铝合金论文范文

铝合金论文范文第1篇

在铝合金焊接过程中，由于材料的种类、性质和焊接结构的不同，焊接接头中可以出现各种裂纹，裂纹的形态和分布特征都很复杂，根据其产生的部位可分为以下两种裂纹形式：

（1）焊缝金属中的裂纹：纵向裂纹、横向裂纹、弧坑裂纹、发状或弧状裂纹、焊根裂纹和显微裂纹（尤其在多层焊时）。

（2）热影响区的裂纹：焊趾裂纹、层状裂纹和熔合线附近的显微热裂纹。按裂纹产生的温度区间分为热裂纹和冷裂纹，热裂纹是在焊接时高温下产生的，它主要是由晶界上的合金元素偏析或低熔点物质的存在所引起的。根据所焊金属的材料不同，产生热裂纹的形态、温度区间和主要原因也各有不同，热裂纹又可分为结晶裂纹、液化裂纹和多边化裂纹3类。热裂纹中主要产生结晶裂纹，它是在焊缝结晶过程中，在固相线附近，由于凝固金属的收缩，残余液体金属不足不能及时填充，在凝固收缩应力或外力的作用下发生沿晶开裂，这种裂纹主要产生在含杂质较多的碳钢、低合金钢焊缝和某些铝合金；液化裂纹是在热影响区中被加热到高温的晶界凝固时的收缩应力作用下产生的。

在试验过程中发现，当填充材料表面清理不够充分时，焊接后焊缝中仍存在较多的夹杂和少量的气孔。在三组号试验中，由于焊接填充材料为铸造组织，其中夹杂为高熔点物质，焊接后在焊缝中仍将存在；又，铸造组织比较稀疏，孔洞较多，易于吸附含结晶水的成分和油质，它们将成为焊接过程中产生气孔的因素。当焊缝在拉伸应力作用下时，这些夹杂和气孔往往成为诱发微裂纹的关键部位。通过显微镜进一步观察发现，这些夹杂和气孔诱发的微观裂纹之间有明显的相互交汇的趋势。然而，对于夹杂物在此的有害作用究竟是主要表现为应力集中源从而诱发裂纹，还是主要表现为脆性相从而诱发裂纹，尚难以判断。此外，一般认为，铝镁合金焊缝中的气孔不会对焊缝金属的拉伸强度产生重大影响，而本研究试验中却发现焊缝拉伸试样中同时存在着由夹杂和气孔诱发微裂纹的现象。气孔诱发微裂纹的现象是否只是一种居次要地位的伴生现象，还是引起焊缝拉伸强度大幅度下降的主要因素之一，亦还有待进一步的研究。

2热裂纹产生的过程

目前关于焊接热裂纹理论，国内外认为较完善的是普洛霍洛夫理论。概括地讲，该理论认为结晶裂纹的产生与否主要取决于以下3方面：脆性温度区间的大小；在此温度区间内合金所具有的延性以及在脆性温度区间金属的变形率大小。

通常人们将脆性温度区间的大小及在此温度区间内具有的延性值称为产生焊接热裂纹的冶金因素，而把脆性温度区内金属的变形率大小称为力学因素。焊接过程是一系列不平衡的工艺过程的综合，这种特征从本质上与焊接接头金属断裂的冶金因素和力学因素发生重要的联系，如焊接工艺过程与冶金过程的产物即物理的、化学的与组织上的不均匀性、熔渣与夹杂物、气体元素与处于过饱和浓度的空位等。所有这些，都是与裂纹的萌生与发展有密切联系的冶金因素。从力学因素方面看，焊接热循环特定的温度梯度与冷却速度，在一定的拘束条件下，将使焊接接头处于复杂的应力-应变状态，从而为裂纹的萌生与发展提供必要的条件。

在焊接过程中，冶金因素和力学因素的综合作用将归结为两个方面，即是强化金属联系还是弱化金属联系。如果在冷却时，焊接接头金属中正在建立强度联系，在一定刚性拘束条件下能够顺从地应变，焊缝与近缝区金属能够承受外加拘束应力与内在残余应力的作用时，裂纹就不容易产生，焊接接头的金属裂纹敏感性低，反之，当承受不住应力作用时，金属中强度联系容易中断，就会产生裂纹。在这种情况下，焊接接头金属的裂纹敏感性较高。焊接接头金属从结晶凝固的温度开始，以一定的速度冷却到室温，其裂纹敏感性决定于变形能力和外加应变的对比以及变形抗力与外加应力的对比。然而在冷却过程中，在不同的温度阶段，由于晶间强度与晶粒强度增长的情况不同、变形在晶粒间和晶粒内部的情况分布不同、由应变所诱导的扩散行为不同、应力集中的条件以及导致金属脆化的因素不同，焊接接头具体的薄弱环节以及它弱化的因素和程度也是不同的。

导致焊接接头金属产生裂纹的冶金因素和力学因素有着较为密切的联系，力学因素中的应力梯度和热循环特征所确定的温度梯度有关，而后者与金属的导热性密切相关，如金属的热塑性变化特征、热膨胀性以及组织转变等构成的冶金因素，在很大程度上对焊接接头金属所处的应力-应变状态起到重要作用，此外，随着温度的降低与冷却速度的变化，冶金因素和力学因素也都是在变化着的，在不同的温度区间对焊接接头金属的强度联系作用各不相同，如结晶温度区间大，固相线温度低，在晶粒间残存的低熔液态金属处，更容易引起应力集中，导致固相金属产生裂纹；同样，随着温度降低，如果收缩量较大，特别是在快速冷却条件下，当收缩应变速率高，应力-应变状态比较苛刻时也容易产生裂纹等等。

在铝合金焊接时焊缝金属凝固结晶的后期，低熔共晶体被排挤在晶体交遇的中心部位，形成一种所谓的“液态薄膜”，此时由于在冷却时收缩量较大而得不到自由收缩产生较大的拉伸应力，这时候液态薄膜就形成了较为薄弱的环节，在拉伸应力的作用下就可能在薄弱地带开裂而形成裂纹。

3热裂纹产生的机理

为了研究铝合金焊接时那个时候最容易产生热裂纹，把铝合金焊接时焊接熔池的结晶分为3个阶段。

第一个阶段是液固阶段，焊接熔池从高温冷却开始结晶时，只有很少数量的晶核存在。随着温度的降低和冷却时间的延长，晶核逐渐长大，并且出现新的晶核，但是在这个过程中液相始终占有较多的数量，相邻晶粒之间不发生接触，对还未凝固的液态铝合金的自由流动不形成阻碍。在这种情况下，即使有拉伸应力存在，但被拉开的缝隙能及时地被流动着的铝合金液态金属所填满，因此在液固阶段产生裂纹的可能性很小。

第二阶段是固液阶段，在焊接熔池结晶继续进行时，熔池中固相不断增多，同时先前结晶的晶核不断长大，当温度降低到某一数值时，已经凝固的铝合金金属晶体相互彼此发生接触，并且不断倾轧在一起，这时候液态铝合金的流动受到阻碍，也就是说熔池结晶进入了固液阶段。在这种情况下，由于液态铝合金金属较少，晶体本身的变形可以强烈发展，晶体间残存的液相则不容易流动，在拉伸应力作用下产生的微小缝隙都无法填充，只要稍有拉伸应力的存在就有产生裂纹的可能性。因此，这个阶段叫做“脆性温度区”。

第三阶段是完全凝固阶段，熔池金属完全凝固之后所形成的焊缝，受到拉应力时，就会表现出较好的强度和塑性，在这一阶段产生裂纹的可能性相对来说较小。因此，当温度高于或者低于a-b之间的脆性温度区时，焊缝金属都有较大的抵抗结晶裂纹的能力，具有较小的裂纹倾向。在一般情况下，杂质较少的金属（包括母材和焊接材料），由于脆性温度区间较窄，拉应力在这个区间作用的时间比较短，使得焊缝的总应变量比较小，因此焊接时产生的裂纹倾向较小。如果焊缝中杂质比较多，则脆性温度区间范围比较宽，拉伸应力在这个区间的作用时间比较长，产生裂纹的倾向较大。

4铝合金焊接裂纹的防止措施

根据铝合金焊接时产生热裂纹的机理，可以从冶金因素和工艺因素两个方面进行改进，降低铝合金焊接热裂纹产生的机率。

在冶金因素方面，为了防止焊接时产生晶间热裂纹，主要通过调整焊缝合金系统或向填加金属中添加变质剂。调整焊缝合金系统的着眼点，从抗裂角度考虑，在于控制适量的易熔共晶并缩小结晶温度区间。由于铝合金属于典型的共晶型合金，最大裂纹倾向正好同合金的“最大”凝固温度区间相对应，少量易熔共晶的存在总是增大凝固裂纹倾向，所以，一般都是使主要合金元素含量超过裂纹倾向最大时的合金组元，以便能产生“愈合”作用。而作为变质剂向填加金属中加入Ti、Zr、V和B等微量元素，企图通过细化晶粒来改善塑性、韧性，并达到防止焊接热裂纹的目的尝试，在很早以前就开始了，并且取得了效果。图3给出刚性搭接角焊缝的条件下Al-4.5%Mg焊丝中加入变质剂的抗裂试验结果。试验中加入的Zr为0.15%，Ti+B为0.1%。可见，同时加入Ti和B可以显著提高抗裂性能。Ti、Zr、V、B及Ta等元素的共同特点，是都能同铝形成一系列包晶反应生成难熔金属化合物（Al3Ti、Al3Zr、Al7V、AlB2、Al3Ta等）。这种细小的难熔质点，可成为液体金属凝固时的非自发凝固的晶核，从而可以产生细化晶粒作用。

