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1、AZ31与AZ61异种镁合金的TIG焊研究AZ31与AZ61异种镁合金的TIG焊研究Gas T ungsten Arc Welding o f DissimilarM agnesium A lloys as A Z31with AZ61彭 建1,2,周 绸1,陶健全1,潘复生1,2(1重庆大学材料科学与工程学院,重庆400044;2重庆市科学技术研究院,重庆401123)PENG Jian1,2,ZH OU Chou1,T AO Jian quan1,PAN Fu sheng1,2(1College of Materials Science and Eng ineer ing,Chong qi
2、ng U niversity,Chongqing400044,China;2Cho ng qing Academy of Scienceand T echnolo gy,Chong qing401123,China)摘要:采用T IG焊对A Z31与A Z61镁合金薄板进行连接,分别采用了A Z31和A Z61焊丝,比较焊接效果的影响。通过显微镜、扫描电镜、X ray物相检测等实验方法,分析了两种焊丝焊接接头的外观形貌、显微组织、焊缝析出相及力学性能等差异。研究结果表明:采用A Z31和AZ61两种焊丝都能完成AZ31与AZ61镁合金薄板的对焊,获得无缺陷的焊接接头;焊缝区均存在 M g和 M
3、 g17A l12两种相,两侧母材存在热影响区,靠近焊缝处晶粒粗化,但A Z31侧晶粒粗化比AZ61侧明显。采用AZ31焊丝与采用A Z61焊丝相比,A Z31母材侧的粗晶区宽度更窄,断裂处更靠近中心线,强度为161M P a,达到A Z31挤压板母材的64%左右;A Z61焊丝的焊接接头平均强度为210M P a,可达到AZ31母材的84%。关键词:A Z31镁合金;A Z61镁合金;T IG焊;微观组织;力学性能中图分类号:T G457.14 文献标识码:A 文章编号:1001 4381(2011)02 0046 06Abstract:T he AZ31and AZ61plates in3
4、m m thick plates are w elded with AZ31and AZ61w elding w ires by TIG method.T he influence o f w elding w ires on the strength of w elded joints o f AZ31and AZ61mag nesium alloy plates w as inv estig ated.The appearance shape,m icrostructure and patterns of w elded joints were analyzed as w ell as t
5、he mechanical proper ties test by means of OM,SEM,X r ay diffraction and etc.The result show ed that the appearance shape w as g ood w ith w eather AZ31o r AZ61w elding w ire.T he w elded zone w as identified to be composed of M g and M g17Al12phases. The heat affected zo nes ex ist bo th in AZ31and
6、 AZ61joints,w ith gr ains coarser than base metal.Rel ative to AZ61w elding w ire,using the AZ31w elding w ire tends to get a coarse gr ain region of little w idth,and a fracture po int closer to the center line o f w elding seam,w ith tensile fracture strength of 161M Pa leading to a64%streng th of
