蒼睿智，柯黎明，卜文德

(南昌航空大學(xué) 輕合金加工科學(xué)與技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，江西 南昌 330063)

TC4鈦合金慣性摩擦焊接頭塑性金屬流動(dòng)行為研究

蒼睿智，柯黎明，卜文德

(南昌航空大學(xué) 輕合金加工科學(xué)與技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，江西 南昌 330063)

分別對(duì)相同焊接面積和不同焊接面積的TC4鈦合金棒材進(jìn)行慣性摩擦焊試驗(yàn)，通過鑲嵌標(biāo)示材料的方法，探討了其焊縫附近塑性金屬的流動(dòng)行為。研究表明，在焊接過程中，焊縫附近塑性金屬呈兩種運(yùn)動(dòng)方式：焊縫面的水平圓周運(yùn)動(dòng)和焊縫厚度方向的螺旋前進(jìn)運(yùn)動(dòng)。當(dāng)焊接面積相同時(shí)，塑性金屬在摩擦扭矩、頂鍛壓力和“X”形焊縫的作用下，以螺旋的流動(dòng)方式向焊縫流動(dòng)。外緣塑性金屬最先流出焊縫形成最初的飛邊，隨后內(nèi)部金屬流出形成接近焊縫的飛邊。當(dāng)焊接面積不同時(shí)，在摩擦扭矩、頂鍛壓力和“弧”形焊縫的作用下以螺旋的流動(dòng)方式向焊縫流動(dòng)，細(xì)端外緣塑性金屬最先流出焊縫形成最初的飛邊，隨后細(xì)端內(nèi)部金屬流出形成接近細(xì)端焊縫的飛邊，當(dāng)細(xì)端飛邊達(dá)到與粗端焊接面積相同時(shí)粗端才會(huì)出現(xiàn)飛邊。

TC4鈦合金；慣性摩擦焊；流動(dòng)行為

0 前言

TC4鈦合金由于比強(qiáng)度較高，被廣泛應(yīng)用于航空、軍事、造船等領(lǐng)域。由于鈦合金在焊接條件下易與氧、氮、氫等氣體發(fā)生反應(yīng)，產(chǎn)生接頭脆化、裂紋、氣孔等缺陷[1-3]，因此選擇一種適合鈦合金的焊接方法是制造鈦合金結(jié)構(gòu)件的關(guān)鍵。在許多焊接方法中，摩擦焊是一種固態(tài)連接方法，焊接過程有短時(shí)、高壓、大變形的特點(diǎn)，在焊接過程中可以去除金屬表面的氧化膜，且不易形成氣孔、縮孔等缺陷，因此用慣性摩擦焊焊接鈦合金可以得到可靠的接頭[4]。

研究者普遍認(rèn)為，焊縫金屬的塑性流動(dòng)行為與焊縫形成有關(guān)，從而影響接頭的性能。如何獲得最佳的焊縫流動(dòng)形態(tài)，得到高質(zhì)量的接頭是慣性摩擦焊接急需解決的主要問題之一。已經(jīng)有很多學(xué)者致力于慣性摩擦焊過程中焊縫塑性金屬流動(dòng)行為的研究。才萌先、孫松濤等人[5]采用焊接設(shè)備急停的方式研究45號(hào)鋼摩擦焊接頭焊縫金屬的塑性流動(dòng)。試驗(yàn)表明，摩擦加熱開始時(shí)，焊接表面的變形層首先在距圓心1／2～2／3半徑處的摩擦面上形成，在焊接結(jié)合面上有明顯的塑性變形和機(jī)械挖掘現(xiàn)象。鄭康[6]通過慣性摩擦焊焊接高溫合金發(fā)現(xiàn)焊縫兩側(cè)金屬呈現(xiàn)明顯的螺旋流線特征，在焊縫界面可以觀察到兩種材料相互嵌入、相互滲合、相互交錯(cuò)的現(xiàn)象。程元義[7]等人通過慣性摩擦焊焊接45鋼發(fā)現(xiàn)，在摩擦壓力的作用下，塑性金屬會(huì)隨著旋轉(zhuǎn)方向螺旋運(yùn)動(dòng)，且扭轉(zhuǎn)角度隨著頂鍛壓力的增大而增大。盡管已有學(xué)者研究了慣性摩擦焊焊接過程中的塑性金屬流動(dòng)，但TC4鈦合金慣性摩擦焊焊縫塑性金屬流動(dòng)行為的研究鮮有報(bào)道，且在已有的報(bào)道中，試驗(yàn)材料的焊接面積均相同，并沒有學(xué)者對(duì)焊接面積不同的試樣進(jìn)行分析，但在實(shí)際生產(chǎn)中不同焊接面積材料的焊接也占有相當(dāng)一部分比例，所以有必要對(duì)不同焊接面積試樣的焊縫附近塑性金屬流動(dòng)行為進(jìn)行分析，并與相同焊接面積試樣相比較，得出異同點(diǎn)。

