7050-T7451铝合金FSW接头的组织与力学性能

合集下载

热处理前后7050-T7451铝合金搅拌摩擦焊接头超高周疲劳行为研究

Deng Caiyan1, 2，Li Jianhong1，Gong Baoming1, 2，Wang Dongpo1, 2，Xu Quanjun1
(1. School of Materials Science and Engineering，Tianjin University，Tianjin 300350，China； 2. Tianjin Key Laboratory of Advanced Joining Technology，Tianjin 300350，China)
在铝合金的搅拌摩擦焊接过程中，搅拌针的高速旋转和移动会使焊缝金属产生严重的塑性流动和变形，这使得接头组织存在明显的分区特征，各个区域微观组织的不同也会造成力学性能上的差异[4-6]．近年来，针对铝合金搅拌摩擦焊接头组织不均匀性对接头疲劳行为的影响已有一定的研究：Deng 等[7]对 7050-T7451 铝合金进行了超高周疲劳试验，并结合数字图像相关技术(DIC)研究了在单轴拉伸过程中接头各个区域的应变集中情况，发现随着载荷的增加，热影响区的应变集中程度远高于其他区域，这与疲劳断裂位置的统计结果相一致．He 等 [8] 对 AA7075-T6 铝合金搅拌摩擦焊接头进行了超高周疲劳试验，从微观结构的变化研究了焊缝各区域抗疲劳性能的不均匀性．
·1141·
况．试验的循环周次范围为 1×106～1×109，根据国际焊接学会推荐的焊接接头疲劳设计标准，在 1× 106 循环周次之前画出斜率为 m＝3 的虚线与试验数据进行对比，图中的实线是使用最小二乘法对试验数据进行拟合得到的．从图 2 中可以看出，焊态和热处理态的疲劳 S-N 曲线均为连续下降型，具有相同的下降趋势，不存在传统意义上的疲劳极限．

7050t7451材料标准

7050t7451材料标准7050t7451是一种高强度铝合金材料，被广泛应用于航空、航天、汽车等领域。

下面将详细介绍这种材料的化学成分、力学性能、制造工艺等方面的标准。

一、化学成分7050t7451铝合金主要化学成分包括铝（Al）、硅（Si）、镁（Mg）、铜（Cu）、锌（Zn）等元素。

其中，铝是铝合金的主要成分，硅和镁是强化元素，可以增加材料的强度和硬度。

铜和锌等元素的添加可以进一步增强材料的可加工性和耐磨性。

具体的化学成分标准可参考AA的7050系列标准。

二、力学性能该标准规定了7050t7451铝合金板材的力学性能要求，包括抗拉强度、屈服强度、延伸率、硬度等指标。

其中，抗拉强度和屈服强度是衡量材料强度和硬度的重要指标，延伸率则反映了材料的塑性和韧性。

具体的力学性能标准可参考ASTM的B221标准。

三、制造工艺7050t7451铝合金的制造工艺主要包括熔炼、铸造、热处理等环节。

熔炼是铝合金制造的第一步，需要将原材料加热至熔点以上，并进行搅拌、除渣等操作，以保证合金的化学成分和纯净度。

铸造是将熔炼后的铝液倒入模具中冷却成锭的过程，可以采用不同的铸造方法，如砂型铸造、金属型铸造等。

热处理是铝合金制造的关键环节之一，包括固溶处理和时效处理两个步骤。

固溶处理是将铝合金加热至高温并保温一定时间，使合金中的强化相充分溶解，然后进行快速冷却，以获得过饱和固溶体。

时效处理是将铝合金加热至较低温度并保温一定时间，使过饱和固溶体中析出强化相，以进一步提高材料的强度和硬度。

具体的制造工艺参数可参考AA的7050系列标准和ASTM的B221标准。

四、质量要求7050t7451铝合金的质量要求主要包括外观质量、尺寸精度和内部质量等方面。

外观质量要求铝合金表面光滑、平整、无划痕、无气泡等缺陷；尺寸精度要求铝合金的尺寸符合设计要求，误差在允许范围内；内部质量要求铝合金内部成分均匀、无裂纹、无夹渣等缺陷。

为了满足这些质量要求，制造过程中需要进行严格的检验和控制，如对铝合金表面进行抛光处理、对尺寸精度进行测量和调整、对内部质量进行超声波检测等。

7055铝合金双面FSW接头组织和力学性能

7055铝合金双面FSW接头组织和力学性能汤化伟;高佳;黄征;沈浩然;许辉【摘要】采用8mm针长搅拌工具对12 mm厚的7055-T6铝合金进行双面对接焊接试验,并对焊接接头进行显微组织观察和力学性能测试.结果表明:其接头宏观形貌无明显的塑性流动痕迹;第一道和第二道焊接前进侧位于同一侧时,接头抗拉强度平均值为452 MPa,接头强度可达母材的75％,优于前进侧位于两侧时的焊接接头性能;接头横向显微硬度呈“W”型分布,最低值出现在后退侧热机影响区与热影响区过渡区,为101.7 HV;接头纵向显微硬度显示,第一道焊缝显微硬度值低于第二道焊缝;拉伸试样断口形貌存在明显韧窝特征,属于韧性断裂.【期刊名称】《电焊机》【年(卷),期】2018(048)010【总页数】5页(P13-16,60)【关键词】搅拌摩擦焊;7055-T6铝合金;显微组织;力学性能【作者】汤化伟;高佳;黄征;沈浩然;许辉【作者单位】上海航天设备制造总厂有限公司,上海200245;上海航天设备制造总厂有限公司,上海200245;上海航天设备制造总厂有限公司,上海200245;上海航天设备制造总厂有限公司,上海200245;上海航天设备制造总厂有限公司,上海200245【正文语种】中文【中图分类】TG453+.90 前言7055铝合金是以Al-Zn-Mg-Cu合金元素为主的超高强可热处理强化铝合金，由于合金中Zn含量较高，热开裂敏感性大，一般采用喷射成形工艺进行制备。

因此，该材料具有比强度高、密度小等优点，是目前综合性能最好的高强铝合金，广泛应用于国外主流飞机的承力结构件中[1-3]。

搅拌摩擦焊（FSW）是一种固相连接技术，具有接头性能优良、变形小等优点，能有效避免焊接裂纹、气孔等熔焊缺陷，是铝合金焊接的理想解决方案，目前广泛应用于航空、航天、轨道列车以及汽车等工业领域[4-6]。

本研究对12 mm厚7055铝合金板材进行双面对接FSW试验，并对焊缝的组织和力学性能进行了测试分析，为其应用于国产大飞机、空间站等提供参考。

7050铝合金文档

7050铝合金是一种可热处理强化的超硬铝合金材料,熔铸方便,成形性好,具有良好的综合性能。

由于铝合金弧焊时焊缝经常会产生气孔、裂纹、咬边等缺陷,特别是对于热处理强化的超高强铝合金,其弧焊焊接性更差,极易出现热裂纹,严重阻碍了7050铝合金在工业中的应用[1]。

搅拌摩擦焊(FSW)作为一种高效、优质、环保、低成本的新型焊接方法[2]对7xxx系高强铝合金可以进行很好的焊接。

本文选取8mm的7050-T7451铝合金板进行单道对接搅拌摩擦焊实验,并对接头的组织和力学性能进行了分析。

1实验方法焊接试验用材料为8 mm厚的7075-T7451铝合金,搅拌头材料采用H13热作模具钢。

化学腐蚀液为15mlHCl+1mlHF+2.5mlHNO3+95mlH2O;在显微镜OptelicsTMS130下观察焊合区的组织特征;在CSS-44100电子万能试验机上进行拉伸试验;在HX-1000显微硬度计上进行硬度测量。

2实验结果及分析2.1焊接接头的微观组织形貌从图1所示焊接接头横断面的宏观形貌可以看出,接头明显存在四个区域,即中心的焊核区(A区)、焊缝两侧的热机影响区(B区)、热影响区(C区)2524-T3铝合金是目前综合性能较好的飞机蒙皮用铝合金,已广泛应用于B777和A380等新一代民航飞机。

进入21世纪以来，欧美航空制造业就掀起了搅拌摩擦焊飞机结构制造技术研究和应用推广热潮。

美国Lockheed Martin公司和波音公司在C-130J、C-17大型军用运输机货舱地板制造中，率先采用了挤压型材搅拌摩擦焊连接方案。

2009年7月，国内两大飞机制造厂委托我公司进行XX飞机物理样机斜台地板组件及货舱地板组件的搅拌摩擦焊生产制造。

XX飞机是目前我国航空发展史上规模最大、技术难度最高、协作面最广的一项复杂系统工程。

自2007年下半年起，北京赛福斯特技术有限公司便开始致力于该飞机机身蒙皮和地板材料的搅拌摩擦焊技术研究。

科研人员进行了系统的搅拌头设计与工艺开发，开展了多种厚度规格材料的搅拌摩擦焊工艺试验参数优化，经过刻苦攻关与不懈的努力，接连取得突破，成功地实现了1.6mm厚2024-T3、2524-T3 铝合金，3.0mm、3.5mm、4.0mm厚7050-T7451铝合金板材的高质量搅拌摩擦焊对接，接头拉伸强度达到母材强度的90%、接头疲劳性能达到与母材相当的水平。

