鉛合金熔滴沖擊45鋼冷基板與45鋼表面熔池的對比試驗(yàn)

張永恒，杜軍，王勇超，魏正英

(西安交通大學(xué)，機(jī)械制造系統(tǒng)工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安 710049)

0 前言

鋼具有強(qiáng)度高、成本低,且易于成形等優(yōu)點(diǎn)；鉛合金具有密度高、電化學(xué)性能穩(wěn)定、射線屏蔽性好等特點(diǎn)。鋼/鉛雙金屬結(jié)構(gòu)可以充分結(jié)合2種金屬的優(yōu)點(diǎn)，具有質(zhì)量輕、強(qiáng)度高、射線屏蔽性好以及力學(xué)性能好等優(yōu)點(diǎn)，在核工業(yè)、電化學(xué)等各個領(lǐng)域具有重要應(yīng)用前景。

目前鋼/鉛雙金屬結(jié)構(gòu)的成形方法主要為粘接，楊強(qiáng)等人[1-2]研究了E-51環(huán)氧樹脂鋼-鉛-鋼粘接件的粘接強(qiáng)度和粘接可靠性，試樣的平均粘接強(qiáng)度從4.2 MPa提高到10.9 MPa。李建文等人[3-5]利用多種方法對鋼/鉛粘接結(jié)構(gòu)進(jìn)行了脫粘缺陷檢測，以上方法均能較好地檢測和評價其粘接質(zhì)量。孫朝明等人[6]采用有限元模擬技術(shù)對超聲脈沖反射法檢測粘接缺陷的工藝參數(shù)進(jìn)行了計(jì)算分析，鋼層一次與二次回波間的粘接層回波信號幅值可定量反映脫粘大小。李建文等人[7]采用模擬仿真分析的方法實(shí)現(xiàn)了鉛-鋼-鉛復(fù)合結(jié)構(gòu)板材的內(nèi)部質(zhì)量無損檢測，檢測結(jié)果與缺陷形狀的一致性非常好。江暉等人[8]運(yùn)用ANSYS Workbench對鋼-鉛-環(huán)氧樹脂粘接結(jié)構(gòu)進(jìn)行了膠層應(yīng)力分析，表明該種粘接結(jié)構(gòu)可靠性差。夏嘉斌等人[9]研究了鋼/鉛粘接結(jié)構(gòu)脫粘缺陷的激光超聲檢測問題，表明激光超聲方法可以實(shí)現(xiàn)兩層鋼/鉛粘接結(jié)構(gòu)脫粘的成像檢測。孫凱華等人[10]依據(jù)彈簧模型和等效彈性模量模型來表征鋼-環(huán)氧樹脂-鉛粘接結(jié)構(gòu)的粘接強(qiáng)度，表明此方法的確能夠敏感表征粘接結(jié)構(gòu)的粘接強(qiáng)度。然而鋼/鉛粘接結(jié)構(gòu)在實(shí)際使用或存儲過程中存在粘接層局部易老化脫落、長期穩(wěn)定性差、環(huán)境適應(yīng)性差等問題。此外45鋼與鉛合金液-液互溶時會發(fā)生化學(xué)反應(yīng)并生成脆性金屬間化合物，金屬間化合物的厚度會顯著影響鋼/鉛雙金屬結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能，邢中樞[11]采用評述試驗(yàn)數(shù)據(jù)和熱力學(xué)處理的方法繪制了Fe-Pb相圖。因此亟需開發(fā)一種新型工藝方法實(shí)現(xiàn)鋼/鉛雙金屬結(jié)構(gòu)的直接冶金復(fù)合。金屬增材制造技術(shù)為雙金屬結(jié)構(gòu)的一體化成形提供了新的途徑，根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)報道，目前用于雙金屬結(jié)構(gòu)增材制造的工藝主要包括電弧增材制造(WAAM)[12-13]、電子束增材制造(EBM)[14]和激光定向能量沉積(DED)[15-16]等。上述研究主要針對物理化學(xué)性質(zhì)差異較小的雙金屬材料，對理化性質(zhì)差異巨大的鋼/鉛雙金屬結(jié)構(gòu)增材制造目前未見報道。由于文中鉛合金材料為鑄錠，無絲材和粉末，因此無法利用上述技術(shù)實(shí)現(xiàn)鋼/鉛雙金屬結(jié)構(gòu)增材制造。

