范文一:mm厚6061—T6铝合金双轴肩搅拌摩擦焊工艺方法研究
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mm厚6061—T6铝合金双轴肩搅拌摩擦焊工艺方法研究
作者:周军等
来源:《机械制造文摘·焊接分册》2014年第04期
摘要:针对6 mm厚6061-T6铝合金板材,设计制造了不同结构形式和尺寸规格的双轴肩搅拌摩擦焊工具,并对搅拌摩擦焊工具的结构形式和尺寸规格对焊接过程及焊接接头质量的影响进行了系统的分析研究:设计制造了两体式和三体式双轴肩搅拌摩擦焊工具,并对两种结构形式进行分析;设计制造了环状轴肩和凹面轴肩,通过焊接工艺试验得知凹面轴肩焊缝成形性优于环状轴肩;设计制造了正-反螺纹搅拌针、正螺纹搅拌针、整圆柱搅拌针和圆柱铣扁搅拌针;圆柱铣扁搅拌针焊缝焊接质量优于其他三种结构形式的搅拌针。采用凹面轴肩和圆柱铣扁搅拌针组装成的搅拌头,对6 mm厚6061-T6铝合金板材进行焊接,在主轴转速为800 r/min、焊接速度为150 mm/min工艺参数下,焊接接头得到最大抗拉强度值为220 MPa,达到母材抗拉强度(315 MPa)的70%。
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
范文二:20-AZ61镁合金双轴肩搅拌摩擦焊工艺研究
AZ61镁合金双轴肩搅拌摩擦焊工艺研究
李高辉,周 利,查国栋,蒋智华,冯吉才
(1.山东省特种焊接重点实验室 哈尔滨工业大学(威海),威海 264209;2.先进焊接与连接国家重
点实验室 哈尔滨工业大学,哈尔滨 150001;)
摘 要:双轴肩搅拌摩擦焊作为一种新型搅拌摩擦焊技术,在保留了固相连接技术优点的基础上,又克服了常规搅拌摩擦焊接时焊接效率低、对工装设备要求高、接头根部缺陷等问题,具有很高的研究和应用价值,因此正获得越来越广泛的关注。本文采用优化设计的双轴肩搅拌头对5mm厚AZ61镁合金进行双轴肩搅拌摩擦焊试验,分析了搅拌头旋转速度对接头成形、微观组织及力学性能的影响规律。?
关键词:双轴肩搅拌摩擦焊;AZ61镁合金;搅拌头设计;微观组织;力学性能
1
1
1
1
1,2
0?前言?
?
镁合金密度为1.74~1.85?g/cm3,是目前工业应用中最轻的结构材料,具有比强度、比刚度高,加工性能好,以及电磁屏蔽能力强、资源丰富且可回收利用等优点被誉为“21世纪绿色工程结构材料”[1,2],也并将成为21世纪重要的商用轻质材料[3,4]
。因此镁合金的连接问题也成为了当下的热点。而近年来新兴的搅拌摩擦焊技术,则是为其连接提供了新思路。搅拌摩擦焊接技术(Friction?Stir?Welding,FSW)自1991年由英国焊接研究所(TWI)发明以来,由于其显著的技术优势,在短短的几年内就得到工业化应用,目前已在工业领域的各个方面得到快速发展,包括航空航天业、海洋工程、轨道交通、汽车制造、建筑业、电子信息以及国防制造业等等,其原理如图1所示。?
成混合型断口,而且容易产生未焊透等根部缺陷[5]。此时,双轴肩自支撑搅拌摩擦焊技术(Self??Reacting‐Friction?Stir?Welding,SR‐FSW)作为一种新型的搅拌摩擦焊接方法应运而生。它很好地解决了根据常规搅拌摩擦焊技术的上述不足之处。相比于日趋成熟的常规搅拌摩擦焊技术,对于双轴肩搅拌摩擦焊的研究尚处于发展阶段,尤其是在国内与该技术相关的研究和应用较少,因此,针对双轴肩的搅拌摩擦焊的研究将会成为今后较长一段时间内的热点问题。?
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图2?双轴肩搅拌摩擦焊原理图?
?
1. 试验设备、材料及方法?
?
试验材料选用AZ61镁合金板材,试样尺寸为300mm×90mm×5mm,在搅拌摩擦焊机器上进行对接实验。AZ61是一种Mg‐Al‐Zn系镁合金,具有较好的室温力学性能,以及良好的焊接性能,其化学成分和力学性能如表1所示。?
试验在自制龙门式搅拌摩擦焊设备上进行,如图3a)所示,该设备采用位移控制模式,具有操作方便、位置调节精度高等优点。图3b)为试验所采用工装,该形式既具有足够刚度又方便焊接温度场
?
图1?搅拌摩擦焊原理图?
虽然搅拌摩擦焊技术的应用日趋广泛,但是在一些特殊的加工过程中,如加工厚度较大的板材需要搅拌摩擦焊设备提供较大的焊接力,同时要求在焊接过程中对待焊零件进行严格装夹(包括背部的刚性支撑),这给某些特殊结构形式下实施FSW造成了困难。此外,常规搅拌摩擦焊接热输入梯度大,接头拉伸形貌
表1?AZ61镁合金化学成分与力学性能?
化学成分(wt.%)
材料
力学性能(实测)
伸长率/% 8.3
Mg Al Zn Mn Si Fe Cu 抗拉强度(MPa)
AZ61
余量
6.11
0.87 0.25 0.018
0.005
0.002
267
?
图3?双轴肩搅拌摩擦焊设备及夹具?a)搅拌摩擦焊设备;?b)双轴肩搅拌摩擦焊夹具?
时,缺少母材无法形成焊接所必需的“挤压模”,被转移的塑性材料缺乏刚性支撑而被挤出焊缝,从而导致接头组织不连续,如图4所示。随着焊接进行,搅拌头后方材料逐渐堆积,接头成形才达到稳定状态。?
