Literaturrecherche zum Linearreibschweißen von Ti-6Al-4V


Deutsche Übersetzung von Stephan W. Kallee<a> der englischen Veröffentlichung von Anthony R. McAndrew,<c><d> Paul A. Colegrove,<b> Clement Bühr,<b> Bertrand C. D. Flipo<d> und Achilleas Vairis<e>: A literature review of Ti-6Al-4V linear friction welding

 

<a> AluStir, Im Unterdorf 19, 63826 Geiselbach, Deutschland

<b> Cranfield University, Cranfield, Bedfordshire MK43 0AL, GB

<c> Früher: Cranfield University, Cranfield, Bedfordshire MK43 0AL, GB
<d> TWI Ltd., Granta Park, Great Abington, Cambridge CB21 6AL, GB

<e> Technological and Educational Institute (TEI) of Crete, Heraklion 71004, Griechenland

*Korrespondierender Autor: anthony.mcandrew@twi.co.uk

Ursprünglich auf Englisch veröffentlicht in Progress in Materials Science, Band 92, März 2018, Seiten 225-257, DOI: 10.1016/j.pmatsci.2017.10.003

 

Linearreibgeschweißtes Turbinenschaufelrad (Blisk)

Courtesy of TWI Ltd


Zusammenfassung

Linearreibschweißen (englisch: Linear Friction Welding, LFW) ist ein unterhalb des Schmelzpunktes in der festen Phase durchgeführtes Verfahren, das sich für die Herstellung von Turbinenschaufelrädern (englisch:  Bladed Disks, Blisks) aus Titanlegierungen für Flugzeug-Düsentriebwerke bewährt hat. Aufgrund der Kostenvorteile wurde Linearreibschweißen als Technologie identifiziert, mit der Flugzeug-Strukturbauteile aus Ti-6Al-4V hergestellt werden können. Das Linearreibschweißen von Ti-6Al-4V hat aber bisher außer für die Herstellung von Turbinenschaufeln bisher nur wenige industrielle Anwendungen gefunden, weil das erforderliche Fachwissen fehlt und die Verfahrensvorteile weitgehend unbekannt sind. Dieser Artikel gibt einen Überblick über die bisher zu diesem Thema veröffentlichten Werke, um den "Stand der Technik" vom Januar 2017 zu dokumentieren.

 

Zunächst werden Hintergrund, Grundlagen, Vorteile und industrielle Anwendungen des Prozesses beschrieben. Darauf folgt eine Beschreibung der Mikrostruktur, der mechanischen Eigenschaften, der Flash-Morphologie, der Entfernung von Verunreinigungen an der Grenzfläche, der Restspannungen und des Energieverbrauchs von linearen Ti-6Al-4V-Reibungsschweißnähten. Eine kurze Diskussion über die Auswirkungen der Linearreibschweißmaschinen ist ebenfalls enthalten. Als nächstes wird die Arbeit zur analytischen und numerischen Modellierung diskutiert. Abschließend werden die Schlussfolgerungen der Überprüfung vorgestellt, die praktische Auswirkungen auf das verarbeitende Gewerbe und Empfehlungen für die weitere Forschung und Entwicklung enthalten. Der Zweck dieses Artikels besteht darin, Industrie und Wissenschaft über die Vorteile des Linearreibschweißens zu informieren, damit der Prozess besser genutzt werden kann.

 

1. Einleitung

Linearreibschweißen ist ein in der festen Phase durchgeführtes Verfahren, bei dem ein Werkstück relativ zum anderen oszillierend hin- und herbewegt wird, während die Bauteile fest aufeinander gepresst werden, siehe Bild 1(a). Die Reibung zwischen den Bauteilen erzeugt Wärme, durch die die Werkstücke im Fügebereich plastifiziert werden. Das plastifizierte Material wird als Wulst aus dem Spalt herausgepresst, wodurch sich die Werkstücke in Richtung der aufgebrachten Kraft verkürzen (englisch: Burn-off).[1] [2] [3] [4] Durch den Burn-off werden die Oxide, Fremdkörper und Schmutzpartikel, die die Schweißnahteigenschaften andernfalls beeinträchtigen würden,[5] [6] und die Lebensdauer der Schweißung reduzieren würden,[7] aus der Fügezone in den Wulst hinausgepresst.[8] Sobald die Verunreinigungen in den Wulst gepresst wurden führt der Metall-Metall-Kontakt zum Entstehen einer metallurgischen Verbindung.[8] [9] [10] [11] [12] [13] [14] [15] [16] Bild 1(b) zeigt ein Beispiel einer fertig gestellten Schweißung.

 

Bild 1 (a): Schematische Darstellung des Linearreibschweißprozesses

Bild 1 (b): Eine fertiggestellte Linearreibschweißung in Ti-6Al-4V, die den Wulst zeigt. Die Anpresskraft wurde in z-Richtung aufgebracht und die Hin- und Herbewegung in x-Richtung.[16]

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


Linearreibschweißen hat sich für die Herstellung von Titan-Turbinenenschaufelrädern für Flugzeug-Düsentriebwerke bewährt.[2] [8] [17] [18] [19] Aufgrund der Verfahrensvorteile wird es auch zunehmend für die Herstellung von Flugzeug-Strukturbauteilen in Erwägung gezogen, insbsondere für solche aus Ti-6Al-4V. Der Grund dafür liegt in den hohen Beschaffungskosten für reines Titan und Titanlegierungen (>80€/kg), dem Energieverbrauch bei der Herstellung (>500 MJ/kg) und der CO2-Belastung (>40 kg/kg).[20]

 

Normalerweise werden Ti-6Al-4V-Flugzeug-Strukturbauteile aus übergroßen Gussblöcken (Ingots), Schmiedebauteilen und Strangpressprofilen hergestellt.[21]. Das ist ein kostenaufwendiger Prozess, weil nach der spanenden Bearbeitung durch Fräsen oder Drehen von dem gekauften Werkstoff nur ein vergleichsweise geringer Anteil übrig bleibt, siehe Bild 2.[22] [23] Das Buy-to-Fly-Verhältnis  (BTF-Verhältnis) kann weniger als 20:1 betragen und ist nur selten besser als 5:1.[21] [23] Linearreibschweißen reduziert den Materialaufwand, indem kleinere Bauteile miteinander verschweißt werden, um einen 'Preform' genannten Rohling oder ein 'Near-Net-Shape'-Bauteil zu erzeugen, das anschließend durch eine CNC-Fräsbearbeitung auf die erforderlichen Maße gebracht wird, siehe Bid 2 (b). Das führt zu wesentlichen Verbesserungen bei dem Buy-to-Fly-Verhältnis, wodurch die Herstellungskosten gesenkt werden.[1] [2] [8] [24] Durch das Linearreibschweißen können Buy-to-Fly-Verhältnisse von 2:1 oder sogar 1.6:1 für Ti-6Al-4V-Rohlinge erzielt werden.[21] [25] Die lineargeschweißten Produkte haben eine mit aus dem Vollen gefrästen vergleichbare Festigkeit und Qualität.[26] Vorläufige Untersuchungen zeigen, dass bis zu 50% aller aus Titanlegierungen hergestellten Flugzeugbauteile durch den Linearreibschweißprozess hergestellt werden können.[21]

 

Bild 2. (a):  Ein aus dem Vollen gefrästes Flugzeug-Bauteil

Courtesy of TWI,[25] CC BY 4.0

Bild 2. (b):  Linearreibgeschweißter und rechts bereits teilweise CNC-gefräster Ti-6Al-4V-Rohling

Courtesy of TWI,[1] CC BY 4.0

 


Trotz des Interesses hat das Linearreibschweißen von Ti-6Al-4V bisher außerhalb der Turbinenschaufelräder-Herstellung nur eine begrenzte industrielle Implementierung  erfahren. Dies ist zum Teil darauf zurückzuführen, dass das Wissen und die Vorteile des Prozesses weitgehend unbekannt sind. In den letzten Jahren wurde eine bedeutende Menge akademischer und industrieller Forschung betrieben.[27] Der Zweck dieses Artikels ist es, einen aktuellen Überblick über die veröffentlichten Arbeiten zum Linearreibschweißen von Ti-6Al-4V zu geben, damit der aktuelle Stand der Technik identifiziert und der Prozess verbessert werden kann. Die Reihenfolge der Überprüfung ist wie folgt:

  • Zunächst werden der Hintergrund des Linearreibschweißverfahrens, die Grundlagen, Vorteile und industrielle Anwendungen diskutiert.
  • Dann werden die Mikrostruktur, die mechanischen Eigenschaften, die Wulst-Morphologie, die Entfernung von Grenzflächen-Verunreinigungen, Restspannungen und der Energieverbrauch von Ti-6Al-4V-Linearreibungsschweißnähten vorgestellt.
  • Es folgt eine kurze Diskussion der Auswirkungen auf die Werkzeugmaschinen.
  • Als nächstes werden die bisher durchgeführten Arbeiten zur Prozessmodellierung diskutiert.
  • Abschließend werden die Schlussfolgerungen der Überprüfung vorgestellt, die praktische Auswirkungen der Artikelergebnisse auf das verarbeitende Gewerbe beschrieben und Empfehlungen für die weitere Forschung gegeben.

2. Hintergrund und Verfahrensgrundlagen

2.1 Hintergrund

Das Lineareibschweißverfahren wurde erstmals in den späten 1920er Jahren patentiert, [8] aber es wurden nur sehr wenige Details zu seiner Anwendung beschrieben. Eine Diskussion des Verfahrens wurde  in den 1960er Jahren in der UdSSR dokumentiert, [28] aber es wurde für "sehr zweifelhaft" gehalten, ob es als Herstellungsverfahren genutzt werden kann,[8] [28] weil es schwierig war, die hin- und hergehende lineare Bewegung zu erzeugen.[28] Die erste echte strukturierte Industrieforschung in diesem Prozess fand in den 1980er Jahren am TWI in Grißbritannien statt,[2] während die erste akademischen Forschungsarbeiten an der Ohio State University in den USA[9] [29] und der University of Bristol in Großbritannien durchgeführt wurden.[3] [30] [31] [32] [33] Im Vergleich zu anderen Reibschweißverfahren, über die zahlreiche Arbeiten veröffentlicht wurden, liegen bisher nur relativ wenige Informationen zum Linearreibschweißen vor. [1] [3] [10] 

2.2 Verfahrensablauf

Wie bereits erwähnt, ist das Linearreibschweißen (LFW) ein in der festen Phase ablaufender Verbindungsprozess, der durch Oszillieren eines Werkstücks relativ zu einem anderen unter einer großen Druckkraft funktioniert, wie in Bild 1 (a) gezeigt wird. 

 

Obwohl der Verfahrensablauf kontinuierlich ist, kann er in folgende vier Phasen unterteilt werden:[3] [31]

  • Phase 1 - Anfangsphase. Zwischen Unebenheiten auf den beiden zu verbindenden Oberflächen besteht ein mikroskopischer Kontakt, und aufgrund der Reibung wird Wärme erzeugt, siehe Bild 3 (a). Die Unebenheiten werden weicher und verformen sich, wodurch der wahre Kontaktbereich zwischen den Werkstücken vergrößert wird. In dieser Phase wird eine vernachlässigbare axiale Verkürzung (Burn-off) in Richtung der aufgebrachten Kraft beobachtet.

Bild 3 (a): Wechselwirkung zwischen Oberflächenunebenheiten (Phase 1)

Bild 3 (b): Bildung von viskosem Material (Phase 2) 

Bild 3 (c): Stationärer Zustand, wobei das Grenzflächenmaterial herausgepresst wird (Phase 3) [14] [15] 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 

  • Phase 2 - Übergangsphase. Die Reibungswärme bewirkt, dass das Grenzflächenmaterial plastifiziert und hochviskos wird, wie in Bild 3 (b) gezeigt wird. Dies führt dazu, dass der wahre Kontaktbereich zwischen den Werkstücken auf 100 Prozent der Querschnittsfläche ansteigt. Wärme wird von der Grenzfläche in die wärmebeeinflusste Zone abgeleitet. Sobald mehr Material erweicht wird kommt es zum Entstehen eines Wulstes oder Grats weil das hochviskos-plastifizierte Material aus dem Fügespalt herausgepresst wird. Bei der Ti-6Al-4V-Legierung beginnt diese Phase, wenn die Grenzfläche die β-Transus-Temperatur erreicht.[15]

  • Phase 3 - Gleichgewichtsphase. Ein quasistationärer Zustand wird erreicht, und die axiale Verkürzung (Burn-off) erfolgt mit einer nahezu konstanten Geschwindigkeit durch schnelles Herauspressen des viskosen Grenzflächenmaterials, wodurch der Wulst entseht, siehe Bild 3 (c).

  • Phase 4 - Verzögerungs- und Stauchphase. Die Relativbewegung wird beendet und die Werkstücke werden gegeneinander ausgerichtet. (Vorteilhafterweise wird das durch die Reduzierung der Amplitude und nicht der Frequenz gemacht, damit die Bauteile sauber gegeneinander ausgerichtet werden - Anmerkung des Übersetzers) In einigen Anwendungsfällen wird die Stauchkraft gegenüber der Anpresskraft erhöht, um eine hochfeste Schweißung zu erhalten.

Es gibt beim Linearreibschweißen im Wesentlichen die folgenden acht Parameter:[1] [2] [3] [6] [7] [8] [16] [34] [35] [36] [37] [38] [39] [40] [41] [42] [43] [44] [45]:

  • Frequenz der Oszillation
  • Amplitude der Oszillation
  • Reibkraft, Anpresskraft oder Normalkraft (die Kraft, mit der die Werkstücke während der Reibphase aufeinandergepresst werden)
  • Verkürzung (Burn-off)
  • Beschleunigungszeit (die Zeit, die benötigt wird, um eine konstante Amplitude und Frequenz zu erhalten)
  • Abbremszeit (die Zeit, die benötigt wird, um Amplitude und Frequenz auf Null zu bringen)
  • Stauchkraft (die Kraft, die auf die stillstehenden Werkstücke aufgebracht wird)
  • Stauchzeit (die Zeit. während der die stillstehenden Werkstücke aufeinander gepresst werden)

Viele Autoren halten die Frequenz, die Amplitude, die aufgebrachte Normalkraft und die Verkürzung für die hauptsächlich relevanten Eingabe-Parameter.[2] [3] [6] [46] [47] [48] [49] [50] Obwohl die Frequenz und Amplitude zwei unterschiedliche Eingabe-Parameter sind, werden sie häufig zusammengefasst und als durchschnittliche Reibgeschwindigkeit beschrieben, weil Variationen von Frequenz und Amplitude bei gleichbleibender durchschnittlicher Reibgeschwindigkeit nur wenig Auswirkung auf das Ergebnis von Linearreibschweißungen in Ti-6Al-4V hat. [14], [15], [16]. Die durchschnittliche Reibgeschwindigkeit vr wird wie folgt definiert:[1]

 

vr = 4  Amplitude  Frequenz

 

2.4 Verfahrensvorteile und Beschränkungen

Das Linearreibschweißen hat gegenüber andern Fertigungsprozessen unter anderem folgende Vorteile:

 

  • Die Schweißung bleibt in der festen Phase, was viele der beim Schmelzschweißen durch das Schmelzen und Erstarren vorkommende Fehlermöglichkeiten ausschließt[11] [42] [51] [52] [53] [54] [55] [56] wie Poren und Erstarrungsrisse. Der Verzug der geschweißten Bauteile wird darüber hinaus reduziert.[10] [40] [57] [58] [59] [60]
  • Das Verfahren hat geringere Spitzentemperaturen als das Schmelzschweißen, wodurch die Entstehung intermetallischer Phasen vermieden wird und das Verschweißen einer Vielzahl von unterschiedlichen Materialmischverbindungen möglich ist.[43] [45] [61] [62] [63] [64]
  • Das Verfahren benötigt kein Zusatzmaterial, kein Flussmittel und kein Schutzgas.[10]
  • Das Verfahren kann leicht automatisiert werden, wodurch es sehr wiederholgenau ist und nicht von der menschlichen Handfertigkeit abhängt, [1] [2] [49] wodurch es zu sehr geringen Ausschussraten kommt.[15]
  • Wenn damit Rohlinge hergestellt werden, werden der Materialaufwand und die Herstellkosten gegenüber spanabhebenden Fertigungsverfahren wie z.B. CNC-Fräsen vermindert.[1] [2] [8]

Das Verfahren hat aber auch einige Beschränkungen, wie z.B.:

  • Die Kosten und Größe der Maschinen
  • Die maximale zu verschweißende Querschnittsfläche wird durch die Größe der Maschine bestimmt und ist normalerwesie auf wenige hundert Quadratmillimeter beschränkt.

3. Industrieller Einsatz des Linearreibschweißens

3.1 Turbinenschaufelräder (Blisks)

Von vielen wird das Linearreibschweißen als eine „exotische“ Technologie für die Herstellung von hochwertigen Komponenten für die Luft- und Raumfahrt betrachtet. [1] [2] Dies ist vor allem auf die hohen Kosten der ersten Maschinen-Generation und die Tatsache zurückzuführen, dass die meisten industriellen Lineareibschweißmaschinen im Besitz von Luftfahrtherstellern sind.[2]


Bis heute ist das Verfahren kommerziell als Technologie für die Herstellung von Turbinenschaufelrädern (Bladed Discs, Blisks) aus Titanlegierungen in Flugzeugtriebwerken etabliert. [2] [8] [17] [18] [19] [27] [65] Titan-Turbinenschaufelräder werden in Niedrigtemperaturabschnitten von Flugtriebwerken verwendet. Typischerweise wird Ti-6Al-4V (Ti-64) für Anwendungen bis 300 ° C verwendet und Ti-6Al-2Sn-4Zr-2Mo-0,15Si (Ti-6242) für Anwendungen bis 480 ° C. [4] [66] Rolls Royce, MTU Aero Engines, General Electric und Pratt & Whitney verwenden das LFW-Verfahren zur kommerziellen Herstellung von Turbinenschaufelrädern aus Titanlegierungen.[4] [67] [68] Bild 4 (a) zeigt ein Beispiel eines unter Verwendung des Linearreibschweißverfahrens hergestellten Turbinenschaufelrads.

Bild 4: (a) Ein linearreibgeschweißtes Turbinenschaufelrad, das am TWI hergestellt wurde (Blisk). Courtesy of TWI

(b) Ein konventionell zusammengesetztes Turbinenschaufelrad[7]

(c) Eine linearreibgeschweißtes Turbinenschaufelrad[7] 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 

Linearreibschweißen bietet viele Vorteile bei der Herstellung von Turbinenschaufelrädern, beispielsweise sind herkömmlich gefertigte Schaufelscheiben auf Formschlussverbindungen wie Schwalbenschwanzverbindungen angewiesen, um die Turbinenschaufeln mit der Scheibe zu verbinden, wie in Bild 4 (b) gezeigt wird. Linearreibschweißen erlaubt es, die Turbinenschaufel integral mit der Scheibe zu verbinden, wodurch das Gewicht der Komponente erheblich reduziert wird [4] [47] [69], in Einzelfällen um bis zu 30%. [4] [47], siehe Bild 4 (c).

