周 洋, 戴智鑫, 方可偉, 薛俊榮

(1. 江蘇科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院, 鎮(zhèn)江 212003; 2. 蘇州熱工研究院有限公司, 蘇州 215004)

專題報(bào)道

超高轉(zhuǎn)速攪拌摩擦焊鋁合金板的焊接變形和殘余應(yīng)力

周 洋1, 戴智鑫1, 方可偉2, 薛俊榮1

(1. 江蘇科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院, 鎮(zhèn)江 212003; 2. 蘇州熱工研究院有限公司, 蘇州 215004)

采用10 000 r·min-1以上的超高轉(zhuǎn)速攪拌摩擦焊設(shè)備，對(duì)100 mm×80 mm×1 mm的2014鋁合金板進(jìn)行了對(duì)接焊。利用水霧冷卻的方法控制鋁合金板的變形，得到了表面成型良好且變形較小的焊件，并對(duì)焊件的焊接變形和殘余應(yīng)力進(jìn)行了測(cè)定和分析。結(jié)果表明：該2014鋁合金板的焊縫無減薄，橫向最小撓度為0.25 mm，縱向最小撓度為0.3 mm；焊縫處的殘余應(yīng)力很低，縱向殘余應(yīng)力峰值區(qū)間為-43～-83 MPa。

超高轉(zhuǎn)速攪拌摩擦焊；鋁合金板；焊接變形；殘余應(yīng)力

2014鋁合金具有良好的力學(xué)性能、熱強(qiáng)性和耐腐蝕性，是廣泛應(yīng)用于航空、航天等諸多領(lǐng)域的高強(qiáng)鋁合金[1-2]。但2014鋁合金的可焊性差，利用傳統(tǒng)的熔化焊方法如熔化極惰性氣體保護(hù)焊(MIG焊)、非熔化極惰性氣體鎢極保護(hù)焊(TIG焊)等進(jìn)行焊接時(shí)，容易產(chǎn)生熱裂紋，焊后殘余應(yīng)力大，而且對(duì)于較薄的試件，焊后會(huì)產(chǎn)生很大的變形，嚴(yán)重影響其使用性能[3-4]。因此，研究新的方法來實(shí)現(xiàn)2014鋁合金的焊接尤為重要。

攪拌摩擦焊接是一種新型的固相連接方法，不會(huì)產(chǎn)生與金屬熔化相關(guān)的缺陷，無需填充料和保護(hù)氣[5]。而且由于攪拌摩擦焊接的熱輸入量相對(duì)較低，焊件的變形會(huì)減小，殘余應(yīng)力也遠(yuǎn)低于熔化焊接件的[6-7]。目前，中厚板攪拌摩擦焊技術(shù)已較為成熟，在工業(yè)領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用，而對(duì)于薄板攪拌摩擦焊，尤其是1 mm及以下的研究相對(duì)較少[8-9]。針對(duì)薄板攪拌摩擦焊的特點(diǎn)及存在的問題，可采用轉(zhuǎn)速達(dá)到10 000 r·min-1以上的超高轉(zhuǎn)速攪拌摩擦焊設(shè)備，用高壓水霧冷卻的方式來控制焊接件的變形[10-11]。超高轉(zhuǎn)速可以保證微型攪拌頭的熱輸入量和攪拌能力，高壓水冷可以控制流量，相較于浸入式水冷有一定優(yōu)勢(shì)[12-13]。

筆者使用該方法對(duì)1 mm厚2014鋁合金板進(jìn)行了對(duì)接焊，對(duì)焊縫外觀和焊縫微觀組織形態(tài)進(jìn)行了觀察；測(cè)量了焊后工件的變形情況，與原始狀態(tài)進(jìn)行了對(duì)比；測(cè)試分析了焊接過程中的溫度和焊后殘余應(yīng)力，對(duì)解決鋁合金薄板在超高轉(zhuǎn)速攪拌摩擦焊中存在的問題具有實(shí)際意義。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

1.1 試樣制備

試驗(yàn)選用規(guī)格為100 mm×80 mm×1 mm的2014鋁合金板進(jìn)行對(duì)接焊，攪拌頭軸肩半徑6 mm, 攪拌針為錐狀，長(zhǎng)度0.75 mm，錐底直徑1.5 mm，錐頂直徑1.2 mm，軸肩及攪拌針均為平表面。墊板采用的是熱處理過的440C不銹鋼。

