Effect of Stirring Needle Rotation Speed on Welding Temperature and Hardness Distribution of 6061-T6 Aluminum Alloy Friction Stir Welded Joint
-
摘要:
通过试验研究了960~1 800 r·min−1搅拌针转速下6061-T6铝合金搅拌摩擦焊接头的硬度分布；采用ABAQUS软件对搅拌摩擦焊过程的温度分布进行有限元模拟,通过热影响区测温点的温度变化对模型进行验证,模拟研究搅拌针转速对热影响区焊接温度的影响,并建立焊接温度分布与接头硬度分布的对应关系。结果表明：接头最低硬度位于热影响区或焊核+热机影响区。当搅拌针转速不高于1 200 r·min−1时,后退侧最低硬度（RLH）区域的硬度低于前进侧最低硬度（ALH）区域,RLH区域为接头力学性能的最薄弱位置；当搅拌针转速高于1 200 r·min−1后,ALH区域的硬度低于RLH区域,ALH区域成为最薄弱位置。模拟得到热影响区不同测温点的温度变化趋势与试验结果相吻合,峰值温度的最大相对误差为2.6%,说明该模型可以准确预测6061-T6铝合金在搅拌摩擦焊接过程中的温度分布。当搅拌针转速不超过1 200 r·min−1时,RLH区域的峰值温度比ALH区域更高,析出相溶解更多,硬度更低；当搅拌针转速高于1 200 r·min−1后,ALH区域的峰值温度更高,在高温区域停留的时间更长,析出相溶解更严重,硬度更低。通过模拟获得接头焊接时峰值温度超过400 ℃且降温速率最慢的区域,即为接头力学性能的最薄弱位置。
Abstract:The hardness distribution of the friction stir welded joint of 6061-T6 aluminum alloy under the stirring needle rotation speed of 960–1 800 r · min−1 was studied. The finite element simulation of temperature distribution during friction stir welding was carried out by ABAQUS software, and was verified by the temperature change of the temperature measurement points in the heat affected zone. The influence of stirring needle rotation speed on the welding temperature in the heat affected zone was simulated and studied, and the corresponding relationship between the welding temperature distribution and the joint hardness distribution was established. The results show that the lowest hardness of the joint was located in the heat affected zone or the welding core + thermo-mechanically affected zone. When the rotation speed of the stirring needle was not higher than 1 200 r · min−1, the hardness of retreating side law hardness (RLH) region was lower than that of advancing side low hardness (ALH) region, and RLH region was the weakest position of the mechanical properties of the joint. When the rotation speed of the stirring needle was higher than 1 200 r · min−1, the hardness of ALH region was lower than that of RLH region, and ALH region was the weakest position. The temperature variation trend of different temperature measurement points in the heat affected zone was consistent with the test results, and the maximum relative error of the peak temperature was 2.6%, indicating the model could accurately predict the temperature distribution in friction stir welding 6061-T6 aluminum alloy. When the rotation speed of the stirring needle was no more than 1 200 r · min−1, the peak temperature in RLH region was higher than that in ALH region, resulting in more precipitates dissolving and lower hardness. When the rotation speed of the stirring needle was higher than 1 200 r · min−1, the peak temperature in ALH region was higher, the residence time in the high temperature region was longer, the precipitates dissolved more seriously, and the hardness was lower. The region where the peak temperature exceeded 400 ℃ and the cooling rate was the slowest obtained by simulation was the weakest position of the mechanical properties of the joint.