7050-T7451铝合金静轴肩搅拌摩擦焊接头组织与性能研究

0
ＲｅｓｅａｒｃｈＰａｐｅｒ
:33/ Æ1¯ :330 ÆgThý4MÖ×a' )XLcL&^8 5HI*HVW5W"WL")c*( Å"5Ö×V K9c ÌÍ89"998 K9c C9,V¢I"Z"MNMH)ZOKO, û]i&9fV½úû&4r:5]{J"jk K9c Ýàh4rk:¾lMNBOef&:b+,sVMNÈS{$7 ,--% !
klmn"!"-76: #$%&' ()*+,-./012 3456789:;< 4 =>?9@AB . C
%&'&()%*'+ ' 3 + 4 5 6 7 8 9 : . / 0 ;<=>?@A

op!"qrs!"tuv#"wxy,
9:;<='%& )*'(%&9: >?@'AB% CD/0EF012GHIJKLM >?@ NG/0345OPQRNG
ＲｅｓｅａｒｃｈＰａｐｅｒ
;HI5HLLU5HI" :330" /.'7( * -3:- ,-3.0= B$6% BRd 9 e" P"SHIfe" e" fg" LWS&=*HZLVW5ISW5$H $H )*+
SU%_L&^5HI8TUSQ5HI$[)5(1&^5VV5>5&SUS&&$YV_5WX 1&TSVL^ [5&&LUV$ `% =9%5LH%LSH^ )L%XH$&$IY$[cL&^5HISH^ `$5H5HI" :3-." -6'6( * 0-7 ,0:/= B$2% B;HbY$)" *'L"%X5F" FSHS5E" LWS&=G5[["V5$H _L&^5HI$[S8 &">5H">W$W5WSH5">$`%=)USHVS%W5$HV$[`c<*" :3-." 4'-(* -:. ,-.3= B$7% BFSW$F" )$'5V"LP=G5VV5>5&SU[U5%W5$H _L&^5HI$[S&">5H8 5"> S&&$YVW$$WXLU>SWLU5S&V$ `% =cL&^5HI*HWLUHSW5$HS&" :33/" -2'--( * 24- ,246= $-3% Bc" 1D" 9$HIJP" #S'SWSF" LWS&=*HWLU[S%LSH^ ]U$]LU8 W5LV$[WXL[U5%W5$H VW5U_L&^L^ b$5HWV$[W5WSH5">S&&$Y)541&/? _5WX S&">5H">S&&$Y434- $ `% =ESWLU5S&Vh GLV5IH" :3-0" 6-" 20 ,7:= $--% B!XSHI9 f" )SV$R!" RL5fP" LWS&=iUSQ5HI$[434- S&"8