1.2 試驗(yàn)方法

試樣制備后使用現(xiàn)配的Keller試劑進(jìn)行侵蝕，試劑成分為HF∶HCl∶HNO3∶H2O=1∶1.5∶2.5∶95(體積比)，侵蝕時(shí)間為5 min，利用金相顯微鏡對(duì)焊縫處微觀組織進(jìn)行觀察。采用激光測(cè)距儀對(duì)板面進(jìn)行掃描，連續(xù)采集板面的坐標(biāo)以測(cè)試變形情況。采用精度較高且穩(wěn)定性相對(duì)較好的WRNK-191K型鎧裝熱電偶測(cè)量焊接過程中的溫度，測(cè)得的溫度由DX2048型彩色無紙網(wǎng)絡(luò)記錄儀記錄。使用小孔法測(cè)定殘余應(yīng)力，主要設(shè)備有CML-1H型應(yīng)變和力綜合測(cè)試儀、ZDL-Ⅱ型鉆孔設(shè)備、A型應(yīng)變片(應(yīng)變釋放系數(shù)0.97)。試驗(yàn)中使用高精度的應(yīng)變測(cè)量放大器，可以同時(shí)進(jìn)行多通道應(yīng)變測(cè)量。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 焊縫外觀與微觀組織

圖1 2014鋁合金板焊縫外觀Fig.1 Appearance of the welding seam of 2014 aluminium alloy plates

圖2 焊縫橫斷面宏觀形貌Fig.2 Macro morphology of cross section of the welding seam

圖3 焊縫的微觀組織形貌Fig.3 Microstructure morphology of the welding seam:a) retreating side; b) advancing side

攪拌摩擦焊過程中，通過改變旋轉(zhuǎn)速率、焊接速率和下壓量進(jìn)行工藝試驗(yàn)。經(jīng)過大量的對(duì)比試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在轉(zhuǎn)速達(dá)到15 000 r·min-1時(shí)，超高轉(zhuǎn)速攪拌摩擦焊的焊接過程平穩(wěn)，容易得到良好的焊縫。如圖1所示，在高壓產(chǎn)生的蒸餾水水霧冷卻的條件下，可以得到表面光滑、成型良好且變形很小的焊件。從橫截面的宏觀形貌(圖2)可觀察到焊縫不存在根部缺陷和減薄現(xiàn)象，且焊縫內(nèi)部有清晰的流向線，流線致密，無疏松、孔洞等缺陷。從焊縫的微觀組織形貌(圖3)可以看出，焊核部分腐蝕較深，與熱機(jī)影響區(qū)有較明顯的分界。熱機(jī)影響區(qū)的晶粒受熱循環(huán)和機(jī)械攪拌的作用產(chǎn)生了變形，且后退側(cè)的晶粒變形比前進(jìn)側(cè)的明顯。熱影響區(qū)和熱機(jī)影響區(qū)沒有明顯分界，由于水冷的作用，熱影響區(qū)受熱循環(huán)作用小，晶粒與母材的相似，為軋制后拉長(zhǎng)的狀態(tài)。

2.2 焊接變形

在轉(zhuǎn)速為15 000 r·min-1、焊速變化范圍為50～110 mm·min-1條件下，通過上述方法測(cè)定在不同焊接工藝下薄板的變形，可以得到焊接完成之后工件表面橫向或縱向每一個(gè)點(diǎn)的變形，能夠準(zhǔn)確地觀察工件變形的情況。工件橫向(與焊縫垂直方向)的變形如圖4所示，工件縱向(與焊縫平行方向)的變形如圖5所示。

圖4 不同焊速下2014鋁合金焊件的橫向變形Fig.4 Transversal deformation of the 2014 aluminum alloy weldments at different welding speeds

圖5 不同焊速下2014鋁合金焊件的縱向變形Fig.5 Longitudinal deformation of the 2014 aluminum alloy weldments at different welding speeds

從圖4可以看出，2014鋁合金焊件的橫向變形呈對(duì)稱分布，隨著焊速的增大,變形減小。這是因?yàn)樵谄渌附訔l件保持不變的情況下，隨著焊速的不斷增大，熱輸入量減少，焊件變形隨之變小。當(dāng)轉(zhuǎn)速為15 000 r·min-1、焊速為50～110 mm·min-1時(shí)，焊縫橫向的撓度為0.25～1.5 mm，變形幅度較小。另外還可以看出，橫向坐標(biāo)80 mm處左右兩側(cè)撓度無突變，這也說明在該組參數(shù)下，攪拌摩擦焊接焊縫的厚度與母材厚度基本保持不變，不存在減薄現(xiàn)象。