-
0. 引言
6000系热处理可强化铝合金具有密度低、比强度和比刚度高、焊接性能及耐腐蚀性能好等特点,是理想的轻量化结构材料,已广泛应用于航空航天、船舶、轨道列车以及汽车等领域[1-3]。6000系铝合金结构件的常用连接方法包括钨极氩弧焊（TIG）、气体保护焊（MIG）、激光焊（LBW）等熔化焊工艺以及搅拌摩擦焊（FSW）等[4]。相比熔化焊[5-12],搅拌摩擦焊可在低于合金熔点温度下实现无熔池焊接,且效率高、成本低,适合焊接6000系铝合金的长直焊缝,接头强度系数可达到85%以上[4,7-8],更适用于轻量化结构件的焊接。
细化焊接接头热影响区域,分析各微区焊接过程的温度和析出相的演变规律,建立精确的温度-组织演变-力学性能变化的对应关系,是准确预测6000系铝合金焊接接头性能的重要方法[2]。SHEIKH-AHMAD等[11]、李落星等[12]认为,6000系铝合金FSW接头热影响区的软化机理是析出相的长大和溶解。LIN等[13]、WANG等[14]研究了6061铝合金热影响区析出相的演变规律,发现β''相转变为尺寸较大的β'相是热影响区软化的主要原因。WANG等[15]研究发现,在焊接6061-T6铝合金时,热影响区温度达到近400 ℃,β''析出相受热转变为β'相,平均尺寸由母材中的4.45 nm粗化到7.35 nm,而熔合线附近焊接温度达到500~560 ℃,析出相近乎完全溶解,组织接近退火态。FSW接头热影响区及热机影响区等不同位置的力学性能差异大,接头前进侧最低硬度（advancing side low hardness,ALH）区域和后退侧最低硬度（retreating side low hardness,RLH）区域由于机械搅拌塑性变形热输入的不同而呈现力学性能不对称分布特征,是接头热影响区的薄弱区[7,11-12]。搅拌针转速等工艺参数对焊接热输入影响大[5,9],进而影响接头的温度分布和析出相的演变规律,导致接头力学性能的不均匀及薄弱位置的不同。研究工艺参数对接头性能的影响并准确预测力学性能最薄弱点,对于接头在轻量化结构中使用时的失效行为判断至关重要,但目前该方面还缺乏系统的研究。
作者以6000系铝合金中典型的6061-T6铝合金FSW焊接接头为研究对象,通过试验研究不同搅拌针转速下接头的力学性能及其硬度分布规律,确定了最低硬度区域并观察其析出相形貌；采用有限元方法研究了搅拌针转速对热影响区焊接温度的影响,并建立焊接温度分布与接头硬度分布的对应关系,以期为FSW工艺参数的制定及焊接结构的强度校核提供试验参考。
1. 试样制备与试验方法
试验材料为6061-T6铝合金,化学成分（质量分数/%）为0.85Mg,0.38Si,0.35Cu,0.14Fe,0.11Cr,0.09Mn,余Al,屈服强度为285 MPa,抗拉强度为303 MPa,断后伸长率为10.7%,显微硬度为110 HV。在试验合金上切割出尺寸为300 mm×150 mm×3 mm的试样,打磨待焊区域表面,采用FSW-LW-BM 16-2 D型FSW焊机进行对接焊试验,搅拌针形状及尺寸如图1（a）所示。焊接时搅拌针的下压量为0.2 mm,倾角为2.5°,焊接速度为800 mm·min−1,搅拌针转速为960~1 800 r·min−1。为监测焊接过程中热影响区的温度变化,采用热电偶及NI LABVIEW软件在线采集实时温度变化,采样频率为50 Hz,测温点位置如图1（b）所示,图中AS表示焊接前进侧（advancing side）、RS表示焊接后退侧（retreating side）,在前进侧离焊缝中心8,10 mm的位置（测温点）放置热电偶。
![]()
图 1 搅拌针的形状和尺寸以及测温点位置示意Figure 1. Schematic of stirring needle shape and size (a) and temperature measurement point position (b)采用HV-1000型维氏硬度计对垂直于焊接方向的接头表面进行硬度测试,相邻测试点间距为0.5 mm,载荷为1 000 N,保载时间为10 s。按照GB/T 2651—2023,采用线切割方法在焊接接头上以焊缝为中心垂直于焊接方向截取如图2所示的拉伸试样,采用Instron 3369型万能试验机进行室温拉伸试验,拉伸速度为0.008 mm·s−1,测3次取平均值。在焊接接头母材和热影响区截取2 mm厚的试样,机械研磨至厚度0.1 μm以下,采用−25 ℃体积分数30%硝酸+70%甲醇溶液在15 V、50 mA条件下电解双喷减薄后,采用Tecnai F 20型透射电镜（TEM）观察纳米析出相的微观结构。
2. 试验结果与讨论
2.1 力学性能