在工艺因素上，主要是焊接规范、预热、接头形式和焊接顺序，这些方法都是从焊接应力上着手来解决焊接裂纹。焊接工艺参数影响凝固过程的不平衡性和凝固的组织状态，也影响凝固过程中的应变增长速度，因而影响裂纹的产生。热能集中的焊接方法，有利于快速进行焊接过程，可防止形成方向性强的粗大柱状晶，因而可以改善抗裂性。采用小的焊接电流，减慢焊接速度，可减少熔池过热，也有利于改善抗裂性。而焊接速度的提高，促使增大焊接接头的应变速度，而增大热裂的倾向。可见，增大焊接速度和焊接电流，都促使增大裂纹倾向。在铝结构装配、施焊时不使焊缝承受很大的钢性，在工艺上可采取分段焊、预热或适当降低焊接速度等措施。通过预热，可以使得试件相对膨胀量较小，产生焊接应力相应降低，减小了在脆性温度区间的应力；尽量采用开坡口和留小间隙的对接焊，并避免采用十字形接头及不适当的定位、焊接顺序；焊接结束或中断时，应及时填满弧坑，然后再移去热源，否则易引起弧坑裂纹。对于5000系合金多层焊的焊接接头，往往由于晶间局部熔化而产生显微裂纹，因此必须控制后一层焊道焊接热输入量。

而根据本文试验所证明，对于铝合金的焊接，母材和填充材料的表面清理工作也相当重要。材料的夹杂在焊缝中将成为裂纹产生的源头，并成为引起焊缝性能下降的最主要原因。

参考文献

[1]阿荣.铝合金的搅拌摩擦焊接工艺研究[A].兰州理工大学硕士论文.2004

[2]付志红，黄明辉，周鹏展等.搅拌摩擦焊及其研究现状[J].焊接，2002，（11）：6～7

铝合金论文范文第2篇

1．1铝合金轮毂的特点

随着科技的不断进步，汽车越来越多地使用铝合金轮毂。铝合金轮毂相比钢制车轮有如下4大特点：（1）节能。铝合金密度低，轮毂质量轻，加工精度高，高速转动时的阻力小、变形小，可提高汽车的行驶性能，减少油耗。（2）安全。铝合金的导热系数是钢的3倍，散热效果非常好，可增强制动性能，提高使用寿命，保障汽车行驶安全。（3）舒适。一般与铝合金轮毂配用的是扁平轮胎，其缓冲和吸震性能均优于普通轮胎，使汽车坎坷道路上或快速行驶时，舒适性提高。（4）美观。铝合金轮毂外观设计精美，造型多样化，可做到对比突出、车毂合一，提高整车的视觉效果。

1．2轮毂的结构特点

轮毂由轮辋、轮辐、轮芯及轮毂盖、附件等组成，如图1所示。轮毂一方面通过轮辋与轮胎配合，另一方面通过轮辐与车桥相连，发挥其承载、行驶、转向、驱动和制动等作用［2］。其中，轮辋的设计应按照标准规定选用与整车要求相配的轮辋规格，尤其是宽度和直径尺寸应严格按标准检测，以确认轮辋能否满足与轮胎的配合要求。轮芯的设计则根据轮毂与车桥车轴上的安装盘等安装定位要求进行。可见轮毂造型中最关键的是轮辐，其造型可随意变化，无标准和规律可循。轮辐作为轮辋与轮芯的中间连接件，主要起到支承和传递载荷的作用，在保证具有足够的承载、抗弯、抗冲击强度性能前提下，其造型应具有美观、动感和时尚性。而附件、轮毂盖对轮毂造型美观起衬托、辅助的作用，可根据情况适当添加。

1．3轮毂造型设计目标

轮毂造型设计应以轮毂的材质、轮毂造型数量、轮毂的尺寸、轮毂外观工艺的设定和输入为指导［2］。结合轮毂的结构特点、配套车型、目标客户群的审美特点和汽车品牌的文化特征，确定轮毂造型设计的目标：（1）满足结构性能要求；（2）按车型选定车轮结构尺寸；（3）结合品牌文化的美观造型；（4）彰显用户心理特征；（5）可制造加工性。

2造型与结构一体化设计

2．1性能要求

根据轮毂装配于整车后的功能，针对铸铝合金轮毂各国均有相应的标准，考虑轮毂使用中的功能需求，SAE，JASO及ISO等标准和我国标准主要对轮毂的强度及疲劳性能提出了具体要求［3］，轮毂制造企业必须要对每一批制造出的产品进行如表1所示的性能试验。

2．2尺寸设计

汽车轮毂的主要参数有胎环直径、胎环宽度、螺栓孔节圆直径、偏距、中心孔等，一般常根据胎环直径和胎环宽度来划分不同尺寸型号。直径和宽度通常是在整车设计方案中确定的，综合考虑了汽车动力、自身质量及阻力等方面因素，选择使车辆性能最优的轮毂尺寸，轿车原车轮毂主要的直径尺寸为381mm（15inch），406．4mm（16inch）和431．8mm（17inch），也有越野型轿车的轮毂直径达到508mm（20inch），533．4mm（21inch）和558．8mm（22inch）。直径和宽度确定后，轮毂的轮辋部分便可根据标准进行造型设计。螺栓孔节圆直径、偏距及中心孔的尺寸亦由整车设计中轮毂的安装要求确定，从而决定了轮毂的轮芯部分的造型要求。因此，轮毂的造型以轮辐部分的设计为主。

2．3造型与结构一体化设计

随着计算机技术的飞速发展和广泛应用，有限元法已成为求解科学技术和工程问题的有力工具［4］。将有限元分析方法应用于工业产品设计，用仿真引领设计，改变传统仿照设计的方法，可增强产品设计的创新性。在轮毂的造型设计中，由于轮辐是造型的关键，也是承受载荷的关键部位，因此，非常适合将有限元分析的方法引入轮毂的造型设计中来，进行造型与结构的一体化设计。传统的轮毂造型设计，首先进行二维造型草图设计，设计中融入品牌文化及车型特征，经过反复在整车模型侧面上的贴图评审确定下来；其次进行三维模型的构建，根据车轮尺寸设计要求构建轮辋的三维模型，根据车轮的安装配合尺寸设计轮芯的三维造型，主要是根据评审确定下来的二维造型草图进行轮辐部分的三维模型设计，此阶段更多考虑的是外观造型；再次根据三维数据制作油泥模型，反复调整模型，更新三维数据，甚至在实车上评审造型；最后是制作硬质轮毂样件，通常用ABS工程塑料，进一步检验轮毂设计的细节，完成造型设计。之后整车厂会将以上完成的造型设计提供给轮毂供应商制作小批真实样件，通常这时轮毂制造厂在试制生产前会对客户提供的模型进行有限元分析以保证样件的试验通过率，避免直接开模、试制、试验不通过造成的报废、修模、重新试制等过程的浪费，主要是针对结构性能的分析。可见，传统设计中造型设计与结构设计是分开进行的，有限元分析并未发挥其最大的作用，没能用于指导造型设计，因此可能会导致后期有限元分析验证结构设计合理性时对前期造型设计方案的，或者独立的造型设计导致结构的安全裕度过大，造成材料的浪费，不能实现最优的轻量化设计。因此，将有限元分析提前到造型设计的过程中，一旦二维造型方案确定，构造出三维模型就对其进行有限元分析，将避免一些不必要的尝试，并带来更加创新优化的设计结果。造型与结构一体化设计方法的流程如图2所示。

