鋁鈦金屬板電磁脈沖焊接試驗研究

聶 鵬，侯中志，王哲峰，段茂森

（1.沈陽航空航天大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，遼寧 沈陽 110136；2.沈陽俊吉科技有限責(zé)任公司，遼寧 沈陽 110136）

1 引言

鋁/鈦復(fù)合結(jié)構(gòu)同時兼有鋁合金密度低、經(jīng)濟(jì)性好和鈦合金強(qiáng)度高、耐腐蝕性好等優(yōu)點(diǎn)，能夠同時滿足結(jié)構(gòu)輕量化及降低成本節(jié)約資源的要求。在航空航天、軍事裝備，等方面有廣闊的應(yīng)用前景。但是由于鋁、鈦均是活性金屬，極易被氧化，TC4與3A21熔點(diǎn)相差950℃，3A21的熱導(dǎo)率和膨脹系數(shù)分別是TC4的33倍和3倍，因此鋁/鈦焊接是目前急待解決的難題[1]。目前沒有成熟的工藝可用于現(xiàn)實生產(chǎn)。電磁脈沖焊接技術(shù)屬于冷沖擊焊接類似于爆炸焊接，因其常溫生產(chǎn)殘余應(yīng)力小、操作簡單、能量利用率高、經(jīng)濟(jì)性好等優(yōu)點(diǎn)，得到了學(xué)者們普遍關(guān)注。文獻(xiàn)[2]研究了鋁/鋼管件電磁脈沖焊接的數(shù)值模擬及工藝；文獻(xiàn)[3]研究了電磁脈沖焊接接頭界面波紋形成的機(jī)理；文獻(xiàn)[4]研究了板料電磁成形集磁器工作原理；文獻(xiàn)[5]對電磁成形管件受力及放電回路進(jìn)行了研究。以上學(xué)者的研究表明電磁脈沖焊接技術(shù)可以滿足同種或異種金屬焊接的工藝要求，射流的形成是電磁脈沖焊接成功的必要條件。目前，相關(guān)學(xué)者的研究較少涉及電磁脈沖焊接技術(shù)在板料搭接焊上的應(yīng)用，應(yīng)用電磁脈沖焊機(jī)技術(shù)對鋁/鈦合金板材的搭接焊工藝進(jìn)行設(shè)計、試驗研究并進(jìn)行組織性能檢測分析，對鋁/鈦焊接機(jī)理進(jìn)行研究。

2 試驗原理

2.1 電磁脈沖焊接原理

電磁脈沖焊接以焊接工件形狀和焊接工藝分為兩種，一是利用螺線管線圈實現(xiàn)管件的搭接焊，另一種是利用盤形或矩形線圈，實現(xiàn)板材的搭接焊。對應(yīng)用盤式線圈實現(xiàn)板材搭接焊進(jìn)行研究。電磁脈沖板材搭接焊原理，如圖1所示。焊接時焊接件在強(qiáng)脈沖磁場力作用下與被焊件以一定相對速度和角度發(fā)生撞擊，形成射流，使焊件與被焊件實現(xiàn)金屬焊接[7]。

圖1 電磁脈沖板材搭接焊原理圖Fig．1 Principle Diagram of Electromagnetic Pulse Sheet Lap Welding

2.2 射流形成原理

由于射流的方向與焊件與被焊件的材料和幾何參數(shù)有關(guān)，對于本實驗中鋁/鈦電磁脈沖搭接焊，為簡化計算認(rèn)為射流方向為焊件與被焊件的角平分線上，如圖2所示。焊接角為2α、V2為射流速度。

圖2 焊件碰撞示意圖Fig．2 Diagram of Welding Collision

圖中：a—焊件（3A21）；b—被焊件（TC4）；c—焊接區(qū)；2α—焊接角；V2—射流速度

OC為焊件初始位置，α為半錐角，如圖3所示。焊件在強(qiáng)脈沖電磁沖擊力推動下A點(diǎn)微元以V0速度壓合，當(dāng)A點(diǎn)微元到達(dá)對稱軸上B點(diǎn)時C點(diǎn)微元恰好開始受到焊頭推動力影響，θ為初始位置與運(yùn)動法線方向的夾角稱為方向角。以碰撞點(diǎn)為坐標(biāo)系原點(diǎn)，射流方向為X軸的坐標(biāo)系上，焊件以相對速度V1流向碰撞點(diǎn)，撞擊后分成兩股方向相反的流動，一股為杵體，另一股為射流。在實際的焊接過程中，通常調(diào)整焊件與被焊件的初始角度以及壓合速度兩個工藝參數(shù)達(dá)到形成射流的目的，帶走金屬表面的氧化層，使金屬內(nèi)層金屬裸露，形成干凈的金屬焊接結(jié)合面，進(jìn)而完成焊接[8]。

