Zn-Cu-Ti合金搅拌摩擦焊与激光焊接头组织与性能对比研究 sup ① _sup _喻嵘.pdf

Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金搅拌摩擦焊与激光焊接头组织与 性能对比研究 ① 喻 嵘１， 钟叶清２， 郑 英３ （１．中南大学 湘雅护理学院，湖南 长沙 ４１００１３； ２．中南大学 材料科学与工程学院，湖南 长沙 ４１００８３； ３．湖南狮璐科技有限公司，湖南 长沙 ４１０６０４） 摘 要 通过金相显微镜、扫描电镜和显微硬度测试等分析手段，研究了 Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金搅拌摩擦焊接头与激光焊接头的组织和性 能。 结果表明，Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金搅拌摩擦焊接头主要分为母材区、热机影响区、焊核区，其显微组织分别为纤维组织、拉伸弯曲变形组 织、细小的晶粒；接头各区域硬度分布为母材区＞热机影响区＞焊核区；接头的抗拉强度 １５３．８ ＭＰａ，延伸率为 ６．７％，发生偏向脆断 的准解理断裂。 激光焊接头主要分为母材区、熔合区、焊缝区，焊缝区中心位置上下表面有凹坑，其内部有多条排列规则且形状近 似抛物线的熔合线，并存在较明显的夹杂；接头各区域硬度分布为母材区＜熔合区＜焊缝区；接头的抗拉强度为 １１０．３ ＭＰａ，延伸率 仅为 ４．７％，发生脆性断裂。 关键词 锌合金； Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金； 搅拌摩擦焊； 激光焊； 焊接接头 中图分类号 ＴＧ１１５文献标识码 Ａｄｏｉ１０．３９６９／ ｊ．ｉｓｓｎ．０２５３-６０９９．２０１９．０３．０３１ 文章编号 ０２５３-６０９９（２０１９）０３-０１２８-０４ Ｃｏｎｔｒａｓｔｉｖｅ Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｈｅ Ｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ａｎｄ Ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ Ｊｏｉｎｔｓ Ｐｒｅｐａｒｅｄ ｂｙ Ｆｒｉｃｔｉｏｎ Ｓｔｉｒ Ｗｅｌｄｉｎｇ ａｎｄ Ｌａｓｅｒ Ｗｅｌｄｉｎｇ ｆｏｒ Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ Ａｌｌｏｙ ＹＵ Ｒｏｎｇ１， ＺＨＯＮＧ Ｙｅ-ｑｉｎｇ２， ＺＨＥＮＧ Ｙｉｎｇ３ （１．Ｘｉａｎｇ Ｙａ Ｎｕｒｓｉｎｇ Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｃｅｎｔｒａｌ Ｓｏｕｔｈ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ， Ｃｈａｎｇｓｈａ ４１００１３， Ｈｕｎａｎ， Ｃｈｉｎａ； ２．Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， Ｃｅｎｔｒａｌ Ｓｏｕｔｈ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ， Ｃｈａｎｇｓｈａ ４１００８３， Ｈｕｎａｎ， Ｃｈｉｎａ； ３． Ｈｕｎａｎ Ｓｈｉｌｕ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｌｔｄ， Ｃｈａｎｇｓｈａ ４１０６０４， Ｈｕｎａｎ， Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ Ｔｈｅ ｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ａｎｄ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｊｏｉｎｔｓ ｏｆ Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ ａｌｌｏｙ ｐｒｅｐａｒｅｄ ｂｙ ｆｒｉｃｔｉｏｎ ｓｔｉｒ ｗｅｌｄｉｎｇ （ＦＳＷ） ａｎｄ ｌａｓｅｒ ｗｅｌｄｉｎｇ ｗｅｒｅ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄ ｂｙ ｍｅａｎｓ ｏｆ ＯＭ， ＳＥＭ ａｎｄ ｍｉｃｒｏ-ｈａｒｄｎｅｓｓ ｔｅｓｔｉｎｇ． Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ＦＳＷ ｊｏｉｎｔ ｗａｓ ｍａｉｎｌｙ ｄｉｖｉｄｅｄ ｉｎｔｏ ｐａｒｅｎｔ ｍａｔｅｒｉａｌ ｚｏｎｅ （ＰＭＺ）， ｔｈｅｒｍａｌ-ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｌｙ ａｆｆｅｃｔｅｄ ｚｏｎｅ （ＴＭＡＺ） ａｎｄ ｗｅｌｄ ｎｕｇｇｅｔ ｚｏｎｅ （ＷＮＺ）， ｂｅｉｎｇ ｏｆ ｆｉｂｅｒ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ， ｔｅｎｓｉｌｅ ａｎｄ ｂｅｎｄｉｎｇ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ， ａｓ ｗｅｌｌ ａｓ ｆｉｎｅ ａｎｄ ｄｅｎｓｅ ｇｒａｉｎ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ， ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ． Ｍｏｒｅｏｖｅｒ， ｔｈｅ ｈａｒｄｎｅｓｓ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｅａｃｈ ｐａｒｔ ｏｆ ｔｈｅ ｊｏｉｎｔ ｗａｓ ｉｎ ｔｈｅ ｆｏｌｌｏｗｉｎｇ ｏｒｄｅｒ ＰＭＺ＞ ＴＭＡＺ＞ＷＮＺ． Ｉｎ ａｄｄｉｔｉｏｎ， ｔｈｅ ＦＳＷ ｊｏｉｎｔ ｈａｄ ｔｈｅ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ １５３．８ ＭＰａ ａｎｄ ｔｈｅ ｅｌｏｎｇａｔｉｏｎ ｏｆ ６．７％， ａｎｄ ｔｈｅ ｑｕａｓｉ-ｃｌｅａｖａｇｅ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｒｅｎｄｉｎｇ ｔｏｗａｒｄ ｂｒｉｔｔｌｅ ｗａｓ ｏｂｓｅｒｖｅｄ． Ｗｈｉｌｅ ｔｈｅ ｌａｓｅｒ ｗｅｌｄｅｄ ｊｏｉｎｔ ｗａｓ ｍａｉｎｌｙ ｄｉｖｉｄｅｄ ｉｎｔｏ ＰＭＺ， ｆｕｓｉｏｎ ｚｏｎｅ ａｎｄ ｗｅｌｄ ｚｏｎｅ． Ｔｈｅ ｗｅｌｄ ｚｏｎｅ ｈａｄ ｔｉｎｙ ｄｅｎｔｓ ｏｎ ｔｈｅ ｕｐｐｅｒ ａｎｄ ｌｏｗｅｒ ｐａｒｔ ｏｆ ｓｕｒｆａｃｅｓ． Ｔｈｅｒｅ ｗｅｒｅ ｍａｎｙ ｆｕｓｉｏｎ ｌｉｎｅｓ ｉｎ ｒｅｇｕｌａｒ ａｒｒａｎｇｅｍｅｎｔ ｗｉｔｈ ｓｈａｐｅ ｓｉｍｉｌａｒ ｔｏ ｐａｒａｂｏｌａ， ａｎｄ ｓｏｍｅ ｏｂｖｉｏｕｓ ｉｎｃｌｕｓｉｏｎｓ ｉｎ ｔｈｅ ｗｅｌｄ ｚｏｎｅ． Ｔｈｅ ｈａｒｄｎｅｓｓ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｅａｃｈ ｐａｒｔ ｏｆ ｔｈｅ ｊｏｉｎｔ ｗａｓ ｉｎ ｔｈｅ ｆｏｌｌｏｗｉｎｇ ｏｒｄｅｒ ＰＭＺ＜ｆｕｓｉｏｎ ｚｏｎｅ＜ｗｅｌｄ ｚｏｎｅ． Ｆｕｒｔｈｅｒｍｏｒｅ， ｔｈｅ ｌａｓｅｒ ｗｅｌｄｉｎｇ ｊｏｉｎｔ ｈａｄ ｔｈｅ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ １１０．