 

Neben der Gewichtsersparnis eliminiert das Fehlen einer formschlüssigen Schnittstelle zwischen den Schaufeln und den Scheiben häufige Ursachen für die Entstehung von Ermüdungsrissen, [4] [66], die häufig das lebensdauerlimitierende Merkmal dieser Teile sind.[4] Die Schweißverbindungen können auch zu längeren Inspektionsintervallen führen.[66] Darüber hinaus weisen lineare reibgeschweißte Turbinenschaufelräder auch eine verbesserte Leistung auf (z. B. bessere Aerodynamik) auf, wodurch die Betriebskosten für den Endbenutzer gesenkt werden. [7] [18] [35] [44] [58] [70]


Eine weitere Alternative zur Verwendung mechanischer Befestigungen besteht darin, die Turbinenschaufelräder aus einem Vollblock zu bearbeiten. [4] [71] [72] Verglichen mit dem Linearreibschweißen ist das aber aufgrund der erzeugten Abfallmenge kostspielig - insbesondere bei größeren Turbinenschaufelrädern. [7] [66] Aus einem Vollblock bearbeitete Turbinenschaufelräder können nur aus einem einzigen Werkstoff bestehen. [4] [71] Linearreibschweißen bietet die vorteilhafte Möglichkeit, Turbinenschaufeln und Scheiben aus unterschiedlichen Werkstoffen zusammenzusetzen.[4] [71]

 

3.2. Zukunftskonzepte

Wie in Abschnitt 1 erörtert, besteht neben der Turbinenschaufelradherstellung ein industrielles Interesse am Linearreibschweißen zur Herstellung unterschiedlicher struktureller Luftfahrt-Rohlinge, [13] [50] wie z. B. denen in Bild 2 (b) und Bild 5. Das ist vor allem auf die erheblichen Kosteneinsparungen zurückzuführen. Verglichen mit der Bearbeitung aus dem Vollen können beispielsweise Materialkosteneinsparungen von bis zu 90% erzielt werden,[1] [25] [27] wodurch die geschätzten Gesamtherstellungskosten eines Bauteils können um 23 bis 80% gesenkt werden können. [21] [73] [74]

Bild 5: Prototyp eines Luft- und Raumfahrt-Strukturbauteils, das aus einem linearreibgeschweißten Ti-6Al-4V-Rohling hergestellt wurde.

Courtesy of TWI and TiFab-Consortium [21], CC BY 4.0

 

Zusätzlich zum Fügen von Werkstücken mit einer einzigen Kontaktfläche, wie für die Komponenten in Bild 1 bis Bild 4 gezeigt, hat die Industrie den Bedarf die in Bild 1 (b), Bild 2 (b) und Bild 5 gezeigten nicht-planaren Oberflächen zu verbinden, um die Herstellung komplexer struktureller Vorform-Rohlinge zu ermöglichen, siehe Bild 6 (a) und (b).[27] [50] [75] [76]

 

Beispielsweise interessiert sich die Boeing Company für das Verbinden eines 'Keystone' -Werkstücks mit zwei Flanschen und einer Grundplatte, [75] wie in Bild 6 (c) gezeigt. Die Flansche werden zuerst mit der Grundplatte verschweißt (Stufe 1-Schweißung), der erzeugte Wulst wird entfernt und die Oberflächen werden erneut gereinigt. Die Schweißnähte der Stufe 1 sind geradlinig, da nur eine Fläche mit der Grundplatte verbunden werden muss. Die Herstellung einer 'Brückenschweißung' (Stufe 2), bei der das Trapez-förmige Werkstück mit der Baugruppe verbunden wird, kann jedoch problematisch sein, da es mehrere Oberflächen gibt, die gleichzeitig geschweißt werden müssen.

 

Bild 6: Linearreibschweißen von nicht-ebenen Oberflächen, wobei gezeigt wird:

Bild 6 (a) Darstellung eines Vorform-Rohlings

Bild 6 (b) Darstellung der aus (a) bearbeiteten Komponente 

Bild 6 (c) der Herstellungsprozess des 'Schlussstein'-Schweißens, wobei die Hin- und Herbewegung in und aus der Betrachtungsebene auftritt. 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 

3.3. Linearreibschweißmaschinenhersteller

Soweit den Autoren bekannt ist, gibt es fünf große LFW-Maschinenhersteller: ACB (Frankreich), APCI (Indiana, USA), KUKA Systems (Deutschland), MTI (Indiana, USA) und Thompson Friction Welding (GB). Grundsätzlich arbeiten Linearreibschweißmaschinen, indem sie ein Werkstück relativ zu einem anderen unter einer großen Druckkraft oszillieren. Gemäß Bhamji[65] wird die Kraftbeaufschlagung immer durch einen Hydraulikzylinder erzeugt, während die oszillatorische Bewegung mechanisch oder hydraulisch erzeugt werden kann, wie in Fig. 7 (a) bzw. (b) gezeigt wird.

 

Bild 7: Antrieb einer (a) mechanischen (courtesy of TWI [2]) und einer (b) hydraulischen Linearreibschweißmaschine.[77] 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 

Mechanisch betriebene Systeme verwenden häufig einen Motor zum Drehen einer Kurbelwelle. Auf der Kurbelwelle sind zwei Kurbeln angebracht, die phasenverschoben werden können. Ein Schwingbalken ist über biegsame Elemente an den Kurbeln befestigt. Wenn die Kurbeln um 180 ° außer Phase sind, dreht sich der Strahl um seinen Mittelpunkt, wodurch das Zentrum stationär bleibt, was effektiv eine Schwingungsamplitude von Null ergibt. Um Schwingungsamplituden zwischen Null und dem Maximum zu erreichen, wird die Phasenverschiebung zwischen 0 ° und 180 ° geändert.[2] [65] Die Frequenz hängt von der Drehzahl des Motors ab.[2] Die Spannvorrichtung, in der eines der Werkstücke eingespannt wird, ist in der Mitte des Schwingbalkens befestigt.

 

Hydraulische Betriebssysteme pumpen Hydrauliköl unter hohem Druck in ein Set von Akkumulatoren (Druckbehälter). Über ein Servo-Ventil wird das Hydrauliköl dann dann aus den Akkumulatoren abwechselnd  zu einem der beiden Enden des Hydraulikzylinders geleitet. Dadurch schwingt der Kolben mit der gewünschten Amplitude und Frequenz. Die Spannvorrichtung, die das zu schweißende Werkstück hält, ist am Ende des Kolbens befestigt.


Linearreibschweißmaschinen sind in der Lage, die von der Luftfahrtindustrie geforderte Maßgenauigkeit mit hoher Wiederholgenauigkeit zu liefern. Zum Beispiel erzielte das TiFab-Konsortium am TWI einen Positionstoleranzwert von ± 0,025 mm für den Prozess auf,[21], und der IHI-Konzern zeigte, dass die Winkelabweichung für ein geschweißtes Bauteil sogar nur 0,04° betrug.[78]


Das TiFab-Konsortium hat kürzlich gezeigt, dass 95% aller für die Herstellung von für das Linearreibschweißen geeigneten Luftfahrtkomponenten aus Titanlegierungen mit einer Maschine mit einer maximalen Kraft von 50 Tonnen hergestellt werden können.[79]

 

3.4. Linearreibschweißen von Ti-6Al-4V

Linearreibschweißen wird typischerweise zum Fügen von Metallen verwendet, es wird jedoch auch zum Verbinden von Kunststoffen[80] [81] und sogar Holz[82] [83] verwendet. Linearreibschweißen eignet sich besonders zum Fügen von Metallen mit guten Hochtemperatureigenschaften, d. h. mit hoher Druck- und Scherfestigkeit sowie niedriger Wärmeleitfähigkeit.[1] [8] Bei diesen Werkstoffen bleibt die durch Reibung erzeugte Wärme an der Grenzfläche, wodurch die Grenzfläche schnell erwärmt und plastifiziert wird. Daher sind Titanlegierungen besonders gut für das Verfahren geeignet, aber es wurden auch viele artgleiche und artfremde Materialkombinationen mit unterschiedlichem Erfolg untersucht.[1] [2] [4] [5] [8] [29] [36] [38] [40] [43] [45] [49] [57] [60] [61] [63] [64] [66] [67] [84] [85] [86] [87] [88] [89] [90] [91] [92] [93] [94] [94] [95] [96] [97] [98] [99] [100] [101] [102] [103]

 

Da der Schwerpunkt dieser Literaturrecherche auf der Titanlegierung Ti-6Al-4V liegt, konzentriert sich der Rest dieses Abschnitts auf die Mikrostruktur, die mechanischen Eigenschaften, die Flash-Morphologie, die Entfernung von Grenzflächenverunreinigungen, die Restspannungen und den Energieverbrauch von Ti-6Al-4V-Linearreibschweißungen. Die Auswirkungen der Werkzeugmaschinen- und Bearbeitungsbedingungen auf diese Reaktionen werden ebenfalls diskutiert.

 

Ti-6Al-4V ist eine α + β-Legierung, die in den 1950er Jahren am Illinois Institute of Technology, USA, entwickelt wurde.[66] Die Legierung ist bekannt für ihr hervorragendes Verhältnis von Festigkeit zu Gewicht. Es ist die am häufigsten verwendete Titanlegierung - ca. 50% aller aus Titanlegierungen hergestellten Bauteile sind aus dieser Legierung.[58] [66] Das Material ist jedoch im Vergleich zu anderen Metallen vergleichsweise teuer, weshalb der Einsatz des Linearreibschweißens von Interesse ist.

 

Die Ti-6Al-4V-Legierung besteht aus etwa 6% Aluminium, das die α-Phase stabilisiert, und 4% Vanadium, das die β-Phase stabilisiert.[104] [105] Die β-Phase macht bei Raumtemperatur einen Anteil von 10 Volumenprozent aus.[106] Ti-6Al-4V wird kommerziell mit einer von drei Arten von Mikrostrukturen hergestellt.[69] Diese sind vollständig lamellar, vollständig gleichachsig und bi-modal. Jeder Typ hat seine eigenen Vorzüge und Nachteile. Das geschmiedete Ti-6Al-4V, das typischerweise in der Literatur für das Linearreibschweißen verwendet wird, weist in der Regel eine bi-modale Mikrostruktur auf.[6] [13] [14] [15] [34] [35] [41] [44] [53] [56] [58] [70] [71] [107]

 

4.1. Mikrostruktur und thermische Beobachtungen

Unabhängig von den eingestellten Verfahrensparametern und der Geometrie der verwendeten Werkstücke haben die Makrostrukturen der Ti-6Al-4V-Linearreibschweißnähte ein ähnliches Erscheinungsbild, das verschiedene Zonen aufweist: [6] [13] [14] [15] [16] [34] [35] [53]

  • Die Schweißnahtmittenzone (Weld Centre Zone, WCZ)
  • Die thermomechanisch betroffene Zone (Thermo-Mechanically Affected Zone, TMAZ)
  • Die Wärmeeinflusszone (WEZ)
  • Der Wulst (oder Grat)
Ein typisches Beispiel für eine Schweißung ist in Bild 8 dargestellt. Technisch gesehen sind WCZ und TMAZ thermomechanisch beeinflusste Zonen, aber aufgrund der sehr unterschiedlichen Mikrostrukturen, die sie besitzen, werden sie oft getrennt betrachtet.[2] [6] [8] [13] [14] [34] [58] Die WCZ erfährt eine signifikante dynamische Rekristallisation (Dynamic Recristllisation, DRX), die TMAZ aber nicht. Das Material in der WEZ wird nicht mechanisch verformt, sondern durch die Hitze beeinflusst. Die Region von einer TMAZ/HAZ-Grenze zur anderen wird oft als „TMAZ-Dicke“ oder die plastisch betroffene Zone (Plastically Affected Zone, PAZ) bezeichnet [13] [14] [18] [108] [109] [110]. Für den Rest dieses Artikels wird diese Region als PAZ bezeichnet.

Bild 8: Makroskopischer Schnitt durch eine Ti-6Al-4V-Linearreibschweißnaht [15] 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


Die Materialregion, in der die wichtigsten Veränderungen während des LFW-Prozesses auftreten, ist die WCZ. Die Temperatur an der Grenzfläche übertrifft die der β-Transus-Temperatur - 980° C bis 1010° C in Abhängigkeit von den Mengen der interstitiellen Elemente - Umwandlung der α-Körner in β-Körner.[6] [7] [13] [14] [39] [55] [58] [78] Die WCZ erfährt während der Verarbeitung auch große Dehnungen und Dehnungsraten (bis zu 2500/s), [7] [13] [14] was zu einer signifikanten dynamischen Rekristallisation des Hochtemperatur-β-Phasenmaterials führt. [6] [41] [111] [112] Die vollständig β-transformierte Mikrostruktur kühlt sich nach den oszillatorischen Phasen des Prozesses schnell ab, verhindert die Vergröberung der β-Körner und führt zu Widmanstätten-Gefüge[6] [8] [13] [14] [15] [18] [34] [56] oder Martensit [6] [15] [18] [34] [113], wie in Fig. 9 (a) bzw. (b) gezeigt wird. Nach Ahmed und Rack[114] ist der Unterschied auf die Abkühlgeschwindigkeit der einzelnen β-Phase zurückzuführen. Wenn die Schweißnaht schneller als 410°C/s abkühlt, tritt eine diffusionsfreie Umwandlung auf, die zu Martensit führt. Nach Karadge et al.[18] kann auch etwas metastabile β-Phase verbleiben. Wenn die Schweißnaht langsamer als mit 410° C/s abkühlt, tritt eine Diffusionstransformation auf, die zu einem Widmanstätten-Gefüge führt.

 

Bild 9: (a) Widmanstätten-Gefüge[15], (b) Martensit[15] und (c) TMAZ[13] 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 

Die Mehrheit der Forscher geht davon aus, dass die Mikrostruktur des TMAZ nicht den β-Transus erreicht, da noch Fragmente der α-Körner aus dem Ausgangsmaterial vorhanden sind.[6] [18] [35] [55] [58]  Diese Körner neigen dazu, in der Schwingungsrichtung verformt, gedehnt und neu ausgerichtet zu werden, siehe Bild 9 (c).[2] [8] [13] [14] [15] [35] [109]

 

Aufgrund der strukturellen Stabilität von Ti-6Al-4V ist die Wärmeeinflusszone unterhalb von Temperaturen von 800° C [94] [115] oft nur schwer zu erkennen. Eine WEZ macht sich jedoch bei Schweißnähten bemerkbar, die mit niedrigen Reibgeschwindigkeiten hergestellt werden.[16]


Das Ausmaß von PAZ und WEZ hängt stark von den verwendeten Verfahrensparametern ab. Es hat sich gezeigt, dass eine Erhöhung der Amplitude und der Frequenz (Reibungsgeschwindigkeit) das Ausmaß der WEZ verringert, während die PAZ nur minimal beeinflusst wird. Dies ist auf die Auswirkungen der Reibgeschwindigkeit auf die erzeugten thermischen Profile zurückzuführen. Wie durch einen Vergleich der blauen und grünen Linien in Bild 10 gezeigt werden kann, erhöhen die größeren Reibgeschwindigkeiten den Gradienten des thermischen Profils, wodurch das Ausmaß des Materials oberhalb von 800° C verringert wird. Der erhöhte Wärmegradient ist eine Folge der höheren Leistungsaufnahme, die durch die größeren Reibgeschwindigkeiten erzeugt wird, wodurch sich das Grenzflächenmaterial während der Phase 1 schneller erwärmt und plastifiziert, sich dann während der Phasen 2 und 3 viel schneller verkürzt. Die Wärme wird daher sehr schnell von der Schweißnaht abgeleitet.[15] Dies erklärt möglicherweise, warum die Wärmeeinflusszonen bei niedrigen Reibgeschwindigkeiten stärker wahrnehmbar sind - ein größerer Anteil der Schweißmaterialien liegt oberhalb von 800 ° C, wodurch die HAZ für das bloße Auge besser wahrnehmbar ist.[7] [14] [15] [46] [108]

 

Obwohl die Reibgeschwindigkeiten einen großen Einfluss auf die Temperaturprofile haben, haben sie nur einen minimalen Einfluss auf die Ausdehnung der PAZ.[13] [14] [108]. McAndrew et al.[13] [14] [15] haben gezeigt, dass die Temperatur des Materials sich dem β-Transus annähern muss, wenn bei Ti-6Al-4V-Linearschweißnähten eine merkliche Materialverformung auftritt. Wie durch einen Vergleich der blauen und grünen Linien in 10 gezeigt wird, ist trotz des großen Unterschieds in den Temperaturprofilen das Ausmaß des Materials an oder über dem β-Transus minimal, daher gibt es nur einen minimalen Unterschied im Ausmaß der PAZ für unterschiedliche Reibgeschwindigkeiten. Darüber hinaus sind sich viele Autoren einig, dass eine Erhöhung der Reibgeschwindigkeit die Grenzflächentemperatur erhöht.[7] [13] [14] [46] [108]

 

Bild 10: Temperaturprofile in Ti-6Al-4V-Linearreibschweißungen, die die Auswirkungen der Reibgeschwindigkeit vr, den Druck pn und die

Breite in der Ebene (in x-Richtung in Bild 11) zeigen. Diese Temperatuprofile wurden durch eine Finite-Elemente-Analyse erhalten.[13] [14] 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


Eine Erhöhung des Drucks verringert das Ausmaß von WEZ und PAZ.[2] [13] [14] [34] [46] [78] [110] Dieses Phänomen lässt sich durch den Einfluss des Drucks auf die Leistungsaufnahme und die Verkürzungsgeschwindigkeit erklären. Eine Erhöhung des Drucks führt dazu, dass die Abbrennrate um einen größeren Prozentsatz als die Leistungsaufnahme erhöht wird.[14] Obwohl mehr Wärme in die Schweißnaht gelangt, wird sie schneller abgeführt. Dies verringert die Zeit, in der die Wärme von der Grenzfläche zurückgeleitet werden muss, wodurch die Ausdehnung von WEZ und PAZ verringert wird. Interessanterweise wirkt sich dieses Phänomen auch auf die Grenzflächentemperatur aus. Das Material, das weiter von der Grenzfläche entfernt ist, ist bei Schweißnähten, die mit höheren Drücken hergestellt werden, viel kühler. Dies wird durch einen Vergleich der blauen und schwarzen Linien in Bild 10 gezeigt. Wenn dieses kühlere Material die Schweißnahtgrenzfläche erreicht, kühlt es die Schweißnaht effektiv ab und erzeugt eine niedrigere Grenzflächentemperatur.[13] [14] [15] [34] [47] [110]. Nach Kuroki et al.[78] und Wanjara et al.[6] wird die α-Phasenlamelle in der WCZ zunehmend feinkörniger, wenn sie mit größeren Kraftkräften erzeugt wird. Darüber hinaus haben Wanjara et al.[6] gezeigt, dass eine Erhöhung der aufgebrachten Kraft die Größe der DRX-β-Körner im WCZ erhöht. Diese Beobachtung steht im Gegensatz zu Attallah et al. [110], der für Ti-6246-Schweißnähte zeigte, dass eine Erhöhung der aufgebrachten Kraft die DRX-β-Körner in der WCZ verringert. Daher schlagen die Autoren dieses Artikels vor, die Auswirkungen der Verarbeitungsbedingungen auf die Mikrostruktur genauer zu untersuchen.


