6082铝合金MIG焊焊接接头组织与力学性能研究_许鸿吉
《6082铝合金冷轧与再结晶织构演变和力学性能研究》范文
《6082铝合金冷轧与再结晶织构演变和力学性能研究》篇一6082铝合金冷轧与再结晶织构演变及力学性能研究一、引言6082铝合金以其高强度、优良的塑性和耐腐蚀性等优点，广泛应用于航空航天、汽车制造、船舶制造等重要领域。
近年来，随着材料科学的不断发展，对6082铝合金的加工工艺及性能研究日益深入。
其中，冷轧与再结晶过程对合金的织构演变及力学性能具有重要影响。
本文以6082铝合金为研究对象，深入探讨其冷轧与再结晶过程中的织构演变及力学性能变化规律。
二、材料与方法1. 材料准备选用某厂家生产的6082铝合金为研究对象，进行冷轧与再结晶实验。
2. 实验方法（1）冷轧实验：将6082铝合金板材进行不同压下量的冷轧处理，观察其织构演变。
（2）再结晶实验：对冷轧后的合金进行退火处理，观察其再结晶过程及织构演变。
（3）力学性能测试：采用拉伸试验机对处理后的合金进行拉伸试验，测试其抗拉强度、屈服强度及延伸率等力学性能指标。
（4）织构分析：利用X射线衍射仪对合金的织构进行测定与分析。
三、冷轧与再结晶过程中的织构演变1. 冷轧过程中的织构演变在冷轧过程中，6082铝合金的织构随着压下量的增加而发生变化。
在较低的压下量下，合金的织构较为简单，主要为基面织构；随着压下量的增加，合金的织构逐渐复杂化，出现多种取向的织构组分。
这些变化主要与位错滑移、孪晶等塑性变形机制有关。
2. 再结晶过程中的织构演变在再结晶过程中，6082铝合金的织构发生明显变化。
随着退火温度的升高和时间的延长，合金中的再结晶晶粒逐渐长大，织构组分也发生变化。
再结晶初期，新生成的晶粒呈现出无序的取向分布；随着再结晶的进行，某些特定取向的晶粒逐渐成为主导，形成新的织构。
四、力学性能分析1. 抗拉强度与屈服强度经过冷轧与再结晶处理后，6082铝合金的抗拉强度和屈服强度均有所提高。
随着压下量的增加和再结晶程度的提高，合金的抗拉强度和屈服强度呈现先增加后趋于稳定的趋势。
《6082铝合金冷轧与再结晶织构演变和力学性能研究》
《6082铝合金冷轧与再结晶织构演变和力学性能研究》篇一6082铝合金冷轧与再结晶织构演变及力学性能研究一、引言随着现代工业的快速发展，铝合金因其优良的物理性能和机械性能被广泛应用于各种领域。
6082铝合金作为典型的铝合金材料，具有较好的加工性能和机械性能，因此被广泛用于航空、汽车、船舶等重要领域。
而其加工过程中的冷轧与再结晶织构演变，以及其力学性能的研究，对于提高其应用性能和拓展其应用领域具有重要意义。
本文旨在研究6082铝合金在冷轧与再结晶过程中的织构演变及其对力学性能的影响。
二、研究方法本研究采用6082铝合金为研究对象，通过冷轧和再结晶处理，对其织构演变和力学性能进行研究。
首先，对原始的6082铝合金进行组织观察和性能测试；然后，进行冷轧处理，并观察其在不同冷轧程度下的织构演变；最后，对冷轧后的样品进行再结晶处理，并对其织构演变和力学性能进行研究。
三、冷轧与再结晶织构演变（一）冷轧过程中的织构演变在冷轧过程中，6082铝合金的织构随着轧制程度的增加而发生变化。
随着轧制程度的增加，晶粒逐渐被拉长，织构逐渐从初始的随机状态转变为具有一定方向性的织构。
在冷轧过程中，位错密度逐渐增加，晶界处的原子重排，形成了一定的亚结构。
这些亚结构的形成对后续的再结晶过程产生了重要影响。
（二）再结晶过程中的织构演变在再结晶过程中，6082铝合金的织构再次发生变化。
随着再结晶的进行，亚结构逐渐消失，新的晶粒逐渐形成。
新的晶粒具有较低的位错密度和较高的晶体完整性，从而形成了新的织构。
在再结晶过程中，晶粒的生长和转动使得新的织构具有一定的方向性。
四、力学性能研究（一）硬度变化随着冷轧程度的增加，6082铝合金的硬度逐渐增加。
这是由于冷轧过程中晶粒被拉长，位错密度增加，导致合金的硬度增加。
而在再结晶过程中，新的晶粒形成，位错密度降低，合金的硬度有所降低。
（二）拉伸性能随着冷轧程度的增加，6082铝合金的抗拉强度逐渐增加，而延伸率逐渐降低。
6082铝合金FSW焊接接头的组织与力学性能研究
・
５６・ ０
材料 导报
２１ ０ ０年 ５月 第 ２ 专辑 １ ４卷 ５
ห้องสมุดไป่ตู้
６８ ０ ２铝 合 金 Ｆ Ｗ 焊 接 接 头 的 组 织 与 力 学 性 能 研 究 Ｓ
许 鸿吉 唐海鹰 解 ， ， 鹏 谢 明 ， ， 焦建 强
（ 大 连 交 通 大 学 材 料 科 学 与 ＿ 学 院 ，大连 １６ ２ ； 青 岛 四方 庞 巴迪 铁 路 运 输 设 备 有 限公 司方 法 部 ， 岛 ２ ６ １ ） １ Ｔ程 １ ０８ ２ 青 ６ １１
ｔｒ ｅ ｓｌ， ｅ ｄｎ ， ａｄ ｅ ｓｔｓ ｎ ｔｌ ｇ ａ ｈｃａ ａｙ ｉ． ｅｒｓ ｌ ｈ ｗ ｈ ｔｔ ｅｊ ｉｔ ｆ６ ８ ｌｍｉｕ ａ— ｕ ｅｔｎ ｉ ｂ ｎ ｉｇ ｈ ｒ ｎ ｓ ｅｔａ ｄｍｅａｌ ｒｐ ｉ ｎ ｌｓｓ Ｔｈ ｅ ｕｔ ｓ ｏ ｔ ａ ｈ ｏｎ ｓｏ ０ ２ａｕ ｎ ｍ ｌ ｅ ｏ ｓ ｌｙｗｅｄ ｄ ｗｉｈ ｔ ｅｒｔｔ ｎ ｒｔ ５ ０ ／ ｎ ａ ｄ ｗｅｄｎ ｐ ｅ ０ ｍｍ／ ｎ ｐ ｒｍｅｅ ｓｂ ａ ｓｏ Ｗ ａ ｅｇ ｏ ｏ ｌｅ ｔ ｈ ｏａ ｉ ａｅ１ ０ ｒ ｍｉ ｎ ｌｉｇ ｓ ｅ ｄ ６ ０ ｏ ｍｉ ａａ ｔｒ ｙ ｍｅ ｎ ｆＦＳ ｈ ｖ ｏ ｄ
6082铝合金双面搅拌摩擦焊接头组织与性能
6082铝合金双面搅拌摩擦焊接头组织与性能秦丰1,2， 周军1,2， 侯振国3， 钮旭晶3(1. 哈尔滨焊接研究院有限公司，哈尔滨，150028； 2. 黑龙江省先进摩擦焊接技术与装备重点实验室，哈尔滨，150028；3. 中车唐山机车车辆有限公司，唐山，064000)摘要： 文中研究了改变搅拌针针长与焊缝相对位置对25 mm 厚6082-T6铝合金双面搅拌摩擦焊接头组织与性能的影响规律. 结果表明，当搅拌针针长不足以覆盖1/2板厚时，针端搅拌力不足，焊缝中心存在大尺寸缺陷，拉伸与弯曲性能较差；当搅拌针针长超过1/2板厚0.5 mm 时，焊缝中心依然存在间隙，但不明显影响拉伸与弯曲性能；当继续增加搅拌针针长时，焊缝中心缺陷消除，弯曲性能良好，但接头强度随针长继续增加而降低. 针长为14 mm 时接头综合性能最好；同时发现焊接方向与横向偏移方向影响接头弯曲性能，当反面焊缝向后退侧偏移2.5 mm 时，弯曲试样完好，当反面焊缝向前进侧偏移2.5 mm 时，性能较为薄弱的后退侧HAZ 会靠近焊缝中心，导致弯曲试样开裂.创新点： (1) 阐明并总结了搅拌针长对6082铝合金双面搅拌摩擦焊接头力学性能的影响规律. (2) 阐明了不同搅拌针长时焊缝中心缺陷特征、缺陷形成机理，以及拉伸断裂特征.(3) 阐明了焊接方向与横向偏移方向对6082铝合金双面搅拌摩擦焊接头力学性能的影响规律.关键词： 搅拌摩擦焊；铝合金；轨道车辆；微观组织；力学性能中图分类号：TG 453.9 文献标识码：A doi ：10.12073/j .hjxb .202012310010 序言轻量化设计是轨道车辆行业发展的必由之路，也是该行业追求的长远目标. 