Procesul de sudare prin frecare cu agitare, așa cum este ilustrat în Fig. 5, implică o unealtă rotativă care este introdusă în marginile îmbinării și se deplasează înainte de-a lungul liniei îmbinării. Căldura generată de frecarea locală dintre sculă și piesa de prelucrat face ca materialul agitat să se înmoaie fără să se topească. O sudură puternică este produsă în stare solidă, pe măsură ce materialul este transferat din față în spatele știftului sculei în mișcare. FSW este o tehnică de sudare relativ nouă, care și-a demonstrat potențialul mare în îmbinarea materialelor care sunt considerate în mod tradițional a fi nesudabile sau dificil de sudat. Ca o variație a sudării prin frecare, oferă posibilitatea sudării componentelor cu geometrie relativ plată la productivitate ridicată. Comparativ cu procesele de sudare prin fuziune, caracteristica de stare solidă a FSW previne multe probleme metalurgice, cum ar fi porozitatea și formarea fazelor fragile și ne permite să producem suduri cu o distorsiune și o contracție minime care rezultă din topire și solidificare. În plus, se poate obține o microstructură mult mai fină deținând un proces dinamic de recristalizare, care va beneficia de proprietățile mecanice ale sudurilor. Mai mult, FSW elimină, de asemenea, nevoile de gaz de protecție și metal de umplere datorită eliminării băii de sudură lichidă. Cu aceste avantaje interesante, FSW a câștigat o largă acceptare pentru sudarea aliajelor de aluminiu și devine o tehnică importantă în multe industrii. Poate fi aplicată nu numai pentru aliajele de aluminiu, pentru care a fost dezvoltată inițial, ci și pentru alte materiale, inclusiv oțeluri, aliaje de titan și aliaje de nichel.

Parametrii procesului

Diferiți parametri ai procesului, incluzând viteza de rotație a sculei, viteza de sudare, unghiul de înclinare și presiunea verticală pe unealtă, pot fi modificați pentru a controla procesul FSW. Curgerea materialului rezultat și profilul temperaturii în timpul procesului determină în continuare evoluția microstructurală și proprietățile mecanice ulterioare ale sudurilor. Astfel, parametrii majori ai FSW și efectele lor asupra procesului sunt enumerați în Tabelul 1.

Modelul sculei

Așa cum s-a descris anterior, în procesul FSW, o unealtă rotativă neconsumabilă, cu un știft și un umăr special proiectate, este introdusă în marginile lipite ale foilor sau plăcilor pentru a fi îmbinate și traversate de-a lungul liniei de îmbinare. Căldura generată de frecarea dintre unealtă și piesa de prelucrat va plastifia materialele din jurul sculei, iar materialele înmuiate sunt transportate din față în spatele sculei. O îmbinare solidă este apoi produsă pe măsură ce scula de sudură se deplasează de-a lungul liniei de îmbinare. Scula FSW este o componentă critică pentru succesul procesului FSW. Selecția materialelor și geometria sculei este, prin urmare, discutată pe scurt mai jos.

În prezent, unelte rentabile și cu durată lungă de viață din aliaje de oțel pentru scule sunt disponibile pentru FSW de materiale moi, cum ar fi aliajele de aluminiu și magneziu. Sculele din oțel au fost, de asemenea, utilizate pentru îmbinarea materialelor diferite atât în ​​configurații cu suprapunere, cât și în cap la cap, prin proiectarea corectă a îmbinării, pentru a evita contactul direct al sculei cu materiale dure. De exemplu, Lee et al. (2009) au sudat aliaj de Al–Mg cu oțel cu conținut scăzut de carbon în configurație de îmbinare suprapusă folosind oțel pentru scule ca material pentru scule, fără uzura excesivă a acestuia, plasând aliajul mai moale de Al–Mg deasupra plăcii de oțel și evitând contactul direct al sculei cu placa de oțel. În configurația cap la cap, piesa de prelucrat mai dură este adesea plasată pe partea care avansează, iar unealta este ușor decalată de la interfața cap la cap spre piesa de prelucrat mai moale (Chen 2009; DebRoy și Bhadeshia 2010). In orice caz, uzura sculei poate fi o problemă gravă la îmbinarea compozitelor cu matrice metalică sau a materialelor cu temperatură înaltă de topire, incluzând oțel, nichel și aliaje de titan, deoarece unealta FSW este supusă unor condiții abrazive extreme, solicitări ridicate sau temperaturi ridicate (Rai et al. 2011). Mishra și Ma 2005). Nitrura de bor cubic policristalin (pcBN) și aliajele pe bază de W sunt materiale candidate importante pentru FSW ale acestor materiale dure sau cu temperatură de topire ridicată datorită rezistenței, durității și rezistenței la uzură ridicate, chiar și la temperaturi ridicate. Există, de asemenea, un interes pentru Si3N4 ca material posibil pentru scule, deoarece a produs suduri comparabile cu sculele pcBN la un cost mult mai mic (Rai et al. 2011). Sunt necesare dezvoltări ulterioare în materialele pentru scule FSW pentru a aborda problema costului ridicat al sculei cu durata de viață redusă a sculei în timpul sudării aliajelor dure.