7050铝合金搅拌摩擦焊接头超高周疲劳性能

7050铝合金搅拌摩擦焊接头超高周疲劳性能邓彩艳，高仁，龚宝明，王东坡(天津大学材料科学与工程学院，天津　300072)摘要：采用超高周疲劳试验系统研究7050-T7451铝合金搅拌摩擦焊接头的超高周疲劳性能. 试验结果表明，焊接接头在107周次以上仍然会发生疲劳失效，S-N 曲线在108周次左右出现转折点，呈折线型下降；通过SEM 对超高周疲劳断口形貌进行观察发现，当应力范围较高时，试件的疲劳裂纹往往在表面萌生，随着应力范围的降低，裂纹有亚表面和内部萌生的倾向；裂纹萌生位置取决于表面起裂和内部起裂相互竞争的结果；试件的断裂位置多为焊接接头的热力影响区和热影响区，EBSD 和接头硬度的分析结果表明断裂位置与接头组织不均匀密切相关.关键词：铝合金；搅拌摩擦焊；超高周疲劳；断裂位置中图分类号：TG 405 文献标识码：A doi ：10.12073/j .hjxb .20183902840 序言疲劳断裂是焊接结构失效的一种主要形式. 在焊接结构的失效中，交变载荷引起的疲劳断裂事故占机械结构失效总数的80%~90%，接头具有可靠疲劳性能是保证其结构安全可靠性的关键因素[1].近年来众多试验研究表明，材料在服役疲劳寿命超过107周次后疲劳断裂仍会发生[2]，并不存在传统意义上的疲劳极限. 国际焊接协会(IIW)在制定的钢结构设计规范中也指出，107周次后S-N 曲线(疲劳强度–寿命曲线)以一定的斜率持续下降. 同时超高周疲劳试验方法大大的降低了试验的时间和成本，因而得以对材料的超高周疲劳进行广泛的研究[3].搅拌摩擦焊(friction stir welding ，FSW)作为一种固相连接工艺有效地实现了铝合金的连接，避免了传统熔焊气孔、热裂纹等缺陷，可以获得高质量的焊接接头. 对于铝合金搅拌摩擦焊接头的疲劳问题，Mishra 等人[4]研究表明，虽然FSW 接头疲劳寿命低于母材，但是显著高于激光焊和熔化极惰性气体保护焊. 且当焊件表面缺陷完全移除后，搅拌摩擦焊接头的疲劳强度达到了与母材相同的水平；Sillapasa 等人[5]研究了6N01铝合金搅拌摩擦焊接头的疲劳行为，发现搅拌区圆棒试件的疲劳强度要高于母材圆棒试件，并且包含焊接接头板状试件的疲劳断裂位置易发生在硬度值最低的热影响区. 但相关研究主要集中于铝合金搅拌摩擦焊接头低周或高周范围疲劳性能的研究，其超高周疲劳性能研究相对较少，同时对其萌生机理的阐述以及断裂位置规律的分析还不全面.1 试验方法采用材料为7050-T7451铝合金轧制板材，其化学成分及力学性能如表1和表2所示. 采用搅拌摩擦焊方法将两块板材尺寸为250 mm×150 mm×12 mm 的平板进行焊接. 焊接接头形式为平板对接，焊接方向与板材的轧制方向相同，如图1a 所示. 其焊接工艺参数见表3.表 1 7050铝合金化学组成成分(质量分数，%)Table 1 Chemical composition of 7050 aluminium alloyZn Mg Cu Fe Si Ti Zr Al 6.332.122.180.080.050.030.09余量表 2 7050铝合金力学性能Table 2 Mechanical properties of 7050 aluminium alloy屈服强度R eL /MPa 抗拉强度R m /MPa 弹性模量E /GPa 断后伸长率A (%)4555107211超高周疲劳试验要求试样轴向一阶固有频率与系统相同，试样几何尺寸需进行严格的设计[6]，从板厚中间位置取样，焊缝区域位于试件的中间以保证接头各部位处于同一应力水平，分别采用中间等收稿日期：2017 − 05 − 03第 39 卷第 11 期2018 年 11 月焊接学报TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTIONVol .39(11):114 − 118November 2018截面的圆柱状和板状试样进行试验，具体尺寸如图1b 所示.(a) 焊接方法12.51515.512.510360R573016.2ϕ10ϕ6(b) 试样尺寸 (mm)搅拌针疲劳试件焊接方向（轧制方向）前进侧后退侧图 1 焊接方法与试样尺寸Fig. 1 Welding process and dimensions of the fatiguespecimen表 3 焊接工艺参数Table 3 welding parameters转速n /(r·min −1)焊接速度v /(mm·min −1)倾角Φ/(°)300952.5°对试样表面进行机械抛光，提高表面光洁度，减少表面缺陷对疲劳裂纹萌生的影响. 试验采用天津大学自行研制的超高周疲劳试验装置施加轴向拉–压对称的循环载荷，应力比R =−1，谐振频率约为19.5 kHz ；在室温下进行试验，采用循环水冷却的方式控制试样因振动而导致的升温现象. 试件通过改变电流的大小来控制应力，由应力幅计算公式得到试件的应力范围，由断裂时间和谐振频率求出试件寿命，从而绘制出S-N 曲线.2 试验结果及分析2.1 疲劳S-N 曲线7050铝合金搅拌摩擦焊接头疲劳试验数据及结果如表4所示，根据数据绘制S-N 曲线如图2所示.表 4 超高周疲劳试验数据Table 4 Experimental data of ultra-high cycle of fatiguetest序号圆棒状板状应力范围Δσ/MPa 疲劳寿命N (106周次)试验结果应力范围Δσ/MPa 疲劳寿命N (106周次)试验结果1130 1 130未断114 1 100未断2136632断裂123368断裂3137 1 200未断131352断裂4144780断裂140279断裂5151801断裂147192断裂6160636断裂158193断裂7167515断裂16687.9断裂8173490断裂173153断裂9176475断裂17597.4断裂10181363断裂184228断裂11181200断裂19072断裂12189212断裂19598.8断裂13195251断裂19917.2断裂1420145.2断裂2054.29断裂1520585.4断裂2122.52断裂1621015.9断裂2134.88断裂172175.34断裂2183.20断裂182262.35断裂2302.22断裂106100120140160180200220240107疲劳寿命 N (周次)圆棒状试样试验点板状试样试验点圆棒状试样 S-N 曲线板状试样 S-N 曲线应力幅度Δσ/M P a 108109图 2 超高周疲劳S-N 曲线Fig. 2 S-N curve of ultrasonic fatigue由图2可以看出，试件在107周次以上仍然会发生疲劳断裂，传统意义上的疲劳极限不存在，随着应力范围的减小，疲劳寿命增加. 疲劳数据涵盖106~109区间, S-N 曲线在108周次左右出现明显的转折点. 在循环周次为106~108时，S-N 曲线连续下降，随着循环周次的增加，疲劳强度缓慢下降；而在这个转折点之后，随着循环周次的增加，试件的疲第 11 期邓彩艳，等：7050铝合金搅拌摩擦焊接头超高周疲劳性能115劳强度下降更加明显，S-N曲线呈现折线型下降，而S-N曲线出现转折点的原因可能与疲劳裂纹萌生机理发生变化有关[7].此外，铝合金焊接接头的疲劳裂纹主要萌生于试件表面，试件的尺寸效应主要体现在危险表面积上.由S-N曲线可知，相比于板状试件，圆棒试件的疲劳强度略高.根据两种类型试件的尺寸计算出圆棒试件的表面积为565.2 mm2，体积为1 695.6 mm3；板状试件的表面积为775.0 mm2，体积为2 062.5 mm3.圆棒试件的表面积和体积均小于板状试件，在试件表面和内部产生裂纹源的可能性低于板状试件，从而导致圆棒试件的疲劳强度较高.2.2 断口形貌与裂纹萌生机理分析为了探究铝合金焊接接头疲劳断裂机理，采用扫描电镜对圆柱状试样的断口表面形貌进行分析，结果表明当应力范围较高时，疲劳裂纹往往从表面起裂，向试样内部扩展.图3a所示为在应力范围为205 MPa加载下的疲劳断口形貌；疲劳断口比较平整，不存在明显的焊接缺陷，疲劳裂纹萌生于试样表面，在循环加载作用下向内部呈辐射状扩展，并最终导致断裂.研究认为，面心立方结构的金属如铝合金在应力较高的循环载荷下，金属表面会产生挤入挤出的痕迹，在一定的循环周次下就会形成表面驻留滑移带(persistent slip band，PSB)，最终引发疲劳裂纹的萌生[8].当应力范围较低时，疲劳裂纹的萌生位置有从表面转向亚表面或内部的倾向；图3b，3c是应力范围为173，160 MPa试样的疲劳断口，裂纹分别从亚表面和内部起裂, 随着应力幅的降低，大多数晶粒处于弹性变形阶段，只有少数存在应力集中的晶粒会产生塑性变形，表面驻留滑移带的形成受到阻碍；Schwerdt等人[9]研究表明随着循环周次的增加，6056和6082铝合金的裂纹萌生位置从低周和高周范围的试样表面转变为超高周范围的亚表面，亚表面的裂纹萌生机制具有解理小刻面的微观形貌.图3d是应力范围为144 MPa 的试样的疲劳断口，当铝合金搅拌摩擦焊接头内部存在尺寸较大的焊接缺陷如夹杂，未熔合等时，其缺陷处容易成为应力集中的区域，从而导致了裂纹源从表面转向内部.扫描电镜的观察结果表明试件的疲劳断裂可分为表面、亚表面和内部起裂.应力范围较高时，裂纹萌生机制以表面起裂为主，随着应力范围的降低，裂纹源有内部萌生的倾向.然而在低应力幅下，内部萌生疲劳裂纹并不是必然，实际的疲劳过程应是表面起裂机制和内部起裂机制相互竞争的结果.(a) 表面起裂1 mm(b) 亚表面起裂1 mm(c) 内部起裂1 mm(d) 夹杂造成的内部起裂1 mm图 3 疲劳试件断口形貌Fig. 3 Fracture morpology of specimen2.3 疲劳断裂位置铝合金搅拌摩擦焊接头分为焊核区、热力影响区(前进侧和后退侧)、热影响区.试验结果表明，焊接接头的各个位置均可以发生疲劳断裂，疲劳试件断裂位置的统计结果如图4所示.116焊接学报第 39 卷−20106107108109−15−10−50515焊缝中心的距离 d /cm热影响区后退侧焊核区前进侧热影响区母材母材圆棒状试样板状试样疲劳断裂循环周次 N (周次)1020图 4 焊接接头的断裂位置Fig. 4 Fracture location of the FSW joints从断裂位置可以看出，试件基本断裂在焊缝区域，仅有两个试件是在母材区域断裂；断裂于焊缝区域的位置主要集中在热影响区和热力影响区，其中前进侧断裂的试件明显多于后退侧；共有五个试件断裂在焊核区域，值得注意的是断裂位置基本分布在焊核区与热力影响区过渡的区域. 疲劳断裂位置具有的倾向性与焊接接头微观组织的不均匀性密切相关. 为了探究这种现象的原因，采用显微硬度计对焊接接头进行硬度测试，结果如图5所示.−20125130140150155135145160−15−10−50515焊缝中心的距离 d /cm热影响区后退侧焊核区前进侧热影响区母材母材显微维氏硬度 H (H V )1020图 5 焊接接头显微硬度分布Fig. 5 Microhardness distribution of FSW joint硬度测试结果显示：接头区域内，焊核区的硬度值最高，从焊核区两端向外逐渐下降，在热力影响区前进侧和热影响区的融合区域达到了整个接头的硬度最低值，前进侧硬度的平均值稍低于后退侧的硬度平均值. 焊核区的硬度高，在应力范围较高的加载情况下，不易发生软化变形，表面PSB 的形成受阻，表面萌生裂纹的难度加大. 同时结合EBSD 的结果分析[10],焊核区经历了高温和强烈的塑性变形，其晶粒多是由动态再结晶形成的细小等轴晶粒，多晶材料中，晶界对位错的运动具有阻碍作用，是抑制裂纹萌生的重要因素. 同时等轴晶粒中有更多的大角度晶界，其中15°以上的大角度晶界约占76%. 大角度晶界作为能量势垒可以阻碍裂纹的扩展，裂纹的扩展阻力大. 因此，相比于焊接接头的其它区域，断裂在焊核区的试件数量较少；热力影响区由于受到热循环和部分塑性变形的作用，晶粒沿着晶界伸长，大角度晶界约占68%；热影响区只受到热循环的作用，并没有发生塑性变形，其晶粒尺寸有一定程度的增大，大角度晶界约占31%；因此在热力影响区和热影响区的过渡段，由于各部分区域晶粒形状和取向的差别，造成了局部区域变形程度的不均匀，从而容易成为应力集中的场所，在疲劳过程中萌生裂纹. 同时过渡区域的软化现象也利于疲劳裂纹的萌生，相比于后退侧，前进侧的硬度值更低，在疲劳载荷作用下，滑移会在较软部分启动，因此热力影响区的前进侧更容易成为发生疲劳断裂的区域；整体来说，搅拌摩擦焊焊接接头组织的不均匀使热力影响区和热影响区成为焊接接头的薄弱环节.3 结论(1) 7050铝合金搅拌摩擦焊接接头在107周次以上仍然会发生疲劳失效，S-N 曲线在108周次左右出现明显的转折点，曲线呈折线型下降，其出现转折点的原因与疲劳裂纹萌生机理发生变化有关.(2) 通过SEM 对超高周疲劳断口形貌进行观察发现，当应力范围较高时，断裂试件的疲劳裂纹往往在表面萌生；随着应力范围的降低，裂纹有在亚表面或内部起裂的倾向. 低应力幅下，实际的裂纹萌生是表面起裂和内部起裂相互竞争的结果.(3) 试件的断裂位置主要位于焊接接头的热力影响区和热影响区，其中前进侧断裂的试件多于后退侧；疲劳断裂的位置与搅拌摩擦焊接接头的组织不均匀性密切相关.参考文献：佟建华, 张　坤, 林　松, 等. 搅拌摩擦焊和熔化极气体保护焊6082铝合金疲劳性能分析[J]. 焊接学报, 2015, 36(7): 105 −108.Tong Jianhua, Zhang Kun, Lin Song, et al . Comparison of fatigue property of 6082 aluminum alloy joint by friction stir welding and metal inert-gas welding[J]. Transactions of the China Welding In-stitution, 2015, 36(7): 105 − 108.[1]何　超, 崔仕明, 刘永杰, 等. 气孔对铝合金焊接接头超长疲劳[2]第 11 期邓彩艳，等：7050铝合金搅拌摩擦焊接头超高周疲劳性能117寿命的影响[J]. 焊接学报, 2014, 35(11): 18 − 22.He Chao, Cui Shiming, Liu Yongjie, et al . Effect of pore on super long fatigue life of aluminum alloy welded joint[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2014, 35(11): 18 − 22.王清远. 超高周加速疲劳实验研究[J]. 四川大学学报, 2002,34(3): 6 − 11.Wang Qingyuan. Accelerated fatigue testing by ultrasonic load-ing[J]. Journal of Sichuan University (Engineering Science Edi-tion), 2002, 34(3): 6 − 11.[3]Mishra R S, Ma Z Y. Friction stir welding and processing[J]. Ma-terials Science & Engineering R Reports, 2005, 50(1): 1 − 78.[4]Sillapasa K, Surapunt S, Miyashita Y, et al . Tensile and fatiguebehavior of SZ, HAZ and BM in friction stir welded joint of rolled 6N01 aluminum alloy plate[J]. International Journal of Fatigue,2014, 63(63): 162 − 170.[5]吴良晨, 王东坡, 邓彩艳, 等. 超长寿命区间16Mn 钢焊接接头疲劳性能[J]. 焊接学报, 2008, 29(3): 117 − 120.Wu Liangchen, Wang Dongpo, Deng Caiyan, et al . Fatigue prop-erties of welded joints of 16Mn steel in super long life region[J].Transactions of the China Welding Institution, 2008, 29(3): 117 −[6]120.Mughrabi H. On ‘multi-stage’ fatigue life diagrams and the relev-ant life-controlling mechanisms in ultrahigh-cycle fatigue[J]. Fa-tigue & Fracture of Engineering Materials & Structures, 2002,25(8-9): 755 − 764.[7]Takahashi Y, Yoshitake H, Nakamichi R, et al . Fatigue limit in-vestigation of 6061-T6 aluminum alloy in giga-cycle regime[J].Materials Science & Engineering A, 2014, 614(614): 243 − 249.[8]Schwerdt D, Pyttel B, Berger C. Fatigue strength and failuremechanisms of wrought aluminium alloys in the VHCF-region considering material and component relevant influencing factors[J]. International Journal of Fatigue, 2011, 33(1): 33 − 41.[9]Deng C, Wang H, Gong B, et al . Effects of microstructural hetero-geneity on very high cycle fatigue properties of 7050-T7451 alu-minum alloy friction stir butt welds[J]. International Journal of Fatigue, 2016, 83: 100 − 108.[10]作者简介：邓彩艳，女，1979年出生，博士研究生，副教授，硕士研究生导师. 主要研究方向为焊接结构断裂及疲劳行为. 发表论文50余篇.Email: dengcy@tju .edu .cn通讯作者：龚宝明，男，副教授. Email: gongbm@tju .edu .cn[上接第113页]Abaqus/CAE User ’s Guide. Abaqus 6.13 Student edition[Z].Abaqus 6.13 Online Documentation, 2013.[10]Fang H Y, Wang T, Jun Feng H U, et al . Node dynamic relaxa-tion method: principle and application[J]. Frontiers of Materials Science, 2011, 5(2): 179 − 195.[11]李雪冰, 王国栋, 王黎明. 网格重画分技术在锥形橡胶堆大变形计算中的应用[J]. 铁道车辆, 2010, 48(11): 5 − 8.Li Xuebing, Wang Guodong, Wang Liming. Application of the remeshing technology in the great deform calculation of cone rub-ber stack[J]. Rolling Stock, 2010, 48(11): 5 − 8.[12]Abaqus Analysis User's Guide. Abaqus 6.13 Student edition[Z].Abaqus 6.13 Online Documentation, 2013.[13]陈连山, 陈兵辉, 安金平. 304L 不锈钢氩弧焊接工艺特点及常见缺陷的防治措施[J]. 石油工程建设, 2008, 34(3): 49 − 50.Chen Lianshan, Chen Binghui, An Jinping. Technological fea-tures of 304L stainless steel argon arc welding and defect preven-tion measures[J]. Petroleum Engineering Construction, 2008,34(3): 49 − 50.[14]IGCAR Data Book. Material properties for design[M]. UK:Uni-versity of Oxford, 1999.[15]王能庆, 童彦刚, 邓德安. 热源形状参数对薄板焊接残余应力和变形的影响[J]. 焊接学报, 2012, 33(12): 97 − 100.Wang Nengqing, Tong Yangang, Deng Dean. Effect of welding heat source parameters on residual stress and distortion in thin plate joint[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2012,33(12): 97 − 100.[16]Attarha M J, Sattari-Far I. Study on welding temperature distribu-tion in thin welded plates through experimental measurements and finite element simulation[J]. Journal of Materials Processing Tech,2011, 211(4): 688 − 694.[17]Abaqus Keywords Reference Guide. Abaqus 6.13 Studentedition[Z]. Abaqus 6.13 Online Documentation, 2013.[18]田锡唐. 焊接结构[M]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学出版社, 1980.[19]作者简介：孙鲁阳，男，1993年出生，硕士研究生. 主要研究方向为奥氏体不锈钢焊接残余应力测试与预测. 发表论文1篇. Email ：sunluyang93@通讯作者：李晓延，男，教授，博士研究生导师. Email ：xyli@bjut .edu .cn118焊接学报第 39 卷。

