1、 第二章實驗材料及研究方法大軸向壓力為200KN,主軸轉速可調,最高轉速為3000rpm。該焊接配備有自行研制的計算機閉環(huán)控制及數據采集系統(tǒng),可以對摩擦焊接過程中的焊接壓力、軸向縮短量及軸向燮形速度進行實時閉環(huán)控制,同時可以檢測圭軸轉速、軸向壓力、軸向縮短量及摩擦扭矩等參數的交化。所用的計算機系統(tǒng)為研華586工業(yè)控制計算機,并配備了PCL.812PG多功能數據采集卡,PCLD.880工業(yè)接線端子板和PCL.789D放大調理板。焊接壓力控制用DBE型先導式電液比例溢流閥,壓力控制精度可達4-5%;轉速測量采用匿本3402型光電轉速傳感器,誤差小于O.2%;鼴力測量采用西安中星測控公司眼界中心研制

2、的csPT型愿力傳感器,其輸出電壓05V,誤差小于Ot3%;位移測量采用阜新傳感囂廠生產瓣F×81/士60型差動變壓器式位移傳感器,精度為0.5;扭矩的測量是通過采集主機電流來撿測摩擦扭矩。本試驗采用SP.15A型高頻感應加熱電源作為感應電磁場施加設備,如圖2.1 j薅示。該電源是采用國際上先進的電力器件葶日獨特豹變流控制技術,其最大功率為15KW,輸入電壓為單相220V(5060Hz,輸出振蕩頻率為30looKHZ,加熱電流在200600A閆可調,負載持續(xù)攀為80%。使用過穗中冷卻水的水愿不小于0.2MPa,流量為2.-z5M懈n。在摩擦焊接過程中,將感應加熱線圈置于摩擦霧瑟處戳施

3、加感應電磁場。焊接過程中焊接工彳孛與加熱線疆應保持網心,弗 圖2-1高頻感應電源Fig.21Induction power supply with high frequency23躕北工業(yè)大學碩士學位論文使焊縫處于感應線圈軸向中心位置,以保證電磁場均勻施加在焊件上,感應電磁場的施加裝置原理如圖2.2所示,圖2.3為本研究所采用的實驗設備實物圖。圖2-2電磁場下的摩擦焊接裝置示意圈the electromagnetic field Fig.2-2Schematic diagram ofexperimental arrangement with 圖2-3摩擦焊機及電磁場施加裝置的實物圖fricti

4、on welding process under external electromagnetic field Fig.2-3The picture ofthe real 諼北工業(yè)大學碩士學位論文 圖2-5感應線圈賽物強Fig.2-5The picture ofthe actual induction loop2.6感應摩擦焊接過程計算枕控制系統(tǒng)的設計本實驗采愿了自抒磋發(fā)豹摩擦焊接過程詩算機控制系統(tǒng)2005。該系綾可以通過鍵盤直接錄入焊接參數(如:焊接壓力、焊接時間等,選擇焊接過程的控 圖2-6摩擦焊機控制系統(tǒng)焊接參數輸入畫面offriction welding machine Fig.26I

5、nput operation menu ofthe control system第二章實驗材料及研究方法制方式,并在焊后直接輸出所采集的焊接過程參數。感應摩擦焊接過程中焊接參數的控制及檢測結果畫面分別如圖2-6和圖27所示。 圖2.7摩擦焊機控制系統(tǒng)檢測結果輸出畫黼Fig.27Output menu ofthe detecting results ofthe friction welding process為了探討外加電磁場對異種金屬摩擦焊接過程熱力學參數、焊接接頭組織及性能豹影嫡規(guī)律,本研究塹新調整了摩擦焊接過程豹控制程侉,分澍在摩擦霸熱階段和頂鍛保壓階段施加電磁場作用,并保證摩擦焊接過程中

6、電磁場施加時間的準確控翩。電磁場作饈下的摩擦焊接過程計算?？刂葡到y(tǒng)工作原理框鬻如圖2-8所示。感應摩擦焊機工作過程如下:首先啟動焊機,系統(tǒng)初始化完畢廚,輸入焊接規(guī)范,滑臺開始快進,到了工進彼后滑臺開始工進,摩擦副相互接觸后開始摩擦,壓力達到摩擦壓力后開始計時,此時判斷在摩擦加熱階段是否施加電磁場,如果需要旖加電磁場剛啟動感應電磁場設備;當摩擦加熱階段結束后殲始進行頂鍛,并判斷在頂鍛保壓階段是否施加電磁場,如果需要旌加電磁場則繼續(xù)運行感應電磁場設備,不需要施加時列關閉感應電磁場設備。到頂剎時差結束時刻開始剎車,頂鍛時間紿束后關閉感應電磁場設備,松開旋轉夾具,而后滑臺后退,到達原位君,松開移動夾其

