Effets du revêtement TiB2 assisté par adhésif sur les joints soudés par friction-malaxage

Jun 30, 2023

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 17894 (2022) Citer cet article

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Le soudage par friction-malaxage est une nouvelle technique pour assembler des matériaux ferreux et non ferreux à l'état solide. Les techniques de remplissage de rainures sont les plus populaires et généralement utilisées par les chercheurs pour doper le renforcement dans la zone FSWed afin d'améliorer les propriétés des joints. Le principal inconvénient de cette technique est que quelques quantités de matériau de renfort sortent de la rainure lors de la fabrication du joint. Dans le présent travail, la technique de renforcement assisté par adhésif a été utilisée pour surmonter ce problème pour la fabrication de joints de soudure agités par friction renforcés de particules. Dans le présent travail, les bords des plaques en alliage d'aluminium ont été recouverts d'une fine couche de TiB2. Les plaques de bord revêtues et non revêtues ont été assemblées par soudage par friction-malaxage à la vitesse de rotation de 1400 et 2240 tr/min et à une vitesse de soudage de 32 mm/min à l'aide d'un outil à broche filetée conique. La résistance à la traction des joints soudés de plaque de bord revêtue a été trouvée la plus élevée par rapport aux joints non revêtus qui était supérieure de 39,74 %. Le pourcentage d'allongement du joint de bord revêtu a été observé environ 1,5 fois inférieur à celui du joint de plaque de bord non revêtu. La résistance à la flexion du joint de bord revêtu renforcé de TiB2 a été trouvée environ 1,5 fois plus élevée. Cependant, la résistance aux chocs de la plaque de bord revêtue a été trouvée près de trois fois inférieure à celle des joints de bord non revêtus. Les joints de bord revêtus de TiB2 révèlent une dureté 22,75 % supérieure à celle des joints de plaque de bord non revêtus soudés à la vitesse de rotation de 2240.