降低列车自重可以减小运行阻力，有利于列车提速，而铝合金的使用是实现该目标的首选途径，其中6082铝合金为Al-Mg-Si 系可处理强化铝合金，具有耐腐蚀性高、强度高、焊接性优良等特点，广泛应用于轨道车辆行业.搅拌摩擦焊作为新兴的固相焊接技术，与熔化焊相比能够缩小时效强化铝合金焊后软化区宽度，同时可以避免焊缝生成气孔缺陷，尤其适用于铝合金的焊接.对于20 mm 以上中厚铝板的焊接，双面搅拌摩擦焊作为可采取的焊接方式之一，能够很好的解决单面焊根部未焊合与弱连接缺陷问题，而且在焊接相同厚度材料时，双面FSW 与单面FSW 相比，对设备轴向力要求更低.目前关于6082铝合金搅拌摩擦焊接相关报道均集中于研究织构组份演化[1]、搭接接头缺陷控制[2]、焊接接头组织性能与强化相分布[2–8]、单面焊接头根部缺陷[9]、焊接热循环[10–13]等内容，而关于FSW 双面焊时搅拌针针长与焊缝相对位置对接头组织与性能影响的相关研究较少.文中以25 mm 厚6082-T6铝合金为研究对象，通过调整搅拌头针长、正面与反面焊缝相对位置分析了焊缝重叠尺寸、正反面焊接方向与横向偏移方向对6082-T6铝合金双面FSW 的显微组织、显微硬度、力学性能的影响，并研究了拉伸断口特征.1 试验方法试板材料为6082-T6铝合金(执行标准EN 485-2：2008)，母材化学成分与力学性能见表1，表2，母材原始组织形貌见图1，受板材轧制影响，母材晶粒呈长板条状，细小的Mg 2Si 强化相质点在基体上呈弥散分布. 试板尺寸为400 mm × 150 mm × 25 mm .共选用12，13，14和15 mm 4种不同针长的搅拌头，针端形貌为圆锥螺纹+三切面形式，轴肩内凹，轴肩直径均为26.5 mm .收稿日期：2020 − 12 − 31基金项目：黑龙江省自然科学基金项目(TD2020E002)第 42 卷 第 2 期2021 年 2 月焊 接 学 报TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTIONVol .42(2):75 − 80February 2021试板采用双面焊接，焊前有机溶剂去除油污后组对工件，确保组对间隙与错边量小于0.5 mm. 正面焊缝完成后机加工去飞边，之后按焊接位置要求翻转试板并调整横向偏移尺寸进行反面焊缝的焊接. 各组试验的主轴转速为600 r/min、焊接速度为150 mm/min、主轴倾角为2.5°、压入量为0.2 mm.每组试样的针长、焊接方向与偏移方向如表3所示，1号 ~ 4号组试板针长逐渐增加，焊缝相对位置不变；5号 ~ 8号组试板针长不变，焊接方向与横向偏移方向改变.焊接完成后按照ISO 25239 — 4—2011加工横向拉伸、横向侧弯与金相试样. 金相试样用水磨金相砂纸打磨至2000号，经抛光后用keller试剂腐蚀，在Axiovert 40 MAT金相显微镜下观察组织形貌；显微硬度试验载荷为1.961 N，保压10 s；拉伸与弯曲试验在WE-600型万能液压试验机上进行，加载速率为5 mm/min，拉伸试验按照ISO 4136—2012进行；横向侧弯试验按照ISO 5173—2010进行，弯芯直径为90 mm，支辊间距为115 mm，弯曲角度为180°；在Zeiss Supra55扫描电镜下对1号 ~ 4号拉伸断口进行SEM电镜扫描分析.2 针长变化对接头组织与性能的影响2.1 显微组织特征焊缝中心显微组织形貌如图2所示，搅拌头针长不同导致焊缝中心重叠尺寸不同.1号试样由于针长小于板厚的一半，针端轮廓线以外区域无法受到搅动作用，导致焊缝中心存在0.64 mm的“S”形间隙，间隙上部与下部沿着正反面焊道根部弧形边缘拓展；间隙两侧晶粒未发生再结晶细化，只发生了小程度的扭曲变形.2号试样针长超过板厚的一半，正反面焊缝根部应有1 mm的重叠，但由于针端搅拌力不足，焊后经中心显微观察仍存在长约0.15 mm的纵向“S”形间隙，间隙沿正反面焊缝根部后退侧延伸拓展，间隙附近组织发生了动态再结晶，已无原始晶粒形貌. 可见针长超过板厚一半较少时不能完全保证消除焊缝中心间隙.3号试样正反面焊缝根部存在3 mm重叠区；此时焊缝中心会受到搅拌针的二次充分搅动与加热，使得该区域材料发生动态再结晶后生成了细小的等轴晶组织，中心缺陷消除.4号试样正反面焊缝部存在5.6 mm 的重叠区；由于针长继续增加，焊缝中心越来越靠近塑性变形最为剧烈的焊核区中心，这使得与3号试样相比4号的组织具有明显的材料塑性流动痕迹.2.2 显微硬度分析焊接接头的显微硬度分布可以从侧面描述焊缝强度分布情况.表 1 6082-T6化学成分Table 1 Chemical composition of 6082-T6Mg Si Cu Fe Mn Cr Ni Ti Zn Al0.750.780.100.260.50.100.040.100.10余量表 2 6082-T6力学性能Table 2 Mechanical properties of 6082-T6屈服强度R m/MPa抗拉强度R eL/MPa断后伸长率A(%)≥ 240≥ 295≥ 8100 μm图 1 6082-T6母材微观组织Fig. 1 Microstructure of 6082-T6 parent material表 3 试样的针长、焊接方向与偏移方向Table 3 Needle length, welding direction and offsetdirection of each sample编号针长正反面焊接方向反面焊缝横向偏移方向1号12mm相同无偏移2号13 mm相同无偏移3号14 mm相同无偏移4号15 mm相同无偏移5号14 mm相同AS侧偏移2.5 mm6号14 mm相同RS侧偏移2.5 mm7号14 mm相反AS侧偏移2.5 mm8号14 mm相反RS侧偏移2.5 mm76焊 接 学 报第 42 卷图3为1号 ~ 4号试样沿板厚中心方向的显微硬度分布结果，由图可知显微硬度整体分布呈“V ”形，体现出明显的各层异性；靠近焊缝表面硬度较高，焊缝中心硬度较低，这是由于锥形搅拌针根部至针端的线速度和剪切力逐渐减小所致[11].1号试样焊缝中心区域在搅拌针轮廓线以外未受针端搅动，材料仅受热影响而引发了程度较低的软化，导致正中心硬度较高(73HV)；2号试样焊缝中心已存在1 mm 重叠，未在中心发现硬度反常高点； 3号试样焊缝中心重叠区达到了3 mm ，由硬度结果可知针端重叠区硬度与未受充分二次搅动的1号、2号相比有所提高，这是由于在正面焊后针端搅拌程度不充分，塑性变形程度小，动态再结晶所需储存能不足，导致硬度较低；反面焊后所产生的焊缝重叠区由于受到了二次搅动作用，发生了两次动态再结晶过程，软化程度有所降低；4号试样进一步增加了搅拌针针长，焊缝中心重叠区达到了5.6 mm ，反面焊缝深入了正面焊缝受动态再结晶过程最为充分的焊核区组织，沿板厚分布的平均显微硬度明显低于1号 ~ 3号试样.