3案例

以福特2015年新款Focus车型431．8mm×177．8mm（17inch×7．0inch）的轮毂设计为例，展示由于有限元分析方法的引入而形成的造型与结构一体化设计方法的应用。轮毂造型效果如图3所示。采用福特产品设计通用的I－DEAS有限元分析软件在轮毂造型设计的各阶段对其进行有限元分析，分析中采用10节点四面体单元进行网格划分，材料属性取铝合金材料的机械性能参数，弹性模量6．9×1010Pa，泊松比0．33。对13°冲击试验，根据前述试验条件，在轮毂安装盘面及5个PCD孔锥面上施加6个自由度的全约束，使车轮相对于水平o-xy平面旋转翘起13°，在最高轮辋边缘向轮芯偏移19mm的位置以外的轮辋上施加载荷，冲击试验的载荷是使质量为547kg的冲击锤自230mm高度落下。弯曲疲劳试验则根据前述试验条件，在无轮辐支撑侧的轮辋边缘施加固定约束，在轮芯的安装面及PCD孔上通过建模添加加载臂结构，加载臂长度为660mm，根据试验要求的载荷3587N•m计算出加载臂末端应施加的力为5435N，根据不同的轮型结构通常根据旋转一周的情况选定几个方向进行加载计算，取分析所得最危险的结果进行评判。径向载荷疲劳试验按前述试验条件，分析中对轮芯的安装盘面和PCD孔锥面分别进行全约束，在60°夹角范围内的轮辋两侧胎圈座上分别施加呈半正弦函数分布的径向载荷q1和q2，根据试验要求径向载荷15007N和轮毂尺寸参数由以下公式计算得到，并在整个外轮辋上施加充气压力300kPa，同弯曲疲劳试验，根据轮型结构选取几个位置分别加载分析，取最危险的分析结果进行评判。该型轮毂最终造型设计在三性能试验条件下的有限元分析结果分别如图4a，4b，4c所示。其中，图4a为在以上冲击试验约束和载荷条件下的vonMises应力分析结果，其最大值为56．8MPa，发生在冲击部位正对的辐条根部；图4b为以上弯曲试验约束和载荷条件下的vonMises应力分析结果，其最大值为105MPa，发生在辐条背面根部位置；图4c为以上径向载荷试验约束和载荷条件下的vonMises应力分析结果，其最大值为40．7MPa，发生在无辐条支撑侧的轮辋外缘处。铝合金材料的屈服强度为178MPa，根据文献［3］中通过实验验证建立的分析模型和评价标准，以上3个性能试验有限元分析的vonMises应力最大值分别小于70MPa，110MPa（30万转）和70MPa（100万转）为合格。从有限元分析的结果可以看出该设计可全部通过标准要求的轮毂性能试验，在达到造型设计的同时满足了结构设计的要求。在结合车型特点等因素确定初步的设计方向和设计尺寸后，首先根据标准要求的轮辋形状、尺寸进行轮辋造型设计，其次进行轮辐的造型设计，设计中通过以上有限元分析结果，逐步实现了轮毂的最终造型设计。

4结论

铝合金论文范文第3篇

通常采用截面变化率δh表示弯曲后矩形管在截面处的变形程度，其可用公式δh=(h-h1)/h×100%表示，其中h、h1分别表示矩形管变形前后截面处的高度。

2建立有限元模型

2.1模型建立

矩形管坯尺寸为b×h×t=24.9mm×12.3mm×1mm，材料为3A21铝合金。采用Abaqus软件建立有限元模型。步骤如下：建立部件的几何模型、部件进行装配、设置接触条件、划分网格等。

2.2可靠性验证

采用试验方法对有限元仿真结果进行验证，判断有限元仿真的可靠性，进而对芯模参数影响矩形管截面变形规律进行研究。试验与模拟中工艺参数设置一致，即：弯曲角度θ=90°，弯曲半径R=40mm，弯曲速度w=1.567rad/s，芯棒、夹块及其他模块与管坯之间的摩擦系数分别为0.01、0.50、0.17，管坯与模具间隙ΔC=0.1mm，芯头参数为，H=10mm，B=22.88mm，D=3mm，A=60°，n=3，同时要求芯棒无伸出量。对有限元方法与实验方法得到的截面变化率δh进行对比。可以看出：靠近弯曲两端部分(0°、90°)时截面变化率比较小，处于弯曲中间部分(40°~80°)时截面变化率较大，且随着截面位置的增大而增加。对比两条曲线，发现曲线变化趋势相同，通过计算可知模拟结果与实验结果的最大误差为2.9%。充分说明本文采用的模型可有效的模拟3A21铝合金矩形管在绕弯成形中的截面变化。

3模拟结果分析

3.1芯头个数n影响截面变化

以2.2节中设定的工艺参数为基础，保证其他参数不变，改变芯头个数n，分别设置为1、2、3、4，采用文中建立的模型进行仿真模拟，研究芯头个数n对截面变化的影响。不同时截面变化率沿绕弯方向的曲线对比图。可以看出，n=1或者n=2时截面变化率δh较大，且在弯曲中间位置(45°左右)取得最大值，分别为37%、34.5%。当n=3时，截面变化率迅速减小，最大截面变化率为6.9%。继续增大芯头个数n，当n=4时，截面变化率变化不大，可以判断当n大于3时，增大芯头个数对矩形管绕弯成形中截面变化无太大影响，故应选取n=3，矩形弯曲管质量较好。同时，截面变化率在弯曲两端较小，而在弯曲中间位置较大。由于压块、弯曲模与防皱模对矩形管的外壁进行限制，同时芯头和芯棒对内壁起到支撑作用。在弯曲中间部分，内壁失去了芯头的支撑作用，外壁没有压块进行限制，故处于悬空状态，此时截面变形率会较高。矩形管的末端受到夹块及弯曲模作用，即使没有了芯头的支撑作用，其截面的变化也不会很大。

3.2芯头间距D影响截面变化

保证其他参数不变，改变芯头间距D，分别设置为3mm、4mm、5mm和6mm，研究芯头间距D对截面变化的影响。不同芯头间距D下截面变化率沿绕弯方向的曲线对比图。可以看出，芯头间距D为3~5mm时，弯曲始端的δh比末端的明显小，而D=6mm时两端的δh相近。截面变化率δh随着芯头间距D的增加而逐渐减小。这是由于芯头间距D增加，芯头支撑矩形管内壁的角度增大，故δh减小。

3.3芯头厚度T影响截面变化

改变芯头厚度T，分别设置为3mm、5mm、7mm和9mm，保证其他参数不变。不同芯头厚度T时截面变化率沿绕弯方向的曲线对比图。可以看出，截面变化率δh随着芯头厚度T的增加而逐渐减小。T≤7mm，截面变化率δh在矩形管的起始端与末端比中间部分小。T=3mm时，当绕弯角度大于40°时，δh迅速上升，角度在60°时δh达到最大值，随后逐渐减小。随着芯头厚度T逐渐增加，δh随截面位置变化趋势也较为平缓。这是由于芯头厚度较大时，在绕弯过程中芯头对矩形管的支撑范围比较大，所以使得截面变化程度较小，综上选择T=9mm时矩形管绕弯效果好。3.4芯头圆弧角度A影响截面变化改变芯头圆弧角度A，分别设置为60°、90°、120°、180°，保证其他参数不变。不同芯头圆弧角度A时截面变化率沿绕弯方向的曲线对比图。可以看出，在弯曲过程中矩形管始端与末端δh较小，在中间位置δh较大。截面变化率δh随着芯头圆弧角度A的增加而逐渐增加。这是由于随着芯头圆弧角度A的减小，圆弧上的顶点U与末点C之间的高度差Δh减小，芯头对矩形管的支撑效果越明显，故截面变化程度越小。但是当圆弧角度A过小时，一套芯模不适合在不同弯曲半径的多种弯曲模中使用，而A=60°时，芯头中心与圆弧中心位置一致，方便芯头的加工。综合考虑选择芯头圆弧角度A为60°。

4结论

（1）在矩形管的始末端截面变形程度较小，中间位置(40°~80°)截面变形程度较大；增大芯头数目、芯头间距、芯头厚度及减小芯头圆弧角度，均使得绕弯过程中矩形管截面变化程度降低。

铝合金论文范文第4篇

为了研究材料的组织遗传性，对材料中间退火后的金相组织进行了观察，如图2。

2中间退火后材料的性能

新型3×××合金材料中间退火后的力学性能列于表2。可见，退火状态下两种厚度材料的性能相差不太大，其中0．21mm厚度材料退火后的强度稍高，伸长率稍低。拉伸试样断口的扫描电镜观察如图3所示。可以看出，其断口有较深较大的韧窝，呈现明显的韧性断裂特征［2］，大而深的韧窝是在应力作用下，变形集中在粗大的第二相周围，导致粗大第二相脱落形成的。

3生产工艺对箔材组织性能的影响

对于退火态箔材，冷轧变形量是影响箔材再结晶开始温度及完全再结晶所需时间主要因素。在相同退火制度下，箔材冷轧变形量不同，晶粒度就不同。将冷轧变形量为97．4%、41．9%和14．3%的箔材分别进行成品退火制度试验研究。97．4%冷变形量的成品箔材经不同退火制度处理后的组织如图4所示，可以看出，新型3×××铝合金箔材随着退火温度的提高，晶粒组织没有明显的变化，晶粒尺寸在30μm～60μm范围。41．9%冷变形量成品箔材经不同退火制度处理后的组织如图5所示。可以看出，41．9%冷变形量时新型3×××铝合金箔材的偏光组织与97．4%冷变形量的有相同的趋势，即随着退火温度的提高晶粒组织没有明显的变化。但是前者的晶粒尺寸为60μm～90μm，与97．4%冷变形量的相比较其晶粒有所增大。14．3%冷变形量的成品箔材经不同退火制度处理后的组织如图6所示。可以看出，14．3%冷变形量的新型3×××铝合金箔材随退火温度升高，晶粒尺寸变化不大;但14．3%冷变形量的箔材晶粒尺寸比97．4%和41．9%冷变形量的大得多，在120μm～180μm之间。可见，冷轧变形量对箔材的晶粒尺寸起到决定性的作用。为了研究退火保温时间对成品箔材组织的影响，以41．9%冷变形量的箔材为例，对箔材在420℃保温0．5h～15h退火试验，结果如图7。可见，随着退火保温时间的延长箔材的晶粒不断变大，保温时间12h以后再延长保温时间其组织没有发生明显变化，表明此时组织已完全再结晶并且晶粒已充分长大。对于这样组织的箔材在更高的温度下其组织也不会发生明显的变化，亦即晶粒大小比较稳定，所以在生产中，为了保证成品质量，确定新型3×××铝合金箔材成品的退火制度确定为420℃12h。

