铝镁合金范文

铝镁合金范文（精选10篇）

铝镁合金 第1篇

随着交通运输工具轻量化和高速化的发展,铝合金得到广泛应用,同时,对铝合金的焊接材料与焊接技术提出更高的要求。铝镁合金具有良好的塑性断裂韧度、疲劳强度和耐蚀性,同时还具有良好的成形工艺性和焊接性,因此成为铝合金结构件的主要焊接材料,而焊接材料的性能是影响整体构件的关键;在基材一定的情况下,焊接结构件的性能主要取决于焊接工艺和焊丝的成分和性能,因此提高铝镁焊丝材料的性能对铝合金焊接结构件的广泛应用有重要意义。本文主要对铝镁焊丝的成分、性能及生产加工工艺的研究和发展现状进行论述,并探讨其发展趋势。

1铝镁合金焊丝的化学成分及性能

铝合金焊丝的化学成分,除铝基体外,一般还含有各种主要合金元素、添加的微量元素及杂质元素[1],按主要合金元素的不同,可分为纯铝焊丝、铝铜焊丝、铝硅焊丝、铝锰焊丝和铝镁焊丝。铝镁焊丝的主要合金元素为镁,微量元素主要为锰、铬、钛等,表1为各牌号的铝镁焊丝的主要成分及性能。合金元素的种类和含量对焊丝的性能(如力学性能、焊接性能、耐蚀性能等)起决定性作用。

1.1主要合金元素的作用及研究

根据铝镁二元相图,Mg在铝中的溶解度随温度下降而大大地降低,在大部分工业用变形铝合金中,Mg的含量均小于6%,而Si含量也低,所以这类合金不能通过热处理强化, 但是具有良好的可焊性和抗蚀性,并有中等强度。Mg的含量同时也会影响铝合金的焊接裂纹的产生,例如5xxx系合金中含镁量低的5052和5454,比含镁量高的5083的裂纹敏感性高。镁含量亦能对合金临界应变出现不平稳锯齿的幅度产生影响[3]。

锰、铬元素是Al-Mg系合金常见的添加元素,在合金中形成MnAl6、(CrFe)Al7、(CrMn)Al12等化合物弥散相,阻碍再结晶过程和晶粒的长大,细化晶粒 以提高合 金的综合 性能;锰的添加量一般为0.1%~1.0%[4];铬的添加量一般不超过0.35%,否则会造 成合金成 形性能和 断裂韧性 的下降[5]。而合适的锰铬比可使合金具有良好的超塑性,V.K. Portnoy等[6]研究发现Al-6.3Mg-0.7Mn合金中添加0.3% 的铬时,合金在恒定应变率5×10-3s-1下,应变速率敏感性指数为0.6,合金延伸 率超过400%。同时合金 元素Mg、 Mn、Cr在晶粒中所形成的不同化合物形态影响了铝合金拉伸、疲劳等力学性能。Christian B.Fuller等[7]通过研究发现在时效过程中,正是因为两种形态的晶界析出物Al6Mn和βAl3Mg2造成了较 差的疲劳 性能和塑 性。 钛则与铝 形成TiAl2相,起细化铸造组织和焊缝组织的作用。

1.2添加微量稀土元素的作用及研究

在铝合金中加入微量稀土元素,可以显著改善铝合金的组织。有关稀土对铝合金影响的研究受到广泛的关注,国家也大力支持开发新的稀土铝合金[8]。而研究添加稀土元素对铝镁合金性能的影响,对改善其生产及使用性能有重要的意义。国内外主要研究了添加Sc、Ce、La、Er等稀土元素对铝镁合金的影响。潘青林等[9]研究了微量Sc在Al-Mg合金的作用,指出在合金凝固过程中,初生Al3Sc作为非均质形核,起到了极为有效的细化作用,加入Sc后的铝镁合金也表现出良好的强塑性配合。刘政军等[10]和吴建等[11]均研究了稀土Ce对铝镁合金组织及性能的影响,其中,刘政军等得出Al-4%Mg在加入0.6%的Ce后,抗拉强度和屈服强度比未添加的合金有很大程度的提高,并且在添加0.4%的Ce时, 合金的塑性 达到最大,而吴建等 则得出Al-10Mg在加入0.4%的Ce时,力学性能达到最好,不过他们均指出了Ce与Al形成的Al4Ce相起到了重要作用。研究表明[12,13,14],对Al10Mg添加稀土La,合金组织得到良好的细化,但随加入量的增加,合金力学性能呈现先增后减的趋势,指出是与晶界区形成的Al11La3相形态的变化相关。另外,季小兰等[15]研究了添加微量Er可对Al-5Mg合金起到显著的晶粒细化效果,Er含量达到0.7% 时,枝晶完全 转化为等 轴晶,并且Al3Er相同时起到了细晶和强化的作用;而徐国富等[16]则详述了Er含量高低对Al-5Mg细化机理和强化机理的不同,并指出了0.4%的Er添加量可使合金达到较为优异的综合性能。

除此之外,国内和国外研究者还通过 复合添加Sc、Zr、 RE等来获得理想的性能,并分析了其中的强化机理。Christian B.Fuller等[7]研究了添 加0.23% (质量分数 )Sc和0.22%(质量分数)Zr后轧制5754铝合金轧材的显微组织和力学性能,发现Sc和Zr在5754铝合金中形成了两种形态的Al3Sc1-xZrx,一种是在凝固热轧过程中的粗大不连续的析出物,一种是二次析出的连续细小析出物。而第二种析出物对5754的硬度、拉伸性能 和疲劳性 能都起到 了提高的 作用。 Vladivoj Ocenasek等[17]则研究了Sc和Zr添加后对Al-Mg合金再结晶的影响,相较于原始的AlMg3合金360℃退火后5min再结晶的现象,加入0.08%(质量分数)Zr和0.25% (质量分数)Sc后,可以形成Al-Sc-Zr析出物,使其在520 ℃ 延长到8h才发生再结晶。不同于前两者单纯的分析,K.L. Kendig等[18]主要针对Al-Mg-Sc-Zr合金的硬化机制做了研究和模型分析,通过模型发现将析出物尺寸由7.5nm增大到20~25nm或者提高二相粒子的体积 分数 (从0.015~ 0.025到0.035)能够使屈 服强度从540~640 MPa提高到865MPa。

国内学者更多的是做复合稀土元素添加于铝合金的基础研究,苏婕等[19]在添加Zr后分别复合添加La、Er两种稀土元素,发现Al3Zr粒子在晶内分布,起异质形核作用;AlRE化合物集中分布在晶界处,起成分过冷的作用,两者综合作用细化了晶粒。

1.3杂质元素的影响

Fe、Si、Na在Al-Mg合金中属于有害杂质,它们的存在将会影响合金的各项性能,因此在工业生产中受到很多的关注。Fe含量一般应限制在0.4%以下,Si含量一般应控制在0.5%以下,否则会降 低合金的 塑性和耐 腐蚀性;微量杂质Na使铝合金熔体粘度变大,铸造拉裂倾向增大,强烈损害合金的热变形性能,出现 “钠脆性”,在高镁铝 合金中尤 为突出[20],因此高镁铝合金不允许使用钠盐熔剂。

2铝镁合金焊丝的研究进展

2.1生产工艺

铝镁合金焊丝常采用的生产工艺流程是:熔铸—扒皮— 挤压—拉拔(多次)—退火(多次)—油封(或表面光亮化)— 包装[21]。

2.1.1熔铸技术

熔炼是铝镁合金焊丝生产的最初始工艺,而制备优质铝镁合金焊丝更离不开成熟的熔炼净化技术和对晶粒细化的控制。在熔炼过程中,最主要的就是控制铝合金熔体中的H和夹杂物(金属和非金属)的含量,而Mg元素和含Mg相具有较强的吸氢能力,氢在658 ℃液态镁中的溶解度可高达60 cm3/(100g),比氢在铝中的溶解度高92.5倍,同时杂质含量也会随含氢量的增加而增加[22],因此以降低铝熔体中氢含量和氧化物夹杂含量的铝熔体净化技术成为学术界和企业界广泛关注的问题。对于高镁含量的铝镁合金熔体净化,研究者主要关注如何降低熔体中的H、Na元素和杂质元素Fe、 Si、Zn、Cu等氧化物夹杂物的含量,同时,保持良好的环境友好性,所以研究主要集中在改良精炼剂、改善工艺参数、发展新型工艺等方面上。邢清源等[23]通过研究向C2Cl6中加入TiO2制备出新的复合熔体精炼剂,当配比标准为0.85%(质量分数)C2Cl6+0.55%(质量分数)TiO2可使5356铝合金电磁连铸铸锭氢含量稳定在0.15μg/g,同时减少了环境的污染。M A Chengguo等[24]通过调整旋转喷吹熔炼时的工艺参数使除气净化效果得到了改善,当旋转速度为250~400 r/min、吹气达到1.2~2.0L/s、精炼时间处在10~15min之间时,除气效果最好,其含量为2×10-3mL/g或更低。重庆大学石宝东等[25]也详细综述了气泡浮游法、过滤法、熔剂法等常见的铝熔体吸附净化方法以及新型的非吸附工艺方法等,其中超声波处理和电磁净化已成为近年来研究的热点。 许显华[26]通过调整频率、温度、时间参数对铝合金超声波除气进行了研究,发现超声波对铝合金除气有明显效果,在一定温度范围内,铝合金熔炼温度越低除气效果越好,但除气效率会降低,对于7050合金,温度在700 ℃ 时综合效果最 好。Zeng J M等[27]研究了一种新型铝熔体净化技术———磁射流技术,该技术将 液态溶剂 (40% NaCl、30% KCl、10% NaF和20% Na3AlF6)注入到熔融铝液中,通过产生强涡流来制造出压强差,从而充分混合铝熔体和溶剂。在这个过程中,杂质会转入到溶剂中,最终达到净化的目的。研究发现在3次循环后,熔体杂质含量由1.61%降低到0.33%,氢含量由0.32mL/(100g)降低到0.09mL/(100g),从而得到了良好的净化效果。国外研究者也对超声净化处理做了研究。 D.G.Eskin等[28]利用平板超声波发生器作用于铝熔体并进行超声波处理脱气。计算表明,此超声波电极有多个波腹与最大振幅,间距为16.5mm。使用板超声波发生器的成批操作熔体脱气效率(70%~80%)显著高于用传统的圆柱形超声波发生器(45%~50%)。这种新方案也适用于熔体流动, 能给予约50%的脱气效率,这将为较大熔体提供一种可行的超声波熔融加工方法。R.Haghayeghi等[29]研究了超声波辅助氩脱气,并将之与用真空和氩气脱气相比较,结果表明, 超声氩脱气比后两种更快,而且能应用于大量熔融,克服了其他两种的限制。

晶粒细化是提高铝合金常温力学性能的常用有效方法, 对于焊丝用的铝合金来说,晶粒细化是提高其塑性的重要手段,这更有利于拉拔过程的进行。在实际生产中,75%的企业主要通过添加细化剂Al5TiB来控制熔炼中的晶粒度[30]; 经过研究,纪艳卿[5]发现当添加量为0.5%,在720 ℃ 保温5min的条件下即可对铝镁合金焊丝达到最好的效果。但由于AlTiB细化剂在使用时容易发生TiB2粒子的团聚,其细化效果难以得到十分理想的提升。因此研究人员开始开发Al-Ti-B-RE、Al-Ti-C、Al-Ti-C-RE等新型细化剂,或者通过 超声处理、微合金化等手段来提升熔炼甚至焊接后的细化效果。王正军等[31]研制的新型Al-Ti-B-RE细化剂在铝基中尽可能地分散开来,团聚体可尽可能地减小,形核率大大提高, 在短时间内即可达到极好的细化效果,且较稳定;Ma Tengfei等[32]也研究了Al-Ti-B-Er能使铝合金铸锭中粗大树枝晶转化成等轴晶,显示出良好的细化效果。对于TiC粒子起形核作用的Al-Ti-C、Al-Ti-C-RE细化剂在不同成分配比的情况下,细化效果也明显不同[33,34]。另外,用超声波细化晶粒的研究也越来越多,宁韶斌等[35]对Al-Si合金进行超声波处理后,发现不仅能有效地细化晶粒,而且减弱了成分偏析现象,晶粒从94μm细化到34μm。并将电磁场应用到铸造或凝固过程中获得较好的组织细化效果,尤其以低频电磁场组织细化效果最好[36,37]。与此同时,国外的研究者对物理和化学细化方法都做了充分的研究。在化学添加剂方面,A.K. Prasada Rao等[38]则研究了Al-Ti-C-Sr细化剂对Al-Si合金的影响,发现Al-Ti-C-Sr可以在铝基体中形成TiC和Al4Sr相,TiC可以作为异相形核而Al4Sr可以成为变质剂改性共晶硅,使之成为晶粒细化变质的孕育剂。S.Lee等[39]则采用了物理细化的方式,其用静液挤压得到超细晶块状Al-Mg合金,并且通过研究比较预变形和298~573K下热静液挤压的工件发现,通过热静液挤压后,在亚晶范围内平均晶粒尺寸会达到300nm,从而得到卓越的塑性。而R.Haghayeghi等[40]研究了一种新型物理细化技术,在凝固过程中,其通过在液相线以上施加剪切应力来控制液态金属,从而达到物理细化的效果。当提高剪切温度时,合金结构和晶粒级别的细化也会随之提高。通过对比添加化学细化剂发现物理剪切所引起的细化比较稳定,而AlTiB和AlTiC会因弛豫而出现细化效果消失的现象。相比较而言,电磁搅拌在这方面起到了更好的作用,F.C.Robles Hernández等[41]研究发现,电磁搅拌可以起到良好的晶粒细化效果,电磁搅拌下材料由树枝晶转变成蜂窝状,晶粒细化高达600%。并且将图像和热分析的结果建立数学模型,从而对熔融合金的微观结构进行实时预测。