本研究采用嵌入標(biāo)示材料的方法，通過觀察焊縫附近標(biāo)示材料分布特征，分別分析相同焊接面積和不同焊接面積試樣焊縫附近塑性金屬的流動(dòng)行為，為獲得高質(zhì)量TC4鈦合金慣性摩擦焊接頭提供理論依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)方法

焊接設(shè)備為兵器工業(yè)部59所CT-25特種摩擦焊機(jī)。試驗(yàn)材料為TC4鈦合金棒材，由于不同熱處理狀態(tài)的鈦合金被腐蝕的難易程度不同，腐蝕后顏色會(huì)有差別，較容易區(qū)分兩端金屬，所以試驗(yàn)選用兩種熱處理狀態(tài)的棒材，分別加熱至850℃后水中淬火和加熱至1 020℃后水中淬火，棒材直徑分別為40 mm和30 mm。焊接試樣分為兩類：一類為相同焊接面積、同種熱處理狀態(tài)的試樣，另一類為不同焊接面積、不同熱處理狀態(tài)的試樣。在單側(cè)焊接面嵌入標(biāo)示材料，觀察焊接接頭塑性金屬的流動(dòng)形態(tài)。相同焊接面積試樣在轉(zhuǎn)動(dòng)端加入標(biāo)示材料，不同焊接面積試樣在細(xì)端加入標(biāo)示材料。標(biāo)示材料選用純鈦絲，直徑0.4 mm。采用電火花打孔，孔直徑0.5 mm，孔深15 mm，將純鈦絲插入小孔，盡量保證標(biāo)示材料與母材緊密接觸。標(biāo)示材料的分布示意如圖1所示。由于鈦合金在焊接時(shí)焊接面溫度梯度較大，所以試驗(yàn)采用二級(jí)加壓的方式，減小焊接面的溫度梯度。試驗(yàn)的工藝參數(shù)如表1所示。

圖1 標(biāo)示材料分布示意Fig.1 Distribute schematic diagrams of maker material

表1 試驗(yàn)工藝參數(shù)Tab.1 Experiment technological parameter

焊后沿試樣軸向剖開試樣，確定焊縫位置。分別在焊縫、距焊縫0.5 mm和1 mm處截取平面，采用逐層分析的方法，觀察標(biāo)示材料流動(dòng)形態(tài)。腐蝕液為Kroll＇s試劑，其化學(xué)成分為97 ml H2O+1 ml HF+ 2 ml HNO3，腐蝕時(shí)間60 s。