Unter den Autoren besteht eine gute Übereinstimmung hinsichtlich der Auswirkungen der Werkstückgeometrie auf die PAZ, HAZ und die Mikrostruktur von Ti-6Al-4V-Linearreibungsschweißnähten.[13] [18] [116] [117] Karadge et al.[18] zeigten für eine identische Kombination von Prozesseingaben, dass die Korngröße nach dem Schweißen und die Ausdehnung des PAZ abnahmen, wenn die Werkstückabmessung in Schwingungsrichtung (in x-Richtung in Bild 11) abnahm; im Folgenden wird der x-Wert in Bild 11 als "Breite in der Ebene" bezeichnet. McAndrew et al.[13] [117] untersuchten die Gründe für dieses Phänomen. Im Allgemeinen erhöht eine Verringerung der Breite in der Ebene die Abbrennrate, was zu einem schnellen Ausstoß des erwärmten Grenzflächenmaterials führt [13] [116] [117]. Dies verringert die Zeit, in der die Wärme von der Schweißnaht zurückgeleitet werden muss, wodurch das Ausmaß des Materials oberhalb des β-Transus und damit des PAZ reduziert wird, wie durch einen Vergleich der blauen und der roten Linie in Bild 10 ersichtlich ist Die Verringerung der Breite in der Ebene verringert die Grenzflächentemperatur aus demselben Grund wie eine Druckerhöhung.[13] [116] [117] Die feinere Mikrostruktur der Schweißnähte, die mit den kleineren Breiten in der Ebene hergestellt wurden, könnte auf die höheren Dehnungsraten bei diesen Bedingungen zurückzuführen sein.[13] Dies hätte während der Verarbeitung zu mehr Rekristallisation geführt und die β-Körner verfeinert.[112] [115] Des Weiteren können nach Gil et al.[118] ist das Widmanstätten-Gefüge mit höheren Abkühlraten feiner. McAndrew et al.[13] zeigten, dass die Abkühlgeschwindigkeit nach Schwingungen der Bewegung drastisch erhöht werden kann, wenn Schweißnähte mit kleineren Breiten in der Ebene hergestellt werden. Beispielsweise für Schweißnähte, die mit 40 mm, 20 mm und 10 mm Breite in der Ebene hergestellt wurden, bei einer durchschnittlichen Reibgeschwindigkeit von 540 mm/s und einem Druck von 125 MPa die Mitte der Schweißgrenzfläche, die von der β-Transus-Temperatur abgekühlt wurde, bis 500° C mit einer Abkühlgeschwindigkeit von 110° C/s, 210° C/s bzw. 320° C/s. Dieses Phänomen beruht auf dem schmaleren Band aus stark erhitztem Material, das mit kleineren Breiten in der Ebene hergestellt wird, siehe Bild 10. Das schmälere Band aus erhitztem Material hatte weniger Wärme, um von dem Grenzflächenbereich in das Schüttgut geleitet zu werden, was eine schnellere Abkühlgeschwindigkeit ermöglicht. Die verfeinerte WCZ-Mikrostruktur für die mit den kleineren Breiten in der Ebene erzeugten Schweißnähte kann laut Literatur überlegene mechanische Eigenschaften besitzen.[58] [119] [120] Diese Beobachtung deutet darauf hin, dass das Oszillieren der Werkstücke entlang der kürzeren der beiden Kontaktflächen des Kontakts vorteilhaft ist, da die Temperatur verringert und die mechanischen Eigenschaften verbessert werden.[13] [117] Bemerkenswert ist, dass die Dimension außerhalb der Ebene (der y-Richtung in Bild Abb. 11) nur einen geringen Einfluss auf die Ausdehnung von HAZ und PAZ und die Mikrostruktur hat.[13] [16] [116]

Bild 11: Definition der Werkstück-Abmessungen, wobei "x" in Richtung der Schwingungen (Breite in der Ebene) und "y" quer zur Ebene der Schwingungen liegt. 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


Bislang befasste sich die Linearreibschweiß-Forschung vielfach mit dem Fügen von Werkstücken mit identischen Kontaktflächenabmessungen. [3] [13] [14] [15] [18] [24] [34]. [35] [48] [53] [58] [107] [110] [121] [122] Diese Geometrien neigen dazu, eine PAZ und eine WEZ zu erzeugen, die symmetrisch um die Nahtgrenzfläche liegen. Es besteht ein industrielles Interesse, die Verbindung von Werkstücken unterschiedlicher Größe zu verstehen. Um dieses Problem zu lösen, haben Astarita et al.[123], Schröder et al.[116] und Lee et al.[24] die Auswirkungen des Verbindens eines Ti-6Al-4V-Coupons mit einer Platte aus demselben Material untersucht, wie in Abb. 12 dargestellt wird. Die Untersuchungen zeigten, dass der Coupon die Platte durchdringt und eine konkave PAZ erzeugt.[24] [116 ] Bei vergleichbarer Amplitude, Frequenz und Druck hatte die Coupon-auf-Platte-Konfiguration eine um 50% verringerte Verkürzungsgeschwindigkeit im Vergleich zu einer Coupon-zu-Coupon-Schweißnaht [116]. Die niedrigere Verkürzungsgeschwindigkeit führt wahrscheinlich zu einem anderen Wärmezyklus, wodurch unterschiedliche Mikrostrukturen zwischen den beiden geschweißten Proben erzeugt werden, obwohl die Prozess-Eingangsparameter identisch sind. Um diese Hypothese zu untersuchen, wäre jedoch weitere Forschung erforderlich. Nach Astarita et al.[123] wird die Mikrostruktur der Lamellen in der WCZ und TMAZ verkleinert, wenn höhere Schmiedekräfte verwendet werden, um einen Ti-6Al-4V-Coupon zu einer Schweißnaht zu erzeugen. Wenn nicht ausdrücklich angegeben, konzentrieren sich die Diskussionen für den Rest dieses Artikels auf das Fügen von Werkstücken mit identischen Kontaktflächenabmessungen.

 

Bild 12: Mikrohärteplots für einen Ti-6Al-4V-Kupon zum Schweißen der Platte. Die härteren Bereiche entsprechen der PAZ[116]

 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


4.1.1. Kristallitorientierung

Karadge et al. [18] untersuchten die Kristallitorientierung von kleinen labormäßigen und großen originalmaßstäblichen Ti-6Al-4V-Schweißungen. Beide Prüfstücke zeigten eine starke Quertextur {1  0  ¯1¯  0}〈1  1  ¯2¯  0〉in der WCZ. Das von der Fügezone (TMAZ) entfernt liegende Gefüge unterschied sich jedoch deutlich zwischen den beiden Prüfstücke. Wie in Fig. 13 gezeigt ist, wies die originalmaßstäbliche Schweißung abwechselnde Bänder von quer  {1  1  ¯2¯  2} 〈1  1  ¯2¯  3〉 Texturen, die Schweißung im Labormaßstab nicht. Die genauen Gründe für die unterschiedlichen Texturen in der TMAZ sind unbekannt. Es wurde jedoch vorgeschlagen, dass die Unterschiede in der beobachteten Textur auf die Auswirkungen von Schweißnahtgrößen auf den Temperaturanstieg während der Verarbeitung und dem anschließenden Abkühlen zurückzuführen sind. Darüber hinaus zeigte die Nachwärmebehandlung einen minimalen Einfluss auf die Texturergebnisse.

 

Romero et al.[34] zeigten, dass mit niedrigen Drücken hergestellte Schweißnähte - in Übereinstimmung mit Karadge et al.[18] - in der WCZ eine starke Quertextur aufweisen, dass aber Schweißnähte, die mit hohen Drücken hergestellt werden, in der WCZ eine nahezu zufällige Textur aufweisen. Der Grund für diese Beobachtung ist nicht ganz klar.
Neuere Arbeiten von Guo et al.[124] zeigten, dass die Texturentwicklung in einer Schweißnaht stark von der Menge der transformierten β-Phase abhängt und dass die Verformung der primären α-Phasenkörner einen begrenzten Einfluss auf die Texturentwicklung hatte.

Bild 13: (a)Kristallitorientierung im PAZ in eines Prüfstücks im Vollmaßstab 

(b): Texturarten[18] 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


4.2 Mechanische Eigenschaften

Mechanische Untersuchungen haben gezeigt, dass die Härte der Vickers-Härteprüfung im WCZ (422 ± 11 [53], 425 ± 10 [34] und 398 ± 3 [6]) höher ist als die des Ausgangsmaterials (302) ± 20 [53], 328 ± 20 [34] und 317–352 [6]). Die erhöhte Härte in der WCZ ist auf die verfeinerte Mikrostruktur zurückzuführen.[35] [42] [53] Es scheint jedoch einige widersprüchliche Ergebnisse zu geben, wenn es um die Härte in der TMAZ geht. Einige Forscher vermuten, dass die Härte in der TMAZ zwischen der des WCZ und dem Ausgangsmaterial liegt,[53] [58] [78] wie in Abb. 14 (a) gezeigt wird, während andere Forscher beschreiben, dass die Härte in der TMAZ niedriger sein kann als das des Ausgangsmaterials, [6] [34], wie in Fig. 14 (b) gezeigt wird. Nach Grujicic et al.[58] ist eine Vergröberung der β-Körner im TMAZ für die niedrigeren Härtewerte verantwortlich. Romero et al.[34] gaben an, dass die Bedingungen, die zu minderwertigen TMAZ-Eigenschaften führen, wahrscheinlich vom Prozess abhängig sind.

 

Die Forscher, die Schweißnähte mit überlegenen TMAZ-Eigenschaften erzielten, verwendeten höhere Schwingungsamplituden. Die erhöhte Amplitude hat möglicherweise den Gradienten des thermischen Profils erhöht, was wiederum die Abkühlgeschwindigkeit erhöht, wenn die Schwingungen aufgehört haben.[13] Die schnellere Abkühlgeschwindigkeit hätte das Korngrenzen- und Alpha-Phasen-Wachstum der TMAZ verhindert [69] und damit überlegene Härteeigenschaften erzeugt.[69] Kuroki et al.[78] zeigten, dass eine Erhöhung des aufgebrachten Drucks die Härte in der WCZ und der TMAZ erhöht.

 

Bild 14: TMAZ-Härte: (a) höher als im Grundmaterial[53] und (b) niedriger als im Grundmaterial[6] 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


Unter der Annahme, dass eine Ti-6Al-4V-Linearreibschweißung frei von Grenzflächenverunreinigungen ist (wird noch genauer im Abschnitt 4.4 erörtert), versagt die Schweißverbindung normalerweise im Grundwerkstoff, wenn Zugversuche durchgeführt werden.[2] [6] [8] [22] [44] [78] Wenn Verunreinigungen an der Schnittstelle vorhanden sind, versagt die Schweißnaht an der Schweißnahtlinie.

 

Interessanterweise haben Wanjara und Jahazi[6] gezeigt, dass eine Schweißnaht im TMAZ beim Zugversuch versagen kann, wenn sie mit einer geringen Leistungsaufnahme hergestellt wird. Dies war möglicherweise auf den gleichen Grund für die niedrigeren Härtewerte in der TMAZ zurückzuführen, d. h. die geringere Leistungsaufnahme ermöglichte einen flacheren thermischen Gradienten, der die Abkühlgeschwindigkeit nach der Oszillationsbewegung reduzierte.[13] Dies würde zu einem erhöhten Korngrenzen- und Alpha-Phasen-Wachstum führen, was dazu führt, dass die HAZ weicher ist als das Ausgangsmaterial.[69]


Linearreibgeschweißtes Ti-6Al-4V im geschweißten Zustand wurde bei verschiedenen Spannungsamplituden untersucht, die von der Ermüdung mit hohem Zyklus (High Cycle Fatigue, HCF) bis zum Ermüdungszyklus mit niedrigem Zyklus (Low Cycle Fatigue, LCF) reichen.[22] [78] [109] [125]. Nach Wen et al.[125] starteten die Ermüdungsrisse in allen Fällen von der Oberfläche oder oberflächennahen Defekten des Ausgangsmaterials. Stinville et al.[109] unterstützten diese Beobachtung und stellten fest, dass die Risskeimbildung im Grundmaterial immer auftrat, unabhängig von Reibungsdruck und maximalem Spannungsniveau. Kuroki et al.[78] zeigten, dass die HCF-Ergebnisse von dem zur Herstellung der Schweißnähte angewandten Druck nicht beeinflusst wurden. Nur Flipo et al.[22] zeigten das Ermüdungsversagen im Schweißbereich. Es wurde jedoch festgestellt, dass die Ermüdungsleistung die für Design AMS4911 zulässigen Mindestwerte überschritt.[22] Die Gründe für den Unterschied zwischen diesen Befunden sind derzeit unklar, aber möglicherweise war die Kombination der verwendeten Prozessparameter verantwortlich.[22] [109] Vor kurzem präsentierte Flipo [126] die HCF- und LCF-Ergebnisse für wärmebehandelte Proben nach dem Schweißen. Die Ergebnisse übertrafen die Werte des Ausgangsmaterials bei weitem und hatten minimale Streuung.


Die Schlagzähigkeit von Linearreibschweißungen aus Titanlegierungen ist viel schwieriger vorherzusagen, da die Mikrostruktur sehr heterogen ist.[3] [35] [48] Der Wert an der Grenzfläche einer Ti-6Al-4V-Linearreibschweißnaht übertrifft jedoch den des Grundmaterials.[3] [35]


Suleimanova et al.[127] präsentierten die Ergebnisse der Torsionsfestigkeit von linearreibgeschweißtem VT6 (russische Version von Ti-6Al-4V), die bei einer Frequenz von 50 Hz, Amplitude von 2 mm, einem Druck von 100 MPa und einer Verkürzung von 4 mm erzeugt wurden. Der Torsionsfestigkeitswert der Schweißnaht war aufgrund des Versagens des Tests im Grundmaterial bei einem Rotationsgrad von 110° dem Grundmaterial überlegen.


Addison[1] [2] stellte fest, dass feine Merkmale von linearen Ti-6Al-4V-Reibschweißnähten, wie z. B. die Ecken der Werkstücke, einen kleinen ungebundenen Bereich enthalten können, siehe Abb. 15. Unzureichende Haftung an der Grenzfläche führt zu Schweißnähten mit schlechteren mechanischen Eigenschaften.[2] McAndrew et al.[117] zeigten mit Hilfe der Finite-Elemente-Analyse (FEA), dass der ungebundene Bereich an den Ecken bei niedrigen Verkürzungswerten sehr auffällig ist. Die ungebundenen Regionen können mit einer Verkürzungserhöhung eliminiert werden. Dies liegt daran, dass mit zunehmender Verkürzung die Wärme aus dem Wulst und der Grenzfläche in die Ecken geleitet wird, wodurch sie weich werden und sich plastisch verformen. Dies führt dazu, dass das Eckenmaterial mit dem Rest der Grenzfläche eine metallurgische Verbindung an der Ecke bildet und eine Quelle schlechter mechanischer Eigenschaften beseitigt.

 

Bild 15: Fügzone einer experimentellen T-förmigen Ti-6Al-4V-Linearreibschweißung, die an einer Ecke eine ungebundene Region zeigt 

Courtesy of TWI Ltd, CC BY 4.0

 


Bei einer Reparaturschweißung wird ein neues Werkstück auf den „Stub“ eines zuvor entfernten Schweißteils gefügt. Die mechanischen Eigenschaften und das makroskopische Erscheinungsbild einer reparierten Ti-6Al-4V-Schweißung entsprachen der ursprünglichen Schweißnaht.[1] Dies ist ein wichtiges Merkmal, da hiermit kostenintensive Komponenten wie Turbinenschaufelräder (Blisks) repariert werden können.

 

4.3. Wulst-Morphologie

Der Schweißbereich ist in allen Richtungen vom Wulst umgeben, wie oben in Bild 1 (b) gezeigt wurde. Der Mechanismus, bei dem das viskose Material aus der Schweißnaht gezwungen wird, hängt von den verwendeten Verarbeitungsbedingungen ab. Für den in der Ebene zu den Schwingungen erzeugten Wulst werden zwei Formationsmechanismen für Ti-6Al-4V-Linearreibschweißungen identifiziert,[2] [7] [13] [14] [46] [108] [108] [ 116] eine, die "Wellen" im Wulst erzeugt, und eine, die eine "glatte" Morphologie erzeugt, wie in Bild 16 (a) bzw. (b) gezeigt wird.

 

Bild 16: Wulst (a) mit Wellen[13] und (b) glatt[16] 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


Die wellenförmige Morphologie tritt beim Ablösen des Wulstes von den Werkstücken auf, wenn sich die Position der maximalen Amplitudenverschiebung nähert, wie in Bild 17 (a) gezeigt wird. Zum Zeitpunkt der Trennung werden sehr hohe Dehnraten (größer als 1500s/s) erzeugt, siehe Bild 17 (d). Die Regionen mit hoher Dehnrate entsprechen einem signifikanten lokalen Ertrag. Dieses Phänomen legt eine frische Schicht aus stark erhitztem Material frei, die dann von der Grenzfläche in den Wulst geschert wird, wenn die Schwingungsbewegung umgekehrt wird. Jede abgescherte Schicht entspricht einer Welligkeit im Wulst. Schröder et al.[108] sowie McAndrew et al.[13] zeigten, dass die Welligkeit stärker wahrnehmbar ist, wenn das Verhältnis zwischen PAZ und Schwingungsamplitude verringert wird. Schröder et al.[108] gehen davon aus, dass für die Erzeugung der Wellen Werte mit einem Verhältnis von weniger als 1 erforderlich sind. Die glatte Morphologie wird erzeugt, wenn sich der Wulste nicht von den Werkstücken löst. Dies führt dazu, dass das Fügezonenmaterial in die Mitte des Wulstes extrudiert wird, wenn die Oszillationsbewegung umgekehrt wird, [13] [108] wie in Bild 17 (b) gezeigt wird. Unabhängig vom Wulst-Morphologie-Typ wurde für alle Fälle gezeigt, dass die Grenztemperatur zwischen dem schnell fließenden viskosen Material und dem Werkstückmaterial mit vernachlässigbarem Fluss in etwa der β-Transus-Temperatur für diese Legierung entspricht, wie in 17 (c) gezeigt wird. Das ist zu erwarten, da eine signifikante Materialerweichung bei Temperaturen auftritt, die der β-Transus-Temperartur entsprechen. Folglich steht die Dicke des Wulstes in direktem Zusammenhang mit dem Ausmaß des Materials, das über der β-Transus-Temperatur liegt, wie in Fig. 17 (c) gezeigt wird.

 

Bild  17: Durch FEA bestimmte Wulstildung und Morphologie, die Folgendes zeigt:

(a) die Mechanismen hinter der wellenförmigen Morphologie

(b) die Mechanismen hinter der glatten Morphologie

(c) die Grenztemperatur zwischen dem schnell fließenden viskosen Material und dem Material mit vernachlässigbarer Strömung

(d) Bereich hoher Dehnrate.[13] 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


4.4. Entfernen der Verunreinigung von Grenzflächen

Oberflächenverunreinigungen wie Oxide und Fremdpartikel beeinflussen die Eigenschaften[6] und möglicherweise die Lebensdauer einer Schweißnaht[7] und sind daher eine Hauptursache für einen Defekt einer Ti-6Al-4V-Linearreibschweißnaht.[6] [8] [10] [11] [13] [14] In Phase 1 entstehen Oxide, wenn das heiße Fügezonen-Material mit der Atmosphäre reagiert.[128] Es ist auch möglich, dass einige Oxide aufgrund unzureichender Reinigung vor dem Schweißen an der Grenzfläche verbleiben. Die Fremdpartikel können auch Öl oder Fett aus der Werkstückbearbeitung sein, die auch während der Reinigung vor dem Schweißen nicht entfernt wurden. Zu Beginn von Phase 2 werden die Oxide und Fremdpartikel beim Zusammenführen des viskosen Materials an der Oberfläche eingeschlossen. Nach Bhamji et al.[8] ist es wichtig, dass die Verunreinigungen aus der Grenzfläche in den Wulst gepresst werden, da dadurch die vollständige Vermischung von Metall zu Metall und die Bildung einer Verbindung ermöglicht wird.


McAndrew et al.[13], [14] sowie Turner et al.[7] zeigten, dass die Oberflächenverunreinigungen mit zunehmender Verkürzung zunehmend in den Wulst gepresst werden, wie in Abb. 18 gezeigt wird. Neuere Forschungen haben gezeigt, dass die erforderliche Verkürzung, die zur Entfernung der Verunreinigungen in den Wulst nötig ist, mit dem Ausmaß der PAZ abnimmt.[13] [14]. Wie zuvor gezeigt, ist die PAZ ein Ergebnis des erzeugten Bandes aus stark erhitztem Material. Folglich führt eine kleinere PAZ dazu, dass ein geringeres Volumen an schnell fließendem Material mit den Verunreinigungen ausgestoßen wird, wie in Bild 19 dargestellt wird.