现阶段国内工业生产主要采用的是半连续铸造方法[42]铸成直径约100mm的锭坯,退火后,挤压成10mm左右的棒坯,供后续的拉拔工艺[43]。马良超等[44]采用半连续铸造法制造出了质量合格的5356铝合金铸锭,采用的工艺参数为铸造温度700~730 ℃,铸造速度80~100mm/min,冷却水压为0.20MPa。另外,张北江[45]研究了低频电磁场对铝合金熔体凝固过程的影响,通过实验和理论分析,首次指出低频电磁场能够有效提高溶质元素在基体中的固溶度,改善材料的微观组织。左玉波等[46]在理论分析与数值模拟的基础上,开发了低频电磁场作用下铝合金电磁铸造新工艺,研究发现,低频电磁场对7050铝合金铸态晶粒尺寸和组织形貌具有显著的影响。施加磁场后铸锭组织变得非常均匀、细小,平均晶粒尺寸由230μm细化至42μm左右,晶粒由粗大枝晶转变成等轴晶。因此可尝试应用不同方法铸造出更适合后续焊丝生产工艺的铝镁合金锭坯。王生等[47]采用Half式水冷金属模铸造工艺,铸锭无裂纹,表面洁净光滑,鲜有夹渣物附着表面的现象,且通过低倍组织观察显示铸锭截面全部为等轴晶,晶粒度不大于2级。有些国外厂家采用连铸连轧法生产5356焊丝,铝液经过精炼后连铸成边长为40~50 mm的菱形面坯料,经过12~15道热连轧成直径10mm左右的线坯,再进行拉拔。梁贺等[43]采用水平连铸工艺直接连铸出直径为12mm的5356铝合金丝材,优化了坯料的连铸工艺,进而拉拔为合适直径的焊丝,简化了工序,生产过程无污染,节能降耗,提高了产品质量。

2.1.2拉拔

在生产焊丝的拉拔过程中经常出现断丝现象,主要是由于氧化夹杂含量高,晶粒粗大,存在枝晶偏析问题,导致铝合金的塑性下降,因此焊丝也无法满足高 速自动化 焊接的需 要[43]。拉拔过程中焊丝的断裂主要受拉拔力、拉拔速度、压缩率、残余应力等因素的影响,刘红伟等[48]根据5356铝合金原材料的组织和性能特点,确定5356铝合金焊丝在多模拉伸时2道模具之间的压缩率为17%,最终变形量为73%,既可保证产品质量,又可保证生产效率。

2.1.3热处理

铝镁合金由于是非热处理强化型合金,所以针对其所做的热处理多为均匀化退火。在工业生产中,铝镁合金均匀化温度一般选为445~475 ℃,铝镁合金铸锭均匀化保温时间一般控制在13~36h[49]。纪艳卿[5]发现5356焊丝在均匀化热处理温度420 ℃的条件下,时间为18h时,具有较好的综合力学性能,而且塑性达到最大值25.60%,从而有利于铸锭的后续拉拔工艺。

2.2焊接工艺

5系铝镁合金焊丝的焊接性能优良,通常用于焊接5系、 6系、7系铝合金,在采用钨极惰性气体保护焊(TIG)、熔化极惰性气体保护焊(MIG)、脉冲MIG焊、电阻焊、等离子弧焊、 电子束焊、搅拌摩擦焊时裂纹倾向性小,抗气孔性能优越,并且具有较高的焊接接头强度。由于工艺发展和成本问题,在实际生产中,大多采用的焊接方式为TIG焊和MIG焊,但由于铝合金焊接普遍存在的气孔和热裂问题,在焊接过程中需要注意选用正确的焊丝、彻底消除焊丝和板材的氧化膜、增大焊接电流、使用纯度不小于99.98%的氩气等措施来保证焊接质量[49]。 赵世航[50]通过双丝MIG焊接ER5356和6082-T6,发现焊接速度 从100cm/min增加到125cm/min时,焊缝区晶粒细化,热影响区时效析出的Mg2Si较为细小, 接头显微硬度增大。焊接速度的增加使晶界处的析出的βAl8Mg5减少,焊缝耐蚀 性强。当焊接速 度为100cm/min时,焊缝气孔缺陷较少,接头抗拉强度和延伸率最高。近些年来,随着汽车、航天等工业的发展,对铝合金焊接性能的要求越来越高,因此研究人员对铝镁合金方面的研究主要集中在发展新型焊接工艺,优化参数和应用上。

激光焊作为一种新兴的焊接方式,与熔焊工艺相比,具有热输入低、焊接变形小、焊缝质量优良、生产效率高以及自动化程度高的优点[51]。许飞等[52]采用ER5356焊丝作为填充金属研究了激光填丝焊工艺焊接1.2mm厚5A06薄板的工艺参数,发现其可以使最大间隙裕度从激光焊的0.12mm提高至0.6~0.9mm,大幅度地降低了激光焊接对接头加工精度和装配精度的要求。张国伟等[53]研究了铝合金厚板的激光焊接来解决厚板焊接难度大、效率低、变形大的问题,发现超窄间隙激光焊方法可得到成形良好无明显缺陷的焊接接头,焊缝由7层构成,上下宽度一致且小于4.5 mm。在273K、243K、213K及183K温度下焊接接头抗拉强度与屈服强度随温度降低略有升高,且与母材强度相当。接头弯曲试样弯曲180°后缺陷较少,焊缝塑性较好。国外研究者则综合了MIG和激光的特点,G.Casalino等[54]采用了辅以MIG源的新一代光纤激光器来焊接3mm厚AA5754-H111铝合金,正是由于激光电弧放电的高比率,使之产生了一个常规熔融区和低宏观孔隙度;并且实验结果显示更高的激光功率会增加焊接过程的稳定性,并提供良好的焊接结构和几何性质。

搅拌摩擦焊作为一种新兴的焊接工艺成为了研究者的研究热点方向,其通过高速旋转的搅拌头与被焊材料表面间生成的摩 擦热而实 现固相连 接,而L.P.Borrego等[55]对MIG焊接后的6mm后5083-H111板进行了搅拌摩擦后续处理,发现其虽然没有显著提高硬度和机械强度,但由于细化了晶粒组织和消除了先前的焊接缺陷(气孔和较差的润湿性),明显提高了它的抗疲劳性能。Barlas Z等[56]研究了对于AlMg3合金的搅拌摩擦焊参数对性能的影响,在工具旋转速度为11.00r/min、倾斜角度为2°时可以得到无焊缝缺陷的焊接接头,而此时最大的拉伸强度可达到217 MPa,比基体强度低14%,同时并没有发现软化的热影响区。

除了采用新的焊接方法,研究人员还尝试在焊接过程中进行工艺调整来获得优良的组织,朱有利等[57]在焊接过程中用超声冲击处理,经过试验发现,在用TIG、ER5356焊丝对2A12铝合金板进行焊接时对焊接接头进行覆盖超声冲击处理,所得到的接头表层形成尺寸均匀、取向随机分布的细晶组织,大幅消除了气孔、缩松等焊接缺陷,并显著提高了接头显微硬度。

另外,通过模型来表征焊接的复杂信息也是研究铝镁合金焊丝的方向之一。Yu Huanwei等[58]采用主成分分析法对Al-Mg合金TIG焊接工艺进行了建模分析,通过建立反向神经网络模拟了TIG的焊接过程,并能够成功地自动鉴别正确的焊接、非技术性的送丝过程和由电弧热积累引起的不同程度的焊缝凹陷。

3铝镁合金焊丝存在的问题

现阶段国内生产的铝镁合金焊丝存在的主要问题是: (1)断丝问题,因合金成分偏差、氢含量与杂质含量偏高和加工参数问题造成在拉拔过程易断丝,因此应控制焊丝的化学成分,改善熔炼工艺,关注焊丝的表面质量控制;(2)焊接过程存在因错误的焊接参数发生的严重吸氢、热裂以及接头强度不高,以及在送丝过程中因焊丝强度不够和表面缺陷造成送丝不连续、甚至断丝等问题,因此改善焊缝的成形性,发展新型焊接方法,光亮焊丝是改善焊丝焊接过程的主要方向; (3)对于铝镁焊丝,国内微合金化的研究更偏向于经验性的实验,缺少了对各个元素作用的对比和具体的量化,因此加重在模型分析上的研究可以辅助实验的操作设计,加深研究的深度,从而对生产提出更有指导建议的参数设计;(4)国内铝合金构件所用高端铝合金焊丝几乎全部来自进口,而高品质铝合金焊丝的制造工艺主要掌握在日本、美国、法国以及加拿大等发达国家手里,因此开发配用 的新型铝 镁稀土焊 丝,加强抗气孔性、抗夹杂性优良焊丝的理论研究和实际应用,是我国自主生产高质量铝镁合金焊丝的必经之路。

4展望

新型航空材料铝锂合金项目 第2篇

一、项目名称

新型航空材料铝锂合金项目

二、项目概况

锂是自然界最轻，最活泼的金属元素。把金属锂作为合金元素加到金属铝中，就形成了铝锂合金。加入金属锂之后，可以降低合金的比重，增加刚度，同时仍然保持较高的强度、较好的抗腐蚀性和抗疲劳性以及适宜的延展性。

铝锂合金目前主要用于现代电子工业、有色冶金、航空航天、化学工业、橡胶工业、核工业等领域，是近十几年来航空金属材料中发展最为迅速的一个领域。据了解，目前许多先进的战斗机和民航飞机大都采用了这种合金。我国于94年在国产飞机上装机试用，并通过三年装机考核。铝锂合金的成本大约只是碳纤维增强塑料的1/10。如果采用铝锂合金制造波音飞机，重量可以减轻14.6％，燃料节省5.4％，飞机成本将下降2.1％，每架飞机每年的飞行费用将降低2.2％。

三、市场状况

由于铝锂的应用领域不断拓宽，它的国际市场空间不断拓展。仅据美国铝工业学会预测，21世纪铝锂合金需求量将达60万吨，市场潜力较大，目前市场销售价格为100万元/吨。我国仅有重庆112军工厂生产，年产量为1000吨，远远满足不了现在的市场需求。

四、投资规模

年产1000吨，总投资1.1亿元。

五、合作方式

铝镁合金 第3篇

欢迎进入铝合金材料普及时代，请看我们的分析。

减重是大势所趋

随着各国政府与大众的环保意识逐渐上升，相关空污排放规定也越来越严格。但由于潜在客户不愿牺牲对性能的坚持，为了在新法规与客户要求之间取得妥协，车厂只剩下唯一的选择：透过使用轻量化材料来大幅减重。就算对普通车主来说，汽车轻量化的优势亦不难理解：除了油耗必将随之降低、轻量化还能带来更好的操控性。由于车重减轻，起步时加速性能更好、刹车时的制动距离也更短。

从量化分析的角度来看，降低车重对于提升燃油效率的效果非常明显：在车辆空载情况下，约70%的油耗用在推动车身重量。Mercedes车厂估计车体重量约占车辆都市行驶油耗的23%左右，若能在新车研发阶段降低车身重量100公斤，则车辆在都市行驶状况下每100公里可节省0.3至0.6升燃油、同时减少7.5～12.5g/km的二氧化碳排放量，汽车重量每降低1%，油耗可降低0.7%。与之相比，透过减少（轮胎）滚动阻力10%，燃油效率可提高3%；若传动轴、变速箱等传动系统效率提高10%，燃油效率可提高7%。可见得提升燃油效率并非只有“混合动力系统”这个唯一答案！透过降低车重的方式事实上比加装任何形式的混合动力系统的成本都更低。现有的省油科技包括可变气门与进气歧管、涡轮增压和个别汽缸熄火等等，但都没有一种能达到5%的节油效果！降低车身重量还能减轻刹车系统运作压力并提高发动机效能。随着环保和节能的需求不断提升，汽车轻量化已成为全球汽车工业发展的潮流。

铝合金材料的优势与劣势

提到降低车重的方式，许多人脑海中第一个想到的是铝合金材料！其实汽车历史上已出现过不少全铝合金车身的车型，包括超级跑车Honda NSX与Audi车厂为了彰显技术实力的迷你车A2，目前在市面上销售的仍有Audi A8和Jaguar XJ采用全铝合金车身，最新的成员则是Tesla Model S。Jaguar XK可说将铝合金技术与轻量化发挥至极致：不仅车身零件总数从5189个降至2761个，车身刚性更一口气提升了48%，还大幅减肥140公斤（从1685公斤大幅减肥至1595公斤）！全新XK的马力输出仅比旧款小幅增加6匹而达到300匹马力，但减肥有成之后的马力/重量比，再加上悬挂系统的改良，换来的就是平易近人、更加灵巧的操控与驾驭感受。

然而除了Audi、Jaguar与Tesla车厂之外，过去对推出“全铝合金车款”有兴趣的车厂可谓寥寥无几，全铝合金车款的全球年度销量也始终在5万辆以下（占全球市占率不到0.1%）。BMW品牌旗下多数车型采用铝钢材料混用的车身结构，但首要原因是为了平衡车身前后配重以提升操控性。BMW 5系列即是钢制车身和铝制车首（主要在发动机盖）的结合体，而X5车型仅在车身前半部有少数铝合金零件，其整体结构仍为钢制。但仅仅是这种混合结构就使制造成本上升了25%，而这还不是让车厂头痛的唯一原因：铝受热后体积大幅膨胀的金属特性，使得铝制车用零件的制造难度大大增加，在焊接车身时必须使用特制夹钳、采用特殊制程才能将铝制零件固定在特定位置。包括GM集团在内的国际车厂，无法将铝合金广泛应用在旗下车型，主因就是考虑到处理铝制零件的特殊设备无法在遍布全球的组装厂与维修点广泛普及，不过若考虑到汽车的生命周期和资源回收性（铝的回收比例高于钢铁），铝优于钢仍是不争的事实。

中国企业逐渐仿效欧美竞争对手

越来越多量产车型开始大量使用铝合金材料！之前Ford车厂发表了一款轻量化Mondeo概念车型：得益于铝合金材料的增加，该款概念车的重量较普通车型降低25%。而在今年初底特律车展上，Ford车厂还推出了2015年式F-150小货卡车型：该车车身97%采用铝材料（成为历史上第一款铝合金车身小货卡），较之前同款钢制车身的车型减重320公斤，燃油效率更提升30%。F-150一直是Ford车厂旗下的经典小货卡，多年高踞美国市场十大畅销车榜首，2014年更以超过76.3万辆的销量占据美国小货卡市场40%市占率。在全新年式F-150车型问世数月之后的今天，还有报导称GM集团亦在推动将铝材料更多用在下一代小货卡车型设计之内，Chrysler车厂则于去年5月份宣布其较小型的Jeep品牌车型牧马人（Wrangler）可能大量使用铝材料。