圖3 撞擊運(yùn)動參數(shù)示意圖Fig．3 Diagram of Impact Motion Parameters

圖中：V0—壓合速度；V1—金屬流動速度；V2—射流速度。

2.3 射流形成的臨界條件

2.3.1 射流形成的上限

一般認(rèn)為，焊件向碰撞點(diǎn)的流動速度不能超過聲音在金屬中的速度Cs，即如果V1＞Cs，則在碰撞點(diǎn)產(chǎn)生沖擊波，焊件撞擊后僅有折射而無翻轉(zhuǎn)，因此無射流產(chǎn)生[8]。因此射流形成的上限是：

因為V1垂直于V0所以V1=V0cotβ＜Cs，上式可以簡化為：

V0＜Cstanβ

2.3.2 射流形成的下限

另外焊件與被焊件材料在發(fā)生碰撞時，碰撞壓力要超過材料的10倍屈服強(qiáng)度時才視為流體狀態(tài)，即射流形成的第二個條件是：

因為β=α+2θ，由此得到射流形成條件下區(qū)間圖V0-α關(guān)系，如圖4所示。只有在區(qū)間B才能形成完整射流；A區(qū)間內(nèi)速度較低不能形成射流；C區(qū)間速度過高角度較小形成間斷射流，D區(qū)間中由于速度過大不再有射流形成[9]。

圖4 射流形成條件下的V0-α關(guān)系Fig．4 Relationship Between V0and α Under the Condition of Jet Formation

3 Maxwell仿真模型建立

3.1 放電參數(shù)的設(shè)定

應(yīng)用Maxwell軟件對放電回路進(jìn)行仿真，參數(shù)設(shè)定，如圖5所示。放電電壓為 7000V、線圈阻值為 5．625×10-3Ω、電容為 82×5=410uF。

圖5 仿真參數(shù)的設(shè)定Fig．5 The Setting of Simulation Parameters

3.2 仿真結(jié)果

仿真結(jié)果，如圖6、圖7所示。放電電流電流、焊頭受到的力隨時間變化。由焊頭受力對時間變化的波形仿真結(jié)果可以得到焊件在 0．1ms時 V0約為（1000～1200）m/s，α 為 10°時，完全落在圖4B區(qū)間內(nèi)，可以形成射流。

圖6 放電電流隨時間變化波形圖Fig．6 Waveform of Discharge Current with Time

圖7 焊頭受力隨時間變化波形圖Fig．7 Welding Stress Changes with Time Waveform

4 試驗設(shè)計

4.1 試件材料

被焊件選用 TC4 鈦合金，幾何尺寸為（45×20×2）mm；焊件選用3A21防銹鋁合金，幾何尺寸為（45×20×1）mm。試件的物理參數(shù)[10]，如表1所示。

表1 試件的物理參數(shù)Tab.1 Physical Parameters of the Specimen

4.2 試驗方法

設(shè)備采用220V交流電源為5個82．0uF并聯(lián)電容充電，放電電壓選擇7000V，焊接角度選擇20°。由于在焊接過程中焊件與被焊件以高速撞擊，隨后兩種材料達(dá)到原子間的結(jié)合，電磁脈沖焊接工藝對材料表面的清潔度有較高的要求，首先將TC4鈦合金用砂紙打磨，測得粗糙度分別為0．12和1．10，再用丙酮除油-無水乙醇清洗-吹干后代用；3A21鋁合金的預(yù)處理方法是用砂紙打磨，粗糙度為0．15，再用丙酮除油-水洗-稀NaOH堿洗-水洗-稀HNO3酸洗-無水乙醇清洗-吹干后代用。分別以試驗一：粗糙度為0．15的3A21與粗糙度為0．12的TC4；試驗二：粗糙度為0．15的3A21與粗糙度為1．10的TC4，分兩組進(jìn)行試驗并檢測。

5 試驗結(jié)果與組織檢測分析

5.1 金相檢測

圖8 TC4鈦合金與3A21鋁合金電磁搭接焊截面金相組織Fig．8 Microstructure of TC4 Titanium Alloy and 3A21 Aluminum Alloy by Electromagnetic Overlap Welding

