轴肩作用下的金属流动过程分析

轴肩作用下的金属流动过程分析孙宏宇1， 周 琦1， 朱 军2， 彭 勇1， 王克鸿1(1. 南京理工大学 材料科学与工程学院，南京　210094；2. 南京工程学院 材料工程学院，南京　211167)摘 要： 采用阳极氧化的方法在待焊试板表面制备标记氧化膜作为标记材料，研究搅拌摩擦焊轴肩作用下的金属流动行为. 结果表明，标记氧化膜在焊缝中连续分布，从焊缝截面观察整体呈“C ”形. 流动过程分析表明标记氧化膜处于轴肩前部时，金属向焊缝后退侧的外侧流动；标记氧化膜处于轴肩后部时，金属向焊缝中心流动，此外由于竖直方向上的速度差异使得标记氧化膜最终呈“C ”形. 从标记氧化膜的分布位置来看，轴肩作用下的金属有从前进侧向后退侧迁移的趋势，金属迁移数量取决于所选择的焊接参数.关键词： 搅拌摩擦焊；标记氧化膜；金属流动中图分类号：TG 406 文献标识码：A doi ：10.12073/j .hjxb .20194000270 序 言搅拌摩擦焊是在搅拌头的作用下促使材料流动，最终形成可靠接头的焊接过程，因此材料流动行为的研究一直是重点关注的问题. 搅拌摩擦焊过程的不可视为研究金属流动带来了挑战，目前国内外学者对金属流动性的试验研究主要采用元素标记法，通过嵌入可追踪元素来分析焊缝中金属的流动行为. 王希靖等人[1]将铁粉放置在不同位置，研究不同深度水平的金属流动情况，结果发现前进侧金属与焊接方向相反向后流动，后退侧金属向后流动，且有部分进入前进侧. 李继忠等人[2]将异种铝合金交替排列，利用异种铝合金之间的腐蚀性能差异研究焊接过程中材料的变形和流动行为，结果表明材料在前进侧的流动剧烈且混合均匀，而在后退侧材料流动较弱. Li 等人[3]在7075-T651铝合金对接接头界面处添加0.1 mm 的青铜金属薄膜作为标记材料来研究金属的流动行为，结果发现金属沿厚度方向的流动行为存在差异，流动花样呈周期变化. Lorrain 等人[4]在7020 铝合金中嵌入0.2 mm 铜箔研究无螺纹搅拌针焊接薄板时金属的流动行为，结果发现材料主要集中在前进侧上部位置以及后退侧的下部位置.对于材料流动的研究通常都是采用传统搅拌摩擦焊方式，即在轴肩和搅拌针共同作用来研究[5-7]，但轴肩和搅拌针对金属流动的作用机理不同，这就给材料流动规律的研究带来了困难. 同时采用标记材料研究金属流动性时，所选用的材料多为外加材料或利用异种金属的腐蚀性能差异进行研究，无论哪种情况均会对原有金属流动产生影响，进而影响结果的准确性.为降低研究的复杂性，文中只研究轴肩作用下的金属流动行为，同时为降低标记材料对原有金属流动性的影响，通过阳极氧化的方式在试样表面生成标记氧化膜作为标记材料，以此研究轴肩作用下的金属流动行为.1 试验方法试验选取0.5 mm 的6061薄板铝合金作为试验材料，尺寸规格为100 mm × 50 mm ，材料化学成分如表1所示.为消除标记材料对焊接过程中金属流动过程的影响，选用材料表面氧化膜作为标记材料. 自然形成的氧化膜较薄，且致密性差，因此通过阳极氧化的方法在材料表面生成标记氧化膜.首先使用无水乙醇清洗材料表面油污，利用氢氧化钠溶液除去材料表面自然氧化膜，清水冲洗去除残留氢氧化钠；将处理过的试板置于氧化装置的阳极，电解质溶液为160 g/L 的硫酸溶液，采用直流12 V 电源，氧化时间40 min ，最后获得具有人工氧化膜的待焊试板.为分析轴肩的作用效果，试验过程中采用轴肩直径为16 mm 的无针搅拌头做为焊接工具. 试验收稿日期：2017 − 06 − 14第 40 卷 第 1 期2019 年 1 月焊 接 学 报TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTIONVol .40(1):137 − 140January 2019分两部分进行：首先进行急停试验，焊接参数为焊接速度150 mm/min，转速1 000 r/min，观察轴肩下不同位置金属的流动特征；其次在转速为1 000 r/min 不变的情况下，研究在50，150，300 mm/min不同焊接速度下金属的流动特征.2 结果与分析2.1 急停试验通过急停试验研究轴肩下部金属在焊接过程中的流动特征，图1所示为急停试验获得的轴肩下部金属形貌，焊接过程中轴肩对搅拌区金属产生切向力作用，图1的区域Ⅰ和区域Ⅱ中轴肩对下部金属在垂直于焊接方向的切向分力的方向相反，因此在(a)和(b)处分别截取金相试样，观察金属的流动变化.(a)(b)III图 1 急停试验观察位置示意图Fig. 1 Schematic of observation place in crash stop test 传统搅拌摩擦焊过程由于氧化膜的存在，焊缝内会出现“S”线[8]特征，连续完整的“S”线能够反映出焊缝内金属的流动特征[9]，试验中通过阳极氧化获得人工氧化膜作为研究轴肩作用下焊缝区内金属流动规律的标记材料.图2所示为区域Ⅰ和区域Ⅱ标记氧化膜的流动情况，区域Ⅰ中标记氧化膜呈倾斜直线，底部存在未结合区域，如图2a所示.此时界面处的标记氧化膜向后退侧的外侧流动，标记氧化膜自上表面向下表面的流动速度逐渐递减，标记氧化膜底部与垫板接触位置仍位于焊缝中心处，说明此处氧化膜未发生流动.