图5是焊接速度为350mm/min时,不同搅拌头转速下焊缝稳定阶段表面形貌。由图可知,当转速为500r/min时,焊缝表面出现了明显的裂纹。这是由于当转速较低时,焊接热输入较低,且材料的塑性流动性能较差。因此在焊接过程中若焊接参数设置不当很容易产生搅拌不均匀,或焊缝表面有裂纹等问题。且由于下轴肩的直径比上轴肩的要小一些,相比于上表面而言,下表面与工件摩擦产生的热量更低,因此焊缝背面裂纹比正面要明显的多。
表2?双轴肩搅拌摩擦焊工艺参数(轴肩间距4.85mm)?其中,当转速为600r/min时,焊缝表面成形良好,
编号 1 2 3 4 5 且与后3组外观形貌图片未见明显区别,在这里不
予给出。?搅拌头转速
500 550 600 650700
2.2 接头截面形貌 (r/min)
双轴肩搅拌摩擦焊接头横截面的典型宏观示焊接速度
350 350 350 350350意图如图6所示。由图可知,与单轴肩类似于手指(mm/min)
形状的接头不同,该接头整体基本呈中间窄、两头
2.1 焊缝表面形貌
宽的“哑铃形”分布,上、下表面宽度与上、下轴肩
焊接试验完成后,对焊缝表面形貌进行观察,
直径相当,焊缝中心宽度远大于搅拌针直径,这主
得出焊缝的宏观特征及缺陷情况。由于双轴肩搅拌
要是由于中间材料在直接受到搅拌针剧烈摩擦的
摩擦焊的特殊性,所有情况下焊缝起始段和结束段
同时又受到来自上、下轴肩热传导的影响,增加了
均未形成良好接头,这是由于在焊接起始和结束的采集,焊接时工件两侧被顶丝夹紧,上表面采用琴键式压块固定。?
2. 双轴肩搅拌摩擦焊接头成形与组织演变
?
为了探索出双轴肩搅拌摩擦焊的最佳工艺参数,参考了常规单轴肩的实验经验,并进行了多组可行性实验,其中,我们发现只有在适当的转速、焊速条件下,材料才能在由上下轴肩、搅拌针及周围未变形母材构成的“挤压模”内产生充分的塑性流动,形成表面致密连续的接头。此外,根据母材厚度为5mm,为保证压入深度,我们将轴肩距离定为4.85mm,并最终根据实际情况,选用了不同转速和焊速的5组参数如表2所示:?
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图4 焊缝起始和结束部位宏观形貌
a) 起始位置; b) 结束位置
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图5 不同搅拌头转速焊缝表面形貌(焊接速度350mm/min) a) 500rpm上面; b)500rpm下面; c) 550rpm上面d) 550rpm下面 e) 600rpm上面; f) 600rpm下面; g) 700rpm上面; h) 700rpm下面
材料的流动性,使远离搅拌针一定距离内的塑性,金属都得到充分的搅拌。此外,双轴肩搅拌摩擦焊这种由上、下表面同时向中间进行热传导的方式,使板厚方向的热量分布更均匀,更有利于改善接头的组织和性能。但由于焊接过程中热力联合作用方
式的不同,接头中各区域的组织存在较大差异,按照其组织构成等特征,可将接头横截面分为四个区域:焊核区(Nugget?zone,?NZ)、热机影响区(Thermo‐mechanically?affected?zone,?TMAZ)、热影响区(Heat‐affected?Zone,?HAZ)和母材区(Base?metal,?
?
图6?双轴肩搅拌摩擦焊接头横截面宏观形貌?
?
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图7?不同搅拌头转速下接头截面形貌(焊接速度350mm/min)?a)?转速550r/min;?b)?转速600r/min;?c)?转速650r/min;?d)?转速700r/min??
?
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图8?焊核区微观组织(转速600r/min、焊速350mm/min)?
a)?焊核上部;?b)?焊核下部;?c)?焊核中部;?d)?接头宏观?
BM)。由图8双轴肩搅拌摩擦焊过程中塑性材料流动示意图可知,针对搅拌头旋转方向和与焊接方向的不同匹配情况,将接头分为前进侧(搅拌头切线方向与焊接方向相同,Advancing?side,?AS)和后退侧(搅拌头切线方向与焊接方向相反,Retreating?side,?RS)两部分。?
如图7所示是焊接速度为350mm/min时,不同搅拌头转速下接头横截面形貌。由图可知,当转速较高为650r/min和700r/min时,在焊缝前进侧
出现了孔洞缺陷,且随着转速提高,孔洞缺陷越明显。上文中提到当转速过低时,由于热输入不足,焊缝表面出现了明显的裂纹现象。随着转速的提高,裂纹消失。但当转速过高时,虽然焊缝宏观表面成形良好,但从截面形貌上看,已经出现了孔洞缺陷,如图7c)和7d)所示。因为镁合金塑形流动性很差,当焊缝材料应变速率过高时,会出现材料流动不连续的情况。?2.3?接头微观组织?
焊核区是搅拌头各部分直接作用的区域,其组织较母材发生了很大变化,且区域内各位置均为无序排列的细小等轴晶粒。这是由于在焊接过程中搅拌头与母材发生强烈的搅拌摩擦作用并产生很大的热量,同时也使母材发生强烈的塑性流动,再加上能量的粘性耗散使该区域发生了动态再结晶的过程。焊核区又可分为三个区域:焊核上部、焊核中部、焊核下部。如图8所示。由于上下两轴肩同时产热,厚度方向热传导进行较充分,三个区域晶粒大小基本相同。?
热机影响区属于焊核区与热影响区的过渡区域,其组织经历焊接热循环的同时也受到搅拌头的间接机械搅拌挤压作用,但与焊核区相比这两种作用的程度都没有那么激烈。在对铝合金双搅拌摩擦焊的研究中发现[6‐8],其热机影响区由于搅拌作用不够剧烈,不能使原有轧制组织完全破碎,但使该区域产生塑性变形,致使晶粒发生严重的变形,旋转和拉长,并且由于热输入较低一般不发生再结晶。而在镁合金的试验中我们发现,其热机影响区主要等轴晶组成,证明该区域已经发生了再结晶。如图9所示。经过查阅文献资料,我们发现与铝合金相比镁合金更容易发生动态再结晶,是因为它具有较低的堆垛层错能,较少的滑移系统,并且其再结晶温度也要比铝合金低[8,9]。因此,镁合金的热机影响区就具有与焊核区相似的显微结构特征,从而与铝合金微观组织相比,其热机影响区和焊核区之间的边界线并不是那么明显。但总的来说,热机影响区晶粒要比焊核区晶粒略微粗大一些。?
由于与搅拌头直接作用区域相距较远,热影响区在焊接过程中仅受到温度场作用的区域,基本不会受到搅拌头的搅拌和挤压作用,因此该区晶粒不发生变形和动态再结晶,且与母材晶粒取向相同。如图10所示,在焊接热循环的作用下,热影响区
?
晶粒发生了一定程度的粗化,但粗化程度较低,因此其微观组织结构与母材基本相似,部分晶粒尺寸略有增加。此外,接头前进侧和后退侧热影响区光学组织未见明显差别。?
2.4?搅拌头转速对接头微观组织的影响?