３ ＭＰａ ａｎｄ ｔｈｅ ｅｌｏｎｇａｔｉｏｎ ｊｕｓｔ ｏｆ ４．７％， ｌｅａｄｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｂｒｉｔｔｌｅ ｆｒａｃｔｕｒｅ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ ｚｉｎｃ ａｌｌｏｙ； Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ ａｌｌｏｙ； ｆｒｉｃｔｉｏｎ ｓｔｉｒ ｗｅｌｄｉｎｇ； ｌａｓｅｒ ｗｅｌｄｉｎｇ； ｗｅｌｄｅｄ ｊｏｉｎｔ Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金具有优异的生物相容性、良好的耐 蚀性和抗蠕变性，在医疗器具、五金、汽车等领域得到 广泛应用［１-４］。 Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金的应用离不开连接技术 的支撑。 搅拌摩擦焊、激光焊是近年来被重点研究的 新型焊接技术，目前国内外多将其应用于铝、镁、铜等 合金的焊接［５-１１］， 但在锌合金焊接方面的应用较 少［１２-１３］。 本文通过对比研究 Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金板材搅拌 摩擦焊、激光焊焊接接头的组织与性能，探究该合金采 ①收稿日期 ２０１８-１２-２７ 作者简介 喻 嵘（１９９８-），女，湖南宁乡人，主要研究方向为护理医学、医用材料。 通讯作者 郑 英（１９６９-），男，湖南常德人，副教授／ 高级工程师，硕士，主要研究方向为高强度铝合金的加工与表面硬化、搅拌摩擦焊等。 第 ３９ 卷第 ３ 期 ２０１９ 年 ０６ 月 矿矿 冶冶 工工 程程 ＭＩＮＩＮＧ ＡＮＤ ＭＥＴＡＬＬＵＲＧＩＣＡＬ ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ Ｖｏｌ．３９ №３ Ｊｕｎｅ ２０１９ ChaoXing 用上述 ２ 种焊接方法的可行性，旨在为锌合金提供更 有效的连接方法。 １ 试 验 选用厚度为 １ ｍｍ 的 Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金板作为试验材 料，其化学成分（质量分数，％）为０．６～１．１ Ｃｕ、０．０５～ ０．０９ Ｔｉ，余量为 Ｚｎ。 通过剪切机将其加工成 ８５ ｍｍ ４０ ｍｍ １．０ ｍｍ 板状试样。 焊前采用铣刀铣去待焊 表面油污、灰尘以及氧化膜杂质，随后用蒸馏水清洗， 自然风干待用。 搅拌摩擦焊设备由莆田市阳鑫机械有限公司生产 的 Ｍ４ 立式铣床改装而来，搅拌头材料为热作模具钢 ＨＩ３，搅拌针为圆柱形结构，直径为 １．０ ｍｍ，长 ０．８ ｍｍ， 轴肩底面为平面，直径为 ３．５ ｍｍ；焊接时搅拌头倾斜角 为 １，压入量为 ０．１７～０．２０ ｍｍ，主轴转速为 ３００ ｒ／ ｍｉｎ， 焊接速度为 ８０ ｍｍ／ ｍｉｎ。 激光焊接设备为昆山市海奕 激光科技有限公司生产的 ＨＹ-Ｗ２００ 激光焊接机，采 用激光自熔焊，对接接头，接头间隙小于 ０．１ ｍｍ，不添 加填充材料，单面焊双面成型，保护气体采用 ＣＯ２，焊 件两端采用夹具固定，防止焊件变形。 焊接结束后，在焊接接头上垂直于焊缝方向取拉 伸样，如图 １ 中“１～４”试样取样位置所示。 