区域Ⅱ标记氧化膜呈“C”形，根据Heurtier等人[10]建立的搅拌摩擦焊运动学模型将轴肩下部的影响区域称为“流臂区”，该区域材料主要受轴肩直接作用以及轴肩引起的流场作用的影响，因此将焊缝区分为轴肩作用区域以及轴肩影响区域，如图2b所示，标记氧化膜流线的流动方向相对图2a 中的流动方向发生了改变，此时轴肩影响区的标记氧化膜的流线出现拐点，处于区域Ⅱ中的标记氧化膜受力方向相对于区域Ⅰ发生了改变, 此外标记氧化膜与垫板接触位置仍处于焊缝中心，没有发生流动.500 μm(a) 区域Ⅰ氧化膜流线未结合区域500 μm(b) 区域Ⅱ拐点轴肩影响区轴肩作用区图 2 轴肩下部氧化膜的流动变化Fig. 2 Flow of marked oxide film under the shoulder 2.2 流动过程分析为深入了解轴肩作用下的金属流动规律，对焊接过程中的金属流动过程进行分析.根据急停试验图2观察到的结果，并结合已有文献的结论将轴肩作用下的焊缝区间分成轴肩作用区以及轴肩影响区，如图3a所示.轴肩作用区是金属直接与轴肩接触位置，轴肩直接对金属产生剪切力带动金属流动，除直接作用外，轴肩还会带动下部金属流动从而形成流场，在流场作用下未与轴肩直接接触的金属也会发生流动，即形成轴肩影响区，从整体来看轴肩影响区为整个焊缝的主要区间，因此主要分析轴肩影响区内的金属流动过程.轴肩影响区轴肩作用区图 3 轴肩作用下的焊缝区间划分Fig. 3 Partitions of weld under the action of shoulder 图2a，2b中能够观察到标记氧化膜下部与垫板接触位置始终处于焊缝中心，没有发生流动，因此可以认定标记氧化膜底部的流动速度为零.通常情况表 1 6061铝合金化学成分(质量分数，%)Table 1 Chemical composition of 6061 aluminiun alloyAl Si Cu Fe Mg99.930.200.050.250.05138焊 接 学 报第 40 卷下越接近轴肩位置的标记氧化膜的流动速度越快，整个竖直方向上标记氧化膜的流动速度从上至下逐渐减小，最底部时速度为零，因此得到轴肩影响区内竖直方向上标记氧化膜的速度分布如图4所示.v图 4 竖直方向上的速度变化Fig. 4 Velocity change in vertical direction根据标记氧化膜在竖直方向的速度分布特点，选取标记氧化膜的微小单元作为分析对象，研究标记氧化膜在区域Ⅰ和区域Ⅱ流动特征.轴肩影响区内金属的流动是在轴肩剪切力作用下引起的流场内发生的，因此轴肩影响区内金属的速度方向与轴肩剪切力方向成正相关.轴肩与直接接触的金属之间同时存在滑动摩擦与黏着摩擦，金属的流动速率要小于该处轴肩的线速度，所以标记氧化膜无法保证与轴肩的相对位置不变，而只能在轴肩内部流动，形成如图4所示的流动轨迹.当标记氧化膜微元位于区域Ⅰ中，速度方向与该位置的剪切力方向重合，将速度分解得到图5a，此时沿x方向的速度v x–Ⅰ为正，说明在区域Ⅰ中标记氧化膜在垂直于焊接方向上是向外侧流动，该分析结果与图2a现象符合.根据速度的方向变化可知随轴肩的移动，氧化膜速度与y方向的夹角减小，因此速度v在x方向的分速度v x–Ⅰ不断减小，标记氧化膜向焊缝外侧的流动能力在减弱直至停止.同理，当标记氧化膜微元位于区域Ⅱ中时，沿x方向的速度v x–Ⅱ为负，如图5b所示，此时标记氧化膜微元向焊缝中心移动.根据图4知标记氧化膜在竖直方向的速度分布特征，上部标记氧化膜的流动速度快，当上部标记氧化膜距焊缝中心的距离小于下部标记氧化膜距离焊缝中的距离时，标记氧化膜在竖直方向上就会出现拐点，即出现如图2b所示现象，并且随着轴肩的移动，该拐点逐渐下移.此外，试验过程中仅考虑轴肩作用下的金属流动，轴肩作用下影响的流动金属深度是有限的，因此在相同焊接参数下拐点的位置也会随板厚的变化而发生改变.旋转方向焊接方向xyvx –Ⅰvyv标记氧化膜旋转方向xyvx –Ⅱvyv焊接方向标记氧化膜(a) 区域Ⅰ内的流动(b) 区域Ⅱ内的流动图 5 流动轨迹Fig. 5 Flow track2.3 焊接速度对金属流动的影响搅拌摩擦焊过程中焊接参数对金属的流动具有很大影响，为研究不同焊接速度下轴肩对金属流动的影响，采用固定转速为1 000 r/min，焊接速度分别为50，150，300 mm/min时，获得如图6所示的接头宏观形貌，焊缝成形良好，内部无明显宏观缺陷存在.在焊接速度为300和150 mm/min时观察到了标记氧化膜的存在，焊接速度为50 mm/min时未发现标记氧化膜的痕迹.对接头焊缝中心区域标记氧化膜的位置放大，结果如图7所示，根据前面分析的结果来看标记氧化膜流线由两部分组成，轴肩作用区的标记氧化膜基本与上表面平行，轴肩影响区的标记氧化膜呈“C”形，分布在靠焊缝中心的后退侧.对比标记氧化膜的分布特点可以发现焊接速度为150 mm/min时，标记氧化膜的延展范围更大，标记氧化膜的分布范围能够反映出金属流动性能，因此可以说明焊接速度降低时轴肩对金属的流动促进作用增强.接头中标记氧化膜呈连续分布，表明此时两侧金属未发生混合，因此标记氧化膜的分布位置就反映了焊缝中金属的流动方向，根据观察可知标记氧化膜整体均处于焊缝中心的后退侧位置，说明在轴肩的作用下焊缝金属有向后退侧流动的趋势，而金属流动的多少主要取决于所选焊接参数.焊接速度为50 mm/min时没有发现第 1 期孙宏宇，等：轴肩作用下的金属流动过程分析139标记氧化膜完整流线的存在，此时标记氧化膜被破坏，两侧金属之间发生了混合. 这表明随着焊接速度的降低，轴肩对焊缝金属的作用增强，当作用达到一定程度时能够打破限制，使两侧金属发生混合.(c) 1 000 r/min, 50 mm/min1 mm标记氧化膜(b) 1 000 r/min, 150 mm/min1 mm标记氧化膜(a) 1 000 r/min, 300 mm/min1 mm图 6 焊缝宏观形貌Fig. 