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1 實(shí)驗(yàn)

焊接試驗(yàn)使用的材料為厚的7 0 7 5 鋁合金軋制板材，焊件尺寸為160mm×20mm×5mm 。試驗(yàn)用攪拌頭軸肩直徑為20mm，攪拌針直徑為5mm，長(zhǎng)度為4.8mm 。試驗(yàn)采用平板對(duì)接方式進(jìn)行攪拌摩擦焊接。焊接工藝參數(shù)為：攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度600r/min ，攪拌頭沿焊縫方向的焊接速度60mm/min 。焊接后在電子萬(wàn)能拉伸機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，對(duì)成形良好的焊接接頭進(jìn)行硬度試驗(yàn)并制作金相試樣觀察組織形貌， 用顯微硬度計(jì)進(jìn)行顯微硬度試驗(yàn)，在金相光學(xué)顯微鏡上觀察微觀組織。腐蝕劑成分為： 2mLHF、3mLHCl、5mLHN03、190mLH，腐蝕時(shí)問(wèn)為10S 。熱處理工藝為：固溶溫度466℃,2h室溫水淬120℃，24h人工時(shí)效。

2 結(jié)果與分析

2.1 工藝參數(shù)對(duì)焊件抗拉強(qiáng)度的影響接頭力學(xué)性能在攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度為600r/min 、焊接速度為60mm/min 時(shí)，焊件的抗拉強(qiáng)度最好，為381.07MPa ，達(dá)到母材強(qiáng)度的84.6％ 。在熱處理后試樣的強(qiáng)度明顯提高，為母材強(qiáng)度的89.50％ ，這證明在該參數(shù)下7075 鋁合金板經(jīng)攪拌摩擦焊后其接頭力學(xué)性能良好，在經(jīng)過(guò)熱處理后可獲得更高強(qiáng)度的接頭。

2.2 接頭的宏觀形貌

圖1 所示為鋁合金接頭的宏觀橫斷面，其中a區(qū)為焊核區(qū)，材料在該區(qū)發(fā)生了劇烈的變形，在焊核區(qū)可以觀察到洋蔥環(huán)形貌，它的形成是由于當(dāng)攪拌頭旋轉(zhuǎn)沿焊縫走過(guò)時(shí)，不斷向攪拌頭的返回邊擠壓塑性金屬流的結(jié)果，b區(qū)為熱機(jī)影響區(qū)，材料在該區(qū)有變形跡象，但由于攪拌頭的旋轉(zhuǎn)作用，左右兩邊的流線方向有所不同；C區(qū)為熱影響，b區(qū)和C區(qū)有較明顯的分界。

2.3 接頭的微觀組織

熱處理前接頭的微觀組織，母材和焊縫區(qū)的分界線在前進(jìn)面和后退面不同，前進(jìn)面分界線比較明顯，后退面的分界線比較模糊，母材為典型的軋制狀態(tài)，微觀形貌為沿軋制方向的板條組織焊核區(qū)為細(xì)小的等軸晶，出現(xiàn)在前進(jìn)面和后退面的分界線可能是在攪拌摩擦焊過(guò)程中，攪拌頭經(jīng)過(guò)區(qū)域的金屬處于完全塑性狀態(tài)，兩側(cè)的金屬根據(jù)離攪拌頭的距離遠(yuǎn)近不同而處于不同的塑性狀態(tài)，并且都會(huì)隨著攪拌頭的旋轉(zhuǎn)而塑性流動(dòng)， 其流動(dòng)方向不一致。在前進(jìn)面，母材塑性變形方向朝前，與焊接方向一致；在后退面母材塑性變形方向朝后，與焊接方向相反；在焊縫內(nèi)，由于攪拌頭旋轉(zhuǎn)過(guò)程中的空腔作用，使攪拌區(qū)內(nèi)前進(jìn)面的金屬沿?cái)嚢桀^的外表面逆時(shí)針地被擠壓至攪拌頭的后方。因此，在前進(jìn)面，焊縫金屬塑性流動(dòng)方向與母材金屬塑性流動(dòng)方向相反， 使母材金屬與焊縫金屬之間存在很大的相對(duì)變形差；在后退面金屬塑性流動(dòng)方向與母材金屬塑性流動(dòng)方向相同，因而造成前進(jìn)面焊縫與焊縫區(qū)有明顯的分界線。焊核區(qū)晶粒細(xì)小均勻，呈等軸晶，這是由于此處的金屬在攪拌頭的作用下，溫度較高且應(yīng)變速率較大，使之不斷地形成再結(jié)晶晶核，并發(fā)生有限的長(zhǎng)大所致，攪拌頭對(duì)晶粒的破碎作用也使該區(qū)晶粒細(xì)小。而熱機(jī)影響區(qū)晶粒被拉長(zhǎng)，晶粒變形沒(méi)有焊核區(qū)劇烈，但由于該處晶粒受到攪拌頭肩軸的擠壓作用，使晶粒變長(zhǎng)，母材板條組織逐漸消失，軋制組織由再結(jié)晶組織與變形的板條狀組織組成，化合物被破碎并沿軋制方向排列，但不是十分明顯。析出相數(shù)量較熱處理前多，彌散分布均勻且彌散度大。