采用美国 Ｉｎｓｔｒｏｎ３３６９ 力学实验机测试焊接接头的室温拉伸性 能；在 ＨＶＳ-１０００ 型数显维氏硬度计上测接头不同区域 的硬度值，载荷为 ０．２ ｋｇ，加载时间为 １０ ｓ；通过 ＭＸ６ＲＴ 正置金相显微镜观察接头显微组织，其金相浸蚀剂为 ９３ ｍＬ 蒸馏水 ＋ ３ ｍＬ 浓盐酸 ＋ ３ ｍＬ 浓硝酸。 图 １ Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 薄板搅拌摩擦焊接头正面形貌 ２ 试验结果与讨论 ２．１ Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金搅拌摩擦焊接头金相组织分析 图 １ 为 Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 薄板搅拌摩擦焊接头正面的外 观图，焊缝实测平均宽度为 ４．５ ｍｍ。 由图 １ 可知，焊 缝垂直于轧制方向（ＲＤ），除焊缝一侧存在一些飞边 外，接头外观良好，无明显缺陷。 图中长短两条不同的 焊缝分别对应 ０．２０ ｍｍ、０．１７ ｍｍ 的压入量。 Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金搅拌摩擦焊显微组织见图 ２。 图 ２（ａ） 为搅拌摩擦焊接头横截面浸蚀后的金相组织，接头主 要分为母材区、热机影响区、焊核区。 焊核区与母材存 在明显的界限，类似一个扩口的 Ｕ 形，但焊核区左右 两侧的显微组织无对称关系，其左侧边缘与母材分界 明显，右侧的分界则不分明。 母材区内晶粒沿轧制方 向被拉长，为轧制板材典型的纤维组织，如图 ２（ｂ）所 示。 在热机影响区内晶粒弯曲变形程度较大，并且越 接近焊核区的边缘，晶粒弯曲程度越大，有的甚至被破 碎；此外在图中可观察到焊核区内的晶粒组织较细小， 无明显变形，见图 ２（ｃ）。 与焊核区左侧边缘相比，右 侧边缘的热机影响区相对较宽，区内晶粒弯曲变形程 度更高，晶粒破碎更为明显；焊核区与热机影响区的组 织形态相近，晶粒弯曲变形明显，类似向某个局部区域 翻涌、堆积的“波浪”，由此推测，焊核区右侧为搅拌头 的后退侧，由前进侧摩擦迁移过来的塑性金属在此堆 积形成类似波浪状的组织形态；此外，金属的堆积也造 成热量的积累，这使得从焊核区到后退侧热机影响区 的温度梯度较小，组织变化较为平缓，形态相近，见 图 ２（ｄ） ～（ｅ）。 但另一方面，焊核区某些区域内发生 了较大变形的晶粒，有足够的变形储能，在热的作用下 易发生动态再结晶，产生细小的等轴晶粒，如图 ２（ｃ） 中焊核区内的细小晶粒。 图 ２ Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 搅拌摩擦焊接头显微组织 （ａ） 接头横截面； （ｂ） 母区； （ｃ） 焊核区左侧边缘； （ｄ） ～ （ｅ） 焊核区 右侧边缘 ２．２ Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金激光焊接头金相组织分析 图 ３ 为 Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 薄板激光焊接头上表面的外观 ９２１第 ３ 期喻 嵘等 Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金搅拌摩擦焊与激光焊接头组织与性能对比研究 ChaoXing 图，可见上表面存在较浅的凹坑，焊缝实测平均宽度为 １．０ ｍｍ，比搅拌摩擦焊焊缝的宽度小。 图 ３ Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 薄板激光焊接头上表面形貌图 图 ４ 为 Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 薄板激光焊接头横截面浸蚀后 的金相组织。 