由此可知，随着搅拌针针长的逐渐增加，焊缝中心受二次热作用的影响逐渐增强，针长较短时会补充搅拌力不足，增加焊缝强度，针长过长则使接头过热强化相析出造成接头软化，所以焊缝整体硬度呈先增加后减小的趋势.2.3 拉伸与弯曲性能分析全厚度拉伸试验可以体现接头整体拉伸性能，全厚度侧弯试验能够说明焊缝受弯曲载荷时的力学特性，拉伸与侧弯试验结果如图4所示. 接头抗拉强度随焊缝中心间隙尺寸的减小和重叠区尺寸的增加呈先增加后减小的趋势，3号试样抗拉强最高，数值为237 MPa ，达到了母材标准抗拉强度下限的80.3%，4号由于接头软化所致抗拉强度有所降低. 同时由拉伸断裂位置结果可知，焊缝中心重叠区尺寸与拉伸断裂位置存在关联性；当焊缝中心存在间隙时(1号、2号)，拉伸试样从中心间隙处启100 μm100 μm100 μm100 μm(a) 1 号(b) 2 号(c) 3 号(d) 4 号图 2 焊缝中心区微观形貌Fig. 2 Metallographic results of weld center zone.(a) No.1; (b) No.2; (c) No.3; (d) No.425201510550607080901 号2 号3 号4 号显微硬度 H (HV)图 3 1号 ~ 4号板厚方向显微硬度结果Fig. 3 Microhardness results of plate thickness directionof No.1 to No.4第 2 期秦丰，等：6082铝合金双面搅拌摩擦焊接头组织与性能77裂，其中1号沿正反面前进侧呈45°断裂，而2号断裂位置沿正反面后退侧呈45°断裂；当焊缝中心无缺陷存在时，拉伸断裂路径不通过焊缝中心，沿一侧焊缝前进侧与另一侧焊缝后退侧HAZ 与TMAZ 交界呈横向“V ”字形断裂，这是由于6082-T6铝合金搅拌摩擦焊接头的TMAZ 与HAZ 交界附近受机械搅动作用小，沉淀相易于偏析聚集，外加该区域存在明显的组织突变性，断裂均在该位置附近发生.3253002752502252001751 号2 号3 号4 号试样编号弯曲不合格弯曲合格NZNZNZNZNZNZNZNZ图 4 1号 ~ 4号拉伸与弯曲试验结果和拉伸断裂位置Fig. 4 Tensile and bending test results and tensilefracture locations of No.1 to No.4对于弯曲性能来说，1号试样由于中心间隙的影响，导致侧弯试样在弯曲角度达到65°时即发生断裂(图5)，断裂位置为正反面焊缝后退侧热力影响区与焊核区交界，这与试样中心“S ”形间隙拓展方向相吻合，中心断口光滑平整. 值得注意的是，2号试样中心存在约0.15 mm “S ”间隙，但弯曲试验完好无裂纹，可见此时中心“S ”间隙的本质为S 线，小于一定尺寸时不会对焊缝侧弯性能产生明显影响[9]；3号与4号所使用搅拌针尺寸较长，焊缝重叠区尺寸大，焊缝中心无缺陷存在，弯曲试验表面完好无裂纹.2.4 拉伸断口微观形貌分析为区分1号 ~ 4号试样拉伸断裂形式，对拉伸断口中心进行SEM 扫描电镜分析，结果如图6所示；1号试样中心由于未受搅拌针搅动，断口分为两AS AS RSRS5 mm图 5 1号弯曲试样表面Fig. 5 Bending specimen surface of No.1400 μm800 μm800 μm800 μm(a) 1 号(b) 2 号(c) 3 号(d) 4 号图 6 焊缝中心拉伸断口微观形貌Fig. 6 Tensile fracture microstructure morphology inweld center. (a) No.1; (b) No.2; (c) No.3; (d) No.478焊 接 学 报第 42 卷部分，上部与下部为韧性断裂区，卵形韧窝为其主要形貌，中部为未焊合区，仅发生有限扩散与连接，断口呈浅纤维状.2号拉伸断口中心光滑平整，上下部分为浅韧窝；由于针长较短以至于搅拌程度不足，材料流动性差，最终导致该部分在反面焊后二次热力影响仍未发生充分冶金结合.3号拉伸断口形貌为等轴深韧窝状，接头韧性较好，同时发现了第二相粒子及粒子团簇存在，断裂形式为微孔聚集型韧性断裂.4号拉伸断口形貌为等轴深韧窝+卵形韧窝，在断裂界面未发现第二相例子的存在，说明此时焊缝中心受搅拌作用充分，第二相粒子细小弥散，未形成可见团簇，接头韧性较好.3 焊缝相对位置对接头力学性能影响3.1 拉伸与弯曲性能分析正反面焊接方向相同与否决定了焊缝前进侧与后退侧的位置分布，而焊缝横向偏移方向会决定前进侧靠近焊缝中心还是后退侧靠近焊缝中心. 其中5号与6号正反面焊接方向相同，前进侧与后退侧呈交叉分布；而7号与8号正反面焊接方向相反，前进侧与后退侧分布在焊缝同一侧.图7为5号 ~ 8号拉伸与弯曲试验结果，各组试样的焊接方向与反面焊缝的横向偏移方向有所差别，但由拉伸试验结果可知，改变横向偏移方向与正反面焊缝焊接方向未明显降低接头拉伸性能，拉伸断裂位置均发生在HAZ 与TMAZ 交界处.3253002752502252001755 号6 号7 号8 号试样编号弯曲不合格弯曲合格NZ NZNZNZNZNZNZNZ图 7 5号 ~ 8号拉伸与弯曲试验结果和拉伸断裂位置Fig. 7 Tensile and bending test results and tensilefracture location of No.5 to No.8对于弯曲性能，5号与7号反面焊缝向AS 侧偏移，试样表面发生开裂，6号与8号反面焊缝向RS 侧偏移，试样表面完好无裂纹(图8).#5#6#7#8AS RS AS AS AS RS AS RS ASRSRS RS RS RS RS RS15 mm图 8 5号 ~ 8号弯曲试样表面Fig. 8 Bending specimen surface of No.5 to No.83.2 接头显微硬度分析为研究弯曲试样开裂原因，分别对5号与7号进行接头横向显微硬度分析(图9，图10)，发现焊缝中部横向显微硬度分布呈“U ”形，硬度最低部分为焊缝中心重叠区；焊缝上部与下部硬度各自呈非对称“W ”形分布，HAZ 与TMAZ 交界处硬度较低.由于焊接最低热循环温度会出现在后退侧HAZ 附近[10]，导致后退侧显微硬度较比前进侧低.100908070605025.018.512.56.5−20−1001020距板间隙中心距离/mmAS ASRS RS5 号图 9 5号接头不同厚度处横向显微硬度分布Fig. 9 Transverse microhardness distribution at diff-erent joint thicknesses of No.5100908070605025.018.512.56.5−20−1001020距板间隙中心距离/mmRSASAS RS7 号图 10 7号接头不同厚度处横向显微硬度分布Fig. 10 Transverse microhardness distribution at diff-erent joint thicknesses of No.7显微硬度低处其力学性能较为薄弱，5号与7号试样反面焊缝均向AS 侧偏移，导致硬度最低第 2 期秦丰，等：6082铝合金双面搅拌摩擦焊接头组织与性能79点靠近焊缝中心，因此弯曲试样在反面焊缝中心处开裂.4 结论(1) 针长为12 mm 时，未达到板厚1/2，焊缝中心存在未焊透缺陷，严重降低拉伸与弯曲性能，拉伸与弯曲试样在中心处开裂.