T2銅とH62黄銅の異種材料間の摩擦撹拌接合プロセスに関する研究

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要約: T2 銅と H62 真鍮の異種材料について摩擦撹拌接合プロセスの研究が実施されました。さまざまなプロセスパラメータの下で異なる板厚を持つ銅と真鍮の溶接形成、接合部の微細構造、および接合部の機械的特性を実験的に分析しました。接合部における2つの材料の分布と接合部の相組成を顕微鏡の観点から解析しました。実験によれば、適切な溶接プロセスパラメータにより、優れた構造と性能を備えた銅と真鍮の接合が得られ、接合の接合部には遷移領域が存在します。、幅が約1〜10μmの遷移材料。この研究では、接合部の微小硬度と平均引張強度が真鍮と銅の中間にあることも判明しました。

キーワード: 摩擦撹拌接合; 異種金属。銅; 真鍮; 溶接パラメータ

CLC 分類番号: TG453 文書識別コード: A

現代の産業では、さまざまな性能要件を満たすだけでなく、貴重な材料を節約してコストを削減するために、さまざまな特性を持つ材料を溶接して複合部品にする必要があることがよくあります。ただし、異種金属間の性能差は大きいため、組み合わせは多様であり、接合の要件も異なるため、通常、異種金属の溶接は同じ金属よりもはるかに困難です。

摩擦撹拌接合（FSW）は、摩擦熱を熱源として利用する接合方法で、固相接合技術とも呼ばれます。この手法はその誕生以来、国内外の研究者から広く注目され、実用化されてきました。主にアルミニウム合金の溶接に使用されます。マグネシウム合金、銅合金、チタン合金、ステンレス鋼などの溶接にも徐々に広がりを見せています[1~6]。現在、異種金属の摩擦撹拌接合に関する研究報告はほとんどない[7]。この記事 FSW プロセステストは、主に T2 銅と H62 真鍮の異種金属に対して実施されました。銅と真鍮の接合部の品質に影響を与えるプロセスパラメータと、溶接プロセス中に形成される相成分が研究されました。溶接部の微細構造と接合特性も研究されました。機械的特性を分析した。

1. 実験方法

このテストでは、厚さ 2 mm の T2 銅と H62 真鍮、および厚さ 4 mm の T2 銅と H62 真鍮をそれぞれ実験材料として使用します。 SW-3LM-015 特殊摩擦撹拌溶接機を使用し、銅 - 真鍮プレート上で FSW 実験を実施しました。実験銅合金を溶接する場合は、銅合金溶接に適したフリクションヘッドを使用してください。撹拌針の長さは溶接板の板厚よりも0.2mm～0.3mm短くなります。方向とワーク表面の垂線とのなす角度は2度です。プロセスパラメータを変更することで、最良の結果を得ることができます。最適なジョイント形状と品質。溶接完了後、必要な試験片を溶接部に直角な方向に切断します。準備された金属組織標本は、塩化第二鉄塩酸アルコール溶液 (FeCl3 10 g、HCl 6 ml、H2O 40 ml、C2H5 OH 60 ml) で腐食されます。エッチングの際は、まず銅側をエッチングし、次に真鍮側をエッチングします。エッチング後、大型光学顕微鏡 MEF3 および ADVANCE 8D X 線回折を使用して、構造と接合ゾーンの対象物を分析しました。相組成が分析され、接合部の微小硬度と機械的特性がテストされました。

2. 実験結果と解析

2.1 溶接面の形成に対するプロセスパラメータの影響

摩擦撹拌接合では、進行側の温度が戻り側に比べて低く、赤銅の熱伝導率や融点温度が黄銅に比べて高いため、黄銅は主に進行側に配置され、赤銅は溶接時にリターン側に配置されます。実験使用した溶接プロセスパラメータの一部を表 1 に示します。表 1 銅と黄銅の異種材料の摩擦撹拌溶接プロセスパラメータ。

図 1 は、さまざまなプロセス条件下での摩擦撹拌溶接中の、厚さ 2 mm の T2 銅と H62 黄銅の溶接表面の形成を示しています。写真の上側が前進側 - 真鍮、下側が復帰側 - 銅です。図 1c と図 1d から、ワークピースが薄い場合、フリクションヘッドの回転速度が表面成形に大きな影響を与えることがわかります。回転速度が 700 r/min の場合は、溶接速度の選択範囲が比較的広いため、溶接速度を上げても溶接速度が低下し、シーム表面の形状が劣化し始めます。これは、回転速度の増加により溶接部の単位長さあたりの入熱が大幅に増加し、材料の流動特性が悪化するためです。熱を高めるもう 1 つの方法は、フリクションヘッドのショルダー圧力を高めることです。プレートが薄いため、肩の摩擦によって発生する熱が大きく影響します。同じ回転速度でも、肩の圧力が熱に与える影響は異なります。図1aと図1bは回転速度を変えずに溶接速度を変えた場合です。得られた表面形成図では、図 1b のフリクションヘッドによって発生する大量の圧力と熱により、表面形成リングのサイズが不均一に見えます。

