0 前言铝合金具有比重小、比强度高、耐蚀性好等特点。同时，因其可循环使用、加工性能良好而引起广泛关注。不锈钢是具有强度高、成本低的高品质特殊钢，可广泛应用于航空航天、能源、交通、建筑等众多领域。而铝/钢复合结构结合了两种金属的优势，具有质量轻、强度高的特点，已逐步取代单一的钢结构，从而实现结构轻量化。目前，铝/钢复合结构被广泛应用于交通运输、航空航天等制造领域，如离合器、柴油发动机活塞、涡轮推进器等。 旋转摩擦焊适用于焊接一些轴类、管类等回转体零部件，具有焊接质量好、焊接效率高的突出优势。而传统的熔化焊方法容易产生冶金不相容性，在焊缝处形成大量的金属间化合物，难以实现高品质、高可靠性的连接。然而，由于旋转摩擦焊独特的回转运动导致径向产热的不均匀性，进而引起接头中微观组织与力学性能沿径向分布的不均匀性，成为制约其在关键领域应用的瓶颈之一。目前，铝/钢异质金属旋转摩擦焊的研究引起了广泛关注，已成为焊接领域研究的热点。文中综述了铝/钢异质金属旋转摩擦焊工艺、微观组织与力学性能等方面的国内外研究现状，并讨论了铝/钢异质金属旋转摩擦焊技术未来研究的方向。 2.4 王屋镇各树种的保护级别 王屋镇古树名木一级古树21株，所占比例为22.3%；二级古树48株，所占比例为51.1%；三级古树25株，所占比例为26.6%(表4)。 1 铝/钢旋转摩擦焊工艺旋转摩擦焊(Rotary friction welding, RFW)主要用于焊接回转体与类回转体结构的工件，如图1所示。钢通过旋转卡盘固定在旋转端，铝及其合金通过固定卡盘固定在移动端。在旋转摩擦焊焊接过程中，铝、钢工件通过相对旋转运动产生摩擦热，界面温度迅速升高。Al,Fe等合金元素在热、力耦合的作用下相互扩散，并在界面处发生冶金反应，形成Fe-Al金属间化合物(Intermetallic compound, IMC)，从而实现铝/钢高质量连接。但是，铝合金过量的塑性变形易引起工件较大的轴向缩短量，从而造成材料浪费。因此，通常在铝合金侧添加钢环，有效地抑制了铝合金过量的塑性变形，减少材料浪费。  图1 铝/钢RFW示意图 基于课题组对铝/钢RFW的研究，其接头的形貌如图2a所示。在焊接过程中，接触界面温度较高，铝合金受热软化形成塑性变形层，并在顶锻压力的作用下被挤出形成飞边。而不锈钢的高温屈服强度比铝合金的高温屈服强度高，故不锈钢侧基本无变化。接头金相组织如图2b所示，在铝合金侧包含4个区域：动态再结晶区(DRZ)、热机影响区(TMAZ)、热影响区(HAZ)、母材(BM)。而在不锈钢侧包含两个区域：热影响区(HAZ)、母材(BM)。在旋转摩擦焊过程中，铝/钢界面受到热、力耦合作用，界面温度迅速升高，近界面处的铝合金发生回复与动态再结晶，形成动态再结晶区。在动态再结晶区与热影响区之间存在一个过渡区域即热机影响区，其部分晶粒发生动态再结晶，部分晶粒被拉长与弯曲。铝侧热影响区、钢侧热影响区由于仅受热循环作用，其金相组织并没有明显的变化，与母材组织基本一致。  图2 5052铝合金/304不锈钢RFW接头 由于铝/钢异质金属在RFW过程中受到热、力耦合的作用，界面处产生的冶金反应比较复杂，因此对接头中反应层的研究显得尤为重要。 S. Fukumoto 等人[1]选用最优工艺参数焊接5052铝合金与304不锈钢，采用透射电子显微镜(TEM)在铝/钢接头的反应层中观察到非晶相与Fe2Al5相，如图3a所示。根据试验结果，认为RFW过程中，由于铝合金与不锈钢的机械混合作用，在反应层中产生非晶相。随后，在较高的摩擦热作用下，非晶相作为中间相向Fe2Al5相转变。E. Taban等人[2]也采用TEM在6061铝合金/1018钢惯性摩擦焊接头中检测出250 nm厚的IMCs，其包括FeAl相与Fe2Al5相，如图3b所示。因此，可以认为铝/钢RFW是通过界面处产生少量的IMCs或非晶相实现高质量的连接。 铝/钢RFW界面处IMCs的产生主要受旋转速度、摩擦压力、摩擦时间、顶锻压力等工艺参数的控制。因此，研究工艺参数对接头微观组织与力学性能的影响，从而获得优化的工艺参数，对铝/钢异质金属复合构件的工程化应用具有指导性意义。在RFW过程中，旋转速度与摩擦压力直接影响摩擦扭矩、加热功率与变形速率等，但旋转速度与摩擦压力的选择范围较宽，铝/钢异质金属RFW通常选择低旋转速度、大摩擦压力以保证界面紧密接触，防止界面金属氧化。摩擦时间决定焊接质量，M. Y  图3 铝/钢RFW接头界面TEM形貌  图4 6063铝合金/304不锈钢RFW界面处微观组织 目前，1系、5系、6系铝合金与钢已实现高强度的连接，接头的抗拉强度达到铝母材的强度，研究结果如表1所示。