針對特殊裝備中某關(guān)鍵部件45鋼/鉛合金(ZPbSb10Sn2)雙金屬結(jié)構(gòu)，提出了一種熔滴沉積與變極性TIG電弧相結(jié)合的工藝方法，成形鋼/鉛雙金屬結(jié)構(gòu)。為了證明TIG電弧在鋼/鉛異種金屬復(fù)合結(jié)構(gòu)成形中的必要性，重點(diǎn)研究了單顆熔滴撞擊基板和熔池的物理過程，探討了熔滴沖擊速度、溫度對最大鋪展因子的影響，其次分析了鋼/鉛雙金屬結(jié)構(gòu)的宏觀形貌、界面層金屬間化合物的種類和厚度、界面微觀組織及其對構(gòu)件顯微硬度的影響。

1 熔滴沉積復(fù)合TIG電弧增材制造工藝

試驗(yàn)在FroniusMW3000 Job型焊機(jī)、感應(yīng)加熱裝置、三維運(yùn)動平臺等組成的加工系統(tǒng)上進(jìn)行，工藝原理如圖1所示。鋼/鉛雙金屬結(jié)構(gòu)的成形方法為鉛合金原材料表面經(jīng)預(yù)處理(打磨氧化皮、表面雜質(zhì)超聲波清洗等)后放入石墨坩堝中，通過感應(yīng)加熱的方式將其熔化，鉛合金溶液在壓電陶瓷脈沖激振作用下經(jīng)噴頭噴出，形成穩(wěn)定、可控和連續(xù)的熔滴；45鋼基板表面在TIG電弧作用下形成局部淺層熔池，鉛合金熔滴同步落入45鋼熔池，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)2種金屬之間的瞬時液相結(jié)合，同時計(jì)算機(jī)控制三維運(yùn)動平臺按照模型的成形軌跡帶動45鋼基板運(yùn)動，以保證鉛合金熔滴快速且準(zhǔn)確地沉積在45鋼基板的預(yù)定位置，待冷卻凝固后即可實(shí)現(xiàn)鋼/鉛雙金屬結(jié)構(gòu)的冶金結(jié)合[17]。

圖1 熔滴沉積復(fù)合TIG電弧增材制造工藝原理圖

2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)基板為45鋼，尺寸為200 mm×200 mm×8 mm，堆積層材料為錫鉛合金，尺寸為42 mm×32 mm×32 mm，2種材料的化學(xué)成分和物性參數(shù)見表1和表2。試驗(yàn)步驟為：TIG電弧未作用于45鋼基板表面時，鉛合金熔滴經(jīng)噴頭流出滴落在45鋼冷基板表面，熔滴在基板表面潤濕鋪展后瞬間凝固，即為單顆熔滴沖擊基板的物理過程；45鋼基板在TIG電弧作用下形成局部淺層熔池，待熔池穩(wěn)定后，熔滴落入熔池實(shí)現(xiàn)2種金屬之間的瞬時液相結(jié)合，同時關(guān)閉電焊機(jī)，冷卻凝固后即形成鋼/鉛雙金屬試樣，此為單顆熔滴沖擊熔池的物理過程。試驗(yàn)參數(shù)為：電焊機(jī)輸入電流為直流電，電流160 A，鉛合金熔滴均以自由落體方式落在45鋼冷基板和熔池表面，氬氣流量10 L/min。