 

Bild 18: (a) Starke Vergrößerung der an der Schweißnahtgrenzfläche einer Ti-6Al-4V-Schweißnaht vorhandenen Verunreinigungen, (b) Verunreinigungen nach 0,5 mm Verkürzung, (c) Verunreinigungen werden nach 1 mm Verkürzung in Richtung der Kanten ausgestoßen und (d) keine Verunreinigungen nach 3 mm Verkürzung[14] 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


Bild 19: Veranschaulichung der Verunreinigungen (schwarze Punkte), die in einem Band aus schnellfließendem Material (rote Kontur) eingeschlossen sind, für: (a) ein dünnes Band aus schnellfließendem Material und (b) ein großes Band aus schnellfließendem Material.

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


Wie in Abschnitt 4.1 gezeigt wird, hängt die PAZ stark von den verwendeten Verarbeitungsbedingungen ab. Ebenso hängt die Verkürzung, die erforderlich ist, um die Verunreinigungen aus der Schweißgrenzfläche in den Wulst zu pressen, davon ab. Wie in Bild 20 gezeigt ist, wird die Verkürzung, die erforderlich ist, um die Verunreinigungen aus der Fügezone in den Wulst auszutreiben, mit einem Druckanstieg oder einer Verringerung der Breite in der Ebene verringert. Eine Erhöhung der Reibgeschwindigkeit verringert die erforderliche Verkürzung minimal. Dies ist zu erwarten, da die Reibgeschwindigkeit das Ausmaß des PAZ minimal beeinflusst. Basierend auf diesen Beobachtungen kann es vorteilhaft sein, größere Drücke zu verwenden und die Werkstücke entlang der kürzeren der beiden Kontaktabmessungen zu hin- und herzubewegen, wenn Ti-6Al-4V-Schweißungen hergestellt werden. Dies liegt daran, dass der Abbrand, der zum Entfernen der Grenzflächenverunreinigungen erforderlich ist, reduziert wird. Daher ist für dieselbe Verkürzung der Sicherheitsfaktor beim Entfernen von Verunreinigungen größer.

 

Bild 20: Verkürzungslänge, die erforderlich ist, um die Oberflächenverunreinigungen auszutreiben (in FEA als Punktverfolgung bezeichnet) als Funktion der Breite in der Ebene, der Reibgeschwindigkeit vr und des Drucks pn[13].

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


Wanjara und Jahazi[6] beschreiben, dass bei einer Schweißnaht mit geringer Leistungsaufnahme in der Fügezone Verunreinigungen vorhanden seien. Die geringen Energieeinträge in der Arbeit von Wanjara und Jahazi[6] wurden mit niedrigeren Werten für Frequenz, Amplitude und Druck erzeugt. Die Autoren dieses Artikels sind der Ansicht, dass ein möglicher Grund für das Vorhandensein von Verunreinigungen in den Schweißnähten mit niedriger Leistungszufuhr auf eine unzureichende Verkürzung für die untersuchten Bedingungen zurückzuführen war.[13] [14]


In seltenen Fällen wurden in der Fügezone der mit dem  Linearreibschweißen verbundenen Werkstücken aus Titanlegierungen Hohlräume aufgrund von Porosität beobachtet.[6] [39] [44] Diese tritt häufig auf, wenn vergleichsweise niedrige Verkürzungswerte verwendet werden. Lang et al.[39] stellten fest, dass sich die Hohlräume typischerweise für Schweißungen aus Titanlegierungen in Richtung der Kanten der Schweißnaht befinden. Dies legt nahe, dass die Porosität auf anfängliche Fremdpartikel (wahrscheinlich eingeschlossene Oberflächengase) zurückzuführen war, die aufgrund einer unzureichenden Verkürzung nicht in den Wulst hinausgepresst worden waren. Dies wird angenommen, da Defekte wie Porosität, die typischerweise mit Schmelzschweißprozessen verbunden sind während des Festkörper-Verbindungsprozesses vermieden werden. Dies liegt vor allem daran, dass das Material nicht schmilzt und erstarrt.[11] [42] [51] [52] [53] [54] [55] [56] [57]

 

4.5. Eigenspannungen


Eigenspannungen sind nach dem Schweißen in Ti-6Al-4V-Linearreibschweißungen vorhanden.[34] [47] [70] Die Eigenspannungen werden über zwei Mechanismen erzeugt. Der erste Grund liegt in der plastischen Verformung der Werkstücke bei erhöhten Temperaturen.[51] [107] Der zweite ist auf die thermisch induzierte Dehnung zurückzuführen,[47] [129] die sich aus der unterschiedlichen Ausdehnung und Kontraktion des Materials beim Erwärmen und Abkühlen ergibt. Der Hauptmechanismus beruht auf der thermisch induzierten Dehnung, die während der Abkühlung nach der Hin- und Herbewegung auftritt.[47] Das Verständnis der Eigenspannungsbildung ist wichtig, da diese die Schweißnachteigenschaften und die Schweißnacht-Lebensdauer negativ beeinflusst.[8] [47] [107]


Eigenspannungen wurden für Ti-6Al-4V-Linearreibschweißungen untersucht mit:

  • Zerstörungsfreie Prüfung durch Analyse der Synchrotronröntgenbeugung[34] [47] [70] und Neutronenbeugung[107]. Bei beiden Verfahren werden die Dehnungen und Spannungen aus Änderungen des Kristallgitterabstands berechnet.
  • Zerstörende Prüfung durch die Konturmethode.[70] [107] Die Konturmethode ist weitaus günstiger als zerstörungsfreie Prüfmethoden, aber die Eigenspannungen werden nur in der Ebene der Schnittebene gemessen, d. h. der Kontur. In Bezug auf Linearreibschweißen zeigt die Konturmethode tendenziell eine gute Korrelation des Eigenspannungsprofils mit gut etablierten Messverfahren (d.h. zerstörungsfrei), jedoch werden die Höchstzugspannungen tendenziell um bis zu 200MPa [70] unterschätzt.[70] [107]
  • Numerische Modelle.[47] [130] [131] [132] Wenn geeignete Eingangsdaten verwendet werden, war es den Modellen möglich, den Ursprung der Eigenspannungen vorherzusagen.
  • Unabhängig von der Kombination der Prozesseingaben und der Richtung der oszillatorischen Bewegung besteht weitgehend Übereinstimmung,[34] [47] [70] [107] [131] [132] dass die Eigenspannungen im Allgemeinen in Richtung der längsten Berührungsflächenabmessung ('x' in Bild 21) am größten sind, gefolgt von der kürzesten Berührungsflächenabmessung ('y' in Bild 21) und am niedrigsten in der Richtung senkrecht zur Schweißebene ('z' in Bild 21). Die Eigenspannungen an der Schweißnaht sind tendenziell Zugspannungen, wobei Spitzenwerte um 600–1000 MPa üblich sind.[34] [47] [107] Wie in Bild 22 gezeigt wird, wird häufig ein starker Spannungsabfall der Zugspannungen auf beiden Seiten der Schweißnaht beobachtet, so dass es zu Druckspannungen kommt, bis diese schließlich gegen Null gehen.[34] [47] [70] Romero et al.[34] und Bhamji et al.[8] beschrieben, dass wenn die Schweißebene in Richtung „x“ länger ist als in Richtung „y“ ist, es wahrscheinlich ist, dass in Richtung „x“ ein größerer Wärmegradient vorliegt, daher die erhöhte Eigenspannung. Bhamji et al.[8] beschrieben auch, dass die kleinen thermischen Abweichungen in Richtung „z“ möglicherweise auf den hohen Schweißdruck in axialer Richtung zurückzuführen sind, der zu einer ausreichenden Plastizität führt, um eventuelle Abweichungen auszugleichen. Die Autoren dieses Artikels sind der Ansicht, dass ein weiterer Grund für die niedrigeren Eigenspannungswerte in Richtung „z“ auf eine gleichmäßige Ausdehnung und Kontraktion von heißem Material zurückzuführen sei, die daher ein plastisches Spannungsfeld mit sehr geringen Fehlpaarungen in dieser Richtung erzeugt.

Bild 21: Eigenspannungsbildung in Bezug auf die Werkstückabmessungen, wobei "x" größer ist als "y" ist. 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


Bild 22: Einfluss des Stauchdrucks „P“ auf die Eigenspannungskomponenten in den Koordinaten x, y, z [34]. 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


Es wurde gezeigt, dass die Eigenspannungen in Linearreibschweißungen durch eine Wärmebehandlung nach dem Schweißen (Post Weld Heat Treatment, PWHT) um bis zu 90% reduziert werden können.[8] Nach einer Übersicht von Bhamji et al.[8] ist die Eigenspannungsreduzierung von der Größe der Werkstückgeometrie abhängig. Zum Beispiel blieben in einer vergleichsweise kleineren geschweißten Probe nach dem PWHT vernachlässigbare Restspannungen, während in einer größeren geschweißten Probe nach einem identischen PWHT erhebliche Spannungen blieben. Beide Schweißungen zeigten vor dem PWHT ähnliche Eigenspannungsprofile. PWHT dient neben dem Restspannungsreduzierung auch zur Homogenisierung der Mikrostruktur[89] und zur Verbesserung der mechanischen Eigenschaften[44] von Linearreibschweißungen.

 

Romero et al.[34], Nikiforov et al.[130], Fu et al.[132] und Turner et al.[47] zeigten, dass die Spitzen-Zugspannungen minimiert werden können, wenn eine Schweißung mit höheren Anpressdrücken hergestellt wird, wie in Bild 22 dargestellt wird. Wie in Abschnitt 4.1 beschrieben, kann dieses Phänomen durch die Beziehung zwischen Druck und Grenzflächentemperatur erklärt werden. Die höheren Drücke reduzieren die Grenzflächentemperatur und damit die thermische Abweichung, wodurch die Eigenspannungsintensität verringert wird.[34] Jüngste FEA-Arbeiten von Bühr et al.[131] zeigten, dass eine hohe Reibgeschwindigkeit an der Nahtgrenzfläche ('x' und 'y' in Bild 21) über einen schmalen Bereich der Fügezone verteilt eine höhere Restzugspannung erzeugt, während eine niedrigere Reibgeschwindigkeit eine niedrigere, über eine breitere Region verteite Spitzenrestspannung erzeug. Interessanterweise waren in Richtung der ausgeübten Kraft ("z" in Abb. 21) die Tendenzen der Reibgeschwindigkeiten bei den Höchstzugspannungswerten umgekehrt.

Mehrere Autoren [3] [6] [31] [32] [48] [53] haben die Auswirkungen der Prozesseingangsgrößen auf die Leistungsdichteeingangsgröße für Ti-6Al-4V-Linearreibschweißungen unter Verwendung folgender Geichungen besschrieben

 

q '= µ · pn · vr

 

wobei q' die Leistungsdichte, vr die Reibgeschwindigkeit, pn der Normaldruck und

μ der Reibungskoeffizient ist.

 

q '= (A · f · pn) / (2 · π · A0)

 

wobei q' wieder die Leistungsdichte, A die Amplitude der Schwingung, f die Schwingungsfrequenz, pn wieder der Normaldruck und A0 die Querschnittsfläche ist.

 

Eine Analyse der Einheiten in der zweiten dieser Gleichungen zeigt, dass die Parameter auf der rechten Seite nicht die richtigen Einheiten für die Leistung pro Flächeneinheit angeben. Dies kann auf eine schlecht benannte Variable zurückzuführen sein. der Druckbegriff hätte Kraft sein müssen. Auch der Reibungskoeffizient wird nicht berücksichtigt. Unabhängig von der verwendeten Gleichung verwendeten viele dieser Autoren Durchschnittswerte für die Reibungsgeschwindigkeit, den Reibungskoeffizienten und den Druck, wodurch nur eine Annäherung an die Leistungsaufnahme gegeben wurde. Darüber hinaus untersuchten sie nicht die Auswirkungen der Prozesseinträge auf die Gesamtenergie, die zur Herstellung einer Schweißnaht erforderlich ist, was ein wirtschaftliches und ökologisches Problem darstellt.[49]


Ofem et al.[49] gingen darauf ein, indem sie demonstrierten, dass die Ausgangsdaten einer Linearreibschweiß-Maschine zur Berechnung der momentanen Leistungsaufnahme q verwendet werden können:[49]

 

q = Fint · v

 

wobei Fint die Kraft in der Fügezone (englisch: Interface) ist und v die momentane Geschwindigkeit. Durch Integration der Gleichung als Funktion der Zeit kann die Gesamtenergie geschätzt werden, die zur Herstellung einer linearen Reibungsschweißnaht verwendet wird:

Ex = tt

Ex = ∫Fint · v dt

Ex = 0

wobei Ex die Gesamtenergie, die einer Schweißnaht zugeführt wird ist und tt die Gesamtzeit (englisch: total time), um die Schweißnaht herzustellen.

 

Diese Methode zur Berechnung der Leistung und Energie umfasst die Auswirkungen der sich ändernden Geschwindigkeit und des Reibungskoeffizienten über jeden Schwingungszyklus. McAndrew et al.[15] erweiterte den Ansatz, den Ofem et al.[49] zur Untersuchung des Energieverbrauchs von Ti-6Al-4V-Linearreibschweißnähten. Es hat sich gezeigt, dass die Verwendung hoher Reibgeschwindigkeiten von Vorteil ist, um den gesamten Energieeintrag für die Schweißnaht zu minimieren. Dies war eine Folge der höheren Leistungsaufnahme, die durch die größeren Reibgeschwindigkeiten erzeugt wurde, wodurch das Grenzflächenmaterial in Phase 1 schneller erwärmt und plastifiziert wurde und sich in Phase 2 und 3 schneller verkürzte. Dies verringerte die Gesamtdauer der Schweißung und somit die Energie, die aufgrund von Leitung, Konvektion und Strahlung verschwendet wird. Eine Erhöhung des angelegten Drucks hatte aus den gleichen Gründen wie die Reibgeschwindigkeit einen ähnlichen Effekt auf die Energie, die zum Herstellen einer Schweißnaht erforderlich ist. Es wurde gezeigt, dass ein Anstieg des Abbrennens aufgrund der längeren Dauer des Prozesses die Gesamtenergie zum Herstellen einer Schweißnaht erhöht. Darüber hinaus zeigt die Analyse der LFW-Maschinendaten, dass die Reibgeschwindigkeit einen weitaus stärkeren Einfluss auf die erzeugte Leistung hat als der angelegte Druck.[15] [74] [133]

 

 

4.7 Einfluss der Spannvorrichtung

Die Auswirkungen der Spannvorrichtung der Linearreibschweißmaschine (Werkstückeinspannung) auf die Qualität von Linearreibschweißungen wurden bisher relativ wenig untersucht. Den Autoren sind nur zwei solcher Untersuchungen bekannt.[122] [134]


Li et al.[122] analysierten Hochgeschwindigkeitsfotografien des Linearreibschweißprozesses und stellten fest, dass die Werkstücke federnd schwingen. In der Tat wurde festgestellt, dass sich die Werkstücke in den Spannbacken bewegen können, was einen Mikroschwenkeffekt (englisch: Micro Swing Effect) erzeugt, siehe Abbildung 23. Es wurden Modelle erstellt, um diesen Effekt für Ti-6Al-4V-Schweißnähte zu untersuchen. Die Modelle zeigten, dass die Verkürzungsrate mit größeren Mikroschwenkwinkeln anstieg, was darauf zurückzuführen war, dass sich ein Werkstück weiter in das andere eingravierte und so mehr Material pro Zyklus extrudierte. Nach Li et al.[122], die unterschiedlichen Mikroschwenkwinkel hatten einen vernachlässigbaren Einfluss auf die Grenzflächentemperatur im Zentrum der Schweißnaht.

 

Bild 23: Mikro-Schwenk-Effekt für Ti-6Al-4V-Linearreibschweißungen [122]  

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


Yamileva et al.[134] untersuchten die Auswirkungen des Abstandes zwischen Spannvorrichtung und Fügelinie (in Bild 24 (a) mit „H“ bezeichnet) auf die thermischen Profile der Phase 1 in Ti-6Al-4V-Schweißnähten. Es wurde gezeigt, dass der „H“ -Wert einen signifikanten Effekt hat, siehe Bild 24 (b). Es ist unklar, zu welchem Zeitpunkt während der Phase 1 die thermischen Profile aufgenommen wurden, obwohl es sehr unwahrscheinlich ist, dass das am Ende der Phase stattfand, da die β-Transus-Temperatur nicht erreicht wurde.[15] Leider beschreiben die Arbeiten nicht die Auswirkungen der Einspannung während der Wulstformungsphasen des Prozesses. Dies wäre eine interessante Untersuchung gewesen, da das Einspannen das Herauspressen der Verschmutzung der Oberflächen beeinflussen kann, wenn die erzeugten thermischen Profile stark voneinander abweichen.[13] [14]

 

Bild 24: Einspanneffekte: (a) ein Modell, das den Parameter „H“ zeigt, der variiert wurde, und (b) die erzeugten thermischen Profile der Phase 1 mit unterschiedlichen Werten für „H“ für Ti-6Al-4V-Linearreibschweißungen[134].  

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


5. Verfahrens-Modellierung

In der Praxis sind viele Aspekte des Linearreibschweißverfahrens experimentell schwer zu messen, insbesondere die mit der Schweißung verbundenen Phänomene wie Temperatur und Verformungsverlauf. Dies liegt vor allem an der Schnelligkeit des Prozesses und der Tatsache, dass die Schnittstelle der Werkstücke beim Schweißen nicht beobachtet werden kann. Die computergestützte Modellierung bietet einen pragmatischen Weg, um die Geschichte des Schweißzyklus zu untersuchen, und ermöglicht einen Einblick in den sich rasch entwickelnden Prozess.[7] [47] [48] [135] Die Schweißmodellierung kann in zwei Kategorien unterteilt werden: analytisch und numerisch.

 

5.1 Analytische Modellierung

Analytische Modelle verwenden Gleichungen, um die Ergebnisse des Prozesses vorherzusagen.[136] Die Modelle weisen oft viele Vereinfachungen auf, z. B. konstante Materialeigenschaften[7] [32] [46] und eindimensionalen Wärmefluss.[32] Es kann jedoch in vielen Fällen trotzdem eine gute Übereinstimmung mit den experimentellen Ergebnissen erzielt werden.[7] [32] [46] [136] Aus praktischer Sicht hat die analytische Modellierung des Wärmeflusses den Vorteil, dass sie einfacher einzurichten ist [137] und kürzere Rechenzeiten als numerische Modelle haben kann.[136]

 

Es gibt eine begrenzte Anzahl von Veröffentlichungen zur analytischen Modellierung der Reibschweißprozesse und noch weniger zum linearen Reibschweißen.[7] [32] [46] [138] [139] [140] Dies liegt an der Komplexität dieser thermomechanischen Prozesse und der geringen Anzahl aktiver Forschungsgruppen zum linearen Reibschweißen weltweit. Diese Einschränkungen betreffen alle Varianten des Reibschweißens, sind jedoch im Fall von Linearreibschweißen besonders ausgeprägt. Es ist nachteilhaft, dass Forscher, die die am meisten untersuchte Reibschweiß-Variante, das Rührreibschweißen (FSW) erforschen, ihre Kenntnisse nicht auch auf das Linearreibschweißen anwenden. Wie bereits erwähnt, ist die Literatur zu analytischen Modellen des Linearreibschweißens Ti-6Al-4V im Vergleich zu experimentellen und numerischen Untersuchungen relativ spärlich. Einige der primären Befunde sind unten aufgeführt.


5.1.1 Thermische Modellierung der Phase 1

 

Vairis und Frost[32] entwickelten ein thermisches Modell für das Linearreibschweißen von Ti-6Al-4V-Werkstücken während der ersten Phase. Das eindimensionale thermische Modell basierte auf dem beschriebenen Ansatz des „Wärmeflusses auf einen durch zwei parallele Ebenen begrenzten Festkörper“ von Carslaw und Jaeger.[141] Es wurde angenommen, dass eine der parallelen Ebenen die Reibfläche ist. Dies ermöglichte die Bestimmung der Temperatur T in einem beliebigen Abstand von der Schnittstelle x als Funktion der Zeit t. Die Gleichung war wie folgt:

Dabei ist k die Diffusivität, Γ die Euler-Gamma-Funktion, L0 die Länge des Überhangs des Werkstücks, m eine Konstante, q0 der Wärmefluss, I die Temperatur aus der vorherigen Iteration und der Begriff erfc {x} die komplementäre Fehlerfunktion.