2.2 接合部の微細構造と界面相の解析

図 2 は、厚さ 4 mm の銅と H62 真鍮の FSW 接合部の断面形態です。写真の右側は前進側 - 真鍮、左側は復帰側 - 銅です。写真からわかるように、赤銅と黄銅の違いは、主に溶接ナゲット部分で混合が起こり、両者は互いに流れます。溶接ナゲット領域には、図の A で示されるオニオンリング構造があります [8]。この領域の主成分は真鍮で、赤銅は少量のみドープされています。とりあえず混合面積は広い

一部の領域では、両方が互いに接続された大面積のブロック状の突起です。右側（前進側）の黄銅の混合プロセス中に移送される材料は、主にショルダーと撹拌針の中間の直径範囲内にあり、ショルダーによって駆動されます。前進側のプラスチック金属が、撹拌針の金属表面を覆います。左側の銅（戻り側）は、シャフト肩部と撹拌ニードルの回転によって溶接ナゲットの中心を横切って前進側に移動します。ショルダーに近い素材は前進側の熱い面に到達します。機械的な影響を受けるゾーン。溶接ナゲット領域の金属は、強い塑性せん断変形と流動によりかき混ぜられ、互いに混合されます [9,10]。このゾーンの金属の流れは、実際には一定の法則に従って撹拌針の周囲を移動します。最終的に図中Aのオニオンリング構造が形成されます。図の銅の流れの状況を解析すると、前方側の材料の流れは 3 つの状況に分けられることがわかります。もう 1 つは、撹拌ニードルの途中でオニオンリングの流れが現れますが、前方ではこの流れが末端の流れ方向と一致しています。第三に、オニオンリングの流れパターンに塑性渦現象が現れます。手前側に現れる銅Bは、撹拌針の先端より上向きになります。銅の同じ高さから撹拌針の後ろに回り込むのではなく、前方に流れます。同様の状況は、薄板 T2/H62 接合部でも発生します。厚みが薄いため、2 つの材料は傾斜面で接続されており、溶接ナゲット内で赤い銅が現れる領域は完全に真鍮に混ざっています。

図3は、図2と比較した異なる部分の微細組織図です。図から、接合部の各領域の粒子のサイズと形状が異なり、混合ゾーンの存在により、関節内の状況はさらに複雑です。図 3a は銅の母材領域を示しています。同じ種類の銅を溶接する場合とは異なり、図 3b、3d に示すように真鍮領域付近の銅粒子が大幅に増加しています。これはフリクションヘッドの両面の熱伝導率が異なるためです。赤銅は温度が高いため、熱伝導率が良いです。銅側からの熱伝達が多く、黄銅側に近い銅が溶接ナゲット領域にあり、両面の熱伝導が遅く、この領域での高温滞留時間が長くなります。したがって、この領域の銅粒子が成長します。真鍮側では、投入熱が高すぎるため、結晶粒が粗大な等軸結晶粒に成長します。溶接ナゲット部では、2 つの材料が均一に混合していないため、銅がわずかに混合している領域では結晶粒形状が大きく増加しますが、単一領域では銅の粒子が黄銅よりも大幅に大きくなり、図 3c に示すように、真鍮の粒子は細かく、均一に分布しています。図 3f は、前側の真鍮の熱機械的影響を受けるゾーンの微細構造を示しています。このエリアはリターン側と比べて境界が明確で、2本の分割線があります。両面は明らかにサイズの異なる粒子で構成されています。巨視的画像を分析すると、溶接ナゲット領域の両側の分割線は溶接ナゲット領域に対して基本的に対称であることがわかります。これは真鍮の融点が低いことが原因です。赤銅や真鍮の場合、ブロック接続部の接合部で相互浸透が起こりますが、浸透範囲は非常に狭いです。 T2/H62 継手では、銅側の結晶粒は溶接プロセス中に動的再結晶化および動的回復を受けますが、黄銅側に比べて結晶粒は小さくなります。粒子サイズの変化は明らかではありません。一方、異種金属溶接継手では、2 つの材料の界面での接続状態が継手の機械的特性に重要な役割を果たします。接合部を巨視的に観察すると、2 つの材料の接続形態のほとんどが次の要素で構成されていることがわかります。これは、明らかな分割線のある領域で構成されており、混合領域はわずかです。図 4 の接合部を見ると、接合部には 2 つの材料とは異なる相が幅約 10 μm で存在し、接合線に沿って帯状に分布していることがわかります。図 3a の接合部では黒色相が白色相に浸透しており、これは 2 つの材料が主に金属結合を介して結合していることを示しています。図5に示すように、ADVANCE 8D X線回折を使用して接合部の相分析を行いました。分析により、接合部には母材の銅と真鍮に加えて、金属化合物Cu5Zn8も出現していることがわかりました。