Geometria sculei joacă un rol critic în generarea de căldură și fluajul materialului, determinând astfel uniformitatea microstructurii și proprietăților, precum și sarcinile procesului. Factorii importanți sunt diametrul umărului, unghiul suprafeței umărului, geometria știftului, incluzând forma și dimensiunea acestuia și natura suprafețelor sculei. În general, se utilizează un umăr concav și știfturi cilindrice filetate. Odată cu creșterea experienței și îmbunătățirea înțelegerii fluajului materialului, geometria sculei a evoluat semnificativ. Au fost adăugate caracteristici complexe pentru a modifica fluajul materialului și amestecarea și pentru a reduce sarcinile procesului. De exemplu, diferite sonde de tip Whorl™, prezentate în Fig. 6 (Thomas et al. 2003), sunt proiectate pentru a suda o placă cu o grosime de peste 6 mm la viteze mai mari decât sondele convenționale de tip pin. Sculele Flared-Triflute™ ilustrate în Fig. 7 sunt proiectate pentru îmbinarea suprapusă pentru a mări lățimea regiunii de sudură pentru a obține o legătură mai bună (Thomas et al. 2003).
Recent, instrumente de calcul, incluzând analiza cu elemente finite (finite element analysis = FEA), au fost folosite pentru a vizualiza fluxul materialului și a calcula forțele axiale, care poate fi o metodă eficientă pentru proiectarea și optimizarea sculelor. Cu toate acestea, sculele FSW sunt în prezent proiectate empiric prin încercare și eroare. Lucrările privind proiectarea sistematică a sculelor folosind principii științifice abia acum începe. O discuție mai detaliată pe acest subiect poate fi găsită în altă parte în literatură (Rai et al. 2011; Mishra and Ma 2005).

Evoluția microstructurală

Evoluția microstructurală este una dintre cele mai importante probleme, deoarece determină în continuare diverse proprietăți ale materialelor. În cazul FSW, aspectul microstructural a fost pe larg documentat în literatură. În general, trei regiuni distincte prezentate în Fig. 8 pot fi identificate în sudurile prin frecare cu agitare din aluminiu ca zonă nugget (pepită), zonă afectată termomecanic (thermomechanically affected zone = TMAZ) și zonă afectată de căldură (heat affected zone = HAZ). Conform lui Lippold et al. (2003), zona nugget este o regiune recristalizată asociată cu trecerea sculei. TMAZ este o regiune unică pentru FSW în care materialul a suferit o anumită deformare macroscopică fără rafinare a granulelor, deoarece forța și temperatura nu sunt suficient de mari pentru a promova recristalizarea dinamică, în timp ce HAZ este o regiune fără deformare, dar poate suferi unele modificări metalurgice. De fapt, în afară de diferența de structură a granulelor, modificări metalurgice au loc simultan în toate aceste trei regiuni în funcție de profilul de temperatură și compoziția aliajului.

Efectele parametrilor de proces

Ciclul termic experimentat de piesa de prelucrat este principalul factor care determină evoluția microstructurală și proprietatea finală a sudurilor prin frecare cu agitare. Orice modificare a parametrilor procesului va duce, fără îndoială, la variații în ciclul termic și, prin urmare, în microstructură și proprietăți.