根据图3所示的硬度分布情况,将接头划分为焊核+热机影响区（NZ+TMAZ）、热影响区（HAZ）、母材区（BM）等区域[12]。焊核+热机影响区、热影响区的显微硬度明显低于母材,且其最低值与搅拌针转速有关。当搅拌针转速由960 r·min−1增加到1 500 r·min−1时,焊核+热机影响区和热影响区的总宽度由14.5 mm增加至19.0 mm；当搅拌针转速进一步增加到1 800 r·min−1时,总宽度变化不大,同时焊核+热机影响区的硬度相对较高。当搅拌针转速不超过1 200 r·min−1时,热影响区的ALH区域硬度高于RLH区域；而当搅拌针转速高于1 200 r·min−1后,热影响区的ALH区域硬度低于RLH区域。
![]()
图 3 不同搅拌针转速下垂直于焊接方向的接头表面硬度分布曲线Figure 3. Surface hardness distribution curves of joints perpendicular to welding direction under different stirring needle rotation speeds由图4可以看出,随着搅拌针转速的增加,接头的断后伸长率、屈服强度和抗拉强度均呈先升高后下降的趋势。在1 200 r·min−1~1 500 r·min−1搅拌针转速区间,抗拉强度差异不明显,但断后伸长率从5.85%下降至4.87%。当搅拌针转速进一步增加至1 800 r·min−1,抗拉强度下降至235 MPa,而屈服强度未明显降低。
![]()
图 4 不同搅拌针转速下接头的拉伸性能Figure 4. Tensile properties of joints under different stirring needle rotation speeds2.2 析出相形貌及断裂位置
6061-T6铝合金母材的85%强度贡献主要来源于基体内的纳米析出相强化[2,16]。由图5可以看出,6061-T6铝合金母材的析出相为垂直于〈100〉Al方向分布的细小针状β''相,其长度在20~50 nm之间,平均长度约为35 nm,宽度在3.5~4.7 nm之间。由图6可以看出,相比母材,接头热影响区ALH及RLH区域的析出相长度显著增大,分布密度明显下降,表明热影响区的大部分β''相在焊接过程中已溶解,同时未溶解的部分析出相发生明显粗化。在焊接过程中,搅拌塑性变形热和摩擦热使热影响区温度升高,当温度升高到250~320 ℃范围时β''相转变成β'相及Q'相,至400~480 ℃范围时β'相和Q'相溶解,至480~502 ℃范围形成β相并溶解[16]。由于搅拌摩擦焊接速度快,高温持续时间短,溶质原子扩散时间有限,因此热影响区的β''相在粗化、相变后仅部分发生溶解[12]。当搅拌针转速增加到1 800 r·min−1时,ALH区域的析出相分布密度比RLH区域低、尺寸相当,而当搅拌针转速为1 200 r·min−1时,ALH区域的析出相分布密度和尺寸明显大于搅拌针转速1 800 r·min−1下；析出相分布密度越大,该区域的硬度越高,这与硬度试验结果相吻合。
![]()
图 5 6061-T6铝合金母材的析出相TEM形貌Figure 5. TEM morphology of precipitates in 6061-T6 aluminum alloy base metal![]()
图 6 不同搅拌针转速下接头不同区域析出相的TEM形貌Figure 6. TEM morphology of precipitates in different regions of joints under different stirring needle rotation speeds: (a) RLH region and (b–c) ALH region由图7可知,当搅拌针转速为960 r·min−1时,焊核底部存在一定的未焊合缺陷,接头从该缺陷处断裂,同时由于焊核区在搅拌过程中经历了动态再结晶,晶粒无明显取向[11-12],因此拉伸试样沿切应力最大方向,即与拉伸方向呈45°断裂。未焊合缺陷是由塑性搅拌不充分导致的,在拉伸过程中未焊合处产生应力集中而成为断裂源。当搅拌针转速为1 200 r·min−1时,接头在RLH区域断裂,而当搅拌针转速进一步增加时,断裂位置为ALH区域。可见,除搅拌针转速960 r·min−1下接头在未焊合缺陷处断裂外,其他搅拌针转速下接头的断裂位置均与截面硬度分布曲线中的最低硬度所在位置相吻合。
![]()