4箔材的高温性能和承压能力试验

新型3×××铝合金箔材在610℃0．5h高温情况下的变形情况如表3。通过试验后把14．3%冷变形量的新型3×××铝合金箔材(0．18mm厚)送给用户委托进行钎焊打压试验，打压五次，平均承压能力22．8MPa。表明0．18mm厚的新型3×××铝合金箔材的承压值远远超过0．20mm厚度常用3003铝合金箔材的承压能力(17MPa)，其冷加工性能也能够满足用户的加工需要，用户表示非常满意，从而解决了换热器翅片厚度减薄、承压能力提高的问题。

5结论

铝合金论文范文第5篇

关键词：铝合金;预处理;化学镀镍;附着力

1引言

化学镀Ni-P具有厚度均匀、硬度高、抗蚀性优异等特点，因此镀层广泛被应用于需耐磨的工件。但是，铝合金表面即使在空气中停留时间极短也会迅速地形成一层氧化膜，以致影响镀层质量，降低镀层与基体的结合力。

本项研究得出了比较好的预处理方案，从而得到结合力良好，表面比较光亮的Ni-P镀层。

2实验方法

2.1实验工艺流程

试样制备配制除油溶液化学除油水洗侵蚀水洗超声波水洗去离子水洗一次锓锌水洗退锌水洗超声波水洗去离子水洗二次锓锌水洗去离子水洗碱性镀水洗酸性镀去离子水洗吹干冷却

2.2除油配方及工艺

除油：Na3PO4•12H2O(30g/L)NaCO3(30g/L)温度（65℃）时间（3min）

2.3浸锌配方及工艺

ZnSO4(40g/l)NaOH(90g/l)NaF(1g/l)Fecl3(1g/l)KNaC4O4H406(10g/L)

温度（42℃）一次浸锌时间（90S）二次浸锌时间（18S）

2.4镀液配方与工艺

碱性预镀液NiSO4•6H2O（30g/l）NaH2PO2•H2O（25g/l）NH4C6H5O7•H2O（100g/l）温度（65℃）PH值（8.2）施镀时间（8min）

酸性镀液NiSO4•6H2O（30g/l）NaH2PO2•H2O（25g/l）NH4C6H5O7•H2O（10g/l）

乳酸C3H6O3（40ml/l）NaC2H302（10g/L）温度（85℃）PH值（4.8）施镀时间（120min）3实验结果与分析

3.1镀层表面形貌及硬度

镀层表面为致密的胞状、非晶态结构。小胞之间有明显的界线，界线基本为直线，说明小胞在长大的过程中相互受到挤压而发生了变形，镀层中存在应力。镀层的含磷量为13.1%，镀层硬度可达686HV。

温度是影响化学镀沉积速率的最重要因。化学镀的催化反应一般只能在加热条件下发生，温度升高，离子扩散速度加快，反应活性增强，当温度高于50℃时，基体表面才有少量气泡生成，化学镀镍磷合金才能进行，随温度升高基体表面可见明显镀层。反应温度低于80℃时，沉积速率较慢；温度高于80℃，基体表面有大量气泡生成，沉积速率变快；当温度高于95℃时，镀液发生分解，镀液迅速变黑，产生大量气泡，在烧杯底部出现黑色沉淀。

3.2pH值对镀速的影响

在酸性化学镀液中，pH是影响沉积速率的重要因素之一。在化学镀过程中，随着反应的进行，H+不断的生成，镀液的pH值不断降低，使沉积速率受到影响，因此在施镀过程中必须随时补充碱液来调整pH值在正常的工艺范围内。pH值升高使Ni2+的还原速度加快，沉积速率变快。

4结语

(1)通过实验研究得到比较适宜的铝合金基材化学镀镍的前处理工艺,并得出了一套完整的铝合金基材表面化学镀镍工艺条件及配方。

(2)温度和pH值是影响反应速度重要的因素，温度的最佳工艺范围为85～95℃，超过95℃，镀液自分解现象严重；pH值的最佳范围是4.5～5.5，pH值超过5.5沉积速度开始下降。

(3)通过性能检测表明此工艺获得的镀层,镀层硬度可达686hHV,含磷量为11.17%且表面光亮、均匀、结合力好。

参考文献

［1］齐晓全.化学镀Ni-P工艺在制药设备上的应用［J］.电镀与涂饰,2006,25(7):15-16.

［2］ParkerK.ElectrolessNickle.StateoftheArtplatingandSurfaceFinishing，1992，34(3)：29-33.

［3］ColaruotoloJF.TrendsInElectrolessNicklePlating.PlatingandSurfaceFinishing，1985，27(12)：22-25.

铝合金论文范文第6篇

1.1幕墙的消噪

铝合金玻璃幕墙在风力作用下，极易产生噪声，这种噪声不但对环境是一种污染，而且给人以一种不安全的心理感受，给人造成较大的心理压力。为消除幕墙这种噪音，郑州市某银行的办公楼幕墙工程在施工管理过程中，主要采用了两个方面的措施，一是在立挺与横梁之间加设橡胶垫片，二是在立挺上的镶嵌槽里装密封条后，再挂副框。实践证明，采取上述措施后，幕墙噪音基本消除。

1.2幕墙玻璃应进行边缘处理

郑州市某银行的办公楼幕墙工程为隐框幕墙，所以，玻璃的圆边均暴露在外，对玻璃进行倒角处理后，不但使玻璃边缘应力分布均匀，幕墙玻璃板块整齐划一，而且为以后的注胶提供了施工上的方便。

1.3关于芯柱

1)芯柱的长度:根据立挺计算规范，要保证立挺接头连续，能传递弯距，芯柱插入上、下立挺的长度不得小于2h(h为立挺截面高度);为适应幕墙温度变形的需要、调整施工误差及主体结构变形对立挺的影响，立挺上、下段需留有一定空隙，根据经验，空隙一般为20mm，故芯柱长度应为2h+20mm。

2)芯柱的惯性距:根据立挺计算规范，要保证立挺接头连续，能传递弯距，芯柱的惯性距不得小于立挺的惯性距。

1.4幕墙的分格

铝合金玻璃幕墙在制作前应对建筑设计施工图进行核对，并应对已建建筑物进行复测，按实测结果调整幕墙分格。郑州市某银行幕墙工程为直面与曲面相结合的幕墙，施工精度要求高。为调整土建施工误差，强调对已建建筑物进行详细的复测，就显得尤为重要。通过复测，发现施工图圆弧与实际已建圆弧有一定的施工误差，据此，建设单位要求施工单位按实测结果调整幕墙分格，为以后的顺利施工奠定了基础，并且在二次分格时，应保证一块玻璃不得跨越一个防火分区，开启窗的面积不得超过幕墙面积的15%，取得较好效果。

2施工中注意的问题

2.1预埋件的埋设

预埋件位置的准确度直接影响到幕墙安装的质量好坏，应对预埋件的位置作重点检查，埋件的标高差不应大于10mm，埋件的位置与设计位置的偏差不应大于20mm。

2.2关于幕墙用胶

铝合金玻璃幕墙用耐候硅酮胶、结构硅酮胶均为中性胶。使用前除结构硅酮密封胶需做相容性试验外，结构胶与耐候胶还必须在使用有效期内使用，并严格按照施工操作规程进行施工，才能最终保证质量。耐候胶与结构胶虽有许多性能、要求是相似的，但耐候胶侧重强调耐大气变化、耐紫外线、耐老化的性能，而结构胶则更重要是其强度、延性、粘结性能等力学性能。因此，应按其使用目的的不同分别选用，不能相互代用，尤其不得将结构胶作为耐候胶使用，有些施工单位认为结构胶的价钱远比耐候胶要贵，将结构胶作耐候胶用，属于大材小用，没有问题，然而从结构胶和耐候胶的性能来看，其实这是一种错误认识，必须改正。隐框幕墙玻璃板块的注胶必须在清洁无尘土、通风、室内温度不高于27℃，相对湿度不低于50%的车间制作，不得在施工现场进行。

2.3铝材

为保证幕墙安全，防止自然界有害因素对铝合金的腐蚀作用，铝材阳极氧化膜厚度不应低于GB8013《铝及铝合金阳极氧化－阳极氧化膜的总规定》中规定的AA15级，但也不能太厚。

2.4幕墙的防火及防雷

幕墙的防火:幕墙设计必须符合GBJ16《建筑设计防火规范》中的规定，高层建筑幕墙需符合GB50045《高层建筑设计防火规范》中的规定。窗间墙与幕墙之间应填充不燃材料。无窗墙时，楼面外沿应设高度为800mm的实体群墙。横梁标高应与楼面标高一致，以填充不燃性材料，个别情况下横梁与楼面标高不一致时，应在楼面外沿设水平方向的铝材填充，用透明结构胶将铝材与玻璃粘结。幕墙的防雷:幕墙设计必须符合GB50057《建筑防雷设计规范》中的规定，幕墙必须形成自身的防雷体系，并且与主体结构防雷体系进行可靠连接。

2.5幕墙的清洗

交工前幕墙应进行清洗，清洗剂必须为中性，清洁幕墙的清洗剂有玻璃清洗剂和铝材清洗剂两种，这两种清洗剂互有影响，不能相互代用，清洗前应先做腐蚀性检验，清洗后及时用清水清洗干净。

