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        鋁合金攪拌摩擦焊接頭內(nèi)部殘余應(yīng)力的短波長X射線測試

        2015-12-09 09:07:46竇作勇張鵬程王茂銀裴利程
        機(jī)械工程材料 2015年3期
        關(guān)鍵詞:熱機(jī)核區(qū)焊件

        竇作勇,張鵬程,3 ,李 云,王茂銀,董 平,陳 力,鄭 林,裴利程

        (1.表面物理與化學(xué)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,綿陽621907;2.中國工程物理研究院材料研究所,綿陽621700;3.四川藝精科技集團(tuán)有限公司,綿陽621700;4.中國兵器工業(yè)第五九研究所,重慶400039;5.中國航天科技集團(tuán)長征機(jī)械廠,成都610100)

        0 引 言

        攪拌摩擦焊接(FSW)技術(shù)是英國焊接研究所于1991年發(fā)明的一種固相連接技術(shù)。與傳統(tǒng)熔化焊相比,F(xiàn)SW具有能耗低、接頭質(zhì)量好、變形小、無污染等優(yōu)點(diǎn),在航空航天、船舶、核工業(yè)、列車制造等領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景[1]。同其他焊接技術(shù)一樣,F(xiàn)SW也會在焊件中引入殘余應(yīng)力,從而對焊件的服役性能(如疲勞、斷裂等性能)產(chǎn)生影響[2-3]。因此,許多學(xué)者對FSW焊件中的殘余應(yīng)力進(jìn)行了研究[2-4]。

        由于FSW是鋁合金較為理想的焊接技術(shù),因此國內(nèi)外眾多學(xué)者研究了鋁合金FSW接頭的殘余應(yīng)力。王訓(xùn)宏等[4]采用X射線衍射儀研究了1060鋁合金FSW接頭與鎢極氬弧焊接頭中殘余應(yīng)力的差異;國外學(xué)者[2-3,5]采用中子衍射和高能同步輻射研究了鋁合金FSW接頭內(nèi)部殘余應(yīng)力的分布規(guī)律,從而加深了對FSW接頭中殘余應(yīng)力的認(rèn)識。由于中子和高能同步輻射產(chǎn)生的短波長X射線對材料有很強(qiáng)的穿透能力,可分析厚度在厘米級材料內(nèi)部的殘余應(yīng)力,如,Ma等[5]采用中子衍射研究了12.7mm厚2195-T8鋁-鋰合金FSW接頭的殘余應(yīng)力;Prime等[3]采用輪廓法和中子衍射法研究了25.4mm厚7050和2024鋁合金FSW接頭中殘余應(yīng)力沿厚度方向的分布規(guī)律;Lombard等[6]采用同步輻射高能X射線衍射研究了6mm厚AA5083-H321鋁合金FSW接頭縱向和橫向的殘余應(yīng)力分布。而國內(nèi)中子衍射和高能同步輻射測定應(yīng)力的相關(guān)技術(shù)還處于起步階段,因此文獻(xiàn)報(bào)道還很少。

        近年來,飛機(jī)結(jié)構(gòu)中常用的大厚度鋁合金攪拌摩擦焊的工藝研究[7]和殘余應(yīng)力分析[3]日益受到重視,除了構(gòu)件的表面應(yīng)力狀態(tài)外,內(nèi)部應(yīng)力的研究也非常重要,即可通過分析構(gòu)件內(nèi)部應(yīng)力的狀態(tài)來優(yōu)化工藝,從而防止因殘余應(yīng)力導(dǎo)致的變形或開裂。然而,普通的X射線應(yīng)力儀還無法實(shí)現(xiàn)工件內(nèi)部應(yīng)力的測試。2008年,中國工程物理研究院材料研究所聯(lián)合中國兵器工業(yè)第五九研究所成功研制了短波長X射線應(yīng)力分析儀,該儀器可以無損的方法測試?yán)迕准壓穸炔牧系膬?nèi)部應(yīng)力,并已在鋁合金、鋼鐵等材料的應(yīng)力分析中得到應(yīng)用[8-9]。