图 7 不同搅拌针转速下拉伸试样断裂前后的外观Figure 7. Appearance of tensile samples under different stirring needle rotation speeds before (a) and after (b) fracture搅拌摩擦焊接头焊核和热影响区的硬度明显低于母材硬度的原因包括：（1）焊核温度一般超过500 °C[12,14],析出相几乎完全溶解[11]；（2）热影响区中的β''析出相粗化,或向强化效果更差且尺寸更粗大的β'和Q'相转变,当温度超过400 ℃后析出相发生溶解或部分溶解[12]。经机械搅拌大塑性变形后,焊核的温度升高,晶粒发生动态再结晶而形成细小的等轴晶[14],一定程度上产生细晶强化作用,因此焊核的硬度略高于ALH或RLH区域。随着搅拌针转速的增加,ALH区域的硬度降低,且当搅拌针转速高于1 200 r·min−1后,其硬度低于RLH区域。其可能原因在于随搅拌针转速的增加,单位时间内的热输入增大,析出相的粗化和溶解程度加剧,因此硬度降低。并且由于前进侧的塑性变形量大于后退侧[17],前进侧的温度更高,前进侧硬度降幅更大。由此可见,搅拌摩擦焊接头力学性能薄弱区与搅拌针的转速有关,其本质在于搅拌针转速的增加导致ALH及RLH区域所经历的焊接温度升高、受热时间延长。因此,有必要开展接头焊接温度场分布规律研究,以进一步分析其软化过程。
3. FSW过程的有限元模拟
3.1 有限元建模及参数设置
采用ABAQUS软件建立焊接接头的有限元模型,采用任意拉格朗日欧拉方法（Arbitrary Lagrangian Eulerian,ALE）对有限元模型进行网格划分,搅拌针与母材接触部分网格尺寸设定为0.4 mm,厚度方向划分6个单元,其他位置网格尺寸设定为2 mm,网格形式为C3D8RT八节点六面体网格,粗细网格之间采用共节点方式并设置自适应网格重划分,通过设置欧拉边界等效代替搅拌针的向前行进以描述材料的流动,具体的网格划分及边界条件如图8所示。
![]()
图 8 有限元模型网格划分及ALE边界条件Figure 8. Finite element model grid meshing (a) and ALE boundary conditions (b)6061-T6铝合金的本构模型采用Johnson-Cook模型,该模型包括材料在不同温度、不同应变速率的硬化属性,可以描述FSW过程中材料的高温、高应变速率及高应变的弹塑性行为,其表达式[15,17]如下：
(1) 式中：σ为流变应力；T为材料变形时的温度；A为参考温度和应变速率下的初始屈服应力；B为材料应变硬化模量；n为硬化指数；C为材料应变速率强化参数；m为材料软化系数；εp为塑性应变；
为应变速率； 为参考应变速率,取1；Tr为参考温度；Tm为熔化温度。 Johnson-Cook模型中的A,B,n可通过拟合6061-T6铝合金母材准静态拉伸真应力-塑性应变曲线获得[16],拟合结果如图9所示,模型参数如表1所示。
![]()
图 9 6061-T6铝合金准静态拉伸真应力-塑性应变试验曲线及拟合曲线Figure 9. Quasi-static tensile true stress-plastic strain test curve and fitted curve of 6061-T6 aluminum alloy表 1 6061-T6铝合金的Johnson-Cook本构模型参数Table 1. Parameters of Johnson-Cook constitutive model of 6061-T6 aluminum alloy参数 A/MPa B/MPa n C m Tm/℃ Tr/℃ 数值 285 168 0.55 0.002 1.34 583 27 采用库仑摩擦描述搅拌针和材料的接触关系,摩擦因数设定为0.3[17]。采用JMatPro7.0软件计算6061-T6铝合金的热物理性能参数[18],结果如图10所示。工件表面与FSW焊机工作台表面、搅拌针、空气的传热等效为对流传热,相互之间的接触换热系数分别设置为5,11,30 W·m−1·K−1[19]。
![]()
图 10 计算得到6061-T6铝合金的热物理性能参数Figure 10. Thermophysical property parameters of 6061-T6 aluminum alloy by calculation3.2 模型的试验验证
由图11可以看出：模拟和试验得到测温点的温度变化趋势吻合,均随搅拌针接近和远离而先急剧升高后降低。当搅拌针转速分别为1 200,1 800 r·min−1时,试验测得距焊缝中心8 mm处的峰值温度分别为309,245 ℃,距焊缝中心10 mm处的峰值温度分别为332,274 ℃,模拟得到距焊缝中心8 mm处的峰值温度分别为310,251 ℃,距焊缝中心10 mm处的峰值温度分别为329,267 ℃；峰值温度的最大相对误差为2.6%,表明建立的有限元模型可以准确地预测6061-T6铝合金在搅拌摩擦焊接过程中的温度分布。
![]()
图 11 模拟得到不同搅拌针转速下前进侧不同测温点的温度变化曲线与试验结果的对比Figure 11. Comparison between simulated and test temperature change curves of different temperature measurement points on AS side under different stirring needle rotation speeds3.3 接头温度分布与力学性能的关系