2.6其他

本着为业主热情服务的态度和保证幕墙的正常使用寿命，在幕墙竣工验收合格后，施工单位应向业主签署有关幕墙保养与维修的备忘录，备忘录中应详细列出在螺栓松动、玻璃松动或破损、密封胶和密封条脱落或损坏、幕墙构件及连接件损坏、连接件及主体结构的锚固松动或脱落时，须及时加固、修复、更换，连接件锈蚀时需除锈补漆。遇自然灾害后应及时对玻璃幕墙进行全面检查，并根据具体情况进行维修加固。幕墙在正常使用时，应每隔5年对幕墙进行一次全面检查。

3结语

1)在对幕墙实施管理时，工程师必须时刻牢记“没有安全就没有一切”。

2)幕墙技术涉及到多种专业，在对幕墙进行施工管理时，工程部各相关专业工程师必须密切配合，才能对幕墙实施全方位的管理，确保幕墙安全。

铝合金论文范文第7篇

关键词 ZL104；铝合金；铸造；工艺；规程；分析

中图分类号TG292 文献标识码A 文章编号1674-6708（2011）50-0018-01

ZL104铝合金最长用的是液力偶合器行业、汽车行业，偶合的叶轮外壳，汽车的缸盖、缸体、飞轮等的制造就要采用ZL104铝合金，原因是在于ZL104铝合金卓越的品质，这一品质也是在铸造过程中精心准备、精炼出来的。在其他的行业中，ZL104铝合金也有十分广泛的应用。应用十分广泛，是由于其独特的品性，而ZL104铝合金的性能又与熔化、化学成分、变质处理、精炼工艺等密不可分。

1 ZL104铝合金的铸造工艺流程

ZL104铝合金的铸造工艺方法不止一种，本文选取了一种铸造工艺流程进行阐述，主要为：熔炼准备坩埚预热同炉料30%（硅+纯铝）+（合金）720℃~740℃搅拌加锰（待锰熔化后搅拌）去渣钟罩压镁（搅拌）去渣精炼压入六氯乙烷去气去渣加变质剂（静置10min左右）搅拌去渣调温680℃~760℃℃浇注。在这个工艺流程中，主要化学成分为0.17%~0.3%的镁，8%~10.5%的硅，0.2%~0.5%的锰，其余的都是铝的含量。还有杂质含量铁不高于0.9%，砂不高于0.6%，铜不高于0.3%，锡不高于0.1%，锌不高于0.3%，钛不高于0.5%。ZL104铝合金的性能要求抗拉强度在铸态时在150MPa及其以上，时效后在200MPa及其以上。硬度铸态在50HBS及其以上，时效后在70HBS及其以上。

2 原材料的准备和要求

2.1 金属材料的准备和要求

铝锭快在150mm×150mm左右，含铝在99.5%以上。硅各块度Φ25mm~30mm，含铁不超过0.5%，含硅在99.8%以上。细片状的电解锰，锰含量在99%以上，铁含量不超过1%。镁块度50mm×50mm×20mm，含镁在99.8%以上。

2.2 化学材料的准备与要求

一等品的冰晶石粉，成分99.8%以上的氯化钾（KCL）和六氯乙烷（C2CL6）。成分在97.5%以上的氟化钠（NaF）和氯化钠（NaCL）。

2.3 回炉料的准备与要求

废弃的铸件以及浇冒口回炉使用必须分清楚牌号，并清除水份、粘砂、油质、氧化物等，具备化学成份检验单，分类储放。

2.4 硅铝中间合金的准备与要求

以100kg计算80%的铝和20%的硅为配料，合成熔点为680℃。把4/5的铝锭在地坑炉中熔化，然后升温至850℃~950℃。然后分批加入结晶硅，压入铝液，直至硅冷却熔化，反复搅拌，加入余下的铝降温，用去水的六氯乙烷合金精炼处理，去渣铸锭。

2.5 锰铝中间合金的准备与要求

以100kg计算90%的铝和10%的锰为配料，熔点为780℃。将4/5的铝熔化在地坑炉中，升温至950℃~1 000℃，分批加入豌豆大的锰，压入铝液熔化后搅拌，加入余下的铝降温，用去水的六氯乙烷去气精炼，去渣铸成。

2.6 水玻璃涂料的准备与要求

用喷枪在工具以及坩埚内壁喷上一层涂料，然后加热至120℃~200℃。喷涂工具配15%的CaCO3加3%的水玻璃加82%的水。喷涂坩埚配90%的CaCO3加10%的水玻璃。金属型腔配23%的ZnO加2%的水玻璃加75%的水。金属型浇冒口配20%的ZnO加65%的石棉粉加15%的水玻璃。

3 合金熔化工艺

以0.4%的镁，10%硅，0.5%锰，余下为100kg计算的铝为配料。熔炼中首先要铲除坩埚内壁的残渣，然后在内壁涂上涂料进行预热，熔化工具也要在去除氧化物的基础上，涂上涂料预热至200℃~250℃。需要注意的是加入不超过30%的回炉料，硅铝熔化后要进行充分的搅拌，不让锰沉淀，在铝表面熔化后进行充分的搅拌。一切的加热原材料和工具都需要经过预热处理，在加入变质剂的之后，如果温度偏低，可以延长静置时间直至变质剂成分熔化。

4 讨论

铸造工艺决定着ZL104铝合金的质量，我们在ZL104铝合金的实际铸造过程中，应该严格遵循合金成份、变质处理、炉温控制、去气、精炼等基本环节的技术工艺规程，通过严格的控制和精心的操作，才能得到优质的ZL104铝合金材料。当然，本文仅仅只是粗略的对ZL104铝合金原材料准备及要求，以及实际熔化中的大体要求作了简要说明，实际铸造过程中还有许多细小的注意事项，需要实际操作中做到细心、严谨，更加努力的探索其具体每一个细小环节的铸造工艺，更加严格的控制工艺流程，才能获得优质的ZL104铝合金材料以满足生产的需要。

参考文献

[1]刘倩.ZL104铝合金的铸造工艺规程[J].湖南工程学院学报，2006(3)：38-40.

[2]薛蕾，黄一雄，卢鹏辉，陈静，林鑫，黄卫东.激光成形修复ZL104合金的组织与性能研究[J].中国表面工程，2010(1)：362-364.

[3]刘慧敏，程军胜，崔华，杨滨，张济山.温度对喷射成形7075+TiC铝合金触变成形的影响[J].北京科技大学学报，2006(4)：371-373.

[4]刘慧敏，呼努斯图，崔华，杨滨，张济山.原位颗粒含量对固态7075铝合金组织的影响[J].北京科技大学学报，2006(1)：247-249.

铝合金论文范文第8篇

变形，进而推导出焊接接头区域理论温度；然后通过人工热电偶试验测得铝片表面及铝片一铜管间的温度．再结合接头扫描电镜图片进

行验证，认为焊接接头的形成是由材料本身的塑性本质、一定的摩擦升温、工具头竖直方向压力3个因素共同作用的结果．整个过程使

接头区域材料发生充分的塑性变形，破坏并清除氧化物、油污，使焊件材料原子之间发生力的作用而形成金属键合。

关键词：铝片一铜管太阳能集热板；超声波焊接；焊接接头

中图分类号：tg453、9 文献标识码：a

当前金属管板式太阳能集热板大多采用铜管一铜片的组

合，这种组合虽然有利于材料的焊接， 易于制造，但成本较

高，不利于普及。而铝的密度小，价格比铜低，工业上经常用

铝代铜．因此用铝片代替铜片作为太阳能集热板的吸热板可以

大大降低成本。虽然铝的导热性能不及铜，但在[，！]材料很薄的情

况下并不影响整体效果．这种新的组合也是金属管板式集热板

的发展趋势。然而，铜铝属于不同种金属，它们之间存在电极

电势差，铜的线膨胀系数比铝的大0．5倍。再加上熔点的差异、

铜铝间易形成金属间化合物等原因．容易引起铜铝接头电化学

腐蚀，同时铜铝变形不一致也容易产生裂纹、夹杂层或出现脆

性金属间化合物等．这些缺陷将会降低接头强度。

为克服铜一铝焊接时所出现的缺点， 一般采用铜一铝压力

焊。如摩擦焊ⅲ、超声波焊 ]、真空扩散焊 等焊接方法．获

得电气性能、抗老化性能、抗腐蚀性能、使用寿命都比较理想

的焊接接头。jiromaru tsujino ．tetsugi ueoka等日本学者

长期从事金属超声波焊接研究，对超声波焊接过程中的一系列

问题作了比较全面的探讨．如：频率和压力变化对焊接质量的

影响[31， 实测得到铜铝焊接温度超过436℃ ，同时对铜、铝、

金等金属的焊接性能进行了深入而细致的研究 ，认为超声波

焊接对各种塑性良好的金属材料来说，只要选择合适的设备和

工艺参数，都可能获得良好的焊接接头。james e krazanowski

通过透射电镜(tem)研究焊接区域组织。认为金属超声波焊

接机理是一个金属粘合的过程，而扩散和再结晶等物理冶金反

应在接头成形机理中并不起主要作用[9]。本文从铜铝材料性能

分析人手，推导焊接区域温度， 同时结合实测温度和焊接区域

收稿日期：20__—04—12：修回日期：20__—07—07

基金项目：广州市科技攻关重点项目(20__ z3一do101)