表1 45鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

表2 鉛合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

對沖擊冷基板后鋪展凝固的熔滴進(jìn)行觀察與分析，利用Nikon MA200倒置金相顯微鏡觀察其表面形貌，并對凝固特性進(jìn)行定量分析，利用OLS4000型激光共聚焦顯微鏡觀察熔滴三維形貌，并沿直徑方向截取凝固熔滴的高度輪廓。其次對雙金屬試樣進(jìn)行金相組織表征和顯微硬度測試，金相試樣尺寸為20 mm×7 mm×7 mm，經(jīng)打磨和拋光后，利用4%的硝酸酒精溶液對金相試樣進(jìn)行腐蝕，腐蝕時間約為10 s。利用SU3500型鎢燈絲掃描電子顯微鏡及配備的牛津能譜分析儀對鋼/鉛雙金屬試樣的宏觀形貌和界面區(qū)元素?cái)U(kuò)散行為進(jìn)行觀察與分析，利用Axio Scope A1型金相顯微鏡對雙金屬試樣進(jìn)行顯微組織觀察與分析；利用Bruker D8 Advance型X射線衍射儀對雙金屬試樣進(jìn)行XRD分析，采用JY/T009-1996轉(zhuǎn)靶多晶體X射線衍射方法通則，常溫線掃，測試電壓為40 kV，電流為40 mA；采用HVS-50Z型顯微硬度計(jì)對所截取的金相試樣從45鋼向鉛合金進(jìn)行顯微硬度測試，45鋼和鉛合金分別取16和10組測試點(diǎn)，靠近界面層的相鄰測試點(diǎn)的間距均為10 μm，界面兩側(cè)均選取5組測試點(diǎn)，遠(yuǎn)離界面層的相鄰測試點(diǎn)的間距均為50 μm；針對硬度值差異較大的45鋼和鉛合金，載荷分別為1.96和0.098 N，保載時間均為10 s。

3 試驗(yàn)結(jié)果與討論

3.1 單顆熔滴沖擊45鋼冷基板

3.1.1熔滴沖擊速度的影響

圖2 不同沖擊速度單顆熔滴凝固形貌

圖3 單顆熔滴橫截面高度輪廓

當(dāng)熔滴溫度為280 ℃時，熔滴最大鋪展因子隨沖擊速度的變化曲線如圖4所示，可以看出最大鋪展因子隨雷諾數(shù)的增加呈明顯非線性增加，這表明沖擊動量會顯著影響熔滴的凝固形態(tài)。在Re=36 000時，最大鋪展因子趨于飽和，進(jìn)一步增加沖擊速度時，熔滴會產(chǎn)生飛濺，因此為獲得更加良好的堆積層形貌，必須準(zhǔn)確合理地調(diào)控熔滴的下落高度。圖5為單顆熔滴沖擊45鋼冷基板的鋪展形貌，可以看出，鉛合金熔滴未與45鋼冷基板完全接觸，在試驗(yàn)過程中將基板緩慢傾斜，隨后觀察到熔滴從基板表面快速滑落。在無電弧作用條件下，鉛合金與45鋼之間無法產(chǎn)生冶金結(jié)合。

圖4 最大鋪展因子隨雷諾數(shù)的變化

圖5 單顆熔滴沖擊冷基板的鋪展形貌

3.1.2熔滴初始溫度的影響

圖6 最大鋪展因子隨斯特凡數(shù)的變化

圖7 不同斯特凡數(shù)的最大鋪展因子隨雷諾數(shù)的變化

3.2 單顆熔滴沖擊45鋼表面熔池

3.2.1成形試樣宏觀形貌

圖8為單顆熔滴沖擊熔池后冷卻凝固的宏觀形貌，試驗(yàn)參數(shù)為：電焊機(jī)輸入電流160 A，熔滴下落高度150 mm，熔滴初始溫度280 ℃。從圖中可以看出，弧焊熔覆金屬中出現(xiàn)了宏觀偏析，鉛合金溶液與熔池并未熔合，由于密度不同，鉛合金溶液堆積在焊道的底部；部分鉛合金堆積在45鋼基板未熔化區(qū)域，這是由于熔滴鋪展寬度大于熔池寬度造成的。界面呈現(xiàn)出不規(guī)則的圓弧狀，且邊緣略微凸起，液膜厚度的差異會導(dǎo)致液滴沖擊液膜的最終結(jié)果有所差別，對于薄液層，液滴沖擊會導(dǎo)致冠部形成和膨脹[22]。由于45鋼在TIG電弧作用下形成的是局部淺層熔池，熔寬和熔深均較小，熔滴沖擊熔池會導(dǎo)致熔池形成冠狀。整體來看，中間區(qū)域的界面層連續(xù)且界面結(jié)合良好，堆積層邊緣區(qū)域存在少量氣孔。氣孔的形成主要有以下兩方面原因：①試驗(yàn)設(shè)備處于開放式環(huán)境中，熔滴與基板之間存在大量空氣，熔滴下落過程中夾帶空氣導(dǎo)致鉛合金堆積層內(nèi)存在少許氣孔；② 45鋼基板表面粗糙度較大，使得熔滴與基板之間存在微小孔隙缺陷。