7050-T7451铝合金铣削加工表面材料特性与本构关系模型的建立

7050-T7451铝合金铣削加工表面材料特性与本构关系模型的建立于鑫;孙杰;熊青春;韩雄【摘要】In order to investigate the stress−strain properties of milling surface for 7050-T7451 aluminum alloy, and also to establish the constitutive model, automated ball indentation (ABI) test was carried out on the SSM-B4000TM stress-strain microprobe system. The load−depth curve was obtained. Unknown parameters such as strain hardening exponentn and yield strengthσy were obtained based on this curve. Furthermore, indentation processes were simulated based on finite element method (FEM). Accordingly, the influence rules of the changes of parametersn andσy on load−depth curve were studied. The functional relationship between parametersn andσy was obtained when the error of load-depth curve between the simulation result and experimental value is the lowest. At last, the validity of parametersn andσy in constitutive model obtained from ABI test was proved. Under this constitutive model, the average error between simulation load−depth curve and the test one is 5.2%.%为研究7050-T7451铝合金材料铣削后表面应力应变特征，并建立表面材料本构关系模型，采用SSM-B4000TM型应力应变显微探针测试系统对铝合金7050-T7451材料表面进行自动球压痕(ABI)实验测试，获得载荷−深度曲线，据此估算本构关系模型中应变硬化指数(n)与屈服强度(σy)等未知参数。

7050铝合金FSW接头滚动轧制后组织及力学性能的研究

7050铝合金FSW接头滚动轧制后组织及力学性能的探究摘要：随着航空航天工业的迅猛进步，对高强度、轻质金属材料的需求逐渐增加。

7050铝合金由于其良好的强度、韧性和热处理后的优异性能，成为航空航天领域中使用广泛的材料。

但是，焊接接头的质量问题一直困扰着工程师们。

本文探究了接受摩擦搅拌焊接（Friction Stir Welding，FSW）技术毗连的7050铝合金接头经过滚动轧制后的组织及力学性能变化。

关键词：7050铝合金；FSW接头；滚动轧制；组织性能；力学性能一、引言7050铝合金具有良好的机械性能和热处理能力，在航空航天领域得到广泛应用。

然而，焊接技术对于铝合金接头的质量问题一直是工程师们关注的焦点。

传统的焊接方法容易引起气孔、缺陷、裂纹等问题，从而降低接头的性能。

因此，需寻找一种有效的焊接方法来提高7050铝合金接头的质量。

摩擦搅拌焊接（FSW）技术是一种新型的焊接方法，它通过机械搅拌和固态扩散的方式将金属材料毗连在一起，防止了传统焊接中的熔化、凝固和凝固收缩等问题。

本探究利用FSW技术制备7050铝合金接头，并通过滚动轧制的方式对接头进行后续加工，以改善接头的组织和力学性能。

二、试验方法1.试样制备使用FSW技术制备7050铝合金接头，接头尺寸为100mm ×50mm × 5mm。

接头制备后，对接头进行滚动轧制，接受滚轧机进行加工。

2.组织观察和分析用金相显微镜对接头进行组织观察和分析，观察接头焊缝区和基体区的显微组织特征，并对晶粒尺寸、相含量等进行定量分析。

3.力学性能测试通过拉伸试验和冲击试验对接头进行力学性能测试，分别测试接头的抗拉强度、屈服强度和冲击韧性。

并与原始材料进行对比分析。

三、试验结果1.组织观察经过滚动轧制后，接头的晶粒尺寸较原始材料有所减小，晶界明晰度有所提高。

在焊接区域，出现了较强的动态再结晶现象。

同时，基体区域的晶粒也得到了细化。

2.力学性能测试滚动轧制后的接头的力学性能显著提高。

基于正交试验7050_T7451航空铝合金材料铣削力的研究

基于正交试验7050-T7451航空铝合金材料铣削力的研究唐克岩周立华宋黎（成都理工大学工程技术学院，四川乐山614007）摘要高速铣削广泛用于航空铝合金材料的加工，本文以7050-T7451铝合金材料为试验对象，综合运用正交试验方法和单因素试验法分析研究了铣削该铝合金材料时，铣削速度、铣削深度、铣削宽度和每齿进给量四个因素对铣削力的影响规律，并通过多元线性回归分析得出铣削力的经验公式。

研究结果发现铣削深度对铣削力影响最大，其次为每齿进给量和铣削宽度，而影响最小的是铣削速度。

铣削力随铣削深度的增大而显著增大，而随着铣削速度的增大，铣削力的变化不明显。

关键词高速铣削；铝合金；正交试验；回归分析Research on Milling of 7050-T7451Aeronautical Aluminum Alloy byOrthogonal Experiments Tang KeyanZhou Lihua Song Li（The Engineering &Technology College of Chengdu University of Technology ，Leshan Sichuan 614007，China ）ABSTRACTHigh-speed milling has been widely used for manufacturing aeronautical aluminum alloys.In this paper ，orthogonal experiments and single factor experiment were made to construct the relationships between milling force and milling parameters of 7050-T7541aluminum alloy.The parameters are mainly consist of the milling speed,the milling depth,the milling width and the feed rate.The empirical formulas of the milling force are obtained by multiple linear re -gression analysis,and the empirical formulas are proved to be correct by single factor experiment.The results indicate that the milling depth has the greatest influence on milling force.Secondly it is the feed rate and the milling width.The milling speed affects the milling force least.With the milling depth increasing,the milling force increases as well.And with the increase of the milling speed,the milling force does not change significantly.KEY WORDS high-speed milling;aluminum alloy;orthogonal experiment;regression analysis基金项目：成都理工大学工程技术学院科研发展基金项目(C122010010)作者简介：唐克岩（1980），男，山东威海人，讲师，硕士，主要研究方向为机械设计及理论、特种加工及先进制造技术等，已发表论文6篇。