在应对节能与环保议题上，包括美国、日本等国家以及欧洲的主要汽车制造商都在全力推动“汽车轻量化”的目标：欧洲汽车制造商正在进行“超轻型汽车”计划（争取减轻车重30%）；美国政府主导的PNGV计划（新一代汽车合作计划）由政府每年投入2亿美元，目的也是家庭轿车的减重。中国汽车工程学会也已联合十多家有代表性的中国车厂、钢铁企业以及学术研究单位成立了“汽车轻量化技术战略联盟”，并定下明确的目标：推动中国汽车产品平均车重降低8%至10%。

铝镁合金粉尘安全特性实验研究 第4篇

结合相关案例和研究可知,抛光打磨车间以及通风除尘管道系统发生粉尘爆炸的频率较高。铝镁合金粉尘爆炸事故并非铝镁混合粉尘的爆炸事故,关于铝镁合金粉尘在除尘过程中物理特性和相关燃烧、爆炸特性的研究相对较少,而且单从理论层面研究粉尘特性的难度比较大,需要对粉尘的特性参数进行测试研究。

1 汽车打磨工艺分析

实验测试样粉采集于某汽车车身打磨车间。车间内采用机械自动化抛光打磨的生产工艺,产生铝镁合金粉尘。机械抛光打磨过程中产生的铝镁合金粉尘比较容易飞溅和飘散,经常伴随火花的出现。抛光打磨台以及吸尘罩口附近安装大功率易发热的照明灯。车间通风除尘系统除尘效果不理想,铝镁合金粉尘云和粉尘层状态一直在工艺过程中出现。对打磨车间现场的主要敏感点进行粉尘浓度测试,如表1所示。

上述的高能量点火源、粉尘和空气已经满足了粉尘爆炸的三大基本条件,一旦达到触发的最小点燃能量和粉尘浓度,极有可能引发一系列的大规模粉尘爆炸。

2 主要实验设备

(1)BT-1000 型粉体综合特性测试仪。BT-1000型粉体综合特性测试仪主要包括分散度入口、定时器、分散筒、分散度料盘、分散度投料控制器、安息角组件等,可测试休止角、平板角、松装密度、振实密度、分散度等。

(2)20L球爆炸测试装置。20L球爆炸测试装置主要包括20L不锈钢球体、压力传感器、点火和控制记录系统等几部分。

(3)最小点火能测试装置。 粉尘云最小点火能量(MIE)装置采用高压击穿、低压续弧的原理设计,主要包括喷粉装置、放电电极和放电控制装置等。

3 实验样品粉尘的综合物理特性

3.1 铝镁合金主要成分

铝镁合金的主要成分,如表2所示。

3.2 铝镁合金粉尘粒径分布与测试结果分析

通过BT-9300Z型激光粒度分布仪测量铝镁合金轮毂抛光打磨车间铝镁合金粉尘的粒径,未过筛和过筛粉尘的粒径分布累积百分率,如表3、表4所示。

未过筛样品粉体颗粒的中位径为5.45μm,过筛样品粉体颗粒的中位径为4.81μm;未过筛样粉的D６０为6.66μm,D１０为1.22μm(均齐度计算与D６０、D１０有关)。未过筛铝镁合金粉尘粒径近80%为0.10~10.00μm。

通过上述未过筛粉尘粒径测试,在该汽车车身打磨工艺过程中产生的粒径小于10.00μm的粉尘可以达到近80%。铝镁合金长期飘浮在空气中,可到达人体气管深处,对工作人员的健康是极大的威胁;由于可燃性粉尘越细小,爆炸危险性越高,当满足粉尘爆炸条件时,铝合金粉尘潜在的爆炸危险性极大,可能给企业和工作人员造成不可预计的损害。

3.3 铝镁合金粉尘流动性与喷流性测试结果分析

测试条件:环境温度22℃,环境湿度38%,样品湿度5%。粉体的流动性与喷流性对粉尘的除尘效率和除尘系统的设计具有重要意义。笔者利用BT-1000型粉体综合特性测试仪对抛光打磨车间未过筛的铝镁合金样品粉尘进行测量分析,其测量数据如表5所示。

样品粉尘的休止角、平板角、压缩度、均齐度等参数为粉尘流动性指数重要影响因素。通过计算转换得出汽车抛光打磨车间采集样品粉尘的流动性指数为46,流动性评价为不太好,铝镁合金粉尘自然状态下易发生堆积。

喷流性指数与流动性指数、崩溃角、分散度相关。通过计算转换得出样品粉尘的喷流性指数为55,喷流性程度为有倾向,通风除尘过程中粉体被气体流态化的程度比较一般。

3.4 现场结果分析及防护对策

该汽车车身抛光打磨车间通风除尘管道系统管路中存在多处三通、弯头等环节。由于铝镁合金流动性和喷流性不好,气流经过这些环节时速度会改变,甚至产生气流漩涡,更容易导致通风管道内部粉尘的沉积、阻塞等问题的出现。风管阻塞等问题将加剧气流的改变,导致沉积于管道内部的铝镁合金粉尘再次被卷扬,甚至形成达到爆炸极限浓度的粉尘云。

根据上述分析,针对在通风除尘管道系统中的问题,可采取一些改进措施:管路布置重新进行优化设计,过程中应尽量减少弯头、三通;若采取圆形通风除尘管道,则弯头的曲率半径应大于1~2倍风管管径;若采用矩形通风管道,则管道的长宽比越大,其局部阻力越小。

4 粉尘燃烧特性研究

4.1 粉尘云最小点火能测试(MIE)

测试条件:样品粉尘以200目筛子过筛,105 ℃烘箱干燥2h,样粉湿度为4%,环境温度22 ℃,环境湿度42%,样粉测试质量和电极距离采用装置说明书最佳推荐数值(样粉测试质量为0.5g,电极距离为5mm),测试结果如表6所示。表中:1表示着火,0表示不着火。

由表6得出样品粉尘的最小点火能为740mJ。由于装置自身能量转化过程中的损失,实际放电火花的能量比仪器显示值小,所以通过仪器显示值与实际等效能量值转化表得出样品粉尘云的最小点火能为304.5mJ。

4.2 粉尘层最低着火温度测试(MITL)

测试条件:样粉湿度为8%,环境温度23 ℃,环境湿度45%,实验初始测试装置加热板温度320℃,粉尘层厚度采用测试装置要求标准厚度(12mm),如表7所示。

依据IEC 61241-2-1:1994《可燃性粉尘环境用电气设备第2部分:试验方法第1节:确定粉尘最低点燃温度的方法》和GB/T 16430-1996《粉尘云层最低着火温度测定》的标准对样品粉尘进行粉尘层最低着火温度的测试。着火判断标准:有火星或明火出现,测试粉尘层温度高出热板20 ℃;未着火判断标准:30min或更长时间未出现着火判断标准的现象出现。由表7得出测试样品粉尘层的最低着火温度为270 ℃。

4.3 结果分析及防护对策

在该汽车车身抛光打磨车间中,抛光打磨台和除尘管道中铝镁合金粉尘都会出现飘散的粉尘云状态和积聚堆积的粉尘层状态,铝镁合金粉尘云的最小点火能为304.5mJ,粉尘层的最低着火温度为270 ℃;在抛光打磨工艺过程中经常会出现打磨火花、机械摩擦过热、机械碰撞或冲击产生的火花等高能量点火源,在通风除尘管道中由于铝镁合金颗粒物之间或颗粒物与管壁之间会摩擦可能导致静电放电火花等高能量点火源,甚至较大粒径的颗粒物可能会通过除尘装置与风机摩擦、碰撞产生高能量火花等,这些潜在的威胁是极大的安全隐患。

根据上述分析,一些点火源无法避免,但是可采取一定工艺改善措施尽量减少点火源出现的次数或限制高于最小点火能的点火源和高于最低着火温度的高温区域出现。另外,从控制粉尘源角度出发,企业应尽可能防止铝镁合金粉尘云或粉尘层的不断出现,改善除尘措施。铝镁合金粉尘属于IIIC导电性粉尘,危险程度较高,企业可针对比较危险的场所,参照国家标准GB 50058-2014《爆炸危险环境电力装置设计规范》,选用符合标准的电气装置设备。

5 20L球爆炸性测试

为了给企业提供爆炸泄压、抑制及隔离的参考依据,减小粉尘爆炸带来的危害,采用20L球爆炸测试装置对抛光打磨产生的铝镁合金粉尘的爆炸特性进行测试。

测试条件:样品粉尘以200 目筛过筛,样粉湿度为4%,环境温度22℃,环境湿度42%,105℃条件下干燥2h,测试点火头为10kJ化学火头。

5.1 粉尘最大爆炸压力

空点火产生的压力为约0.084 MPa,升压超过0.05MPa可认为发生爆炸;铝镁合金粉尘爆炸压力与铝镁合金粉尘浓度关系,如图1所示。在不同粉尘质量浓度的条件下测定3个Pｍａｘ数据。实验发现,在200~1 000g/m３质量浓度范围内,Pｍａｘ随着质量浓度的增加而不断上升,最大爆炸压力为0.50 MPa,之后随着粉尘质量浓度的进一步增加,Pｍａｘ反而逐渐降低。

由以上测试分析可知,当低于最佳爆炸质量浓度500g/m３时,装置内的氧化反应随着浓度的增加而增大。反之,在高于此浓度时,装置内氧气不足,剩余未反应的粉尘颗粒也随之增加,并且会吸收部分冲击波和热量,使粉尘的Pｍａｘ下降。

5.2 粉尘爆炸指数

爆炸指数Kｓｔ与铝镁合金粉尘质量浓度的关系,如图2所示。在不同粉尘质量浓度的条件下,根据测定的3个Kｓｔ数据绘制了曲线图。实验发现,在200~1 000g/m３质量浓度范围内,Kｓｔ随着铝镁合金粉尘浓度的增加而不断上升,最大值为2.28 MPa·m/s;随着铝镁合金浓度的继续增加,Kｓｔ反而逐渐降低。

爆炸指数与铝镁合金粉尘的爆炸压力密切相关。粉尘爆炸烈度等级根据ISO 6184分级标准进行划分,如表8所示。所用铝镁合金样粉粉尘的爆炸烈度为St1级。

6 结论

未过筛的铝镁合金样粉的粒径近80% 分布在0.10~10.00μm;铝镁合金样粉的流动性指数为46,流动性评价为不太好,自然状态下易发生堆积;样粉的喷流性指数为55,喷流性程度为有倾向,通风除尘过程中粉体被气体流态化的程度比较一般。

样粉的粉尘云的最小点火能为304.5mJ;最大爆炸压力为0.50 MPa,最大爆炸指数为2.28 MPa·m/s,爆炸烈度为St1级。

企业在实际的生产过程中,总体可采用控制粉尘浓度的方法或控制高能量源的出现来防止爆炸发生,但是局部区域可能会因一些外来因素干扰,粉尘浓度超过爆炸下限或粉尘云的最小点火能降低,甚至由于铝本身可以氧化放热导致粉尘层在较低的温度下燃烧。即使实际情况在测试结果的安全范围内,同样存在较大的安全隐患。另外,粉尘的物理、燃烧、爆炸特性参数与环境因素关系密切,不同环境下同一种粉尘的特性不尽相同,在进行相关粉尘的危险性评估时,测试数据只能作为参考的一部分,要根据具体环境进行具体的测试和分析。

With the increasing popularization of the Al Mg alloyproducts,polishing and grinding process will also in-crease.There are various reasons that bring about Al Mgalloy dust in the grinding stage and the dust removal pipe-line,which brings security risks and results in frequentexplosion.Especially,related enterprises are often labor-intensive enterprises,accident will have casualties whenthe dust explosion happens.The risk of Al Mg alloy dustexplosion is unrecognized or underestimated by most ofthe Al Mg alloy polishing and grinding enterprises.Al Mgalloy dust explosion accident occurred frequently in recentyears.

With the cases and research,polishing grindingworkshop and ventilation dust removal pipe system arehigh frequency dust explosion places.Al Mg alloy dustexplosion accident is not explosion accident of Al Mgmixed dust.The physical characteristics,relative combus-tion and explosion characteristics research of Al Mg alloydust in the dust removal process are relatively less,and tostudy the characteristics of dust only in the theoreticallevel is relatively difficult.Therefore,we need test andstudy on the characteristics of dust.

1 Analysis of automobile grinding process

The test sample powder was collected from the AlMg alloy dust produced by car during the productionprocess of mechanical polishing and grinding in the work-shop.Al Mg alloy is easy to produce dust and splash inthe mechanical polishing process with the emergence ofsparks.What’s more,the installation of large powerlamps is easy to heat the dust near the mouth of collectorand polishing grinding table.Effect of dust removal andventilation system in the workshop is not ideal.The stateof dust cloud and dust layer of Al Mg alloy appears in theprocess.Dust concentration test at the main sensitive spotof the grinding workshop is shown in Table 1.

The high energy point of fire,dust and air describedabove have met the three basic conditions of dust explo-sion.Once there is something reaching the minimum igni-tion energy and dust concentration,it may lead to a seriesof large-scale dust explosion.

2 Main experimental equipment

(1)BT-1000type powder composite property test-er.The test of BT-1000type powder composite charac-teristics test apparatus mainly includes the dispersion ofthe entrance,the timer,the dispersion,the dispersion ofthe material,the dispersion of the feeding controller,therepose angle components,etc.The properties of the pow-der were measured,such as the angle of repose,the angleof the plate,the apparent density,the tap density and dis-persion degree.

(2)20Lball explosive test device.20Lball explo-sive test device mainly includes 20Lstainless steel ball,pressure sensor,ignition and control system,and so on.

(3)Test device for minimum ignition energy.Dustcloud minimum ignition energy (MIE)device uses highvoltage breakdown and low voltage arc principle of de-sign,mainly includes dusting device,discharge electrodeand discharge control device.

3 Comprehensive physical properties of the sample dust

3.1 Main components of Al Mg alloy

Table 2shows the main components of Al Mg alloy.

3.2 Distribution and test results of Al Mg alloy dustparticle size

The cumulative percentage of the particle size distri-bution sieved or not sieved in the workshop of wheel pol-ishing and grinding is measured by the BT-9300Ztypelaser particle size distribution analyzer,as shown in theTables 3and 4.

The median diameter of the powder particles of thenon-sieving sample is 5.45μm;the median diameter ofthe powder particles of the sieving sample is 4.81μm.The D６０of the powder particles of the non-sieving sampleis 6.66μm;D１０is 1.22μm(The homogeneous calculationis related to D６０and D１０).It can be concluded that the sizeof 80% of the non-sieving Al Mg alloy dust particles is0.10~10.00μm.