而2系铝合金、7系铝合金与钢RFW接头的强度仅为铝合金母材强度的20%～40%，其接头性能差的主要原因是反应层中产生Al-Cu与Al-Cu-Fe金属间化合物[14]。M. G. Reddy等人[15]采用RFW焊接6061铝合金与304不锈钢，焊前在不锈钢表面分别镀Cu，Ni，Ag合金元素，抑制Al-Fe金属间化合物的产生。焊后，与未镀任何合金元素的接头相比，接头力学性能得到较大的改善。因此，未来可以采用钢表面镀合金元素或引进夹层的方式抑制Al-Cu与Al-Cu-Fe金属间化合物的产生，从而提高2系、7系铝合金与钢的焊接性能。 表1 不同铝/钢组配RFW研究结果  母材组配直径d/mm旋转速度n/(r·min-1)摩擦压力P1/MPa摩擦时间t1/s顶锻压力P2/MPa顶锻时间t2/s接头效率η(%)1050/低碳钢[4]121650300.930—96纯Al/304[5]121650301.51506.0806063/304[6]121650301.52406.01001050/304[7]162400500.41506.096Al/304[8]10141030460—95.55052/A36钢[9]202000700.5137.55985056/45钢[10]151000150.724051005052/304[11]162400501.015061005052/低碳钢[12]121650303.0190—1006061/45钢[13]14400019.11296.51092 2 铝/钢旋转摩擦焊接头的不均匀性由于RFW自身绕轴旋转运动的特点，焊接过程中工件沿径向的线速度不同，导致界面处沿径向产热存在明显的差异。 H. Seli 等人[16]认为整个焊接界面的平均产热为 过量施肥不仅增加了成本、消耗了大量资源，而且造成了严重环境污染。尤其是农业过量施氮肥的现象，导致地下水硝酸盐超标，富营养化，土壤盐渍化，肥料中占比例比较高的由该物质是重金属和放射性物质，特别是磷肥，磷肥施用过量会导致多种污染物质进入农田土壤造成重金属污染。[2]  (1) 式中：q为界面处产生的摩擦热，J；ω为角速度，rad/s；μ为摩擦系数；P为摩擦压力，MPa；R为半径，mm。根据公式(1)可知，界面处产生的摩擦热从中心至边缘处逐渐增多，如图5a所示。但是，事实上，在摩擦焊接过程中，局部区域铝合金的塑性变形引起摩擦压力在整个界面处不均匀性分布，呈中心高而边缘低的双曲线分布。因此，界面处产生的摩擦热由中心至边缘处呈现出先增加而后降低的趋势，产热最多的位置位于R/2～2R/3之间[17-18]，如图5b所示。M. Kimura等人[4]在研究纯铝/低碳钢RFW时，发现摩擦时间、界面温度与摩擦扭矩三者之间的关系如图5c所示。在摩擦扭矩未达到初始峰值之前，界面温度在中心、R/2与边缘处几乎相等。而在摩擦扭矩达到初始峰值以后，界面温度在不同区域存在一定的差异，表明界面温度沿径向分布是不均匀的。因此，采用RFW焊接铝/钢异质金属时，由于界面产热与塑性变形的不均匀性，直接导致接头沿径向微观组织与性能的不均匀性。  图5 旋转摩擦焊界面产热模型与界面温度、摩擦扭矩随摩擦时间的演变 S.Fukumoto等人[11]采用RFW焊接尺寸为φ16 mm的5052铝合金与304不锈钢，IMCs层随着摩擦时间的增加而增厚，并沿径向分布呈先增加后减少的趋势，且在距中心5～6 mm(约2R/3)处达到最大值，如图6a所示，这进一步证实了界面产热最多的位置位于R/2～2R/3之间。同时，其不同尺寸拉伸试样的接头的极限抗拉强度也存在较大的差异，如图6b所示[11]，表明接头的极限抗拉强度取决于拉伸试样的形状与尺寸。目前，国内外学者对铝/钢RFW接头的微观组织结构与力学性能进行了研究，但对其沿径向分布的不均匀性研究较少。因此，研究铝/钢RFW接头微观组织与性能沿径向分布的不均匀性，以探究接头的薄弱区域，对铝/钢异质接头的工程化应用具有重要意义。 总之，生态林业的主要目的是提高环境质量，进而促进整个生态建设的重点工程。林业技术推广对林业发展至关重要，因此，在新时期，为了更好地提高林业建设质量，相关人员必须更加重视林业推广技术，必须结合具体情况，提高林业生态建设质量。林业在相关领域的发展，要有一定的针对性。林业技术推广的性选择手段。 无糖不一定就说明它所含的热量就少。我国现行的无糖食品标准规定，每100克或l00毫升固体或液体食品中，糖含量小于0.5克即是“无糖”。  图6 5052铝合金/304不锈钢RFW接头IMCs与接头强度沿径向不均匀性分布 3 结束语旋转摩擦焊技术作为固相焊方法，适用于焊接一些轴类、管类等回转体结构零部件，在焊接铝/钢异质金属复合结构时具有焊接质量好、焊接效率高的优势。铝/钢旋转摩擦焊技术通过合金元素的相互扩散在反应层中形成非晶相或IMCs，从而实现冶金结合。