喷射成形7055铝合金搅拌摩擦焊的焊缝组织与力学性能

喷射成形7055铝合金搅拌摩擦焊的焊缝组织与力学性能许俊华;赵立军;施林波;张豪;聂波;王贵会;严铿;喻利花【摘要】采用全自动控制的往复喷射成形工艺批量生产大规格的7055铝合金锭坯,对喷射成形7055铝合金板材进行搅拌摩擦焊.通过对搅拌摩擦焊塑性连接时的焊缝成形、焊缝组织及力学性能进行研究,实验结果证实:用搅拌摩擦焊焊接4mm 厚的7055铝合金板材,选用合适的工艺参数,可获得外形美观、组织无缺陷、无变形的焊缝.焊缝各区域的组织有明显特征,力学性能测试表明,焊缝的抗拉强度为457MPa,是母材抗拉强度的77％以上,远高于熔焊焊缝的强度,断裂位置位于热影响区.焊缝经T6热处理后,抗拉强度下降到401 MPa,但伸长率由2.58％显著上升至6.42％.【期刊名称】《粉末冶金材料科学与工程》【年(卷),期】2011(016)004【总页数】6页(P547-552)【关键词】喷射成形;7055铝合金;搅拌摩擦焊;显微组织;力学性能【作者】许俊华;赵立军;施林波;张豪;聂波;王贵会;严铿;喻利花【作者单位】江苏科技大学先进焊接技术江苏省重点实验室,镇江212003;江苏科技大学先进焊接技术江苏省重点实验室,镇江212003;江苏科技大学先进焊接技术江苏省重点实验室,镇江212003;上海交通大学金属基复合材料国家重点实验室,上海200030;江苏豪然喷射成形合金有限公司,镇江212009;江苏科技大学先进焊接技术江苏省重点实验室,镇江212003;江苏科技大学先进焊接技术江苏省重点实验室,镇江212003;江苏科技大学先进焊接技术江苏省重点实验室,镇江212003;江苏科技大学先进焊接技术江苏省重点实验室,镇江212003【正文语种】中文【中图分类】TG453.4搅拌摩擦焊工艺(friction stir welding，简称FSW)是由英国焊接研究所(The Welding Institute，简称TWI)于1991年提出的1种固态塑化连接方法[1]。

两种7050铝合金厚板的组织与性能

两种7050铝合金厚板的组织与性能赵凤;鲁法云;郭富安【摘要】对两种61mm厚的7050-T7451铝合金板材进行对比分析,探讨工艺-组织-性能的关系.采用光学显微镜、扫描电镜进行组织观察,并进行室温拉伸、断裂韧性、剥落腐蚀等性能测试,实验表明:两种板材的综合性能均满足AMS 4050H标准的指标要求,但一种板材的强度、断裂韧度略低于另一种相同规格的板材,而剥落腐蚀性能略好.两种产品性能差异的主要原因在于,更系统的工艺控制使板材保持较好的组织均匀性、较小的再结晶比例,仅残留较少的小尺寸且均匀分布的Al7Cu2 Fe 相,基本无Al2 CuMg相.【期刊名称】《航空材料学报》【年(卷),期】2015(035)002【总页数】8页(P64-71)【关键词】7050-T7451厚板;组织均匀性;再结晶分数;粗大第二相【作者】赵凤;鲁法云;郭富安【作者单位】山东南山铝业股份有限公司国家铝合金压力加工工程技术研究中心,山东龙口265713;北京南山航空材料研究院,北京100048;山东南山铝业股份有限公司国家铝合金压力加工工程技术研究中心,山东龙口265713;北京南山航空材料研究院,北京100048;山东南山铝业股份有限公司国家铝合金压力加工工程技术研究中心,山东龙口265713;北京南山航空材料研究院,北京100048【正文语种】中文【中图分类】V252.3;TB146.2+17050 铝合金属于Al-Zn-Mg-Cu系，其淬火敏感性低，适用于大规格厚板及锻件的生产。

7050-T7451 预拉伸厚板因强度、断裂韧度以及腐蚀性能的综合性能较好，已广泛用于各类飞机的机身框架、翼梁和尾翼等部件[1]。

随着航空用铝合金向“超长，超宽，超厚”的方向发展，对铝合金性能也提出更高的要求。

因此为了提高Al-Zn-Mg-Cu系合金板材的综合性能，国内外学者在热处理工艺以及组织与性能之间关系等方面进行大量研究。

研究结果表明[2～6]，对Al-Zn-Mg-Cu系合金采用双级均匀化处理可有效控制Al3Zr的分布以及非平衡相的转变，并消除枝晶偏析等；双级固溶或强化固溶处理使Al2CuMg相和η-MgZn2相溶解更充分，有效提高合金的强度和断裂韧度等综合性能；合理的过时效工艺通过调控晶界、晶内析出相的种类和分布以及无沉淀析出带的宽度，有利于获得较高的强度和耐蚀性能。

典型7050-T7451铝合金框类薄壁类零件模态分析研究

162研究与探索Research and Exploration ·工艺与技术中国设备工程 2018.10 (上)模态分析技术是一种用于工程结构体系振动特性的动态分析。

随着现代科学技术的发展，工程产品的设计要求越来越高，如车船平顺性，噪声控制，设备的轻量化设计以及疲劳强度等，都跟产品结构的振动特性息息相关。

在欧美包括日韩等发达国家，实验模态分析技术早已广泛应用，如福特、通用等汽车公司，专门建立用于汽车零部件模态分析的实验室，为其产品研发和设计提供依据。

目前，模态分析技术已被广泛用于解决航空、航天、机械、造船、土木工程、建筑、水利、医药等实际工程中的振动问题。

铝合金框类薄壁类零件因其量轻、易加工、成本低等优点，被广泛应用于航空、航天、轨道交通、船舶等领域。

然而，由于铝合金框类薄壁类零件本身的刚性特别差，其刚度随着加工过程中材料的去除而变化，导致由机床—工件夹具组成的加工系统的固有频率将相应改变。

这样会引起共振，导致零件加工精度差甚至是报废的情况发生。

浙江大学董辉跃等则通过用有限元手段，研究装夹对薄壁工件刚度和切削加工系统的影响。

本文针对装夹系统下的铝合金合金框类薄壁类零件为研究背景，利用ABAQUS 软件自带的Block-Lanczos 算法，建立了相关的有限元模拟模态分析模型，确定了不同工件壁厚和内框架结构下薄壁零件夹具系统的模态参数。

1 有限元分析模型1.1 基本假设在实际当中，影响系统模态特效的因素很多，包典型7050-T7451铝合金框类薄壁类零件模态分析研究纪合溪1，葛雷达2，葛茂杰3，孙卫峰3，刘海涛3（1.福建众人机械制造有限公司，福建宁德 352000；2.麦格纳汽车动力总成(天津)有限公司，天津 300000；3.烟台龙源电力技术股份有限公司，山东烟台 264006)摘要：针对装夹系统下的Al7050-T7451合金框类薄壁类零件，采用有限元分析软件ABAQUS，建立有限元几何模型，利用Block-Lanczos 算法，获得Al7050-T7451合金框类薄壁类零件不同壁厚下的固有频率和模态振型等参数。

基于不同切削速度下铝合金7050-T7451的仿真研究

基于不同切削速度下铝合金7050-T7451的仿真研究谭俊;姜楠;齐永兴;葛茂杰【摘要】针对航空铝合金Al7050-T7451的切削加工过程,运用ABAQUS有限元软件,建立了能够反应实际切削状态的切削模型.借助该模型在保证切深0.1 mm、刀具与工件的接触长度为0.2 mm不变的前提下,分析不同切削速度对切削力和加工表面质量的变化规律.为实际铝合金AL7050-T7451的切削加工提供一定的理论依据,对制定合理的工艺参数提供一种辅助手段.【期刊名称】《机械研究与应用》【年(卷),期】2019(032)001【总页数】3页(P166-168)【关键词】切削力;仿真建模;切削速度;Al7050-T7451【作者】谭俊;姜楠;齐永兴;葛茂杰【作者单位】烟台龙源电力技术股份有限公司,山东烟台 264006;烟台龙源电力技术股份有限公司,山东烟台 264006;烟台龙源电力技术股份有限公司,山东烟台264006;烟台龙源电力技术股份有限公司,山东烟台 264006【正文语种】中文【中图分类】TG5010 引言铝是世界上第二大金属，铝及铝合金具有耐腐蚀性好，可塑性强，熔点低，导热性好，重量轻，易加工制造等优点。