(2) 针长为13 mm 时，焊缝中心存在1 mm 重叠区，经显微观察依然存在“S ”间隙，但不会对拉伸与弯曲性能造成明显影响，推测其本质为S 线.(3) 针长为14与15 mm 时，中心无缺陷存在，接头弯曲性能优良，但抗拉强度随针长增加有所降低.(4) 焊缝横向偏移方向影响接头弯曲性能. 当反面焊缝向前进侧偏移时，性能较为薄弱的后退侧HAZ 会靠近焊缝中心，导致弯曲试样开裂.参考文献张亮亮, 王希靖, 魏学玲, 等. 转速对6082-T6铝合金搅拌摩擦焊焊接接头织构的影响[J]. 焊接学报, 2019, 40(3): 128 − 132.Zhang Liangliang, Wang Xijing, Wei Xueling, et al . Effect of ro-tation speed on texture type in friction stir welding joint for 6082-T6 aluminum alloy[J]. Tansactions of the China Welding Instiu-tion, 2019, 40(3): 128 − 132.[1]Lü Zongliang, Han Zhenyu, Zhu Dong, et al . Enlarged-end toolfor friction stir lap welding towards hook defect controlling[J].China Welding, 2020, 29(1): 1 − 7.[2]邓舒浩, 邓运来, 张臻, 等. 焊接工艺对6082-T6铝合金FSW 接头微观组织与力学性能的影响[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2018, 49(10): 2413 − 2422.Deng Shuhao, Deng Yunlai, Zhang Zhen, et al . Effect of welding parameters on microstructure and mechanical properties of 6082-T6 aluminum alloy FSW joint[J]. Journal of Central South Uni-versity (Science and Technology), 2018, 49(10): 2413 − 2422.[3]王希靖, 魏学玲, 张亮亮. 6082-T6铝合金搅拌摩擦焊组织演变与力学性能[J]. 焊接学报, 2018, 39(3): 1 − 5.Wang Xijing, Wei Xueling, Zhang Liangliang. Microstructural evolution and mechanical properties of friction stir welded 6082-T6 aluminum alloy[J]. Tansactions of the China Welding Instiu-[4]tion, 2018, 39(3): 1 − 5.Ivanov S Y, Panchenko O V, Mikhailov V G. Comparative ana-lysis of non-uniformity of mechanical properties of welded joints of Al –Mg –Si alloys during friction stir welding and laser welding[J]. Metal Science and Heat Treatment, 2018, 60(5−6):393 − 398.[5]Naumov A, Morozova I, Rylkov E, et al . Metallurgical and mech-anical characterization of high-speed friction stir welded AA 6082-T6 aluminum alloy[J]. Materials, 2019, 12(24): 4211.[6]Gopi S, Manonmani K. Microstructure and mechanical propertiesof friction stir welded 6082-T6 aluminium alloy[J]. Australian Journal of Mechanical Engineering, 2013, 11(2): 131 − 138.[7]Senthilkumar R, Prakash M, Arun N, et al . The effect of the num-ber of passes in friction stir processing of aluminum alloy (AA6082) and its failure analysis[J]. Applied Surface Science,2019, 491: 420 − 431.[8]戴启雷, 王秀义, 侯振国, 等. 焊接速度对AA6082搅拌摩擦焊接头根部缺陷及性能的影响[J]. 焊接学报, 2015, 36(8): 27 −30.Dai Qilei, Wang Xiuyi, Hou Zhenguo, et al . Effect of travel speed on the root-defects and mechanical properties of friction stir wel-ded A6082 alloy joint[J]. Tansactions of the China Welding Insti-ution, 2015, 36(8): 27 − 30.[9]Naumov A, Morozova I, Isupov F, et al . Temperature influenceon microstructure and properties evolution of friction stir welded Al-Mg-Si alloy[J]. Key Engineering Materials, 2019, 822: 122 −128.[10]Zhu Rui, Gong Wenbiao, Cui Heng. Temperature evolution, mi-crostructure, and properties of friction stir welded ultra-thick 6082aluminum alloy joints[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2020, 108(1−2): 331 − 343.