With the particle size test of the non-sieving sample,the percentage of dust whose particle size less than 10μmcan reach nearly 80% during the process of automobilebody grinding.Al Mg alloy dust long floating in the aircan reach the human trachea,and threat the health of thestaff.The finer the combustible dust,the higher the riskof explosion.The potential explosion hazard of Al Mg al-loy dust may cause the enterprise and the staff damagedwhen the dust explosion condition is met.

3.3 Liquidity and jet flow properties of Al Mg alloy dust

Test condition:Ambient temperature is 22℃;ambi-ent humidity is 38%;sample humidity is 5%.The prop-erties of the flow and jet of the powder is very importantfor the design of dust removal efficiency and dust removalsystem.The authors used the BT-1000powder compos-ite characteristic tester in polishing grinding workshop tomeasure and analyze no-sieving Al Mg alloy dust sam-ples.Measurement data are shown in Table 5.

The dust liquidity index is an important factor effec-ted by the angle of repose,the angle of the plate,the com-pression degree,the average degree of uniformity.By cal-culating and conversion,the liquidity index of the sampledust in the car polishing workshop is 46,flow evaluation isnot good,so the Al Mg alloy dust in the natural state isprone to accumulation.

The jet index is related to the liquidity index,the col-lapse angle and the dispersion degree.The jet flow indexof the sample is 55by calculation and conversion.Thereis a tendency to jet.The degree of the fluidization of pow-der in the process of ventilation and dust removal is gener-ally.

3.4 Local results analysis and protective measures

There are many tee joint,elbow and other links in theventilation and dust removal pipeline system of the carbody polishing and grinding workshop.It will change theflow velocity and vortex when the air flows through theselinks,which will result in problems of internal dust depo-sition and blockage in ventilation pipeline because of thedefect of liquidity and jet flow properties of Al Mg alloypowder.The wind pipe blocking will exacerbate change ofairflow,resulting in winch of Al Mg alloy dust depositionin the internal pipeline,which may even cause the reachingof explosion limit concentration of dust cloud.

According to the above analysis,some improvementmeasures can be taken to cope with the problems in theventilation and dust removal system:Optimizing the de-sign of piping layout;the use of elbow and tee jointshould be reduced in the process;the curvature radius ofelbow should be greater than 1~2times of the diameterof wind pipe if the circular ventilation and dust removalpipe is taken;the larger length and width of the pipe,thesmaller the local resistance if the rectangular ventilationpipe is used.

4 Research on combustion characteristics of dust

4.1 The test of the minimum ignition energy(MIE)

Test condition:Sieving the sample powder by 200mesh sieve,and drying for 2hours in oven of 105 ℃.Thehumidity of sample powder is 4%;the environmental tem-perature is 22 ℃;the environmental humidity is 42%.The quality and electrode distance of sample powder testare the best recommended values for the device specifica-tion(Sample powder quality is 0.5g,electrode distance is5mm).The test results are shown in Table 6,in which 1indicates fire,0is no fire.

From Table 6,the minimum ignition energy of thesample can be 740mJ.The energy of the actual dischargeis smaller than the value displayed by device because ofthe energy loss in the process of self-conversion of the de-vice,so the minimum ignition energy is 304.5mJ accord-ing to the value conversion table.

4.2 Test for minimum ignition temperature of dust layer(MITL)

Test condition:The humidity of sample powder is8%;the ambient temperature is 23℃;the environmentalhumidity is 45%;the temperature of heating plate of ex-perimental test device is 320 ℃.The dust layer thicknessis standard thickness required by the test apparatus,which is 12mm.The condition and results are shown inTable 7.

According to the standard of IEC 61241-2-1:1994Electrical apparatus for use in the presence of combusti-ble dist-Part 2:Test methods-Section 1:Methods fordetermining the minimum ignition temperatures of dustand GB/T 16430-1996 Determination of the minimumignition temperature of dust layer,the lowest ignitiontemperature of dust layer was tested.Ignition criterion:There are sparks or flames;the test dust layer tempera-ture is higher than the hot plate temperature for morethan 20 ℃.Non ignition criterion:There is no phenome-non of the fire emergence in 30 minutes or longer time.The minimum ignition temperature of dust layer of thetest sample is 270 ℃ according to Table 7.

4.3 Results analysis and protective measures

In the car body polishing workshop,Al Mg alloy dustin polishing plate and dust pipe will have drifted dustcloud and accumulated dust layer.The minimum ignitionenergy of drifted dust cloud is 304.5mJ and the minimumignition temperature of dust layer is 270 ℃.There arehigh energy point of ignition source like grinding sparks,mechanical friction heat and mechanical impact sparks inthe process of polishing.There are high energy point ofignition source in the ventilation and dust removal pipelinedue to the friction between Al Mg alloy particles or be-tween particles and tube wall.Even larger particle maycause the spark by friction and collision with fan in dustremoval device.These are great security risks.

According to the above analysis,some points of firecannot be avoided,but we may take some process im-provement measures to minimize the number of thesepoints,or limit the appearance of high temperature whichis higher than ignition temperature,or limit the appear-ance of area with higher temperature than the minimumignition temperature.What’s more,considering the dustsource control,the enterprise should prevent the appear-ance of Al Mg alloy powder dust or dust layer and im-prove dust control measure as far as possible.Al Mg alloydust is IIIC conductive dust,high risk.The enterprisescan choose electrical equipment in accordance with thestandards for dangerous place,with reference to nationalstandards GB 50058-2014 Code for design of electricalinstallation in explosive atmospheres.

5 20Lball explosive test

In order to provide the reference about explosion re-lief,suppression and isolation,and reduce the harm causedby dust explosion for the company,the authors used the20Lball explosive test device to test the explosive char-acteristics of the Al Mg alloy polishing dust.

Test condition:Sieving the dust samples by 200mesh sieve;the powder humidity is 4%;the environmenttemperature is 22 ℃;the environmental humidity is42%;drying 2hours at 105 ℃;the chemical ignitionhead of 10kJ.

5.1 Dust explosion pressure

The explosion pressure without ignition is about0.084 MPa.It can be considered as an explosion if thepressure rise is larger than 0.05MPa;the relationship be-tween the explosive pressure and the dust concentration ofAl Mg alloy is shown in Fig.1.In this experiment,3 Pｍａｘdata were measured under different dust mass concentra-tion.The experimental results showed that Pｍａｘincreasedwith the increase of the mass concentration in the range of200~1 000g/m３,and the maximum explosion pressurewas 0.50 MPa.Pｍａｘwill gradually decrease with the fur-ther increase of concentration.

From the above test analysis,when the concentrationwas lower than the optimal explosive mass concentrationof 500g/m３,the oxidation reaction increased with the in-crease of concentration.Otherwise,the oxygen in the de-vice was not enough,the unreacted dust particles in-creased and absorbed some of the shock wave and heat,sothe Pｍａｘdecreased.

5.2 Dust explosion index

Relationship between explosion index(Kｓｔ)and AlMg alloy dust concentration is shown in Fig.2.Thecurves of the 3 Kｓｔwere plotted according to the condi-tions of different dust concentrations.The experimentalresults showed that the Kｓｔincreased with the increase ofthe concentration of Al Mg alloy dust in the range of 200~1 000g/m３,and the maximum value was 2.28 MPa·m/s.With the further increase of the concentration of AlMg alloy powder,Kｓｔdecreased gradually.

Explosion index is closely related to the explosivepressure of Al Mg alloy dust.Dust explosion intensity lev-el is divided according to the ISO 6184classification crite-ria,as the following Table 8.Therefore,the explosive in-tensity of Al Mg alloy powder dust is St1grade.

6 Conclusions

The particle size of nearly 80% of the no-sieving AlMg alloy powder sample is in 0.10~10.00μm;the fluidi-ty index of Al Mg alloy powder is 46;the evaluation ofliquidity is not good;the powder is easy to accumulateunder natural state;the jet index of the sample powder is55,jet flow prone;the fluidization degree of powder bygas is general during the dust removal.

The minimum ignition energy of the dust cloud of thesample powder is 304.5 mJ.The maximum explosionpressure is 0.50 MPa;the maximum explosion index is2.28 MPa·m/s;the explosion intensity is St1-level.

铝镁合金 第5篇

氧化还原滴定法测定铝铬中间合金中铬

铝铬中间合金中铬含量较高(质量分数在2.0%～3.0%之间),采用二苯基羰酰二肼光度法测定铬[1],由于试液的吸取量太少易产生较大误差,无法保证结果准确度.本法采用氢氧化钠-过氧化氢溶解试样,硝酸酸化,在硫酸-磷酸介质中用过硫酸铵作氧化剂,将三价铬氧化成六价铬,用硫酸亚铁铵标准溶液滴定六价铬,测定铝铬中间合金及铝合金中高含量的铬.

作 者：翟金鸥 ZHAI Jing-ou  作者单位：齐齐哈尔北方机器有限责任公司,齐齐哈尔,161001 刊 名：理化检验-化学分册  ISTIC PKU英文刊名：PHYSICAL TESTING AND CHEMICAL ANALYSIS PART B:CHEMICAL ANALYSIS 年，卷(期)：2007 43(10) 分类号：O657.31 关键词： 

铝镁合金 第6篇

1 材料特性

中石化镇海炼化分公司35000Nm3/h O2空分装置所用铝镁合金管为5083和5052。此类材料具有一定的抗蚀性与可焊接性能,以及中等强度。

5083主要化学成分: Mg为4.0%~4.9%,含Mn为0.4%~1.0%;

5052主要化学成分: Mg为2.2%~2.8%,含Mn为0.1%[1]。

2 清洗和脱脂

空分装置具有低温深冷、氧气助燃、遇油易爆等特点,因此,对空分装置冷箱内管道必须进行清洗脱脂处理。

铝镁合金管道脱脂剂严禁使用四氯化碳溶剂,推荐使用四氯乙烯或三氯乙烯溶剂。由于脱脂剂是易燃和危险性物质,因此,在脱脂剂使用和储存时,必须采取环境通风、避免阳光直接照射和加强劳动者的身体保护等措施。除上述脱脂溶液外,尚可用其他方法如碱洗。但是,碱液浓度过高会引起金属锈蚀,特别是铝镁合金材料。用于铝镁合金制件的碱液,其pH≤10,清洗温度为70℃~80℃。碱液清洗后应用清水冲洗制件至无残留碱性,再进行干燥。管道脱脂后宜在24h内施焊,并严防二次污染[2]。

小口径管道和配件脱脂时,可采取直接浸泡在脱脂剂中的方法;大口径管道可采用脱脂剂灌注浸泡脱脂法。脱脂过程中,需要使管道反复倾斜,从而使管道脱脂充分。根据实际情况,有时也可采用擦洗脱脂法或喷雾法。

经脱脂的管道应无脱脂剂气味。检查方法是:可用紫外线灯照射,以无乳白色荧光为合格,对氧气管道还需用油脂分析仪进行定量分析,油脂含量不得超过125mg/m2[2]。

3 管道预制安装

空分装置冷箱内管道空间位置紧凑,走向复杂,管径大小不一,给管道安装增加很大难度。为保证施工质量,管道施工应尽可能多地在冷箱外预制,然后在冷箱内组装。因此,在施工前,必须根据管道单线图,甚至有时会利用制作模型的方法,从而提高管道预制的深度、质量和速度。

铝镁合金管道预制需要在室内进行。由于铝镁合金材料较软,因此,预制场地上应铺设4mm厚的橡胶垫,以防产生电位腐蚀和划伤。铝镁合金管道制作必须与碳钢和不锈钢等区分开。

铝镁合金管道安装必须按照以下原则:先大管,后小管;先下部,后上部;先主管,后辅管;先预制,后配置;加热管与低温管、液体容器壁面距离不小于300mm;管道安装从空分装置冷箱上部开始向下进行。

铝合金管道预制安装使用的工具为不锈钢丝刷、铝制水平尺、木榔头、尼龙绳等。在管道吊装时,应采取保护措施,以防止损伤管道表面,不得采用钢丝绳进行吊装。

铝合金管坡口采用机械加工的方法。加工后的坡口表面应平整,且无毛刺和飞边,坡口及焊件表面的油污和氧化膜应清除,用丙酮除去表面油污,坡口两侧的清除范围应不小于50mm。对接焊口装配有以下几点要求:(1)组对焊口应避免强制进行,以减小焊接后产生较大的残余应力;(2)对口应做到内壁齐平,错边量不得超过管壁厚度的10%,且不大于1毫米,内壁同样要求光洁,不得有毛刺、粒屑;(3)内部不加衬圈焊口,要求间隙尽可能等于零,特别是仰焊部位,管内壁应倒1~1.5mm的圆角;(4)使用衬圈时,衬圈必须与管壁贴紧。

4 焊接技术

为保证焊接质量,焊接铝合金的焊工均须经过严格的技术培训,考试合格后,发上岗证书,并严格按焊接工艺规定上岗操作。铝合金焊接设备采用交流钨极手工氩弧焊机。在使用前,对焊接设备进行全面检查和调试,保证水、气无漏、无阻,电流稳定及高频引弧正常,氩气纯度必须不低于99.99%。焊接环境的湿度不超过80%,并应有防雨、防风措施。

由于铝在液态时能溶解大量的氢,随着温度下降,接近凝固点时,氢的溶解度急剧下降。在凝固点时氢从0.69mL/100g降到0.036mL/100g,相差近20倍(在钢中只相差不到2倍),况且铝的导热性能很强,在同样的工艺条件下,铝熔合区的冷却速度可为高强钢的4~7倍,不利于气泡的溢出。这样部分氢原子H++H+→H2形成气孔。在横焊或仰焊的特定位置下,这些气孔在焊缝金属凝固过程中上升至焊缝上部熔合线附近,被上部固态金属阻挡而无法溢出,因而在焊缝上部形成链状气孔[3]。为减少焊接缺陷,提高焊接一次合格率,镇海炼化空分装置的施工单位中国化学工程第三建设公司根据多年的铝焊施工经验,采用了双弧焊接技术。其要点是:双弧相对,外面填充焊丝,内弧只需做轻微摆动,内弧随外弧运动方向行走;焊丝要挡在两弧间,防止两弧相互排斥;两面均在熔融状态下进行;对小口径管道和固定口,无法采用双弧焊接的,加不锈钢衬圈。双弧焊接示意图如图1。焊接工艺参数见表1。

铝合金管道焊接工艺要求:(1)不得在母材或坡口内直接引弧,需先在引弧板上燃烧炽热后再到坡口内引弧。(2)焊前用工业酒精或丙酮除去焊件、焊丝、不锈钢衬垫的表面油污,焊件两侧坡口的清理范围不应小于50mm。清除油污后使用不锈钢丝刷清理坡口至露出金属光泽。使用后的钢丝刷应定期进行脱脂处理。(3)焊接过程中焊丝端不应离开氩气保护区,焊丝与焊缝表面夹角宜为150,焊枪与焊缝表面夹角宜为800~900。当钨极前端出现污染或形状不规则时,应进行修改或更换钨极。当焊缝出现触钨现象时,应将钨极、焊丝、溶池处理干净后方可继续进行施焊;(3)焊接宜采用大电流快速施焊法,焊丝的横向摆动不宜超过其直径的3倍,多层焊时宜减少焊接层数,层间温度宜冷却至室温且不应高于150℃,层间的氧化铝,可使用不锈钢钢丝刷将氧化铝等杂物清理干净;(4)焊接必须连续进行,中断时间不能超过15min,焊接完每一层,必须及时检查和清理焊道;(5)在定位焊和开始焊接时,必须保证不烧焦或烧熔不锈钢垫环。不加衬圈的焊口,在局部有间隙时,则送丝速度要更快些,连续推送,否则易造成烧穿;(6)焊缝应与母材表面圆滑过渡,其表面不得有裂纹、未熔合、气孔、氧化物、夹渣及过烧等缺陷;焊缝余高、咬边、表面凹陷等均应符合规范要求。

5 施工效果

中石化镇海炼化分公司35000Nm3/h O2空分装置冷箱内约20000DB铝合金工艺管线采用上述的施工工艺和有关技术后,焊接一次合格率达到98%以上,位居镇海炼化100万吨/年乙烯工程各装置焊接一次合格率之首。冷箱裸冷试验未出现一处泄露点,该装置开车一次成功。

参考文献

[1]变形铝及铝合金化学成分[S].GB/T 3190-2008.