為了精確獲得標(biāo)示材料徑向和周向的變化量，將金相照片在AutoCad軟件中等比例縮放，測(cè)量圖中的標(biāo)識(shí)點(diǎn)并得到具體的變化量。在標(biāo)識(shí)點(diǎn)徑向變化量的計(jì)算中，如圖2所示，D為標(biāo)示點(diǎn)的原始位置，對(duì)于形狀為圓形、橢圓、“逗號(hào)”的點(diǎn)，變化后標(biāo)示點(diǎn)的半徑坐標(biāo)分別為OA、OB、OC的長度；在旋轉(zhuǎn)角度變化量的計(jì)算中，對(duì)于形狀為圓形、橢圓、“逗號(hào)”的點(diǎn)，變化角度分別為直線OD與OA、OD與OB、OD與OC的夾角；為便于分析，以標(biāo)示材料原始半徑為代號(hào)由截面圓心向外依次稱之為R3、R8、R13和R18。

圖2 標(biāo)示材料變化量的測(cè)量方法Fig.2 Measuring method of variations of maker material

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 相同焊接面積試樣焊縫附近塑性金屬的流動(dòng)行為

試樣1的焊縫宏觀形貌如圖3所示，焊縫呈“X”形，轉(zhuǎn)動(dòng)端和固定端飛邊量相同，兩端的燒損量分別為1.0 mm和0.9 mm。圖4是試樣1不同位置處橫截面的宏觀形貌。圖中帶箭頭虛線表示標(biāo)示材料的流動(dòng)趨勢(shì)。焊縫處截面直徑由40 mm增大到46.89 mm，該處截面上沒有出現(xiàn)標(biāo)示材料，其原因是試樣1的兩端摩擦面積相同，熱輸入都是沿著橫截面半徑的增大而遞增的，從而形成“X”形焊縫，塑性金屬在一個(gè)“X”形的模腔中流動(dòng)，在頂鍛壓力的作用下，塑性金屬受到大小相等的作用力，兩端塑性金屬在焊縫處混合并沿著焊縫同時(shí)流出。距焊縫0.5mm處的橫截面上出現(xiàn)三圈標(biāo)示材料，如圖4a所示，中心位置的標(biāo)示材料位置未變化，只是在頂鍛壓力作用下被鐓粗。R3處的標(biāo)示材料形狀沒有變化，徑向和周向上移動(dòng)距離很小。出現(xiàn)這種現(xiàn)象是因?yàn)闄M截面中心處線速度為零，相應(yīng)的加熱功率在摩擦開始時(shí)也為零，中心位置金屬只能靠周圍金屬的熱傳導(dǎo)及隨后的塑性變形獲得熱量[6]，所以中心附近金屬由于熱輸入量不足，塑性變形量很小。R8處的標(biāo)示材料形狀上發(fā)生變化，且上半圓變形程度略大于下半圓，上半圓標(biāo)示材料呈“逗號(hào)”形狀，如圖中放大所示。下半圓標(biāo)示材料沿徑向伸長，呈橢圓形，此截面的半徑坐標(biāo)為8.23，角度坐標(biāo)為10°。R13處的標(biāo)示材料上半圓變形量明顯大于下半圓，上半圈標(biāo)示材料呈弧線形，變形量很大。下半圈標(biāo)示材料沿徑向被拉長，呈橢圓形，變形量相對(duì)較小。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因可能是由塑性層受力不均引起的。R18處的標(biāo)示材料熱輸入量最大，隨塑性金屬流入飛邊。圖4b為試樣1距焊縫1mm處的橫截面，圖中出現(xiàn)四圈標(biāo)示材料，截面中心處標(biāo)示材料被鐓粗但位置未發(fā)生變化。四圈標(biāo)示材料基本處于原始位置，徑向和周向的流動(dòng)距離很小，此處塑性程度低，金屬流動(dòng)不明顯。

圖3 相同焊接面積試樣焊縫宏觀形貌Fig.3 Macroscopic diagrams of welded joints for same area samples

圖4 試樣1的橫截面宏觀形貌Fig.4 Macroscopic diagram of longitudinal section for identical area samples

