究集中在温度场的模拟和测量上, 对于FSW焊接过程的温度场、应力应变场的研究相对较小, 而FSW温度场、应力应变场的研究对于分析焊接传热、热循环过程、焊核区高温粘塑性金属的形成、流动、扩展、分布、焊接接头力学冶金过程和焊接应力应变弹塑性动态过程以及焊接结构的可靠性和安全性等都具有重要意义[3,4]。
本文根据搅拌摩擦焊接的产热机制结合实际已开展的搅拌摩擦焊接试验, 以及对部分相关物理量的测量和分析建立三维搅拌摩擦焊接数值模拟模型。数值模拟中综合考虑了热应力和搅拌头对工件的挤压力、扭转力, 最终得到热力耦合场。
1 数值模拟模型的分析和建立
利用大型有限元分析软件ANSYS建立三维数值分析模型, 模型中包括了两块长250 mm、宽150 mm的待焊铝薄板及其相应夹具的几何模型, 如图1所示。整个模型均采用8节点六面体单元进行网格划分;焊缝区域网格细化, 铝薄板厚度方向、夹具厚度方向、垫板厚度方向均划分两层网格。分析过程采用热一力单向顺序耦合。
1.1 热源数学模型
早期有关搅拌摩擦焊接温度场的数值模拟主要是基于滑动摩擦的、粘着摩擦的、搅拌头转矩的热源模型, 而这些热源模型不但不能真实反映实际的摩擦产热原理和过程, 而且对焊接试验的依赖性非常强[5]。随着对摩擦产热机制的深入研究, 出现了一种被焊材料剪切极限的新型热源模型, 这种模型能真实反映实际的产热原理和过程。本文采用这种新型的热源模型。假设在搅拌摩擦焊接的初始阶段, 摩擦切应力低于被焊材料的屈服切应力, 被焊材料处于弹性切变状态, 即滑移状态;随着温度的升高, 材料的屈服切应力降低到与摩擦切应力相等, 被焊材料的接触界面出现的一种黏性和滑移共存的临界状态, 即部分滑移/粘结接触状态;随着温度的进一步提高, 材料的屈服切应力低于摩擦切应力, 在此种状态下 (粘结接触状态) 搅拌头周围的母材粘结在搅拌头表面并在其旋转带动下发生塑性流动, 其作用力是随温度和应变速率变化的材料剪切极限。因此搅拌头与被焊材料接触面上的摩擦作用力的表达式为:
其中μ为摩擦滑动系数, Fz为轴肩下压力, τ为材料的剪切极限。根据搅拌轴肩与被焊材料接触面上的摩擦力做功以及功热转换可以计算出接触表面每一点的热流密度, 其热流密度计算式为:
式中:Rn为点到搅拌头中心的距离。在焊接过程中搅拌针能顺利扎入被焊材料以及在材料中旋转向前移动的前提是搅拌针与被焊工件之间的摩擦热使被焊材料软化, 因此根据摩擦力做功以及功热转换可知其搅拌针范围内每一点的生热功率为:
1.2 夹具模型的确定以及边界条件
在搅拌摩擦焊接过程中合适的夹具模型不但能形成较好的焊缝, 而且对其变形以及残余应力分布有非常显著的影响[5]。本文在焊接过程中夹具模型的材料选用为:铝板作为压板、钢作为垫板;其约束状态为:将垫板的下表面以及压板的上表面厚度方向约束, 即约束待焊材料的Z向的两个自由度, 同时底板和焊件之间、压板与焊件之间的接触会产生摩擦力, 可以约束待焊材料在水平面内的运动。在热源模型中被焊工件与夹具的接触区域按接触热传导处理[6,7], 其中上压板与被焊工件的热传导系数设置为2 000, 被焊工件与垫板之间的热传导设置为5 000[8]。刚性垫板下表面与工作平台紧密相连, 而工作平台相当于一个巨大的热沉, 因此垫板下表面处理成一个热沉, 其温度设置为与大气温度一致, 为20℃;在ansys分析中当热流密度和对流载荷同时加载时, ansys只读取最后一个加载的载荷进行计算, 因此, 本文在搅拌头与被焊工件的接触区域上设置一层表面效应单元;铝板外表面和钢板外表面一并按一般空气条件下的等效对流换热系数处理, 分别取值为30 W/ (m2·K) 和100 W/ (m2·K) , 环境温度为20℃。
1.3 材料模型及摩擦系数的确定
1.3.1 材料模型
铝合金的性能参数随着温度的变化而变化, 但性能参数又是影响热力学分析的重要影响因素, 特别是其力学性能会因温度历程不同而发生变化, 而性能参数特别是高温下的性能参数很难得到, 因此大多数分析中常常将性能参数简化为常数或者相对简单的函数。本文提供的材料性能参数按照文献[8,9,10]设定, 其数值如下表1所示。
1.3.2 摩擦系数的确定
焊接过程中待焊铝板与夹具模型之间的接触关系, 查阅相关摩擦系数表可知铝和铝在干摩擦中的静摩擦系数为1.05~1.35、滑动摩擦系数为1.4, 铝板和钢在干摩擦中的静摩擦系数为0.61、滑动摩擦系数为0.47, 本文设置铝板压板与被焊铝板之间的摩擦系数为1.05, 被焊铝板与钢性垫板之间的摩擦系数为0.47, 均取其最少值。搅拌头与被焊工件之间是由摩擦接触产热, 表面温度瞬间提高, 而摩擦系数受温度影响明显, 在搅拌起始初期, 搅拌头与被焊垫板之间的摩擦为不锈钢与铝板之间的摩擦, 其滑动干摩擦系数为0.47, 随着温度的提高, 一部分在搅拌头旋转作用下处于黏性接触状态下的铝分子粘结在搅拌头表面形成一层非常薄的铝薄膜, 此时搅拌头与被焊材料之间的摩擦为铝与铝之间的摩擦, 其滑动干摩擦系数为1.4。根据式 (1) 摩擦力与材料的剪切极限相等时以及表1可以确定其阈值温度, 假设当轴肩下压力为5 000 N时, T0约为320℃, 即在320℃时搅拌头与工件之间达到部分滑移/粘结接触状态。
