鎳鋁青銅電機轉子的攪拌摩擦焊接

雷 雯，陳楊科

鎳鋁青銅電機轉子的攪拌摩擦焊接

雷 雯，陳楊科

（海裝駐湘潭地區軍事代表室，湖南湘潭 411101）

由鎳鋁青銅ZCuAl9NiFe4Mn2制作的內護套、外護套、上蓋板和下蓋板，磁軛和磁鋼組成了在海水中工作的電機轉子。為了對磁極進行保護，需要在完成充磁的強磁性條件下采用焊接的方式將內護套、外護套、上蓋板和下蓋板焊為一體，且焊縫能承受1.5 MPa的氣壓。本文從攪拌頭設計，焊接工藝參數設計，焊縫性能等方面摸索焊接電機轉子所需要的工藝參數；同時解決了焊接電機轉子所需要的全部關鍵技術問題；電機轉子焊接后通過各種檢測，確認合格。本電機轉子的成功焊接為強磁場條件下銅合金的焊接提供了實用的工藝方法。

鎳鋁青銅 電機轉子 強磁場 攪拌摩擦焊

0 引言

銅合金的焊接有釬焊、TIG焊、MIG焊、電子束焊、激光焊和攪拌摩擦焊等多種方法[1]。近年來隨著焊接技術的發展，銅的攪拌摩擦焊越來越多的被應用于工業生產[2]。特別是攪拌摩擦焊過程中焊縫不帶電，所以可以被應用于強磁場條件下進行焊接。由于銅的熔點相對較高，特別是部分銅合金的硬度大、強度高，攪拌摩擦焊銅合金對攪拌針的設計是一個很大的考驗[3]。

湘電動力有限公司生產的一款水下電機中，電機轉子由內護套、外護套、上蓋板、下蓋板、磁軛和磁鋼組成，具體如圖1所示。其中內護套、外護套、上蓋板和下蓋板采用鎳鋁青銅制造，且磁鋼已完成充磁具有強磁性。由于電機的工作環境為水下，所以要求對磁鋼進行保護，從而要求采用焊接的方式將內護套、外護套、上蓋板和下蓋板連為一體，并要求焊縫能承受1.5 MPa的氣壓。由于電機轉子的內部有帶強磁性的磁鋼，所以一般帶電的焊接方法如TIG、MIG和電子束焊都不能完成轉子的焊接。因磁鋼在高溫下有失磁的風險，感應釬焊或火焰釬焊無法完成本轉子的焊接。通過調研，選擇與轉子帶磁性關系不大且焊接溫度相對較低的攪拌摩擦焊進行研究。

1-外護套；2-下蓋板；3-磁軛；4-磁鋼；5-上蓋板；6-內護套

轉子用鎳鋁青銅的牌號為ZCuAl9NiFe4Mn2，抗拉強度在640 MPa左右，材質較硬，需要比焊接紫銅更高的溫度才能將其軟化并焊接好。本文從攪拌頭設計，焊接工藝參數設計，焊縫性能等方面摸索焊接電機轉子所需要的工藝參數；同時理清了電機轉子焊接工藝步驟中需要解決的關鍵技術問題；電機轉子焊接后的著色檢查和氣壓試驗。

1 試驗材料與方法

1.1 ZCuAl9NiFe4Mn2材料性能介紹

本電機使用牌號為ZCuAl9NiFe4Mn2，通過精密鑄造而成，抗拉強度在640MPa左右。其材料的化學成分如表1所示：

表1 ZCuAl9NiFe4Mn2的化學成分（wt％）

據資料記載 鎳鋁青銅ZCuAl9NiFe4Mn2于1945年開始被用于制造船用螺旋槳，它以優異的綜合性能已經成為世界上最常用的螺旋將首選材料。

1.2 攪拌頭設計

本攪拌頭采用熔點達2850℃的鎢合金制造，其在高溫下的高強高韌性使得其可以焊接銅合金、鈦合金和不銹鋼等熔點較高的金屬。圖2是為電機轉子焊接而設計的攪拌頭[4]。

在圖2中，其軸肩直徑為ф14 mm，攪拌針的針長為2.5 mm（如圖5所示），為右旋螺旋結構，針尖底部直徑為ф2 mm，頂部直徑為ф5 mm。焊接傾角設置為2.5°。

1.3 焊接工藝參數設計

焊接工藝參數的設計不僅與攪拌頭的結構有關，還與母材的材質、板厚、長度和寬度有關，與焊接過程中是否噴水冷卻有關，設計時需綜合考慮上述因素。圖3所示的板材厚度和寬度與電機轉子的上蓋板厚度和寬度均一致，分別是7 mm和18 mm，圓弧的直徑與上蓋板的直徑也一致。