[11]Lambiase F, Paoletti A, Di I A. Forces and temperature variationduring friction stir welding of aluminum alloy AA6082-T6[J]. In-ternational Journal of Advanced Manufacturing Technology,2018, 99: 337 − 346.[12]Silva-Magalhaes A, Backer J De, Martin J, et al . In-situ temperat-ure measurement in friction stir welding of thick section alumini-um alloys[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2019, 39: 12 −17.[13]第一作者：秦丰，硕士；主要从事摩擦焊工艺与装备研究工作；Email ：******************.通信作者：周军，研究员，博士研究生导师；Email ：*******************.（编辑： 郑红）80焊 接 学 报第 42 卷direction was calculated by the edge curve equation, and the height compensation prediction was carried out to improve the layering accuracy and optimized the layering algorithm based on height prediction. Thirdly, aiming at the problem of high welding height at the intersection of thin-walled parts with intersection characteristics, the optimal path was designed based on the idea of an opposite and tangent forming path, and the error caused by stress concentration and heat accumulation can be minimized. Finally, the corresponding weld sizes under different welding parameters were obtained by experiments, and the suitable welding parameters range was determined. The feasibility of the optimization algorithm was verified by forming experiments of typical complex thin-walled structures. The results showed that the path planning optimization algorithm improved the layering accuracy and realized the layering algorithm optimization based on height prediction. At the same time, the surface of the solid part was well-formed, and the forming dimension error was within the acceptable range, so this algorithm can be applied in the process of preparing thin-walled structures.Highlights: (1) The layering algorithm of additive manufac-turing model based on height prediction was optimized by us-ing rational B-spline curve design.(2) Improved the forming dimensional accuracy of thin-walled parts with typical characteristics.Key words: thin-walled structures；wire arc additive manu-facturing；path planning；rational B-spline curve；hierarchical algorithmResearch on microstructure and properties of double-sided friction stir welding joint of 6082 aluminum alloy QIN Feng1,2， ZHOU Jun1,2， HOU Zhenguo3， NIU Xujing3 (1. Har-bin Welding Institute Limted Company, Harbin, 150028, China；2. Heilongjiang Key Laboratory of Advanced Friction Welding Technology and Equipment, Harbin, 150028, China；3. CRRC Tangshan Co., Ltd., Tangshan, 064000, China). pp 75-80Abstract: The effects of needle length and weld position on microstructure and properties of 25 mm thick 6082-T6 aluminum alloy double-sided friction stir welding were studied in this paper. The results show that when the length of the stirring needle is not enough to cover half the thickness of the plate, the stirring force at the end of the stirring needle is insufficient, and there exist large defect in the weld center, and the tensile and bending properties are poor. When the length of the stirring needle is just over 1/2 plate thickness, there is still