[2]大型空分设备安装技术要求[S].HTA1107-2003.

铝镁合金 第7篇

铝镁合金是最轻的工程金属材料之一, 具有很好的比强度、比刚度等性能, 特别适合制造有重量轻、强度高、减震降噪要求的工程结构部件和有一定强度要求的壳体类零件。中国作为铝镁资源大国, 如何利用铝镁资源的优势正受到越来越多国内有识之士的关注。随着铝镁合金及其相关技术的发展, 铝镁合金在中国各个领域的应用也得到了进一步的推广。下面分别介绍中国在新型铝镁合金开发和加工工艺 (液态成型、固态成型和半固态成型三个方面) 的研究进展。

一、新型铝镁合金的开发

由于交通工具轻量化的推动, 世界各国都展开了对铝镁合金的研究, 寻找一种可以满足要求的新型合金, 是各国科技工作者的一个共同目标, 在这方面中国科技人员也进行了大量的研究工作。限制铝镁合金发展的一个主要原因是铝镁合金的高温性能——抗蠕变能力和高温疲劳性能较差, 因此新材料的研发主要是针对这一问题进行的, 概括的说主要包括两个方面:一是对现有合金的优化, 主要是针对现有的商业铝镁合金, 特别是对Mg-Al系合金进行改性, 通过添加合金元素以期改善合金的高温性能;二是新合金系的开发, 主要是指新型Mg-RE系合金的研发。

1. Mg-Al耐热铝镁合金

目前, 对于Mg-Al系耐热铝镁合金的研究主要集中在以下两方面:1 AZ系 (Mg-Al-Zn) 铝镁合金的耐热性改善, 其主要通过添加微量合金元素 (如RE、Si、Ca、Ba、Bi、Sb和Sn等) 改善AZ系合金中β相 (Mg17Al12) 的形态结构和/或形成新的高熔点、高稳定性的第二相来提高其耐热性;2新型耐热铝镁合金系列的开发, 其主要以Mg-Al二元合金为基础, 通过单独或复合添加Si、RE、Ca、Sr等合金元素, 以形成具有抗高温蠕变性能的新型耐热铝镁合金系列。表1显示了部分新开发的Mg-Al系耐热铝镁合金的化学成份及主要强化相。

2. Mg-RE合金

稀土元素的价格相对较为昂贵, 但由于稀土元素特殊的价电子结构以及在铝镁合金中的显著的强化效果, 使Mg-RE系成为发展高强度耐热铝镁合金的一个重要合金系。中国关于MgRE系合金的研究近年来不断增多和深入, 中国作为稀土资源第一大国, 铝镁稀土合金的成功研发将有助于我们利用这一优势。

混合稀土, 尤其是轻稀土, 是较早发现对铝镁合金具有良好强化效应的元素。上海交通大学的研究发现, 在中国牌号ZM6合金的基础上通过纯钕元素替代富钕混合稀土、调整合金元素含量范围以及添加微量合金元素等手段开发的Mg-2.5~3.5Nd-0.2Zn-0.5Zr-X合金的综合性能远远超过ZM6合金和EZ33A合金, 而且无须氢化处理。这种合金采用了高温固溶工艺, 从而可以提高固溶处理后的N d元素在基体中的固溶量以及后续时效强化效果。

稀土元素Y和Gd的优良时效强化作用是近年的重要发现之一。何上明等人在Rohklin和Kamado等人的工作基础上系统地研究了Mg-Gd-Y-Zr-Ca系合金的显微组织和力学性能, 并开发高强度铝镁合金Mg-10Gd-3Y-0.6Zr-0.4Ca (GW102K) 以及Mg-12Gd-3Y-0.4Zr-0.4Ca (GW123K) , 两种合金经过热挤压后的力学性能如图1所示。与日本Kamado等人的研究结果不同的是, 他们发现Mg-Gd-Y-Zr系合金的时效沉淀析出顺序应为Mg (SSSS) →β〞 (D019) →β′ (bco) →β1 (fcc) →β (fcc) , 而不是常规报导的Mg (SSSS) →β〞 (D019) →β′ (bco) →β (bcc) 序列, 其中β〞和β′在时效峰值处共存, 并以极细的针状或片状弥散析出, 沿铝镁基体的{11-20}棱面分布, 首次在该合金系内发现一种具有面心立体的新型过渡相β1, 该相在基面上呈现菱形颗粒状。几种主要的过渡相的形貌与斑点如图2所示。

此外, 上海交通大学还对Mg-Dy-Nd, Mg-Y-Sm, Mg-Gd-Nd等其它稀土系合金进行了研究与优化, 得到不同稀土含量的铝镁合金, 与Mg-Gd-Y和Mg-Nd系合金类似, 这些铝镁稀土系主要强化方式为高温时效析出的亚稳相, 因此具有良好的强度与耐热性, 为高强度耐热铝镁合金。

二、液态成型

当前, 铝镁合金的液态成型仍然以压力铸造 (HPDC) 、重力铸造为主, 铝镁合金采用其它铸造方式, 如低压铸造 (LPDC) 、熔模铸造等形式较少, 表2为2005年中国国内铝镁合金消费领域的比较 (来自铝镁业分会) 。

中国铝镁合金零部件的主要生产厂家有一汽铸造公司、东风汽车公司、上海铝镁铝镁合金压铸有限公司、长安汽车等。这些公司的产品以汽车用铝镁合金压铸件为主。此外, 台湾香港等企业在大陆投资的铝镁成型企业主要生产3C铝镁合金压铸件, 目前已经成为全球最大的3C铝镁合金零件供应商。利用铝镁合金压铸件代替传统铸铁、铸钢件, 甚至代替铝合金压铸件, 正成为制造业特别是汽车制造业的发展趋势。

随着模具设计水平和压铸零件性能的提高, 铝镁合金压铸件的应用领域已经从传统的笔记本电脑外壳、手机外壳等发展到了发动机支架、轮毂、框架件等受力部件以及安全部件。为了满足不断提升的零件性能要求, 在传统压铸工艺的基础上衍生出了真空压铸、挤压铸造、低压铸造、超低速压铸等诸多技术分支。

真空压铸是一种在压射过程中抽除型腔和压室内的气体, 从而减少铸件中的气孔缺陷, 提高铸件质量的压铸工艺。该工艺以其极低的铸件含气量、较好的设备兼容性和优异的铸件性能等优点得到了高度重视和大力发展。

上海交通大学轻合金国家工程中心对铝镁合金AZ91D的真空压铸进行了研究, 研究结果表明﹕真空压铸可以明显降低AZ91D压铸件中孔洞的含量, 改善合金填充过程, 提高合金的密度, 特别是提高远离浇口处的密度 (图3) ;真空压铸铸件经过热处理后相对于普通压铸而言表面气泡有明显改善, 只有微量气泡产生, 铸件可以热处理;真空压铸件热处理后, 由于AZ91D的固溶强化和时效强化效果, 合金T4与T6态的力学性能较压铸态有明显的改善, 抗拉强度平均提高80MPa以上。清华大学也对铝镁合金的真空压铸进行了研究, 研究结果表明随着真空度的提高, 合金的强度与延伸率呈上升趋势, 真空压铸提高了合金的室温力学性能。挤压铸造, 是一种集铸造和锻造特点于一体的新工艺, 该工艺是将一定量的金属液体直接浇入敞开的金属型内, 通过冲头以一定的压力作用于液态或半凝固的金属上, 使之充填、成型和结晶凝固, 并在结晶过程中产生一定量的塑性变形, 从而获得零件毛坯的一种金属成形方法。该成型工艺生产的铸件具有组织致密、晶粒细化的特点, 因此特别适合生产高品质铝镁合金。

重庆大学采用一种新型的挤压铸造方式生产铝镁合金摩托车轮毂, 取得了较好的结果:本体拉伸性能为230~250MPa, 延伸率10~16%, 同时生产效率较高。上海交通大学对铝镁合金挤压铸造的研究也在进行当中, 铝镁合金AZ91D挤压铸造后的金相如图5所示, 合金中第二相分布比较细小, 有利于提高合金性能。合金铸态下的室温抗拉强度在200-230MPa, 相对于重力铸造有明显提高, 约15-30%, 达到压铸水平;同时由于合金致密无缺陷, 又可以发挥合金热处理强化的优势。

低压铸造是介于重力铸造和高压铸造的一种铸造方法, 具有充型平稳, 补缩效果良好的特点。同时密封充型可以防止铝镁合金暴露在大气中而引起氧化燃烧, 是铝镁合金成型方法中一种比较好的方式。但长期以来这种成型方式在铝镁合金中应用很少, 主要是人们对于铝镁合金低压铸造的过程缺乏了解。

上海交通大学对铝镁合金AZ91D和AM50低压铸造工艺进行了研究, 结果表明AZ91D低压铸造时组织中很容易产生缩松, 而且第二相和晶粒很容易粗化, 对合金性能产生负面影响, 因此在采用低压铸造生产铝镁合金AZ91D铸件时, 对工艺参数的控制要求比较严格, 采用优化后的工艺才可以生产出致密的铸件;而AM50合金的低压铸造性能比较优良, 容易得到致密的铸件, 但合金的屈服强度较低。

超低速压铸是在常规压铸的基础上, 降低压铸时低速阶段的压射速度, 从而达到减轻压铸过程中卷气现象的一种新工艺。清华大学对铝镁合金的超低速压铸进行了系统的研究, 发现在压铸充型过程中, 低速阶段的压射速度对压室液态金属流动形态及压室中气体的卷入情况影响较大, 存在一个临界低速速度。在该速度条件下, 液体金属在压室中的流动将不会卷入气体。在此基础上, 他们提出了优化的低速压射工艺:在压射充填阶段采用优化的低速速度, 而在流道系统充填阶段降低速度以保证流道系统的平稳充填。

熔模铸造在铝镁合金中采用的比较少, 尚处于研发阶段。上海交通大学等高校对AZ91D熔模铸造进行了尝试, 发现合金中第二相和晶粒比低压铸造更易粗化, 铸造中应当采用必要的细化措施。而对于采用Zr细化的铝镁合金而言, 熔模铸造并不会带来晶粒的明显粗化, 目前为止, 已经有性能良好的熔模铸造铸件产出。

电磁铸造对AZ91D的组织有一定的细化作用, 可以使Mg17Al12相和共晶组织增多, 有利于Zn元素的均匀分布。快速凝固AZ91D合金薄带截面组织由靠近辊面晶粒约9μm的粗大等轴晶区、中部方向不同的柱状晶区和自由表面层晶粒在215~4μm的细小等轴晶区三部分组成, 三层组织均为过饱和α-Mg固溶体, 并观察到较高的位错密度。快速凝固条件下的压缩强度均高于铸态, 并随冷却速度的增大, 压缩性能有所降低。

三、固态成型

铝镁合金固态成型产品与铸态相比具有明显的性能优势, 因此铝镁合金型材板材的应用前景被广泛看好, 国内铝镁合金型材板材的应用也呈较快的上升趋势。据有关专家预测, 在未来10-15年铝镁合金板材巿场将会达到15-20万吨。从应用来看, 中国部分企业和研究机构已经具备铝镁合金固态成型加工能力。中铝洛阳铜业有限公司依靠自主创新成为中国首家打入世界铝镁合金板材产品高端巿场的企业, 目前该公司生产的铝镁合金连续铸扎薄板已经成功的应用在了美国波音公司生产的飞机上。以上海交通大学为技术依托的上海美格力轻合金制品有限公司的铝镁合金型材也销售良好, 呈较快的发展劲头。此外, 东北轻合金加工厂、营口银河铝镁铝合金公司、福州华铝镁新技术开发公司、重庆奥博铝材制造公司等国内多家企业也都具备了生产铝镁合金挤压型材和轧板的能力。

铝镁合金在室温下塑性很低, 延伸率只有4%~5%, 容易脆裂, 轧制加工比较困难, 但200℃以上时塑性明显提高, 使挤压加工成为理想的方法。目前, 铝镁合金管材、棒材、型材、带材主要采用挤压方法加工成形。挤压成型方式相对于铸造方式而言可以明显提高合金力学性能, 如AZ91D经过挤压后合金拉伸强度和塑性均得到提高, 抗拉强度由铸态的205MPa提高到336MPa, 延伸率由铸态的6%提高到11%。图5为上海交通大学研制的铝镁合金型材与管材。