圖2 攪拌頭外形

圖3 鎳鋁青銅的焊接工藝參數調試

1.4 焊縫的性能檢測及電機轉子的質量檢測

鎳鋁青銅在試板上攪拌摩擦焊后需要測試焊縫的有效深度；檢查焊縫是否致密無缺陷。并且需要測試焊縫的抗拉強度，作為比較也需要測試母材的抗拉強度。

電機轉子的焊接需要設計焊接工裝并檢測工裝的有效性，經過關鍵工序進行處理，焊接過程中對攪拌針噴水冷卻，焊接后對電機轉子焊縫進行著色探傷、磁性能檢測和1.5 MPa的氣壓試驗。

2 試驗結果與分析

2.1 焊縫寬度測量及焊縫金相檢查

圖4為焊接終了時拔出攪拌針時留下的匙孔，在圖中，其焊縫最大寬度為14 mm。將焊縫進行剖面金相檢查，焊縫組織致密，焊縫的有效深度為2.8 mm（具體如圖5和圖6所示）。由于本電機轉子外護套最后的成形尺寸中壁厚為2 mm，所以2.8 mm的有效焊接深度可以滿足焊縫不是整個電機結構件的薄弱環節的要求，即焊接深度滿足設計要求。

2.2 焊接工藝參數

根據初選一組焊接工藝參數且一次改變一個參數的原則，實驗設計了多組不同的工藝參數并進行焊縫的表面質量對比。從多組焊接工藝參數中實驗選定轉速1800 r/min和行走速度120 mm/min，焊接過程噴水冷卻的工藝參數為后續試驗的工藝參數[5]。本工藝參數條件下的焊接表面質量如圖7所示，圖中所示的焊縫平滑，成形美觀。后續產品的焊接采用此工藝參數。

圖4 攪拌孔的最大直徑為5 mm

圖5 上半部分焊縫宏觀金相

圖6 上半部分焊縫宏觀金相

2.3 焊縫的抗拉強度

經測試母材鎳鋁青銅的抗拉強度和焊縫的抗拉強度，母材的抗拉強度為638 MPa，焊縫的抗拉強度為631 MPa。焊接后母材的抗拉強度下降5％，滿足產品對焊縫抗拉強度的要求。

2.4 關鍵工序的技術處理

2.4.1外護套側焊縫上攪拌孔的處理

根據設計要求，外護套的厚度為15 mm，焊接后將外護套的厚度加工至2 mm。攪拌頭針尖的根部直徑為ф5 mm，攪拌頭軸肩的直徑為ф14 mm。

圖7 1800 r/min，120 mm/min參數條件下焊縫實物

如果在完成焊接在向外護套的外側引出攪拌針時，攪拌頭的軸肩外側與外護套的外圓重合，則攪拌孔的凹坑距離焊縫中心的距離為15-14/2-5/2=5.5（mm），根據后續的機加工要求，攪拌摩擦焊后外護套的壁厚要求加工為2 mm，所以焊接并機加工后此位置的攪拌孔將被完全去除，不會影響機加工后的外形尺寸。也就是外護套厚度為15mm可以滿足焊接后對攪拌孔的機加工去除要求。為此，我們將在焊接外護套層焊縫時的尾孔設計在外護套的中心，以便機加工時可以完全去除。

2.4.2內護套側焊縫上攪拌孔的處理

根據設計要求，內護套的壁厚為7 mm，攪拌頭根部針尖的直徑為ф5 mm，攪拌頭軸肩的直徑為ф14 mm。由于結構受限，需要考慮將攪拌孔留在焊縫中心還是留在蓋板的中心。

通過對塞焊點的焊縫質量檢查，認為塞焊銷沒有與蓋板形成充分的冶金結合[6]，具體如圖8和圖9所示。如果留在焊縫的中心將導致攪拌孔下面的有效焊縫深度只有0.3 mm，將嚴重影響耐氣壓的能力。

圖8 拋光后的塞焊點

實驗確認了塞焊對提高攪拌孔處的焊縫有效厚度沒有明顯的幫助，只對提高焊縫的表面質量有好處。為此，我們將焊接尾孔引入蓋板中心，從而避開焊縫尾孔處有效焊縫深度較小的問題。圖10和圖11為電機轉子的實際尺寸結構設計的實驗，焊縫尾孔引入蓋板中心后，焊縫底部凸出量小于0.1 mm，焊接變形非常小。轉子焊接時將內圈焊縫的尾孔引入蓋板中心對轉子的焊接質量無負作用。

圖9 塞焊點紅色區域放大（50倍）

圖10 焊接尾孔引入蓋板中心

圖11 焊縫底部凸出量小

2.5 焊接工裝設計

圖12為電機轉子焊接工裝實物，其設計有如下特點：

1）外護套、內護套和蓋板與膠木板貼合，電機轉子中心圓筒部分離地，膠木板受力以增加焊接過程中的穩定性，同時有助于防止外護套在焊接過程中下墜；

2）焊接工裝除膠木板以外都采用不導磁的304不銹鋼材料制作；

3）轉子的內護套采用不銹鋼環形板支撐以防止焊接過程中焊縫下塌變形，外護套采用304不銹鋼墊片和螺栓固定，共有12組墊片，24個螺栓。

2.6 電機轉子的焊接及焊后檢查

2.6.1電機轉子焊接的冷卻措施

由于電機轉子的單條焊縫長度2000 mm，為了保護攪拌頭在焊接過程中不發生變形，電機轉子焊接過程中攪拌頭采用噴水冷卻[7]。為了防止焊接一段時間后電機轉子的整體溫度上升，采取外護套用濕毛巾淋水在緊跟攪拌頭后面的外壁上多頻次的敷擦以達到盡可能快的散熱的方法以保證焊接過程中的溫度平穩性。圖13所示是采用手動噴水的方法冷卻攪拌并頭，采用手工用濕毛巾淋水在緊跟攪拌頭后面的外壁上多頻次的敷擦方法促進外護套散熱。