图11为焊速350mm/min时不同转速下接头焊核区微观组织。如图可知,随着转速的增大,焊核区晶粒形状尺寸未见明显差别,这是由于转速升高,一方面材料受到更剧烈的搅拌作用使晶粒更细小,另一方面热输入的增加有利晶粒的长大,综合两方面因素可知,在一定范围内,焊核区的晶粒尺寸随搅拌头转速的增加无明显变化。?
图12给出了焊接速度为350mm/min,不同搅拌头转速下接头热机影响区微观组织。由图可知,随着搅拌头转速的增加,热机影响区晶粒变得越来越细小,这是由于热输入增加,塑形流动加剧,导致组织发生进一步回复和再结晶。但由于镁合金比较容易发生再结晶,即使转速较低也可以发生动态再结晶。因此,其晶粒细化现象并不明显。?
图13给出了焊接速度350mm/min时不同搅拌头转速下接头热影响区微观组织形貌。可知,转速为550r/min时,摩擦产热少,线能量小,热影响区晶粒尺寸较小;随着转速增加,热影响区晶粒的尺寸有一定程度的变大。这是由于焊接过程中,热影响区只受到焊接热循环的作用,因此当转速提高热输入增加使得该区晶粒进一步粗化。由此可知,在一定范围内可通过减小搅拌头转速而减小热影响区晶粒尺寸。
?
图9?热机影响区微观组织(转速600r/min、焊速350mm/min)?
a)?前进侧;?b)?后退侧?
图10?热影响区微观组织(转速600r/min、焊速250mm/min)?
a)?前进侧;?b)?后退侧;?c)?母材?
?
图11 不同搅拌头转速下焊核区微观组织(焊接速度350mm/min)
a) 转速550r/min; b) 转速700r/min
图12 不同搅拌头转速下热机影响区微观组织(焊接速度350mm/min)
a) 转速550r/min; b) 转速700r/min
图13 不同搅拌头转速下热影响区微观组织(焊接速度350mm/min)
a) 转速550r/min; b) 转速700r/min
68
显微硬度 (HV)
显微硬度 (HV)
646056524844
距焊缝中心距离 (mm)
显微硬度 (HV)
显微硬度 (HV)
7268646056524844
图14 双轴肩搅拌摩擦焊接头横截面硬度分布
3.?双轴肩搅拌摩擦焊接头力学性能?3.1转速接头显微硬度的影响?
双轴肩搅拌摩擦焊接头整体是一个不均匀体,其硬度分布反映了接头各区域微观组织、沉淀相及力学性能的演变特点。而实验中硬度变化主要与晶粒尺寸,位错密度和金属间化合物的分布有关。在本研究中使用的AZ61不是第二相强化材料;因此,根据霍尔佩奇公式,晶粒细化在加强材料方面起到了重要的作用[10]。?
图14为不同参数下接头横截面硬度分布,由图可知,三条硬度曲线分别为距接头上表面1mm、2.5mm、4mm处各区域水平方向硬度值,整体没有特别明显的规律,且硬度值均在40HV‐65HV之间波动。其中,母材区硬度和焊核区硬度相比于其他区域要略高一些。这是由于焊核区经受了最高峰值温度的热循环和搅拌头的机械搅拌作用,高温塑性金属在高形变速率下被打碎,原有组织变为细小的再结晶的等轴晶,同时位错有所增多,有利于硬度的提高。母材区由于晶粒大小不均匀,因此其硬度值也不是很稳定。而热影响区由于只受到热循环的影响,晶粒比较粗大,硬度值因而也略低一些。此外,接头上、中、下部位硬度分布未见明显差别,且不同参数下的硬度分布也未观察到明显规律和不同。
因此,即使在较低的热输入环境下,用该方法仍然可以得到与其他优良参数下硬度相当的优质焊缝。?3.2?搅拌头转速对接头拉伸性能的影响
图15是焊速为350mm/min时不同转速下接头拉伸性能曲线。由图可知,当转速为550r/min时,强度最高达到213MPa,为母材强度的79.8%。根据图表我们还发现随着转速的提高焊接接头的抗拉强度逐渐降低。并且随着转速提高其下降的趋势程度越大。这是由于当转速由550r/min增加到600r/min时,焊接热输入量增加,热机影响区和热影响区晶粒发生长大现象,从而使得接头抗拉强度出现略微下降的现象。而当转速为650r/min和700r/min时,抗拉强度出现了明显的下降趋势。这是由于焊接接头内部出现了孔洞缺陷,且随着转速的提高孔洞越大。拉伸时,在缺陷处容易产生应力集中并成为裂纹源而迅速开裂,致使接头出现了抗拉强度明显下降的现象。此外,接头伸长率随焊接速度的变化规律与接头抗拉强度变化规律基本一致。当搅拌头转速为400r/min时,接头伸长率取得最大值为6.1%。?
5.5
5.0)
a4.5P)
M4.0
%(( 度3.5率强3.0 长拉2.5伸抗 2.01.5
1.0
搅拌头转速 (r/min)
图15 不同搅拌头转速下接头拉伸性能(焊接速度
350mm/min)
?
4.?结论??
本文采用优化设计的双轴肩搅拌头对5mm厚AZ61镁合金进行双轴肩搅拌摩擦焊试验,分析了搅拌头旋转速度和焊接速度对接头成形、微观组织及力学性能的影响规律,主要得出以下结论:?
(1)在接头成形方面,当转速过低或焊速过高,由于热输入不足,焊缝表面会出现明显裂纹,只有在一定的参数条件下,才能获得成形良好的接头。?
(2)焊接接头截面呈“哑铃状”并分为四个不同的区域:焊核区、热机影响区、热影响区和母材;当转速过高或焊速过低,接头会出现孔洞缺陷。焊核区组织基本为细小的等轴晶,且上中下部位未见明显差别,晶粒尺寸随焊接速度的增大有所减小,随转速的提高无明显变化,热机影响区仍由等轴晶组成,但比焊核区晶粒略微粗大一些,且该区晶粒尺寸随焊接速度的增大和转速的降低有所减小;热影响区主要为粗大的条状组织,晶粒尺寸随焊接速度的增大、转速的降低有所减小;?
(3)双轴肩搅拌摩擦焊接头显微硬度分布没有明显规律,主要在40‐65HV之间波动。母材区和焊核区附近硬度值较高,热影响区附近硬度值较低,接头上、中、下部位硬度分布未见明显差别,且不同参数下的硬度分布也未观察到不同;拉伸测试表明,当焊接接头内部出现孔洞缺陷时,会导致拉伸性能变差,断口分析表明接头呈混合型断裂,而内外部均无缺陷的接头其抗拉强度基本不变,波动范围较小,且都为韧性断裂;当搅拌头转速为600r/min、焊接速度为400mm/min,接头抗拉强度和伸长率均达到最大值215MPa和6.4%。?