它广泛应用于轻工，电气工业，机械制造，电子工业，汽车工业，冶金工业，建筑工业和包装材料。

进入21世纪后，随着科技的发展，航空、航天、轮船、石油化工以及国防军工行业更需要高精尖铝合金材料[1-2]。

尤其是《中国制造2025》的提出，中国到2025年要迈入制造强国行列，更离不开高精尖端铝合金的研究。

铝合金AL7050-T7451因起优越的机械性能，超强的抗腐蚀能力，是高精尖端铝合金中的佼佼者，是重点研究对象。

实际切削过程是一个极其复杂的过程，外部条件(如机床刚度，夹紧特性)，内部条件(如材料的形状和结构，工具的形状以及几何参数等)和工艺特征(如切削参数，路径等)会对切削效果产生一定的影响。

因此对切削过程进行模拟仿真，必须对其进行简化，如刀具是刚性的，加工材料是各向同性的，无论加工中的振动因素如何，都能简化为简单二维模型，可忽略其由高温高热引起的化学变化。

高速侧铣参数对7050-T7451铝合金表面粗糙度的影响

机械制造
粗糙度的预测方法不同之外ꎬ预测的准确性更需要与实际
加工过程相对应ꎮ 因此ꎬ本文通过研究航空铝合金高速铣
削加工中主轴转速、铣削进给速度、径向铣削深度等切削参
数对工件表面粗糙度的影响ꎬ采用灰度分析和分形维数作
为表征表面粗糙度的一种新方法ꎬ并通过实验结果来验证ꎬ
目的在于为优化高速侧铣加工工艺提供有力的参考依据ꎮ
数ꎬ实现了表面粗糙度和表面异常特征最小化的目的ꎮ 安
琪等 [９] 对实测车削表面形貌的采集信号进行频谱分析处
理ꎬ提出了一种基于少量参数的车削表面形貌的仿真方
艺加工的零件表面形貌存在结构性差异ꎮ 正确选用评定
法ꎬ并且得到了加工过程中各影响参数对表面形貌形成的
参数对定量表征加工表面质量ꎬ从而进一步指导加工工艺
关键词:航空铝合金７０５０－Ｔ７４５１ꎻ侧铣参数ꎻ表面粗糙度ꎻ分形ꎻ表面灰度
中图分类号:ＴＨ１６１＋ .１４文献标志码:Ａ文章编号:１６７１￣５２７６(２０２２)０１￣００３０￣０４
ＥｆｆｅｃｔｏｆＨｉｇｈＳｐｅｅｄＳｉｄｅＭｉｌｌｉｎｇＰａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎＳｕｒｆａｃｅＲｏｕｇｈｎｅｓｓｏｆ７０５０－Ｔ７４５１
热膨胀系数
熔点
弹性
电阻率
拉伸强度
泊松比
(２０ ℃ ~ １００ ℃ )
范围 / ℃ 模量 / ＭＰａ (２０ ℃ ) (２０ ℃ ) / ＭＰａ
０.３３
４９０ ~ ６３０
博看网 . All Rights Reserved.
７０.３
０.０４１５
５１０
１.２铣削参数及实验设计
径向切深 / ｍｍ
４０００
ｍａｃｈｉｎｉｎｇｍｅｔｈｏｄｓ ( ｕｐｍｉｌｌｉｎｇａｎｄｂａｃｋｍｉｌｌｉｎｇ) ｏｎｓｕｒｆａｃｅｒｏｕｇｈｎｅｓｓ. Ｔｈｅａｎａｌｙｓｉｓｓｈｏｗｓｔｈａｔｔｈｅｓｕｒｆａｃｅｒｏｕｇｈｎｅｓｓｉｎｃｒｅａｓｅｓ

7050铝合金t7451处理标准

7050铝合金是一种高强度、高耐腐蚀性能的铝合金材料，常用于航空航天领域。

而T7451处理是其常用的热处理工艺之一，通过特定的温度和时间处理，可以有效提高7050铝合金的强度和耐腐蚀性能。

在这篇文章中，我将从7050铝合金的基本特性、T7451处理工艺流程和影响因素、以及我个人的观点和理解等方面进行全面探讨。

1. 7050铝合金的基本特性7050铝合金是一种含有锆和铜的铝合金，具有优异的强度和耐腐蚀性能。

其特点主要包括：- 高强度：7050铝合金经过T7451处理后，可以达到较高的抗拉强度和屈服强度，适用于对强度要求较高的场合。

- 良好的耐腐蚀性能：7050铝合金在各种腐蚀介质中具有良好的抗腐蚀性能，适用于航空航天等特殊环境下的使用。

- 易加工性：与其它铝合金相比，7050铝合金具有较好的加工性能，适合进行各种加工和成形。

2. T7451处理工艺流程和影响因素T7451处理是对7050铝合金进行人工时效处理的一种热处理工艺，其流程包括：- 固溶处理：将7050铝合金加热至固溶温度，并保持一定时间，使合金元素均匀溶解在铝基中。

- 淬火：迅速将固溶处理后的7050铝合金冷却至室温，使合金元素固溶在铝基的固溶体中。

- 人工时效：将淬火后的7050铝合金放置在一定温度下进行时效处理，通过调整时间和温度，可以获得不同强度和耐腐蚀性能的材料。

影响T7451处理效果的因素包括固溶温度、保温时间、淬火方式和人工时效温度等。

合理的工艺参数能够有效提高7050铝合金的性能，并使其更好适应特定的工程需求。

3. 个人观点和理解从我个人的角度看，7050铝合金经过T7451处理后，具有良好的强度和耐腐蚀性能，适用于航空航天领域的结构件和零部件。

而T7451处理工艺中的固溶处理和人工时效处理是关键步骤，工艺参数的选择对最终产品的性能影响非常大。

在实际应用中，需要根据具体的工程要求和条件，合理制定T7451处理工艺，并通过不断优化来提高产品的性能和可靠性。

7050_T7451铝合金搅拌摩擦焊接头低周疲劳性能研究

ＷＡＮＧＸｉｊｉｎｇ，ＺＨＡＮＧＪｉｅ，ＮＩＵＹｏｎｇ，ＬＩＳｈｕｗｅｉ，ＸＵＣｈｅｎｇ
（ＳｔａｔｅＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙ Байду номын сангаасｆＡｄｖａｎｃｅｄＮｏｎ－ｆｅｒｒｏｕｓＭｅｔａｌＭａｔｅｒｉａｌｓ，ＧａｎｓｕＰｒｏｖｉｎｃｅ，ＬａｎｚｈｏｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｌａｎｚｈｏｕ７３００５０，Ｃｈｉｎａ）
表２７０５０－Ｔ７４５１铝合金的力学性能Ｔａｂ．２Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆａｌｕｍｉｎｕｍ
ａｌｌｏｙ７０５０－Ｔ７４５１
σｂ／ＭＰａ
σ０．２／ＭＰａ
δ（％）
ＨＶ
５１０
４５５
１０
１３５
ｍｍ／ｍｉｎ。焊后按照观测要求制成金相试样，所选腐蚀剂为盐酸、硝酸、氢氟酸与水的混合液，其体积比为５：３：２：１９０，腐蚀时间为１５ｓ。
金属铸锻焊技术Ｃａｓｔｉｎｇ·Ｆｏｒｇｉｎｇ·Ｗｅｌｄｉｎｇ
２００８年７月
７０５０－Ｔ７４５１铝合金搅拌摩擦焊接头
低周疲劳性能研究
王希靖，张杰，牛勇，李树伟，徐成（兰州理工大学甘肃省有色金属新材料国家重点实验室，甘肃兰州７３００５０）
摘要：对航空用５ｍｍ厚铝合金７０５０－Ｔ７４５１搅拌摩擦焊接头的低周疲劳性能进行了研究。在合适的焊接工艺
１试验
焊接用材为５ｍｍ厚７０５０－Ｔ７４５１铝合金，其化学成分和力学性能分别见表１、２。
焊接实验在ＦＳＷ－３ＬＭ－０１５型ＦＳＷ机上完成。搅拌头旋转速度为４００ｒ／ｍｉｎ，焊接速度为４０