扫描电镜图片探讨铜一铝超声波焊接机理。

1 焊接试验及过程分析

超声波焊接设备包括：超声波发生器、换能器、聚能器

(变幅杆)和工具头等，如图l所示。焊接参数见表1。

图1 超声波焊接设备

表1 焊接参数

汽缸

动块

导轨

频率 功率 工具头转速 焊接压力 振幅 铝片厚度 铜管厚度

f／khz fi，kw (r·min-‘) p／mpa a／1．zm 占l／mm null

15 3 44—49 0．4 、 30 n2 1．0

铝片一铜管太阳能集热板的焊后样品如图2所示。

图2 铝片一铜管太阳能集热板焊后样品

welding technology vo1．36 no．5 oct．20__ ·试验与研究· 15

1．1 材料处理

铜和铝极易在空气中被氧化，在光亮清洁的表面就已经有

约200个分子厚度的氧化膜存在，而且氧化膜也是由晶体组成，

本身也存在不饱和的分子，能够吸引对称性较弱的极性分子

(如水分子、有机物分子等)，形成一层油污和水气膜，这些物

质的存在导致表面凹凸不平，使材料原子问距离增大，难于进

行焊接。

1．1．1 铜管表面套拉与翅化

根据金属超声波焊接机理，对材料表面要求高，针对上述

铜管表面状态，需要击碎、破坏、清除铜管表面油污及氧化膜

使其暴露出纯净的金属表面，主要有两步：

第一步，铜管的表面套拉，套拉过程如图3所示。

套拉方向

图3 套拉过程示意图

其作用有：①全面刮削铜管表面．比较彻底地破坏表面氧

化膜暴露出纯净的金属表面；② 由于进行的是冷加工．可以适

当提高铜管硬度，有利于随后的焊接及增加变形抗力以保证在后

续的挤压中维持圆管形状；③将铜管的直径缩口至需要的尺寸。

第二步，利用专用工具头，表面具有微翅结构，如图4a所

示，在铜管表面预先滚压一次，进一步破坏和清除待焊部位的

表面氧化膜。且在铜管表面加工出微翅结构，如图4b所示。

(b)铜表面微翅结构

图4 袭面有微翅结构的工具头及其预滚压铜管后形成的铜表面翅化结构

其作用主要有：①增大铝片和铜管的接触面积，增加机械

嵌合的可能性；②增大接触区域粗糙度，增大摩擦，增加析热

量，从而形成局部高温，有利于焊接；③ 破碎、清理旧表面，

振动滚压出新鲜表面，为金属键合形成接头提供条件。

1．1．2 铝片处理

铝片薄，只能用钢丝刷清除其表面氧化膜，使铝片与铜管

之间通过新鲜表面充分贴合，为原子力起作用提供条件。

1．2 焊接接头形成

铝片一铜管超声波金属焊接过程如图1所示，工具头在汽

缸压力作用下，其表面微翅压入铝片后与铝片发生摩擦．然后

带动铝片以频率，相对铜管振动，在铝片与铜管间剧烈摩擦，

焊接接头区域温度升高，材料发生塑性变形。材料塑性变形、

铝片与铜管间的高频振动摩擦、工具头竖直方向的压力三因素

共同作用，破坏并清除金属表面的油污和氧化物，使彼此的纯

净表面暴露并贴合，在贴合面形成牢固的接头。

2 焊接影响因素讨论分析与试验测定

超声波焊接振动幅度只有几 m到几十 m，而且铜铝的塑

性良好，其振动摩擦作用区域小，很难用直接测温法准确测定

焊接温度；而间接测温， 即通过分析焊接接头组织的扫描电镜

图片(sem)或透射电镜(tem)图片，根据接头组织推断焊

接过程所能达到的温度的方法也受到了限制，这是因为sem图

片难于准确判定组织结构，而tem样品难于制作。

由于测温方法上的限制，各研究者所得结果相差较大．使

得超声波金属焊接温度的作用成为一个有争议的问题，同时学

者对超声波焊接机理也有不同看法。本文先从理论推导出焊接

区域材料主要发生塑性变形而非弹性变形，后通过摩擦力做功

理论推导出焊接区域理论温度，同时通过人工热电偶试验测出

焊接区域实测温度，并结合试验测定焊接接头区域显微硬度．

综合分析超声波金属焊接机理。

2．1 焊接时材料的变形情况分析

从图4b材料表面翅化后形态可以看到．焊接区域铜管表面

产生很大的塑性变形，振动摩擦和材料塑性变形能够破坏、挤

压、清除金属表面氧化 物和油污，这对超声波焊接是非常有利

的。

从图5a e 实测应力一应变关系曲线和图5b理论应力一应变

关系曲线可以看出，材料弹性应变小于0．5％ ，本文以0．5％计

算：

f=f ， (1)

式中：fn为材料厚度，1．2 mm；8为应变，o．5％。

可见， 弹性变形约为6 m，而工具头振动幅度a为3o

m，所以振动摩擦影响区域主要发生塑性变形， 这可以从图

4b的铜管表面翅化后的sem图片看出，工具头的纵向振动不但

16 ·试验与研究· 焊接技术 第36卷第5期20__年10月

在铜管表面压出新鲜表面，而且在纵向摩擦力的作用下，工具

头表面微齿挤出的材料被翻了过来，发生了大的塑性变形，这

对焊接是非常有利的。

量

-

z

b

0．002 0．004 0．006 0．008 0．010

6(％)

(a)工业铝实测应力一应变曲线

6(％ )

(b)铝等塑性材料理论应力一应变关系曲线

图5 工业铝的实测及理论应力一应变关系曲线

2．2 摩擦做功方程

由华南理工大学机械工程学院在超声波焊接方面的研究 11]．

可得到焊接区域的温升公式为：

at-4afw ~’at一

， (2)

cpn

式中，a为振幅，mm；f为频率，khz； 为能量吸收率，

为摩擦系数；p为压强，mpa；at为焊接时间，s；c为比热

容，j／(kg·℃)；p为材料的密度，g／cm ； 为受影响厚度，mm。

将公式(2)运用到铝片一铜管的超声波焊接，计算焊接

区域温度，由于铜管和铝片厚度小。其对密度、比热容等影响

非常小，所以铜片一铜管焊接和铝片一铜管焊接不会有非常大

的差异。假定焊接时摩擦振动影响区域厚度h是分别从焊缝向

铝片和铜管壁各取1／2 (即： = (0。1+0．5)mm=0．6 mm，即热

影响区为0．6 mm)， 同时铝密度2．78 g／cm ，约为铜密度8．96 g／cm

的1／3，铝的比热容为0．88 j／(kg·℃)， 而铜的比热容为

0．385 j／(kg·℃)．将比热容及密度也按比例折算为合成比热

容、合成密度。

由公式(2)得：

at-4afrtu~

．

at

一

． (3)

c1— 1-zhl一2

式中：c _2为材料合成比热容，取值410 j／(kg·℃)；p1-2为材料

合成密度，取值7，8 g／cm ；h1-2为振动摩擦影响材料厚度之和，

0．6 mm；助压强，通过换算可得到p=20 mpa；at为等效点焊

时间。s。

p可以通过焊点的面积为4 minx4 mm．工具头汽缸压强为

0．4 mpa．汽缸直径为32 mm换算得到，焊接区域的压强为汽

缸压强的50倍，所以助20 mpa。

焊接行程为1 886 mm．而连续滚动焊接可看成是点焊叠

加，焊接时间通过测定为18．76 s。可以通过将工具头压下，而

不做直线运动测出点焊接头是面积为4 mmx4 mm的正方形．

计算其点焊时间￡为0．04 s。

由式(3)，代入各相关参数得：

a／’-730 rgt。 (4)