7、 the AZ31base metal.With the AZ61w elding w ire,a co ar se grain region of m ore w idth and a fracture point a little far fro m the center line are happened,the streng th of the joints reaches to210MPa,84%of that of its AZ31base metal.Key words:A Z31alloy;AZ61alloy;T IG w elding;microstr ucture;mech
8、anical proper ty镁合金作为最轻的金属结构材料,具有比强度和比刚度高、减震性好和导热性优良等优点,在航空、航天、汽车、通讯等工业领域有广阔的应用前景1,2。镁合金制品在工业应用中除了以单个零件工作外,通常还需连接成子系统结构来加强设备的整体性,因而离不开高品质连接技术的支持。镁合金的熔点低、线膨胀系数和热导率高,在焊接过程中与氧、氮的亲和力强,易形成氧化夹杂和脆性相,产生焊接变形和热裂纹等问题,严重影响焊接质量。因而镁合金结构件,尤其不同合金牌号的镁合金结构件之间的连接,成为扩大镁合金材料工程化应用的瓶颈,是亟待解决的关键技术问题3,4。目前镁合金的焊接问题已引起国内外学者极大的
9、关注,但大多是对同种镁合金之间的焊接展开研究,对异种镁合金材料的焊接研究较少。与其他的焊接方法,如搅拌摩擦焊5、激光焊6、激光 电弧复合焊7等相比,钨极氩弧焊(TIG)具有更大的灵活性和适应性,是目前镁合金焊接最适用的焊接方法之一,但异种镁合金之间的TIG焊,具有相当的难度,目前国内外尚未就此取得突破性进展。本工作采用钨极氩弧焊(TIG 焊),研究AZ31与AZ61异种变形镁合金挤压板材对焊接头的组织特征,并对比不同Al 含量的焊丝对板材焊缝成形、接头组织及力学性能的影响,为AZ31与AZ61镁合金板材对焊的实际生产提供必要的实验数据和理论依据。1 实验1.1 实验材料实验材料选用3mm 厚1
10、00mm 宽的AZ31,AZ61镁合金板材,采用500T 挤压机,在400 挤压获得,挤压比为19。TIG 焊填充材料采用 2 5mm 的挤压AZ31和A Z61焊丝。所用AZ31和AZ61合金的主要化学成分如表1所示。表1 合金的化学成分(质量分数/%)T able 1 Chemical compositio ns o f alloy (mass fractio n/%)Alloy Al Zn M n FeCuSi M g AZ31 3.060.840.350.00240.00180.012Bal AZ616.290.980.370.00310.00890.045Bal1.2 实验方法采用Y
11、C 300WX 钨极氩弧焊机进行AZ31与AZ61镁合金板材的T IG 对焊实验,采用单面焊双面成型工艺,垫板设V 型槽通气体保护,选用纯度为99.99%的氩气为保护气体。焊前对镁合金焊丝以及待焊板料距离焊接处2030mm 范围内的表面进行机械清理,使之露出金属光泽;为了防止焊件变形,采用夹具压紧。焊后采用线切割截取拉伸试样,试样按照GB/T 2651 2008标准加工。采用光学显微镜、T ES CAN VEGA 扫描电子显微镜、D/M AX 2500型X 射线衍射分析仪等设备,分析焊接接头的微观组织、析出相、力学性能及断口形貌分析。2 结果与讨论2.1 焊接工艺参数及焊缝外观焊接工艺参数对焊
12、缝的宏观形貌及接头性能的影响较大,通过对焊接参数的调试,采用AZ31和AZ61焊丝作为填充材料均获得了成形良好的焊缝。图1为采用AZ61焊丝的接头正面和背面的焊缝形貌,焊缝正面呈明显的鱼鳞波纹,均匀饱满,无明显的气孔、裂纹、焊瘤、未熔合等表面缺陷;背面已熔透,凸起部分连续均匀,表面无氧化发黑现象,焊后的板料保持平整。保证焊缝成形良好的工艺参数,如表2所示。图1 采用AZ61焊丝焊接的焊缝外观形貌 (a)正面形貌;(b)背面形貌Fig.1 Appearances of joint w ith AZ61w elding w ire (a)the right s ide;(b)the b ack s