對TC4鈦合金與3A21鋁合金的電磁脈沖搭接焊橫截面進(jìn)行金相組織觀察分析，試驗一鋁/鈦合金在高倍下焊接界面形態(tài)，如圖8（a）所示。可以看出焊接界面呈現(xiàn)不規(guī)律的波浪形態(tài)，波長波幅均較小。試驗二鋁/鈦合金在高倍下焊接界面形態(tài)，如圖8（b）所示?？梢钥闯鲣X/鈦焊接界面存在不規(guī)律波浪形態(tài)，相比圖8（a）波長較大，波幅相差較小。接合面波浪形態(tài)的形成是由于焊接時形成高速射流，焊件高速撞擊靜止的被焊件，使靠近焊件的部分射流速度高于靠近被焊件一側(cè)的射流速度，層狀射流上下形成速度差，層流發(fā)生轉(zhuǎn)捩，并且高速撞擊時焊件與被焊件視為流體，與射流同時存在速度差形成Kelvin波形式的滾旋流體。由于TC4屈服強(qiáng)度較高，流體還未完全進(jìn)入滾旋形式焊件與被焊件已經(jīng)完成焊接，形成了波幅較小的初期Kelvin波形，因此TC4屈服強(qiáng)度影響波浪形態(tài)的波幅。同一粗糙度的3A21分別與不同粗糙度的TC4焊接，其結(jié)合面波長相差較大，其原因是：TC4的屈服強(qiáng)度遠(yuǎn)大于3A21結(jié)合面波形主要由TC4與射流的速度差形成的Kelvin波的形態(tài)決定。由于TC4微觀表面不平整，對射流形成擾動，粗糙度越大靠近TC4一側(cè)的射流速度越小，速度差也就越小，形成波長較長的Kelvin波形，從而影響波浪形態(tài)的波長。

從焊接截面的金相圖可以看出3A21靠近接合面處有明顯的晶粒細(xì)化現(xiàn)象，其厚度在（10～15）μm，TC4視覺上無細(xì)化現(xiàn)象，但靠近接合面處的晶粒更容易被凱勒試劑腐蝕，其原因是在撞擊擠壓下硬度、強(qiáng)度增加，晶粒錯位纏結(jié)，容易被腐蝕，證明了TC4同樣存在晶粒細(xì)化現(xiàn)象。試驗一鋁/鈦合金搭接焊邊緣在低倍下的界面形態(tài)，如圖9所示。存在未來得及排除的射流侵徹的金屬表面的雜質(zhì)及氧化物，這是因為焊接瞬間停止時，射流也瞬間消失，射流侵徹的金屬表面氧化物及雜質(zhì)無足夠大的慣性沖出狹小的焊縫，滯留在接合面邊緣，這也證明了射流的形成。試驗一電磁脈沖搭接焊截面的顯微硬度分布曲線，鈦合金HV0．2、鋁合金HV0．1均保壓10s，如圖10所示。由圖10可以看出焊接區(qū)存在硬化現(xiàn)象，且TC4橫向硬度曲線可以看出靠近接合面硬化更為明顯，這是由于在高速壓合時焊接結(jié)合面上金屬存在晶粒細(xì)化。同時發(fā)現(xiàn)焊接中線硬度高于基材但明顯低于焊接邊緣硬度，這是由于在焊接中心處只存在高壓使金屬晶粒細(xì)化，但兩側(cè)焊接區(qū)同時存在晶粒間的滑移錯動，晶粒發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形，所以硬化更為明顯。

圖9 TC4鈦合金與3A21鋁合金電磁搭接焊接合面邊緣金相組織Fig．9 Microstructure of TC4 Titanium Alloy and 3A21 Aluminum Alloy by Electromagnetic Overlap Welding Joint Surface

圖10 顯微硬度檢測圖Fig．10 Micro Hardness Test Chart

6 結(jié)論

（1）焊接截面的微觀組織顯示，存在不規(guī)則的波浪形態(tài)，證明實現(xiàn)金屬冶金焊接。（2）從焊接截面的微觀組織可以看出焊接面有明顯的鋁/鈦分界線，無明顯的過渡區(qū)，說明焊接未使3A21鋁合金融化。焊接截面產(chǎn)生不規(guī)律的波浪形態(tài)，這是因為鋁/鈦金屬硬度差異較大，同一粗糙度的TC4鈦合金與不同粗糙度的3A21鋁合金焊接時，形成的焊接面波幅相差不大，波長相差很大，這表明焊接接合面微觀形態(tài)主要由較硬的TC4表面質(zhì)量決定。（3）觀察金相組織發(fā)現(xiàn)靠近接合面處的3A21鋁合金存在晶粒細(xì)，TC4化鈦合金細(xì)化不明顯，但更容易被凱勒試劑腐蝕，說明同樣存在晶粒細(xì)化現(xiàn)象；顯微硬度顯示焊接區(qū)硬度均高于母材，這同樣是晶粒細(xì)化及滑移錯動的結(jié)果。