?
?
(4)根据显微组织和力学性能,本次试验最中选择转速为600r/min,焊速400mm/min为最佳工艺参数。并得出该镁合金材料在双轴肩搅拌摩擦焊条件下,工艺参数范围很窄的结论。?
?
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作者简介:
,李高辉,男,1993年出生,硕士研究生.主要从事
搅拌摩擦焊技术方面的研究. Email: 457202610@qq.com
通讯作者:周 利,男,副教授. Email: zhouli@hitwh.edu.cn
范文三:双轴肩 搅拌摩擦ANSYS WORKBENCH APDL 移动热源
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范文四:6061铝合金双轴肩搅拌摩擦焊接扭矩特征
6061铝合金双轴肩搅拌摩擦焊接扭矩特征
陈书锦, 曹福俊, 刘 彬,胡晓晴*
(江苏科技大学 材料科学与工程学院,镇江 212003)
摘 要:为了揭示6061铝合金BTFSW过程中焊接扭矩的特征,对扭矩进行了检测,分析了扭矩信号的频谱特征、扭矩峰值的变化特点、扭矩振荡与焊缝表面成形的关系. 研究表明扭矩具有周期性,主要频率接近于2倍主轴旋转频率值,频差的存在说明了焊接区域存在搅拌头与不同速率的金属流之间挤压摩擦的叠加行为;当接触点温度小于500 ℃时,扭矩峰值随着焊接速度的提高而变大,随着旋转速度的提高而变小;正常较小的扭矩振荡不影响表面成形,但当接触点温度大于550 ℃、上下轴肩间距过小或焊接速度过小或旋转速度过大等时,扭矩易发生异常振荡. 对进一步揭示深入研究BTFSW焊接机理、搅拌头三维受力特征及其与焊接参数、焊接质量的关系有着重要的推动意义.
关键词:双轴肩搅拌摩擦焊;焊接扭矩;频谱分析;焊缝表面
中图分类号:TG 402
文献标识码:A
文章编号:0253-360X(2016)08-0050-05
0 序 言
双轴肩搅拌摩擦焊接(bobbin tool friction stir welding, BTFSW)[1]是近几年发展起来的一种新型固相焊接方法,与传统搅拌摩擦焊(friction stir welding, FSW)相比,具有产热大、焊接速度快、适合厚板及中空部件焊接的特点[2].
BTFSW与常规FSW类似,扭矩仍然是焊接过程中重要而又基本的焊接参数. 在常规FSW中,因为扭矩关系着焊接过程的稳定性[3]、关系着焊接区域金属及流变状态[4],甚至还与焊接缺陷有关[5];由于扭矩与工件的温度场有关,扭矩与功率有关[6],而功率又与热输入有关,如此各参数相互耦合,因此针对焊接过程是稳定的非平稳定态的见解[7],文献[8]通过试验表明,常规FSW力学参数是周期性变化的;张雪超等人[9]根据模拟搅拌摩擦焊接试验,指出扭矩和压力呈周期性变化,且周期与旋转周期一致;刘金合等人[10]指出,焊接速度一定时稳态扭矩随着旋转速度增加而增加,然而文献[11]又持相反试验结果,扭矩随着旋转速度增加而减小、随着焊接速度增加而增加. 可见,搅拌摩擦焊接过程参数的确是非线性、复杂的关系,那么BTFSW扭矩的特征如何?当前鲜有相关研究.
与常规FSW不一样的是,BTFSW所焊接的工件是中空或悬空的、搅拌针和轴肩的半径较大,因此相对来说产热较大,这会影响着金属的塑化进程,从而导致不一样的扭矩特征. 文中设计了专用的扭矩检测装置,检测了焊接过程中扭矩变化情况;同时设计了轴肩与工件接触点温度检测装置,通过扭矩和接触点温度,分析扭矩的周期性参数以及与焊接速度、旋转速度、接触点温度之间的关系.
1 试验方法
研究中上轴肩直径26 mm、下轴肩直径25 mm、搅拌针直径10 mm,6061铝合金试板尺寸230 mm×12 mm×6 mm;搅拌针表面上具有上下对称的两段螺纹,轴间间距为5.85 mm. 在每次试验中旋转速度保持不变,焊接速度在10~170 mm/min范围内按照一定进程变化,随后以恒定焊接速度进行正常焊接. 整套试验采用自制的搅拌摩擦焊机,主轴转速0~5 000 r/min,主轴异步电机功率15 kW,最大负载扭矩120 N·m,选取的转速范围400~900 r/min.
1.1 扭矩检测
采用特制焊接机头,如图1所示,扭矩传感器(0~200 N·m)安装在主轴的中段,其下方就是搅拌头夹持器,主轴具有中空结构,中心孔道用于走线,传感器的电源和信号线均从此通过,连接至机头上方数据采集及存储模块,该模块与搅拌头同步旋转.
如图2所示,扭矩传感器的输出作为ARM核心板的输入,扭矩信号经过处理后,一路通过无线模块
图1 扭矩检测装置示意图
Fig.1 Schematic diagram of torque testing device
图2 扭矩信号采集存储示意图
Fig.2 Schematic of torque signal acquisition and storage
传输至工控机,另一路被存储至SD卡. 采样频率20 kHz,SD卡存储容量4 G,以FAT32格式进行数据存储,每次数据采集量在20~30 M之间.
1.2 轴肩/工件接触点温度检测
为了检测轴肩/工件接触点温度,在上轴肩圆柱面上打出一个直径为1 mm的斜通孔,该孔直抵上轴肩的端面,距中心10 mm,如图3所示;热电偶变送器及相关无线收发模块也安装在机头上方的腔体中,温度信号采集频率为20 Hz.
图3 热电偶安装位置示意图
Fig.3 Installation location of thermocouple
2 试验结果及讨论
BTFSW过程中,扭矩的典型波形如图4所示. 图4中的进程信号表示焊接过程中,焊接速度(单位:mm/min)变化顺序为:10,20,30,50,70,90,110,130,150,170,相应保持时间(s)为:40,15,3,3,3,3,3,3,3,3,焊接速度每变化一次,进程信号就会产生一个新台阶.
图4 典型扭矩变化曲线(400 r/min)
Fig.4 Typical torque curve
由图4可见,搅拌头在旋转状态下以较低的焊接速度(10 mm/min)咬入工件时(对应进程信号的第一个平台),扭矩、接触点温度的值很小,20 s后接触点温度才缓慢上升,35 s之后,扭矩才出现明显的增值;在40 s时,扭矩出现了较大的峰值突变,这是因为此时的焊速增至20 mm/min,保持15 s之后,焊接进程为每3 s增加20 mm/min,随着焊接速度的增加,扭矩和接触点温度也随之增长,与进程信号对应的是,扭矩也会相应出现小台阶.