13、 ide表2 TIG 焊接条件参数T able 2 P arameter s o f T IG weldingParam eter Value Electrode diam eter/m m 2.4The diameter of w eldin g w ire/mm2.5Cu rrent/A60Welding speed/(mm s -1)2 3Ar flow rate/(L min -1)132.2 焊接接头的显微组织对AZ31,AZ61镁合金板材截面进行组织分析,其挤压合金端面的组织分别如图2(a)和图2(b)所示,图的左右方向为挤压板材的宽度方向,图的上下方向为厚度方向。A Z31和AZ
14、61挤压板材的微观组织比较相似,其晶粒按大小均可分为2030 m 的大晶粒和510 m 的小晶粒,晶粒形状均为等轴状,小晶粒的晶界轮廓更接近圆形,大晶粒的部分晶界呈平直状。该组织特征表明热变形后的静态再结晶进行不充分,原因在于热挤压后的板材因为厚度小,冷却快,新的再结晶晶粒来不及充分长大;该挤压板材所采用的挤压比为19,仅能保证横截面各部位均产生变形8,但尚不能产生足够大的形核率,以保证挤压合金各微观局部出现更多细小再结晶晶粒,促使变形组织更均匀更细小。图2 AZ31和AZ61挤压板材 (a)AZ31母材;(b)AZ61母材Fig.2 M icrostructu re of AZ31an d
15、AZ61extruded s heet (a)AZ31base m etal;(b)AZ61base m etal图3为AZ31与AZ61挤压板材采用AZ61焊丝的焊接接头组织,其中图3(a)为AZ31侧热影响区,图3(b)为焊缝熔合区,图3(c)为AZ61热影响区。AZ31侧的热影响区的晶粒相对于AZ31原挤压态合金晶粒变大,尤其是原有的小晶粒尺寸由510 m 变为2030 m 左右,而原有的2030 m 大晶粒则变大为4555 m 左右。热影响区内小晶粒尺寸长大优先大晶粒的结果,使得晶粒尺寸的均匀性有所改善,尤其是靠近熔合区的位置,几乎全是40 m 以上的大晶粒。AZ61侧热影响区与原挤压
16、态合金的组织变化不大,与原AZ61挤压态合金相比,稍远离熔合区的位置仍由2030 m 的大晶粒和510 m 的小晶粒构成,晶粒尺寸变化不大;靠近熔合区的位置,受焊接热源的影响,晶粒尺寸略微变大,形成粗晶区,但粗化程度远不图3 采用AZ61焊丝的焊接接头组织(a)AZ31侧热影响区;(b)焊缝熔合区;(c)AZ61侧热影响区Fig.3 M icrostructu res of joint w ith AZ61w elding w ire(a)the h eat affected zone of AZ31s ide;(b)the w eld z one;(c)th e heat affected
17、zone of AZ61side及AZ31侧热影响区内的晶粒。图4为AZ31和AZ61挤压板材采用AZ31焊丝的对焊接头。受焊接热循环的影响,AZ31侧靠近熔合区的晶粒相对于AZ31原挤压态合金晶粒明显变大,形成了一层由34个50 m 以上的大晶粒组成的粗晶区,远离熔合区的组织基本保持与原AZ31挤压图4 采用AZ31焊丝的焊接接头组织(a)AZ31侧热影响区;(b)焊缝熔合区;(c)AZ61侧热影响区Fig.4 M icrostructu res of joint w ith AZ61w elding w ire(a)the h eat affected zone of AZ31s ide;
18、(b)the w eld z one;(c)th e heat affected zone of AZ61side态合金相同的组织。与图3中采用AZ61焊丝的焊接接头的AZ31侧相比,粗晶区的宽度小,由粗晶区向母材细晶区的过渡位置明显。AZ61侧的热影响区与原挤压态合金的组织相近,靠近熔合区的位置,晶粒存在轻微的粗化,形成不十分明显的粗晶区。比较采用AZ61焊丝和AZ31焊丝的焊缝熔合区,分别如图3(b)和图4(b)所示,采用AZ61焊丝的熔化区铸态组织的枝晶形貌特征更明显,枝晶间的黑色化合物更多。从网状枝晶间化合物分布的形状分析,两者的枝晶臂大小及枝晶间间距相近,根据两者焊接工艺参数及工装条