超声波焊接过程中能量吸收率 和摩擦系数 很难准确测量，

但肛的范围可以通过试验手段得到， 同时结合相关文献查到

铜一铜表面清洁度较高时为1，4．而在一般情况下为0，2左右。

之所以产生这种差异．主要是因为在清洁铜一铜摩擦副的情况

下，铜的塑性好，导致摩擦系数非常大；但在一般情况下，铜

的表面容易发生氧化而覆盖一层氧化物，氧化物硬度大，且有

一定的性能．使摩擦系数大为降低，铝一铜的摩擦系数无

资料可查．只能以测量和类比计算为准。

本试验中，由于铜管表面预先经过滚压， 自然表面全部挤

压翻滚一次而露出新鲜表面．同时铝片也经过了清洗并在焊前

进行了打磨处理，这就和焊接时的条件接近，所以铝片一铜管

之间的摩擦系数应取较大值。通过摩擦系数测定试验，推导出

摩擦系数介于0，5—0．8之间。

能量吸收率 值可以和切削时切削区域情况类比确定，切

削时有70％一90％的热量集中在切削区域，金属超声波焊接时

工具头和焊件金属紧密贴合，焊接区域与切削区域情况相似。

工具头与铜铝间的振动摩擦影响范围小，铜铝均为理想塑性

材料，工具头则可以看成是理想的弹性体。超声波从工具头

传出到铝片铜管接触界面处． 由于铜铝材料的大塑性变形，

超声波在界面处不能远距离传递，大部分的能量以体积变形、

材料内部温升等形式被接头区域材料所吸收，因此吸收效率

为0．7—0．9。

从上面的分析可知，能量并不能远距离传递，其影响区域

非常小．主要集中在铜铝塑性材料的表层，振动摩擦影响不到

深层区域， 式(4)中， 为0．5—0．8， 为0、7~0．9，所以 为

255 525℃ (室温为24—26℃)．即焊接区域理论温度推导为

280 550℃

weldinz technolo~ vo1．36 no．5 oct．20__ ·试验与研究· 17

2．3 试验温度测定

直接法测温试验按如下方法设计：在铝片表面布置一个热

电偶，焊接时，工具头直接从热电偶探头上滚压过，此时所测

温度为焊接时工具头和铝片之间振动摩擦在铝片表面所达到的

温度，测量结果如图6a所示，在室温为24～26℃条件下测得最

高温度为392℃ ，最低温度为284℃ 。选用相同的工艺参数，

相同的材料进行测试。在焊接接头形成区域的铝片一铜管间布

置一个热电偶，其所测得最高温度为144℃ ，最低温度仅44℃ ，

整个温度一压强曲线如图6b所示。

汽缸压强 pa 汽缸压强 pa

(a)铝片表面温度一汽缸压强曲线 (b)焊接接头区域温度一汽缸压强曲线

图6 温度一汽缸压强曲线

2．4 焊接区域显微硬度测定

在显微硬度计上进行焊接接头显微硬度测定。母材铜的硬

度为hv90～92．9，而铝的显微硬度为hv42～47。从铜管内表面

开始测，其所测得硬度值分布如图7所示。

宝

越

罄

揠

叫

到铜管内壁的距离l／mm

m7 样品横截面显微硬度分布

从图7中可见，最高硬度hv942在焊接接头界面处， 当压

痕菱形刚好落在铜铝两侧时，铜边缘发生塑性变形而拱起，导

致测量上的困难，而铝在交界面边缘处发生塌边， 出现碎状，

并且可以看到结合面处出现微小裂纹。结果还显示出，远离结

合面处，铝侧的硬度值也还是比较大，分析认为这是由于焊接

工具头表面微齿高度为0．6 mm，而铝片厚度只有0．2 mm，焊

接时，微齿从铝片表面压穿铝片，而且接触到铜管表面，在焊

接时发生了大的塑性变形，而且由于温度的影响。在铝侧生成

了一定量的a120，， 而a120，的硬度较大，并且同时存在一定的

铝的加工硬化所造成的。

3 超声波焊接机理分析探讨

超声波焊接接头区域呈现复杂和多样的显微组织，有关焊

接过程中所能达到的焊接温度是多少，及焊接过程中起主导作

用的是焊接温度、机械嵌合、物理冶金反应还是金属原子之间

的键合都存在争议。下面结合试验数据和相关理论，对铜一铝

超声波焊接机理进行分析讨论。

3．1 焊接区域温度分析与讨论

焊接温度对金属超声波焊接过程有重要影响，从试验测

得铝片上表面最高温度为392℃ 。铝片铜管接头区域最高温

度只有144℃ 。从理论温度计算来看，其最高温度为550℃ ，

均没有达到焊件材料的熔点(铝的熔点为660．4℃ ， 铜的熔

点1 083℃ )。文献[4]认为， 焊接区域温度不低于436℃ ，

该值与本文试验测得的铝片上表面温度及理论推导温度较为

接近。所以， 可以认为，试验测得的温度(392℃)为焊接

区域真实温度。

3．2 机械嵌合、物理冶金反应

较多的压焊专家认为。材料间的嵌合有助于材料原子间

的相互靠近，说明焊接也是塑性变形的结果，这种嵌合结构

在金属超声波焊接接头形成过程中具有重要作用。但从图8

铜一铝接头过腐蚀sem图片来看，与铝结合处，铜管表面为一

微小片面，看不到明显的材料彼此间机械嵌合， 而看到铜管

表面还残留有未腐蚀的绒状铝存在，表现出明显的相互间贴

合。所以本文认为机械嵌合对金属超声波焊接有一定的作

用，但不起主要作用。

图8 铜一铝焊接接头过腐蚀扫描电镜图

james e krazanowski通过经典扩散理论分析认为，焊接过

程中原子的扩散距离不到一个原子直径 。从上述显微硬度测

定来看，铜在远离焊接接头区域的硬度和母材是一样的，但是

在接近接头区域时其显微硬度显著增大， 接头区域达到

l8 ·试验与研究· 焊接技术 第36卷第5期20__年lo月

hv942， 同时有细小裂纹存在， 在铝侧还看到破碎的铝存在，

这表明生成了金属间化合物。李亚江等人在研究铜一铝扩散焊

时，界面出现硬度峰值hv780，分析认为明显存在金属间化合

物[8]。扩散焊接时间越长．铜铝焊接过程越容易出现金属间化

合物，但超声波焊接持续时间短，金属间化合物可能只是在焊

接后才在接头区域形成，而非焊接过程中出现。因此分析认为

物理冶金反应在焊接后出现，对接头的形成作用不明显。

3-3 金属键合过程

从材料表面的状态分析可见．正是由于表面的凹凸不平和

表面氧化物的存在，使得焊接难以进行。从压焊的机理可知，

当材料表面原子贴近到0．3—0．5 nm范围． 即3—5个原子的距离

时，原子之间的作用就能够发生，并在压焊的接头形成过程中

起主导作用。超声波的作用机理和压焊有较大的相似性，在弹

塑性理论推导过程中可以看到，铜铝的塑性变形只有6 m，

而超声波的振动幅度为3o m，铜铝塑性好，铜的显微硬度为

hv90—92．9。铝的显微硬度为hv42～47，焊接工具头的硬度为

hrc58 62，相差较大。焊接时，工具头在焊接过程中压穿铝

片．达到铜管表面，带动铝片和铜管摩擦，同时工具头在竖直

方向压力作用下。使得铜管表面和铝片同时发生充分的塑性流

动，将氧化物、油污等挤出焊接接头形成区域，或将氧化物碎

片通过铜和铝的充分塑性流动而压人铜铝材料里层，使之不能

停留在接头形成界面层。让纯净的金属材料原子之间能够相互

接近到原子作用力范围内。从james e krazanowskit ]的透射电

镜图片中看到碎片和孔洞的存在，原因就是焊接时由于材料接

触界面金属的塑性流动，使得表面氧化层有的被挤出，而有的

卷入基体材料，如果金属氧化物和母体材料的接触性不好，就

可能使得在存有氧化物碎片的地方留下孔洞。

超声波能够将能量传递给材料，能够降低材料原子的活

化能。在焊接过程中，焊接温度或压力并不单独决定焊接接

头的形成， 而是焊接温度、焊接压力、材料本身的塑性共同

决定了接头的形成。压力、温度、材料本身的塑性综合决定

了材料原子的能量状态，从而决定了材料的塑性流动等性

能， 只要3个因素综合作用， 能够使得焊接材料原子间相互

接近no．3—0．5 nm的距离，原子问作用力能够起到主导作用，

焊接接头的形成就是可能的。在图8中有许多绒状铝还粘连

在铜管的表面，可以看到焊接区域铜和铝接触界面处的粘连

状态。但要达到这种状态，材料的塑性流动是充分的，各个

接头的形成条件可能并不相同，但是，材料本身的塑性、压

力和焊接温度相互协调。能够使得材料发生塑性流动， 界面

充分贴合，从而形成接头。

4 结论 ．

(1)从理论推导和试验实测得到焊接温度均达不到焊件材

料的熔点。

(2)焊接接头形成过程中。物理冶金反应对焊接接头的形

成并不起主要作用。

(3)铜一铝超声波焊接是由材料本身的塑性、一定的摩擦

升温和工具头竖直方向压力共同作用下．在材料发生充分的塑

性流动及氧化物、油污等阻碍材料焊接的物质被破坏、清除或

压人母体材料的基础上发生的焊接材料原子之间由于原子间作

用力而形成金属粘合的过程。

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铝合金论文范文第9篇

【关键词】铝熔体测氢；ZL101

1 铝合金中氢的来源

铝合金在冶炼过程中或多或少地有水分子的存在，发生如下反应：Al+3H2Al（OH）3+H2

之后，铝熔体吸氢按如下步骤进行：（1）氢分子撞击到铝熔体表面；（2）氢分子在铝熔体表面离解为氢原子，H22H；（3）氢原子吸附在铝熔体表面，2H2H；（4）氢原子通过扩散进入铝熔体，2H2[H]。

2 铝合金中氢的危害

氢在铝合金中会造成氢腐蚀、氢鼓泡、白点、以及生成氢化物而导致铝合金变脆，使铝合金的塑性和强度降低。此外，在缓慢变形时，铝合金中的氢逐渐向应力集中处富集，在应力和氢的交互作用下裂纹形核、扩展，最终导致脆性断裂。因此，准确测量铝合金中的氢含量和寻找减少铝合金中氢含量的措施，对提高铝合金的使用性能意义重大。

3 铝熔体测氢的方法

目前世界上测氢的方法大约有20多种，本文只介绍Telegas法

该原理假设铝液中的氢是均匀分布的，若在铝液中提供一个自由表面，则氢就会在此表面上以2HH2的形式析出。在平衡状态下，此析出反应的G=0，从而可得到如下关系式：

lgS=-+B+lgP （3.1）

其中，P为铝液内提供自由表面上所生成含氢气泡的氢分压。由此式可知，测出P和T就可算出铝液中的氢含量。为了测定P，向铝液中通入惰性气体（Ar或N）气泡，经过一定时间，气泡内的氢分压和铝液内的氢分压达到平衡。实验中可用循环泵使气体循环通过铝液，达到平衡后，可通过热导析气计测出平衡分压P，同时测出铝液温度T，再通过上式就可计算出铝液的含氢量。