Atât pentru aliajele de aluminiu tratabile termic, cât și pentru cele netratabile termic, s-a înregistrat că dimensiunea granulelor din zona pepitei crește odată cu creșterea vitezei de rotație sau scăderea vitezei de sudare (Hassan et al. 2003a, b; Hirata et al. 2007; Sato). et al. 2007). Figura 9 oferă un exemplu bun de micrografii care arată efectele vitezei de rotație asupra structurii granulelor în pepita FSW a îmbinării AA7010 Al. La 180 rpm, dimensiunea medie a granulelor din pepită a fost extrem de fină, în jur de 1,7 μm, comparativ cu 6 μm la sudurile efectuate la 450 rpm. Aceste rezultate pot fi explicate prin ciclul termomecanic din sudare. După cum s-a menționat mai devreme în Tabelul 1, temperatura de vârf în timpul FSW ar putea fi controlată prin variația vitezei de rotație și a vitezei de sudare, care, la rândul său, determină structura granulară rezultată a unui proces de recristalizare dinamică. Într-un mod diferit, Benavides et al. (1999) au obținut o dimensiune mai fină a granulelor de aproximativ 0,8 μm comparativ cu originalul de 10 μm prin scăderea temperaturii de pornire de la 30^oC la -30^oC, ceea ce scade efectiv temperatura de vârf de la 330^oC la 140^oC.

Comportamentul de precipitat în timpul FSW

Procesul FSW exercită un ciclu termic asupra piesei de prelucrat în stare solidă. Pentru multe aliaje de aluminiu întărite prin mecanism de durificare prin precipitare, se poate prezice că FSW ar provoca o regiune de înmuiere în interiorul și în jurul pepitei de sudură. După cum este ilustrat în Fig. 10, Nandan şi colab. (2008) au folosit o diagramă schematică pentru a interpreta acest proces de înmuiere. HVmin și HVmax reprezintă duritatea în soluția tratată și stările de întărire prin precipitare. Ei au descris că precipitatele pot experimenta îngroșare, dizolvare și reprecipitare în timpul FSW, în funcție de temperatura localizată. Căldura produsă în timpul FSW determină o scădere a durității de la HVmax la HVmin, curba (a) din Fig. 10. Pot apărea unele reprecipitări în timpul părții de răcire a ciclului termic, rezultând o valoare a durității peste HVmin, curba (b) în Fig. 10. Duritatea minimă ar apărea astfel undeva în HAZ ca urmare a efectului concurent al dizolvării și reprecipitării.

De fapt, teoria de mai sus a fost dovedită în mai multe studii privind evoluția microstructurală a FSW (Su et al. 2003; Sato et al. 1999). În lucrarea lui Su et al. (2003), distribuția tipică a precipitatului în fiecare regiune de sudură a unui aliaj AA7050-T651 a fost ilustrată prin micrografii electronice cu transmisie așa cum se arată în Fig. 11, care corespunde foarte bine cu interpretarea de mai sus. În mod similar, o comparație între sudurile prin frecare cu agitare AA6063 și probele de îmbătrânire izotermă a fost făcută de Sato și colab. (1999) conform ciclurilor termice simulate, care au confirmat, de asemenea, din nou secvențele de precipitare în sudurile prin frecare cu agitare de aluminiu tratabil termic.