1.4 搅拌头力载荷的确定
与传统溶化焊焊缝形成不同的是搅拌摩擦焊接焊缝是在热载荷和机械载荷共同作用下形成的, 其本质特征是它具有机械载荷;而机械载荷的主要的体现形式是下压力和扭矩, 向前的挤压力相对下压力和扭矩可以忽略。本文将下压力用均匀的面压力作用在被焊材料的搅拌头作用区域上表面, 搅拌头与被焊材料上表面之间的扭矩则简化为均匀分布于被焊材料上表面搅拌头作用区域内的扭转力, 搅拌针作用区域的扭矩同样简化为被焊材料中搅拌针作用区域内的扭转力。作用在被焊材料上表面的扭转力以及面压力如图2所示。
2 有限元分析及结果处理
2.1 温度场分析结果
Ansys瞬态热分析中移动热源通过程序实现, 在循环过程中, 当下一个载荷步开始计算时, 先删除上一个载荷步的热流密度和生热载荷, 同时在相应位置加上热流密度和生热载荷, 且热流密度和生热载荷随着温度的变化而变化, 是一种自适应温度载荷。本文在模拟开始阶段时即预热阶段, 搅拌针插入工件内3 s, 然后轴肩再与工件接触4 s, 然后搅拌头向前移动, 在搅拌头向前移动过程中温度场随时间呈现周期性的变化, 但其振幅非常小, 几乎为0, 说明焊接进入准稳态焊接阶段。图3是焊接数值模拟进行到准稳态阶段的温度场分布图, 其温度峰值为504℃, 低于铝合金的固相线。因此模拟得出的是固相焊接过程。图4、图5是其对应的纵向和横向温度截面图。从图4、图5可以看出搅拌头中心高温区域的形状与常见的接头焊核区形状有很好的吻合, 并且有比较均匀的温度分布。模拟得到被焊工件上表面搅拌头起始焊接位置中心点横向不同位置的温度变化曲线图, 如图6所示。图中分别为焊缝中心点及横向距离焊缝中心4 mm, 8 mm, 10 mm, 14 mm的温度场模拟结果, 其中4 mm处为搅拌头下方。从图可知, 整个温度的变化趋势非常相似。从整个温度分析结果可以看出, 搅拌头前方温度梯度变化较大, 而后方温度梯度变化相对较小, 两边梯度比较相近。由此可以分析, 在焊接移动过程中, 随着材料的变形抗力增大, 焊接的摩擦生热功率增大, 相同时间内摩擦所作的功增大, 进而促使温度升高;而随着温度升高, 材料的变形抗力降低, 摩擦生热功率降低, 相同时间内摩擦所做的功降低, 从而促使温度降低。因此, 焊接移动过程中会出现振幅非常少、呈现周期性变化的温度场。
2.2 残余应力结果及分析
搅拌摩擦焊接残余应力是消除搅拌头作用力且在无温差的作用后仍留在物体内自相平横的内应力。其载荷的加载方式如图2所示:加载均匀的面压力和随温度变化的扭转力以及在这个时刻的温度场;在移动过程中通过循环删除和加载分析计算。从图7搅拌摩擦焊接残余变形的分析结果可以看出其残余变形具有不对称分布的特征, 且前进侧的残余变形明显大于后退侧的残余变形;由此图也可以推测出残余应力在前进侧的应力峰值高于返回侧。
3 结语
1) 在温度场分析中, 模型通过库伦摩擦和粘着摩擦生热作为其生热驱动力, 建立了夹具与被焊材料的接触关系, 并简化考虑了搅拌头的机械载荷。
2) 通过对搅拌摩擦焊接铝合金薄板进行热力学模拟, 获得了不同阶段的温度分布、梯度变化, 特征点的温度时间历程变化曲线, 焊接后残余变形的不对称分布特征。
摘要：采用库伦摩擦和粘着摩擦生热作为生热驱动力, 模型中被焊材料与夹具之间建立接触关系, 在温度场分析中热流密度和生热载荷采用一种自适应载荷, 在力学分析中采用简化的搅拌头机械载荷。对铝合金薄板搅拌摩擦焊接过程进行热力学方面的模拟得到其温度场和残余应变场。
关键词：铝合金,搅拌摩擦焊,热力耦合
参考文献
搅拌摩擦焊接 篇7
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。
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搅拌摩擦焊接 篇8
搅拌摩擦焊接是一种纯机械化连续的固相连接方法。它有着成本低、安全性高、节能无污染等优点, 已被广泛应用于航空航天、交通运输等各行业的镁、铝合金等各种合金的加工制造[1,2,3]。目前, 我国搅拌摩擦焊设备的自主研发水平不高, 大部分只能焊接一维直线或无法恒压力控制, 故研制开发一种能焊接二维曲线和恒压力控制的搅拌摩擦焊设备成为一种急切的需要。
本研究在消化、吸收现有的搅拌摩擦焊机技术的基础上, 决定采用西门子运动控制系统SIMOTION D435, 以进一步对搅拌摩擦焊机的电控系统进行设计与优化。
1 搅拌摩擦焊简介
1.1 搅拌摩擦焊的工作过程
搅拌摩擦焊接的动作过程类似于数控铣床, 工作原理图如图1所示。高速旋转的搅拌针首先缓慢插入焊缝处, 待轴肩与工件接触后搅拌头再加压, 同时向前进给, 在此过程中, 搅拌头与金属摩擦生热使金属处于塑性状态, 然后向搅拌头后方流动形成致密焊缝。搅拌摩擦焊接的主要控制要素有:主轴的旋转速度及方向、轨迹的控制及焊接进给速度、主轴的顶锻压力、搅拌头的插入深度等。