19、件相同,可以推断其凝固速度相当,凝固组织的晶粒尺寸应该相近。根据从图3(b)中隐约勾勒出来的部分晶界,可粗略估计铸态合金的晶粒大小在50 m 以上。2.3 焊缝区的析出相两种焊接接头的焊缝区的X 射线衍射结果表明,二者都存在 M g 和金属间化合物 M g 17A l 12两种相,如图5所示,采用AZ61焊丝接头的 M g 17Al 12衍射峰强度明显高于AZ31焊丝接头。由镁铝二元相图9可知,在平衡凝固过程中,A Z31中的A l 几乎全固溶于镁中形成 固溶体。在焊接过程中,熔化金属向两边快速传热,冷却速度快,在非平衡凝固过程中生成少量的 M g 17Al 12化合物相。AZ61焊丝铝含量较
20、高,在凝固过程中有更多 M g 17Al 12相析出。图5 焊缝区的X 射线衍射分析图(a)采用AZ31焊丝;(b)采用AZ61焊丝Fig.5 X ray diffraction pattern of w eld zone (a)using the AZ31w ire;(b)using the AZ61w ire2.4 焊接接头的力学性能分析2.4.1 焊接接头拉伸性能分析分别对AZ31挤压态合金、AZ61挤压态合金,以及分别采用AZ31和AZ61合金焊丝作为填充料的AZ31与AZ61挤压板材对焊接头进行室温拉伸实验,结果如表3所示。AZ31焊丝的焊接接头平均强度为161M Pa,最高只达到A
21、Z31母材的64%左右,断裂处为AZ31一侧,且距离焊缝中心线为4.5mm 左右,距离焊缝熔合线约为1mm 。加AZ61焊丝的焊接接头平均强度为210M Pa,最高可达到AZ31母材的84%,断裂处仍为AZ31一侧,距离焊缝中心线5mm 左右,距离焊缝熔合线约为1.5m m 。表3 合金及接头的抗拉强度(MPa)T able 3 T ensile st rength of w elded joints(M Pa)Sam ple 123Th e mean valueAZ31as extruded 248250255251AZ61as extruded 285286290287Usin g AZ3
22、1wire 143165176161Usin g AZ61wire1912202202102.4.2 焊接接头的显微硬度分布图6为焊接接头的焊缝附近组织维氏硬度分布图。当填充材料为AZ31焊丝时,AZ31一侧的硬度值较低,AZ61一侧的硬度值较高,焊缝区的硬度值居中。AZ31焊丝熔化时,部分AZ61基体合金融入,提高了焊缝区的Al 含量,使得该区域合金的固溶强化和第二相强化相对于AZ31合金有所提高,同时由于快速凝固使得铸态组织保持一定程度的细化,因此焊缝区的硬度和强度居于两侧的AZ31与AZ61挤压态合金之间。在AZ31一侧靠近焊缝区,距中心线4 5m m 处,硬度值最低,结合显微组织和拉伸
23、断裂结果可知,该处为AZ31侧热影响区的粗晶区,是拉伸时产生断裂的地方。从图6(a)的显微硬度分布看,添加AZ31焊丝时,AZ31侧的粗晶区范围比较窄,与图4(a)相吻合。在AZ61侧距离中线5mm 左右,也存在一个硬度值的波谷,对应于AZ61侧显微组织分析中的粗晶区,但该粗晶区的硬度高于AZ31一侧,而拉伸断裂发生在AZ31一侧,AZ61侧的粗晶区对焊接接头的拉伸性能不产生影响。当填充材料为AZ61焊丝时,AZ31一侧的硬度值较低,AZ61一侧的硬度值较高,而在焊缝区的硬度值出现最大值。这与AZ61焊丝熔入焊缝时,焊缝区的Al 含量显著增多,使得更多的 M g 17Al 12相析出,加之快速
24、凝固使得铸态组织保持一定程度细化,使得焊缝区的硬度大于其他区域。在AZ31一侧的距离中心线5mm 到7mm 范围内,出现较宽的硬度值低谷,这与图3(a)显微组织分析中粗晶区范围较大相吻合。断裂发生在距中心线5.5mm 左右,处于粗化区域之中。在AZ61一侧距离中线4mm 左右,也存在硬度值波谷,与图3(c)显微组织显示的位置相吻合。图6 AZ31(a)与AZ61(b)焊接头的显微硬度分布Fig.6 M icr oh ardn ess profile of th e AZ31(a)and AZ61(b)joint2.4.3 焊接接头的断口分析两种焊接接头断裂前无明显的缩颈,断口SEM 扫描结果如