Le soudage par friction-malaxage (FSW) est un processus d'assemblage à l'état solide qui utilise un outil non consommable pour assembler deux pièces en vis-à-vis sans faire fondre le matériau de la pièce1,2,3. La chaleur est générée par le frottement entre l'outil rotatif et le matériau de la pièce, ce qui conduit à une région ramollie près de l'outil FSW. Pendant que l'outil est traversé le long de la ligne de joint, il mélange mécaniquement les deux pièces de métal et forge le métal chaud et ramolli par la pression mécanique appliquée par l'outil. Il a été rapporté que 87 % de la chaleur est générée par l'épaulement de l'outil FSW en raison du frottement entre la surface de l'épaulement et la pièce4. Les géométries d'épaulement de l'outil affectent le flux de matière pendant le soudage. La majorité des épaulements d'outils ont des profils concaves, convexes et plats5,6,7,8,9,10,11,12. L'acier à outils travaillé à chaud H13 est principalement utilisé pour le soudage des alliages d'aluminium10,13. L'angle d'inclinaison de l'outil comprime le matériau plastiquement déformé sous l'outil. Généralement, un angle d'inclinaison de l'outil entre 1° et 4° est utilisé dans FSW. FSW est capable d'assembler des métaux similaires et différents tels que les alliages d'aluminium, les alliages de cuivre, les alliages de titane, l'acier doux, l'acier inoxydable et les alliages de magnésium14,15,16,17,18. Même si le FSW est un procédé de soudage à l'état solide, il génère un apport de chaleur important, entraînant d'éventuelles modifications de la microstructure. Le vieillissement ou le durcissement excessif dans la zone de la pépite (NZ), la zone affectée thermomécaniquement (TMAZ) ou la zone affectée par la chaleur (HAZ) des joints FSWed a été signalé19,20. La perte de propriétés mécaniques est souvent observée dans ces zones changeantes de la microstructure, en particulier dans TMAZ et HAZ21,22,23,24. Mardalizadeh et al.25 ont rapporté que les joints formés de AA2024 ont une dureté inférieure dans HAZ et TMAZ. Malgré l'optimisation des paramètres de soudage et des paramètres de refroidissement pendant le soudage, les performances mécaniques des joints FSWed restent inférieures à celles des métaux de base en raison de l'émergence de la microstructure et des propriétés mécaniques dues aux fortes pressions thermomécaniques rencontrées dans le procédé FSW26,27. Les propriétés du joint FSWed dépendent principalement des paramètres du procédé tels que la vitesse de rotation de l'outil, la vitesse transversale, l'angle d'inclinaison de l'outil et la profondeur de plongée. Les valeurs optimales des paramètres FSW dépendent des propriétés du matériau de la pièce, de l'épaisseur et de la géométrie de l'outil28. La dureté de la zone articulaire augmente à mesure que l'angle d'inclinaison augmente29. Elyasi et al.30 ont rapporté que la résistance à la traction maximale des joints était dans l'assemblage d'alliage d'aluminium à un angle d'inclinaison de 2° par rapport à 1° et 3°. Une observation similaire a été rapportée par Acharya et al. 31. La combinaison de la vitesse de rotation et de la vitesse transversale de l'outil dans FSW est complexe car l'augmentation de la vitesse de rotation ou la diminution de la vitesse de déplacement entraînera une soudure plus chaude et vice versa32. La microstructure et la dureté des joints dépendent fortement de la vitesse de rotation par rapport à la vitesse de soudage. Ghada et al.33 ont rapporté que la dureté des articulations augmentait avec la diminution de la vitesse de rotation. Ganesh et Kumar34 ont étudié la superplasticité des tôles en alliage d'aluminium soudées par friction-malaxage à différentes vitesses de rotation de l'outil. Le résultat montre que la superplasticité s'améliore significativement avec l'augmentation de la vitesse de rotation de l'outil. Il a été observé qu'avec la présence de particules de renfort à l'intérieur de la zone du pépite, les propriétés mécaniques du joint de soudure s'amélioraient significativement. Les techniques de renforcement utilisées pour renforcer les matériaux de renforcement lors du soudage par friction-malaxage dans une zone de soudage par friction-malaxage sont l'un des problèmes clés du FSW. Les techniques de renforcement déterminent le volume et la distribution des matériaux de renforcement dans la zone de soudure par friction-malaxage pendant le FSW. Les propriétés de la soudure renforcée par friction-malaxage dépendent également du dopage et de la distribution efficaces du matériau de renforcement dans la zone de soudure par friction-malaxage. Saeidi et al.35 ont utilisé la technique de remplissage de rainures pour remplir les nanoparticules d'Al2O3 pour la fabrication de joints renforcés d'Al2O3. Ils ont remarqué que la résistance à la corrosion du joint FSW renforcé Al2O3 était supérieure. Cependant, la résistance aux chocs était plus faible en raison de la faible liaison entre les matériaux de base et de renforcement. Une technique similaire a également été utilisée par Kumar et al.36 pour introduire des particules de SiC et de Si3N4 dans la zone de soudure par friction-malaxage. Dragatogiannis et al.37 ont usiné une rainure rectangulaire dont la profondeur était égale à la moitié de la profondeur de la plaque le long de la ligne de joint pour la fabrication d'un joint soudé par friction-malaxage renforcé au TiC. Ils ont signalé que la dureté des joints renforcés au TiC avait augmenté de 18 %. De plus, la résistance à la traction et la ductilité des joints se sont également améliorées. La technique des rainures en V a été utilisée par Huang38 pour introduire des particules de renforcement à base de fer dans la zone de soudure par friction-malaxage. Le résultat révèle que la résistance à la traction et la ductilité du joint renforcé de fer étaient inférieures. Cependant, la traction et la ductilité augmentent avec l'augmentation de la vitesse de rotation de l'outil. Singh et al.39 ont utilisé des techniques de remplissage de trou pour incorporer des particules d'Al2O3 aux bords de contact de la soudure agitée. Ils ont constaté que la dureté des joints augmentait avec l'augmentation de la fraction volumique d'Al2O3. Pantelis et al.40 ont renforcé les nanoparticules de SiC dans la zone FSW lors du soudage d'alliage d'aluminium. Ils ont signalé que la dureté du noyau de soudure était améliorée de 18 % par rapport à l'absence d'ajout de SiC. Pasha et al.41 ont étudié le comportement mécanique de divers pourcentages de joints soudés renforcés de SiC et d'Al2O3 d'alliage d'aluminium. Il a été constaté que la résistance à la traction et la dureté des joints soudés renforcés SiC étaient supérieures à celles des joints renforcés Al2O3. Cependant, la ductilité et la résistance aux chocs des joints renforcés de particules se sont révélées inférieures à celles des joints soudés non renforcés.