1.2 搅拌摩擦焊机的机械结构简介
搅拌摩擦焊接的主要控制要素与数控铣床非常相似, 其与数控铣床最大的不同点是有较大的轴向恒定压力, 从而使得在焊接过程中对机床的总体承重有较高的要求。故笔者设计的搅拌摩擦焊接机的机械结构参考定梁式静龙门铣床的机械结构, 静龙门铣床的刚性较好, 所能承受的主轴反向力较大。搅拌摩擦焊接设备与普通静龙门铣床的机械结构的区别在于, 其在Z轴方向加装了一个比例阀控制的液压缸。故本研究设计的搅拌摩擦焊设备所需要控制的执行器件主要有:X轴电机、Y轴电机、Z轴电机、主轴电机, 主轴液压缸。其主要的控制性能指标为:
(1) 主轴转速的范围为20 r/min~1 600 r/min;
(2) 主轴液压缸的恒压力的范围为0~3 t;
(3) 在X-Y平面可做二维插补运动, 运动定位精度保证在0.03 mm之内。
2 系统控制方案的选择
2.1 SIMOTION D435简介
SIMOTION系统是西门子推出的新一代运动控制系统。SIMOTION系统有着三大功能:逻辑控制功能 (PLC) 、运动控制功能 (定位、插补、同步等) 和工艺控制功能 (压力、温度控制等) [4,5,6,7]。SIMOTION系统采用了模块化的设计, 使用PROFIBUS和PROFINET实现模块之间的通信, 使SIMOTION运动控制系统具有很大的灵活性。SIMOTION强大的功能性使得其能够用一个系统完成所有的运动控制任务, 也使之广泛应用于纺织、印刷, 金属成型等领域。SIMOTION有3种硬件平台, 包括基于控制器的SIMOTION-C、基于PC的SIMOTION-P和基于驱动的SIMOTION-D[8]。其中SI-MOTION-D内部集成SINAMICS S120驱动控制单元, 特别适合紧凑和模块化的设计[9]。SIMOTION-D有多种型号可供选择 (D410、D425、D435、D445和D445-1) , 其中D410为单轴驱动器, 不满足设计要求, 而D4x5各型号之间的区别主要反映在:最大控制轴数、最小伺服/插补循环时钟、DRIVE-Cli Q接口数、价格。
2.2 系统控制方案的选择
搅拌摩擦焊接机除了同普通的数控铣床一样, 要进行定位运动、插补运动等以外, 还要进行焊接压力的控制, 在设计中, 焊接压力的控制由液压缸来实现, 故在控制系统中需要额外精确控制一个液压缸。由于西门子数控系统SINUMERIK 802D是封闭式数控系统, 不支持对外的PROFIBUS-DP通讯, 其自身所带的可编程控制器所能额外添加的模块数也有限, 故无法控制该设计所需要的液压缸。SINUMERIK 840D数控系统有外接的PROFIBUS接口, 可以通过对外通讯来控制液压缸, 但840D价格昂贵, 经济性不高, 同时开放性也没有SIMOTION D高, 故该设计采用SIMOTION D系统, 其既可以实现普通机床所需要的运动, 又可以同时控制液压缸, 同时经济性高、设计自由度高。
考虑到经济性, 同时由于液压缸的压力PID控制对实时响应要求较高, 本研究选择通讯周期较短且价格适中的SIMOTIONN D系列中的SIMOTION D435。其主要技术参数如表1所示。
3 系统的硬件设计
搅拌摩擦焊接机的电控系统主要由SIMOTION D435 (包括其SINAMICS S120各模块) 、人机界面HMI、分布式I/O、执行器件及各种开关、检测传感器等构成, 具体组成图如图2所示。
搅拌摩擦焊机的控制动作全部由SIMOTION D435控制器来控制完成, 其各部分具体控制如下:
(1) 各进给轴电机和主轴电机的控制。SIMO-TION D435和其SINAMICS S120伺服系统同时控制4个轴的同步响应。其中, SIMOTION D系统包括:1台SIMOTION D435控制器、1个电源模块、2个单轴电机模块、1个双轴电机模块。相互之间通过Driver-cliq电缆连接, 由电机模块直接驱动和控制X轴、Y轴、Z轴以及搅拌主轴, 且伺服电机的编码器反馈信号可通过Driver-cliq电缆反馈到电机模块。其中X轴和Y轴在硬件配置中需设置为带有path interpolation路径插补功能的轴, 同时将两者链接分配到一个path object路径插补文件中。这样即可用程序实现X-Y平面的二维路径插补。
(2) 主轴液压缸的控制。分布式I/O ET200M作为SIMOTION的从站, 扩充了SIMOTION系统的I/O点数, 可充分发挥SIMOTION D的逻辑控制功能。在ET200M中添加的模拟量输入模块可以接收液压缸的位置和液压信号, 输出模块可以控制液压缸的比例控制阀, 这样通过ET200M和SIMOTION D435之间的高速PROFIBUS-DP通讯, SIMOTION D435的CPU即可对液压缸的位置和压力进行PID闭环调节, 从而实现液压缸的位置控制和恒压力控制。