 

Vairis und Frost[32] nahmen für ihr Modell Folgendes an:

  • Der Wärmefluss war eindimensional
  • Es gab keinen Wärmeverlust für die Umgebung
  • Der Reibungskoeffizient stieg linear mit der Zeit von 0,25 auf 0,55
  • Der wahre Kontaktbereich stieg linear mit der Zeit von 0% auf 100%
  • Das Modell war statisch, d. h. es gab keine Querbewegung der Werkstücke

Wie aus den Annahmen hervorgeht, gingen die Arbeiten von Vairis und Frost[32] von keiner Bewegung der Werkstücke aus, so dass das Modell die wechselseitige Bewegung mit variabler Geschwindigkeit nicht berücksichtigt. Das Modell wurde mit linearen (konstant) und nichtlinearen (Temperaturänderung) Materialeigenschaften untersucht. Die Ergebnisse wurden mit Thermoelementaufnahmen verglichen. Wie in Bild 25 zu sehen ist, weicht der modellierte Temperaturanstieg nach zwei Sekunden für die Bedingungen, bei denen konstante Materialeigenschaften verwendet wurden, signifikant von den Versuchswerten ab. Das Modell, das nichtlineare Materialeigenschaften verwendete, lieferte eine bessere Vorhersage der experimentellen Temperatur. Vairis und Frost[32] stellten fest, dass sich der Beitrag der exothermen Reaktion zwischen Ti und Sauerstoff in Phase 1 des LFW-Prozesses trotz der beeindruckenden visuellen Effekte beim Schweißen von Ti-6Al-4V als vernachlässigbar erweist.

 

Bild 25: Vergleich zwischen den Analysemodellen und den experimentellen Thermoelementdaten in 1,6 mm Entfernung von der Grenzfläche in Phase 1.[32]

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


Obwohl der Ansatz für die Modellierung der Wärmefelder während der Phase 1 des LFW-Prozesses geeignet erscheint, müssen Fragen zur Anwendbarkeit des Modells zur Modellierung der thermischen Profile der Phase 3 gestellt werden. Das Modell berücksichtigt nicht die Verkürzung, durch die die Schweißnaht gekühlt wird. Das Abbrennen während der Phase 3 ermöglicht, dass ein stationärer Zustand erreicht wird, d. h. die während des Abbrennens ausgestoßene Wärme entspricht in etwa der Wärme, die durch die viskose plastische Verformung erzeugt wird. Folglich steigt die Temperatur in allen analytisch modellierten Werkstücken ohne Einbeziehung des Abbrennens ständig an und erreicht niemals einen stationären Zustand.


5.1.2 Thermische Modellierung in Phase 3 (stationärer Zustand)

 

Turner et al.[7] schlugen ein eindimensionales Wärmeflussmodell zur Abschätzung der thermischen Profile während der Phase 3 des LFW-Prozesses vor:

wobei T die Temperatur an jedem Punkt, x der Abstand von der Fügelinie, T0 die Anfangstemperatur des Materials, Tflash die Temperatur des Wulstes und der Fügezone, vss die Verkürzungsgeschwindigkeit im stationären Zustand und α die thermische Diffusivität ist (von der angenommen wurde, dass sie temperaturunabhängig ist). Ein Vorwissen über die stationäre Verkürzungsgeschwindigkeit, vss und die Grenzflächentemperatur Tflash sind für die Analyse erforderlich, d.h. das Modell muss retrospektiv verwendet werden.

 

Turner et al. [7] verglichen die thermischen Profile, die mit ihrem analytischen Modell erstellt wurden, mit denen von numerischen Modellen. Im Allgemeinen wurden gute Vergleiche für Ti-6Al-4V-Schweißnähte angestellt.

 

Schröder et al. [46] änderten obige Gleichung ab und erstellten folgende Gleichung, um die Dicke der Wärmeeinflusszone während der Phase 3 des Prozesses für Ti-6Al-4V-Werkstücke abzuschätzen:

Dabei ist xHAZ die Dicke der WEZ, ρ die Dichte, α die spezifische Enthalpie und

q die Leistungsaufnahme. Mit Ausnahme der Leistungsaufnahme wurden alle Parameter als konstant angenommen. Im Allgemeinen hat das Modell die experimentellen Trends gut vorhergesagt.[46]


5.1.3 Modellierung der Dehnungsrate in Phase 3 (Steady-State)

 

Vairis und Frost[31] adaptierten ein Rotationsreibschweiß-Analysemodell, um die Dehnungsraten an der Grenzfläche der linearen Ti-6Al-4V-Reibschweißungen vorherzusagen. Das semi-empirische Modell war in der Lage, Grenzflächendehnungsraten für die verschiedenen kartesischen Richtungen der Schweißgrenzfläche abzuschätzen ("y" und "x" in Bild 1 (b)). Es wurde gezeigt, dass die Dehnungsraten an der Schweißnaht am höchsten waren und weiter zurückgingen. Das Modell zeigte, dass die Verformungsraten in Richtung der Schwingung außerhalb der Ebene, d. h. in "y"-Richtung in Bild 1 (b), am größten zu sein schienen. Darüber hinaus wurde gezeigt, dass die Dehnungsraten mit zunehmender Oszillationsfrequenz zunehmen. Die mit dem analytischen Modell (3.5/s) aufgezeichneten Spitzenwerte waren jedoch viel niedriger als die mit den numerischen Modellen von Turner et al. [7] (2500/s) und McAndrew et al.[13] [14] (860/s bis 1740/s).

 

5.2 Numerische Modellierung

In analytischen Modellen werden häufig viele Vereinfachungen verwendet, z. B. konstante Materialeigenschaften[7] [32] [46] und eindimensionaler Wärmefluss[32]. Dies begrenzt ihre Fähigkeit, genaue Informationen in komplexen Prozesssituationen bereitzustellen.[10] [142] Daher werden für Schweißsimulationen häufig numerische Berechnungen verwendet, um ein Problem in besser handhabbare Unterprobleme zu diskretisieren. Die Lösungen dieser Probleme werden dann in endlichen Zeitschritten approximiert.[136] [143] [144]


Nach dem besten Wissen der Autoren verwendeten alle numerischen Berechnungen zum Linearreibschweiß-Prozess für das Fügen von Ti-6Al-4V die Finite-Elemente-Analyse (FEA),[7] [13] [14] [15] [16] [24] [32] [46] [47] [48] [58] [108] [116] [121] [122] [130] [134] [134] [ 144] [145] [146] [147] [148] [149] [150] [151] [152] die auch als Finite-Elemente-Methode oder -Modellierung (FEM) bezeichnet wird. Für die Modellierung des Linearschweißprozesses wurden mehrere FEA-Pakete verwendet, darunter Abaqus, Ansys, DEFORM, Elfen und Forge. Bild 26 zeigt ein Beispiel eines mit DEFORM entwickelten numerischen Linearreibschweißprozessmodells.

Bild 26: Ein dreidimensionales Modell des Wulstes von Ti-6Al-4V-Linearreibschweißungen.[117]

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


Linearreibschweißprozessmodelle wurden verwendet, um Daten zu verschiedenen Eigenschaften von Ti-6Al-4V-Schweißungen zu erhalten, wie zum Beispiel: Restspannungsbildung,[47], Oberflächenverschmutzung, [7] [13] [14] [24] [7] [13] [14] Wulstbildung, [7] [13] [14] [46] [108] [116] Wulzbidlungsgeschwindigkeiten, [7] [13] [14] [46] [48] und Temperaturverteilung [7] [13] [14] [15] [24] [32] [46] [47] [48] [58] [116] [150] [153] [154]. Der Hauptvorteil der FEM-Analyse besteht darin, dass viele Vorhersagen getroffen werden können, die experimentell schwer zu erhalten sind.

 

5.2.1 Bezugsrahmen und Vernetzung

 

Die Vernetzung eines Modells sollte auf die interessierenden Ergebnisse abgestimmt sein. Beispielsweise erfordert ein Modell, das zur Vorhersage der plastischen Verformung erforderlich ist, ein feineres Netz als eine rein thermische Analyse.[144] Eine Verringerung der durchschnittlichen Maschenelementgröße erhöht die Genauigkeit der Ergebnisse, führt jedoch dazu, dass mehr Elemente erforderlich sind, was die Rechenzeit erhöht.[7]


Da die plastische Verformung hauptsächlich an der Grenzfläche während des Linearreibschweißens auftritt, verwenden viele Autoren ein Netz, das an der Grenzfläche feiner und weiter hinten gröber ist. Typische Längen von Grenzflächenmaschen für LFW-Prozessmodelle liegen zwischen 1 mm und 0,08 mm.[7] [13] [14] [15] [16] [24] [32] [46] [46] [47] [48] [58] [108] [116] [121] [122] [130] [134] [144] [144] [145] [146] [147] [148] [149] [150] [151] [152] 2D-Modellierungswerte liegen tendenziell näher am letzten Ende der Skala, wobei Werte unter 0,25 mm für die Erfassung der Wulstmorphologie optimal sind.[7] [13] [14] [46] [144] 3D-Prozessmodelle benötigen wesentlich mehr Zeit als 2D-Modelle, um eine Simulation abzuschließen, und zwar aufgrund der erhöhten Elementanzahl und der in den Wärme- und Massenflussgleichungen enthaltenen Terme. Daher verzichten Autoren häufig etwas auf die Genauigkeit der Ergebnisse, um die Simulationszeit zu verkürzen. Dies wird durch die Verwendung größerer Elemente im Grenzflächenbereich (0,5–1 mm) erreicht.[16] [117] [122] [149] Dieser Ansatz wird auch in anderen auf 3D-Reibung basierenden Prozessmodellen verwendet. Bei der Verwendung von DEFORM zum 3D-Modell des Reibrührschweißens[155], [156], [157] und Reibrührpunktschweißens[158] wurde die plastische Verformungszone mit Elementen mit einer Länge zwischen 0,8 mm und 0,5 mm in Eingriff gebracht, d.h. deutlich mehr als 0,25 mm.

 

Der „Arbitrary Lagrangian Eulerian“ (ALE) Ansatz wurde zur Lösung von Problemen entwickelt, die mit dem Euler- oder Lagrangian-Ansatz nicht geeignet beschrieben werden können.[136] Der ALE-Ansatz ist, wie der Name schon sagt, eine Mischung aus Euler- und Lagrange-Methode. Durch den ALE-Ansatz kann ein Mesh auf traditionelle Lagrange-Art funktionieren, bis das Mesh zu stark verzerrt wird. Während eines erneuten Netzes werden die am stärksten verzerrten Bereiche des Netzes auf eine vordefinierte Euler'sche Netzdichte umpositioniert. Der ALE-Ansatz scheint die vorherrschende Methode zu sein, die bei der Herstellung von FEA-Prozessmodellen für Ti-6Al-4V-Linearreibschweißnähte verwendet wird. [13] [14] [15] [46] [48] [58] [98] [108] [116] [149] [153]


5.2.2 Linearreibschweiß-Modellierungsansätze

 

Verschiedene Autoren haben zwei- und dreidimensionale (2D/3D) rechnerische Ti-6Al-4V-LFW-Prozessmodelle entwickelt [7] [13] [14] [15] [24] [46] [47]. [48] [58] [108] [113] [116] [121] [134] [145] [147] [149] [151] [152] [159] ]. Die Mehrheit der Modellierungsarbeit besteht aus 2D-Modellen, von denen gezeigt wurde, dass sie einen ausreichenden Einblick in viele der mit LFW verbundenen Phänomene bieten, wie zuvor in Bild 17 gezeigt. Wie oben erwähnt, ist der Hauptvorteil von 2D-Modellen der schnellere Simulationszeiten. Dadurch eignen sich 2D-Modelle besonders für parametrische Studien.[16] [117] Diese Modelle sind jedoch nicht in der Lage, den Wulst quer zur Schwingungsrichtung zu replizieren, wodurch das Verständnis für das gesamte Prozessverhalten eingeschränkt wird.[14] 3D-Modelle bieten den Vorteil, dass sie Einblick in das vollständige Strömungsverhalten in mehrere Richtungen geben. Dies ist besonders nützlich, um den Materialfluss und die Wärmezyklen an den Ecken der Werkstücke zu verstehen. Dies ist bei 2D-Modellen nicht möglich.
Laut Literatur gibt es drei „traditionelle“ Ansätze, mit denen der Linearreibschweiß-Prozess modelliert werden kann. Der erste Ansatz, der durch die frühen Arbeiten von Vairis und Frost[32] belegt wurde, umfasste die Modellierung nur eines Werkstücks, das gegen eine nicht verformbare Oberfläche geschwenkt wurde, wie in Bild 27 (a) dargestellt. Dieser Ansatz ermöglicht kürzere Berechnungszeiten, da nur die Hälfte der Geometrie modelliert wird. Das Problem ist jedoch, dass die Reibungskoeffizienten bekannt sein müssen, damit die thermischen Aspekte des Modells während der Phase 1 genau vorhergesagt werden können. Da nur ein Werkstück modelliert wird, ist es außerdem unmöglich, das Fließverhalten zu modellieren, nachdem die beiden Werkstücke miteinander verschmolzen sind, siehe Bild 3 (b).

Bild 27: Modellierungsansätze: (a) ein Werkstück, (b) zwei Werkstücke (c) ein einzelner Körper, der zwei Werkstücke darstellt.[13] [14]

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


Mit zunehmender Rechenleistung erweiterten viele Autoren den frühen Ansatz, um den zweiten Modellierungsansatz zu entwickeln, der beide Werkstücke berücksichtigte,[48] [58] [121] [134] [145] [147] [149] [151] [152], wie in Fig. 27 (b) dargestellt wird. Viele Probleme bei diesem Ansatz sind die gleichen wie beim ersten. Trotz der Betrachtung beider Werkstücke zeigen Modelle dieses Typs beispielsweise, dass sie in den Phasen 2 und 3 nie wirklich zusammen gefügt werden - anders als in der Realität für Ti-6Al-4V.[2] [6] [13] [15] Das heißt, das Fließverhalten nach dem Zusammenfügen der Werkstücke wird noch nicht berücksichtigt.

 

Der dritte Ansatz, wie in Bild 27 (c) gezeigt, wurde von Turner et al.[7] entwickelt, der davon ausging, dass vor dem Zusammenfügen der Werkstücke zumindest für die Titanlegierung Ti-6Al-4V eine vernachlässigbare makroskopische plastische Verformung vorliegt. Sobald eine viskose Schicht gebildet ist, kann der Prozess als Einzelkörper modelliert werden, da zwischen den beiden Werkstücken ein vollständiger Kontakt besteht. Die Temperaturverteilung muss dem Einkörpermodell zugeordnet werden, um die vor dem Zusammenführen erzeugte Wärme zu berücksichtigen. Dies ist von entscheidender Bedeutung, da die Temperaturverteilung zu einer geringen Fließfestigkeit des Materials in der Mitte führt. Dadurch kann sich das Material in der Mitte bevorzugt gegenüber dem umgebenden Material verformen, so dass der einzelne Körper zwei einzelne Werkstücke darstellen kann. Aufgrund des Zusammenführens des zu modellierenden Schnittstellenmaterials berücksichtigt dieser Ansatz das wahre Verhalten der Grenzflächenströmung und erzeugt wesentlich bessere Nachbildungen der Flash-Morphologie für Ti-6Al-4V-Werkstücke [7] [13] [14] [46]. [108]. Die Einschränkung dieses Ansatzes besteht darin, dass die Stufen vor dem Zusammenfügen der Werkstücke nicht modelliert werden.


Neben dem Geometrieaufbau kann der Benutzer entscheiden, welche Art von Analyse das Modell bereitstellt: rein thermisch, elastisch oder plastisch. Die thermische Analyse vernachlässigt die elastischen und plastischen Effekte und erfordert sehr wenig Rechenzeit. Die elastisch-plastische Analyse ermöglicht die Einbeziehung der elastischen und plastischen Effekte, wodurch eine größere Genauigkeit und ein besseres Verständnis erzielt werden, jedoch mit erheblicher Rechenzeit. Rein plastische Modelle vernachlässigen die elastischen Effekte und gehen von einer inkompressiblen Strömung aus, die im Allgemeinen als „vernünftige“ Annahme betrachtet wird, wenn eine signifikante plastische Verformung auftritt.[136] Folglich benötigen plastische Modelle weniger Rechenzeit als die elastisch-plastische Analyse. Turner et al.,[7], [47],Schröder et al.[46] [108] [116] und McAndrew et al.[13] [14] zeigten, dass eine rein plastische Analyse während der Schwingungsphasen des Linearreibschweiß-Prozesses ausreicht, um die experimentellen Trends genau zu erfassen. Die elastisch-plastische Analyse muss jedoch während der Abkühlphase nach der Oszillationsbewegung verwendet werden, wenn die Restspannungsbildung modelliert werden soll.[47]


Turner et al.[47] hoben hervor, dass die Spannungen, die während der oszillatorischen Phasen des Prozesses (d. h. den Phasen 1–3) erzeugt werden, nur eine untergeordnete Rolle im endgültigen Restspannungsfeld spielen. Dies liegt daran, dass die in Phase 3 aufgezeichneten Temperaturen über der Beta-Transus-Temperatur liegen,[13] [14] [60] wodurch das Material einen viskosen Zustand erreicht. Daher sind die Spannungen, die bei diesen Temperaturen erzeugt werden, vergleichsweise sehr niedrig [7] [14] [15] [116] und es ist unwahrscheinlich, dass sie das gesamte endgültige Restspannungsfeld beeinflussen. Die Eigenspannungen werden hauptsächlich durch die endgültige Wärmeverteilung bestimmt und werden hauptsächlich während der Abkühlungsperiode nach Beendigung der Oszillationsbewegung erzeugt.[47] Folglich haben Bühr et al. [131] [160] die Hypothese aufgestellt, dass es nicht notwendig ist, die drei „traditionellen“ Linearreibschweiß-Modellierungsansätze zu verwenden, wenn nur das Restspannungsfeld von Belang ist, da die Modellierung der Oszillationsbewegung zeitaufwendig ist[16] und ein komplexes Re-Meshing erfordert. Bühr et al.[131] [160] schlugen einen neuen Linearreibschweiß-Modellierungsansatz vor, der die dynamischen oszillatorischen Phasen des Prozesses umgeht und sich auf die Abkühlphase nach dem Schweißen konzentriert, d. h. der Modellierungsansatz zielt auf die Bildung von Eigenspannungen ab. Um die während der Verarbeitung erzeugten thermischen Felder zu berücksichtigen, haben Bühr et al.[131] [160] einen Wärmefluss an die Fügezonen-Schnittstelle ihres Modells angewendet. Um der Verkürzung Rechnung zu tragen, wurde eine Reihe von Elementen schrittweise aus der Fügezone entfernt. Der Wärmefluss wurde dann erneut auf die neuen Elemente angewendet. Ein Schema des Modellierungsansatzes ist in Bild 28 gezeigt. Nachdem der gewünschte Abbrand modelliert worden war, ließ man das Modell abkühlen, um die Restspannungsfelder vorherzusagen. Die modellierten Wärmehistorien stimmten gut mit den Messungen der experimentellen Thermoelemente überein, was darauf schließen lässt, dass der vereinfachte Modellierungsansatz tatsächlich als numerisches Werkzeug geeignet ist. Eine experimentelle Validierung der Restspannungsfelder des Modells erfolgte jedoch noch nicht.

