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采用顶锻式摩擦塞补焊方法,以2219-T6铝合金为塞棒材料,分别对8 mm厚2024-T3和7075-T6两种铝合金FSW接头进行了摩擦塞补焊试验研究,深入探讨了不同焊接压力下塞补焊接头的微观组织、显微硬度、力学性能及断口形貌特征. 结果表明,塞棒和母材或FSW焊缝是由等轴晶进行过渡,获得了紧密结合的接头,热力影响区和热影响区晶粒发生长大. 整个塞补焊接头塞棒区软化最严重,硬度在85 ~ 95 HV之间. 2024铝合金塞补焊接头抗拉强度和断后伸长率分别达到了母材的70%和65%以上,7075铝合金塞补焊接头抗拉强度和断后伸长率分别达到了母材的62%和48%以上. 塞补焊接头断裂模式为韧性特征. 相似文献
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采用顶锻式摩擦塞补焊方法,对8 mm厚2219-T87铝合金FSW焊缝进行了摩擦塞补焊试验研究,深入探讨摩擦塞补焊接头的微观组织、常温和低温力学性能、硬度及断口形貌变化特征. 结果表明,摩擦塞补焊接头具有明显的组织不均匀性,主要由塞棒区、塞棒热力影响区、再结晶区、母材热力影响区、热影响区和母材区组成;母材热力影响区晶粒具有显著变形特征, 其硬度最低为85 HV,是整个接头的薄弱部分. 摩擦塞补焊接头的常温和低温抗拉强度均达到FSW接头的80%以上,断后伸长率达到70%以上,其断裂模式为韧性特征. 相似文献
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对2219-T87铝合金搅拌摩擦焊缝进行摩擦塞补焊工艺试验,对塞补焊接头的焊缝成形、显微组织、显微硬度和抗拉强度进行了观察和测试,对拉伸断口进行了扫描电镜观察.结果表明,在7 500 r/min的焊接转速和40~55 kN的焊接压力下可获得无缺陷摩擦塞补焊接头;塞补焊接头沿垂直于搅拌焊缝方向的最大抗拉强度和断后伸长率分别可以达到336 MPa和8%,分别相当于母材抗拉强度和断后伸长率的73.9%和66.7%;在母材和塞棒之间的底部结合面是最薄弱的区域,如何控制该区域的结合强度是影响摩擦塞补焊接头拉伸性能的关键因素. 相似文献
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对X52管线钢进行了水下摩擦圆锥塞焊工艺试验,对不同焊接工艺参数下接头的微观组织进行了金相显微镜及扫描电镜观测,探讨了工艺参数对X52管线钢水下摩擦圆锥塞焊接头组织的影响. 结果表明,接头可以分为锻造区、最终摩擦界面、剪切变形区、结合区及热影响区. 其中剪切变形区呈层状结构,所形成的焊缝微观组织极不均匀,且出现粗大晶粒. 相比于焊接转速,轴向压力对X52管线钢水下摩擦塞焊接头组织的影响更显著. 摩擦塞焊接头组织与传统摩擦焊接头晶粒细化的特征不同,这是由于在“封闭式”摩擦焊过程中塞焊缝主要由剪切变形区组成. 相似文献
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对6 mm厚的2219-T87铝合金板进行了拉锻式摩擦塞补焊试验,对焊接接头的微观组织、显微硬度、抗拉强度及拉伸断口进行了观察与测试. 结果表明,采用优化的摩擦塞补焊工艺可实现2219-T87铝合金母材和2219-T87铝合金塞棒的冶金连接. 拉锻式摩擦塞补焊过程中,塞棒承受拉应力,应优化接头设计和焊接工艺参数从而防止塞棒被拉断. 未焊合是接头的主要缺陷,易出现在接头的近上表面处. 焊缝区发生明显软化,最低硬度出现在靠近连接界面的塞棒热力影响区,最低值为84.4 HV. 接头的抗拉强度可达326.4 MPa,断后伸长率可达4.45%,抗拉强度和断后伸长率分别为母材的71.7%和44.5%,拉伸断口呈韧窝形貌. 相似文献
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《热加工工艺》2015,(13)
针对6005A-T6铝合金型材搅拌摩擦焊接头缺陷,分别采用搅拌摩擦焊(FSW)和熔化极气体保护焊(MIG)进行补焊,对补焊后的接头疲劳性能进行了研究。结果表明,在循环次数N107时,FSW补焊接头的疲劳强度为100MPa,可达母材疲劳强度的84.53%,MIG补焊接头的疲劳强度为80 MPa,可达母材疲劳强度的67.62%。FSW补焊接头的疲劳断口裂纹源位于焊缝底部,裂纹扩展区有典型的疲劳辉纹,瞬断区为剪切型断口,为撕裂棱和韧窝组合形貌。MIG补焊接头疲劳断口的断面有微气孔,裂纹源位于夹杂气孔缺陷处,扩展区为准解理断裂,瞬断区为韧性断裂和脆性断裂的复合形式。 相似文献
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MB3镁合金固态塑性连接组织性能研究 总被引:2,自引:1,他引:2
研究了MB3镁合金的搅拌摩擦焊技术。对其塑性连接时的焊缝成形,焊缝组织形态及接头的力学性能进行了分析。结果表明,用搅拌摩擦焊方法焊接MB3镁合金,当工艺参数合适时,可获得外观成形美观、内部无缺陷,几乎无变形的平板对接接头。接头力学性能试验表明,其抗拉强度可达母材的97.2%,高于熔焊接头的强度,断裂位置大多位于热影响区。 相似文献