6 Weld macroscopic appearance后退侧焊缝中心200 μm(a) 1 000 r/min, 300 mm/min 后退侧焊缝中心200 μm(b) 1 000 r/min, 150 mm/min 被破坏标记氧化膜200 μm(c) 1 000 r/min, 50 mm/min图 7 标记氧化膜的流动Fig. 7 Flow of marked oxide film3 结 论(1) 通过阳极氧化的方法在待焊试板表面形成标记氧化膜做为研究金属流动的标记材料，在轴肩的作用下标记氧化膜发生流动变形，标记氧化膜整体呈“C ”形，其分布范围受焊接参数的影响.(2) 流动过程的分析结果表明标记氧化膜处于轴肩的不同位置时其流动方向存在差异，当标记氧化膜处于轴肩前部时，氧化膜向后退侧的外侧流动；当标记氧化膜处于轴肩后部时，氧化膜向焊缝中心流动，而竖直方向上流速的差异最终导致标记氧化膜“C ”形结构的出现.(3) 轴肩作用下焊缝区金属有从后退侧向前进侧迁移的趋势，金属迁移的数量取决于所选择的焊接参数，随着焊接速度的降低金属迁移数量增加，当焊接速度足够低时，轴肩作用下的金属能够打破限制，实现两侧金属的混合.参考文献：王希靖, 韩晓辉, 李常锋, 等. 厚铝合金板搅拌摩擦焊塑性金属不同深度的水平流动状况[J]. 中国有色金属学报, 2005(2):198 − 204.Wang Xijing, Han Xiaohui, Li Changfeng, et al . Horizontal flow status of plastic metal in different depth during friction stir weld-ing for thick aluminum alloy[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2005(2): 198 − 204.[1]李继忠, 马正斌, 董春林, 等. 异种铝合金搅拌摩擦焊材料流动行为研究[J]. 材料工程, 2014(6): 1 − 4, 10.Li Jizhong, Ma Zhengbin, Dong Chunlin, et al . Material flowing behaviors of friction stir welding by dissimilar aluminum alloys[J]. Journal of Materials Engineering, 2014(6): 1 − 4, 10.[2]Li W, Li J, Zhang Z, et al . Metal flow during friction stir weldingof 7075-t651 aluminum alloy[J]. Experimental Mechanics, 2013,[3]53(9): 1573 − 1582.Lorrain O, Favier V, Zahrouni H, et al . Understanding the materi-al flow path of friction stir welding process using unthreaded tools[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2010, 210(4): 603 − 609.[4]游国强, 谭　霞, 赵　旭, 等. 搅拌摩擦焊材料塑性流动可视化研究现状[J]. 兵器材料科学与工程, 2014(02): 111 − 116.You Guoqiang, Tan Xia, Zhao Xu, et al . Research propress of plastic flow visualization technique of friction stir welding[J].Ordnance Material Science and Engineering, 2014(02): 111 − 116.[5]张利国, 姬书得, 姜秀萍, 等. 焊接工艺参数对2024铝合金搅拌摩擦焊过程中材料塑性流动行为的影响[J]. 热加工工艺,2012(11): 152 − 154.Zhang Liguo, Ji Shude, Jiang Xiuping, et al . Effect of welding parameters on plastic flow behavior of 2024 aluminum alloy dur-ing friction stir welding[J]. Hot Working Technology, 2012(11):152 − 154.[6]于勇征, 罗　宇, 栾国红, 等. 铝合金LD10-LF6搅拌摩擦焊的金属塑性流动[J]. 焊接学报, 2004, 25(6): 115 − 118.Yu Yongzheng, Luo Yu, Luan Guohong, et al . Metal plastic flow in friction stir welding of aluminum alloy LD10-LF6[J]. Transac-tions of the China Welding Institution, 2004, 25(6): 115 − 118.[7]刘会杰, 潘　庆, 孔庆伟, 等. 