 

Bild 28: Schematische Darstellung des schrittweisen Modellierungsansatzes von Bühr et al.[131]

 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


5.2.3 Gekoppelte Analyse und Prozesseffizienz

 

Alle Schweißsimulationen umfassen im Allgemeinen eine thermische Analyse und eine mechanische Analyse. Diese können gleichzeitig (gekoppelt) oder unabhängig (entkoppelt) ausgeführt werden. Eine entkoppelte Analyse arbeitet nach dem Prinzip, dass die thermische Analyse zuerst ausgeführt wird und als Grundlage für die nachfolgende mechanische Analyse dient, d. h. Es wird keine Wärme während der mechanischen Analyse erzeugt. Die Analyse muss gekoppelt werden, wenn die mechanischen Aspekte Einfluss auf die thermischen Felder haben. Aufgrund der erheblichen Wärmeentwicklung durch plastische Verformung des Interface-Materials während des Linearreibschweißens müssen Linearreibschweißprozessmodelle die gekoppelte Analyse verwenden, wenn die Schwingungsphasen dynamisch modelliert werden sollen.[144]


Während der Reibschweißsimulation variiert die geschätzte Menge an mechanischer Energie, die bei der plastischen Verformung des Materials in Wärme umgewandelt wird. Typische Werte sind 90% [13] [14] [24] [48] [55] [142] [155] und 95% [58] [96] [108] [158]. Dabei wird angenommen, dass der Rest der Energie mit den Phasentransformationen, Änderungen in der Korngrenzenbildung und -migration, der Versetzungsdichte und der Entwicklung zusammenhängt und in Form von kristallinen Defekten gespeichert wird.[96] [155]. Nur wenige Autoren nehmen hingegen eine Effizienz von 100% an.[7]

 

5.2.4 Zugrundeliegende Materialdaten

 

Es wurden zwei unterschiedliche Ansätze verwendet, um die zugrundeliegenden Materialdaten in Linearreibschweißprozessmodellen für das Fügen von Ti-6Al-4V zu berücksichtigen. Dies geschieht unter Verwendung eines Tabellenformats,[7] [13] [14] [24] [32] [47] [55] das die Fließspannungswerte bei verschiedenen Dehnungen, Dehnraten und Temperaturen zeigt, oder auf der Grundlage von Modellgleichungen, [7] [48] [58] [153] wie dem Johnson-Cook-Modell. Nach Turner et al.[144] hat jeder Ansatz seine eigenen Vorteile. Zum Beispiel scheint der tabellarische Ansatz im Allgemeinen viel robuster und zuverlässiger zu sein, vorausgesetzt, dass der FEA-Code nicht zu viel außerhalb des Bereichs extrapolieren muss, in dem die Daten verfügbar sind. Dieser Ansatz ist außerdem weniger rechenintensiv. Nach Meinung der Autoren sollte bei der Verwendung von gleichungsbasierten Modellen besonders vorsichtig vorgegangen werden, da sie das wahre Fließspannungsverhalten über das interessierende System nicht immer genau wiedergeben.[16] Darüber hinaus schließen einige Modelle das grundlegende Verhalten aus oder geben eine schlechte Repräsentation ab. Beispielsweise liefert das Johnson-Cook-Modell schlechte Fließspannungsschätzungen bei niedrigen Verformungsgeschwindigkeiten und die Fließfestigkeit nimmt mit der Temperatur linear auf Null ab, was in der Praxis selten vorkommt. und das Zener-Hollomon-Modell schließt die Dehnungseffekte aus.[136]

 

5.2.5 Validierung

 

Die Genauigkeit eines Modells hängt stark von den verwendeten Materialeigenschaften, Randbedingungen und Annahmen ab. Die wichtigste Tatsache ist, dass ein Modell nur eine Annäherung an ein realen ingenieurwissenschaftlichen Problems darstellt. In Übereinstimmung mit Reilly[136] und Turner et al.[7] müssen Modelle kritisch mit Experimenten verglichen werden, um ihre Gültigkeit zu prüfen. Die erfolgreiche Validierung einer Reihe von Ausgaben ermöglicht es den Daten, die von den Modellen vorhergesagt werden, die experimentellen Messungen nicht zugänglich sind. Ohne Validierung können die Ergebnisse außerdem zu unzuverlässig sein, um eine Grundlage für weitere Untersuchungen zu bilden.

 

Bis heute wurden die folgenden experimentellen Antworten - nicht nur für Ti-6Al-4V - zur Validierung von LFW-Prozessmodellen verwendet: Verkürzungsverlauf,[7] [13] [14] [46] [52] [55] [76] [93] [95] [153] [161] Flash-Morphologie,[7] [13] [46] Temperaturverlauf,[7] [14] ] [15] [32] [46] [153] [162] Eigenspannungen,[47] [93] Scherkräfte[13] [14] [32] und die durchschnittliche Mikrostruktur, Kornradius und räumliche Verteilung,[96] wie in Abb. 29 gezeigt wird. Abb. 29 zeigt auch, dass Linearreibschweißprozessmodelle häufig experimentelle Trends erfassen, wodurch bestätigt wird, dass die Modellierung einen Einblick in den Prozess liefert.

 

Bild 29: Validierung der Modellierung: (a) Verkürzungshistorien für Ti-6Al-4V-Werkstücke[13]; (b) thermisches Profil am Ende von Phase 1 für eine Ti-6Al-4V-Schweißung[15]; (c) Wulst-Morphologie für eine Ti-6Al-4V-Schweißung[7]; (d) Eigenspannungen in einer Aluminiumlegierungsschweißung[93]; und (e) räumliche Verteilung des mittleren Radius der Ausscheidungen (in Mikrometern) über die Mittelebene/Kontaktfläche der Linearreibschweißung in Carpenter Custom 465, H1000.[96]

 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


6. Schlussfolgerungen

In diesem Abschnitt werden die Ergebnisse des Artikels, die praktischen Auswirkungen der Ergebnisse und Empfehlungen für die weitere Forschung zusammengefasst. Dieser Abschnitt sollte es dem Leser ermöglichen, die Vorteile einzuschätzen und ein besseres Verständnis des LFW-Prozesses für das Fügen von Ti-6Al-4V zu erlangen, was hoffentlich die weitere Verfahrensentwicklung und -anwendung ermöglicht.

 

6.1. Zusammenfassung

Es wurde eine Recherche der veröffentlichten Literatur zum Linearreibschweißen von Ti-6Al-4V durchgeführt. Die wichtigsten Ergebnisse der Überprüfung sind nachstehend zusammengefasst:

  • Beim Linearreibschweißen wird die während der Reibung erzeugte Wärme zur Herstellung von Verbindungen in der festen Phase genutzt. Im Vergleich zu anderen Reibschweißverfahren, über die es zahlreiche Veröffentlichungen gibt, ist das Linearreibschweißerfahren relativ wenig untersucht worden. In den letzten fünf Jahren gab es jedoch eine steigende Anzahl von Linearreibschweiß-Publikationen.

  • Das Linearreibschweißverfahren arbeitet, indem sich ein Werkstück relativ zu einem anderen unter einer großen Druckkraft oszillierend hin- und herbewegt. Obwohl es sich um ein kontinuierliches Verfahren handelt, kann es in vier Phasen aufgeteilt werden: Anfang, Übergang, Gleichgewicht sowie Abbremsen und Stauchen. Der Prozess wird durch acht Parameter-Eingaben gesteuert, wobei die Schwingungsamplitude, die Oszillationsfrequenz, die aufgebrachte Kraft (Druck) und der Abbrand den stärksten Einfluss haben.

  • Linearreibschweißen ist eine etablierte Technologie zur Herstellung von integrierten Turbinenschaufelrädern (Bladed Disks, Blisks) aus Titanlegierungen für Flugzeugtriebwerke. Aufgrund der vielen Vorteile, die das Verfahren bietet, findet es zunehmend Interesse für die Herstellung von Flugzeugstrukturkomponenten - insbesondere für solche aus Ti-6Al-4V.

  • Aus dem Vollen gefräste Komponenten (Gussblöcke, Schmiedeteile und Strangpressprofile) sind aufgrund der relativ großen eingesetzten Materialmenge im Vergleich zu der nach der Bearbeitung verbleibenden Menge teuer. Linearreibschweißen reduziert das zur Herstellung eines Bauteils erforderliche Material, indem kleinere Werkstücke zu einem Vorform-Rohling zusammengefügt werden, der anschließend auf die gewünschten Abmessungen bearbeitet wird. Dies führt zu erheblichen Verbesserungen der Buy-to-Fly-Verhältnisse, was die Herstellungskosten erheblich senkt. Die linear reibverschweißten Bauteile haben eine vergleichbare Festigkeit und Qualität wie aus dem Vollen gefräste Teile.

  • Neben den wirtschaftlichen Vorteilen bietet Linearreibschweißen viele Vorteile gegenüber herkömmlichen Schmelzschweißverfahren, darunter: hervorragende mechanische Eigenschaften, Vermeidung des Schmelzens, wodurch eine Reihe unterschiedlicher Materialien verbunden werden kann, und sehr geringe Ausschussraten.

  • Linearreibschweißmaschinen sind in der Lage, die von der Luft- und Raumfahrtindustrie geforderte Maßgenauigkeit mit hoher Wiederholgenauigkeit zu liefern.

  • Ein Großteil der akademischen Forschung zum Linearreibschweißverfahren bezieht sich auf Schweißungen mit einer einzigen Kontaktfläche. Die Industrie hat darüber hinaus das Interesse, Linearreibschweißen für nicht-planare Oberflächen wie die 'Schlussstein'-Geometrie zu untersuchen.

  • Linearreibgeweißte Ti-6Al-4V-Schweißungen haben ein ähnliches Erscheinungsbild, das mehrere getrennte Zonen aufweist: eine Schweißzentrumzone (WCZ), eine thermomechanisch beeinflusste Zone (TMAZ) und eine Wärmeeinflusszone (WEZ) und das herausgepresste Material (Wulst). Das Ausmaß und die mikrostrukturelle Zusammensetzung dieser Zonen hängen stark von den verwendeten Verarbeitungsbedingungen ab.

  • Die in den Schweißnähten erzeugten Temperaturprofile hängen stark von den verwendeten Verarbeitungsbedingungen ab. Im Allgemeinen erhöht eine Erhöhung der Reibgeschwindigkeit (Amplitude bzw. Frequenz) die Grenzflächentemperatur, während das Ausmaß der WEZ verringert wird. Eine Erhöhung des angelegten Drucks verringert das Ausmaß der WEZ und der Grenzflächentemperatur. Auch eine Verringerung der Breite in der Oszillations-Ebene verringert das Ausmaß der WEZ und der Grenzflächentemperatur.

  • Die WCZ hat unabhängig von der Schweißnahtgröße eine starke Quertextur. Die TMAZ weist bei großen Schweißnähten abwechselnde Bänder mit einem Querschnitt von {1  1  ¯2¯  2} 〈1  1  ¯2¯  3〉Texturen auf, kleine Schweißnähte nicht. Die WCZ-Textur scheint bei niedrigeren Drücken stärker zu sein. Darüber hinaus werden die Schweißnahttexturen durch eine nachträgliche Wärmebehandlung minimal beeinträchtigt.

  • Die Zug-, Mikrohärte-, Torsions- und Schlageigenschaften von Ti-6Al-4V-Linearreibschweißungen sind aufgrund der verfeinerten Mikrostruktur in der WCZ denen des Grundmaterials tendenziell überlegen. Im Allgemeinen scheint auch die Ermüdungsleistung (wie geschweißt und mit Wärmenachbehandlung) der WCZ überlegen zu sein, obwohl auch Gegenteiliges veröffentlicht wurde.

  • Die Wulst-Morphologie einer Ti-6Al-4V-Linearreibschweißung hängt von den verwendeten Verarbeitungsbedingungen ab. Die Welligkeit ist größer, wenn das Verhältnis zwischen PAZ und Schwingungsamplitude unter 1 liegt.

  • Der Hauptgrund für einen Defekt einer linearen Ti-6Al-4V-Reibschweißnaht liegt in den Einschlüssen von Verunreinigungen wie Oxiden in der WCZ. Die Entfernung von Verunreinigungen scheint kritisch von den verwendeten Verarbeitungsbedingungen abhängig zu sein. Größere aufgebrachte Drücke und kleinere Breiten in der Ebene reduzieren die Verkürzung, die erforderlich ist, um die Verunreinigungen in den Wulst zu stoßen. Interessanterweise hat sich gezeigt, dass die Reibgeschwindigkeit nur einen relativ geringen Einfluss auf das Ausstoßen von Verunreinigungen hat.

  • Ti-6Al-4V-Linearreibschweißungen enthalten Restspannungen, die hauptsächlich während der Abkühlungsphase nach der Oszillationsbewegung entstehen. Die Eigenspannungen können durch geeignete Auswahl der Prozesseinträge und Wärmebehandlungen nach dem Schweißen reduziert werden.
  • Viele der vorhandenen Verfahren zur Berechnung der Leistungsaufnahme treffen signifikante Annahmen, beispielsweise die Annahme, dass der Reibungskoeffizient und die Reibgeschwindigkeit konstant sind. Um die Leistung und den Energieverbrauch besser beurteilen zu können, müssen die Kraft- und Verschiebungsverlaufsdaten einer Linearreibschweißmaschine berücksichtigt werden.

  • Die zur Herstellung einer Schweißnaht erforderliche Energie wird mit höheren Reibgeschwindigkeiten und aufgebrachten Kräften reduziert. Dies ist auf diese Bedingungen zurückzuführen, die die Gesamtdauer der Schweißung und damit die durch Leitfähigkeit, Konvektion und Strahlung verschwendete Energie reduzieren.

  • Die Effekte der Spannvorrichtungen auf die Schweißnähte wurden bisher relativ wenig untersucht. Aufgrund der wenigen verfügbaren Daten kann sich die Spannanordnung spürbar auf die Schweißreaktionen auswirken.

  • Aufgrund des schnellen Charakters des Linearreibschweißverhahrens und der Tatsache, dass die Grenzfläche der Werkstücke beim Schweißen nicht beobachtet werden kann, kann die Verwendung physikalischer Experimente allein keinen ausreichenden Einblick in die Prozessgrundlagen bieten. Computer-gestützte Modellierung bietet eine pragmatische Methode, um zu verstehen, was während des sich schnell ablaufenden Prozesses passiert. Die FEA-Modellierung bietet Einblick in viele Antworten, die experimentell schwer zu erhalten sind, z. B. die Grenzflächenentfernung, thermische Felder und Materialfluss. Die experimentelle Validierung von Modellen ist wichtig, um die Genauigkeit der Ergebnisse sicherzustellen. Nach der erfolgreichen Validierung können auch Daten, die von den Modellen vorhergesagt werden, aber nicht experimentell untersucht wurden, als vertrauenswürdig eingestuft werden.

6.2. Praktische Auswirkungen

Laut dieser Literaturrecherche kann es von Vorteil sein, größere Drücke zu verwenden und die Werkstücke, wie in Bild 30 gezeigt, entlang der kürzeren der beiden Kontaktabmessungen hin- und herzubewegen, wenn Ti-6Al-4V-Linearreibschweißungen hergestellt werden. Die zum Entfernen der Oberflächenverschmutzungen erforderliche in den Wulst gepresste Materialmenge wird dadurch reduziert. Daher ist für dieselbe Verkürzung der Sicherheitsfaktor beim Entfernen von Verunreinigungen größer. Darüber hinaus können diese Bedingungen auch die Grenzflächentemperatur verringern und die Schweißmikrostruktur verfeinern, was zusätzliche Vorteile bieten kann, z. B. verringerte Eigenspannungen[34] [47] [130] und verbesserte mechanische Eigenschaften.[58] [119] [120].

Bild 30: Der (a) beste und (b) schlechteste Ansatz zur Minimierung der Verkürzung von Ti-6Al-4V-Linearreibschweißungen und um die Grenzflächenverunreinigungen aus der Schweißnaht in den Wulst zu pressen.[16]

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


6.3 Vorschläge für zukünftige Forschung

Trotz der jüngsten Fortschritte beim Verständnis des Linearreibschweißens von Ti-6Al-4V gibt es noch viele Wissenslücken, die angegangen werden müssen, um das Verständnis des Verfahrens zu vertiefen und die industrielle Umsetzung zu erleichtern.

 

Empfohlene Bereiche für die weitere Forschung sind:

  • Mikrostrukturmodellierung: Mithilfe von Modellen könnten die Auswirkungen der Verarbeitungsbedingungen auf die Mikrostrukturentwicklung untersucht werden. Dies würde es ermöglichen, die Auswirkungen der Verarbeitungsbedingungen auf die allotrope Phase, die durchschnittliche Korngröße, die Kornmikrostruktur und die Kornraumverteilung für Ti-6Al-4V-Schweißnähte zu charakterisieren. Der von Grujicic et al.[96] [103] untersuchte ausscheidungsgehärtete martensitische Edelstahl 'Carpenter Custom 465' wäre für diese Aufgabe gut geeignet. Die Ergebnisse dieser hier vorgeschlagenen Studie könnten dazu beitragen, die Auswirkungen der Verarbeitungsbedingungen auf die Mikrostruktur von Ti-6Al-4V-Linearreibschweißungen mit einigen schlüssigen Argumenten zu versehen. Die Modellierung könnte auch helfen, die Gründe für die unterschiedlichen Texturbildungen zu ermitteln.

  • Linearreibschweißmaschineneffekte: Die Auswirkungen der Linearreibschweißmaschine auf die Schweißungen könnten untersucht werden. Dies könnte helfen, einige grundlegende Fragen zu beantworten. Was ist zum Beispiel der effizienteste Weg, um den aufgebrachten Druck aufzubringen, sollte er schnell oder langsam auf den Maximalwert hochgefahren werden? Ist eine Sinuswelle die beste Methode, um die Schwingungsbewegung anzuwenden, oder gibt es bessere Alternativen? Welchen Einfluss hat die Werkstückklemmung auf die Ausformung von Schmutz und Grenzflächen? Antworten auf diese Fragen würden helfen, den Prozess zu optimieren.

  • Geometrische Effekte: Neben dem Verbinden von Werkstücken mit einer einzigen geschweißten Oberfläche, wie dies bei den meisten Linearreibschweiß-Untersuchungen der Fall ist, könnten sich weitere Forschungen mit dem Fügen von nicht ebenen Oberflächen befassen, z. B. 'Schlussstein'-Teilen. Bei den Untersuchungen könnte ermittelt werden, wie diese Teile am besten zusammengefügt werden können und ob die Mikrostruktur und die Eigenschaften auf allen geschweißten Oberflächen gleich sind. Weitere Forschungen zum Verbinden von Probestücken mit Platten könnten ebenfalls durchgeführt werden, um die Entfernung von Verschmutzungen, die Mikrostruktur und die Eigenschaften zu optimieren.

  • Untersuchung der Restspannung: Mithilfe von Experimenten und Modellen könnte untersucht werden, wie sich die Bearbeitungsbedingungen wie Werkstückgeometrie, Reibgeschwindigkeit und Schmiededruck auf die Ausbildung und Größe der Eigenspannungen in linearen Reibschweißnähten auswirken. Die Wirksamkeit der Wärmebehandlung nach dem Schweißen bei der Verringerung der Restspannungen könnte ebenfalls in Betracht gezogen werden. Forschungen an Stahlwerkstücken haben zudem gezeigt, dass die Wärme im Flash während der Nachschwingkühlung in die Schweißnaht zurückfließt.[153] Weitere Forschung könnte berücksichtigen, wie sich dieses Phänomen auf die Eigenspannungen in Ti-6Al-4V-Schweißungen auswirkt.

  • Erweiterung auf andere Materialien: Obwohl der Schwerpunkt dieses Artikels auf Ti-6Al-4V liegt, besteht noch immer die Notwendigkeit, die Auswirkungen des Linearreibschweiß-Prozesses auf das Fügen anderer hochwertiger Materialien wie Aluminiumlegierungen und Aluminium-Lithium-Legierungen und Superlegierungen auf Nickelbasis zu verstehen. Eine Reduzierung des Buy-to-Fly-Verhältnisses für Bauteile, die aus diesen Materialien hergestellt werden, könnte den Herstellern möglicherweise erhebliche Kosten einsparen.