圖8 單顆熔滴撞擊熔池凝固后的宏觀形貌

3.2.2鋼/鉛界面物相分析

對試樣界面進(jìn)行XRD物相分析，掃描線位置如圖9a所示。依次沿L1，L2和L3直線位置從上到下垂直方向進(jìn)行XRD線掃描，測試結(jié)果如圖9b所示。從X射線衍射圖譜可以看出，L1和L2所在直線位置均含有FeSn2相，L1處還含有少量的FeSb2相。已知L1直線穿過界面反應(yīng)層和45鋼熔合區(qū)，根據(jù)Fe-Sn二元相圖可知，240 ℃以下時，F(xiàn)e和Sn元素可發(fā)生化學(xué)反應(yīng)生成FeSn2初生相；根據(jù)Fe-Sb二元相圖可知，750 ℃以下時Fe和Sb元素可能會發(fā)生化學(xué)反應(yīng)生成FeSb2，結(jié)合XRD物相分析結(jié)果可以得出界面反應(yīng)層內(nèi)的確形成了FeSn2和FeSb22種脆性金屬間化合物。L2和L3直線同樣經(jīng)過界面反應(yīng)層區(qū)域，其中L2直線經(jīng)過45鋼熔池下部熱影響區(qū)，L3經(jīng)過45鋼未熔化區(qū)域；同時可以發(fā)現(xiàn)L2直線位置物相分析結(jié)果中僅含F(xiàn)eSn2相，L3直線位置不含F(xiàn)eSn2和FeSb2相，可推斷溫度對Fe-Sn以及Fe-Sb之間的化學(xué)反應(yīng)有較大的影響。由Arrhenius活化能[23]可知，在溫度變化較大的情況下，原子活化能隨溫度升高而降低，且溫度越高，原子能量越大，擴(kuò)散速度越快，因此化學(xué)反應(yīng)速率更快。界面處不同區(qū)域的受熱情況存在較大差異，熔池中心溫度最高，然后向兩側(cè)逐漸遞減，因此L1直線位置的原子活化能最低，Sn和Sb原子向45鋼一側(cè)擴(kuò)散速率最快，最終形成了FeSn2和FeSb2；同理，L2直線位置僅生成FeSn2，L3直線位置不含F(xiàn)eSn2和FeSb2。

圖9 物相分析結(jié)果

3.2.3界面微觀組織及元素分析

圖10b為鋼/鉛雙金屬試樣界面處OM組織，從圖中可以看出，界面45鋼一側(cè)存在灰色條狀組織，表明2種材料在界面處存在元素重疊區(qū)域，下部45鋼一側(cè)晶粒尺寸整體分布不均，隨著距離界面區(qū)距離的增大，晶粒的尺寸逐漸增大，這是由于隨著距離的增大，退火溫度逐漸降低造成的。為了更清楚地確定界面區(qū)不同部位金屬間化合物層厚的變化規(guī)律，從中間向左側(cè)依次對界面層進(jìn)行EDS線掃描，掃描線位置如圖10a所示，相鄰測試線的間距為1 mm，測試結(jié)果如圖11所示，圖11a，11b，11c測試結(jié)果均位于反應(yīng)潤濕區(qū)，圖11d測試位置位于惰性潤濕區(qū)。可知界面處主要存在Fe，Sn，Pb和Sb 4種元素，且各元素濃度變化較大，45鋼一側(cè)以Fe元素為主；鉛合金一側(cè)以Pb，Sb和Sn為主，并且含有微量的Fe元素。界面層內(nèi)主要成分為Sn和Sb元素的彌散顆粒物，導(dǎo)致界面區(qū)因Pb，Sn和Fe元素濃度差異而形成溶質(zhì)濃度梯度，使得Fe元素朝鉛合金一側(cè)進(jìn)行擴(kuò)散。