搅拌摩擦焊焊接缺陷的研究[J].焊接, 2007(2): 17 − 21, 61.Liu Huijie, Pan Qing, Kong Qingwei, et al . Research on welding defects in friction stir welding[J]. Welding & Joining, 2007(2): 17 −21, 61.[8]Colegrove P A, Shercliff H R. Two-dimensional CFD modellingof flow round profiled FSW tooling[J]. Science and Technology of Welding and Joining, 2004, 9(6): 483 − 492.[9]Heurtier P, Jones M, Desrayaud C, et al . Mechanical and thermalmodelling of friction stir welding[J]. Journal of Materials Pro-cessing Technology, 2006, 171(3): 348 − 357.[10]第一作者简介：孙宏宇，男，1991年出生，博士研究生. 主要从事搅拌摩擦焊方面的研究. 发表论文4篇. Email:252294666@qq .com通信作者简介：周　琦，男，教授. Email: cheezhou@njust .edu .cn140焊 接 学 报第 40 卷prediction method for the critical stress of heat affected zone crack initiation of welded joints is established by using the "tri-material" assumption model of mismatched welded joints. Based on the finite element analysis of ABAQUS software, the crack initiation in the heat affected zone of welded joint is studied. Results indicated that over-matching weld promoted the HAZ crack initiation in mismatched welded joints. HAZ strength softening promoted the HAZ crack initiation in mismatched welded joints. When M W<1, M H<1, with the increase of heat affected zone width, it promoted the HAZ crack initiation, M H>1, with the decrease of heat affected zone width, it promoted the HAZ crack initiation. When M W>1, whether HAZ strength softening or hardening, with the increase of heat affected zone width, they promoted the HAZ crack initiation.Key words: strength mismatch；heat affected zone；failure assessment diagram；critical stressStudy on CO2 corrosion behavior of 5Cr steel fusion welded joint based on electrochemical method LIU Fang1，ZHOU Guangtao1,2,3， WU Shikai2， SU Liji1， CHEN Meifeng1 (1. College of Mechanical Engineering and Automation, Huaqiao University, Xiamen 361021, China；2. Beijing Engineering Researching Center of Laser Technology, Beijing 100124, China；3. State Key Laboratory of Advanced Welding and Joining, Harbin Institute of Technology, Harbin 150001, China). pp 131-136Abstract:In order to obtain the dynamic corrosion characteristics of 5Cr steel welded joints for fusion welding, the CO2corrosion resistance behavior of these joints was studied by using electrochemical method based on electrode potential. The corrosion model based