從圖5可以看出，隨著焊速的增大，2014鋁合金焊件的縱向變形也相應(yīng)減小。這是因?yàn)樵谄渌附訔l件保持不變的情況下，隨著焊速的不斷增大，熱輸入量減少，焊件變形隨之變小。當(dāng)轉(zhuǎn)速為15 000 r·min-1、焊速為50～110 mm·min-1時(shí)，焊縫縱向的撓度為0.3～1.5 mm，變形幅度很小。當(dāng)焊速為50 mm·min-1時(shí)，接近結(jié)束位置有突變現(xiàn)象，這是因?yàn)閿嚢枘Σ梁傅某卓姿幬恢脽彷斎肓窟^大，造成焊穿現(xiàn)象。通過焊件的橫向、縱向變形可以看出，在合適的水霧冷卻條件下配合相應(yīng)的攪拌摩擦焊工藝參數(shù)，可以得到變形很小的焊件。

2.3 焊接溫度

試驗(yàn)中分別測(cè)量2014鋁合金焊件正面前進(jìn)側(cè)(AS)與焊縫中心距離為5 mm和10 mm處的溫度，及后退側(cè)(RS)與焊縫中心距離為5 mm和10 mm處的溫度，測(cè)量結(jié)果如圖6所示。

由圖6可見：與焊縫中心之間的距離為10 mm處，前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)溫度變化基本趨于一致；與焊縫中心之間的距離為5 mm處，前進(jìn)側(cè)溫度高于后退側(cè)溫度。在實(shí)際的焊接過程中，前進(jìn)側(cè)的焊速方向與旋轉(zhuǎn)方向一致，而后退側(cè)的焊接方向與旋轉(zhuǎn)方向相反，從而使得溫度場(chǎng)分布不均勻，且由于轉(zhuǎn)速極高，前進(jìn)側(cè)溫度明顯高于后退側(cè)的。實(shí)際測(cè)量的10 mm處前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)的溫度變化情況一致，這表明前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)溫度的不均勻分布有一定的距離限制，當(dāng)超過一定距離時(shí)，前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)的溫度變化情況基本一致。

圖6 焊接過程中2014鋁合金焊件的溫度變化Fig.6 Temperature changes of the 2014 aluminum alloy weldment in the welding process

2.4 殘余應(yīng)力

2.4.1 測(cè)試原理

2014鋁合金焊件內(nèi)部存在殘余應(yīng)力場(chǎng)和彈性應(yīng)變場(chǎng)，在焊件待測(cè)位置貼上應(yīng)變片，如圖7所示。由于焊縫較窄，在焊件橫向同一方向上，不能同時(shí)測(cè)試前進(jìn)側(cè)、后退側(cè)及熱影響區(qū)的應(yīng)力，所以要錯(cuò)開測(cè)試，試驗(yàn)測(cè)試5個(gè)點(diǎn)，焊縫中心1個(gè)，后退側(cè)2個(gè)，前進(jìn)側(cè)2個(gè)。選擇鉆頭在應(yīng)變片中心鉆孔(孔徑2 mm)，該孔洞附近的應(yīng)力會(huì)得到釋放，小孔周圍會(huì)產(chǎn)生一定程度的應(yīng)變，此時(shí)應(yīng)變片會(huì)測(cè)得變化的應(yīng)變，通過應(yīng)變測(cè)量?jī)x將變化的應(yīng)變數(shù)值輸出。

圖7 應(yīng)力測(cè)試點(diǎn)的分布Fig.7 Distribution of testing points for stress measurement

(1)

(2)

式中：E為彈性模量，73 GPa；ν為泊松比，0.33。

2.4.2 測(cè)試結(jié)果與分析

選取一個(gè)2014鋁合金焊件作為測(cè)試對(duì)象，其使用的焊接參數(shù)為轉(zhuǎn)速15 000 r·min-1、焊速100 mm·min-1，在施焊過程中，在攪拌頭正前方50 mm處設(shè)置水霧噴頭，水霧流量為3.2 L·min-1。根據(jù)式(1)～(2)計(jì)算出工件上測(cè)試點(diǎn)沿工件橫截面上的橫向應(yīng)力σx和縱向應(yīng)力σy分布圖，如圖8所示(圖中正值為拉壓力，負(fù)值為壓應(yīng)力)。可以看出，測(cè)得的焊縫橫向應(yīng)力較小，對(duì)焊件變形結(jié)果的影響不大，主要考慮縱向應(yīng)力變化情況，測(cè)得的縱向應(yīng)力峰值區(qū)間為-43～-83 MPa。