当焊速增至170 mm/min后就保持不变,但此时接触点温度已接近500 ℃;随着焊接的继续,接触点温度缓慢上升,同时扭矩振幅变大、平均值变小;当搅拌头接近工件边缘时,扭矩快速下降;随着搅拌头移出工件,扭矩、接触点温度逐渐下降至零.
2.1 扭矩周期性分析
试验表明扭矩包含周期信号,当旋转速度为400 r/min(旋转频率6.67 Hz)时,扭矩的局部信号如图5a所示,动态信号的变化周期为0.081 s;对扭矩信号进行FFT分析,主要成分频率在12.3 Hz,接近于2倍旋转频率;在接近单倍旋转频率,也有信号产生,但幅值很小. 由图5b还可看出,在接近主轴旋转频率附近,也存在周期信号,但幅值较弱.
图5 扭矩信号FFT分析(400 r/min)
Fig.5 Torque signal FFT analysis
当旋转速度为500 r/min(旋转频率8.33 Hz)时,扭矩的局部信号如图6a所示,扭矩变化周期为0.065 s;对扭矩信号进行FFT分析,主要周期信号的频率在15.37 Hz,接近于2倍旋转频率值;在6.5 Hz、13 Hz附近也有信号输出,但幅值很小. 与上述试验方法相同,当转速为600,700 r/min时,主要频率在18.43,21.49 Hz. 由上述可知,扭矩中周期信号的频率接近单倍、2倍旋转频率值,其中以接近2倍旋转频率值为主.
图6 扭矩信号FFT分析(500 r/min)
Fig.6 Torque signal FFT analysis
如果定义主要频率与2倍设定频率之差为频差△f,定义频差率δ为:100%×△f/(旋转频率×2),随着转速增加,频差、频差率均随之变大,如图7所示.
图7 频差及频差率
Fig.7 The value of △f and δ
综合以上分析可知,扭矩是由不同频率信号叠加组成的,考虑到交流异步电机重载条件下的转差率不大于5%,而文中研究主轴负载远小于额定值且频差率均大于7%,这说明流动状态的金属与搅拌头之间存在着相对挤压、滑动摩擦,且不同速率的金属流与搅拌头之间存在挤压叠加,随着转速的变大,相对旋转更快、摩擦更加剧烈.
BTFSW过程中扭矩的周期性,进一步验证了滑动摩擦和黏着摩擦属性相互竞争及产热效率的不同引起转矩周期性的解释[9]. 在研究中,主要频率却接近主轴旋转频率的2倍. 而常规FSW的扭矩周期与旋转周期接近,是什么原因导致两者差异?
与常规FSW相比,BTFSW的搅拌针直径、轴肩直径较粗,此外由于被焊工件与背板接触面积较小,导致散热面积小;因此BTFSW的产热能力要远远大于常规FSW. 在这种情况下,焊接区域热量累积较多,导致焊接区域金属软化速度较快,在搅拌针接触到前方较低温度的金属时,导致扭矩增大,随即金属软化,导致扭矩降低,在搅拌头旋转半周时间内,已经完成了加热、塑性金属转移流动的过程;在接下来的半周时间内,再次进行加热、塑性金属转移的循环过程. 可见由于BTFSW较强的产热能力,使得扭矩变化主要频率比常规FSW的高.
2.2 焊接参数与扭矩的关系
扭矩与旋转速度和焊接速度的关系较为复杂,当焊缝表面成形良好及接触点温度小于500 ℃的情况下,扭矩的峰值与焊接参数之间的关系如图8所示. 扭矩与焊接参数之间可用曲线拟合出来.
图8 扭矩与旋转速度、焊接速度之间的关系
Fig.8 Torque varies with rotation speed and travel speed
扭矩与旋转速度的关系可用下式表示:
M=f(ω,v)=a2v+bv+c
(1)
a,b,c与转速之间的关系可用下式表示:
a=pa1ω+pa2=2.22×10-7ω-7.189×10-1
b=pB1ω+pB2=-1721×10-4ω-0.3717
c=pc1ω+pc2=-2.413×10-3ω-0.4386
由上述分析可知,在400~700 r/min范围内,M随着焊接速度v的增加而增加,随着旋转速度ω增加而减小,这与常规FSW中M与ω关系类似[11];a,b,c与ω之间的关系可用拟合的方式进行表述. 由式(1),可得出dM/dω与dM/dv如下:
=4.44×10-7ωv-1.609×10-3ω+0.372
(2)
=2.2×10-7v2-1.721×10-4v-2.413
(3)
由式(2)、式(3)可见,在400~700 r/min、10~170 mm/min的范围内,dM/dv随着旋转速度的增加轻微减小,dM/dω随着焊接速度的增加而减小.
2.3 扭矩振荡与焊缝表面成形
试验表明,扭矩的振荡幅值与焊缝表面成形有着直接关系. 当振荡幅值较小时(小于15),表面光洁、飞边较小,如图9a;而当振荡幅值较大(最小值接近0),发生异常振荡时,则飞边严重、焊缝减薄,如图9b,这一现象主要发生在焊接过程后期、以恒定焊接参数运行时;异常振荡发生时,接触点温度一般大于550 ℃,搅拌头轴肩、搅拌针均粘连有金属,此时焊缝表面成形会恶化,出现大的飞边、焊缝厚度变薄.
图9 焊缝表面
Fig.9 Surface of welding seam
引起扭矩异常振荡和金属粘连现象的原因有:轴肩间距过小、焊速过小、转速过大等. 当产热过大、接触点温度超过550 ℃,铝合金材料过度软化而粘接在搅拌头轴肩和搅拌针上;材料粘接导致轴肩距离变小、搅拌针直径变粗、摩擦扭矩增大,摩擦扭矩的增加使产热变大、焊缝温度更高、金属粘接更为严重,从而扭矩振荡幅值加大,如此恶性循环导致表面成形越来越差、飞边越来越严重.
3 结 论
(1) BTFSW焊接扭矩具有周期性,且由多个不同频率信号组成,说明了搅拌头与不同速率的金属流之间挤压摩擦的叠加行为主要频率接近2倍旋转频率;随着转速增加,频差、频差率也逐渐变大;随着转速变大,搅拌头相对流动金属的转速更快,焊缝金属处于快速加热-软化-转移的循环.
(2) 当接触点温度小于500 ℃时,随着焊接速度的提高,扭矩峰值逐渐变大;随着旋转速度的提高,扭矩峰值变小;当接触点温度大于500 ℃时,在焊接中后阶段,由于热量累积,恒定的焊接速度和旋转速度易导致扭矩下降、振幅变大.