通過以上分析可以發(fā)現(xiàn)，相同焊接面積試樣焊縫形狀為“X”形，兩端燒損量基本相同。焊接過程中接頭附近的塑性金屬在摩擦扭矩、頂鍛壓力和X型焊縫的作用下，以螺旋的流動(dòng)方式向焊縫流動(dòng)。外緣塑性金屬最先流出焊縫形成最初的飛邊，隨后內(nèi)部金屬將填充外層流出的塑性金屬留下的空位，形成連續(xù)的、動(dòng)態(tài)的流動(dòng)過程。

2.2 不同焊接面積試樣焊縫附近塑性金屬的流動(dòng)行為

試件2的焊縫宏觀形貌如圖5所示，此參數(shù)下的飛邊形狀不規(guī)則，焊后細(xì)端燒損量為6.18 mm，粗端燒損量0.84 mm，焊縫和熱力影響區(qū)呈弧形。圖6a是焊縫處粗端橫截面形貌，粗端焊前未置入標(biāo)示材料，但在圖中可以清晰的看到標(biāo)示材料，并出現(xiàn)顏色較淺的圓圈，說明細(xì)端塑性金屬壓入粗端。截面中心亮度較高的圓面半徑為13 mm，小于細(xì)端原始半徑15 mm，出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因是焊接時(shí)最先加熱的區(qū)域在焊接面的2／3R處[8]，所以此處加熱時(shí)間最長，塑性程度最高，致使細(xì)端金屬從此處開始?jí)喝氪侄?。此截面中心位置沒有標(biāo)示材料，出現(xiàn)形狀不規(guī)則、亮度較暗的小圓圈，R3處的標(biāo)示材料由原來的圓形變?yōu)闄E圓，在此截面的半徑坐標(biāo)為4.005，角度坐標(biāo)為24°，有向外且沿順時(shí)針流動(dòng)的趨勢(shì)。R8處標(biāo)示材料形狀沒有改變，在此截面的半徑坐標(biāo)為8.173，角度坐標(biāo)為4.83°，造成這種現(xiàn)象的原因是在焊接的中間階段，溫度梯度還較大，焊接面中心處金屬還未達(dá)到塑性，整個(gè)截面呈“V”形，此時(shí)細(xì)端R3處標(biāo)示材料向粗端螺旋轉(zhuǎn)移動(dòng)時(shí)，受到了粗端呈“V”形的剛塑性金屬的阻礙，形狀由圓形變?yōu)闄E圓形且向半徑增大的方向流動(dòng)，當(dāng)整個(gè)截面均達(dá)到塑性時(shí)，粗端“V”的剛塑性金屬與細(xì)端塑性金屬混合，最終形成了“弧”形焊縫。圖6b是細(xì)端焊縫橫截面形貌。此截面中心處標(biāo)示點(diǎn)沒有移動(dòng)，R3和R8處標(biāo)示點(diǎn)發(fā)生扭轉(zhuǎn)，R13處標(biāo)示材料完全消失。R3標(biāo)示點(diǎn)的半徑坐標(biāo)為3.123，角度坐標(biāo)4.25°；R8標(biāo)示點(diǎn)的半徑坐標(biāo)為8.174，角度坐標(biāo)為4.33°。R8處標(biāo)示點(diǎn)的變化量與R3處的變化量相近，說明在此截面上溫度梯度較小，截面塑性金屬呈整體流動(dòng)趨勢(shì)。圖6c為距焊縫0.5 mm處細(xì)端橫截面形貌，與焊縫處截面相比，最大的區(qū)別是在R13處出現(xiàn)了標(biāo)示材料，并且R13處標(biāo)示材料嚴(yán)重變形，由原來的圓圈變?yōu)檠仨槙r(shí)針旋轉(zhuǎn)的“逗號(hào)”形狀，如放大圖所示。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是此截面熱輸入小于焊縫截面處，此時(shí)的R13處標(biāo)示材料還沒有流入飛邊，但已經(jīng)嚴(yán)重變形，從此截面的標(biāo)示材料形態(tài)可知塑性金屬是以螺旋狀流入飛邊的。在半徑方向上所有的點(diǎn)均有向圓心移動(dòng)的趨勢(shì)，R3處的半徑坐標(biāo)為2.975，角度坐標(biāo)為3°；R8處的半徑坐標(biāo)為7.715，角度坐標(biāo)為3.33°；R13處半徑坐標(biāo)為12.39，外圈金屬嚴(yán)重變形，角度變化較大。出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因可能與特殊的焊縫形狀和焊后遇冷收縮有關(guān)。圖6d為距焊縫1 mm處細(xì)端橫截面形貌，此截面各點(diǎn)圓心坐標(biāo)沒有改變，金屬?zèng)]有流動(dòng)痕跡。