Creștere anormală a granulelor

Creșterea anormală a granulelor, cunoscută uneori ca recristalizare secundară, are loc de obicei în materiale recristalizate la temperaturi ridicate. Acest proces poate duce la formarea de granule mari, chiar mai mari de câțiva milimetri, ceea ce provoacă efecte negative asupra proprietății mecanice. Figura 12 prezintă două micrografii ale secțiunilor transversale ale îmbinărilor FSW AA7075 în condițiile ca-sudate și tratate termic T6 după sudare. Apariția sa în timpul tratamentului termic post-sudare (post-weld heat treatment = PWHT) al sudurilor prin frecare cu agitare a fost raportată în literatură (Hassan și colab. 2003a; Krishnan 2002; Attallah și Salem 2005). O revizuire bună a acestui fenomen în FSW ar putea fi găsită și în lucrările lui Sato și colab. (2007).
Hassan şi colab. (2003a) au studiat stabilitatea aliajului AA7010 sudat prin frecare cu agitare în timpul tratamentului cu soluție. S-a ajuns la concluzia că creșterea anormală a granulelor ar putea fi promovată de structura cu granulație fină din zona pepitei și dizolvarea parțială a particulelor din a doua fază în timpul tratamentului cu soluție. Sudurile realizate cu un aport de căldură mai mare par a fi mai stabile, deoarece doar câteva granule mari s-au dezvoltat la baza sudurii pe partea sa de avans. Attallah și Salem (2005) au dezvăluit, de asemenea, că viteza de rotație și viteza de sudare pot fi utilizate ca instrumente pentru a controla creșterea anormală a granulelor în timpul tratamentului termic ulterior. S-a constatat că parametrul de sudare determină amploarea creșterii anormale a granulelor, iar sudurile efectuate cu viteză de rotație mai mică și viteză de sudare mai mare au tendință mai mare la creșterea anormală a granulelor.

Însă, niciuna dintre cele două investigații de mai sus nu a reușit să evite complet creșterea anormală a granulelor. Recent, Sato et al. (2007) au efectuat o cercetare mai sistematică cu aliajul AA1100. Au fost utilizate diferite viteze de rotație și temperaturi de tratament termic în FSW și, respectiv, PWHT. Temperaturile de vârf experimentate în timpul FSW au fost măsurate prin plasarea termocuplurilor alumel-chromel în partea de jos a zonei agitate. După cum se arată în Fig. 13, creșterea anormală a granulelor a fost observată numai în condiții cu temperatura PWHT mai mare decât temperatura de vârf experimentată în timpul FSW. De exemplu, temperatura de vârf măsurată în timpul FSW cu 1.800 rpm a fost de 755 K; PWHT au fost efectuate la diferite temperaturi de 573, 623, 643, 673, 773 și 873 K. Numai materialele tratate termic la 773 și 873 K, care sunt mai mari de 755 K, a cunoscut o creștere anormală a granulelor.

Proprietăți mecanice

Microduritate

Datele de duritate au fost de obicei măsurate ca o evaluare inițială a proprietăților mecanice în zona de sudare FSW. Deși s-a raportat că răspunsurile la duritate la FSW depind de compoziția materialelor, temperatură inițială și, de asemenea, de parametrii procesului de sudare, aceste materiale pot fi, în general, clasificate în aliaje tratabile termic și netratabile termic. Diagramele de duritate raportate în mod obișnuit pentru aliajele tratabile termic au de obicei forme „W”, care constau într-un platou central de maxim local cu două minime pe ambele părți în HAZ, dar valorile generale ale durității în zona de sudură sunt mult mai mici decât cele din materialele de bază. (Hassan et al. 2003b; Sato et al. 1999; Reynolds et al. 2005; Murr et al. 1998). Pentru aliaje care nu se pot trata termic, distribuția durității pare a fi controversată, deși același principiu a fost folosit pentru a explica rezultatele diferite.

Duritatea aliajelor tratabile termic este dominată de comportamentul la precipitare. După cum s-a discutat în partea anterioară, precipitatul experimentează un proces de îngroșare, dizolvare și reprecipitare în timpul FSW, depinzând de temperatura localizată. Astfel, nu este surprinzător să existe un profil de duritate în formă de „W” în sudura aliajelor tratabile termic, iar un exemplu este prezentat în Fig. 14. Este important de remarcat că parametrii procesului de sudare au unele influențe asupra profilul de duritate al sudurii. Reynolds et al. (2005) au făcut o muncă elegantă pentru a construi relația dintre parametrii de sudare și distribuția durității în aliajul AA7050. S-a constatat că duritatea medie a pepitei de sudură este strâns legată de parametrii procesului de sudare. După cum se arată în Fig. 15, duritatea medie crește odată cu creșterea vitezei de sudare la un pas constant de sudare (raportul dintre viteza de sudare și viteza de rotație). Mai mult, s-a obținut o duritate mai mare la o viteză de rotație mai mare pentru o anumită viteză de sudare. Astfel, se poate concluziona că nivelul mediu de duritate a pepitelor crește odată cu creșterea aportului de căldură în timpul sudării (Reynolds et al. 2005). De asemenea, s-a observat că duritatea minimă pe ambele părți crește odată cu creșterea puterii de sudare. Hassan şi colab. (2003b) au investigat efectul parametrilor de sudare asupra durității zonei nugget. Rezultate similare au fost obținute cu excepția faptului că duritatea minimă nu s-a modificat cu parametrii de sudare ca în pepită.