圖10 鋼/鉛雙金屬試樣的金相顯微組織

圖11 界面區(qū)不同位置處的元素分布

圖12為界面區(qū)不同位置金屬間化合物層厚的統(tǒng)計(jì)結(jié)果，從圖中可以看出，界面層厚度從中心向兩側(cè)逐漸遞減。由于TIG電弧為局部加熱熱源，其能量分布具有熱源中心能量密度大，外部能量密度小的特點(diǎn)[24]，使得電弧作用的中心區(qū)域最有利于金屬間化合物的生成。上述結(jié)果是由于TIG電弧在不同位置處的能量分布不均造成的。

圖12 不同位置的界面層厚度

3.2.4顯微硬度分析

顯微硬度測試位置如圖13a所示，圖13b為鋼/鉛雙金屬試樣各個區(qū)域的顯微硬度分布?？梢园l(fā)現(xiàn)，45鋼一側(cè)不同區(qū)域的顯微硬度差異較大，經(jīng)過計(jì)算，45鋼一側(cè)平均硬度為343.7 HV，鉛合金一側(cè)平均硬度為24.3 HV。所有曲線均存在硬度值的突變現(xiàn)象，結(jié)合前兩節(jié)的測試結(jié)果，認(rèn)為這是由于Fe和Sn，Sb之間發(fā)生化學(xué)反應(yīng)產(chǎn)生金屬間化合物造成的。

圖13 維氏顯微硬度分布

對硬度變化曲線進(jìn)一步分析，L1直線位置的硬度變化可以分為均勻過渡和逐漸下降兩個階段，表明該直線經(jīng)過熔合區(qū)和熱影響區(qū)，兩區(qū)域的硬度都高于原始母材的硬度，因?yàn)榫Я＜?xì)化會顯著提高硬度，這種變化可以歸因于不均勻的晶粒尺寸和不同的相組成。L2直線所經(jīng)過的熱影響區(qū)范圍較小，且該區(qū)域硬度較低，因?yàn)樵搮^(qū)域遠(yuǎn)離界面層中心，電弧產(chǎn)生的能量密度小，使得該區(qū)域熔合區(qū)和熱影響區(qū)范圍較小，該區(qū)域界面層的金屬間化合物與界面區(qū)中間部位的略有不同，且名義硬度值取決于界面層所有的金屬間化合物，因而硬度值會隨著金屬間化合物種類的不同而有所差異[25]，最終導(dǎo)致硬度低于界面區(qū)中間部位的硬度。L3直線的界面下部鋼側(cè)表面存在較大的硬度突變現(xiàn)象，由EDS線掃描結(jié)果可知，在鉛合金潤濕鋪展過程中Fe元素以溶解擴(kuò)散的形式進(jìn)入鉛合金一側(cè)，分析認(rèn)為可能是由于Fe/Sb或Fe/Sn之間發(fā)生化學(xué)反應(yīng)產(chǎn)生金屬間化合物造成的。

4 結(jié)論

(1)沖擊速度對熔滴沖擊冷基板后的鋪展凝固特性具有重要影響，最大鋪展因子隨沖擊速度的增加呈非線性增加。熔滴溫度較低時，最大鋪展因子的變化幅度較小；溫度較高時，最大鋪展因子隨熔滴溫度的增加而增加；熔滴溫度超過臨界溫度后，最大鋪展因子在凝固的限制下不再繼續(xù)增加。

(2)鋼/鉛雙金屬結(jié)構(gòu)界面處結(jié)合良好，沒有明顯的氣孔、裂紋等冶金缺陷。界面層厚度從中心到邊緣逐漸減小，界面層金屬間化合物主要為FeSb2和FeSn2。

(3)鋼/鉛雙金屬結(jié)構(gòu)界面下部45鋼一側(cè)的顯微硬度差異較大，并且隨著距離界面層中心越來越近，顯微硬度逐漸增大，在靠近中心的鋼側(cè)組織的硬度達(dá)到最大值，最高可以達(dá)到785.3 HV，然后快速減小至鉛合金堆積層的硬度值。45鋼一側(cè)平均硬度為343.7 HV，鉛合金一側(cè)平均硬度為24.3 HV。