(3) 其他辅助设备的控制。夹具、润滑设施等辅助设备的控制是通过ET200M上的数字量输入输出模块的接受和处理后, 再由SIMOTION D435中的程序来实现。此外, 人机界面HMI也作为SIMOTION D的PROFIBUS-DP通讯从站, 可实现运动轨迹、旋转速度、焊接压力等参数的设置, 以及用于各类参数的实时显示, 也可进行各种操作。
4 系统的软件设计
4.1 系统的功能规划
同其他常用的控制系统一样, 搅拌摩擦焊接机具备的功能主要有3大功能:回零功能, 手动功能、自动功能: (1) 回零功能, 开机启动后首要完成的工作是对各个进给轴进行找零点, 故不管在控制程序还是在界面程序设计上都是默认首先进入的; (2) 手动功能, 包括手动定位功能 (可选择绝对坐标系或相对坐标系) 、点动功能、以及手轮同步功能。这些功能只有在选择进入手动界面以后才能进行; (3) 自动功能, 即按照工艺动作的要求, 在自动参数界面输入参数后, 在各轴回零后, 各运动轴按照工艺步骤自动进行。当然自动功能也分为单步、单周期和自动循环3种模式, 可以任意选择。此外还有报警功能, 也就是故障显示和确认的功能。这些功能在人机界面上的设计如图3所示。各个功能版块分别通过按下界面右上方的版块选择按钮即可进入。其中回零界面为开机默认界面。界面左上方为参数显示界面, 界面左下方为主要参数设置界面, 界面右中侧为控制按钮界面。界面右下方则为总控制开关界面, 有开机运行、停止和复位按钮。
4.2 系统的的程序规划
根据上述主要功能, 控制主程序的结构图如图4所示。其中回零程序的选择位在开机处理程序中默认置位, 故回零程序为开机默认进入。当需要使用其他功能时, 则通过HMI上的功能版块选择按钮进入。其中, HMI上右上方的3大功能版块选择按钮对应的就是程序中的版块程序选择位。当用户单击一个功能版块选择按钮时, 则该功能程序选择位置位, 同时当前程序选择位复位, 系统退出当前程序, 进入所选择的程序。3大功能程序均分为逻辑处理程序和运动程序两大部分, 其中逻辑处理程序用梯形图LAD/FBD编写, 放在background任务里面, 循环扫描处理[10]。运动程序主要用MCC语言编写, 放到motion task任务里面, 当需要用到时调用一次[11,12,13]。
除了3大功能程序以外, 还有故障处理程序、开机处理程序、急停程序、关机处理程序等, 其中故障处理程序可以对故障进行自动处理或提示, 其可以放在Scout执行系统execution system中的system interrupt task任务里面, 也可以放在background任务里面, 具体看故障的类型和自己选择处理的方式而定。还有急停程序, 将其放到iposynchronous task任务里面, 因为该任务优先级较高, 当用户按下急停按钮时, 可以让其首先执行。开机处理程序和关机程序分别放在Startup task和shutdown task里面, 只是在开关机时各执行一次, 可以用作变量的初始化、工艺对象的复位、对象关机处理等等。
4.3 系统的主要程序设计
4.3.1 二维插补程序的设计
平面二维插补运动是通过插补程序实现的, 插补程序单独分配到一个motion task里面, 属于自动程序中的一部分。当自动程序运行中需要进行轨迹控制时, 才调用该task。插补程序主要采用MCC语言当中的插补指令来实现, 插补指令分为直线插补、圆弧插补和多项式插补, 可以按照焊接轨迹进行自由选择组合。
4.3.2 液压缸PID程序的设计
液压缸的位移控制和压力控制是通过液压缸PID程序实现的。设计的PID程序主要通过LAD语言中的_ctrl_pid程序集成块来实现。当本研究把_ctrl_pid程序块的各个参数设置好后, 将整个PID程序分配到任务执行系统中的Timer Interrupt Tasks中。Timer Interrupt Tasks在固定的周期内被循环触发, 非常适合于闭环控制, 其优先级高于background task和motion task。只有把_ctrl_pid程序块的_en和enable两个输入点置位后, 每个周期内PID程序才执行_ctrl_pid程序块, 进而实现PID控制, 否则只执行PID程序中的其他外围处理程序, 而不执行_ctrl_pid程序块, 这两个位起到开关作用。液压缸的位移PID程序和压力PID程序每次只执行其中一个, 相互之间的互锁和任意切换, 可实现液压缸的位移控制或压力控制。
5 测试试验
为了验证控制方案的控制效果, 本研究分别做了压力测试试验和进给轴定位精度测试试验。压力测试试验结果如图5所示。其压力调节响应速度快、精度高, 稳态误差在1%以内。
进给轴定位精度采用激光干涉仪进行测试, X轴的测试结果如图6所示。其定位精度A为0.136 65mm, 其余两轴也均在0.20 mm以内, 完全满足设计的要求。
6 结束语