圖5 異截面試樣接頭宏觀形貌Fig.5 Macroscopic diagrams of welded joints for different area sample

通過上述分析發(fā)現(xiàn)，不同焊接面積試樣的焊縫形狀為弧形，細(xì)端燒損量遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于粗端燒損量。焊接過程中接頭附近的塑性金屬在摩擦扭矩、頂鍛壓力和弧形焊縫的共同作用下，以螺旋的流動(dòng)方式向焊縫流動(dòng)。細(xì)端外緣塑性金屬最先流出焊縫形成細(xì)端飛邊，隨后細(xì)端內(nèi)部金屬將填充細(xì)端外緣流出金屬的空位繼續(xù)流動(dòng)；此時(shí)的粗端也有塑性金屬流出，但不足以形成飛邊，只是沿粗端焊接面延伸，當(dāng)細(xì)端飛邊達(dá)到與粗端焊接面積相同時(shí)粗端才會(huì)出現(xiàn)飛邊。

綜上所述，在焊接過程中，塑性金屬呈兩種運(yùn)動(dòng)方式流動(dòng)：焊縫結(jié)合面的水平圓周運(yùn)動(dòng)和焊縫厚度方向的螺旋前進(jìn)運(yùn)動(dòng)。相同焊接面積試樣和不同焊接面積試樣接頭塑性金屬流動(dòng)行為均是截面中心流動(dòng)微弱，在徑向和軸向上，塑性金屬的流動(dòng)行為均存在梯度；徑向上，隨著焊接面半徑的增大徑向位移增大，整個(gè)橫截面變形量最大的區(qū)域位于金屬外緣，隨著截面半徑的減小，變形量和塑化面積逐漸減小。軸向上，焊縫處金屬位移、塑性變形、塑化面積均較大，此處主要受到了兩端金屬的互相摩擦作用。由焊縫到母材，金屬主要受金屬層間的剪切力作用，隨著距焊縫距離的增大，金屬的變形量逐漸減小，塑化程度減弱。焊接面積相同時(shí)，塑性金屬同時(shí)流出焊接面形成飛邊，而焊接面積不同時(shí)細(xì)端首先形成飛邊，只有當(dāng)細(xì)端飛邊面積與粗端焊接面積相同時(shí)，粗端才會(huì)出現(xiàn)飛邊。

圖6 異面積試樣橫截面宏觀形貌Fig.6 Macroscopic diagram of longitudinal section for different area sample

3 結(jié)論

(1)焊接過程中，焊縫附近塑化金屬呈兩種運(yùn)動(dòng)方式：焊縫結(jié)合面的水平圓周運(yùn)動(dòng)和焊縫厚度方向的螺旋前進(jìn)運(yùn)動(dòng)。焊縫面金屬呈水平圓周運(yùn)動(dòng)是由于受到摩擦扭矩的作用。而焊縫厚度方向的螺旋前進(jìn)運(yùn)動(dòng)是摩擦扭矩和頂鍛壓力共同作用下產(chǎn)生的。