upon polarization curve was established and the corrosion resistance of welded joints with different fillers was studied. It was found that under the accelerated corrosion conditions of temperature 40 °C and CO2 partial pressure 10 atm, the corrosion potential of low-chromium welding wire was the most positive and the corrosion rate was the least. For high-chromium and non-chromium welding wire, corrosion potential was the more positive and the most negative, respectively. Then corrosion rate of non-chromium fillers was the highest. Compared with weight-loss method which only shows mass change before and after corrosion, the electrochemical method is concerned with the dynamic corrosion rate at any time of the corrosion cycle. The corrosion rate based on the electrochemical corrosion model showed good agreement with the results of the weight-loss method. The correctness of the electrochemical corrosion model is validated. The results showed that 5Cr steel welded joint with the match of suitable low chromium welding wire could have stronger CO2 corrosion resistance.Key words: 5Cr steel；electrochemical corrosion；po-larization curve；self corrosion potential；corrosion resistance of welded jointAnalysis on the process of metal flow under the shoulderSUN Hongyu1， ZHOU Qi1， ZHU Jun2， PENG Yong1，WANG Kehong1 (1. School Materials Science and Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, China；2. Nanjing Institute of Technology,Nanjing 211167, China). pp 137-140Abstract: The oxidation film as marking material was prepared and marked on the surface of test panel to be welded with the method of anodic oxidation, to research the metal flow behavior of friction stir welding under the action of shaft shoulder. The results showed that the marked oxidation film distributed continuously in welding line, which presents“C”shape as a whole. The analysis on flowing process showed that when the marked oxidation film was in the forepart of shaft shoulder, the metal flowed towards lateral of retreating side of welding line; when it was in the rear of shaft shoulder, the metal flowed towards the center of welding line. In addition, the oxidation film presented“C” shape finally due to the velocity contrast on the vertical direction. From distributed localization of oxidation film, the metal under the action of shaft