SIMOTION D作为西门子新一代运动控制系统, 该系统功能强大、灵活度高、且编程操作简便, 特别是其插补、同步、工艺控制等功能足以有与NC竞争的能力。本研究以SIMOTION D435为控制器, 研发了一台搅拌摩擦焊接机, 该设备已投入生产。
实际运行及实验结果表明, 该种控制方法可以实现搅拌摩擦焊接机的各种性能指标, 并为以后的相关研究提供了参考依据。
摘要：针对目前我国搅拌摩擦焊设备的自主研发水平不高, 大部分只能焊接一维直线或者无法恒压力控制的问题, 设计了一套既能焊接二维曲线又可恒压力控制的搅拌摩擦焊设备。通过对搅拌摩擦焊接的焊接原理和控制要素的分析, 在综合比较了各种控制方案后, 选用了以SIMOTION D435为核心的控制方案;在对所需功能进行分析的基础上, 控制程序采用模块式的编程方法, 综合运用LAD语言和MCC语言, 实现了搅拌摩擦焊接时的二维轨迹插补和压力PID控制, 并对压力的控制精度和进给轴的定位精度进行了实验分析。研究结果表明, 该系统运行稳定, 压力控制精度高, 适合于铝合金、镁合金等轻合金的二维平面的搅拌摩擦焊接。
搅拌摩擦焊接 篇9
搅拌摩擦焊(Friction Stir Welding,FSW)作为一种非熔化焊工艺,具有热输入量小的重要特征,从理论上讲,应该适合于压铸态镁合金的焊接。但目前国内外关于搅拌摩擦焊用于镁合金焊接研究报道虽多,却几乎都集中在AZ,AM系列的变形镁合金焊接方面,对于压铸态镁合金的搅拌摩擦焊研究鲜有报道。
本工作以压铸态AZ91D镁合金薄板为研究对象,使用搅拌摩擦焊机进行焊接连接实验,并对焊接接头的微观组织及其形成机理进行研究,旨在为开发压铸态镁合金搅拌摩擦焊连接工艺提供理论支撑。
1 实验
1.1 实验材料及设备
实验材料为压铸态AZ91D镁合金薄板,尺寸为100mm×40mm×4mm,其化学成分如表1所示,母材原始屈服强度为160MPa,抗拉强度为230MPa,伸长率为3%。搅拌头轴肩直径10mm,搅拌针顶部直径2.8mm,搅拌针根部直径4.2mm、长度4.0mm。焊接接头微观组织研究分别使用光学显微镜和扫描电镜。
1.2 实验步骤
1)对母材进行物理和化学表面清理, 去除表面的油污、水分、氧化膜等。
2)用夹具将母材以对接形式刚性固定,对接间隙在0.3mm以内。
3)对母材实施搅拌摩擦焊连接,实验参数如下:轴肩下压量3.8mm,搅拌头倾斜角2.5°,焊接速率120mm/min,搅拌头旋转速率1500r/min。
4)观察焊缝外观成型并截取焊缝横截面(垂直于焊接方向)制备微观组织试样,然后分别使用光学显微镜和扫描电镜对焊接接头的微观组织进行研究。
2 实验结果与分析
2.1 焊接接头宏观形貌
焊缝的宏观成形状况如图1所示,焊缝宽度均匀,焊后没有明显的变形,焊缝表面美观且无宏观缺陷。
焊接接头横截面宏观形貌如图2所示,从中心向两侧可分为以下区域:焊核区(Weld Nugget Zone,WNZ)、机械-热影响区(Thermo-Mechanically Affected Zone,TMAZ)、热影响区(Heat Affected Zone,HAZ)和母材(Base Metal,BM)。母材金属内部存在大量的小尺寸宏观气孔缺陷,这些气孔主要是由压铸工艺固有的高速充型和卷气导致的。整个焊缝除焊核区有贯穿性隧道状缺陷外,宏观上组织良好、无明显气孔缺陷;该隧道状缺陷出现在焊缝的前进侧,周边还聚集着一些气孔和夹杂;焊核中心区出现“洋葱环”状特征。此外,在焊缝的前进侧和后退侧(Retreating side,即搅拌头旋转线速度方向与焊接方向相反的一侧),焊核区与机械-热影响区的过渡在宏观上呈现出明显的差异:在前进侧,宏观上无明显过渡带,呈现“突变”特征;在后退侧,宏观上存在过渡带,呈现“渐变”特征。
2.2 焊接接头微观组织
焊缝各区典型微观组织的光学显微镜照片如图3所示,母材及焊核区典型微观的扫描电镜照片如图4所示。
(1)母材:
除存在上述的小尺寸宏观气孔缺陷外,其微观组织为典型的压铸态组织:浅色为粗细不均匀的、具有一定枝晶特征α-Mg基体,晶界分布着呈网状的、深色的第二相共晶组织β-Mg17Al12。
(2)焊核区:
典型的变形-再结晶组织,为细小、均匀的等轴晶,晶粒尺寸大多在5～10μm之间(较母材而言明显细化),晶界无β-Mg17Al12第二相出现。对此现象的分析及讨论如下:首先,在搅拌摩擦焊过程中,搅拌头高速旋转,使母材金属被高速搅拌、发生塑性变形。焊核区由于与搅拌头直接接触,搅拌及其带来的塑性变形和摩擦(生热)最为剧烈,使焊核区经历了类似于动态回复再结晶过程[5,6],而且摩擦生热使焊核区最高温度可以达到母材熔点的80%左右[7]。在此过程中,母材中原来粗大不均匀的α-Mg产生大的塑性变形、甚至被击碎,并发生动态回复再结晶,成为细小的等轴晶粒。