Pe de altă parte, duritatea aliajelor de aluminiu netratabile termic depinde în principal de mărimea granulelor și densitatea de dislocare. În general, s-a raportat că FSW nu a provocat modificări prea mari ale durității sudurii pentru aliajele recoapte (Murr și colab. 1998; Liu și colab. 2003), în timp ce o regiune evidentă înmuiată a putut fi observată în sudura aliajelor întărite prin deformare. (Liu et al. 2003; Flores et al. 1998). Însă, Saito et al. (2007) au observat o microduritate mai mare în zona de sudură atât pentru probele de aliaj AA1050 laminate, cât și pentru cele recoapte. Recent, Kwon et al. (2003) au examinat duritatea medie de-a lungul sudurii unui aliaj AA1050 laminat la rece după sudarea la diferite viteze de rotație de la 560 la 1.840 rpm. S-a raportat că duritatea medie a sudurii a crescut semnificativ odată cu scăderea vitezei de rotație a sculei, așa cum se arată în Fig. 16. Creșterea cu cincizeci la sută a durității medii în sudură a fost observată prin ajustarea vitezei de rotație de la 1.840 la 560 rpm (32 față de 48 HV0.1). Aceasta a sugerat că zona de sudură are o dimensiune a granulelor mult mai fină și o densitate de dislocare mai mică decât metalul de bază. Prin urmare, la rpm mai mici (560–1350), dimensiunea granulelor contribuie mai mult la duritate decât la dislocare, în timp ce pentru 1840 rpm, efectul mărimii granulelor nu poate depăși influența negativă a scăderii dislocației (Kwon et al. 2003).

Proprietăți de tracțiune

La fel ca și duritatea, proprietățile de tracțiune sunt determinate și de microstructura materialelor. În comparație cu sudurile prin fuziune, sudurile prin frecare cu agitare se caracterizează în general printr-o microstructură cu granulație mai fină și o reducere mai mică a proprietăților mecanice. Proprietățile de întindere ale unor suduri prin frecare cu agitare sunt rezumate în Tabelul 2. Majoritatea datelor s-au concentrat pe aliaje în condiții de durificare prin deformare sau durificare prin îmbătrânire. Se poate observa că eficiența îmbinării este în general mai mare de 60%, dar mai mic de 100%. O eficiență mai mare poate fi obținută prin ajustarea parametrilor procesului. Trebuie remarcat faptul că s-a obținut o eficiență extrem de ridicată a îmbinării de aproximativ 146% în FSW a unui aliaj 1050 laminat la rece (Kwon et al. 2003).

După cum s-a menționat deja, ciclul termic experimentat de piesa de prelucrat este principalul factor care determină microstructura și proprietățile mecanice finale ale sudurilor prin frecare cu agitare. Poate fi controlat prin varierea parametrilor procesului, cum ar fi viteza de rotație a sculei și viteza de sudare. Efectul parametrilor de proces asupra proprietăților de tracțiune ale aliajelor tratabile termic a fost investigat în mai multe studii (Hassan și colab. 2003b; Svensson și colab. 2000; Ren et al. 2007; Liu și Ma 2008; Cavaliere și colab. 2008; Pao; et al. 2001). Hasson şi colab. (2003b) au descoperit că există o condiție FSW optimă care oferă cele mai bune proprietăți de tracțiune pentru AA7010-T7651.