(3) 正常较小的扭矩振荡不影响表面成形,但当接触点温度大于550 ℃、上下轴肩间距过小或焊接速度过小或旋转速度过大等时,扭矩易发生异常振荡,从而导致成形恶化、甚至焊接失败,因此动态控制焊缝温度或调整焊接过程产热尤为必要.
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收稿日期:2014-09-05
基金项目:国家自然科学基金资助项目(51205175、51305172)
作者简介:陈书锦,男,1977年出生,工学博士,副教授,硕士生导师. 主要从事焊接过程检测与控制的科研和教学工作. 发表论文10余篇. Email: chenshujin7120@126.com
通讯作者:刘 彬,工学博士,讲师. Email: liubindely@163.com
*参加此项研究工作的还有李浩,薛俊荣
范文五:不同轴肩组合对双轴肩搅拌摩擦焊接质量的影响_王鹏浩
第45卷第10期2015年10月
ElectricWeldingMachine
Vol.45No.10Oct.2015
王鹏浩,陈书锦,李浩,张峰,高金勇,王丽珠
(江苏科技大学材料科学与工程学院,江苏镇江212003)
为了揭示不同轴肩端面对双轴肩搅拌摩擦焊接质量的影响,采用凹/凸四种组合的轴肩对8mm摘要:
厚的6061铝合金进行焊接试验,结合焊接转矩、输入功率、前导区温度检测手段,详细分析了不同组合焊缝表面成形、横截面宏观形貌、接头组织形态及力学性能。研究结果表明,在四种轴肩组合中,上凹下凹、上凹下凸的组合能产生纹路细腻、成形美观的焊缝,试样拉伸断口形貌呈典型的韧性断裂;凹/凹组合和凸/凸组合的焊缝关于厚度中心对称,但凹/凸组合的焊缝不再关于厚度中心对称;凹肩表面成形效果强于凸肩,凹肩侧表层焊缝的宽度明显大于凸肩侧对应宽度,且凸肩产生表面沟槽缺陷倾向大于飞边倾向;搅拌区凸肩一侧硬度明显高于凹肩一侧硬度,而在两侧的热影响区,凸肩一侧硬度均低于凹肩一侧硬度。
双轴肩搅拌摩擦焊;轴肩组合;焊接转矩关键词:
TG453+.9A中图分类号:文献标志码:
10.7512/j.issn.1001-2303.2015.10.05DOI:
(2015)10-0023-071001-2303文章编号:
Effectofdifferentshouldercombinationonqualityofbobbintoolfrictionstirwelding
WANGPenghao,CHENShujin,LIHao,ZHANGFeng,GAOJinyong,WANGLizhu
(SchoolofMaterialsScienceandEngineering,JiangsuUniversityofScienceandTechnology,Zhenjiang212003,China)
fourkindsofcombinationbyInordertorevealtheeffectofdifferentshoulderonbobbintoolfrictionstirweldingquality,Abstract:
concaveandconvexshoulderaretestedforweldingaluminumalloy6061-T6withthickness8mm.Basedonthedetectionofweldingtorqueandleadingzonetemperature,theweldappearances,visualinspectionandhardnessofthecrosssection,microstructureandmechanicalpropertiesofBT-FSWjointhavebeenanalyzed.Theresultindicatethattwocombinationsbytopconcaveandbottomconvex,topconcaveandbottomconcavecan
generatetheappropriateweldandthecorrespondingtensilefracturemorphologyofthejointistypicalductilefracture.Thejointissymmetryonthecenterofthicknesswhentopandbottomshoulderhavesameshape,butisnolongersymmetrywhentwoshouldershavedifferentshape.Comparedwiththeshoulder,concaveshoulderhasbettersurfaceformingeffect,theseamclosetotheconcaveshoulderhasgreaterwidththantheseamclosetotheconvexshoulder;convexshoulderpronetoproducesurfacegroovedefects,buthaslesstendencytoproduceflash.Thehardnessofweldingnuggetisnotuniform,thelayerneartheconvexshouldersidehashigherhardness.However,thehardnessofthelayerneartheconvexshouldersidewaslowerthanthatoftheconcaveshouldersideintheheataffectedzone.
bobbintoolfrictionstirwelding;shouldercombination;weldingtorqueKeywords:
收稿日期:2015-07-16;修回日期:2015-08-08
基金项目:江苏省本科创新重点项目(201410289021Z);国家自然科学基金资助项目(51205175,51375218)作者简介:王鹏浩(1993—),男,江苏江阴人,在读硕士,主要从事焊接过程检测研究工作。
重点关注
第45卷
0前言1试验装置及方法
为了获取更多焊接过程参数,采用自制的双轴
搅拌摩擦焊接FSW(FrictionStirWelding)技术
发展至今已有20多年历史,该技术以简单、绿色及相对可靠的焊接质量吸引了众多研究和衍生发展。双轴肩搅拌摩擦焊接BTFSW(BobbinToolFrictionStirWelding)作为其中的一种衍生技术[1],与FSW