        針對工程應(yīng)用的需求,作者采用攪拌摩擦焊工藝對2024鋁合金進(jìn)行了焊接,并利用自制的XL-1型短波長X射線應(yīng)力分析儀研究了FSW接頭的內(nèi)部殘余應(yīng)力,旨在為焊接工藝的優(yōu)化和后續(xù)加工工藝的制定提供參考。

        1 試樣制備與試驗(yàn)方法

        1.1 試樣制備

        試驗(yàn)材料為6mm厚2024-T351鋁合金板,采用FSW-LS-012B型攪拌摩擦焊接設(shè)備按表1所示的參數(shù)進(jìn)行焊接,攪拌頭材料為H13鋼,軸肩直徑為20.0mm,攪拌針為帶錐度的螺紋狀結(jié)構(gòu),軸肩一側(cè)直徑為7.1mm,頭部一側(cè)直徑為5.3mm,高度為5.8mm。焊接完成后的試樣尺寸為200mm(長)×206mm(寬)×6mm(高),長度方向平行于母材的軋制方向并與焊接方向一致,焊件置于室溫環(huán)境下自然冷卻。

        表1 不同F(xiàn)SW接頭對應(yīng)的焊接工藝參數(shù)Tab.1 Welding parameters for different FSW welded joints

        線能量密度參數(shù)(攪拌頭轉(zhuǎn)速與焊接速度的比值)為攪拌頭移動單位距離所對應(yīng)的攪拌頭的轉(zhuǎn)數(shù)。

        1.2 試驗(yàn)方法

        采用OLYMPUS光學(xué)顯微鏡觀察焊縫橫截面的組織,腐蝕溶液由HF、HCl、HNO3、H2O按體積比為2∶3∶5∶190進(jìn)行配制。

        利用XL-1型短波長X射線應(yīng)力分析儀采用d0法測定焊接接頭的殘余應(yīng)力[3,6,10-11],X 射線源為鎢靶X射線管,管電壓為200kV,管電流為3.5mA,選用鎢Kα1射線對試樣進(jìn)行衍射分析,波長為0.02nm;規(guī)范體積為2mm(長)×0.1mm(寬)×3mm(高),選擇 Al(311)作為衍射晶面;在應(yīng)力測定過程中,調(diào)整規(guī)范體積至焊接接頭厚度的中間位置,沿圖1所示的直線進(jìn)行測定。

        圖1 d0法測定焊件內(nèi)部殘余應(yīng)力時(shí)所用的試樣及無應(yīng)力標(biāo)樣Fig.1 Sample used for internal residual stress testing by d0 method and the unstressed reference sample

        2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

        2.1 顯微組織

        圖2中的白亮區(qū)域?yàn)楹负藚^(qū),因攪拌頭對被焊材料的攪拌和旋轉(zhuǎn)作用而形成;焊核區(qū)上方有一錐形區(qū)域,該區(qū)域在焊接接頭上表面的寬度為20mm(與攪拌頭的軸肩直徑相同),為軸肩作用區(qū);由焊接接頭中心向兩邊依次為焊核區(qū)、熱機(jī)影響區(qū)、熱影響區(qū)和母材區(qū)。

        圖3(a)為焊核區(qū),該區(qū)在焊接過程中受到攪拌針強(qiáng)烈的攪拌作用,經(jīng)歷了較高溫度的熱循環(huán),組織發(fā)生了動態(tài)再結(jié)晶,由母材原始的板條狀組織轉(zhuǎn)變?yōu)榧?xì)小等軸的再結(jié)晶組織,晶粒大小約為6μm。圖3(b)為熱機(jī)影響區(qū),該區(qū)在焊接過程中同時(shí)受到攪拌針的機(jī)械攪拌和焊接熱循環(huán)的雙重作用,由于該區(qū)距攪拌針較遠(yuǎn),受到的機(jī)械攪拌作用遠(yuǎn)小于焊核區(qū)的,因此,該區(qū)的材料發(fā)生了較大程度的彎曲變形。圖3(c)為熱機(jī)影響區(qū)與熱影響區(qū)的交界處。圖3(d)為熱影響區(qū),該區(qū)組織在焊接過程中僅受到熱循環(huán)作用,未發(fā)生變形,而且經(jīng)受的焊接熱循環(huán)作用比焊核區(qū)的弱,僅發(fā)生了回復(fù);與母材相比,該區(qū)組織稍有粗化現(xiàn)象[1]。