a small defect in the weld center, but it does not affect the tensile and bending properties obviously. When the length of the stirring needle continues to increase, the defects in the center of the weld are eliminated and the bending performance is good, but the joint strength decreases with the needle length continues to increase. In this study, the joint comprehensive performance is the best when the needle length is 14 mm. At the same time, it is found that the welding direction and the lateral offset direction affect the bending performance of the joint. When the reverse weld is offset by 2.5 mm to the retreat side, the bending sample is intact. When the reverse weld is offset by 2.5 mm to the advanced side, the backward HAZ with weaker performance will be close to the weld center, leading to the cracking of the bending sample.Highlights: (1) The influence of needle length on mechanic-al properties of 6082 aluminum alloy friction stir welding joint was clarified and summarized.(2) The center defect characteristics, defect formation mechan-ism and tensile fracture characteristics of the welding seam with different stirring needles were expounded.(3) The influence law of welding direction and lateral offset direction on mechanical properties of 6 series aluminum alloy friction stir welding joint was expounded.Key words: friction stir welding；aluminum alloy；railway vehicles；microstructure；mechanical propertiesEffect of thermal cycling on reliability of solder joints of ceramic column grid array package NAN Xujing， LIU Xiaoyan， CHEN Leida， ZHANG Tao (Xi’an Microelectronic Technology Institute, Xi’an, 710600, China). pp 81-85 Abstract:Ceramic column grid array (CCGA) packages have been extensively used in high-reliability industry based on their advantages such as excellent electrical and thermal performances, high-density signal interconnection. However,VI TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION2021, Vol. 42, No. 2。
《6082铝合金冷轧与再结晶织构演变和力学性能研究》范文
《6082铝合金冷轧与再结晶织构演变和力学性能研究》篇一6082铝合金冷轧与再结晶织构演变及力学性能研究一、引言随着现代工业的快速发展，铝合金因其轻质、高强、耐腐蚀等特性，在航空、汽车、机械制造等领域得到了广泛应用。
6082铝合金作为其中的一种典型代表，其力学性能和微观结构的研究显得尤为重要。
本文以6082铝合金为研究对象，重点探讨其冷轧与再结晶过程中的织构演变及力学性能变化。
二、研究内容与方法（一）材料与制备本研究所用材料为6082铝合金，通过冷轧和再结晶处理，观察其织构演变及力学性能变化。
首先，将6082铝合金进行均匀化处理，然后进行冷轧，最后进行再结晶处理。
（二）冷轧与再结晶过程冷轧过程中，通过改变轧制道次和轧制压力等参数，观察6082铝合金的织构演变。
再结晶过程中，关注温度、时间等因素对织构及力学性能的影响。
（三）织构演变分析采用X射线衍射技术、电子背散射衍射技术等手段，对6082铝合金的织构演变进行定量分析。
通过对比不同轧制道次、不同再结晶条件下的织构变化，揭示其演变规律。
（四）力学性能测试采用拉伸试验、硬度测试等方法，对6082铝合金的力学性能进行评估。
通过对比不同处理条件下的力学性能数据，分析冷轧与再结晶过程对力学性能的影响。
三、结果与讨论（一）冷轧过程中的织构演变在冷轧过程中，随着轧制道次的增加，6082铝合金的织构逐渐发生变化。
轧制初期，织构较为复杂，随着轧制进行，织构逐渐趋于稳定。
此外，轧制压力对织构演变也有一定影响。
（二）再结晶过程中的织构演变再结晶过程中，随着温度和时间的增加，6082铝合金的织构逐渐恢复。
再结晶初期，新晶粒的形成使得织构发生变化；随着再结晶的进行，织构逐渐趋于稳定。
此外，冷轧过程中的织构演变对再结晶过程中的织构恢复也有一定影响。
（三）力学性能变化冷轧与再结晶过程中，6082铝合金的力学性能发生明显变化。
随着轧制道次的增加和再结晶的进行，合金的强度和硬度逐渐提高；同时，合金的塑性也得到改善。
焊缝余高对6082铝合金焊接接头疲劳性能的影响