搅拌头外观也是影响摩擦产热、材料迁相同的是,
移、挤压成型的重要因素。与FSW相比,BTFSW具有上下两个轴肩、较粗的搅拌针,能够一次性焊接更厚的工件;尽管两者在产热本质上没有区别,但是BTFSW的产热更大、
搅拌针带动金属迁移的能力更强[2]
,因此关于BTFSW搅拌头形状和焊接参数对焊接质量的影响值得关注。
对常规FSW搅拌头形状及其影响的研究较多[3-4],
第一类是关于搅拌针的研究;第二可分为两大类:
类是关于轴肩的研究。在关于搅拌针的研究中,与带有螺纹的搅拌针相比[5],带有螺纹+平台的组合更
螺纹的作用在于驱动塑性金属有利于焊接质量[6-7];
的板厚方向运动,平台的作用在于增强塑性金属的水平方向运动,两者的叠加形成了复杂的流场[8-9];此外锥形的搅拌针能够减小焊接转矩和前进阻力[10],
但这种形状的搅拌针不适合有利于保护搅拌针,
BTFSW焊接。在关于轴肩的研究中,主要研究三大类:平肩、凸肩和凹肩,其中凹肩应用较多,但凸肩
具具有更强的应用灵活性[11-13],能够焊接曲线表面;
有螺旋槽的轴肩能够驱使金属流向焊缝中心,从而有利于焊接[13-14]。
由于BTFSW焊接参数之间强烈的非线性关系,焊接参数之间很难建立清晰明确的函数关系,但在已有关于BTFSW搅拌头的研究中,也取得了一些进展。有研究指出,常规FSW中搅拌工具设计规律不能完全用于BTFSW中,带有螺纹特征的搅拌针使焊缝微观组织边界更清晰[15-16],带有平台的搅拌针
减少所需轴肩尺寸[10-17];另有研能够降低焊接转矩、
究指出,带有螺纹特征+平台组合的搅拌针更有利于焊接,然而平台不是越多越好,研究表明其最佳数量不超过4个[18]。
与传统FSW相比,除了搅拌头结构不同外,焊接过程中BFDSW搅拌头没有倾角,对轴肩的运用应有新的内容,但上述研究没有涉及上下轴肩不同形式的组合、不同焊接参数对焊接质量的影响。在焊接参数设置相近的条件下,研究了BTFSW上下轴肩不同组合对焊接质量的影响。
肩搅拌摩擦焊机,其主轴转速0~5000rpm,主轴异步电机功率15kW,最大负载转矩120N·m。在该焊接设备上,可以连续检测(采样频率500Hz)焊接过程中的转矩、前进阻力、前导区(即搅拌头前方待焊区域)表面温度。上、下轴肩端面直径23mm,为了保证可比性,所有轴肩端面均加工有螺旋槽、均采用直径10mm的搅拌针进行研究,搅拌针表面上具有上下对称的两段螺纹,搅拌针的外表面加工有3个平台,如图1所示。
a轴肩外观
b搅拌摩擦头
图1
c带有平台的搅拌针
间距可调式双轴肩搅拌摩擦头
本研究所采用的焊接试板为6061-T6铝合金(
230mm×12mm×7.8mm),其实测拉伸强度257MPa,成分如表1所示。
%
(Fe)w(Mn)w(Mg)w(Zn)w(Cr)w(Ti)w(Al)w(Cu)w(Si)w0.15~0.40
0.40~0.80
0.70
0.15
0.80~1.20
0.25
0.04~0.35
0.15余量
表1
6061-T6铝合金的化学成分
采用四种轴肩组合进行焊接试验,分别是:上凸
肩+下凸肩、上凸肩+下凹肩、上凹肩+下凸肩、上凹肩+下凹肩,如表2所示。选取旋转速度为340~420rpm,单次试验中旋转速度保持不变,焊接速度在10~170mm/min内按照一定进程变化,变化顺序为:10、20、30、50、70、90、110、130、150、170(单位:mm/min),相应保持时间为:40s、15s、3s、3s、3s、3s、3s、3s、3s、60s,即76s进入正式焊接阶段。此外,上下轴肩间距应比待焊板厚小0.1~0.2mm,否则飞边严重,因此统一设定上下轴肩有效端面最外圈轴向距离为7.65mm。
重点关注
王鹏浩等:不同轴肩组合对双轴肩搅拌摩擦焊接质量的影响第10期
表2四种轴肩组合
mm组合C上凹0.2下凹0.2
组合A上凸0.2下凸0.2
组合B上凸0.2下凹0.2
组合C上凹0.2下凸0.2
机影响区的交界出现沟槽缺陷,当转速升高时还会
出现飞边;组合B中,凸肩所在一面极易形成沟槽,但比组合A中沟槽略小;组合C与组合D的表面成形效果令人满意,这两个组合的上下表面成形光亮平整、纹路细腻。
2
2.1
四种组合试验结果
焊缝表面成形
2.2弯曲及拉伸性能
使用5种旋转速度、四种组合进行焊接,焊缝
表面成形结果如表3所示,各组合的最佳表面成形如图2所示。
表3
四种轴肩组合
B3、C2、取各组合中表面成形相对较好的A4、
D1组合对应的接头进行弯曲试验,结果如图3所示。
组合ABCD
转速1—沟槽良好良好
转速2针断沟槽良好良好
转速3沟槽沟槽飞边飞边
转速4400rpm沟槽飞边飞边+塌陷
转速5420rpm飞边——
图3
弯曲试验结果
340rpm360rpm380rpm
飞边+沟槽飞边+沟槽
组合C、组合D焊缝弯曲性能良好,但由显然,
于沟槽缺陷的存在,组合A、组合B出现了裂口,裂口位置处于热机影响区与焊核区的交界处。进一步对组合C、D的焊接试样进行拉伸试验,结果如表4所示。
表4
焊接试样拉伸性能
a组合A4(400rpm,上凸下凸)
编号C1C2C3D1D2D3
抗拉强度/MPa
189.1191.2188.9176.3169.1131.6
延伸率/%5.305.005.104.933.751.25
占母材强度/%
73.674.473.568.665.851.2
b组合B3(380rpm,上凸下凹)
C2、D1试样的断口形貌如图4所示。从拉伸试样断裂结果来看,试样全部断在前进侧热影响区,图4为C2试样及韧性断口形貌,在试样断口上存在大量韧窝,并且韧窝内部含有3~5的第二相粒子。
c组合C2(360rpm,上凹下凸)
3
3.1
分析与讨论
不同组合对表面成形影响分析
d组合D1(340rpm,上凹下凹)
图2
焊缝表面成形
凹肩具有容纳部从轴肩几何形状的角度来看,分塑性金属的空间,减轻了金属溢出产生飞边的倾向,而凸肩没有对应的容纳空间,必须将金属不断地挤入焊缝内部才能减少飞边,其飞边倾向较大。本研究一系列试验结果表明,凹肩飞边比凸肩大一些,凸肩产生飞边的倾向远没有产生沟槽缺陷倾向严重,但表面沟槽缺陷几乎全出现在凸肩的前
由图2可知,表面成形优劣顺序为:D-C-B-A。
组合A中,每个试验结果都会在前进侧焊核区与热
重点关注
第45卷
进阻力约为0.7kN,经计算其产热功率约为1.98W,对于焊接过程几乎可以忽略不计,因此可近似通过焊接转矩与转速的乘积来计算P。