铝镁合金在室温下塑性很低, 延伸率只有4%~5%, 容易脆裂, 轧制加工比较困难, 但200℃以上时塑性明显提高, 使挤压加工成为理想的方法。目前, 铝镁合金管材、棒材、型材、带材主要采用挤压方法加工成形。挤压成型方式相对于铸造方式而言可以明显提高合金力学性能, 如AZ91D经过挤压后合金拉伸强度和塑性均得到提高, 抗拉强度由铸态的205MPa提高到336MPa, 延伸率由铸态的6%提高到11%。图6为上海交通大学研制的铝镁合金型材与管材。

轧制是铝镁合金薄板的主要成型方式, 陈彬等人的研究表明, AZ31铝镁合金在铸态和挤压态下都可以轧制出性能良好的铝镁板;如图6所示, 上海交通大学已经成功轧制出AZ31薄板 (0.5~4mm) , 目前正与企业合作进行大规模生产的尝试。湖南大学对铝镁合金的异步轧制进行了研究, 结果表明异步轧制可使其晶粒得到细化, 基面织构减弱, 力学性能提高。中南大学在AZ31中添加少量稀土元素, 发现少量的Ce和Nd的加入可以提高轧制后合金的强度与塑性。

利用冲压工艺可制造出各种形状复杂的工件, 这对铝镁合金在汽车、3C等产品上的应用极具吸引力。冲压工艺中以拉深工艺较为典型, 拉深是把平面形状的毛坯, 借助于模具的作用, 制成开口空心形状零件的一种冲压工艺方法。以往拉深研究中以AZ31合金为主, 目前研究有扩展到其它合金的趋势。南昌大学对Mg-Mn-RE合金的拉深性能进行了研究, 发现合金的拉深高度对拉深温度有明显的依赖性, 拉深温度越高拉深高度也越高。暨南大学对ZE10合金拉深性能的研究表明, 230℃拉深时, 在冲头温度为20~50℃、拉深速度为50mm/min的条件下, 可顺利拉深最大直径为142.5mm的板料, 极限拉深比 (LDR) 为2.85。上海交通大学也开展了这方面的研究, 目前在200℃下可以做到LDR>3.2。

由于铝镁合金在较高温度下特别是在400℃以上很容易产生氧化腐蚀, 因此, 目前对铝镁合金的热锻成形技术研究不多, 精锻工艺研究更少, 发展也较慢, 一定程度上影响了变形铝镁合金的大量应用。

最近两年国内研究铝镁合金锻造有回升的趋势, 湖南大学对AZ80多向锻造后的组织和力学性能进行了研究, 结果表明, 多向锻造工艺下, 材料内部易形成交错变形带, 有利于组织细化, 形变诱导晶粒细化是主要的晶粒细化机制。晶粒细化过程存在一临界应变量εc (2≦εc≦2.4) , 当实际应变量εc超过临界应变量εc时, 材料基本为动态再结晶细晶组织, 进一步细化变得困难。多向锻造后合金力学性能有了明显的提高。东北大学对AZ31锻造后的织构进行了研究, 发现锻造产生的面织构将增加铝镁合金的各向异性, 不利于改善铝镁合金的塑性变形能力和力学性能。广州工业大学对锻造工艺参数的影响进行了研究, 结果表明保持锻造时的温度是保证锻造质量的关键所在, 因此每次锻打的时间要尽量缩短, 而且锻打之前锻件保温时间要恰当。

三、固态成型

半固态加工技术是提高铝镁合金制件性能的有效途径之一, 这类技术是当前的研究热点, 但目前还与实际生产有一定距离。

福建工程学院对半固态AZ91D铝镁合金组织与性能进行了研究, 结果表明坯料微观组织中未见明显的溶质扩散层, 在细小的网状共晶相中析出了大量的晶粒尺寸为5~10μm的二次

α-Mg相;半固态流变压铸成形工艺在提高铸件致密度的同时, 也提高了铸件的硬度, 与液态压铸成型试样相比, 其密度提高了0.33%, 硬度提高了4.6%。南昌大学对铝镁合金AZ91D的半固态轧制进行了研究, 发现搅拌速度、铸轧温度对半固态铝镁合金组织有显著的影响;过快过慢的搅拌速度都不利于半固态组织的形成, 试验表明搅拌速度300r/min最佳;铸轧温度从高到低, 固相率明显从小到大;半固态连续铸轧技术可以提高板带的塑性加工性能, 细化晶粒, 提高生产效率。吉林大学对不同注射速度的半固态触变注射成形铝镁合金显微组织进行了分析, 结果表明固相率不能与材料的抗拉强度建立有效的对应关系, 能够综合表徵颗粒形态的分布描述则可以与材料抗拉强度建立有效的对应关系, 为研究半固态成型铝镁合金的工艺-组织-性能之间的关系提供了一个理想的定量分析参数。

五、结束语

虽然中国对各类新型铝镁合金和铝镁合金各种可能的成型方式都进行了比较系统的研究, 但目前国内铝镁合金企业的产品仍然以商业铝镁合金常规压铸、重力铸造为主, 铝镁合金的挤压、轧制成型工艺刚刚开始应用于实际生产, 而半固态成型等其它成型工艺则使用较少。

中国铝镁资源极为丰富, 2006年原铝镁产量达到52.6万吨 (全世界为72.6万吨) , 如何更好的利用这一得天独厚的资源, 更好的发展中国的铝镁产业, 尚需要深入的探讨与不断的创新。虽然目前中国的铝镁产业大发展的局面已经形成, 但铝镁的资源优势尚不能转化为高附加值的产品。中国铝镁加工企业众多, 但工艺技术、产品质量、企业管理等方面与国外先进企业相比还有很大的差距, 弥补这一差距尚需科研院所与铝镁合金企业的共同努力。只有不断的培育铝镁合金巿场、提高中国铝镁加工企业的技术水平和产品质量, 才能提升中国铝镁产品的国际竞争力, 使中国真正成为铝镁合金强国。

其加工过程及腐蚀和力学性能有许多特点:质量轻、刚性好、具有一定的耐蚀性和尺寸稳定性、抗冲击、耐磨、衰减性能好及易于回收;另外还有高的导热和导电性能、无磁性、屏蔽性好和无毒的特点。应用范围:镁合金广泛用于携带式的器械和汽车行业中, 达到轻量化的目的。

镁合金的比重虽然比塑料重, 但是, 单位重量的强度和弹性率比塑料高, 所以, 在同样的强度零部件的情况下, 镁合金的零部件能做得比塑料的薄而且轻。另外, 由于镁合金的比强度也比铝合金和铁高, 因此, 在不减少零部件的强度下, 可减轻铝或铁的零部件的重量。

镁合金相对比强度 (强度与质量之比) 最高。比刚度 (刚度与质量之比) 接近铝合金和钢, 远高于工程塑料。在弹性范围内, 镁合金受到冲击载荷时, 吸收的能量比铝合金件大一半, 所以镁合金具有良好的抗震减噪性能。镁合金熔点比铝合金熔点低, 压铸成型性能好。镁合金铸件抗拉强度与铝合金铸件相当, 一般可达250MPA, 最高可达6 0 0多M p a。屈服强度, 延伸率与铝合金也相差不大。镁合金还个有良好的耐腐蚀性能, 电磁屏蔽性能, 防辐射性能, 可做到100%回收再利用。

镁合金件稳定性较高压铸件的铸造行加工尺寸精度高, 可进行高精度机械加工。

铝青铜合金研究进展 第8篇

关键词：铝青铜合金,成分,固溶时效,综合性能,组织

0 引言

铝青铜是机械工业领域中广泛应用的重要结构材料,其含Al质量分数为5%～10%。一般分为简单铝青铜(即二元Cu-Al合金)和复杂铝青铜(即以铜铝为基,添加Fe、Ni、Mn、Zn等元素的多元铜合金)。由于简单铝青铜硬度、屈强比、耐磨性等性能的不足,导致其应用受到限制。为了改善铝青铜的这些性能,目前研究及使用的均为复杂铝青铜,这种合金因具有良好的综合力学性能及耐磨耐蚀性而得到广泛应用。

人类对铝青铜的研究始于20世纪初,到20世纪50年代,铝青铜已经大规模应用在工程机械中,成为现代工业中不可缺少的铜合金。铝青铜主要具有以下性能:(1)良好的铸造性能。结晶温度范围小,不易产生成分偏析,流动性好,分散缩孔倾向小,易获得致密铸件。(2)力学性能好。铝青铜的力学性能和耐磨性高于黄铜和锡青铜,常用来制作螺杆、螺帽、铜套和密封环等[1]。(3)良好的耐蚀性。在大气、海水及多数有机酸溶液中均具有较好的耐蚀性,因此可用来制造耐腐蚀零件,如螺旋桨、阀门等。(4)导热性能好。在用作拉伸、压延不锈钢板式换热器模具材料时,因其刚度稳定而不会粘模、划伤工件,成为一种新型模具材料[2]。(5)具备良好的特殊性能。铝青铜合金在凝固时,会发生马氏体形态的转变,使其具有形状记忆功能[3]。耐冲击性强,在强冲击下不会产生火花,可用来制造无火花工具材料[4]。光泽性好,Cu-Al二元系中,铝对金属的色泽有重要影响[5]。铝青铜中添加少量锌、镍、锡和稀有元素等,也能对铝青铜的色泽产生作用,如“18合金”和造纸材料QAl5-5-1[6]。铝青铜合金价格较便宜,力学性能较好,可替代部分贵重金属材料,如替代不锈钢、锡青铜和镍基合金等[7]。

基于以上原因,本文较为详细地综述了铝青铜合金的组织性能和热处理工艺等。

1 铝青铜合金的组织

铝青铜的组织随着成分和所处温度区间的改变而发生变化。由图1所示的铜铝二元相图[8]可以看出不同成分的铝青铜合金的结晶过程和组织变化规律。其中,铝含量小于7.4%(质量分数,下同)的所有铝青铜合金在固态时均为单相α固溶体,塑性好,加工成形性好。铝含量在7.4%～9.4%之间的铝青铜合金在1036～565℃温度范围内组织为α+β相,但由于实际生产过程中,合金的冷却速度满足不了充分缓慢冷却的条件,使β→α转变不彻底,导致组织中残留一部分β相,随着温度继续降低,残留β相发生β→α+γ2共析转变。γ2相是一种硬脆相,会使合金的硬度、强度升高,塑性下降。

铝含量在9.4%～15.6%之间的铝青铜合金从高温缓慢冷却到565℃时发生β→α+γ2共析转变,组织呈现层片状。铝含量在9.4%～11.8%之间的亚共析铝青铜在快速冷却过程中,β相发生无扩散相变,形成针状β′相和马氏体组织。含铝量大于11.8%的过共析铝青铜组织变化顺序为:由最初的β固溶体转变为β1有序固溶体,然后随合金中铝含量的增加再转变成β′马氏体、β′+γ′混合物或针状β′马氏体。所以,含铝量大于9.4%的铝青铜合金淬火后组织主要为β′马氏体。由于β′相的硬度和强度均高于α相,在制作铝青铜耐磨材料时往往希望得到此组织。另外,β′相是一种亚稳定组织,不同温度回火时可以得到不同组织。根据相变规律可以得出,铝含量大于11.8%的过共析铝青铜是一种典型的固溶强化合金,在实际生产中经常采用热处理法对此合金进行强化[9]。

对于含有其它微量元素的铝青铜合金,组织中一般会存在α相、β′相、κ相和γ2相。其中,α相是以Cu为基的置换固溶体,属面心立方点阵,显微硬度HV为200～270。β′相和β相属同素异构体,β′相是在实际铸造条件下共析转变受阻而出现的过冷β相,前者具有斜方晶系的点阵结构,在低于325℃时稳定;后者属于体心立方点阵,在高于565℃时稳定。β′相实际上是以Cu3Al电子化合物为基的固溶体,显微硬度HV为290～407。γ2相是以Cu9Al4为基的固溶体,具有体心立方晶格的硬脆相,与碳钢珠光体中的渗碳体相似,γ2相过多会使合金变脆。κ相为[Ni2MnAl]、[AlFe]等化合物,属于体心立方结构[10]。图2为含铝量约9.6%的铝青铜合金的显微组织图,直观地呈现了各个相的形态[11]。

2 铝及其他微量元素对铝青铜组织和性能的影响

材料的成分、组织决定材料的性能,也是决定材料应用范围的关键因素[7]。简单二元铝青铜由于合金组织比较单一,导致其性能不足,使其应用范围受到限制。因此,常采用多元微合金化改变其内部组织结构,改善铝青铜合金的某些性能,从而扩大铝青铜的应用范围。

2.1 铝元素的影响

铝是铝青铜合金的主要添加元素,在铜中的溶解度比较大,其含量对组织影响很大,并对合金起到显著的强硬化作用。王荣滨[12]对铝含量不同的QAl10-4-4和QAl11-6-6铝青铜合金进行高温固溶热处理强化。在温度相同时,随铝含量的增加,β相固溶体含量增加,淬火后得到的针状马氏体β′相含量也增加。由于β′相具有较高强度和硬度,使合金的力学性能得到提高。铝含量增加还可细化晶粒,提高强韧性和耐磨性。铝含量较高时,合金中会产生β、γ2等相。王智平等[13]的研究发现,在QAl9-4、QAl10-4-4和Cu14AlX合金中,随着铝含量的增加,组织中β相明显增多,α相逐渐减少,初生κ相质点也增多,这种初生κ相质点在合金中形成了大量形核质点,显著细化了合金组织,使合金基体强度得到提高(如表1所示)。与普通铝青铜相比,合金的承载能力得到提高,耐磨性得到改善。除此之外,铝含量对高锰铝青铜硬度影响较显著。随着合金中铝含量的增加,组织中金属间化合物增加,α相明显减少且变长,并呈层片状分布,硬度明显提高[14]。继续增加Al含量,把铝青铜中Al含量提到了14%～15%,并加入Fe、Ni、Mn、Co以及稀土等元素,通过热处理可使合金获得优良的物理、化学、力学与摩擦磨损等性能[15,16,17]。