界面处产生少量的IMCs有利于提高接头的强度，但过厚的IMCs会严重降低接头性能。因此，如何控制铝/钢旋转摩擦焊接头中IMCs的生成量是实现高质量连接的关键。目前，采用大摩擦压力、短摩擦时间、大顶锻压力、长顶锻时间的工艺组合已实现1系、5系、6系铝合金与钢的高强度连接。但是，2系、7系铝合金与钢的焊接性能仍较差，铝/钢旋转摩擦焊接头沿径向微观组织与性能的不均匀性研究较少。 在未来铝/钢旋转摩擦焊的研究工作中，可以采用在钢表面镀合金元素或引进夹层的方式抑制Al-Cu与Al-Cu-Fe金属间化合物的产生，从而实现2系、7系铝合金与钢的高强度连接。同时，关注铝/钢旋转摩擦焊接头沿径向微观组织与性能的不均匀性，以探究接头的薄弱区域，对铝/钢异质接头的工程化应用具有重要意义。 参考文献 [1] Fukumoto S, Tsubakino H, Okita K, et al. Amorphization by friction welding between 5052 aluminum alloy and 304 stainless steel [J]. Scripta Materialia, 2000, 42(8): 807-812. [2] Taban E, Gould J E, Lippold J C. Characterization of 6061-T6 aluminum alloy to AISI 1018 steel interfaces during joining and thermo-mechanical conditioning [J]. Materials Science and Engineering: A, 2010, 527(7-8): 1704-1708. [3] Y [4] Kimura M, Ishii H, Kusaka M, et al. Joining phenomena and joint strength of friction welded joint between pure aluminium and low carbon steel [J]. Science and Technology of Welding and Joining, 2009, 14(5): 388-395. [5] Kimura M, Suzuki K, Kusaka M, et al. Effect of friction welding condition on joining phenomena, tensile strength, and bend ductility of friction welded joint between pure aluminium and AISI 304 stainless steel [J]. Journal of Manufacturing Processes, 2017, 25: 116-125. [6] Kimura M, Suzuki K, Kusaka M, et al. Effect of friction welding condition on joining phenomena and mechanical properties of friction welded joint between 6063 aluminium alloy and AISI 304 stainless steel [J]. Journal of Manufacturing Processes, 2017, 26: 178-187. [7] Fukumoto S, Inuki T, Tsubakino H, et al. Evaluation of friction weld interface of aluminium to austenitic stainless steel joint [J]. Metal Science and Technology, 1997, 13(8): 679-686. [8] Sahin M. Joining of stainless-steel and aluminum materials by friction welding [J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2009, 41(5-6): 487-497. [9] Lee W B, Yeon Y M, Kim D U, et al. Effect of friction welding parameters on mechanical and metallurgical