La plupart des techniques de remplissage de rainures ont été utilisées par le chercheur pour introduire un renforcement dans la zone FSWed. Dans les techniques de remplissage de rainure, il existe un risque que du matériau de renfort sorte de la rainure lors de la fabrication du joint. Dans le présent travail, la technique de renforcement assisté par adhésif a été utilisée pour minimiser ce type de difficulté pour la fabrication de joints de soudure agités par friction renforcés de particules. Dans ce travail, la poudre de TiB2 a été renforcée dans une zone de soudage par friction-malaxage en enduisant le bord de la plaque avant le soudage qui nécessitait un joint. Le matériau de revêtement a été préparé en mélangeant l'adhésif Araldite et du TiB2 alimenté dans un rapport de 1:1. Les bords du palais en alliage Al 1120 (6 mm X 120 mm) ont été revêtus d'une fine couche de ce matériau de revêtement. Les plaques à bord revêtu ont été assemblées à l'aide d'un procédé de soudage par friction-malaxage à une vitesse de rotation de l'outil variable en rotation de l'outil et à une vitesse de soudage constante de 32 mm/min à l'aide d'un outil à broche filetée conique. La résistance à la traction, la résistance à la flexion, le pourcentage d'allongement, la résistance aux chocs et la dureté des joints ont été étudiés et rapportés dans cet article.

L'alliage d'aluminium commercial Al 1120 plat d'épaisseur 6 mm, largeur 55 mm et longueur 100 mm a été utilisé pour la préparation de l'échantillon. La composition chimique de Al 1120 est indiquée dans le tableau 1. La poudre de TiB2 et les matériaux adhésifs Araldite étaient destinés à la préparation d'un matériau de revêtement (matériau de renforcement). La granulométrie de la poudre de TiB2 était de 325 mesh et sa pureté était de 99,9 %.

L'image SEM (microscopie électronique à balayage) de TiB2 est représentée sur la figure 1.

Image MEB de TiB2.

La configuration Friction Stir Welding a été développée sur une fraiseuse verticale (M1TR, HMT Limited, Pinjore, Inde) comme illustré à la Fig. 3b. L'outil de profil fileté cylindrique en H13, comme illustré à la Fig. 2, a été utilisé pour la fabrication de joints.

Outil FSW à goupille filetée conique.