由图12可以看出：搅拌针转速对接头横截面温度分布曲线的形状影响较小,但对其峰值温度的影响较大,搅拌针转速越大,峰值温度越高。在热影响区内,搅拌针转速越大,前进侧与后退侧温度差异越大,两侧温度分布不对称,这是前进侧塑性变形量更大所致；随搅拌针转速的增加,二者差异更加明显。当搅拌针转速为1 200 r·min−1时,前进侧搅拌针外缘与工件接触位置的温度约为500 ℃,且随搅拌针转速的增加而进一步升高,但搅拌针转速对后退侧的温度影响较小。热影响区最低硬度区域的温度均在400~480 ℃,且当搅拌针转速超过1 200 r·min−1后,最低硬度区域由后退侧变为前进侧。由此可见,在焊接过程中前进侧和后退侧的热影响区升温和降温过程存在差异,这是引起两侧受热软化后硬度不同的原因,且搅拌针转速对前进侧的温度影响更大。
![]()
图 12 模拟得到不同搅拌针转速下接头的横截面温度场Figure 12. Temperature field in cross section of joints under different stirring needle rotation speeds by simulation由图13可以看出：当搅拌针转速为1 200 r·min−1时,RLH和ALH区域经历的峰值温度相差较小,仅为5 ℃；当搅拌针转速增加至1 800 r·min−1时,RLH和ALH区域经历的峰值温度之差达到35 ℃,且RLH区域的峰值温低于1 200 r·min−1时的RLH区域,而ALH区域的峰值温度高于1 200 r·min−1时的ALH区域。随着搅拌针转速的增加,前进侧和后退侧的降温速率均降低,表明热影响区在较高温度范围内停留的时间延长。提高搅拌针转速使焊接过程的热输入增加,导致热影响区峰值温度更高且在高温区域停留的时间更长,造成析出相粗化或溶解更严重。RLH和ALH区域所经历的温度均超过400 ℃,析出相会发生溶解,且搅拌针转速越高,析出相溶解更严重,因此硬度降低。同时,搅拌针转速的增加使得ALH区域峰值温度高于RLH区域的程度增加,在高温区域停留的时间延长,析出相溶解时间更长,因此ALH区域的硬度更低。可以通过有限元模拟准确获得接头焊接时峰值温度超过400 ℃且降温速率最慢的区域,即可预测出接头力学性能的最薄弱位置。
![]()
图 13 模拟得到不同搅拌针转速下接头RLH、ALH区域的温度变化曲线Figure 13. Temperature change curves of RLH and ALH regions of joint under different stirring needle rotation speeds by simulation4. 结论
（1）6061-T6铝合金FSW接头的最低硬度位于热影响区或焊核+热机影响区,当搅拌针转速不高于1 200 r·min−1时,后退侧硬度最低（RLH）区域的硬度低于前进侧硬度最低（ALH）区域,RLH区域为接头力学性能的最薄弱位置；进一步提高搅拌针转速后,ALH区域的硬度低于RLH区域,ALH区域成为最薄弱位置。ALH或RLH区域的析出相溶解或粗化,是造成热影响区硬度低、接头硬度分布不均匀的本质原因。
（2）模拟得到接头热影响区不同测温点的温度变化趋势与试验结果相吻合,峰值温度的最大相对误差为2.6%,该模型可以准确预测6061-T6铝合金在搅拌摩擦焊接过程中的温度分布。当搅拌针转速不超过1 200 r·min−1时,RLH区域的峰值温度比ALH区域更高,析出相溶解更多,硬度更低；当搅拌针转速高于1 200 r·min−1后,ALH区域的峰值温度更高,在高温区域停留的时间更长,析出相溶解更严重,硬度更低。
（3）通过有限元模拟获得焊接时接头峰值温度超过400 ℃且降温速率最慢的区域,即可预测出接头力学性能的最薄弱位置。
-
![]()
图 1 搅拌针的形状和尺寸以及测温点位置示意
Figure 1. Schematic of stirring needle shape and size (a) and temperature measurement point position (b)
![]()
图 3 不同搅拌针转速下垂直于焊接方向的接头表面硬度分布曲线
Figure 3. Surface hardness distribution curves of joints perpendicular to welding direction under different stirring needle rotation speeds
![]()
图 4 不同搅拌针转速下接头的拉伸性能
Figure 4. Tensile properties of joints under different stirring needle rotation speeds
![]()
图 5 6061-T6铝合金母材的析出相TEM形貌