2.2 铁元素的影响

铝青铜中,Fe是主要微量添加元素之一,其含量对组织有明显影响。铁对铝青铜的主要作用是细化晶粒,提高合金的力学性能和耐磨性能。铁在铜中的溶解度较小,为0.5%～1.0%,只有在高温下才有一定的溶解度,并随着温度的下降而析出。铁在Cu-Al合金α相中的溶解度略大于其在Cu中溶解度,为2%～3%[18]。当合金中Fe含量为2%～4%时,铝青铜的组织得到显著改善,晶粒细化,耐磨性提高;当Fe含量过多,会降低腐蚀电位,从而影响腐蚀性能,降低合金的性能[19]。周志明等[20]对Fe含量分别为3.23%、3.26%、3.29%和3.90%的ZQAl9-4合金的研究结果证实,随着合金中Fe的增加,κ相得到细化,合金的抗拉强度显著增加,延伸率基本不变。随着铁含量的继续增加,当合金中Fe含量分别为4%、6%和8%时,超过Fe在铝青铜中溶解度,Fe就会形成细小的弥散分布在基体上的κ相金属间化合物[21]。图3为不同Fe含量铝青铜的金相组织[22]。从图3可以看出,铁含量从4%增加到8%过程中,κ相分布由弥散粒状向球状或梅花状转变,(α+γ2)共析体由少量不连续分布变为围绕κ相的孤立点状分布。铁含量为4%时合金具有较高的力学性能,过多则导致力学性能下降[21,23]。路阳等[24]同时对Fe含量低于和高于4%的铝青铜合金进行了研究,同样得出Fe含量为4%的合金具有最佳的综合力学性能和耐磨性(如表2所示)。但对于耐腐蚀性而言,则需要提高Fe含量,当Fe含量为5%时,合金的耐腐蚀性最好[25]。因此,铝青铜的铁含量一般控制在2%～5%。Fe可使铝青铜中的原子扩散速度减慢,增加β相的相对稳定性,因而能抑制525℃时合金变脆的“自退火”现象,显著减少合金的脆性。

2.3 锰元素的影响

锰在Cu-Al合金α固溶体中有一定的固溶度,可以进行固溶强化处理,从而提高合金的力学性能。锰对β相具有稳定作用,因而随着锰含量的增加,β相稳定性得到提高,降低了相变开始温度,延迟了共析转变,从而避免或减少了γ2相的出现[26]。当铝青铜中锰含量不超过其最大溶解度(14%)时,随着锰含量的增加,合金耐蚀性提高。向含锰的铝青铜添加铁元素,由于Fe具有细化晶粒的作用,使合金的性能得到改善,但同时Fe会减弱锰对β相的稳定作用[27]。

2.4 钛元素的影响

Ti元素化学性质活泼,容易氧化且收缩率较大,对合金材料的性能影响较大。合金中钛含量越多,组织中Ti的化合物含量也越多。适量的钛能够细化晶粒,提高合金组织的硬度。当Ti含量超过一定范围时,随合金中Ti元素含量的增加,基体组织硬度反而下降,高锰铝青铜中适宜的Ti含量为0.20%～0.25%[14]。含钛量为0.3%的QAl10-4-4合金,性能基本不变,不出现明显的缓冷脆性[28]。

2.5 锌、钴、锆等元素的影响

许多学者研究了Fe、Ni、Mn等合金元素对铝青铜合金显微组织和性能的影响,但对Co、Zn等元素的作用研究较少。随着ZQA19-4合金中Zn质量分数的增加,κ相尺寸变得粗大,并且分布不均匀,合金的抗拉强度和延伸率都大大下降[20]。Co能改变合金的显微组织,特别对κ相形貌影响较大。在Cu-4Al-X的高铝青铜中,随着Co质量分数的提高,类梅花形κ相增多,同时细化了合金组织,提高了合金的力学性能[29]。另外,随Co质量分数的增加,合金耐蚀性提高。当Co含量为5.5%时,合金耐蚀性最好[30]。Zr能改善合金的缓冷脆性,向QAl10-4-4合金中添加0.3% Zr,在不降低合金延伸率的情况下,能明显地改善合金的缓冷脆性[28]。

随着研究的深入,新的微量元素不断加入,铝青铜合金成分配比不断发生变化,铝青铜的性能也得到不断改善,从而使铝青铜合金的应用范围更加广泛。

3 热处理工艺对铝青铜性能的影响

合金的性能主要由其组织结构决定,而组织结构除了受制于合金成分外,另一个重要因素是热处理工艺。合适的热处理工艺在提高合金强度的同时,使合金的塑性、韧性、耐蚀性和塑性加工能力也得到大大提高。目前,铝青铜合金主要的热处理强化手段及其主要用途如表3所示[21]。

铝青铜生产中最常用的热处理强化手段是固溶加时效。固溶强化就是将合金加热到能使Al、Mn、Ni、Co等合金元素最大限度地溶入铜基体中,形成饱和或过饱和固溶体。这种过饱和固溶体在一定温度下容易发生分解,弥散析出第二相颗粒,从而提高合金的力学性能,这就是所谓的时效强化。

热处理工艺参数对合金的性能有着重要的影响。铝青铜热处理工艺参数的确定主要基于以下相变过程:(1)固溶处理后,κ相溶解,β相增多,α相减少。(2)固溶处理速冷后能使β相发生同素异形转变,生成β′马氏体,提高合金的硬度。(3)时效处理后,β′相发生分解,低温时转变为(α+γ2)相,高温时则析出(α+β)相,同时有弥散强化κ相从过饱和固溶体中析出。张伟文等[31]对含铝9%的铝青铜合金的固溶与时效处理进行了优化研究,确定出最佳热处理工艺为850℃,保温1h,水淬,350℃时效1h,空冷。研究表明4个工艺参数对合金影响由大到小的顺序依次为时效温度、固溶温度、时效时间、固溶时间。而李文生等[10]对铝含量为14.6%～15.3%的Cu14AlX合金进行的热处理工艺研究表明,热处理过程中影响该合金硬化性能的4个因素的主次顺序是:固溶温度、时效时间、时效温度和固溶时间,并认为(840～880)℃×3h固溶油淬和(570～600)℃×5h空冷时效处理是Cu-14Al-X铝青铜合金获得优良的综合力学性能的最佳热处理工艺。可以看出,对于铝含量不同的合金,热处理工艺参数对其影响程度不同,即不同的固溶温度、固溶保温时间、时效温度、时效保温时间和冷却速度对组织的影响不同。

固溶温度和时间决定了合金中过饱和固溶体的浓度、均匀度和晶粒长大趋势。固溶温度(850℃)较低时,合金组织中β相相对较少,存在大量γ2相和较多κ相。由于γ2相是硬脆相,含量较多时容易形成网状,使合金变脆。固溶温度越高,淬火后合金内部的β′马氏体越多,软相(α相)越少,材料的硬度越高。当固溶温度为900℃时,合金的硬度有所上升,抗拉强度、韧性降低。但固溶温度过高(>920℃)时,晶粒粗大,大量κ相固溶于基体中,少量α相残留在晶界上,将大大降低合金的强度和塑性,如图4所示[32,33]。而李文生等对Cu-14Al-X合金进行固溶处理,试验对比了合金在840℃、880℃、920℃、960℃、1000℃等不同固溶温度(保温2h)对合金组织性能的影响,发现试验合金的最佳热处理固溶温度区间为880～960℃,固溶时间为2～3h,且在920℃合金基体中各相分布均匀,强度最高。图5为固溶温度(保温2h)和固溶时间(920℃)对Cu-14Al-X性能的影响趋势[15]。固溶时间过短,第二相合金元素不能充分溶解于基体中,导致合金成分不均匀。随着固溶时间的延长,铸态组织中先共析相逐渐溶解,合金组织逐渐均匀。当固溶时间过长时,晶粒长大趋势明显,合金力学性能下降。

时效温度和时间决定了时效过程中过饱和固溶体的分解程度和第二相溶质原子的沉淀和析出效果。由于时效是固态扩散过程,温度较低时,原子扩散速度慢,不利于形核,导致强化相κ相不能充分析出,γ2相呈连续网状分布,合金中各相不能均匀分布,合金性能下降。随着时效温度的升高,先析出的γ2相逐渐成离散分布,κ相和γ2相均匀分布在基体和晶界上。由于强化相呈球形分布,对基体没有割裂作用,成为位错运动的阻力,使合金的强韧性提高。时效温度继续升高,高于共析转变温度(565℃)时,晶粒长大。由于发生β→α+γ2的共析转变,合金中α相增多,导致组织硬度大大降低。同时,由于大量γ2相析出在晶界上形成网状,使合金的脆性增大。时效时间主要影响第二相(κ相)的尺寸、形态和分布。随着时效时间从2h延长至5h,弥散κ相逐渐由粗大变细小,由花瓣状向球状过渡,并脱离γ2硬脆相的包围,镶嵌在强度和硬度较高的β基体中,合金时效硬化效果显著[10]。KK(合金中Cu、Al、Fe、Mn、Ni质量分数分别为84.38%、9.05%、3.20%、1.93%、1.44%)高强耐磨铝青铜合金[34]的最佳热处理工艺为:850℃固溶,保温1h,水淬,350℃时效,保温1h,空冷。Cu-14Al-X合金材料通过900℃固溶油淬和600℃时效空冷后,具有明显的固溶时效硬化特性,满足了铜合金模具材料的性能要求[35]。Foglesong[36]专门对铝青铜的时效行为进行了研究,提出了一套时效强化的物理模型并应用于二元铝青铜的研究,对各种时效状态下时效强化的变化趋势作了精确的模拟,效果良好。

合金的性能同时受到冷却速度的影响。铝青铜在稍高于固体相变温度以上进行短时间保温后,当冷却速率越快时,形成的晶粒越细小。当铝青铜经650℃保温1min空冷后组织中相的平均晶粒尺寸由铸态的64.51μm减小到16.34μm,这为细化铝青铜的组织提供了一个有效途径[37]。关小平等[38]通过实验得出,淬火铝青铜经700℃保温1min后,冷却速度越快,形成板条状组织的趋势越大,形成多边形状组织的趋势越小,当冷速为20℃/min时,铝青铜组织呈细板条状特征,当冷速为5℃/min时,铝青铜组织呈现不规则多边形状特征,且晶粒尺寸明显减小,可获得较理想的细化效果。

提高铝青铜合金性能的方法多种多样,除了上述的合金化法和热处理法以外,还有表面激光处理法、表面离子注入法、粉末烧结法和表面电解硬化法等。

4 结语

双面氩弧焊在铝镁合金焊接中的应用 第9篇

1 铝镁合金在焊接时的特点

铝镁合金在正常状态下并不会发生明显的形状变化,颜色也不会有太大的差别。但是在高温条件下,铝镁合金的强度与可塑性都会变弱,在焊接这种高温的条件下,很容易因为强度低而被烧穿。再一点,铝镁合金的导热功能较强,比热容也相对较大,在焊接时,热量就会迅速的传开,蔓延到金属基体的内侧,这样的特性适合用集中能量且功率较大的焊接方法,在焊接前最好要进行提前预热。铝镁合金还有一个缺点,就是焊接时容易产生氧化反应,容易在内部形成气孔影响制作效果,综合上面的特点可以得出,要想保证设备质量的精良,就必须要对焊接质量进行把控。

2 焊接方法

不同的焊接方法焊接出来的产品质量也不尽相同,既然铝镁合金有这样的特性,那么在选择焊接方法这一方面就需要做好选择,以便产品质量的改善,一下是常见的集中焊接方法:

2.1 手工钨极氩弧焊(TIG)

这种焊接方式在焊接时热效率不高,而且钨极会受到电流的制约,再加上铝镁合金导热率大的特点,会使厚度较大的焊接材料在操作过程中的热量传导加快,使焊接热输入值不够。

2.2 半自动熔化极惰性气体保护焊(MIG)

采用这种焊接方式,直流反接焊接,可以产生效果良好的阴极雾化效果,这种效果可以安全高效的去除在焊接过程中铝镁合金表面产生的氧化膜,保持铝镁合金的质量与外观,也提高了接头焊接质量,提高焊接效率到一倍以上。

2.3 焊接料仓立缝和环缝两人双面同步氩弧焊技术

手工TIG和半自动MIG相结合的焊接技术,将传统单一形式的手工TIG焊接技术单面焊接背面保护的传统方法大大地简化,提高了焊接的效率。

3 焊接工艺

铝镁合金焊接的操作性向来较差,在焊接的过程中极易出现气泡还有因高温产生的变形、热裂纹等,这是因为铝镁合金的性质决定的,所以只能从技术上解决这些难题。

3.1 坡口清理

要先把引弧、熄弧板,引弧和熄弧板要选用和主体同材质的铝合金进行焊缝。破口的加工要和焊件一致,在坡口两侧的50mm以内的范围用丙酮将其油垢与污物打理干净还要用不锈钢丝轮或者铜丝轮将坡口的氧化层清理干净,氧化层一般会出现在坡口和两侧30mm左右处,如果材料出现了严重的氧化就要用锉刀将氧化的区域全部打磨干净,或者用砂轮打磨机将材料打磨出金属光泽,边缘处不要有毛刺,必须要保持光滑。

3.2 焊丝清理

丙酮可以用来清除油垢,在焊接过程中,最好先用丙酮进行清油处理,然后用砂纸将氧化层打磨掉,当然也可以用化学方法进行氧化膜清理,清理方法如下:先将5%-10%的氢氧化钠溶液加热至50-60摄氏度,用溶液清洗焊丝四至五分钟左右,然后在室温下使用25%-30%的HNO3溶液进行中和与钝化处理,处理后等待一到三分钟,用温水将溶液洗净,最后用烘干箱进行干燥处理,烘干箱的温度设置到150摄氏度左右,如果焊丝已经经过钝化处理了就要在真空环境下进行储存,这样使用前就不需要进行二次清洗。氩气纯度要选用99.96%的且含水量要不高于50mg/m3。

3.3 反变形卡具

由于铝镁合金在加热的过程中会失去硬度与耐性,会导致变形,所以在焊接的过程中,为了防止变形可以在铝合金板材坡口处安装反变形卡具,可以减少变形发生;如果焊接过程中板材变形的程度较大,可能会发生点固焊崩开的现象,为了防止这种现象的出现,可以先进行粗点再加点成密集点焊。而且在输了焊缝两端的点固焊之外还要在每米的焊缝进行五处每处不小于50mm的电焊。