7050_T7451铝合金的搅拌摩擦焊接试验分析

7050-T7451铝合金的搅拌摩擦焊接试验分析王　廷1,　朱丹阳2,　刘会杰1,　冯吉才1 (1.哈尔滨工业大学现代焊接生产技术国家重点实验室,哈尔滨150001; 2.哈尔滨工业大学材料科学与工程学院,哈尔滨　150001)摘　要:在不同焊接参数下进行了7050-T7451铝合金的搅拌摩擦焊接试验,对接头显微组织进行了光学和TE M分析,并测试了接头的抗拉强度和硬度分布.焊接工艺参数通过影响接头微观组织和焊接缺陷来影响接头的力学性能,在转速800r/min和焊速200mm/min的情况下,接头的抗拉强度最高达到母材强度的88%.焊接热输入较高时,接头的拉伸断裂出现在热影响区,而热输入较低时,焊缝底部出现未焊合,接头从此处首先发生开裂.结果表明,焊核区发生了动态再结晶和沉淀相溶解;热影响区发生了沉淀相粗化,晶间出现无沉淀带.关键词:搅拌摩擦焊;铝合金;微观组织;力学性能;断裂特征中图分类号:TG453.9 文献标识码:A 文章编号:0253-360X(2009)08-0109-04王　廷0　序言7050是一种Al2Zn2Mg2Cu系高强铝合金,具有高的比强度、高韧性以及优异的抗应力腐蚀性能,广泛应用于飞机的许多重要部件[1].然而,由于铝合金弧焊时焊缝经常会产生气孔、裂纹、咬边等缺陷.特别是对于热处理强化的超高强铝合金,其弧焊焊接性更差,极易出现热裂纹,严重阻碍了7050铝合金在工业中的应用[2].搅拌摩擦焊(friction stir welding,FSW)以其高效、节能、焊缝缺陷率低以及焊接变形小等优点,已经广泛应用于多种铝合金的焊接[3-5],但在7xxx系列铝合金中的应用还相对有限.利用搅拌摩擦焊接方法对70502T7451铝合金进行了焊接,重点研究了焊接参数对接头微观组织和力学性能的影响,为70502T7451铝合金搅拌摩擦焊接技术的实际应用奠定基础.1　试验方法试验材料为5mm厚70502T7451铝合金,尺寸规格为200mm×75mm,化学成分和物理性能见表1和表2.试验用搅拌头由工具钢制成,焊前经淬火处理,硬度达到63HRC.轴肩直径13.8mm,搅拌针长度4.85mm.接头形式为对接焊,对接面与板材轧制方向垂直.表1　70502T7451铝合金化学成分(质量分数,%)Table1　Chemical compo sition of7050aluminum alloyM g Zn Cu Z r Mn其它Al 1.9-2.6 5.7-6.7 2.0-2.60.08-0.150.10.15余量表2　70502T7451铝合金的力学及物理性能Table2　Mechanical and physical propertie s of705027451a2 luminum alloy抗拉强度R m/MPa断后伸长率A(%)比热容(20℃)c/(J・k g-1・K-1)热导率(20℃)λ/(kW・m-1・℃-1) 513148600.15固定搅拌头转速为600r/min,在焊接速度为100～400mm/min时进行试验;而焊接速度固定为200mm/min时,搅拌头旋速选用300～1000r/min.在对接板上,沿垂直焊缝方向分别截取金相和拉伸试样,拉伸试样按国家标准G B2651—89截取,在In2 stron—1186电子万能试验机上进行拉伸试验.金相试样经研磨、抛光后,采用柯氏试剂进行腐蚀.TE M 试样研磨到50μm,然后双喷减薄.金相观察在O LY MPUS PMG3光学微观镜上进行,TE M分析在Philips C M12透射电子微观镜下进行.在HX—1000显微硬度计上进行了焊缝显微硬度测量,测量位置第30卷第8期2009年8月焊　接　学　报TRANS ACTI ONS OF THE CHI NA WE LDI NG I NSTIT UTI ONVol.30　No.8August　2009收稿日期:2008-06-16在接头横截面中部,载荷为0.5N ,加载时间为10s.2　试验结果与分析2.1　接头微观组织2.1.1　宏观形貌图1为70502T7451铝合金搅拌摩擦焊接头典型的宏观形貌.可以看出,接头明显存在四个区域,即中心的焊核区(NZ ),焊缝两侧的热机影响区(T M AZ ),热影响区(H AZ )以及未受影响的母材(BM ).焊核区有明显的“洋葱”环,这在其他铝合金搅拌摩擦焊时也能观察到[6,7],它的出现与焊接时材料的塑性流动和沉淀物分布有关.图1　70502T7451接头典型宏观形貌Fig 11　Typical macro structural zone s of 70502T7451joint2.1.2　晶粒形态图2为70502T7451铝合金的微观结构,可以看出,母材由沿轧制方向被拉长的饼状晶粒和部分再结晶晶粒组成,晶粒大小极不均匀.母材中还包含有部分杂质相,主要是Al 2Cu 化合物,这些杂质相与基体的相界面会成为裂纹源,极大地降低材料的断裂韧性.图2　母材光学微观结构Fig 12　Optical micrograph of ba se metal由于接头强度受焊核区组织和热影响区组织影响最大,文中只分析了这两个区域的组织.图3为焊核区域的微观组织.可以看到,焊核区发生了动态再结晶,由细小的等轴晶组成.由于铝合金的层错能较高,不易发生断续动态再结晶(DDRX ),因此铝合金在热变形时主要发生连续动态再结晶(C DRX ),其发生再结晶的机制主要为亚晶的转变,而位错不断进入亚晶界使相邻亚晶界取向差增大是亚晶转变为晶粒的主要方式[8].图3　接头焊核区微观组织Fig 13　Micro structure within NZ of joint热影响区组织如图4所示.热影响区由于只受到热的作用,晶粒形态与母材接近,原始母材中的部分再结晶晶粒长大,因此热影响区晶粒尺寸较母材均匀,但焊接热输入对该区晶粒尺寸的影响并不明显.图4　不同焊接速度下热影响区微观组织Fig 14　Micro structure within H AZ of joint2.1.3　沉淀相沉淀相的尺寸和数量将极大地影响接头不同区域的性能.7050铝合金为沉淀强化铝合金,其主要强化相为η′[8].图5为母材和接头焊核区及热影响区沉淀相分布的TE M 形貌.由图5a 可以看出,细小的沉淀相均匀弥散的分布在晶内和晶界,形状和边界比较模糊.从图5b ,c 可以看出,焊核区内沉淀相大部分发生了溶解,只有少数存留.这是因为该区域温度最高,超过了沉淀110　焊　接　学　报第30卷相溶解温度,沉淀相发生了溶解所致.而在热影响区(图5c ,d ),沉淀相在受热时发生粗化,形态变得清晰,但密度低于母材,而且热输入越高,沉淀相尺寸越大,密度也越低.同时还可以发现,在热影响区晶间无沉淀带(precipitate free zone ,PFZ )加宽,而且热输入越高,其宽度越大.图5　母材和接头不同区域的沉淀相分布Fig 15　Precipitate s in ba se metal and different zone s of joints2.2　接头力学性能2.2.1　拉伸性能接头抗拉强度和延伸率随焊接参数的变化如图6所示.焊接热输入最终决定接头的力学性能,改变转速或焊速的效果是相当的.随着焊接热输入的增大,接头抗拉强度先升高后降低,但断后伸长率随热输入的增大呈上升趋势.在试验参数范围内,转速800r/min 和焊速200mm/min 时的接头抗拉强度最高为450MPa ,达到母材的88%,此时接头断后伸长率为7.1%,达到母材的51%.在转速600r/min 与焊接速度大于200mm/min ,或焊接速度200mm/min 与转速低于600r/min 的情况下,焊缝底部出现如图7所示的未焊合缺陷,导致接头抗拉强度和断后伸长率明显降低.增大转速或降低焊速,热输入增大,缺陷消失,但热影响区弱化程度加大,故抗拉强度达到峰值之后随热输入增大而降低.图6　焊接参数对接头拉伸性能的影响Fig 16　E ffect of welding parameters on tensile propertie s ofjoints以转速600r/min 、焊速分别为100mm/min 和400mm/min 为例,分析了焊接参数对接头断裂的影响,焊速较高时,因焊缝底部存在未焊合缺陷,拉伸断裂从此开始,随后穿过焊核;焊速较低时,热影响区在焊接热循环作用下发生明显弱化,故拉伸断裂出现在热影响区,断口呈现明显的韧窝状特征(图8).第8期王　廷,等:7050-T7451铝合金的搅拌摩擦焊接试验分析111图7　热输入较低时出现的未焊合缺陷Fig 17　K issing bond defect in joint welded at lower heatinput图8　热输入较高时的接头拉伸断口形貌Fig 18　Tensile fracture of joints welded at low welding speed2.2.2　硬度分布不同工艺参数下接头硬度分布如图9所示.可以看出,热影响区硬度明显低于其它区域,这与沉淀相的粗化和晶间无沉淀带的出现密切相关.而焊核区的硬度基本与母材相同,这是因为焊核区晶粒细化的结果.此外,焊接工艺参数对接头硬度分布有重要影响.焊接热输入越高,热影响区硬度越低,说明沉淀相的密度、尺寸以及晶间无沉淀带的宽度对热影响区的性能有决定性的影响.图9　不同焊接参数下的接头硬度分布Fig 19　Microhardne ss distribution of joints welded at differentwelding parameters3　结论(1)焊核区发生了动态再结晶和沉淀相溶解;热影响区发生了沉淀相粗化,晶间无沉淀带加宽,热输入越高,沉淀相尺寸越大,晶间无沉淀带越宽.(2)焊接工艺参数通过影响接头微观组织和焊接缺陷来影响接头的力学性能,在转速800r/min 和焊速200mm/min 的情况下,接头的抗拉强度最高,达到母材强度的88%.(3)焊接热输入较高时,接头的拉伸断裂出现在热影响区,具有明显的韧窝状断裂特征;而热输入较低时,焊缝底部出现未焊合,接头从此处首先发生开裂.参考文献:[1]　刘世兴,田世兴,陈昌麒.7050铝合金锻件的力学性能和断裂机制研究[J ].材料工程,1996(4):34-37.Liu Shixing ,T ian Shixing ,Chen Changqi.M echanical properties andfracture mechanism of 7050aluminum alloy forgings [J ].Journal of M aterials Engineering.,1996(4):34-37.[2]　杨淑芳,楼松年,薛小怀.铝合金焊接技术[J ].造船技术,2003(5):25-28.Y ang Shu fang ,Lou S ongnian ,Xue X iaohuai.W elding technology of a 2luminum alloy[J ].Journal of M arine T echnology ,2003(5):25-28.[3]　Hanadi S G.Friction stir weld ev olution of dynamically recrystallizedAA 2095weldments[J ].Scripta M aterialia ,2003(49):1103-1110.[4]　Peel M ,S teuwer A ,Preuss M ,et al .M icrostructure ,mechanicalproperties and residual stress as a function of welding speed in alumini 2um AA 5083fricion stir welds[J ].Acta M aterialia ,2003(51):4791-4801.[5]　Cabibbo M ,M cqueen H J ,Evangelista E ,et al .M icrostructure andmechanical property studies of AA 6056friction stir welded plate[J ].M aterials Science and Engineering A ,2007(460-461):86-94.[6]　Chen Z W ,Pasang T ,Qi Y.Shear flow and formation of Nugget z oneduring friction stir welding of aluminium alloy 50832O[J ].M aterials Science and Engineering A ,2008(474):312-316.[7]　Schmidt H N B ,Dickers on TL ,Hattel J H.M aterial flow in butt fic 2tion stir welds in AA 2024-T 3[J ].Acta M aterialia ,2006(54):1199-1209.[8]　Su J Q ,Nels on T W ,M ishra R ,et al .M icrostructural investigation offriction stir welded 7050-T 651aluminium[J ].Acta M aterialia ,2003(51):713-729.作者简介:王　廷,男,1984年出生,博士研究生.研究方向为新材料及异种材料的连接.发表论文4篇.Email :fgwangting @112　焊　接　学　报第30卷tw o types of conventional shielded gas is analyzed.The in fluence of wire extension and shielded gas component on the second critical current is researched.S o the mechanics of drop trans fer of high2cur2 rent density M AG welding process is disclosed,which is centrifugally breaking trans fer,mixed trans fer and rotating short trans fer.M ore2 over,the reas on of why high2current density M AG welding process with the shielded gas of80%Ar and20%C O2cannot be used is found.The application practicability of high effective welding for high2current density M AG welding process with the shielded gas of 98%Ar and2%O2is built.K ey w ords:　high current density M AG welding;the second critical current;centrifugally breaking trans fer;rotating short trans ferPrediction of residu al stresses distribution in strength2mis2 m atched butt joints using finite element method ZH AO Zhili1,2,Y ANG Jianguo2,LI U Xues ong2,FANG H ongyuan2(1. School of Materials Science and Engineering,Harbin University of Science and T echnology,Harbin150040,China;2.S tate K ey Lab2 oratory of Advanced Welding Production T echnology,Harbin Insti2 tute of T echnology,Harbin150001,China).p97-100Abstract:　The in fluence of mis2match ratio and total width of cover pass on distributions of welding residual stresses are studied by finite element method for the application of undermatching butt joint of high strength steel.Although the weld strength mismatch effects are con fined to a small region in the weld,all critical zone of fatigue failure such as weld toe and root of weld are located in this region. At weld toe,the magnitude of the longitudinal residual stresses in2 creases and the magnitude of transverse residual stress decreases with increasing mis2match ratio.The magnitudes of the longitudinal resid2 ual stresses and transverse residual stress increase less with the in2 creasing of total width of cover pass,but the position of peak value changes.The peak value of transverse residual stress of generic un2 dermatching butt joints is located at base metal,but that of equal load2carrying undermatching butt joint corresponding to the increas2 ing of total width of cover pass is located at weld toe.K ey w ords:　mis2match ratio;welding residual stress;butt2 welded joint;weld toeMicrostructure and form ation ch aracteristics of rotating arc horizontal G MAW joint G UO Ning,LI N Sanbao,ZH ANG Y aqi,Y ANG Chunli(S tate K ey Laboratory of Advanced Welding Production T echnique,Harbin Institute of T echnology,Harbin 150001,China).p101-104Abstract:　R otating arc horizontal G M AW can s olve the drip2 ping of the m olten pool in the horizontal welding.The rotating arc process not only can reduce the welding heat input by prolonging the welding path in the s ome welding distance caused by the arc rota2 tion,but als o disperse the arc force to affect the sidewall periodically resulting in supporting the fusion metal near the upper groove.The characteristics of joint formation in rotating arc horizontal G M AW was studied.The asymmetry of the microstructure in the joint due to the rotation of the arc was discovered.The reas on and the mechanism of this phenomenon was analyzed and interpreted.K ey w ords:　horizontal welding;joint characteristics;rotat2 ing arcVision system of butt joint gap width measurement for laser w elding W U Jiay ong,W ANG Pingjiang,CHE N Jihong,CHE N Zhiyi(National NC System Engineering Research Center,Huazhong University of Science and T echnology,Wuhan430074,China). p105-108Abstract:　Laser welding process has demanding requirements on quality of butt joint preparation,especially on joint gap width and mismatch,the butt joint gap being narrow and little mismatch.Due to the inadequate lateral res olution or measuring principle limitation, current vision sens ors can not measure the gap width accurately.In this paper,a vision system of joint gap width measurement is de2 signed using the CC D camera with telecentric lens and diode laser, and a joint gap detection alg orithm is proposed based on gray project2 ing integral approach.The experimental results dem onstrate that the gap width measurement system can extract the joint border and joint gap width accurately;joint gap detection alg orithm has self2verifica2 tion ability to a certain extent.Accuracy of the measurement is better than0.015mm for a butt joint specimen with0.05mm gap width.K ey w ords:　butt joint;gap width;laser welding;vision measurementExperimental investigation of friction stir w elding of7050alu2 minum W ANG T ing1,ZH U Danyang2,LI U Huijie1,FE NGJi2 cai1(1.S tate K ey Laboratory of Advanced Welding Production T ech2 nology,Harbin Institute of T echnology,Harbin150001,China;2. Department of Material Science,Harbin Institute of T echnology, Harbin150001,China).p109-112Abstract:　70502T7451aluminum alloy was welded in friction stir welding at different welding parameters.The structure of the joints was studied with optical microscopy and TE M.T ensile strength and hardness distribution of the joints were tested.The mechanical properties,the microstructure and welding defects of the joints were controlled by changing welding parameters.The tensile strength of the joint was up to88%of that of base metal at the parameters with tool traverse speed of200mm/min and rotation rate of800r/min. The fracture location was in H AZ in the joints welded in higher heat input;when the heat input was lower,kissing bond was produced in the root of the joint,and then fracture initiated from the location of the defect stretched.The result showed that dynamic recrystallization occurred in nugget zone together with the precipitates diss olved.Pre2 cipitates were coarsened in H AZ accompanying with the presence of precipitate2free zone.K ey w ords:　friction stir welding;aluminum alloy;micro structure;mechanical property;fracture characterizationⅥM AI N T OPICS,ABSTRACTS&KEY W ORDS2009,Vol.30,No.8。