其次,焊核区晶界基本没有β-Mg17Al12分布,其主要原因如下:根据Mg-Al二元相图(如图5所示)可知,当AZ91D母材金属温度升高时,β-Mg17Al12将发生固溶;当温度升至400℃左右时,β-Mg17Al12将完全溶于α-Mg;当温度升至480℃左右时,α-Mg还将发生局部熔化,成为半固态。根据已有的研究结果可知,在进行搅拌摩擦焊时,由于搅拌头的高速摩擦作用,焊核区温度将显著升高,最高温度可以达到母材熔点的80%左右,可使焊核区中β-Mg17Al12完全溶于α-Mg,甚至达到半熔化状态。当搅拌头向前运动离开后,焊缝区温度迅速降低,焊核区也不例外,加之镁合金的热导率高(60～70W·m-1·K-1),冷却速率大,溶入α-Mg基体的β-Mg17Al12来不及析出,形成单相的过饱和α-Mg固溶体,无第二相组织β-Mg17Al12。
(3)机械-热影响区:
呈现显著的塑性变形组织特征,而且具有较为明显的塑性流变带;在靠近焊核区有不完全的回复和再结晶现象;在靠热影响区侧晶粒大小呈现一定的不均匀性,存在少量较粗大的晶粒。形成上述组织的主要原因:机械-热影响区的组织不受搅拌针旋转的直接作用,只受到轴肩外围的下压力作用和焊核区塑性金属的流变摩擦力作用,同时受到来自于焊核高温区域的热传导,三个因素共同作用成为部分晶粒再结晶的驱动力[8];但其再结晶驱动力不如焊核区,组织的动态回复再结晶程度也不如焊核区完全和均匀,因此组织呈现明显的塑性流变带;靠近焊核区的晶粒由于塑性流动和摩擦更为剧烈、温度更高,动态回复再结晶相对更完全;远离焊核区的晶粒则相反。
(4)热影响区:
该区域基本保留了母材的压铸态组织特征,只是晶粒有一定的长大现象,最大晶粒尺寸较之母材而言略大。这主要是因为该区域远离搅拌针的搅拌作用,并未发生塑性变形,仅在热传导作用下发生了温度升高,因此有局部的晶粒长大现象发生。
2.3 焊核与机械-热影响区的过渡
如前所述,焊核区与机械-热影响区的过渡在宏观上呈现出明显的差异:在前进侧呈现“突变”特征;在后退侧呈现“渐变”特征。其过渡区的微观组织形貌如图6所示,表现出与宏观观察相同的“突变”和“渐变”特征。其形成原因可作如下分析:上述过渡特征应该主要与焊接过程中焊缝金属塑性流动情况有关。根据K.Kumar、冯吉才等[9,10]的研究结果,当搅拌头完全插入被焊材料时,旋转从前进侧开始,搅拌头后方、前进侧的材料先一步达到塑性状态,并随着搅拌头的旋转,搅拌头后方塑性金属向搅拌头前方运动(同时也是由前进侧向后退侧方向运动);由于搅拌头前方温度低于搅拌头后方,因此只有部分金属达到塑性状态,未达到塑性状态的金属阻碍前进侧超塑性金属随着搅拌头向后退侧运动。这就导致了前进侧另一部分塑性金属不得不逆着搅拌头运动。前进侧的塑性金属分别从两个方向运动,后退的塑性金属沿着搅拌针的旋转方向运动,最后后退侧的塑性金属与前进侧的部分塑性金属在搅拌头后方偏向前进侧部分聚集(如图7所示)。
根据上述金属塑性流动模型进行推论:首先,由于搅拌头前方温度低,非焊核区域金属在搅拌焊接过程中塑性流动差,然而前进侧焊核区域受高线速度(等于搅拌头自转的线速度加上向前的焊接进给速度)搅拌头的作用,焊核区域金属达到超塑性状态,前进侧焊核区与机械-热影响区之间的塑性流动状态出现突变,导致前进侧焊核区域与机械-热影响区之间的微观形貌呈现出“分层”特征;而后退侧则反之,搅拌头的绝对线速度相对较小(等于搅拌头自转的线速度减去向前的焊接进给速度),加之温度分布相对均匀,因此焊核区与机械-热影响区之间金属塑性流动速度均匀变化,因此在组织上呈现出“渐变”特征。此外,前进侧部分塑性金属逆向流动,与后退侧的塑性金属在搅拌头后方偏向前进侧部分聚集;而母材中原始的气孔、夹杂等缺陷也会在此处聚集,形成如前所述的贯穿性隧道状的孔洞缺陷。
3 结论
(1)用搅拌摩擦焊方法对压铸态AZ91D镁合金进行对接焊接,当搅拌头旋转速率为1500r/min,焊接速率为120mm/min时,接头表面宏观成形美观,但在接头内部靠前进侧存在贯穿型隧道状孔洞缺陷。
(2)焊核区为典型的变形-再结晶组织,为细小、均匀的等轴晶,晶界无β-Mg17Al12第二相,这是该区域在搅拌头高速搅拌、摩擦(生热)作用下发生塑性变形和动态回复再结晶的结果,同时β-Mg17Al12相受热固溶于α-Mg,在快速冷却过程中来不及析出,形成了过饱和的单相α-Mg;机械-热影响区为变形-部分再结晶组织,这主要是因为该区域的搅拌、摩擦(受热)没有焊核区剧烈导致的;热影响区组织形貌与母材相近但伴有轻微的长大现象。
(3)焊核区与机械-热影响区的过渡具有以下特征:在前进侧呈现“突变”特征,在后退侧呈现“渐变”特征,这是由于搅拌头前后方温度和焊核区金属在前进侧与后退侧的流动速度不同导致的。
参考文献
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搅拌摩擦焊接 篇10
关键词：6005A铝合金,搅拌摩擦焊,微观组织,显微硬度,拉伸性能
铝合金具有大的比强度、高的塑性、良好的耐腐蚀性能以及优良的机械加工性能。6005A铝合金在具有上述优点之外,还具有较好的挤压性能,是大型铝型材的主要选择材料之一。目前,轨道车辆,特别是高速列车、地铁列车、双层客车和轻轨列车等现代化车辆,多采用6005A铝合金的整体组焊结构[1]。