Les paramètres de soudage tels que la vitesse de rotation de l'outil 1400 tr/min et 2240 tr/min et la vitesse transversale 32 mm/min ont été sélectionnés pour la fabrication des joints. Le matériau de revêtement a été préparé en mélangeant l'adhésif Araldite et la poudre de TiB2 dans un rapport de 1:1. Après cela, une fine couche s'étale le long des bords de chaque plaque qui doit se joindre et lui permet de sécher en atmosphère ouverte comme illustré à la Fig. 3a. L'épaisseur du revêtement était d'environ 0,3 mm sur chaque bord de plaque. De plus, les échantillons ont été fermement serrés en position bout à bout à l'intérieur de l'étau de fraisage sur la plaque d'appui, comme illustré à la Fig. 3c. Initialement, les paramètres FSW, c'est-à-dire la vitesse de rotation de l'outil, ont été sélectionnés à 700, 900, 1400, 2240 tr/min et une vitesse de déplacement de 32 mm/min. Il a été constaté que les joints fabriqués à 700 et 900 tr/min présentent des vides (défauts de soudure) dans la zone de soudure. Les causes de ce défaut peuvent être dues à une génération de chaleur par friction inappropriée à une vitesse de rotation de l'outil inférieure. Les joints FSW ont été fabriqués à des vitesses de rotation d'outil de 1400 tr/min et 2240 tr/min et à une vitesse de soudage de 32 mm/min à l'aide de l'outil FSW comme illustré à la Fig. 3. L'échantillon soudé est illustré à la Fig. 3d. Toutes les catégories d'échantillons soudés sont représentées sur la figure 4. Les échantillons d'essai pour l'essai de traction ont été préparés conformément à la norme ASTM E8/E8M-09. Les échantillons de dimension et d'essai sont illustrés à la Fig. 5. L'échantillon d'essai de flexion a été préparé conformément à la norme ASTM E290. La dimension est indiquée sur la Fig. 6. La machine informatisée UTM (Neelam Engineering Company, Agra, Inde.) a été utilisée pour effectuer des essais de traction et de flexion des joints. Les essais de traction et de flexion des échantillons soudés ont été effectués à une vitesse de déformation de 0,1 mm/min. L'impact simple a été préparé conformément à la norme ASTM E-23 illustrée à la Fig. 7. Le test d'impact Charpy a été effectué à l'aide d'un testeur d'impact numérique (Faune Test Equipment Pvt Ltd, Type-AIT-300D). Trois échantillons de chaque catégorie d'échantillons soudés ont été testés. Les essais de dureté Vickers des composites ont été réalisés sous une charge de 5 kg et un temps de séjour de 20 s. Trois lectures de dureté à différents endroits dans la zone FSWed ont été prises.

(a) Spécification de l'échantillon (b) Configuration FWS (c) Zone de soudage (d) Plaques soudées.

Joints fabriqués de tous les échantillons.

Échantillons d'essai de traction et dimension.

Dimension de l'échantillon d'essai de flexion.

Dimension de l'échantillon d'essai d'impact.

Les joints de soudure réussis des plaques de bord revêtues et non revêtues ont été fabriqués à 1400 et 2240 tr/min et à une vitesse de soudage de 32 mm/min. La microscopie optique a été réalisée pour observer la présence et la distribution des particules de TB2 dans la zone soudée par friction-malaxage. Pour l'examen micrographique, l'échantillon a été préparé en coupant le matériau de la zone soudée, en meulant et en polissant avec différentes qualités de papier émeri à l'aide d'une machine de polissage métallographique à double disque. La micrographie des joints de bord revêtus de TiB2 de la zone de soudure par friction-malaxage a été prise à 50X et illustrée à la Fig. 8. La figure 8 montre la présence et la distribution de particules de TiB2 dans une zone de soudure par friction-malaxage fabriquée à 2240 et 1400 tr/min. L'analyse par rayons X à dispersion d'énergie (EDX) de la zone de soudure par friction-malaxage a été réalisée pour déterminer que la phase d'adhésif Al, TiB2 et Araldite était présente dans l'échantillon soudé par friction-malaxage du bord revêtu. Le rapport d'analyse du test XRD est représenté sur la figure 9. La figure 9 montre le pic de AlTi, TiB2 et C9H8 (Araldite) qui se conforment à la présence de TiB2 dans la zone de soudure par friction-malaxage.

Micrographie optique de la zone de soudure par friction-malaxage fabriquée à (a) 2240 et (b) 1400 tr/min.

Analyse par rayons X à dispersion d'énergie d'un joint de plaque revêtu de TiB2.

La valeur moyenne de trois échantillons de chaque catégorie de résistance à la traction et à la flexion a été prise et rapportée dans le tableau 2. Le résultat de la résistance à la traction et des échantillons testés de chaque catégorie sont représentés sur les Fig. 10 et 11 respectivement. Le pourcentage d'allongement des échantillons testés est illustré à la Fig. 12. La Figure 10 révèle que la résistance à la traction du joint de bord revêtu (renforcé de TiB2) est supérieure à celle du joint de bord non revêtu (non renforcé) en raison de la présence de TiB2 dans la zone soudée36,37,39,41,42. De plus, la résistance à la traction de l'échantillon de bord non revêtu soudé à la vitesse de 1400 tr/min présente une résistance supérieure à celle de l'échantillon soudé à 2240 tr/min. Cependant, les plaques revêtues soudées à 2240 tr/min ont montré une résistance supérieure par rapport à celles soudées à 1400 tr/min. La résistance à la traction de la plaque de bord revêtue soudée à 1400 tr/min a été supérieure de 30 % à celle du joint de plaque de bord non revêtu soudé au même régime. Cependant, le joint de plaque revêtu à 2240 tr/min a montré 39,74 % de plus que le joint de plaque de bord non revêtu soudé au même tr/min. La résistance à la traction du joint de plaque de bord revêtu soudé à 2240 tr/min a été trouvée supérieure de 4% à celle de la plaque soudée à 1400 tr/min. De plus, la plaque de bord non revêtue soudée à 1400 tr/min a montré 11,65 % de plus que la plaque soudée à 2240 tr/min.

