鈦合金薄板的攪拌摩擦焊接

　　鈦合金具有密度小、比強(qiáng)度高、熱穩(wěn)定性好、耐腐蝕等優(yōu)異性能，被譽(yù)為“太空金屬”、“海洋金屬”，廣泛應(yīng)用于航空 航天、船舶、石油、化工等領(lǐng)域，是航空發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇、壓氣機(jī)輪盤和葉片等重要構(gòu)件的首選材料[1]。鈦合金采用常規(guī)熔焊方法焊接時(shí)，易出現(xiàn)焊件變形大，接頭 殘余內(nèi)應(yīng)力大，組織粗大化，焊縫易產(chǎn)生氣孔等缺陷，導(dǎo)致接頭的塑性和韌性下降。因此，對于鈦及其合金的焊接宜采用固相連接技術(shù)。

　　攪拌摩擦焊接(Frictiong stir welding, 簡稱FSW)是英國焊接研究所(The welding institute，簡稱TWI)于1991年發(fā)明的新型固相焊接技術(shù)，已在航空航天、車輛、造船等行業(yè)得到了大量成功應(yīng)用。在FSW過程中工件不熔化, 無熔焊缺陷，焊縫為致密的鍛造組織, 且實(shí)現(xiàn)了用熔焊難以保證質(zhì)量的裂紋敏感性強(qiáng)的7000、2000系列鋁合金的高質(zhì)量連接[2-4]。該技術(shù)已成功應(yīng)用于鋁、鎂等低熔點(diǎn)材料的焊接，近年來 開始向鋼、鎳基合金和鈦合金等高熔點(diǎn)材料轉(zhuǎn)移[5, 6]。高熔點(diǎn)材料在FSW過程中，攪拌頭將經(jīng)歷較高溫度和克服更大阻力，要求攪拌頭具有良好的高溫綜合性能。文中選用鎳基高溫合金攪拌頭，采用自制的氣體 保護(hù)裝置對TC4鈦合金進(jìn)行了攪拌摩擦焊連接，研究了TC4鈦合金的攪拌摩擦焊工藝。

　　2試驗(yàn)方法

　　試驗(yàn)選用TC4鈦合金板材，軋制退火態(tài)，試樣尺寸為232mm×75mm×2mm，其主要化學(xué)成分如附表所示。

　　試驗(yàn)在X53K型立式銑床改制的攪拌摩擦焊設(shè)備上進(jìn)行，試驗(yàn)使用了兩種攪拌頭，其材料為定向凝固鎳基高溫合金，具有良好的中、高溫綜合性能及優(yōu)異的熱疲勞性能，攪拌針的形狀分別為光面圓柱形和錐形，攪拌頭的尺寸如圖1所示。

　　焊前對接縫面的氧化膜給予機(jī)械清除，光潔處理后用丙酮清洗，除去油污。焊接過程中采用氬氣進(jìn)行動(dòng)態(tài)保護(hù)，圖2為鈦合金FSW氣體保護(hù)裝置。

　　氬氣從壓板和底板的進(jìn)氣口流入, 通過導(dǎo)流槽后分別流向待焊工件的正面和背面，對工件的背面和正面同時(shí)進(jìn)行保護(hù)。焊前預(yù)先通入氬氣，由于氬氣的密度大于空氣 (ρAr=1.784kg/m3, ρ空=1.293kg/m3)，在有機(jī)玻璃罩的隔離下，通入的氬氣向下沉降后將工件與空氣隔離，在工件附近形成氬氣保護(hù)氛圍，從而避免工件在焊接過程中發(fā) 生氧化。

　　對焊接后的試樣采用線切割沿焊縫橫向取金相試樣，經(jīng)磨拋后用Kroll 試劑進(jìn)行侵蝕;用XJP-2C型金相顯微鏡進(jìn)行顯微組織觀察;利用HVS-1000 顯微硬度儀進(jìn)行焊接接頭顯微硬度測定，試驗(yàn)力為2.942N，加載時(shí)間10s。

　　3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

　　3.1 焊縫形貌

　　圖3為采用Ⅰ型攪拌頭進(jìn)行FSW 獲得的焊縫形貌。從圖中可以看出焊縫表面存在氧化現(xiàn)象，氧化后呈淺黃色，少量為深藍(lán)色。這主要與氬氣保護(hù)的力度及氣體流動(dòng)的不均勻性有關(guān), 因此，焊接過程中必須對焊接區(qū)域及尚處于高溫狀態(tài)的焊縫進(jìn)行保護(hù)。

　　TC4鈦合金FSW接頭橫截面形貌呈典型“碗”狀結(jié)構(gòu)，表層為軸肩摩擦作用區(qū)(約0.5mm厚)，中間為攪拌針作用區(qū)，如圖3(b)所示;鈦合金FSW接 頭形貌異于鋁合金，軸肩對焊縫兩側(cè)底部金屬的影響作用較小，兩側(cè)底部的金屬還保持為母材組織，在熱輸入量充分的情況下應(yīng)適當(dāng)減小攪拌頭軸肩的尺寸。