a拉伸试样
图5C2组合前进阻力
b断口形貌
图4
拉伸试验结果
进侧。分析原因如下:
端面需要全部压进工件一凹肩在焊接过程中,
定深度才能保证产生足够能量,保证焊缝厚度不增加;凸肩在焊接过程中,轴肩凸出部位是部分嵌进工件。因此焊接过程中,凸肩不会将金属直接铲起,端面上螺旋槽则将金属源源不断地卷入焊缝中心,
而凹肩仍将不可避免铲起部分金属形成飞边。但是当焊接区域温度过高时,
塑性金属流动性过强,无论哪种组合都会产生严重飞边,对应A4、A5、B5、C3、C4、D3、D4组合;在转速较低的情况下,热输入量相对较低,金属流动性能下降,与凹肩相比,凸肩不能充分带动金属形成挤压-迁移-填充的循环,此时将出现沟槽,如A2、A3、B1、B2、B3、B4组合;上凹下凹组合在压入工件厚度不大、产热合适的情况下,也能获得较好的表面成形,对应于D1、D2组合。
相同转速条件(340rpm)下,不同组合的转矩曲线如图6a所示。在76(s图中虚线)之前,焊接速度处于递增阶段,不同组合所对应的转矩均迅速增加,这一阶段转矩差别不大;76s之后,进入了正式焊接阶段,转矩大小顺序为:D1>C1>B1,显然其产热也遵循相同顺序。
a相同转速条件下的转矩
3.2不同组合的产热能力分析
如果从摩擦和塑性金属剪切变形的角度来计算搅拌摩擦焊接产热,则较为复杂,因为摩擦系数、接触压力、材料剪切强度都不是定值。而单位时间输入焊缝的能量P由两部分组成,一部分为克服前进阻力做功,另一部分克服负载转矩做功,表达式为
P=F×v+πMω/30
式中F为前进阻力;v为焊接速度,M为转矩;ω为旋转速度。
如图5所示,C2组合在正式焊接过程中的前
b不同转速条件下的转矩
图6
不同组合条件下转矩曲线
尽管转速不同,正式焊接阶段之由图6b可知,
前的转矩差别仍然不大,进入正式焊接阶段后,仍然是组合D1(上凹下凹)具有最大的转矩,而A4(上
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王鹏浩等:不同轴肩组合对双轴肩搅拌摩擦焊接质量的影响第10期
)尽管旋转速度最高,但是焊接转矩却最低,凸下凸
且在一段时间内处于振荡状态。正式焊接阶段转矩大小顺序为:D1>C2>B3>A4,相对应的转速分别为:340rpm、360rpm、380rpm、400rpm。
综上所述,在转速相差不大、其他焊接参数设置一样的条件下,凸肩易产生能量振荡现象。在进入稳态焊接的过程中,当搅拌头前进过程中遇到较硬的金属时,会产生较大转矩以克服阻力,当热量足以产生保证搅拌头前进空间时,转矩会下降,然而随着搅拌头持续前进,又会碰到新的较硬金属的阻碍,从而形成转矩或能量低频振荡。
近凸肩一侧的具有较小的扁平圆直径。
由此可以推断:凹肩水平方向驱动金属流动能力强于凸肩,但在厚度方向挤压金属的能力弱于凸肩,且凹肩与凸肩可能造成不同的焊缝硬度。为了对比研究凹肩与凸肩对焊缝硬度的影响,对成形较好的上凹下凸组合对应的焊缝进行硬度测试,并结合焊接过程中前导区温度红外图像进行分析。在轴肩直径的范围内,C2组合的焊缝横截面硬度分布曲线如图8所示。
3.3接头横截面宏观形貌及硬度特点
取四个组合对应焊缝轴肩直径范围内的横截面的宏观形貌如图7所示。
图8组合C2横截面硬度曲线
由图8可知,后退侧热机影响区硬度最高,焊核区次之,前进侧热机影响区/热影响区硬度最低;从不同区域对比来看,搅拌区域的硬度分布较为均匀,但是该区下表面一侧硬度明显高于上表面一侧硬度,即凸肩一侧硬度高于凹肩一侧硬度;在两侧的热机影响区,凸肩一侧硬度均低于凹肩一侧硬度。
用热电偶测量整个焊接过程前导区上表面对称两点(距离焊缝11mm,距离搅拌针中心27mm)温度,如图9所示,可见前导区前进侧点的温度高于后退侧点,温差最大为35℃。
图7不同组合接头横端面宏观形貌
与已有的研究[19-20]类似,四种组合的接头宏观
形貌相同点如下:
(1)接头总体上呈“哑铃状”,焊缝上下表面的宽度、搅拌区宽度均大于搅拌针直径。
(2)接头横截面沿着宽度中心是非对称的,搅拌区的前进侧相对后退侧较为陡直。
(3)搅拌区在厚度方向均存在数量不定的层状扁平半圆环结构,开口均朝向前进侧。
四种组合的接头宏观形貌不同点如下:(1)凹凹组合和凸凸组合的焊缝关于厚度中心对称,但凹凸组合的焊缝不再关于厚度中心对称,凸肩侧表层焊缝的宽度明显小于凹肩侧对应宽度。
(2)当焊核区层状扁平圆环数量超过1时,靠
图9焊接过程中前导区对称两点温度
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第45卷
这有助于理解热影响区的前进侧硬度小于后
搅拌区域内,凸肩增强了金属厚度退侧硬度现象:
方向的挤压作用,导致该侧硬度较高;可一旦进入热机影响区/热影响区,体积较小的下轴肩散热能力比上轴肩差,导致热机影响区凸肩一侧硬度下降。
3.4不同组合对焊接区域组织影响分析
四组合的双轴肩搅拌摩擦焊缝区域组织分布
都呈现以下共同特征:在焊核区和类型基本相似,
呈现等轴细晶组织;热机影响区主要由弯曲狭长的变形板条状晶粒组成,后退侧热机影响区与热影响区形貌差异较小,前进侧热机影响区与热影响区的
交界处的组织形貌和晶粒尺寸分布差异较大,组织
过渡急剧。但凹肩与凸肩对焊缝组织仍存在不同的影响,下面以上凹下凸C2组合焊缝为例,分别研究了接近凹肩、凸肩的焊缝显微组织特征。
图10为C2组合的焊缝显微组织。由图10可知,焊核区的晶粒大小并不一致,接近凹肩一侧的晶粒(约12)大于接近凸肩一侧的晶粒(约
8);而在热影响区中,
凹肩一侧的晶粒尺寸则小于凸肩一侧晶粒尺寸,且在焊缝对称位置前进侧晶粒尺寸略大于后退侧晶粒尺寸。这一现象也与硬度分布规律相一致。
图10C2焊缝显微组织
4结论
一侧硬度。
(1)实现了8mm厚6061铝合金的双轴肩搅拌摩擦焊,四种轴肩组合中,上凹下凸、上凹下凹的组合能产生纹路细腻、成形美观的焊缝,拉伸强度可达到母材的74.4%,在转速相差不大、其他焊接参数设置一样的条件下,凸肩易产生能量振荡现象。
(2)凸肩产生表面沟槽缺陷倾向强于飞边倾向,凹肩则相反。凹凹组合和凸凸组合的焊缝关于厚度中心对称,但凹凸组合的焊缝不再关于厚度中心对称,凸肩侧表层焊缝的宽度明显小于凹肩侧对应宽度。
(3)搅拌区凸肩一侧硬度明显高于凹肩一侧硬度,在两侧的热影响区,凸肩一侧硬度均低于凹肩
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