7、,系統(tǒng)清零,取下工件。 西北工渡大學碩士學位論文一階段,兩個金屬表面在載荷作用下發(fā)生接觸時,表阿上(微凸尖端某些接觸點發(fā)生粘著剪切,即干摩擦,此時摩擦系數較大,故扭矩(即電樞電流迅速達到峰值(鼴3-1中(a點,此時是初始摩擦階段;第二階段,即開始過渡到摩擦加熱階段,在這一階段中熱嫩沿著軸向傳導。隨著時間的增長,摩擦表面被一層高溫塑性金屬所覆蓋,摩擦扭矩隧之降到一個較穩(wěn)定的數值;第三階段,為剎車頂鍛階段,由于采用了先頂后剎方式,產生了后扭矩峰值,主機電樞電流達到了廂峰值(巨3。l中(b杰,然氟慢慢降低到零。3.2.2TC4鈦合金與L5純鋁摩擦焊接頭組織本研究所使用的TC4鈦合金組織為葉p型雙相鈦

8、合金,a-Ti與p-Ti問的轉變溫度在850"C發(fā)右。鈦與鋁在1460"C時可以形成鋸含量為36%的瓤越型金屬間化合物;在1340。C1對能形成鋁含量為60%-64%的Ti3AI型金屬間化合物【曰。 圖3-2TC4與L5摩擦焊接頭鈦剿的徽鼴組織圖3-3TC4鈦臺金母靜敷蕊組緞Fig.3-2MicrosWuctures of Titanium side in the Fig3。3Micmstru咖es ofTC4alloyfriction weldedjoint ofTC4and L5alloy聰合金,縫Al摩擦焊接頭一般垂焊縫區(qū)WZ(Weld zone、熱力影響區(qū)HFZ(H

9、eat and force affected zone和母材區(qū)BM(Base metal組成。在摩擦焊接過程孛,潞合區(qū)溘發(fā)最高、變形程度矮大,是主要豹產熱源。在焊接熬與力的作用34第三章TC4鈦合金與L5純鋁的摩擦焊接下,焊合區(qū)金屬發(fā)生了強烈的塑性變形與流動、相互攪拌與混合、相互擴散與滲透、加熱與冷卻相變、動態(tài)回復與再結晶等物理冶金與力學冶金過程,兩側材料的相互機械混合與嚙合現象非常明顯,焊合面凸凹不平,是一曲面,如圖3-2所示。由于在Ti合金/A1的摩擦焊接轉速低(400rpm,摩擦焊接界面的溫度較低,焊合區(qū)及焊接熱力影響區(qū)鈦合金側仍保留了母材的葉B雙相組織(如圖3-3所示,不生成化合物相。

10、 圖3_4TC4與L5摩擦焊接頭鋁側的微觀組織(箭頭所指為焊縫所在方向(a動態(tài)再結晶區(qū)(b部分動態(tài)再結晶區(qū)(c母材Fig.3-4Microstructures ofAluminum in the friction weldedjoint ofTC4and L5alloy(aDynamic recrystallization zone(DRZ(bPartial dynamic recrystallization zone(cBase metal(the welding line is marked by an arrow 齲北工業(yè)大學碩士學位論文洼;0點左測為TC4鑲合金,0點右側為”純鋁圖3撕

11、TC4鈦合金與L5純鋁摩擦焊接頭的維氏硬度沿軸向的分布曲線Fig。3缶MicrohardnessdistributionoffrictionweldedjointbetweenTC4alloyandL5Aluminum 出,經過焊廂熱處理的焊接接頭硬度使均高于焊態(tài)下的硬度值,尤其是在鈦會金側。由于焊后去應力回火熱嬤理過程中,焊合區(qū)TC4鈦合金側介穩(wěn)13相逐步分解為彌散的q十B相,從而進一步加強了摩擦焊合區(qū)鈦會金側的時效強化效果,致使焊合區(qū)TC4鈦含金側的硬度值大幅度提高。摩擦焊接接頭拉伸試驗結果表明:在本 研究所設定的摩擦焊接規(guī)范和熱處理規(guī)范下,TC4鈦合金/L5純Al摩擦焊接頭的拉伸試驗均斷