(2)當(dāng)焊接面積相同時(shí)，接頭附近的塑性金屬在摩擦扭矩、頂鍛壓力和“X”形焊縫的作用下，以螺旋的流動(dòng)方式向焊縫流動(dòng)。結(jié)合面最外層塑性金屬先被擠出界面，形成最初的飛邊，隨后內(nèi)層材料達(dá)到塑性在壓力作用下填充最外層塑性金屬留下的空位，然后再被擠出，形成接近焊縫的飛邊。

(3)當(dāng)焊接面積不同時(shí)，接頭附近的塑性金屬在摩擦扭矩、頂鍛壓力和“弧”形焊縫的作用下，以螺旋的流動(dòng)方式向焊縫流動(dòng)，細(xì)端結(jié)合面最外層塑性金屬先被擠出界面形成飛邊，隨后內(nèi)層材料達(dá)到塑性在壓力作用下填充最外層塑性金屬留下的空位，然后再被擠出，形成接近焊縫的飛邊。當(dāng)細(xì)端飛邊達(dá)到與粗端焊接面積相同時(shí)，粗端才會(huì)出現(xiàn)飛邊。

[1]劉佳濤，劉金合，楊思乾，等.Ti-6Al-4V線性摩擦焊實(shí)驗(yàn)研究[J].熱加工工藝，2007，36(3)：23-24.

[2]宋西平，孟為如，邵潭華，等.TC4鈦合金慣性摩擦焊焊縫微觀組織形成的研究[J].材料工程，1996(2)：23-26.

[3]東 黎.熱加工工藝規(guī)范[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2003.

[4]Nessler C G，Rutz D A，Eng R D.Friction welding of titanium alloys[J].Welding Journal，1971，50(9)：379-385.

[5]才萌先，孫松濤，王 璽，等.摩擦焊加熱過程中變形層和高溫層的擴(kuò)展過程[J].焊接學(xué)報(bào)，1984，5(2)：1-67.

[6]鄭 康.高溫合金慣性摩擦焊研究[D].重慶：重慶大學(xué)，2004.

[7]程元義，柯黎明，陳玉華.工藝參數(shù)對(duì)碳鋼摩擦焊接頭塑性金屬流動(dòng)的影響[J].熱加工工藝，2011(20)：1-2.

[8] North T H，Bendzsak G J，Li Z.Particle fracture，retention，and fluid flow in metal matrix composite friction joints[J].Metallurgical and materials transaction，1997(28A)：2371-2384.

Plastic metal flow action of inertia friction welding for TC4 titanium alloy

CHANG Rui-zhi，KE Li-ming，BU Wen-de
(National Defence Key Discipline Laboratory of Light Alloy Processing Science and Technology，Nanchang Hangkong University，Nanchang 330063，China)

This paper aimed at discussing the flow action and flow mechanism of the plastic metal near the welded line.This conclusion was based on the same and different area of rods and bars of titanium alloy using tracing material.Results showed that In the welding process，plastic metal near the welding line moves in two ways：the level circular motion on the surface of the welding line and the spiral forward motion on the thickness direction.Under condition of the same welding area，the plastic metal near the welded line flew to the welded line by the spiral type of flow with the action of the friction torque，pressure of friction，and″X″cavity.The plastic metal at the edge of friction surface blew out of the welded surface first and became the foremost flash，then the inner metal blew out and made the flash near the welded line.Under condition of the different welding area，the plastic metal near the welded joint flew to the welded line by the spiral type of flow.The plastic metal at the edge of the thin end blew out of the welded surface firstly and became the foremost flash，then the inner of the thin metal part blew out and formed the flash near the welded line.When the flash of the thin end was the same as the weld metal area of the thick end，the thick end would appeared the flash.

TC4 titanium alloy；inertia friction welding；flow action

TG453+.9

A

1001-2303(2012)04-0013-05

2012-03-13

蒼睿智(1986—)，男，黑龍江人，碩士，主要從事TC4鈦合金慣性摩擦焊相關(guān)方面的研究。