W el di ng T echn ol ogy V01．42N o．10O ct．2013工艺与新技术35文章编号：1002—025X(2013)10-0035—03焊缝余高对6082铝合金焊接接头疲劳性能的影响王润1，侯振国2，钮旭晶2，张艳辉2，王陆钊2(1．长春轨道客车股份有限公司，吉林长春130062；2．唐山轨道客车有限责任公司，河北唐山063035)摘要：本文通过对去掉焊缝余高、保留焊缝余高的6082铝合金焊接接头的疲劳性能进行了对比研究，结果表明：2种焊接接头的中值疲劳极限值基本相当：去掉焊缝余高焊接接头的疲劳断裂均位于焊接热影响区，而保留焊缝余高焊接接头的疲劳断裂位于热影响区或者焊趾处．这说明焊缝余高和焊接热输入对6082铝合金焊接接头疲劳性能的影响基本相同。
关键词：6082；焊缝余高；焊接接头；疲劳性能中图分类号：T G407文献标志码：B0引言6082铝合金属于热处理强化铝合金，具有中等强度和良好的焊接性、耐蚀性，是我国高速列车车体的主要材质…。
高速列车不断运行要承受疲劳动载荷。
因此疲劳强度是衡量焊接接头性能的一个重要指标。
6系列铝合金焊接过程中由于热输入的作用会导致焊接接头强度的降低。
焊接热影响区的过时效软化区是热处理强化铝合金焊接接头的薄弱环节之--[21。
软化区疲劳强度相对母材要有比较明显的降低。
同时，焊缝余高的存在使得焊趾处应力相对集中也会对焊接接头的疲劳强度产生一定的影响。
本文以6082铝合金为对象，研究焊缝余高对焊接接头疲劳性能的影响。
l试验材料及方法1．1试验材料试验所用母材为6082一T6铝合金(固溶处理+人工时效)。
试件规格为350m m xl50m m x8m m。
所用焊接填充材料为直径1．2m m的M I G W E L D A15087实心焊丝，试验材料的化学成分和力学性能分别见表1和表2。
收稿日期：2013—05—06表1试验材料的化学成分(质量分数)(％)牌号Sj Fe C u M n M g C r6082一T60．40O．26(0．10<0．10066O．10 A15087≤0．25<0．10≤O．050．6一1．04．3～5．20．05—0．25牌号Z n N i Ti Zr A l6082一T6<0．10<0．05<0．10余量A15087≤0．25≤0．150．08～0．2余量表2试验材料的力学性能牌号屈服强度R m√M P a抗拉强度R d M Pa伸长率A，(％)6082≥300≥255≥9508712527517采用M I G多层多道焊焊接工艺．焊接设备为FR O N I U S(福尼斯)TPS4000型全数字化脉冲焊机，背部加8m m永久性铝垫板，间隙为3m m，坡口角度为700。
6082铝合金的电子束焊工艺及其接头组织与性能
收 稿 日期 ： ０ ２—０ ２１ ５—１ ９
一
ቤተ መጻሕፍቲ ባይዱ
试验研究 ｔ 掳 蜉
小 且 能看 到 明 显 的撕 裂 棱 ， 韧 窝底 部 还 可 以 看 到 一 在 些 强 化 相 （ 二 相 ） 子 。在 拉 伸 过程 中 ， 窝 断裂 是 第 粒 韧
微孔形成 、 大 、 长 汇合 并 最 终 发 生 断 裂 的过 程 ， 孑 的 微 Ｌ 形成几乎全部与第二相粒子或 夹杂物有关 ＿ １ 。合 金
通 车体 部 件 的首选 铝材 。６ ８ ０２铝合 金 在实 际 生 产 中大 多作 为焊 接 结 构件 使 用 ， 因此 有 关 其 焊 接 工 艺 及 焊 接
性 的研 究 受到 了许 多研 究 人 员 的 关 注 。 目前 国 内外 已 有许 多技 术 人 员 对 ６ ８ ０ ２铝 合 金 的焊 接 工 艺 进 行 了研
—
影 响 焊接 接 头 的 使 用 性 能 。相 比较 而 言 ， 真空 电 子 束 焊具 有 能量 密 度 集 中、 头 热 影 响 区窄 、 接 变 形 小 、 接 焊 焊缝 深宽 比大 等 优 点 Ｊ用 于 ６ ８ ， ０２铝合 金 的焊 接 具 有较 大优 势 。依 据 调 研 ， 目前 还 未 见 关 于该 铝 合 金 电 子束 焊接 研究 的文 献报 道 。基 于此 ， 中对 ６８ 文 ０２铝 合
（ Ｇ） 等 。 ＭＩ 已有 的研 究 表 明 ， 于 铝 合 金 本 身 所 具 有 的 物 理 由
１ 试 验材 料及 方 法
试验 母材 为 ６ ８ ０ ２铝 合 金 板 材 ， 处 理状 态 为 Ｔ ， 热 ６ 将其 加工 成尺 寸 为 ２ ０ｍ ０ｍｍ Ｘ ｍ， 化 学成 ０ ｍ Ｘ１ ｍ 其 ０ ８
补焊对6082铝合金焊接接头组织和性能的影响
１ 试 验材 料及 试验 方 法
母 材 为 ８ｍ 厚 的 Ｅ Ｗ一 ０ ２ Ｔ ｍ Ｎ Ａ ６ ８ 一 ６铝合 金 （ 固 溶 处理＋ 工 时效 ） 人 ．焊 接 试 板 尺 寸 为 ３ ０ｍｍｘ ５ ０ ｌ０
ｍｉｘ ｎ ８ ｍｍ。采用 ＭＩ Ｇ焊 多 层 焊接 工 艺 ，焊 接 材 料 为
。
铝 合金 车体 具有 耐腐 蚀性 强 、 自身质 量轻 、造 型
美 观 等 特 点 。是 高 速 列 车 的主 要 发 展 方 向Ｎｚ ０ ２ － 。６ ８ ］ 铝 合 金 具 有 中等 强 度 ．并 有 良好 的 耐蚀 性 和 焊 接 性
１２ｍｍ 的 ＩＯ １ ２ ３ Ａ ５ ８ ． Ｓ ８ ７ 一 １０ ７焊 丝 ．采 用 的 保 护 气
均 匀分 布 大 量 的 强 化 相 Ｍｇ ｉ ２。 ｓ
关 键 词 ：６ ８ ０ ２铝 合 金 ； 补 焊 ； 组 织 与 性 能 ； 影 响
中 图 分 类 号 ：Ｔ ４ ７１ Ｇ ５ ．４ 文 献 标 志 码 ：Ｂ
的实 际生产 提供 一定 的理论依 据 。
０ 引 言
轨 道车 辆 的轻量 化 ，特别 是 高速 列车 、地 铁列 车 和 双层 客 车的 轻量化 是 铁道 运输 现代 化 的 中心议题 之
运输 的高速 和轻量 化 发展 ，６ ８ ０ ２铝 合金作 为 结构材 料
用 于制造 枕梁 、牵 引梁 和车钩 座 等高 速动 车用 关键 零 部件 ，是非 常有 应用前 景的轨道 车辆用轻量 化材料 。 ３ ］ 然 而 。 由于 其 容 易 与 氧气 结 合 形 成 氧 化 膜 或 杂
ｍｍ 的余 量 。试 验 材 料 的化 学 成 分 及力 学 性 能 见表 １
- 1、下载文档前请自行甄别文档内容的完整性，平台不提供额外的编辑、内容补充、找答案等附加服务。
- 2、"仅部分预览"的文档,不可在线预览部分如存在完整性等问题,可反馈申请退款(可完整预览的文档不适用该条件!)。
- 3、如文档侵犯您的权益，请联系客服反馈,我们会尽快为您处理(人工客服工作时间：9:00-18:30)。
表 1 4 mm 试样的焊接规范参数 Tab.1 Welding parameters of 4 mm test sample
焊缝层数 电流 / A
电压 / V
送丝速度 气体流量 弧长调节 /（m·min-1） /（L·min-1） / mm
1 130～150 19.2～21.2 9.3
15
-5
2
150
别为母材的 77.8%和 73%；弯曲断裂集中在熔合线处，弯曲角度均较小；6082 铝 合 金 MIG 焊 接 头 焊 缝 中 心 组 织 为 等 轴
晶，靠熔合线的焊缝晶粒沿散热方向呈柱状晶,熔合区晶粒粗大；软化区出现过时效效应，使 Mg2Si 长大，成为接头最薄 弱的区域。
关键词： 6082 铝合金;焊接接头;组织;力学性能
DOI:10.14158/ki.1001-3814.2010.01.007 上半月出版