        圖2 2024-T351鋁合金FSW接頭橫截面的宏觀形貌Fig.2 Macrograph of cross-section of 2024-T351aluminum alloy FSW joint

        圖3 2024-T351鋁合金FSW接頭不同區(qū)域的顯微組織Fig.3 Microstructure of different areas of 2014-T351aluminum alloy FSW joint:(a)weld nugget;(b)TMAZ at the advancing side;(c)interface between TMAZ and HAZ at the advancing side and(d)HAZ at the advancing side

        2.2 殘余應(yīng)力

        圖4 不同F(xiàn)SW接頭內(nèi)部縱向殘余應(yīng)力的分布曲線Fig.4 Longitudinal internal residual stress in different FSW welded joints

        由圖4可見,3個(gè)FSW接頭中的縱向殘余應(yīng)力均呈“M”型分布,且處于非平衡狀態(tài),拉應(yīng)力占主導(dǎo)。相對于焊縫中心線,前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)的應(yīng)力呈不對稱分布,且在攪拌頭軸肩作用區(qū)(-10~10mm)內(nèi),前進(jìn)側(cè)的殘余應(yīng)力略高于后退側(cè)的,這與文獻(xiàn)[2]的結(jié)果相吻合。分析認(rèn)為,前進(jìn)側(cè)攪拌頭的軸肩與工件表面接觸處的相對速度較大,產(chǎn)生的摩擦熱較多,導(dǎo)致在隨后冷卻過程中產(chǎn)生的溫度梯度較大,從而引起較大的殘余應(yīng)力。此外,縱向殘余應(yīng)力的峰值位于攪拌頭軸肩作用區(qū)內(nèi),結(jié)合FSW接頭的顯微組織分析可知,殘余應(yīng)力峰值位于FSW接頭的熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)交界處附近。由圖4還可以看出,隨著距焊縫中心距離的增加,殘余拉應(yīng)力逐漸降低,直至變?yōu)閴簯?yīng)力,呈現(xiàn)出與焊縫附近拉應(yīng)力相平衡的趨勢。

        此外,在焊縫附近區(qū)域,接頭1中的應(yīng)力最小,接頭2和3中的應(yīng)力水平相當(dāng)。由表1可知,接頭1的線能量密度參數(shù)最高,即在焊接過程中,攪拌頭輸入焊件的熱能是最高的,大的熱能輸入會導(dǎo)致周邊材料溫度升高[6],使得焊件在降溫過程中焊縫附近材料的溫差較小,從而使得殘余應(yīng)力降低。接頭2和3的線能量密度相當(dāng),故焊縫區(qū)域的應(yīng)力峰值大小也比較接近。

        由圖5可以看出,F(xiàn)SW接頭內(nèi)部的橫向殘余應(yīng)力大大低于縱向的。與縱向殘余應(yīng)力分布不同的是,雖然在軸肩作用區(qū)內(nèi)有拉應(yīng)力峰值,但在軸肩作用區(qū)外的熱影響區(qū)及母材區(qū),也存在大小與該拉應(yīng)力峰值相當(dāng)?shù)臍堄鄳?yīng)力,這表明焊接接頭的橫向殘余應(yīng)力水平較低,與母材中的相當(dāng),這與文獻(xiàn)[2]、文獻(xiàn)[5]的結(jié)果相符。

        圖5 不同F(xiàn)SW接頭內(nèi)部橫向殘余應(yīng)力的分布曲線Fig.5 Transverse internal residual stress in different FSW welded joints

        3 結(jié) 論

        (1)采用短波長X射線應(yīng)力分析儀研究了2024-T351鋁合金攪拌摩擦焊接頭內(nèi)部的殘余應(yīng)力,所得應(yīng)力分布規(guī)律與國外文獻(xiàn)報(bào)道結(jié)果一致。

        (2)攪拌摩擦焊接頭內(nèi)部縱向的殘余應(yīng)力呈典型的“M”型分布,且大于橫向的,縱向殘余應(yīng)力峰值位于焊縫熱機(jī)影響區(qū)與熱影響區(qū)交界附近。

        (3)線能量密度對縱向殘余應(yīng)力峰值具有顯著影響。

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