由图 ４（ａ）可知，焊接时板材已被焊透， 焊合区与母材区存在近似抛物线的分界线，依此分界 线可将图中接头显微组织分为母材区、熔合区、焊缝 区。 熔合区位于焊缝区与母材区的交界处，宽度很窄， 几乎与分界线重合；焊缝区上、下表面的中间位置均存 在凹坑，且其内部有多条排列规则、形状近似抛物线的 熔合线。 此外，在焊缝区内部还可存在一些粗大的不 规则夹杂（图 ４（ａ）中黑色点状、条状物），这些夹杂可 能是焊件表面未除去的油污、灰尘及氧化膜，在焊接过 程中被卷入熔池内部；也可能是焊件材料本身含有的夹 杂，在母材区观察到的粗大夹杂物可证明这一点。 在 载荷作用下这些夹杂附近容易形成应力集中，产生微 裂纹，显著降低焊接接头的塑性。对比图 ４（ｂ）、（ｃ）可 图 ４ Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 激光焊接头显微组织 （ａ） 接头横截面； （ｂ） 焊缝区左侧边缘； （ｃ） 焊缝区右侧边缘； （ｄ） 母 材区； （ｅ） 焊缝区 发现，在接头右侧边缘母材区与焊缝区的分界线较为 曲折，左侧分界线则较为平直，这与熔池各处温度的不 均匀性有关。 此外，由图 ４（ｄ）可知，母材区内分布着 较多 沿 轧 制 方 向 不 连 续 分 布 的 细 小 点 状 物， 而 图 ４（ｅ）的焊缝区内点状物的数量明显减少。 这些点 状物可能为合金内的第二相，在焊接过程中部分第二 相熔入基体，使其数量减少。 激光焊接头焊缝区表面凹坑的成因可能有一是 由于局部 Ｚｎ 元素的蒸发，导致焊缝区的物质损失而下 塌；二是在激光焊接过程中，当激光束照射在焊件表面 上时，接触部位局部瞬时熔化并气化，蒸气压力很高， 抵消了部分液态金属的表面张力，并把熔融金属排向 周围形成凹陷，同时熔池冷却速度很快，导致熔融金属 来不及填充焊缝的凹陷部分而最终形成表面下塌［１２］， 接头下表面凹坑成因与此相同。 此外，由图 ４ 可知，焊 缝区内存在多条熔合线，排列规则，形状类似抛物线。 熔合线是焊缝中液态金属与固态金属的分界线，这些 熔合线的形成可能与熔池凝固时的温度梯度变化有 关。 熔池凝固时温度梯度由上表面至下表面、由两侧 母材区向焊缝内部逐渐减小，凝固便由上向下、由外向 里逐层地进行，经过一段时间后便形成一层凝壳，随着 温度继续降低，凝壳一层一层加厚，便形成了多条排列 规则的熔合线。 ２．３ Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金搅拌摩擦焊接头、激光焊接头力学 性能的对比 ２．３．１ 硬度分析 图 ５ 为 Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 薄板搅拌摩擦焊接头显微硬度 的分布曲线。 测试时以接头左侧的母材区为测试起点 （距离值为 ０），沿水平方向逐点测试显微硬度，直至焊 缝另一侧的母材区为止。 由图 ５ 可知，随着距起点的 距离增加，硬度先在小范围内（距离 ０～０．５ ｍｍ）先降 低后升高，然后在大范围内（距离大于 ０．５ ｍｍ）大幅度 降低至 ５７．２ＨＶ，随后逐渐增大，即各区域的硬度为母 材区 ＞ 热机影响区 ＞ 焊核区。 焊核区最小硬度值 ５７．２ＨＶ 为母材区最大硬度值（７０．４ＨＶ）的 ８１％。 距离/mm ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 72 68 64 60 56 0.00.51.01.52.0 硬度HV 图 ５ Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 搅拌摩擦焊接头硬度分布曲线 ０３１矿 冶 工 程第 ３９ 卷 ChaoXing 图 ６ 为 Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 薄板激光焊接头显微硬度的分 布曲线，测试方法与搅拌摩擦焊接头显微硬度测试方 法相同。 