3.4 焊接操作

在进行双面氩弧焊中要将两把焊枪保持同步且对准同一个熔池进行焊接,在这种情况下,熔池会一直处在氩气的保护中,外界杂质气体无法进入,且两侧电弧也进行了一定的搅拌作用,会将熔池内的杂物与杂气排除分离,保障物质的纯粹,在焊接过程中两把焊枪要把参数调到一致。双面焊不能缺少砂轮清根这一步,手工氩弧焊焊死也不能脱离氩气保护的范围,否则会造成杂质入侵发生影响最终效果的化学反应,造成板材焊接不稳定出现裂缝或者气孔等问题。在填充焊丝时焊时,要使焊丝与工作平台的之间的夹角达到最小化,通常来说10度的角度是正常的,这是为了保障电弧与氩气的稳定性和纯净,避免出现失误。还要使焊枪与焊缝间的夹角在80到90之间,这是在焊接过程中气流通畅不会紊乱的基础,与此同时还能使气体保持纯净,不会有杂质进入。在送丝时要注意,送丝的位置要在钨极的前方,填充焊丝要一边熔化一边推送。只有这样,熔池中熔化了的填充金属才能够完整的和基体金属相结合,此外在推送焊丝的过程中要干净利索不可拖泥带水,否则高温情况下会极易造成焊丝前端出现氧化膜,因此在这种情况下会使基体金属内部出现杂质,金属不纯,就会导致兼容性出现问题。如果发现有这种情况发生,就要立刻将熔入杂质的部分剔除出来,等到所有杂质清除之后才能够再次进行电焊操作。最重要的一点,要务必保持焊接现场环境的干燥,不可湿气重,会导致水分侵入金属造成高温条件下发生不可控的失误,也要做好防风工作。

3.5 焊接操作

焊接时要讲焊缝分为三段,在焊接各段焊缝时要注意从下往上进行焊接,胀圈要和筒内侧的环缝上缘相贴,一条环缝中最少要安排四队焊工沿着环缝圆分布,这四对焊工要掌握好焊接时的速度、下手的时机、焊接时的方向,力争全部整齐划一,每根焊丝的长度为1000mm左右,进行完一根焊丝时要进行退焊。如果是手工钨极氩弧焊的电压,要是没有发生过电路短路就要采用短弧焊接。除此之外,在一切焊接工作都完成以后还要进行最后的打磨,磨掉料仓底部、筒体以及锥底内侧焊缝会出现的毛刺。

4 焊后检验

铝镁合金的焊接接头如果是用双面氩弧焊完成的,要经过外观的检查,看是否产生了气孔、热裂纹、飞溅,或者是焊缝表面活着周边有没有尚未打磨光滑的毛刺,焊缝是否均匀对称。将材料的外观打理好之后,进行无损检查。只要表面无气孔等外观问题,表层光滑,棱角值2mm以下,进行煤油试漏以及气密性试验都没有发现什么问题,就可以称之为没有焊接缺陷的作品。

在进行铝镁合金的焊接工作中,双面氩弧焊可以进行高效迅速的焊接工艺,特殊的工艺能够保证铝镁合金在焊接过程中保持其特质,不会因高温而变形,不仅美观,也会保障其坚韧性,采用双面氩弧焊焊接技术能够保证焊接质量,降低作业成本,使焊接材料与基体金属更加完美的契合。

参考文献

铝镁合金 第10篇

随着空分设备设计、制造技术不断进步及气体工业的迅速发展, 空分制氧工程越来越呈现出大型化发展趋势。因此制氧工程中分馏塔塔器的整体尺寸和重量越来越大。设备制造厂由于运输限制原因, 往往考虑分段运输至工程现场, 交由施工单位在现场进行组对焊接。本文主要研究安装于冷箱内材质为铝镁合金的塔器立式对接过程中的质量控制, 包括上塔与下塔主冷凝器组合体对接、上塔分段对接、粗氩塔分段对接等。分馏塔是制氧机的关键工艺设备, 长期在低温深冷状态下工作。其作用实利用空气的各种组份具有不同会发性, 即在同一温度下各组份的蒸汽压不同, 将液态空气进行多次部分蒸发与冷凝, 达到分离各组份的目的, 制造出氧、氮、氩等产品。其安装具有组对焊接工作量大、焊缝质量要求严格、安装垂直精度高的特点。由于塔器直径大、塔壁较厚、重量大、组对接口位置高, 在施工过程中有效控制组对、焊接质量难度较大。因此, 有效保证塔器组对焊接质量十分重要。

1 塔器组对焊接质量标准

这里以林德设计、制造的塔器为例。

1.1 垂直度标准

上塔与下塔主冷凝器组合体、粗氩塔上下段组对前, 已安装的下段塔器垂直度偏差要求控制在5mm内;组对焊接后, 整体垂直度允差不大于0.2mm/m, 总高范围内垂直度误差不大于8mm。

1.2 焊缝外观质量

1) 焊缝表面应成型良好, 焊波均匀, 焊缝与母材应圆滑过渡, 焊缝表面不得存在裂纹、未焊透、未熔合、熔渣、焊瘤、未填满的弧坑等缺陷。

2) 焊缝余高不得超过3mm;错边量不得超过3mm。

3) 焊缝咬边深度不得超过0.5mm;焊缝两侧咬边总长度不得超过焊缝总长度的10%。

4) 表面凹陷:允许内凹深度不大于0.5mm;除仰焊位置单面焊焊缝内表面允许有深度不超过0.2S且不大于2 mm的凹陷外, 其它所有位置的焊缝表面应不低于母材金属表面。

5) 背面不得有缩孔;焊缝外侧边缘不得有打弧点。

1.3 焊缝的无损检验

焊缝经外观检验合格后须进行100%X射线检查, 焊缝内部质量应符合JB4730-2005Ⅱ级标准要求。

2 影响塔器组对焊接施工质量的因素及保证措施

2.1 组对焊接工艺评定的适合性

由于塔器设备组对焊接难度大, 质量要求严格, 在组对焊接前须进行焊接工艺评定。根据塔器设备厂家设计及制造要求、设备母材及焊丝性能要求, 制作焊接试件, 并对试件进行拉伸及弯曲力学试验, 确定适合塔器组对焊接的各种焊接工艺。如对每一种焊接工艺确定了破口形式、焊接方法、焊丝规格、氩气流量以及焊接电流大小等, 制定出焊接工艺评定报告并编制形成作业指导书。

2.2 作业人员、工机具及作业环境

1) 焊接工艺评定制定完成后, 按焊接工艺要求对焊工进行考试并符合和设备供应商及业主的要求, 考试合格者允许上岗参加塔器的焊接工作。

2) 应选择性能稳定的交流氩弧焊机, 并放置于冷箱相应高度的平台上。检查焊机的电流表、输气管、循环水泵工作是否正常, 氩气接口是否泄露, 清除氩气管内水分等杂质, 保证大电流焊接时的冷却速度和效果, 并确保氩气的纯度满足要求。

3) 应选择相对湿度较低的天气进行组对焊接, 不得在雨天或相对湿度80%以上的环境下进行, 如果湿度过大容易产生气孔和发渣现象。因此, 组对空间位置应用彩条布封闭起来, 使塔缝周围保证一个相对稳定的环境;在组对焊接位置附近悬挂干湿温度计, 及时反应空气湿度, 如果超标应采用加温的方法烘烤, 保证焊接环境适宜。

2.3 吊装组对前的准备检查

1) 塔体封板切除前应根据设计图注明的切割线位置和塔体的几何尺寸复测塔体的切割线和高度, 确定现场对接切割线的准确性。

2) 测量接口处的周长及椭圆度, 掌握设备制造偏差情况, 如发现偏差较大时应及时校正。并在圆周上准确标示出方位位置及角度, 根据塔器直径大小及实际情况确定等分方位点数, 便于在组对过程中定位。

3) 坡口加工:由于大型空分装置塔器壁厚较大 (大多超过12mm) , 塔器对接焊缝均为横焊, 熔态铝流动性大, 为减少焊接层数, 控制热应力影响, 避免焊缝形成内凹缺陷。因此上塔与下塔主冷凝器组合体组对焊接时应采用Y型坡口 (坡口角度、间隙、钝边等参数要求应符合图样设计及焊接工艺评定要求) 。

上塔上下段、粗氩塔上下段组对焊接由于塔器构造原因无法进行双面对称焊应采用V型坡口 (坡口角度、间隙参数要求应符合图样设计要求及焊接工艺评定要求) 。坡口加工完成后, 两侧50mm范围内, 用三氯乙烯或乙醇等有机溶剂清洗除去表面油污后, 用不锈钢钢丝刷除去表面氧化膜, 露出金属光泽为止。

4) 模拟焊接:塔器组对焊接前, 应制作一组模拟试板, 其母材材质、工艺条件、焊工、保护气等均和正式焊接相同。在作业位置进行模拟焊接工艺条件的实地焊接试验。试板焊接接头应100%进行射线检查, 并符合要求。当达不到此要求时应分析原因, 调整工艺。在确定焊接试验合格后才能正式进行组对焊接。

2.4 塔器组对调整方法

1) 塔器组对前, 应先检查下部塔器的垂直度, 确保符合要求。符合要求后将下部塔器临时固定, 防止下段塔在对接过程中垂直度发生变化。如可制作临时抱箍沿塔器圆周布置, 并固定在冷箱壁上。固定后复测一次, 确认垂直度符合要求。

2) 在上下段筒体外侧0度、180度方向焊接定位块, 对接时保证上下段的定位块在同一直线上。实现上下段塔器的快速垂直定位。

3) 仔细核实管口方位, 确保上下塔之间的0度线重合。离组对坡口下方150~200mm处均匀对称装设数对拐板卡具及千斤顶 (装设卡具数量应根据塔器直径等实际情况确定) , 对接口进行找圆及错边量调整, 确保符合要求。

4) 离组对坡口上下方各200~300mm处均匀对称装设数对支撑耳板卡具及千斤顶 (装设卡具数量应根据塔器直径等实际情况确定, 并应错开拐板方位布置) , 采用螺旋式千斤顶均匀顶紧, 调整焊缝处间隙, 确保环焊缝间隙均匀并符合要求。

5) 在对接口错变量、间隙调整符合要求后;通过上段塔器上部0°、90°、180°、270°四个方向挂设的倒链对上塔的垂直度进行精确调整, 并通过塔体顶部0°、90°两个方向钢丝线坠测量塔体的垂直度偏差, 确保上段塔器垂直度、上下段塔器复合后在总高范围内垂直度精度均符合要求。

2.5 焊接工艺顺序及方法

1) 塔器组对定位焊及正式焊接不应在雨天或焊接电弧1m范围内的相对湿度大于80%的环境下进行;焊接时风力不应不大于2m/s, 必要时焊接区域应设置适当的防护设施。

2) 由于大型塔器壁厚较大, 为了使接头附近达到所需要的焊接温度以防止变形、未焊透、减少气孔等缺陷, 焊前需对对塔体外侧进行预热处理, 预热应避开坡口区并在坡口两侧约100mm范围内均匀进行, 避免焊接区氧化。预热温度范围为100~150℃左右, 相对湿度控制在80%以下。

3) 在垂直度及焊缝间隙、错边量调整合格后, 进行对称定位点焊。先分别在0度、90度、180度、270度四定位焊, 之后逐步对称进行;定位焊间距250~300mm, 长度80~100mm, 高度不超过母材板厚, 其焊肉质量要求与正式焊缝相同。定位焊后应将每小段焊缝两端修整成缓坡形, 以便正式焊接的起弧和收弧, 避免接头处产生未熔合等缺陷。

4) 按照焊接工艺评定要求, 对环缝进行正式焊接。

(1) 定位焊结束后应测量塔器垂直度, 根据垂直度变化情况确定起焊处和焊接顺序 (即用焊缝焊接收缩变形来矫正垂直度) 。

(2) 焊接顺序在正常情况下是两组焊工均匀对称分布且沿同一方向同时施焊。同时在焊接过程中通过塔体顶部0°、90°两个方向钢丝线坠不断测量塔体的垂直度偏差;如偏差较大时应在塔体垂直度倾斜侧的相反侧先焊, 根据垂直度偏差情况, 及时调整焊接位置和顺序、焊接参数。

(3) 焊接过程中保持吊车对上段塔器适当的拉力, 防止焊接变形引起塔体的垂直度偏差;每焊接一遍及时对塔器的垂直度进行检测, 调整吊车拉力及焊接顺序和温度, 直至焊接全部完成。

(4) 对称施焊焊工应保持一致的焊接速度, 每层焊道焊前应对前层焊道进行处理, 确保前层焊道必平整光滑 (即焊缝边缘不能留有凹沟, 焊缝中间不能鼓包, 不能留有焊接死角等) 。

(5) 正式焊接应连续进行, 一旦中断, 时间上不应超过15分钟并应重新预热, 防止中断时间过长造成焊接变形, 焊缝间隙收缩错边量增大, 焊缝气孔等缺陷;焊焊接中断或结束时, 为防止产生弧坑裂纹和缩孔, 收弧处要多填一些金属, 然后再使焊接电流逐渐衰减, 断弧后, 氩气要持续5~8秒, 以防止钨极氧化。

(6) 焊接操作过程中应注意保持焊枪、焊丝、焊件部分三者之间的空间位置, 焊枪与工件表面的距离约8~10mm, 焊丝与焊件之间的夹角一般为10~20°, 焊枪与焊件之间应尽量保持垂直。输送焊丝和焊枪的运行速度要配合好, 一般采用快送少加焊丝的填丝方法, 焊接中应使焊丝端部始终处于氩气保护范围之内, 防止氧化膜形成。

(7) 焊接全部完成后且自然冷却至常温后方可松开吊具, 避免引起焊缝变形。

3 结论

由于铝镁合金材料熔点低、热传导速度快, 在高温下其强度和塑性低, 因此塔器组对焊接变形较难控制尤其是错边、棱角变形;焊缝内容易产生气孔、裂纹等缺陷。且组对焊接操作位置在高空, 设备重量大, 安装、焊接精度要求高, 要同时保证设备组对及焊接质量难度较大。因此, 在大型空分装置塔器组对焊接施工过程中需充分考虑焊接工艺评定适合性、作业人员、施工机具、作业环境、组对调整方法、焊接工艺顺序及方法等因素对施工质量的影响, 并针对这些影响因素采取正确、有效、可靠的措施以保证塔器组对焊接施工质量。

在林德气体 (烟台) 有限公司2×50000Nm3/H空分装置安装工程中, 我公司采取上述施工质量控制措施, 成功完成了B套空分装置上塔与下塔主冷凝器组合体、粗氩塔上下段现场组对焊接。塔器垂直度及焊缝外观质量较好;X射线探伤共103张片, 仅有2张不合格, 一次合格率达98.05%。

参考文献

[1]GB 50677-2011空分制氧设备安装工程施工与质量验收规范[S].

[2]JB/T9071-1999铝制空气分离设备氩弧焊工艺规程及焊接工艺评定[S].

[3]JB/T6895-93铝制空气分离设备焊接技术规范[S].