　　3.2 組織分析

　　圖4所示為TC4鈦合金FSW接頭微觀組織。在光學(xué)顯微鏡(OM)下，白色區(qū)域與灰色區(qū)域分別代表母材微觀組織的初生α相和轉(zhuǎn)變?chǔ)孪�。圖4 (b)所示為軸肩作用區(qū)的組織，與母材相比其灰色區(qū)域明顯減少，由于鈦合金材料的導(dǎo)熱率較低，軸肩摩擦產(chǎn)生的熱量沿材料厚度方向上不易散失，使軸肩摩擦作 用區(qū)在高溫下停留時(shí)間較長，在力和熱的作用下軸肩摩擦作用區(qū)的組織發(fā)生了β相變。

　　接頭微觀組織中未觀察到熱機(jī)影響區(qū)(TMAZ)，在攪拌區(qū)(SZ)與熱影響區(qū)(HAZ)之間存在明顯的過渡線(LB)，其兩側(cè)微觀組織變化非常明顯，如圖4(c)所示。

　　3.3 焊縫成形分析

　　3.3.1 壓入量

　　壓入量對金屬流動(dòng)的影響很大，圖5為不同壓入量的焊縫表面形貌。壓入量不足時(shí)，軸肩與工件間不能形成封閉的空間，已塑化的金屬在壓力作用下從空隙 中“溢出”，由于沒有足夠的金屬進(jìn)行補(bǔ)充，使焊縫表面出現(xiàn)溝槽缺陷;當(dāng)壓入量過大時(shí)，已經(jīng)塑化的金屬在壓力作用下“溢出”，并在返回側(cè)堆積，增加了返回側(cè) 的飛邊量，如圖5(b)所示。

　　3.3.2攪拌頭傾斜角度

　　圖6為不同傾角下的焊縫表面形貌, 從圖中可以看出隨著傾角的增大，焊縫表面被塑化金屬的覆蓋區(qū)域不斷增大，當(dāng)傾角增大到3°時(shí)，焊縫表面質(zhì)量較好且成形穩(wěn)定。改變攪拌頭的傾斜角度能產(chǎn)生不 同的流動(dòng)形態(tài)，在一定范圍內(nèi)隨著傾角的增大，上層金屬流動(dòng)范圍也將增大。攪拌頭的傾斜角度較小時(shí)，攪拌頭軸肩前端的金屬易向上擠出，轉(zhuǎn)化成飛邊，減少了軸 肩凹槽內(nèi)部的塑化金屬量，從而影響了焊縫的成形。

　　3.4 硬度測試

　　圖7為焊接接頭的顯微硬度。從中可以看出，接頭各區(qū)域的顯微硬度差別不大，攪拌區(qū)的硬度值略高，返回側(cè)的硬度比前進(jìn)側(cè)略為穩(wěn)定。

　　分析認(rèn)為，攪拌區(qū)在熱和攪拌力的雙重作用下發(fā)生了β相變，產(chǎn)生了細(xì)小的二次β晶粒，而二次β晶粒的大小對α+β雙相結(jié)構(gòu)材料的機(jī)械性能起主導(dǎo)作用，從而使攪 拌區(qū)的硬度略高一些;與前進(jìn)側(cè)相比，返回側(cè)的硬度值趨于穩(wěn)定，這與塑化金屬在兩側(cè)的順序填充有關(guān)，返回側(cè)先于前進(jìn)側(cè)填充，而造成兩側(cè)焊縫金屬的致密度略微 不同。

　　圖8為不同旋轉(zhuǎn)速度下接頭的顯微硬度，隨著旋轉(zhuǎn)速度的提高，二次β晶粒的尺寸不斷增大，使得攪拌區(qū)的硬度略有下降。

　　3.5 攪拌頭的磨損

　　圖9所示為攪拌頭的磨損情況，從圖中可以看出攪拌頭在FSW過程中發(fā)生了劇烈的磨損，使攪拌頭的原始形貌逐漸消失。摩擦產(chǎn)生的熱量沿工件厚度方向存在不均 勻性，表面溫度比底部高得多，攪拌針受到材料流動(dòng)的阻力相對較大，導(dǎo)致攪拌針的磨損量比軸肩大，如圖9(b)所示。在焊接400mm之后攪拌頭的磨損比較 嚴(yán)重，需再次加工后才能滿足使用要求。

　　此外，由于攪拌頭長時(shí)間處于高溫狀態(tài)，當(dāng)下壓量過大時(shí)，攪拌易發(fā)生變形而失效，如圖9(d)箭頭方向所示，失效后攪拌針的直徑大于原始尺寸，軸肩部分也發(fā)生了嚴(yán)重的磨損。

　　4.1 用鎳基高溫合金材料制作的攪拌頭在焊接過程中的磨損較為嚴(yán)重，攪拌頭在焊接約400mm之后因磨損比較嚴(yán)重而失效。

　　4.2 當(dāng)旋轉(zhuǎn)速度為475rpm、焊接速度為23.5mm/min、攪拌頭傾角為3°時(shí)，可獲得表面成形良好的焊縫。

　　4.3 對焊接接頭顯微硬度的測試結(jié)果表明，攪拌區(qū)相對其它區(qū)域的硬度值要高一些，主要與二次β晶粒的形成有關(guān)。