使用传统熔化焊工艺焊接铝合金时,主要出现的焊接性问题有:焊缝中的气孔、焊接热裂纹、焊接接头与母材的等强性等。此外,铝合金的线胀系数大、导热性强,焊接时容易产生翘曲变形。这些问题与铝合金的物理性质有关,因此很难得到根本的解决[2]。
搅拌摩擦焊(Friction Stir Welding,FSW)被证明是解决铝合金焊接问题较为有效的方法。由于焊接过程中不需要填充材料且焊接温度低于母材的熔点,因此一定程度上避免了气孔、裂纹、偏析、变形等熔化焊常见的焊接性问题[3]。除此之外,搅拌摩擦焊还具有高的焊接效率,尤其对于长焊缝的焊接。对于铝合金的FSW研究已有很多,但主要集中在2000系及7000系这些传统熔化焊焊接较为棘手的铝合金上[3,4,5,6],对轨道车辆用6005A铝合金FSW的研究相对较少。本工作针对3mm厚轨道车辆常用的6005A铝合金进行了FSW实验研究,旨在为FSW在轨道客车生产中更为广泛的应用提供必要的理论依据和实验数据。
1 实验材料及方法
实验所用材料为6005A-T6铝合金,试板尺寸为100mm×300mm×3mm,其屈服强度、抗拉强度及伸长率分别为189,282MPa,14%,其化学成分如表1所示。
在型号为FSW-LM-5025的搅拌摩擦焊机上进行实验,搅拌头材料为工具钢(Cr12MoV),采用直径为3mm,长度为2.8mm的锥形螺纹焊针,轴肩直径为12mm。焊接过程中保持搅拌头倾斜角为2.5°,下压量为0.1mm,焊针插入后的预热时间为5s。在搅拌头旋转速率为1200r/min条件下改变焊接速率,研究其对接头组织与力学性能的影响。
焊后使用线切割机沿垂直于焊缝方向截取拉伸试样和金相试样。拉伸试样尺寸按GB/T 228—2002执行,并使焊缝位于拉伸试样中心。每组工艺参数选3个试样,室温条件下在MTS810拉伸实验机上进行拉伸实验,拉伸速率为1.5×10-2s-1,拉伸结果取其平均值。采用MH-3显微硬度计在接头横截面中部每隔0.5mm测试一次显微硬度,所加载荷为100g,持续时间为15s。金相试样经研磨、抛光后使用Keller试剂在室温下腐蚀;用OLYMPUS光学显微镜及EVO18型扫描电子显微镜研究接头的微观组织;采用JEM-2100F透射电子显微镜对接头不同区域进行观察,研究其精细结构。
2 结果与讨论
2.1 接头显微组织
图1给出了6005A搅拌摩擦焊接头的微观组织(图1(b),(c),(d),(e),(f)分别对应图1(a)中b,c,d,e,f)。可以看出,接头宏观上呈盆状(图1(a)),而有些合金的FSW接头却呈椭圆状[5],接头形状的差异与合金类型的不同有关。母材(Base Metal,BM)的组织为典型的挤压态组织(图1(b));由于热影响区(Heat Affected Zone,HAZ)只受热作用,挤压组织消失,取而代之的是粗大的晶粒(图1(c));热机械影响区(Thermo-Mechanically Affected Zone,TMAZ)受到塑性金属流动时产生的冲击力和热的双重作用,表现出的是畸变的组织,晶粒被拉长,且具有一定的方向性(图1(d),1(e));焊核区(Nugget Zone,NZ)在焊接过程中受到搅拌作用,组织为极细小的等轴晶粒(图1(f)),对焊核区的扫描电子显微分析表明,其平均晶粒尺寸约为8μm(图1(g))。从图1(a)还可以看出,前进侧(Advancing Side,AS)处NZ与TMAZ的边界线比返回侧(Retreating Side,RS)处的边界线更为清晰。图1(d)和1(e)给出了两处高倍的图像,AS处TMAZ内的畸变组织的宽度远比返回侧的窄,这是由于焊接过程中AS的温度更高,因此TMAZ内畸变组织发生再结晶的程度比RS处的更加充分。
(a)横截面;(b)母材;(c)热影响区;(d)前进侧热机械影响区;(e)返回侧热机械影响区;(f)焊核区;(g)焊核区二次电子组织(a)cross section;(b)BM;(c)HAZ;(d)TMAZ on the AS;(e)TMAZ on the RS;(f)NZ;(g)secondary electron image of NZ
接头横截面上隧道缺陷的全貌如图1(d)所示,可以看出隧道形成的过程:来自焊缝上方的塑性金属流1向下运动(图1(d)中箭头所示方向),来自RS的塑性金属流2向AS流动,两股塑性金属流在没有将空腔填充完全时已经停止流动(或是没有足够数量的金属填满空腔),因此留下了孔洞缺陷,如图1(a)和1(d)所示。若搅拌头每旋转一圈都会在相同的位置留下同样的孔洞缺陷,在焊接方向上这些缺陷的连接便形成了贯通焊缝的“隧道”。