Ei au explicat că proprietățile de tracțiune ale materialelor sunt dominate de comportamentul precipitatelor. Aportul de căldură relativ mai mare ar putea duce la mai multă dizolvare a particulelor de precipitat grosier și, prin urmare, sunt disponibile mai multe substanțe dizolvate pentru procesul de îmbătrânire naturală pentru aliajele din seria 7xxx. Însă, aportul prea mare de căldură va deteriora proprietățile sudurii din cauza reprecipitării care are loc în timpul procesului de răcire după sudare, ceea ce ar reduce răspunsul natural de îmbătrânire a sudurilor. Tendințe similare ale proprietăților de tracțiune pentru aliajul AA6082-T6 au fost observate și într-un alt studiu (Cavaliere et al. 2008). Pe de altă parte, efectul parametrilor de proces asupra proprietăților de tracțiune ale aliajelor netratabile termic a fost, de asemenea, raportat în literatură. Kwon et al. (2003) au examinat proprietățile mecanice ale unei plăci AA1050 laminate la rece după FSW utilizând diferite viteze de rotație a sculei. S-a demonstrat că rezistența medie la întindere a sudurilor a crescut semnificativ odată cu scăderea vitezei de rotație a sculei (de la 123 la 202 MPa), care are o tendință similară cu rezultatele durității medii (de la 32 la 46 HV0,1). Ei au atribuit acest comportament mărimii mult mai fine a granulelor, în ciuda densității mai mici de dislocare. Între timp, Liu și colab. (2003) au raportat un studiu similar al FSW pentru plăcile AA1050-H24 prin varierea vitezei de sudare de la 1,7 la 13,3 mm/s cu o viteză de rotație constantă de 1500 rpm. S-a observat că limita de curgere a crescut ușor odată cu creșterea vitezei de sudare, iar rezistența finală a arătat totuși o valoare de vârf la 6,7 ​​mm/s. Din păcate, autorii nu au dat nicio explicație pentru acest fenomen.

Tratamentul termic post-sudare este uneori aplicat pentru a recupera proprietățile mecanice ale sudurilor prin frecare cu agitare. Se poate înțelege cu ușurință că tratamentul cu soluție urmat de îmbătrânire artificială ar putea probabil să restabilească complet rezistența la tracțiune a metalului de bază (Krishnan 2002). Dar, trebuie acordată atenție apariției unei creșteri anormale a granulelor, despre care se crede că este foarte dăunătoare proprietăților mecanice. După cum s-a descris anterior, mecanismul creșterii anormale a granulelor a fost înțeles într-o oarecare măsură. Cu toate acestea, efectele sale asupra proprietăților de tracțiune nu au fost raportate în aceste studii, probabil pentru că proprietățile mecanice ale îmbinărilor au fost degradate la un nivel inacceptabil (Hassan et al. 2003a; Krishnan 2002; Attallah și Salem 2005).

Inspecţia

Integritatea sudurilor prin frecare cu agitare este de mare importanță deoarece determină performanța mecanică a îmbinărilor. Defectele de suprafață, cum ar fi flash-uri și caneluri, pot fi identificate cu ușurință vizual. Figura 17 prezintă două exemple de pori de suprafață și caneluri cauzate de parametrii de proces neadecvați. Porii discontinui sau găurile de vierme continue în interiorul sudurilor pot fi prezente, de obicei, pe partea de avans. Astfel de defecte pot fi detectate prin utilizarea tehnicilor de testare nedistructivă, cum ar fi inspecția cu raze X și cu ultrasunete, și s-a raportat un oarecare succes în literatură (Chen et al. 2009; Guo et al. 2012; Maity et al. 2008). Dar, echipamentul pentru inspecția NDT este relativ costisitoare, iar defecte ale rădăcinii, cum ar fi penetrarea insuficientă, nu pot fi detectate. Inspecția cu lichid penetrant este folosită în mod obișnuit ca o metodă eficientă și cu costuri reduse pentru a elimina sudurile prin frecare cu agitare cu penetrare insuficientă a rădăcinii. Însă, penetrantul poate fi dăunător pentru sănătatea operatorului. Prin urmare, testul de îndoire în trei puncte împreună cu examinarea metalografică convențională este încă metoda dominată pentru a evalua soliditatea îmbinărilor sudate prin frecare cu agitare.