7. Offenlegungserklärung

Die Autoren erklären, dass kein Interessenkonflikt bei der Veröffentlichung dieses Dokuments besteht.

 

8. Datenerhebung

Im Rahmen dieser Forschung wurden keine neuen Daten erhoben.

 

9. Danksagungen

Die Autoren der englischen Originalfassung danken dem Engineering and Physical Sciences Research Council (EPSRC), der Boeing Company, Honeywell International Inc. und dem Welding Institute (TWI Ltd.) für die Finanzierung der in diesem Artikel vorgestellten Arbeit.

 

10. Englische Veröffentlichung

Stephan W. Kallee übersetzte den unter einer Creative Commons Lizenz lizensierten Open-Access-Artikel vom Englischen ins Deutsche.

Der englische Open-Access-Artikel (Bild 10) wurde unter einer Creative Commons Lizenz (Namensnennung 4.0 International, CC BY 4.0) wie folgt veröffentlicht:

 

Anthony R. McAndrew,<c><d> Paul A. Colegrove,<b> Clement Bühr,<b> Bertrand C. D. Flipo<d> und Achilleas Vairis<e>:

A literature review of Ti-6Al-4V linear friction Welding

 

<b> Cranfield University, Cranfield, Bedfordshire MK43 0AL, GB

<c> Früher: Cranfield University, Cranfield, Bedfordshire MK43 0AL, GB
<d> TWI Ltd., Granta Park, Great Abington, Cambridge CB21 6AL, GB

<e> Technological and Educational Institute (TEI) of Crete, Heraklion 71004, Griechenland

*Korrespondierender Autor: anthony.mcandrew@twi.co.uk

Ursprünglich auf Englisch veröffentlicht in

Progress in Materials Science
Band 92, März 2018, Seiten 225-257

Erhalten 16. Januar 2017, gegengelesen 21. Mai 2017, akzeptiert 11. Oktober 2017, online verfügbar 25. Oktober 2017.

DOI: 10.1016/j.pmatsci.2017.10.003 

Anthony R. McAndrew, Paul A. Colegrove, Clement Bühr, Bertrand C. D. Flipo and Achilleas Vairis: A literature review of Ti-6Al-4V linear friction welding

Bild 10:  Journal, Autoren, Titel und Englische Zusammenfassung

 

© Anthony R. McAndrew et al, CC BY 4.0

 


11. Einzelnachweise

[1] A.C. Addison

Linear friction welding information for production engineering.

TWI industrial members report - 961/2010. Cambridge, U.K; 2010.

Linear friction welding of engineering metals.

TWI industrial members report - 894/2008. Cambridge, U.K.; 2008.

High frequency linear friction welding of a titanium alloy

Wear, 217 (1998), pp. 117-131, 10.1016/S0043-1648(98)00145-8

BLISK fabrication by linear friction welding

E. Benini (Ed.), Adv Gas Turbine Technol, InTech, Winchester (2011), pp. 411-434

Maximizing the integrity of linear friction welded Waspaloy

Mater Sci Eng A, 555 (2012), pp. 117-130, 10.1016/j.msea.2012.06.041
Metall Mater Trans A, 36 (2005), pp. 2149-2164, 10.1007/s11661-005-0335-5

 

[7] R. Turner, J.-C. Gebelin, R.M. Ward, R.C. Reed

Linear friction welding of Ti-6Al-4V: modelling and validation

Acta Mater, 59 (2011), pp. 3792-3803, 10.1016/j.actamat.2011.02.028

 

[8] I. Bhamji, M. Preuss, P.L. Threadgill, A.C. Addison

Solid state joining of metals by linear friction welding: a literature review

Mater Sci Technol, 27 (2011), pp. 2-12, 10.1179/026708310X520510

 

[9] W.A. Baeslack III, T.F. Broderick, M. Juhas, H.L. Fraser

Characterization of solid-phase welds between Ti-6A1-2Sn-4Zr-2Mo-0.1Si and Ti-13.5A1-21.5Nb titanium aluminide

Mater Charact, 33 (1994), pp. 357-367, 10.1016/1044-5803(94)90140-6

 

[10] M. Maalekian

Friction welding - critical assessment of literature

Sci Technol Weld Join, 12 (2007), pp. 738-758, 10.1179/174329307X249333

 

[11] M.B. Uday, M.N. Ahmad Fauzi, H. Zuhailawati, a.B. Ismail

Advances in friction welding process: a review

Sci Technol Weld Join, 15 (2010), pp. 534-558, 10.1179/136217110X12785889550064

A review on inertia and linear friction welding of Ni-based superalloys

Metall Mater Trans A, 46 (2015), pp. 1639-1669, 10.1007/s11661-015-2752-4

 

[13] A.R. McAndrew, P.A. Colegrove, A.C. Addison, B.C.D. Flipo, M.J. Russell, L.A. Lee

Modelling of the workpiece geometry effects on Ti-6Al-4V linear friction welds

Mater Des, 87 (2015), pp. 1087-1099, 10.1016/j.matdes.2015.09.080

 

[14] A.R. McAndrew, P.A. Colegrove, A.C. Addison, B.C.D. Flipo, M.J. Russell

Modelling the influence of the process inputs on the removal of surface contaminants from Ti-6Al-4V linear friction welds
Mater Des, 66 (2015), pp. 183-195, 10.1016/j.matdes.2014.10.058

 

[15] A.R. McAndrew, P.A. Colegrove, A.C. Addison, B.C.D. Flipo, M.J. Russell

Energy and force analysis of Ti-6Al-4V linear friction welds for computational modeling input and validation data
Metall Mater Trans A, 45 (2014), pp. 6118-6128, 10.1007/s11661-014-2575-8

 

[16] A.R. McAndrew

Modelling of Ti-6Al-4V linear friction welds

PhD Thesis
Cranfield University (2015)

 

[17] Y. Guo, T. Jung, Y. Lung, H. Li, S. Bray, P. BowenMicrostructure and microhardness of Ti6246 linear friction weld

Mater Sci Eng A, 562 (2013), pp. 17-24, 10.1016/j.msea.2012.10.089

 

[18] M. Karadge, M. Preuss, C. Lovell, P.J. Withers, S. BrayTexture development in Ti–6Al–4V linear friction welds

Mater Sci Eng A, 459 (2007), pp. 182-191, 10.1016/j.msea.2006.12.095

Characterization of dissimilar linear friction welds of alpha + beta titanium alloys

J Mater Eng Perform, 21 (2012), pp. 770-776, 10.1007/s11665-012-0129-z ?ASM

 

[20] F. Martina

Control of geometry, microstructure and mechanical properties in titanium large scale wire+arc additive manufacturing

PhD Thesis
Cranfield University (2014)

 

[21] Nearnetshape.co.uk.

Near Net Shape (TiFab Project); 2016. <http://www.nearnetshape.co.uk/index.php/tifab-project>.

 

[22] Flipo B, Beamish K, Humphreys B, Wood M.

Linear friction welding of Ti 6Al 4V for aerostructure applications.

Trends Weld. Res. Proc. 10th Int. Conf., Tokyo, Japan; 11–14 October 2016.

 

[23] Allen J.

An investigation into the comparative costs of additive manufacture vs. machine from solid for aero engine parts.

Cost Eff. Manuf. via Net-Shape Process., Neuilly-Sur-Seine, France; 2006. p. 17–1 – 17–10.

 

[24] L.A. Lee, A.R. McAndrew, C. Buhr, K.A. Beamish, P.A. Colegrove

2D linear friction weld modelling of a Ti-6Al-4V T-joint

J Eng Sci Technol Rev, 8 (2015), pp. 44-48

Near-net-shape manufacturing by linear friction welding near net shape manufacturing by LFW

Titan. Eur., Sorrento, Italy (2014)

<http://www.twi-global.com/capabilities/joining-technologies/friction-processes/linear-friction-welding/>.

 

[27] W. Li, A. Vairis, M. Preuss, T. Ma

Linear and rotary friction welding review

Int Mater Rev, 61 (2016), pp. 71-100, 10.1080/09506608.2015.1109214

 

[28] V.I. Vill

Friction welding of metals

American Welding Society, New York (1962)

 

[29] H.H. Koo, W.A. Baeslack III

Structure, properties, and fracture of linear friction welded AI-Fe-V-Si alloy 8009

Mater Charact, 28 (1992), pp. 157-164

 

[30] J.H.L. Garton

Investigation into linear friction welding of blisks

BEng Thesis
University of Bristol (1987)

 

[31] A. Vairis, M. Frost

On the extrusion stage of linear friction welding of Ti-6Al-4V

Mater Sci Eng A, 271 (1999), pp. 477-484, 10.1016/S0921-5093(99)00449-9

 

[32] A. Vairis, M. Frost

Modelling the linear friction welding of titanium blocks

Mater Sci Eng A, 292 (2000), pp. 8-17, 10.1016/S0921-5093(00)01036-4

 

[33] A. Vairis

High frequency linear friction welding

PhD Thesis
University of Bristol (1998)

Effect of the forging pressure on the microstructure and residual stress development in Ti–6Al–4V linear friction welds

Acta Mater, 57 (2009), pp. 5582-5592, 10.1016/j.actamat.2009.07.055

Impact toughness and fracture analysis of linear friction welded Ti–6Al–4V alloy joints

Mater Des, 30 (2009), pp. 2128-2132, 10.1016/j.matdes.2008.08.029

 

[36] C. Mary, M. Jahazi

Multi-scale analysis of IN-718 microstructure evolution during linear friction welding

Adv Eng Mater, 10 (2008), pp. 573-578, 10.1002/adem.200700361

 

[37] T.-S. Jun, F. Rotundo, X. Song, L. Ceschini, A.M. Korsunsky

Residual strains in AA2024/AlSiCp composite linear friction welds

Mater Des, 31 (2010), pp. S117-S120, 10.1016/j.matdes.2009.10.004

 

[38] F. Rotundo, L. Ceschini, A. Morri, T.-S. Jun, A.M. Korsunsky

Mechanical and microstructural characterization of 2124Al/25vol.%SiCp joints obtained by linear friction welding (LFW)

Compos Part A Appl Sci Manuf, 41 (2010), pp. 1028-1037, 10.1016/j.compositesa.2010.03.009

Microstructural evolution of a TC11 titanium alloy during linear friction welding

J Mater Sci, 45 (2010), pp. 6218-6224, 10.1007/s10853-010-4716-9

Linear friction welding of AISI 316L stainless steel

Mater Sci Eng A, 528 (2010), pp. 680-690, 10.1016/j.msea.2010.09.043

 

[41] T. Ma, T. Chen, W.-Y. Li, S. Wang, S. Yang

Formation mechanism of linear friction welded Ti–6Al–4V alloy joint based on microstructure observation

Mater Charact, 62 (2011), pp. 130-135, 10.1016/j.matchar.2010.11.009

 

[42] T.J. Ma, B. Zhong, W.-Y. Li, Y. Zhang, S. Yang, C. Yang

On microstructure and mechanical properties of linear friction welded dissimilar Ti-6Al-4V and Ti-6 5Al-3 5Mo-1 5Zr-0 3Si joint

Sci Technol Weld Join, 17 (2012), pp. 9-12, 10.1179/1362171811Y.0000000067

 

[43] I. Bhamji, R.J. Moat, M. Preuss, P.L. Threadgill, A.C. Addison, M.J. Peel

Linear friction welding of aluminium to copper

Sci Technol Weld Join, 17 (2012), pp. 314-320, 10.1179/1362171812Y.0000000010

 

[44] W. Li, H. Wu, T. Ma, C. Yang, Z. Chen

Influence of parent metal microstructure and post-weld heat treatment on microstructure and mechanical properties of linear friction welded Ti-6Al-4V joint

Adv Eng Mater, 14 (2012), pp. 312-318, 10.1002/adem.201100203 Influence

 

[45] I. Bhamji, M. Preuss, R.J. Moat, P.L. Threadgill, A.C. Addison

Linear friction welding of aluminium to magnesium

Sci Technol Weld Join, 17 (2012), pp. 368-374, 10.1179/1362171812Y.0000000017

 

[46] Schroeder F, Ward RM, Turner RP, Attallah MM, Gebelin J, Reed RC

Linear friction welding of titanium alloys for aeroengine applications: modelling and validation.

In: 9th Int. Conf. Trends Weld. Res., Chicago, USA; 2012. p. 886–92.

The magnitude and origin of residual stress in Ti-6Al-4V linear friction welds: an investigation by validated numerical modeling

Metall Mater Trans B, 43 (2012), pp. 186-197, 10.1007/s11663-011-9563-9

Numerical simulation of linear friction welding of titanium alloy: effects of processing parameters

Mater Des, 31 (2010), pp. 1497-1507, 10.1016/j.matdes.2009.08.023

 

[49] U.U. Ofem, P.A. Colegrove, A. Addison, M.J. Russell

Energy and force analysis of linear friction welds in medium carbon steel

Sci Technol Weld Join, 15 (2010), pp. 479-485, 10.1179/136217110X12731414739790

 

[50] Romilly P.

Linear friction welding for near net shape manufacturing of titanium parts.

In: Venkatesh V, Pilchak AL, Allison JE, Ankem S, Boyer R, Christodoulou J, et al., editors. Proc. 13th World Conf. Titan., San Diego, California, USA: The Minerals, Metals & Materials Society; 2016. p. 1423–7. doi:https://doi.org/10.1002/9781119296126.

 

[51] M.R. Daymond, N.W. Bonner

Measurement of strain in a titanium linear friction weld by neutron diffraction

Physica B, 325 (2003), pp. 130-137, 10.1016/S0921-4526(02)01514-4

 

[52] E. Ceretti, L. Fratini, C. Giardini, D. Spisa

Numerical modelling of the linear friction welding process

Int J Mater Form, 3 (2010), pp. 1015-1018, 10.1007/s12289-010-0942-6

[53] W. Li, T. Ma, Y. Zhang, Q. Xu, J. Li, S. Yang, et al.Microstructure characterization and mechanical properties of linear friction welded Ti-6Al-4V alloy

Adv Eng Mater, 10 (2008), pp. 89-92, 10.1002/adem.200700034
Sci Technol Weld Join, 17 (2012), pp. 180-185, 10.1179/1362171811Y.0000000079
Comput Mater Sci, 48 (2010), pp. 749-758, 10.1016/j.commatsci.2010.03.026

Mechanical evaluation of linear friction welds in titanium alloys through indentation experiments

Weld Int, 21 (2007), pp. 125-129, 10.1533/wint.2007.3723

Dissimilar linear friction welding between a SiC particle reinforced aluminum composite and a monolithic aluminum alloy: Microstructural, tensile and fatigue properties

Mater Sci Eng A, 559 (2013), pp. 852-860, 10.1016/j.msea.2012.09.033

Process modeling of Ti-6Al-4V linear friction welding (LFW)

J Mater Eng Perform, 21 (2011), pp. 2011-2023, 10.1007/s11665-011-0097-8 ?ASM

Analysis of preferred orientations in linear friction welded (LFW) aluminium alloy specimens using “one-shot” multi-element energy dispersive synchrotron X-ray diffraction

Powder Diffr, 28 (2013), pp. 327-332, 10.1017/S0885715613000948

Mechanical property and microstructure of linear friction welded WASPALOY

Metall Mater Trans A, 42 (2010), pp. 729-744, 10.1007/s11661-010-0457-2

Linear friction welding of Al-Cu: Part 1 - Process evaluation

Can Metall Q, 50 (2011), pp. 350-359, 10.1179/000844311X13112418194644
Weld World, 57 (2013), pp. 541-550, 10.1007/s40194-013-0049-z

 

[63] E. Dalgaard, P. Wanjara, G. Trigo, M. Jahazi, G. Comeau, J.J. Jonas

Linear friction welding of Al-Cu part 2 - Interfacial characteristics

Can Metall Q, 50 (2011), pp. 360-370, 10.1179/000844311X13112418194671

 

[64] Bhandari V.

Linear friction welding of titanium to stainless steel (MSc Thesis).

Cranfield University; 2010.

 

[65] I.M. Bhamji

Development of the linear friction welding process

EngD Thesis
University of Manchester (2012)

 

[66] C. Leyens, M. Peters

Titanium and titanium alloys: fundamentals and applications

(1st ed.), Wiley-VCH, Darmstadt (2003)

 

[67] M.M. Shtrikman

Linear friction welding

Weld Int, 24 (2010), pp. 563-569, 10.1080/09507110903569149

 

[68] S.W. Kallee, E.D. Nicholas, M.J. Russell

Friction welding of aero engine components

G. Lutjering, J. Albrecht (Eds.), 10th world Conf. Titan. TI-2003, Wiley-VCH, Hamburg, Germany (2003), pp. 2867-2874

 

[69]G. Lütjering, J.C. Williams

Titanium

(2nd ed.), Springer, Berlin Heidelberg New York (2007)

 

[70] P. Frankel, M. Preuss, A. Steuwer, P.J. Withers, S. Bray

Comparison of residual stresses in Ti–6Al–4V and Ti–6Al–2Sn–4Zr–2Mo linear friction welds

Mater Sci Technol, 25 (2009), pp. 640-650, 10.1179/174328408X332825

 

[71] M. Corzo, Y. Torres, M. Anglada, A. Mateo

Fracture behaviour of linear friction welds in titanium alloys

An La Mecánica Fract, 1 (2007), pp. 75-80

 

[72] Y. Ji, Z. Chai, D. Zhao, S. Wu

Linear friction welding of Ti–5Al–2Sn–2Zr–4Mo–4Cr alloy with dissimilar microstructure

J Mater Process Technol, 214 (2014), pp. 979-987, 10.1016/j.jmatprotec.2013.11.006

 

[73] Sadallah Y.

Linear friction welding - aero structure parts (ACB Presentation).

In: 4th Linear Frict. Weld. Symp., Granta Park, Cambridge, U.K.; 2017.

 

[74] Piolle N.

Linear Friction Welding - General Presentation (ACB Presentation).

In: 4th Linear Frict. Weld. Symp., Granta Park, Cambridge, U.K.; 2017.

 

[75] Slattery KT.

Structural assemblies and preforms therefor formed by linear friction welding. US7225967; 2007.

 

[76] Effertz PS, Fuchs F, Enzinger N.

Modelling the flash formation of linear friction welded 30CrNiMo8 high strength steel chains.

Int J Adv Manuf Technol; 2017 doi:https://doi.org/10.1007/s00170-017-0338-6 [in press].

 

[77] Brian M, Harris T.

How caterpillar backhoe loaders work (Howstuffworks.com); 2001. <http://science.howstuffworks.com/transport/engines-equipment/backhoe-loader4.htm> [accessed March 27, 2014].

 

[78] H. Kuroki, K. Nezaki, T. Wakabayashi, K. NakamuraApplication of linear friction welding technique to aircraft engine parts

IHI Eng Rev, 47 (2014), pp. 40-43

 

[79] Shilton A. Economic Assessment of LFW (Ten Solutions Presentation). In: 4th Linear Frict. Weld. Symp., Granta Park, Cambridge, U.K.; 2017.