Figure 5. TEM morphology of precipitates in 6061-T6 aluminum alloy base metal
![]()
图 6 不同搅拌针转速下接头不同区域析出相的TEM形貌
Figure 6. TEM morphology of precipitates in different regions of joints under different stirring needle rotation speeds: (a) RLH region and (b–c) ALH region
![]()
图 7 不同搅拌针转速下拉伸试样断裂前后的外观
Figure 7. Appearance of tensile samples under different stirring needle rotation speeds before (a) and after (b) fracture
![]()
图 8 有限元模型网格划分及ALE边界条件
Figure 8. Finite element model grid meshing (a) and ALE boundary conditions (b)
![]()
图 9 6061-T6铝合金准静态拉伸真应力-塑性应变试验曲线及拟合曲线
Figure 9. Quasi-static tensile true stress-plastic strain test curve and fitted curve of 6061-T6 aluminum alloy
![]()
图 10 计算得到6061-T6铝合金的热物理性能参数
Figure 10. Thermophysical property parameters of 6061-T6 aluminum alloy by calculation
![]()
图 11 模拟得到不同搅拌针转速下前进侧不同测温点的温度变化曲线与试验结果的对比
Figure 11. Comparison between simulated and test temperature change curves of different temperature measurement points on AS side under different stirring needle rotation speeds
![]()
图 12 模拟得到不同搅拌针转速下接头的横截面温度场
Figure 12. Temperature field in cross section of joints under different stirring needle rotation speeds by simulation
![]()
图 13 模拟得到不同搅拌针转速下接头RLH、ALH区域的温度变化曲线
Figure 13. Temperature change curves of RLH and ALH regions of joint under different stirring needle rotation speeds by simulation
表 1 6061-T6铝合金的Johnson-Cook本构模型参数
Table 1 Parameters of Johnson-Cook constitutive model of 6061-T6 aluminum alloy
参数 A/MPa B/MPa n C m Tm/℃ Tr/℃ 数值 285 168 0.55 0.002 1.34 583 27 
下载: 导出CSV
-
[1] NTURANABO F ,MASU L M ,GOVENDER G. Automotive light-weighting using aluminium metal matrix composites[J]. Materials Science Forum,2015,828/829：485-491. [2] ZHANG W K ,HE H ,XU C C ,et al. Precipitates dissolution,phase transformation,and re-precipitation-induced hardness variation in 6082-T6 alloy during MIG welding and subsequent baking[J]. JOM,2019,71（8）：2711-2720. [3] 李光霁,刘新玲.汽车轻量化技术的研究现状综述[J].材料科学与工艺,2020,28（5）：47-61. LI G J ,LIU X L. Literature review on research and development of automotive lightweight technology[J]. Materials Science and Technology,2020,28（5）：47-61.