25、图7所示,断口表面均呈灰暗色,采用AZ31和AZ61焊丝的焊接接头AZ31一侧断裂处的断口形貌相似,存在解理和塑坑的混合,呈现部分脆性断裂的形貌特征。对比图7(a)与图7(b)可以发现,采用AZ61焊丝的断口上,韧窝数量较多而且较深,其焊接接头的拉伸强度也稍高于采用AZ31焊丝的强度。图7 拉伸断口的微观形貌 (a)采用AZ31焊丝;(b )采用AZ61焊丝Fig.7 T ensile fractur e morphology (a)using the AZ31w ire;(b)using the AZ61w ire综上所述,AZ31和AZ61镁合金板材对焊时,焊缝附近的组织受焊接热循环过程的
26、影响,焊缝中心和热影响区的晶粒均比挤压态母材合金的晶粒粗大,AZ31一侧热影响区的晶粒粗化比AZ61一侧更为明显。根据Petch 理论可知10,焊接接头的AZ31一侧的热影响区的静载抗拉强度必然存在较大的损失,成为焊接接头结构承受高载荷时易发生断裂的薄弱区域。通过换用AZ61焊丝,以及调整其他焊接工艺参数,使得AZ31一侧热影响区的强度改善,是提高AZ31和AZ61板材对焊接头强度的可行途径。3 结论(1)AZ31和AZ61镁合金挤压板材,分别采用AZ31和AZ61合金焊丝作填充料,均能获得成形美观,无明显缺陷的焊缝,可取T IG 焊工艺参数为:钨极直径2.4m m,焊丝直径2.5mm ,焊接
27、电流60A,焊接速度23m m/s,氩气流量13L/min 。(2)采用AZ31或AZ61焊丝时,焊接接头的焊缝区铸态组织均由 M g 和 M g 17A l 12两相组成。AZ31一侧粗晶区晶粒的粗化程度比AZ61一侧明显;采用AZ31焊丝时,AZ31侧的粗晶区宽度比较窄,采用AZ61焊丝时,AZ31侧的粗晶区较宽。(3)采用AZ31焊丝的焊接接头平均强度为161M Pa,达到AZ31挤压板母材的64%左右,AZ31一侧断裂处距焊缝中心线为4.5mm 左右,对应硬度值分布最低处。采用AZ61焊丝的焊接接头平均强度为210M Pa,可达到AZ31母材的84%,断裂处仍为AZ31一侧,距离焊缝中
28、心线5mm 左右,处于硬度值最低的区域。参考文献1 潘复生,韩恩厚.高性能变形镁合金及其加工技术M .北京:科学出版社,2007.2 M ORDIKE B L,EBERT T.M agn esium properties applicationspotentialJM aterial Science and Engineerin g A,2001,302(1): 37-45.3 刘正,王越.镁基轻质材料的研究与应用J.材料研究学报,2000,14(5):450-456.4 冯吉才,王亚荣,张忠典.镁合金焊接技术的研究现状及应用J.中国有色金属学报,2005,15(2):165-178.5 张华
29、,林三宝,吴林,等.搅拌摩擦焊研究进展及前景展望J.焊接学报,2003,24(3):91-96.6 郭永强,孙荣禄.镁合金激光焊接技术的研究现状与发展J.激光杂志,2008,29(5):11-12.7 陈俐,董春林,吕高尚,等.YAG/M AG激光电弧复合焊工艺研究J.焊接技术,2004,33(4):21-23.8 陈振华.变形镁合金M.北京:化学工业出版社,2005.9 NAYE B H ASH EM I A A,CLARK J B.Phase diagrams of b inarymagnesium alloysM.Ohio:ASM International,M etal Park, 1
30、988.10 H ESIOP J,PE TCH N J.The ductile brittle tran sition in thefracture of iron,IIJ.Philos oph ical M agazin e,1958,34(3):1128-1136.基金项目:科技部国际科技合作项目(2010DFR50010);重庆市科委科技计划攻关重点项目(CST C,2009AB4006)收稿日期:2010 07 19;修订日期:2010 11 15作者简介:彭建(1969 ),男,博士,副教授,主要从事轻合金新材料和新工艺研究,联系地址:重庆沙坪坝区沙正街174号,重庆大学材料学院(4
31、00030),E mail:jpenghttp:/ (上接第34页)程中,无论是顺式还是反式1,4丁二烯结构,氢化后最终都将形成如下的结构单元。CH2 CH2 CH2 CH2 CH2 CHC N这种结构单元的重复使得H NBR在拉伸的情况下产生结晶,提高了硫化橡胶的拉伸强度8-10。丙烯腈含量越高,这种交替结构单元越多,结晶部分的比例越大,因而H NBR的拉伸强度越大,玻璃化转变温度也越高。3 结论(1)H NBR与NBR在红外光谱上存在明显差别,H NBR橡胶在720730cm-1处具有明显的(CH2)n (n4)吸收峰,据此可以初步鉴别H NBR与NBR橡胶。丙烯腈含量越高,由-C N基团