Résistance à la traction des joints FSW à différents régimes.

Échantillons testés en traction.

Le % d'allongement des joints soudés à différents régimes.

Les résultats du pourcentage d'allongement des joints soudés montrent que l'incorporation de TiB2 dans la zone de soudure par friction a diminué le pourcentage d'allongement des joints en raison du comportement fragile développé dans la zone d'agitation par friction qui a été observé pendant les tests et inspecté visuellement des échantillons testés comme indiqué sur la Fig. 11. La figure 11 indique que la longueur des échantillons testés du bord non revêtu est plus longue que le joint de bord revêtu soudé à tous les régimes.

Le tableau 2 et la figure 12 ont révélé que le pourcentage d'allongement du joint soudé de plaque de bord revêtu est inférieur à celui des joints de plaque de bord non revêtus. Le pourcentage d'allongement du joint de bord revêtu a été observé environ 1,5 fois inférieur à celui du joint de plaque de bord non revêtu.

La fractographie d'échantillons testés en traction de joints soudés non revêtus et revêtus de TiB2 a été réalisée à l'aide de la microscopie électronique à balayage (MEB). Les images SEM des échantillons de test sont présentées sur les Fig. 13 et 14. La figure 13 révèle une fracture fibreuse allongée qui ressemble à une fracture ductile tandis que la figure 14, qui est une articulation revêtue de TiB2, montre une fracture fibreuse raccourcie et un clivage intergranulaire qui ressemble à la nature fragile de la fracture.

Image MEB de joints soudés non revêtus.

Image MEB d'un joint soudé revêtu de TiB2.

La résistance à la flexion des joints soudés est illustrée à la Fig. 15. La figure 15 montre que la résistance à la flexion des joints renforcés au TiB2 fabriqués à tous les régimes est supérieure à celle des joints non renforcés32,33. De plus, il a été constaté que l'augmentation de la vitesse de rotation n'augmente pas la résistance à la flexion des joints non renforcés. Cependant, le renforcement du TiB2 dans la zone de soudure a amélioré la résistance à la flexion des joints. De plus, la résistance à la flexion des joints renforcés au TiB2 fabriqués à 1400 tr/min s'est avérée supérieure à celle des joints fabriqués à 2240 tr/min qui s'est avérée supérieure de 34,67 % aux joints non renforcés fabriqués au même régime. La résistance à la flexion des joints renforcés au TiB2 fabriqués à 2240 tr/min s'est avérée être approximativement le double de celle des joints de plaque de bord non revêtus fabriqués au même régime. De plus, la résistance à la flexion des joints renforcés au TiB2 fabriqués à 1400 tr/min s'est avérée environ 1,5 fois supérieure à celle des joints de plaque de bord non revêtus fabriqués au même régime.

Résistance à la flexion des joints soudés à différents régimes.

Les données des essais d'impact Charpy de tous les échantillons de catégorie sont présentées dans le tableau 3 et illustrées à la figure 16. Les trois échantillons de chaque catégorie ont été testés. La figure 16 a montré que le renforcement de TiB2 dans la zone de soudure par friction-malaxage diminuait la résistance aux chocs du joint. De plus, la résistance aux chocs du joint de plaque de bord non revêtu soudé à 1400 tr/min s'est avérée supérieure à celle du joint soudé à 2240 tr/min qui était supérieure de 49,77 %. De plus, la résistance aux chocs des joints de bord revêtus de TiB2 était approximativement la même soudée à tous les régimes. De plus, la résistance aux chocs des joints renforcés au TiB2 s'est avérée environ trois fois inférieure à celle des joints soudés non renforcés. La plus faible résistance aux chocs des joints renforcés pourrait être due aux propriétés fragiles des joints en raison du renforcement TiB2 dans la zone de soudure37.