[4] ÇAM G ,İPEKOĞLU G. Recent developments in joining of aluminum alloys[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2017,91（5）：1851-1866. [5] ZHANG L ,LI X Y ,NIE Z R ,et al. Softening behavior of a new Al-Zn-Mg-Cu alloy due to TIG welding[J]. Journal of Materials Engineering and Performance,2016,25（5）：1870-1879. [6] HU W ,LI Q H ,WANG Y ,et al. Effect of welding parameters on microstructure and mechanical properties of friction-stir-welded Al-Mg-Si alloy[J]. Journal of Materials Engineering and Performance,2020,29（2）：866-876. [7] LI Y P ,SUN D Q ,GONG W B ,et al. Effects of postweld aging on the microstructure and properties of bobbin tool friction stir-welded 6082-T6 aluminum alloy[J]. International Journal of Minerals,Metallurgy,and Materials,2019,26（7）：849-857. [8] RAMASWAMY A ,MALARVIZHI S ,BALASUBRAMANIAN V. Effect of variants of gas metal arc welding process on tensile properties of AA6061-T6 aluminium alloy joints[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2020,108（9）：2967-2983. [9] YI J ,CAO S F ,LI L X ,et al. Effect of welding current on morphology and microstructure of Al alloy T-joint in double-pulsed MIG welding[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2015,25（10）：3204-3211. [10] GUNGOR B ,KALUC E ,TABAN E ,et al. Mechanical and microstructural properties of robotic Cold Metal Transfer （CMT） welded 5083-H111 and 6082-T651 aluminum alloys[J]. Materials & Design,2014,54：207-211. [11] SHEIKH-AHMAD J Y ,OZTURK F ,JARRAR F ,et al. Thermal history and microstructure during friction stir welding of Al-Mg alloy[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2016,86（1）：1071-1081. [12] 李落星,张鹏,易林峰,等.焊接速度对铝合金搅拌摩擦焊接头性能的影响[J].湖南大学学报（自然科学版）,2021,48（12）：120-128. LI L X ,ZHANG P ,YI L F ,et al. Effect of welding speed on properties of friction stir welded joint of aluminum alloy[J]. Journal of Hunan University （Natural Sciences）,2021,48（12）：120-128.
[13] LIN S ,DENG Y L ,TANG J G ,et al. Microstructures and fatigue behavior of metal-inert-gas-welded joints for extruded Al-Mg-Si alloy[J]. Materials Science and Engineering：A,2019,745：63-73. [14] WANG T ,DUAN S W ,MATSUDA K ,et al. Dynamic recrystallization and dynamic precipitation in AA6061 aluminum alloy during friction stir welding[J]. Transactions of the Indian Institute of Metals,2022,75（5）：1329-1339. [15] WANG J N ,CHEN X ,YANG L F ,et al. Effect of preheat & post-weld heat treatment on the microstructure and mechanical properties of 6061-T6 aluminum alloy welded sheets[J]. Materials Science and Engineering：A,2022,841：143081. [16] DONG P ,LI H M ,SUN D Q ,et al. Effects of welding speed on the microstructure and hardness in friction stir welding joints of 6005A-T6 aluminum alloy[J]. Materials & Design,2013,45：524-531. [17] ZHANG Z ,ZHANG H W. Numerical studies on controlling of process parameters in friction stir welding[J]. Journal of Materials Processing Technology,2009,209（1）：241-270. [18] SAUNDERS N ,GUO U K Z ,LI X ,et al. Using JMatPro to model materials properties and behavior[J]. JOM,2003,55（12）：60-65. [19] 龙玲,史清宇,刘铁,等.搅拌摩擦焊接材料流动模型及在缺陷预测中的应用[J].焊接学报,2019,40（1）：84-88. LONG L ,SHI Q Y ,LIU T ,et al. Modeling of material flow during friction stir welding and the application for defect prediction[J]. Transactions of the China Welding Institution,2019,40（1）：84-88.
计量
- 文章访问数: 27
- HTML全文浏览量: 5
- PDF下载量: 5