2.3 関節の機械的特性の解析

図6は、T2/H62接合部の断面において、銅から真鍮の方向に沿って一定の距離で測定した微小硬度値の分布です。図 6a は、板厚 4 mm、回転速度 600 r/min の場合に得られた接合です。硬度値の分布。実験では銅基材の平均硬度値は95HV、真鍮基材の平均硬度値は160HVでした。全体の曲線分布は低く (銅) - より低い範囲で変動し、増加 (真鍮) は減少します。増加傾向にあります。黄銅母材の硬度は赤銅よりも高いため、赤銅から黄銅への移行領域では微小硬度が大幅に増加します。関節全体に軟化現象が見られます。赤銅と比較して、真鍮の硬度値はより低くなります。大きく、40～60HVも低下しましたが、赤銅の硬度は10～20HVしか低下しませんでした。図 6b は、接合部の微小硬度値に対する溶接プロセスの影響を示しています。図から、回転速度は 450 r/min、溶接速度は 80 mm/min であることがわかります。80 mm/min での継手の微小硬度値は、より高い回転速度とより高い溶接速度での継手の微小硬度値よりも高くなります。この現象は真鍮側で特に顕著ですが、銅側の微小硬度の差は顕著ではありません。これは両者の融点と熱伝導率に関係します。真鍮は融点が低いため、高温になると銅よりも柔らかくなりやすいため、銅よりも硬度が低下します。溶接する板が比較的薄いため、フリクションヘッドの回転速度が溶接熱への寄与が比較的大きく、回転速度が高いほど発熱量が大きくなり、継手や軟化現象に大きな影響を与えます。まじめです。溶接ナゲット領域の硬度値は増加します。これは、この領域に多数の均一で微細な粒子が存在することに関係しています。なぜなら、T2/H62の境界線は非常に狭く、この領域の金属化合物Cu5Zn8の硬度ピークは基本的に図では測定されていないからです。金属化合物は相分析で検出されましたが、含有量が少ないため、接合部の機械的特性に大きな影響を与えます。小さい。サンプルの破面からは、単純に2つの材料の接合部から破断したのではなく、溶接ナゲット部の銅側に向かって破断していることがわかります。破断面には真鍮と銅の混合中間層が現れ、破断前は接合部が明らかでした。ネッキングは延性破壊です。板厚2mmの継手の引張試験では、ほとんどの破断は接合部ではなく銅側で発生しました。

図 7 は、異なるプロセスパラメータの下で板厚 2 mm の銅と真鍮を溶接することによって得られた溶接部の伸びと引張強度の比較です。この図から、接合部の平均引張強さは銅接合部と基本的に同じであることがわかります。引張強さは同等です。フリクションヘッドの回転速度が 600 r/min、溶接速度が 55 mm/min の場合、継手の伸びは最大となり、回転速度と溶接速度のさまざまな組み合わせで引張強さも最大に達します。最大値。しかし、全体的には、回転速度を 450 ～ 600r/min に保つことで適格な接合が得られ、得られた接合伸びと引張強度の値は比較的理想的です。回転速度を700r/minに上げると、回転速度の増加により継手の入熱が増加するため、溶接速度の選択範囲が狭くなります。溶接速度の選択が不適切な場合、継手の伸びや引張強度が大幅に低下し、溶接品質の管理が困難になります。

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3.結論

1) 適切な溶接プロセスパラメータを選択することにより、銅と黄銅の異種金属の摩擦撹拌溶接接続が実現でき、その接続構造と性能は優れています。

2) 銅と真鍮の物理的性質が異なるため、溶接後の銅と真鍮の接合部では銅と真鍮の粒子のサイズに大きな違いがあります。溶接ナゲット部の真鍮粒子は微細化されており、銅粒子もある程度現れています。接合部には銅と真鍮の間の移行材料があります。 X線回折分析の結果、Cu5Zn8であることがわかり、転移領域の幅は1～10μm程度です。

3) 溶接後、接合部の微小硬度はさまざまな程度で軟化しますが、真鍮側の軟化幅は銅側の軟化幅よりも大きくなります。接合部の破断は銅側で発生し、接合部の平均引張強さは真鍮と銅の引張強さの間になります。。