Résistance aux chocs des joints soudés à différents régimes.

Au cours des essais sur les joints de plaque de bord revêtus, il a été observé que les échantillons se cassent complètement en deux morceaux. Cependant, les joints de bord non revêtus et les bords de rupture de l'échantillon adhèrent les uns aux autres, comme illustré 16. Le comportement de rupture fragile et ductile de l'échantillon testé au choc est illustré à la Fig. 16. Les résultats des tests de dureté sont rapportés dans le tableau 4 et illustrés à la Fig. 17. La figure 17 a montré que la dureté des joints de bord revêtus est supérieure à celle des joints de bord non revêtus. De plus, le renforcement de TiB2 dans la zone d'agitation par friction et l'augmentation de la vitesse de rotation ont augmenté la dureté des joints soudés29,32,33. De plus, les joints de bord revêtus de TiB2 ont révélé une dureté supérieure de 22,75 % à celle des joints non revêtus soudés à la vitesse de rotation de 2240. Cependant, les joints de bord non revêtus présentaient un harnais 8,47 % plus élevé que ceux soudés à la vitesse de rotation de 1400. Cependant, les joints de plaque de bord revêtus à la vitesse de rotation de 2240 ont montré une dureté supérieure de 6,11 % à celle soudée à la vitesse de rotation de 1400.

Dureté du joint soudé.

Les joints renforcés et non renforcés de TiB2 ont été fabriqués avec succès en utilisant le procédé de soudage par friction-malaxage.

La résistance à la traction et la résistance à la flexion des joints renforcés au TiB2 se sont révélées supérieures à celles des joints non renforcés. Cependant, le pourcentage d'allongement des joints renforcés au TiB2 s'est avéré inférieur à celui des joints non renforcés.

La résistance à la traction des joints renforcés au TiB2 soudés à 2240 tr/min a été trouvée à 283,74 MPa, ce qui est supérieur de 39,74 % à la plaque de bord non revêtue.

La résistance à la flexion des joints renforcés au TiB2 a été trouvée à 34,53 MPa et 25,64 MPa fabriqués à 2240 et 1400 tr/min respectivement.

Le pourcentage d'allongement du bord revêtu et du joint de bord non revêtu a été observé 12,46 et 11,35, et 30,55 et 31,42 fabriqués à 1400 et 2240 tr/min respectivement, ce qui est environ 1,5 fois inférieur au joint de plaque de bord non revêtu.

La résistance aux chocs des joints de bord revêtus et non revêtus de TiB2 a été trouvée à 33,73, 22,52, 8,73 et 9,33 J/cm2 respectivement. La résistance aux chocs des joints de bord revêtus de TiB2 a diminué.

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Département de génie mécanique, Amity University Rajasthan, Jaipur, Inde

Amit Kumar Kundu, Nitesh Singh Rajput & Rajesh Rathore

Département de génie mécanique, Université Hemvati Nandan Bahuguna Garhwal, Srinagar, Uttarakhand, Inde

Manoj Kumar Gupta

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AKK et MKG ont écrit le manuscrit principal. NSR et RR ont préparé des chiffres et compilé la section des résultats et de la discussion. Tous les auteurs ont examiné le manuscrit

Correspondance à Manoj Kumar Gupta.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

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Réimpressions et autorisations

Kundu, AK, Gupta, MK, Rajput, NS et al. Effets du revêtement TiB2 assisté par adhésif sur les joints soudés par friction-malaxage. Sci Rep 12, 17894 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-21281-6

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Reçu : 29 juillet 2022

Accepté : 26 septembre 2022

Publié: 25 octobre 2022

DOI : https://doi.org/10.1038/s41598-022-21281-6

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