Casting·Forging·Welding 金属铸锻焊技术
6082 铝合金 MIG 焊焊接接头组织与力学性能研究
许鸿吉 1， 唐海鹰 1， 刘志平 2， 谢 明 1， 焦建强 1 （1.大连交通大学 材料科学与工程学院,辽宁 大连 116028;2.唐山轨道客车有限责任公司, 河北 唐山 063035）
组织如图（a）所示，晶粒沿轧制方向延长呈纤维状，α （Al）固 溶 体 基 体 上 均 匀 分 布 着 大 量 强 化 相 Mg2Si， 残 留少量黑色铸态 Mg2Si 初晶。 焊接区的结晶组织是 典型的急冷铸造组织，焊缝中心为等轴晶组织，如图
(c)熔 合 区
30 μm
30 μm
图 3 6082 铝合金焊接接头的显微组织 Fig.3 Microscopic structure of 6082 welding joint
21.2
9规范参数 Tab.2 Welding parameters of 8 mm test sample
焊缝 层数
1 2 3 4
电流 / A
170～175 173～190 175～190 175～190
电压 / V
22.7～23 22.9～23.4 23～23.4 23～23.4
图 4 为 6082 铝合金焊接接头的 硬度分布曲 线 图。 可见，焊缝硬度大约在 78～100 HV 之间，熔合 线处硬度值最高，约为 103 HV。 在热影响区内距熔 合 线约 3 mm 的地 方存在 一 个 硬 度 最 低 的 区 域 ，即 软化区， 其硬度值约 66 HV。 母材硬度曲线较为平 均，在 75 HV 左右。
表 3 6082 铝焊接接头拉伸试验结果 Tab.3 The tensile test results of 6082 welding joint
试件编号
1-1 1-2 1-3
2-1 2-2 2-3
板厚 /mm 8 4
Rm / MPa
250.4 244.7 228.0
215.6 223.5 239.5
送丝速度 /（m·min-1）
10.9 11.9 12.2 12.2
气体流量 /（L·min-1）
18 18 18 18
弧长调节 / mm
-6 -3 -1 +2
焊后分别对焊接接头进行室温拉伸、弯曲、硬度试 验以及金相组织和断口形貌分析。 试样均在焊接接头 横截面方向截取，焊缝位于试样中心。 拉伸及弯曲试验
30 μm
132
Hot Working Technology 2010, Vol.39, No. 1
上半月出版
Casting·Forging·Welding 金属铸锻焊技术
（b） 所示， 靠熔合线的焊缝晶粒沿散热方向呈柱状 晶，如图（c）所示。 熔合区晶粒粗大，如图（c）所示，左 侧为母材侧，右侧为焊缝侧，宏观上熔合线处颜色发 亮，这是由于焊接加热时，离焊缝较近的熔合区温度 非常高， 母材 T6 状态时效析出的 Mg2Si 粒子会大 部分固溶到 α（Al）基体中形 成过饱和 固溶体，从而 颜色变浅。而离焊缝较远的区域，焊接加热温度超过 了原有的时效处理温度，但又未达到固溶温度，出现 了过时效效应，从而产生过析出的软化区。 2.4 硬度试验结果与分析
摘 要 ：通 过 拉 伸 、弯 曲 、硬 度 试 验 以 及 金 相 分 析 等 对 6082 铝 合 金 MIG 焊 接 头 的 力 学 性 能 与 显 微 组 织 进 行 了 研
究。结果表明：采用 5087 焊丝焊接 6082 铝合金时，具有较好的抗拉性能，板厚 8 和 4 mm 的焊接接头焊态的抗拉强度分
6082 铝合金 MIG 焊焊接试件弯曲试验结果如
表 4 所示。试件在进行弯曲试验时，试件的弯曲角较
小，断裂位置集中在熔合线处。其断口形貌如图 2 所
示。 可看出，所有断口均为韧窝。
2.3 显微组织分析
图 3 为 6082 铝合金焊接接头的显微组织。母材
(a) 母材
(b) 焊缝
图 2 6082 焊接接头弯曲试验断口形貌 Fig.2 Bending fracture surface of 6082 welding joint
120
焊缝
熔合线
母材
硬 度 （HV）
100
80
60
40 -4 -2 0 2 4 6 8 10 距离 / mm
图 4 6082 铝合金焊接接头的硬度分布曲线图 Fig.4 Hardness curve of 6082 welding joint
从接头力学性能试验结果可看出， 拉伸断裂和 硬度最低处均发生在软化区，可见该区是 6082 铝合
（上接第 130 页）中不良引起的焊偏缺陷。
1 mm
图 5 焊枪对中不良引起的焊偏缺陷 Fig.5 Weld misalignment induced by misalignment
XU Hongji1， TANG Haiying1， LIU Zhiping2， XIE Ming1， JIAO Jianqiang1
(1. School of Material Science and Engineering, Dalian Jiaotong University, Dalian 116028, China; 2. Tangshan Railway Vehicles Co.， Ltd.， Tangshan 063035， China)
中图分类号：TG444+.7;TG 146.2+1
文 献 标 识 码 ：A
文 章 编 号 ：1001-3814(2010)01-0131-03
Microstructure and Mechanical Properties of 6082 Aluminum Alloy Joints Welded by MIG
接工艺研究，发表论文 30 余篇；电话：15940986861； E-mail：xuhongji@
N2+69.985%Ar 混合气体， 焊丝为 准1.2 mm 的 5087 铝合金焊丝。 接头形式均为对接，4 mm 试件开 70° 单面 V 型坡口, 8 mm 试件开 90°单面 V 型坡口。 焊 接规范分别如表 1、表 2 所示。
平均值 241.0 226.2
A（%）
5 6.2 6.2
2.5 2.5 3.7
平均值 5.8 2.9
Z（%）
16.3 30.4 17.7
14.6 21.6 23.3
平均值 21.5 19.8
拉断部位
距离熔合线 3 mm 处 距离熔合线 5 mm 处 距离熔合线 3 mm 处
距离熔合线 4 mm 处 距离焊缝 4 mm 处 距离熔合线 5 mm 处
1 实验材料与方法
实验用母材为 6082-T6 铝合金 （板厚有 4 和 8 mm 两种），其力学性能：Rm=310 MPa，A=10.5%。 焊 接 方 法 为 MIG 焊 ， 保 护 气 体 为 30% He+0.015%
收 稿 日 期 ：2009-09-03 作 者 简 介 ：许 鸿 吉 （1959- ），男 ，甘 肃 武 山 人 ，工 学 博 士 ，主 要 从 事 焊
Key words： 6082 aluminum alloys; welded joint; microstructure; mechanical properties