12、予鋁側母糍,其平均拉伸強度為82.17MP鑫,超過鋁金屬圖3-7Ti合金/純Al摩擦焊接頭拉伸試樣宏觀形貌母材的抗拉強度(80Fig3-7Macrostruelureoffrictionweldingjointof Tialloy andpure IOOMPa。拉伸試樣宏aluminu”after tenSile test觀形貌如圖37所示。匿、日口蕞 硒北工業(yè)大學碩士學位論文的飛邊卷曲度較大,而鈦側幾乎無飛邊。在接頭上TC4鈦合金和LDl0鋁合金的界面清晰可見,在鋁舍金側焊接流線隱約可見。由于焊接界面上摩擦副問相互的粘著、剪切與攪拌作用,其烊縫界面晶凹不平。 圖4-1TC4鈦臺金和LDl0鋁

13、合金摩擦焊接頭宏觀照片Fig.4ll Macrostructuxe offriction weldingjoim between TC4and LDl0alloy由于異轉材料摩擦焊時,高速摩擦塑性變形層主要產生在高溫強度較低的材料一側,因此TC4鈦合金和LDIO鋁合金的摩擦焊接時鈦合金一側在焊接過程中的變形程度小,近縫區(qū)組織特征是與焊縫成垂纛的纖維狀流線,幾乎無動態(tài)再結晶鼎粒,其組織特征與母材相比變化不大,焊接接頭焊合區(qū)的變形與動態(tài)蔣結晶主簧發(fā)生在LDl0鋁合金側。圖4-2為TC4鈦合金和LDl0鍋臺金摩擦焊接頭鋁合金側姓微組織。對于LDl0鋁合金來說,其扭轉塑變區(qū)對瘦動態(tài)再結晶區(qū),擠壓塑交囂

14、對斑局部動態(tài)再結晶區(qū)。LDl0鋁合金母材試沿軋制流線分布的細長晶粒和少最的第二相,黑色的雜痍也沿軋裁方向分布在晶界上(圖4-2e;麗在焊接接頭動態(tài)再結器區(qū)豹晶粒則非常細小(圖4-2a,局部動態(tài)再結晶區(qū)晶粒相對粗大一烘,且非等軸狀(圖4-2b。這表驤在焊接過程中,上述囂個區(qū)的動態(tài)露結晶條偉(即變形程度、變形溫度和變形速率等都有較大的纛異,動態(tài)再結晶區(qū)發(fā)生了劇烈的變形一動態(tài)蒜結鑫一變形魏孝螽巧過程。翔匿4,2掰示,爆態(tài)下TC4鈦合金嗣LDl0鋁舍金摩擦焊接頭鋁合金側動態(tài)再結晶區(qū)的組織細化的c【相與彌散分布的雜質相。局部再結晶區(qū)的組織與動態(tài)再結磊送基本褶固,但赫粒尺寸較大且不均勻,在近母材區(qū)逐有個別

15、較粗大的變形晶粒。第四章電磁場對TC4鈦合金與LDl0鋁合金摩擦焊縫金屬組織與性能的影響 圖4-2TC4與LDl0摩擦焊接頭鋁臺盎側顯徽緞織(8動態(tài)洱結晶送(b部分動態(tài)露結晶區(qū)(c母材Fig.4-2Micmstructures ofLDl0Aluminum ofthe friction weldedjoint between TC4and LDl0 ahoy(aDynamic recrystallization zone象z;(磅Partial dynamic rscrystallization zone;(cBase metal圖4.3為有、無電磁場作用時,采用相間的摩擦焊接規(guī)范參數得到的T

16、C4每LDIO摩擦焊接頭鋁合金側豹顯微縫織。其牛超纓的等辜由晶粒處于焊會區(qū)位置,緊挨著是處于HFZ區(qū)內的動態(tài)再結晶區(qū)。由于摩擦焊接過程中,焊合區(qū)的變形程度與變形速度均遠高于HFZ豹動態(tài)再緒磊送,瓚以在焊合區(qū)蠹豹鶼粒尺寸要43西北工業(yè)大學碩士學位論文比動態(tài)再結晶區(qū)(HFZ內的,l、。從圖還可以看出,摩擦麴熱階段麓加電磁場作翊使TC4鈦合金和LDl0錨合眾摩擦焊接頭鋁合金傭焊臺區(qū)金屬的動態(tài)再結醅(包括焊合區(qū)的寬度交大,輟性變形區(qū)的寬度也增加,HFZ顯微組織過渡更均勻。 圖4.3電磁場對TC4與LDl0摩擦焊接頭錯臺盤側塑性變形區(qū)的影響(aI=600A,Tt-2s,Tr=0s(bI=0A,Tl=0s,T2=0sFig.43Influence ofthe electromagnetic field on the plastic deformation zone ofLDl0aluminumin friction weldingjoint ofTC4and LDl0alloy(aI=600A,Tl=2s,T2=0sI-0A,TI。