properties of aluminium alloy 5052-A36 steel joint [J]. Materials Science and Technology, 2003, 19(6): 773-778. [10] Kobayashi A, Machida M, Hukaya S, et al. Friction welding characteristics of Al-Mg aluminum alloy (A5056) and carbon steel (S45C) [J]. JSME International Journal Series A Solid Mechanics and Material Engineering, 2003, 46(3): 452-459. [11] Fukumoto S, Tsubakino H, Okita K, et al. Friction welding process of 5052 aluminium alloy to 304 stainless steel [J]. Metal Science and Technology, 1999, 15(9): 1080-1086. [12] Kimura M, Ishii H, Kusaka M, et al. Joining phenomena and joint strength of friction welded joint between aluminum-magnesium alloy (AA5052) and low carbon steel [J]. Science and Technology of Welding and Joining, 2009, 14(7): 655-661. [13] Shinoda T, Kawata S. Friction welding of A6061 aluminum alloy and S45C carbon steel [J]. Materials Science Forum, 2004, 449-452: 437-440. [14] Kawai G, Ogawa K, Ochi H, et al. Friction weldability of aluminum alloys to carbon steel [J]. Welding International, 2000, 14(2): 101-107. [15] Reddy M G, Rao S A, Mohandas T. Role of electroplated interlayer in continuous drive friction welding of AA6061 to AISI 304 dissimilar metals [J]. Science and Technology of Welding and Joining, 2008, 13(7): 619-628. [16] Seli H, Ismail A I M, Rachman E, et al. Mechanical evaluation and thermal modelling of friction welding of mild steel and aluminum [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2010, 210(9): 1209-1216. [17] Li P, Li J, Li X, et al. A study of the mechanisms involved in initial friction process of continuous drive friction welding [J]. Journal of Adhesion Science and Technology, 2015, 29(12): 1246-1257. [18] Li W, Vairis A, Preuss M, et al. Linear and rotary friction welding review [J]. International Materials Reviews, 2016, 61(2): 71-100. |
|
|
lmaz 等人
lmaz M, Çöl M, Acet M. Interface properties of aluminum/steel friction-welded components [J]. Materials Characterization, 2003, 49: 421-429.