图2所示为FSW接头四个区域内的TEM组织。6005A-T6母材内主要存在两种衬度的析出相,如图2(a)所示,一种是长度约为20nm的针状析出相,沿[100]Al和[010]Al方向排列;另一种是直径约3nm的粒状析出相,其中一些是针状析出相的横截面(即沿[001]Al方向的析出相),另外也包含有未知结构的弥散相。根据文献[7,8]研究结果,可以肯定这些针状析出相是β″相(Mg5Si6,C-心单斜结构)。这些弥散相可能含有较高含量的Mg或Si,从而导致在弥散体周围出现贫β″相的区域(图2(a)),但并非增强相。热影响区内原始的β″相消失,组织以棒状β′相为主,尺寸为100~200nm,还出现了少量板状Q′相,尺寸约为80nm(图2(b))。焊接过程中热机械影响区发生塑性变形,在TEM下可以看到较高密度的位错(图2(c));焊核区的峰值温度约为500℃[9,10,13],在该温度下,母材中的第二相粒子完全溶入基体,在焊接快冷条件下,几乎全部固溶于基体,如图2(d)所示。
图3为不同焊接速率下接头横截面组织。研究发现,焊接速率对接头的显微组织有着显著的影响。当焊接速率为100mm/min时,接头内部出现隧道缺陷,如图3(a)所示;当焊接速率为200~400mm/min时,隧道消失,得到连续、致密的接头(图3(b),3(c));进一步增加焊接速率,再次出现隧道缺陷,且缺陷的面积随着焊接速率的增加而增大,如图3(d),3(e)所示。接头内部的隧道缺陷多出现在前进侧,也会出现在中部,但返回侧未出现过该种缺陷。此外,焊接速率对隧道出现的位置也有一定的影响。当焊接速率过小时,缺陷出现在焊核中部靠前进侧位置处;当焊接速率过大时,缺陷易出现在焊核的底部。
(a)母材区;(b)热影响区;(c)热机械影响区;(d)焊核区(a)BM;(b)HAZ;(c)TMAZ;(d)NZ
(a)v=100mm/min;(b)v=200mm/min;(c)v=400mm/min;(d)v=600mm/min;(e)v=800mm/min(a),200mm/min(b),400mm/min(c),600mm/min(d)and 800mm/min(e)
2.2 接头显微硬度
图4为6005A铝合金搅拌摩擦焊接头横截面的硬度分布曲线。可以看出,母材硬度(约100)最高,焊核区的硬度(约68)较热机械影响区、热影响区的硬度更高,硬度最小值出现在前进侧的热影响区,这与文献[9-11]得到的结果是类似的。
6005A属于时效强化铝合金,力学性能不仅与增强相的分布和尺寸有关,还受到晶粒尺寸的影响。Al-Mg-Si合金的时效过程为:过饱和固溶体→GP区→β″→β′→β。β″相与基体保持共格关系,其增强效果最好;当出现β′或β相时,称为过时效状态,增强效果开始变差[8,12]。6005A-T6母材中含有大量的针状β″相(图2(a)),处于峰时效状态,具有最大的增强效果,硬度HV约为100;热影响区内β″相溶于基体,析出粗大的β′相(图2(b)),从而使其硬度HV显著下降(~52),仅为母材的50%左右;热机械影响区也处于过时效状态,但其晶粒尺寸比热影响区的小,且该区经历了塑性变形,含有较高密度的位错(图2(c)),因此硬度值比热影响区略高。焊核区内几乎所有的粒子均固溶于基体,由于焊接快冷而产生的大量空位促使该区发生自然时效,硬度得以提高,同时由于该区细小等轴晶的出现,也补偿了一部分的硬度损失,因此焊核区硬度较热影响区和热机械影响区更高。
搅拌摩擦焊过程中,AS的温度比RS的高[13],因此位于AS热影响区的内过时效倾向更为严重。从而,最小硬度值出现在AS的热影响区内。
2.3 接头拉伸性能
6005A铝合金搅拌摩擦焊接头拉伸实验如图5所示。结果表明,焊接速率对接头的拉伸性能具有明显的影响。当焊接速率较低时(v=100mm/min),接头的抗拉强度、屈服强度及伸长率分别为141,104MPa和5.8%;随着焊接速率增加,接头的拉伸性能得到改善;当焊接速率超过400mm/min后,接头的拉伸性能反而大幅下降。在本实验条件下,3mm厚6005A铝合金FSW接头的抗拉强度最高可达到母材的72%,屈服强度可达到母材的70%,伸长率可达到母材的69%。即便如此,也较使用传统熔化焊得到的铝合金接头的力学性能要高。
焊接速率对接头拉伸性能的影响主要与接头有无缺陷有关。当接头不出现缺陷(v=200~400mm/min)时(图3(b),3(c)),接头的拉伸性能相差不大。当采用的焊接速率过大或是过小,接头均会产生隧道或者孔洞缺陷(图3(a),3(d),3(e)),这些接头中存在的不连续缺陷会造成应力集中、有效承载面积下降,从而导致其拉伸性能下降,尤其是伸长率。因此,选用合适的焊接参数是消除接头中的不连续缺陷,改善接头质量的重要途径。
3 结论
(1)基于微观组织的不同,6005A-T6铝合金FSW接头可分为焊核区、热机械影响区、热影响区及母材区,焊核区的组织为细小的等轴晶,其中的第二相粒子几乎完全溶于基体;热机械影响区的晶粒被拉长并具有一定的方向性,存在高密度的位错;热影响区中的晶粒明显粗化,析出β′相。
(2)6005A铝合金FSW接头出现软化,显微硬度曲线近似为W形,硬度最小值出现在前进侧的HAZ位置。