圖8 2014鋁合金焊件表面的殘余應(yīng)力Fig.8 Residual stress on surface of the 2014 aluminum alloy weldment

從殘余應(yīng)力的測(cè)試結(jié)果可以看出，軋制高強(qiáng)鋁合金薄板存在約45 MPa的軋制壓應(yīng)力，攪拌摩擦焊后殘余應(yīng)力有減小的趨勢(shì)，縱向殘余應(yīng)力基本高于橫向殘余應(yīng)力。縱向殘余應(yīng)力的極大值在焊縫中心處，為83 MPa，為壓應(yīng)力。由于冷卻裝置的作用，薄板散熱能力強(qiáng)，焊接過程中除了軸肩直接影響區(qū)域處于高溫狀態(tài)，其余部分都處在較低溫度的快速冷卻狀態(tài)。因此，軸肩在行進(jìn)過程中會(huì)對(duì)其周圍金屬擠壓，隨后快速冷卻，最大應(yīng)力出現(xiàn)在溫度梯度最大的焊縫中心區(qū)域，這與常規(guī)攪拌摩擦焊的規(guī)律有所不同，具體原因還需要更詳細(xì)的研究[14-16]。而焊縫區(qū)域橫向殘余應(yīng)力的最大值在前進(jìn)側(cè)，為壓應(yīng)力，這與溫度場(chǎng)測(cè)量結(jié)果顯示的前進(jìn)側(cè)溫度較高也有一定關(guān)系?？傮w來說，超高轉(zhuǎn)速高壓水霧冷卻攪拌摩擦焊焊縫的橫向殘余應(yīng)力很低，而縱向的殘余應(yīng)力低于常規(guī)攪拌摩擦焊的。

3 結(jié)論

(1) 超高轉(zhuǎn)速加高壓水霧冷卻的攪拌摩擦焊方法可以用來對(duì)鋁合金薄板進(jìn)行對(duì)接焊，焊縫成型良好，焊縫無減薄現(xiàn)象。

(2) 高壓水霧冷卻的方法可以將攪拌摩擦焊縫變形程度控制得很小，2014鋁合金焊件的橫向最小撓度為0.25 mm，縱向最小撓度為0.3 mm，相同的水冷條件和轉(zhuǎn)速下，焊速的提高會(huì)減小焊件的變形。

(3) 溫度場(chǎng)測(cè)量結(jié)果顯示，2014鋁合金焊件焊縫區(qū)域的高溫停留時(shí)間很短，近焊縫處前進(jìn)側(cè)的溫度高于后退側(cè)的。

(4) 超高轉(zhuǎn)速攪拌摩擦焊焊縫的殘余應(yīng)力較低，2014鋁合金焊件縱向應(yīng)力峰值區(qū)間為-43～-83 MPa，表現(xiàn)為壓應(yīng)力。由于水冷和薄板等因素，縱向應(yīng)力分布規(guī)律與常規(guī)攪拌摩擦焊的不同。

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Welding Deformation and Residual Stress of Aluminum Alloy Sheets Welded by Friction Stir Welding at Super High Rotation Speed

ZHOU Yang1, DAI Zhixin1, FANG Kewei2, XUE Junrong1

(1. School of Material Science and Engineering, Jiangsu University of Science and Technology, Zhenjiang 212003, China;2. Suzhou Nuclear Research Institute, Suzhou 215004, China)

The 100 mm×80 mm×1 mm 2014 aluminum alloy sheets were butt welded by the friction stir welding equipment at super high rotation speed of over 10 000 r·min-1. The deformation of aluminum alloy sheets was controlled by the water mist cooling method, and the weldments with good appearance and small deformation were obtained. The welding deformation and the residual stress of the weldments were measured and analyzed. The results show that: there was no thinning of welding seam of the 2014 aluminum alloy sheet; the minimum transversal deflection was 0.25 mm, and the minimum longitudinal deflection was 0.3 mm; the residual stress of the welding seam was very low, and the peak value interval of longitudinal residual stress was from -43 MPa to -83 MPa.

friction stir welding at super high rotation speed; aluminum alloy sheet; welding deformation; residual stress

10.11973/lhjy-wl201707006

2016-09-21

周 洋(1991-)，男，碩士研究生，主要從事焊接過程檢測(cè)及自動(dòng)化控制研究，zhouyangvip2015@163.com

TG404

A

1001-4012(2017)07-0482-05