提高7050-t7451厚板c环应力腐蚀的措施方法_概述及解释说明

提高7050-t7451厚板c环应力腐蚀的措施方法概述及解释说明1. 引言1.1 概述本文旨在探讨如何提高7050-t7451厚板c环应力腐蚀的措施方法。

首先，我们将简要介绍该问题的背景和重要性，随后阐述文章的结构以及论文撰写的目的。

1.2 文章结构本文将分为五个部分：引言、7050-t7451厚板c环应力腐蚀问题、提高7050-t7451厚板c环应力腐蚀的措施方法、实际应用案例分析与总结以及结论与展望。

在第二部分中，我们将深入研究7050-t7451厚板c环应力腐蚀问题，并对其产生原因进行分析。

同时，还将剖析影响因素并探讨危害以及提升需求的必要性。

第三部分将详细介绍物理性、化学性和结构性措施方法，并解释说明其实施原理和效果。

在第四部分中，我们将通过案例介绍与背景分析来验证所采取措施的可行性，并对其效果进行详尽分析。

最后，总结所得结果并得出启示。

最后一部分即为结论与展望，在此我们将概括主要研究成果，并展望今后可能存在的研究热点问题。

1.3 目的本文的目的是提供7050-t7451厚板c环应力腐蚀问题相关的措施方法，旨在减少或解决该问题产生时带来的负面影响。

通过对该问题进行全面分析和探讨，我们希望能够为业界提供一些改善该问题的启示，并促进进一步研究工作的开展。

2. 7050-t7451厚板c环应力腐蚀问题：2.1 原因分析：7050-t7451厚板在使用过程中，存在着C环应力腐蚀问题。

这是由于多种因素共同作用导致的。

首先，该材料的组织结构特性以及内在缺陷会对其耐腐蚀性能产生一定的影响。

其次，外界环境条件也是一个重要的原因，包括湿度、温度、氧气等。

此外，工艺操作和使用条件不当也可能加剧此问题。

2.2 影响因素分析：（1）组织结构：7050-t7451厚板由于过热处理和快速冷却导致有时会出现晶界堆积、异质相析出等不均匀组织形成。

这些不均匀组织在应力作用下易受到损伤和腐蚀。

（2）局部缺陷：7050-t7451厚板中可能存在气孔、夹杂物等局部缺陷，这些缺陷容易成为应力集中点，并在接触到液体介质时引发应力腐蚀裂纹的形成。