圖12 焊接工裝實物

圖13 對攪拌頭及外護套進行冷卻實物

2.6.2電機轉子的焊接后著色探傷

在完成電機轉子的焊接后，為了達到著色探傷需要的粗糙度不大于3.2的要求，對電機轉子焊后進行了車削加工，加工去除的厚度為0.2 mm。探傷結果顯示，焊縫質量滿足GB/T47013.5的Ⅰ級標準。此擦傷結果顯示攪拌摩擦焊縫的表面質量優良，滿足產品對焊縫表面質量的要求。

2.6.3焊接后的磁場檢測

為了檢測攪拌摩擦焊產生的熱量是否會對磁鋼的磁性有負作用，電機轉子攪拌摩擦焊后對其磁場進行了檢測，具體如圖14所示。檢測結果顯示，焊接前和焊接后的磁場沒有變化，焊接產生的高溫沒有對磁鋼的磁性產生影響。滿足產品對磁鋼磁性能的要求。

圖14 焊后磁場檢測實物

2.6.4氣壓檢測

焊接后的電機轉子經過1.5 MPa的氣壓，保壓60 min無泄漏，如圖15所示。

圖15 電機轉子焊后試氣壓實物

產品在焊接后的氣壓實驗結果表明，本轉子在后續的灌膠工序及產品在深海中的密封性能可以滿足設計要求，即焊縫質量符合設計要求。

3 結論

通過分析和試驗，最終完成電機轉子的攪拌摩擦焊，得出如下結論：

1）在設定工藝參數條件下，鎳鋁青銅試板的攪拌摩擦焊縫宏觀金相質量優良，焊縫的抗拉強度比母材下降5％左右；

2）鎳鋁青銅在強磁場條件下可以完成攪拌摩擦焊；

3）通過設計合適的攪拌頭及焊接工裝，將匙孔引入特定的位置后可以完成符合產品技術要求的鎳鋁青銅電機轉子的焊接。

[1] 羅開榮, 楊鵬勇, 段少章, 朱廷剛, 尹志彬. 純銅焊接工藝[J]. 金屬加工(熱加工), 2017(S1): 196-197.

[2] 熊建坤, 童彥剛. 攪拌摩擦焊接技術的研究進展和應用[J]. 電焊機, 2008(01): 33-37.

[3] 魏詩萌, 孫楊, 王福山, 楊鑫華. 攪拌摩擦焊攪拌頭疲勞壽命的模擬研究[J]. 焊接技術, 2019, 48(04): 5-9+113.

[4] 劉春寧, 郁志凱, 張艷輝, 鈕旭晶, 苗佳. 攪拌針幾何形狀對攪拌摩擦焊溫度場的影響[J]. 焊接技術, 2018, 47(06): 73-76

[5] 陸宏韜, 劉迪, 高超, 王周冰. 焊接旋轉速度對攪拌摩擦焊接頭性能的影響[J]. 有色金屬加工, 2021, 50(02): 28-31.

[6] 白小溪. 合金成分變化對攪拌摩擦焊力學性能影響分析[D]. 武漢: 大連理工大學, 2020.

[7] 王志國, 徐奎, 沈浩然, 平曉明, 尹玉環. T2紫銅攪拌摩擦焊工藝[J]. 焊接, 2019(12): 37-41+67.

Friction Stir Welding of Rotor of Ni-Al Bronze Motor

Lei Wen, Chen Yangke

（Naval Representatives Office in Hunan, Xiangtan 411100, Hunan, China）

The inner sheath, outer sheath, upper cover plate and lower cover plate, yoke and magnetic steel made of nickel aluminum bronze ZCuAlNiFeMn constitute the motor rotor working in sea water. In order to protect the magnetic pole, it is necessary to weld the inner sheath, outer sheath, upper cover plate and lower cover plate as a whole under the condition of strong magnetic after magnetization, and the welding seam can withstand 1.5MPa air pressure. In this paper, from the design of stirring needle, welding process parameters design, weld performance and other aspects to explore the required process parameters for welding motor rotor; At the same time, all the key technical problems needed to weld the motor rotor are solved; After welding, the motor rotor passed various tests and was confirmed to be qualified. The successful welding of the motor rotor provides a practical process for the welding of copper alloy under the condition of strong magnetic field.

TG441.8

A

1003-4862（2021）10-0028-05

2021-09-08

雷雯（1980-），男，本科。研究方向：電氣工程。E-mail: xemcjiexi@126.com