32、引起的2240cm-1吸收峰的强度更强。(2)H NBR的热分解温度普遍高于NBR,证明H NBR在高温下更加稳定。随丙烯腈含量及氢化度的增大,H NBR的初始热分解温度升高。分子结构中双键含量增多,低温性能变好。丙烯腈含量增大, H NBR玻璃化转变温度增高,拉伸强度增大,这与分子结构中交替结构单元增多引起的分子结晶有关。参考文献1 W RA NA C,REINARTKZ L,H ANS R.Wink elbach,T herban -T he high performance elas tom er for the new millennium J.M acromolecular M at
33、erials and E ngineering,2001,286(11):657-662.2 CHAU DH RY R A,HU SSEIN I A,AM IN M B,et al.Influenceof molecular parameters and proces sing conditions on degradation of hydrogenated nitrile b utadiene rub berJ.Journal of Applied Polym er Science,2005,97(4):1432-1441.3 T H AVAM ANI P,KH AS http:/ ble
34、nds of eth ylen evinyl acetate copolym er an d hydr ogenated nitrile rubb erJ.Ad vances in Polym er Techn ology,2004,23(1):5-17.4 于世林,李寅蔚.波谱分析法M.2版.重庆:重庆大学出版社,1994.5 BIELI N SKI D M, S LUS ARSKI L,W OCH OWICZ A,et al.S tructure and mechanical pr op erties of nitrile rubbers m odified w ith iodineJ.J
35、ournal of Applied Polym er Science,1998,67(3):501-512.6 GB/T7764-2001,橡胶鉴定红外光谱法S.7 PAT RI M,REDDY C V,ARASIM H ANC N,et al.S equentialin terpenetrating polym er n etw ork based on s tyr ene butadiene rub ber and polyalkyl methacrylatesJ.J ou rnal of Applied Polymer S cien ce,2007,103(2):1120-1126.8
36、王珍,栗付平,王景鹤,等.氢化丁腈橡胶的结构与低温性能J.北京科技大学学报,2006,28(S uppl1):370-3729 DAS P K,GANGULY A,BANERJI M.Electron beam curin g ofh ydrogenated acrylonitrile b utadiene ru bberJ.Journal of Applied Polym er Science,2005,97(2):648-651.10 S EVERE G,W H ITE J L.Phys ical properties and blen d miscibility of hydr ogenated acrylon itrile butadiene rub berJ.Jou rnalof Ap plied Polymer S cien ce,2000,78(8):1521-1529.收稿日期:2010 07 15;修订日期:2010 11 10作者简介:章菊华(1966 ),女,硕士,高级工程师,从事高分子材料研制及应用研究,联系地址:北京市81信箱70分箱(100095),E mail:ju h ua.z han gb http:/