 

[80] S.M. Moody, J.R. Atkinson

Linear friction welding of polypropylene and polycarbonate. Part II. The microstructures and mechanical properties of PP welds made using optimum conditions

Plast Rubber Compos Process Appl, 17 (1992), pp. 211-217

 

[81] S.M. Moody, J.R. Atkinson

Linear friction welding of polypropylene and polycarbonate. Part I. Effects of welding conditions on strength of welds

Plast Rubber Compos Process Appl, 17 (1992), pp. 203-209

 

[82] M. Vaziri, O. Lindgren, A. Pizzi

Influence of machine setting and wood parameters on crack formation in scots pine joints produced by linear friction welding

J Adhes Sci Technol, 26 (2012), pp. 37-41, 10.1163/156856111X610126

 

[83] M. Vaziri, S. Berg, D. Sandberg, I.T. Gheinani

Three-dimensional finite element modelling of heat transfer for linear friction welding of scots pine

Wood Mater Sci Eng (2014), pp. 1-8, 10.1080/17480272.2014.903297

 

[84] A. Chamanfar, L. Sarrat, M. Jahazi, M. Asadi, A. Weck, A.K. Koul

Microstructural characteristics of forged and heat treated Inconel-718 disks

Mater Des, 52 (2013), pp. 791-800, 10.1016/j.matdes.2013.06.004

 

[85] O.T. Ola, O.A. Ojo, P. Wanjara, M.C. Chaturvedi

A study of linear friction weld microstructure in single crystal CMSX-486 superalloy

Metall Mater Trans A, 43 (2011), pp. 921-933, 10.1007/s11661-011-0928-0

 

[86] M. Karadge, M. Preuss, P.J. Withers, S. Bray

Importance of crystal orientation in linear friction joining of single crystal to polycrystalline nickel-based superalloys

Mater Sci Eng A, 491 (2008), pp. 446-453, 10.1016/j.msea.2008.04.064

 

[87] A. Chamanfar, M. Jahazi, J. Gholipour, P. Wanjara, S. Yue

Modeling grain size and strain rate in linear friction welded waspaloy

Metall Mater Trans A, 44 (2013), pp. 4230-4238, 10.1007/s11661-013-1767-y

 

[88] O.T. Ola, O.A. Ojo, P. Wanjara, M.C. Chaturvedi

Enhanced resistance to weld cracking by strain-induced rapid solidification during linear friction welding

Philos Mag Lett, 91 (2011), pp. 140-149, 10.1080/09500839.2010.541164

 

[89] K.R. Vishwakarma, O.A. Ojo, P. Wanjara, M.C. Chaturvedi

Microstructural analysis of linear friction-welded 718 plus superalloy

J Miner Met Mater Soc, 66 (2014), pp. 2525-2534, 10.1007/s11837-014-0938-7

 

[90] A. Chamanfar, M. Jahazi, J. Gholipour, P. Wanjara, S. Yue

Suppressed liquation and microcracking in linear friction welded WASPALOY

Mater Des, 36 (2012), pp. 113-122, 10.1016/j.matdes.2011.11.007

 

[92] L. Fratini, G. Buffa, M. Cammalleri, D. Campanella

On the linear friction welding process of aluminum alloys: experimental insights through process monitoring

CIRP Ann - Manuf Technol, 62 (2013), pp. 295-298, 10.1016/j.cirp.2013.03.056

 

[93] X. Song, M. Xie, F. Hofmann, T.S. Jun, T. Connolley, C. Reinhard, et al.

Residual stresses in linear friction welding of aluminium alloys

Mater Des, 50 (2013), pp. 360-369, 10.1016/j.matdes.2013.03.051

 

[94] T.J. Ma, W.-Y. Li, Q.Z. Xu, Y. Zhang, J.L. Li, S.Q. Yang, et al.

Microstructure evolution and mechanical properties of linear friction welded 45 steel joint

Adv Eng Mater, 9 (2007), pp. 703-707, 10.1002/adem.200700090

 

[95] L. Fratini, G. Buffa, D. Campanella, D. La Spisa

Investigations on the linear friction welding process through numerical simulations and experiments

Mater Des, 40 (2012), pp. 285-291, 10.1016/j.matdes.2012.03.058

 

[96] M. Grujicic, R. Yavari, J.S. Snipes, S. Ramaswami, C.-F. Yen, B.A. Cheeseman

Linear friction welding process model for carpenter custom 465 precipitation-hardened martensitic stainless steel

J Mater Eng Perform, 23 (2014), pp. 2182-2198, 10.1007/s11665-014-0985-9

 

[97] E.C. Dalgaard

Evolution of microstructure, microtexture and mechanical properties in linear friction welded titanium alloys

PhD Thesis, McGill University (2011)

 

[98] W. Li, F. Wang, S. Shi, T. Ma, J. Li, A. Vairis

3D finite element analysis of the effect of process parameters on linear friction welding of mild steel

J Mater Eng Perform, 23 (2014), pp. 4010-4018, 10.1007/s11665-014-1197-z

 

[99] T.J. Ma, X. Chen, W.Y. Li, X.W. Yang, Y. Zhang, S.Q. Yang

Microstructure and mechanical property of linear friction welded nickel-based superalloy joint

Mater Des, 89 (2016), pp. 85-93, 10.1016/j.matdes.2015.09.143

 

[100] X. Chen, F.Q. Xie, T.J. Ma, W.Y. Li, X.Q. Wu

Microstructure evolution and mechanical properties of linear friction welded Ti2AlNb alloy

J Alloys Compd, 646 (2015), pp. 490-496, 10.1016/j.jallcom.2015.05.198

 

[101] M.-N. Avettand-Fènoël, G. Racineux, L. Debeugny, R. Taillard

Microstructural characterization and mechanical performance of an AA2024 aluminium alloy — pure copper joint obtained by linear friction welding

Mater Des, 98 (2016), pp. 305-318, 10.1016/j.matdes.2016.03.029

 

[102] Astarita A, Scherillo F, Curioni M, Aprea P, Impero F, Squillace A, et al.

Study of the Linear Friction Welding process of dissimilar Ti-6Al-4V – stainless steel joints.

Mater Manuf Process; 2016, doi: https://doi.org/10.1080/10426914.2016.1151048.

 

[103] M. Grujicic, R. Yavari, J.S. Snipes, S. Ramaswami

A linear friction welding process model for Carpenter Custom 465 precipitation-hardened martensitic stainless steel: a weld microstructure- evolution analysis

J Eng Manuf, 229 (2015), pp. 1997-2020, 10.1177/0954405414542137

 

[104] R. Pederson

Microstructure and phase transformation of Ti-6Al-4V

PhD Thesis, Luleå University of Technology (2002)

 

[105] C. Charles

Modelling microstructure evolution of weld deposited Ti-6Al-4V
PhD Thesis, Luleå University of Technology (2008)

 

[106] S.D. Henry, F. Reidenbach

Fatigue data book - light structural alloys

ASM International (1994)

 

[107] A.T. Dewald, D. Legzdina, B. Clausen, D.W. Brown, T.A. Sisneros, M.R. Hill

A comparison of residual stress measurements on a linear friction weld using the contour method and neutron diffraction

Conf Proc Soc Exp Mech Ser, 4 (2013), pp. 183-189, 10.1007/978-1-4614-4226-4

 

[108] F. Schröder, R.M. Ward, A.R. Walpole, R.P. Turner, M.M. Attallah, J.-C. Gebelin, et al.

Linear friction welding of Ti6Al4V: experiments and modelling

Mater Sci Technol, 31 (2015), pp. 372-384, 10.1179/1743284714Y.0000000575

 

[109] J.C. Stinville, F. Bridier, D. Ponsen, P. Wanjara, P. Bocher

High and low cycle fatigue behavior of linear friction welded Ti–6Al–4V

Int J Fatigue, 70 (2015), pp. 278-288, 10.1016/j.ijfatigue.2014.10.002

 

[110] Attallah MM, Preuss M, Bray S.

Microstructural development during Linear friction welding of titanium alloys.

In: 8th Int. Conf. Trends Weld. Res., Pine Mountain, GA; United States; 2009. p. 486–91. doi:https://doi.org/10.1361/cp2008twr486.

 

[111] R. Ding, Z.X. Guo, A. Wilson

Microstructural evolution of a Ti–6Al–4V alloy during thermomechanical processing

Mater Sci Eng A, 327 (2002), pp. 233-245, 10.1016/S0921-5093(01)01531-3

 

[112] T. Seshacharyulu, S.C. Medeiros, W.G. Frazier, Y.V.R.K. Prasad

Microstructural mechanisms during hot working of commercial grade Ti – 6Al – 4V with lamellar starting structure

Mater Sci Eng A, 325 (2002), pp. 112-125, 10.1016/S0921-5093(01)01448-4

 

[113] G. Buffa, D. Campanella, M. Cammalleri, A. Ducato, A. Astarita, A. Squillace, et al.

Experimental and numerical analysis of microstructure evolution during linear friction welding of Ti6Al4V

Proc Manuf, 1 (2015), pp. 429-441, 10.1016/j.promfg.2015.09.053

 

[114] T. Ahmed, H.J. Rack

Phase transformations during cooling in α+β titanium alloys

Mater Sci Eng A, 243 (1998), pp. 206-211, 10.1016/S0921-5093(97)00802-2

 

[115] T. Seshacharyulu, S.C. Medeiros, W.G. Frazier, Y.V.R.K. Prasad

Hot working of commercial Ti-6Al-4V with an equiaxed alpha-beta microstructure: materials modeling considerations

Mater Sci Eng A, 284 (2000), pp. 184-194, 10.1016/S1359-6462(99)00163-3

 

[116] F. Schroeder, R.M. Ward, R.P. Turner, A.R. Walpole, M.M. Attallah, J.-C. Gebelin, et al.

Validation of a model of linear friction welding of Ti6Al4V by considering welds of different sizes

Metall Mater Trans B, 46 (2015), pp. 2326-2331, 10.1007/s11663-015-0396-9

3D modelling of Ti-6Al-4V linear friction welds

Sci Technol Weld Join, 22 (2016), pp. 496-504, 10.1080/13621718.2016.1263439

 

[118] F.J. Gil, M.P. Ginebra, J.M. Manero, J.A. Planell

Formation of alpha-Widmanstatten structure: effects of grain size and cooling rate on the Widmanstatten morphologies and on the mechanical properties in Ti6Al4V alloy

J Alloys Compd, 329 (2001), pp. 142-152, 10.1016/S0925-8388(01)01571-7

 

[119] Y. Zhang, Y.S. Sato, H. Kokawa, S.H.C. Park, S. Hirano

Microstructural characteristics and mechanical properties of Ti–6Al–4V friction stir welds

Mater Sci Eng A, 485 (2008), pp. 448-455, 10.1016/j.msea.2007.08.051

 

[120] G. Lütjering

Influence of processing on microstructure and mechanical properties of (alpha + beta) titanium alloys

J Alloys Compd, 243 (1998), pp. 32-45, 10.1016/S0921-5093(97)00778-8

 

[121] Bikmeyev AT, Gazizov RK, Vairis A, Yamileva AM.

Modelling the temperature distribution in the contact area of a moving object in the case of linear friction welding.

In: Proc. ASME 2013 Int. Mech. Eng. Congr. Expo. IMECE2013, San Diego, California, U.S.A.: ASME; 2013. p. 1–8, doi:https://doi.org/10.1115/IMECE2013-64343.

 

[122] W. Li, J. Guo, X. Yang, A. Vairis

The effect of micro-swinging on joint formation in linear friction welding

J Eng Sci Technol Rev, 7 (2014), pp. 55-58

Experimental characterization of Ti6Al4V T joints welded through linear friction welding technique: microstructure and NDE.

Adv Manuf; 2016. doi:https://doi.org/10.1007/s40436-016-0160-7 [in press].

 

[124] Guo Y, Attallah MM, Chiu Y, Li H, Bray S, Bowen P.

Spatial variation of microtexture in linear friction welded Ti-6Al-4V.

Mater Charact; 2017, doi:https://doi.org/10.1016/j.matchar.2017.03.019.

 

[125] G.D. Wen, T.J. Ma, W.Y. Li, J.L. Li, H.Z. Guo, D.L. Chen

Cyclic deformation behavior of linear friction welded Ti6Al4V joints

Mater Sci Eng A, 597 (2014), pp. 408-414, 10.1016/j.msea.2014.01.006

 

[126] Flipo B.

Ti-6Al-4V LFW for aero structures.

In: 4th Linear Frict. Weld. Symp., Granta Park, Cambridge, U.K.; 2017.

 

[127] G.R. Suleimanova, R.R. Kabirov, M.V. Karavaeva, Y.A. Ershova, A.P. Zhilyaev

Investigation of torsional strength of the VT6 weld joint produced by linear friction welding

Russ Phys J, 58 (2015), pp. 67-73, 10.1007/s11182-015-0574-x

 

[128] G.W. Stachowiak, A.W. Batchelor

Engineering tribology

(2nd ed.), Butterworth-Heinemann, Oxford, U.K. (2000)

 

[129] D. Askeland, P. Phule

The science and engineering of materials

(5th ed.), Thomson, London (2006)

 

[130] R. Nikiforov, A. Medvedev, E. Tarasenko, A. Vairis

Numerical simulation of residual stresses in linear friction welded joints

J Eng Sci Technol Rev, 8 (2015), pp. 49-53

 

[131] C. Bühr, A.R. McAndrew, P.A. Colegrove, L.A. Lee, B.C.D. Flipo, M.J. Russell

An innovative approach for modelling residual stresses in Ti-6Al-4V linear friction welds

In: C. Sommitsch, N. Enzinger, P. Mayr (Eds.)
11th Int. Semin. Numer. Anal. Weldability (Mathematical Model. Weld Phenom. 11) The Institute for Materials Science and Welding (IWS) at Graz University of Technology, Schloss Seggau, Graz, Austria (2015), pp. 549-564

The effects of forging pressure and temperature field on residual stresses in linear friction welded Ti6Al4V joints

Adv Manuf; 2016, doi:https://doi.org/10.1007/s40436-016-0161-6 [in press].

 

[133] Jones S.

Low Force Friction (Linear) Welding (MTI Presentation).

In: 4th Linear Frict. Weld. Symp., Granta Park, Cambridge, U.K.; 2017.

 

[134] A.M. Yamileva, R.K. Gazizov, A. Vairis

Computer modelling of the effect of clamping in linear friction welding

J Eng Sci Technol Rev, 8 (2015), pp. 65-68

 

[135] A. Vairis, N. Christakis

The development of a continuum framework for friction welding processes with the aid of micro-mechanical parameterisations

Int J Model Identif Control, 2 (2007), pp. 347-355, 10.1504/IJMIC.2007.016417

 

[136] Reilly A.

Modelling of friction stir spot welding (PhD Thesis).

Cambridge University; 2013.

 

[137] L.D. Cozzolino

Finite element analysis of localised rolling to reduce residual stress and distortion

PhD Thesis
Cranfield University (2014)

 

[138] A. Vairis

Mathematical modelling of the linear friction welding process

J Eng Sci Technol Rev, 5 (2012), pp. 25-31

 

[139] A.A. Lacey, C. Voong

Transient thermal behaviour in a model of linear friction welding

J Eng Math (2013), 10.1007/s10665-013-9650-9

 

[140] N.I. Kavallaris, A.A. Lacey, C.V. Nikolopoulos, C. Voong

Behaviour of a non-local equation modelling linear friction welding

Appl Math, 72 (2007), pp. 597-616, 10.1093/imamat/hxm031

 

[141] H.S. Carslaw, J.C. Jaeger

Conduction of heat in solids

(2nd ed.), Oxford University Press, Oxford, England (1959)

 

[142] L. Yang

Modelling of the inertia welding of inconel 718

PhD Thesis
University of Birmingham (2010)

 

[143] L.-E. Lindgren

Numerical modelling of welding

Comput Methods Appl Mech Eng, 195 (2006), pp. 6710-6736, 10.1016/j.cma.2005.08.018

 

[144] R. Turner, F. Schroeder, R.M. Ward, J.W. Brooks

The importance of materials data and modelling parameters in an FE simulation of linear friction welding

Adv Mater Sci Eng, 2014 (2014), pp. 1-8, 10.1155/2014/521937

 

[145] A. Bikmeyev, R.K. Gazizov, A.M. Yamileva, A. Vairis, F.O. Zheleznov

On the visualization of joint formation during linear friction welding

J Eng Sci Technol Rev, 8 (2015), pp. 69-72

 

[146] V. Bychkov, A. Medvedev, A. Pautov

Computer modeling in the design of the blade blank for linear friction welding

J Eng Sci Technol Rev, 7 (2014), pp. 62-65

 

[147] S.K. Kiselyeva, A.M. Yamileva, M.V. Karavaeva, I.S. Nasibullayev, V.M. Bychkov, A.Y. Medvedev, et al.

Computer modelling of linear friction welding based on the joint microstructure

J Eng Sci Technol Rev, 5 (2012), pp. 44-47

 

[148]

W. Li, J. Guo, T. Ma, A. Vairis
Numerical modeling of linear friction welding: a literature review
China Weld, 23 (2015), pp. 1-7

 

[149] W. Li, F. Wang, S. Shi, T. Ma

Numerical simulation of linear friction welding based on ABAQUS environment: Challenges and perspectives

J Mater Eng Perform, 23 (2014), pp. 384-390, 10.1007/s11665-013-0776-8

 

[150] J. Tao, T. Zhang, P. Liu, J. Li, Y. Mang

Numerical computation of a linear friction welding process

Mater Sci Forum, 575–578 (2008), pp. 811-815, 10.4028/www.scientific.net/MSF.575-578.811

 

[151] A.M. Yamileva, A.S. Selivanov, R.K. Gazizov, A. Vairis

A two-parameter 2D-model of the elastic stage of linear friction welding using ANSYS mechanical finite element analysis programme

J Eng Sci Technol Rev, 5 (2012), pp. 6-9

 

[152] L. Maio, F. Franco, A. Squillace, L. Lecce

A simplified approach to numerical simulation of LFW process of Ti6Al4V alloy: investigation on friction and temperature

Int J Adv Manuf Technol, 86 (2016), pp. 3217-3228, 10.1007/s00170-016-8447-1

 

[153] W. Li, S.X. Shi, F.F. Wang, T.J. Ma, J.L. Li, D.L. Gao, et al.

Heat reflux in flash and its effect on joint temperature history during linear friction welding of steel

Int J Therm Sci, 67 (2013), pp. 192-199, 10.1016/j.ijthermalsci.2012.12.004

 

[154] X. Wu

Finite element simulation of linear friction welding

Adv Mater Res, 411 (2012), pp. 126-129, 10.4028/www.scientific.net/AMR.41.126

 

[155] H. Pashazadeh, J. Teimournezhad, A. Masoumi

Numerical investigation on the mechanical, thermal, metallurgical and material flow characteristics in friction stir welding of copper sheets with experimental verification

Mater Des, 55 (2014), pp. 619-632, 10.1016/j.matdes.2013.09.028

 

[156] H. Pashazadeh, A. Masoumi, J. Teimournezhad

A study on material flow pattern in friction stir welding using finite element method

Proc Inst Mech Eng Part B J Eng Manuf, 227 (2013), pp. 1453-1466, 10.1177/0954405413485952

 

[157] Y. Shimoda, M. Tsubaki, T. Yasui, M. Fukumoto

Experimental and numerical studies of material flow during welding by friction stirring

Yosetsu Gakkai Ronbunshu/Quarterly J Japan Weld Soc, 29 (2010), pp. 114-118

 

[158] Z. Gao, J.T. Niu, F. Krumphals, N. Enzinger, S. Mitsche, C. Sommitsch

FE modelling of microstructure evolution during friction stir spot welding in AA6082-T6

Weld World, 57 (2013), pp. 895-902, 10.1007/s40194-013-0083-x

 

[159] Buffa G, Fratini L.

Strategies for numerical simulation of linear friction welding of metals: a review.

Prod Eng; 2017, doi:https://doi.org/10.1007/s11740-017-0726-7.

 

[160] Bühr C, Colegrove PA, McAndrew AR.

An efficient numerical modelling approach to predict residual stresses in Ti-6Al-4V linear friction welds.

In: 10th Int. Conf. Trends Weld. Res., Tokyo, Japan: ASM International; 2016. p. 522–5.

 

[161] Z.M. Liu, Z.U. Guo, G.Y. Zhao, S. Zhang, J.L. Pan3D numerical simulation of linear friction welding of 45# carbon steel

Adv Mater Res, 538–541 (2012), pp. 1443-1446, 10.4028/www.scientific.net/AMR.476-478.701

Infrared thermography for monitoring heat generation in a linear friction welding process of Ti6Al4V alloy

Infrared Phys Technol (2017), 10.1016/j.infrared.2017.01.023