shoulder migrated from advancing side to retreating side, the migration amount of metal depended on the selected welding parameters.Key words: friction stirring welding；marked oxida-tion film；metal flowMicrostructures and microhardness of TA1/Q235B joints welded by TIG with Cu-based flux-cored wire LUO Hailong1， ZHANG Ming1， MU Erlong1， WANG Xiaowei1，DING Xu2 (1. School of Materials Science and Engineering, Xi’an University of Technology, Xi’an 710048, China；2. School of Materials Science and Engineering, Xi’an Aeron-autical University, Xi’an 710077, China). pp 141-146Abstract:TA1/Q235B dissimilar butt and lap joints were obtained by tungsten inert gas (TIG) welding method with Cu-Cr-Co-Ni flux-cored wires. The microstructures of the joints were characterized by SEM, EDS and XRD. Microhardness tests were conducted to reveal the hardness distribution of the joints. The results showed that butt and lap welded joints were obtained without defects. Similar microstructures were observed in these two welded joints. Microstructure near TA1 interface consisted of β-Ti solid solution, FeTi and CuTi2 compounds, and microstructure near Q235B consisted of Fe and Cu solid solution and Fe2Ti compounds.The butt weld was composed of Cu solid solution, CuTi, Fe2Ti, Cu4Ti, τ2and τ3compounds. While in the lap joints, the weld was composed of Cu solid solution, τ2and Cu4Ti compounds. The average hardness of the butt joint was 449 HV0.1, while that of the lap joint was 335 HV0.1.Key words: titanium-steel welding；Cu-based flux cored wire；TIG welding；solid solution；intermetallics Numerical simulation of stress determination coefficients for indentation strain-gage method CHEN Jing， KAN Ying， JIANG Yunlu， CHEN Huaining (Key Laboratory of Nuclear Materials and Safety Assessment, Institute of Metal Research, CAS, Shenyang 110016, China). pp 147-150 Abstract:Indentation strain-gage method is one of basically non-destructive stress determination methods, which is independent of metallic material physic properties. Currently, to obtain stress determination coefficients is the biggest problem. The material dynamic characteristics were analyzed, a precise indentation load was determined based on conventional tensile curve and the experimental strain2019, Vol. 40, No. 1TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION VII。