由图 ６ 可知，沿水平方向随着距起点距离增 加，硬度先增加再降低，即接头各处硬度为母材区＜ 熔合区＜焊核区。 母材区内最小硬度值为 ６２．９ＨＶ，为 焊核区内最高硬度值（９３．５ＨＶ）的 ６７％。 这与搅拌摩 擦焊接接头的硬度分布不同，主要原因为激光焊接过 程中存在金属熔化，凝固后发生固溶强化效应。 距离/mm ■■ ■ ■ ■ ■ ■■ 100 90 80 70 60 50 0.00.40.81.21.6 硬度HV 图 ６ Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 激光焊接头硬度分布曲线 ２．３．２ 拉伸性能 对搅拌摩擦焊、激光焊的接头拉伸试样进行室温 拉伸性能测试，接头垂直于轧制方向。 为比较接头力 学性能与母材的差异，母材拉伸试样为沿轧制方向取 样，结果如表 １ 所示。 由表 １ 可知，搅拌摩擦焊接头的 屈服强度与母材接近，抗拉强度最大可达到母材的 ８７％，但延伸率仅有母材的 ８．６％左右；激光焊接头的 抗拉强度、焊接系数、延伸率均低于搅拌摩擦焊接头。 由此可见，搅拌摩擦焊比激光焊更适合 Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金 的对焊连接，但焊接工艺有待进一步优化。 表 １ 搅拌摩擦焊、激光焊接头拉伸性能的对比 试样抗拉强度 σｂ／ ＭＰａ焊接系数延伸率／ ％ 母材１７７．４７７．６ 搅拌摩擦焊接头１５３．８０．８７６．７ 激光焊接头１１０．３０．６２４．７ 对母材、搅拌摩擦焊接头、激光焊接头的拉伸试样 断口进行扫描，结果如图 ７ 所示。 由图 ７（ａ）可见，断 口表面存在较多的撕裂脊线以及大小不一的韧窝，小 部分存在较平滑的平面，结合该试样的拉伸数据（延 伸率为 ７７．６％）可知，其塑性较好，发生了韧性断裂。 由图 ７（ｂ）可知，断口表面撕裂脊线较浅，有河流花样， 说明搅拌摩擦焊接头的断裂方式为准解理断裂；在图 ７（ｃ）中，断口表面有大量的解理台阶，还有较浅的撕 裂脊线，同时可观察到较明显的孔洞，说明这可能是由 孔洞引起的脆性断裂。 由此可见，与搅拌摩擦焊接头 相比，激光焊接头的质量相对较差。 图 ７ 焊接接头的拉伸断口形貌（ＳＥＭ） （ａ） 母材； （ｂ） 搅拌摩擦焊接头； （ｃ） 激光焊接头 ３ 结 论 １） 搅拌摩擦焊比激光焊更适合 Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金板 的对焊连接，但焊接工艺参数有待优化。 ２） Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金搅拌摩擦焊接头主要分为母材 区、热机影响区、焊核区，相应的显微组织依次为纤维 组织、拉伸弯曲变形组织、细小致密的晶粒组织；接头 各区域的硬度值分布为母材区＞热机影响区＞焊核 区；接头抗拉强度 １５３．８ ＭＰａ，延伸率 ６．７％，发生偏向 脆断的准解理断裂。 ３） Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金激光焊接头主要分为母材区、熔 合区、焊缝区。 熔合区较窄，焊缝区中心位置上下表面 有凹坑，内部有多条排列规则且形状近似抛物线的熔 合线，并存在较明显的夹杂；接头各区域的硬度分布 为母材区＜ 熔合区＜ 焊缝区；接头抗拉强度为 １１０．３ ＭＰａ，延伸率 ４．７％，发生脆性断裂。 参考文献 ［１］ 孙连超，田荣璋． 锌及锌合金物理冶金学［Ｍ］． 长沙中南工业大 学出版社， １９９４． ［２］ 冀盛亚，梁淑华，宋克兴，等． Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金研究现状及发展方向［Ｊ］． 热加工工艺， ２０１６（１２）５-８． ［３］ 刘 盛，袁武华，孙 莉． 热处理工艺对 Ａｌ-７Ｓｉ-０．３５Ｍｇ-３．６Ｃｕ- ０．１５Ｃｅ 合金显微组织和力学性能的影响［Ｊ］． 矿冶工程， ２０１５，３５ （４）１１９-１２１． ［４］ 张 俊，宋练鹏，袁 远． 形变热处理对 Ｃｕ-Ｃｏ-Ｃｒ-Ｓｉ 合金组织和 性能的影响［Ｊ］． 矿冶工程， ２００８，２８（５）８６-８８． ［５］ 田莉莉，常学斌，周英杰，等． ５０８３ 铝合金搅拌摩擦焊接头的显微 组织与力学性能［Ｊ］． 理化检验（物理分册）， ２０１３（４）２２５-２２８． ［６］ 吴兴欢，赖春明，周家林，等． ６０６１-Ｔ６５１ 铝合金搅拌摩擦焊接头 的显微组织和力学性能［Ｊ］． 热加工工艺， ２０１７（１７）２３８-２４２． （下转第 １３５ 页） １３１第 ３ 期喻 嵘等 Ｚｎ-Ｃｕ-Ｔｉ 合金搅拌摩擦焊与激光焊接头组织与性能对比研究 ChaoXing 且 ｐＨ＝ １０．０ 时，静置 ５ ｄ 内均团聚沉淀，长效稳定分 散性差，究其原因可能是ｐＨ ＝ １０．０ 环境下阴离子表 面活性剂 ＬＡ、ＴＡ 本身化学稳定性差，易分解反应失去 分散功能，随之出现颗粒聚沉、体系不稳定现象；当无 机电解质 ＳＰＰ 或 ＰＳＰＰ 浓度为 １１０ -３ ｍｏｌ／ Ｌ 且 ｐＨ ＝ １０．０ 时，静置 ３０ ｄ 期间纳米 ＣｅＯ２平均粒度几乎不随 放置时间变化，平均粒度稳定在 １６０ ｎｍ 左右，具有良 好的长效稳定分散性能。 时间/d 400 350 300 250 200 150 100 50 51015202530350 平均粒度/nm 无 SPP PSPP LA TA ○ △ △ □ ◇ ○○ ○ ○ △ △○△○△ △ △ △ △ △ □ □ □ □ □○ △ □ □ ◇ ◇ 图 ７ ｐＨ＝１０．０ 时纳米 ＣｅＯ２平均粒度随静置时间的变化 ３ 结 论 １） 使用无机电解质 ＳＰＰ、ＰＳＰＰ、ＳＨＰ 或阴离子表 面活性剂 ＬＡ、ＥＤＴＡ 可显著降低碱性水介质中纳米 ＣｅＯ２的 Ｚｅｔａ 电位，平均粒度降低，其中尤以 ＳＰＰ 为 佳，而非离子表面活性剂 ＴＷ-８０ 效果不佳。 ２） 药剂浓度对纳米 ＣｅＯ２分散性影响显著，最优 浓度范围为 ５ １０ -４ ～ １ １０ -３ ｍｏｌ／ Ｌ，当 ＬＡ 浓度为 ６１０ -４ ｍｏｌ／ Ｌ 且 ｐＨ＝ １０．０ 时，纳米 ＣｅＯ２的 Ｚｅｔａ 电位 绝对值由原来的 ５ ｍＶ 上升至 ５３ ｍＶ 以上，平均粒度 由 ２６０ ｎｍ 下降至 １４２ ｎｍ 左右，但放置易聚沉。 ３） 最优分散条件为在颗粒浓度１０００ ｍｇ／ Ｌ 的纳 米氧化铈母液中加入无机电解质 ＳＰＰ 或 ＰＳＰＰ，用去 离子水稀释并调 ｐＨ 值为 １０．０，超声波分散-玻璃棒搅 拌 １０ ｍｉｎ，当 ＳＰＰ 或 ＰＳＰＰ 浓度为 １１０ -３ ｍｏｌ／ Ｌ 时，静 置 ３０ ｄ 期间纳米 ＣｅＯ２的平均粒度几乎不随静置时间 变化，平均粒度稳定在 １６０ ｎｍ 左右，此介质中样品具 有良好的长效稳定分散性能。 参考文献 ［１］ 彭 进，夏 琳，邹文俊． 化学机械抛光液的发展现状与研究方向［Ｊ］． 表面技术， ２０１２，４１（４）９５-９８． ［２］ 徐春涛，李平辉，李志锐，等． 废弃稀土抛光粉再生利用的研究［Ｊ］． 稀土， ２０１７，３８（２）７４-７７． ［３］ 周新木，阮桑桑，彭欢欢，等． 类球形氧化铈的制备及抛光性能［Ｊ］． 稀有金属， ２０１４，３８（６）１００５-１０１０． ［４］ 王艳荣． 纳米二氧化铈的资源及应用［Ｊ］． 广州化工， 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