4 ZL101合金测氢

4.1 ELH-Ⅳ型铝熔体快速测氢仪简介

本实验所采用的ELH-Ⅳ型铝熔体快速测氢仪就是基于Telegas法原理设计的一种高智能化在线便携式测氢仪，在炉前测量无需外接电源、气源，直接显示每100克金属含氢量，仪器内已存有近60种合金的修正系数，通过键盘可输入温度、合金或合金的修正系数；仪器具有自动连续测氢、测温功能。大屏幕液晶显示器直接显示氢含量。

4.2 测氢过程

实验现场示意图如图1 ，实验过程方框图如图2，称取ZL101试样2585g，放入坩埚电阻炉内，并将KSJ系列温度控制器的热电偶探头测氢实插入坩埚电阻炉，设定温度为730℃并开始加热。温度控制器温度显示屏上为730℃时，停止加热，取出KSJ系列温度控制器的热电偶探头，在坩埚电阻炉上盖上保温罩，然后将与ELH-Ⅳ型测氢仪相连的热电偶、输气管、吸气管分别从保温罩孔中插入铝熔体中，打开测氢仪的N阀门，循环通入N至测氢仪显示屏上氢含量稳定后，记录此时的温度及氢含量。重复以上过程获得725℃、763℃、805℃、850℃温度下的铝熔体的氢含量（见图1）。

1-坩埚电阻 2-热电偶 3-输气管 4-吸气管 5-ELH-Ⅳ型测氢仪 6-KSJ系列温度控制器

4.3实验结果

4.3.1温度对ZL101氢含量的影响

图3为Al合金中出现的氢气孔显微照片，气孔具有不规则的形态。几个气孔可能连接在一起。

将实验结果绘制成图，如图4，随着温度的升高，铝熔体中氢含量增加。

5 分析与讨论

5.1 温度对ZL101氢含量的影响

熔体吸氢是一个动力学过程。熔体始终处于吸氢、放氢这样一个动力学过程中，尽管氢的溶解度相当大，但要达到平衡则需要一段时间（温度越高，这一时间越短）。铝合金熔体中吸氢急剧增加，到达该温度下的熔体的溶解度时，熔体中吸氢和放氢达到动态平衡，当然这需要很长一段时间。在一般的熔炼条件下，铝合金熔液中实际的氢含量达不到理论溶解度。铝合金熔体中夹杂物越多，氢含量就越高。氢在铝合金熔体中主要分为两类：①90 %的氢以原子形式溶解在熔体中； ②大约10 %的氢以分子的形式存在于铝合金熔体夹杂物的表面和缝隙中。在高温下铝镁合金熔体与水蒸气发生反应，生成大量的氧化夹杂，增加了熔体中氢的含量。

铝熔体吸氢的方程式为：H2[H]

达到平衡时有 =0将 代入，并令可得氢在铝液中的溶解度公式：

=m e （5.1）

此即西华特定律，[H]为氢在铝液中的溶解度， 为氢的摩尔溶解热， m 为常数， T 为铝液温度， R 为气体常数， P为铝液中氢的分解压。已知氢在铝液中的溶解是吸热过程， 为正值， T降低，则[H]降低。

6 结论

（1）ZL101熔体中氢含量随着温度的升高而增加。

（2）铝合金熔体中夹杂物越多，氢含量就越高。

参考文献：

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[5]Talbot D E J ， Anyalebechi P N. Solubility of Hydrogen in Liquid Aluminum. M ater. Sci. Technol， 1998 （4） ： 1～ 6.

铝合金论文范文第10篇

摘要：

贵州省铝土矿含矿岩系已经有一些研究，但从全省角度看研究有待深入。本次在贵州铝土矿整装勘查及研究成果的基础上，结合最新铝土矿成矿区带划分成果，以贵阳—清镇铝土矿田、遵义—息烽铝土矿田、凯里—黄平—瓮安—福泉铝土矿田、务川—正安—道真铝土矿田四大铝土矿集中区为背景，系统讨论贵州铝土矿含矿岩系的规律。认为贵州铝土矿含矿岩系在时空分布、赋矿地层、下伏地层、含矿岩系厚度、矿物组合和共伴生矿产以矿田为单元均表现出一定的差异性。同时，含矿岩系又表现出一定的规律性，不仅成矿机制相同或相似，而且矿物组合和共伴生矿产等亦有相似性，含矿岩系均覆于古风化壳之上。

关键词：

贵州；铝土矿；含矿岩系；成矿规律

铝土矿是贵州省的优势矿种之一，其资源丰富、矿石质量好、分布广泛、矿床规模大，其勘探工作始于20世纪40年代，历经70多年的勘探与综合研究工作，截止2014年12月共探获资源量约12.9亿吨，居全国第二位[1]。对贵州铝土矿的分布规律前人已做过一些研究[2-12]，但基于研究资料等的不足或研究条件的限制，对其研究多属局部区域、相对零散的研究。廖世范[4]、高道德[9]和莫江平[11]主要对黔中地区和遵义地区铝土矿有研究，对含矿岩系的特征有一些探讨；刘平[2,5,12]对全省的铝土矿均有一定研究且成果丰硕，认为务－正－道地区铝土矿床隶属于黔中－渝南成矿带，但缺少从全省角度的对含矿岩系的对比讨论；刘巽峰[8,13]对贵州铝土矿的研究主要集中在黔北地区和遵义地区；金中国等[14]对含矿岩系的研究，主要考虑的是黔北地区；2009年刘幼平[10]基于贵州省有色地质勘查局已有的铝土矿勘查资料，对全省铝土矿做了一定的探讨，主要分别讨论了黔北地区和凯里－黄平地区的含矿岩系规律。从全省角度对矿含矿岩系特征与成矿规律研究还有待深入，本次在最新铝土矿整装勘查及研究成果的基础上讨论贵州铝土矿含矿岩系的规律。

1贵州铝土矿的分布特征

贵州铝土矿床主要为沉积型铝土矿，亚类有2种：一是产于碳酸盐侵蚀面上的铝土矿床，如贵阳地区、遵义地区和凯里—黄平—福泉—瓮安地区铝土矿床，含矿系呈假整合覆盖于石灰岩、白云质灰岩或白云岩侵蚀面上；二是产于硅酸盐岩侵蚀面上的铝土矿床，如务川—正安—道真地区铝土矿床，含矿岩系呈假整合覆盖于页岩、砂页岩、砂岩等硅酸盐岩层上。铝土矿的形成均具有多阶段性，经历了母岩风化—搬运沉积—次生淋滤富集成矿3个阶段，为风化-搬运沉积-次生淋滤富集型铝土矿矿床。通过收集分析全省铝土矿最新的整装勘查和科研成果，根据贵州铝土矿的资源禀赋特征、含矿岩系剖面特征及分布规律等提出了贵州铝土矿集区的划分方案，认为贵州铝土矿集区应划分为（图1）：①贵阳地区，习称黔中铝土矿区，主要包括清镇、修文、贵阳、平坝、织金和黔西；②务正道地区，主要包括务川、道真、正安和凤冈；③遵义地区，主要包括遵义、息烽和开阳；④凯里—黄平—福泉—瓮安地区。地质时代主要归属早石炭世大塘期祥摆时及中二叠世梁山期（?）。成矿于早石炭世大塘期祥摆时的铝土矿多集中于产出于贵阳、遵义、织金、息烽、龙里地区；而成矿于中二叠世梁山期（?）的铝土矿则集中产出于务正道、凯里—黄平—瓮安二片区内。

2铝土矿含矿岩系的剖面特征

铝土矿含矿岩系：指赋存铝土矿的一套岩石组合单元，其通常与上覆、下伏地层的岩性区别较大。对贵州铝土矿含矿岩系的特征前人已有一些研究[3-5,7,12-13,15]，目前对全省铝土矿含矿岩系及其成矿规律缺少系统的对比分析。贵州铝土矿的含矿岩系为铝土矿成矿区带划分的重要依据之一,通过大量矿床含矿岩系的钻探资料对比分析研究，贵州铝土矿四大矿集区含矿岩系剖面各具特色。

2.1务川—正安—道真地区该区铝土矿含矿岩系隶属二叠系中统梁山组（P2l），一般厚2.0～16.5m。含矿岩系通常分为3段[8,14-17]：上段为深灰色薄层碳质、钙质、铝质页岩；中段为含铝（铝土矿）岩系；下段为杂色页岩、粘土岩，含铁绿泥石岩。其与下伏志留系韩家店组杂色泥岩、泥砂岩、页岩呈假整合接触，部分区域下伏地层为石炭系上统黄龙组浅灰色、灰色厚层至块状泥晶灰岩；其上覆地层为二叠系中统栖霞组石灰岩，呈整合接触（图2）。

2.2贵阳地区该区铝土矿含矿岩系为石炭系下统九架炉组（C1jj）[2,4-5,9-10,12,18-19]，一般厚20m左右。含矿岩系常为3段：下段含铁矿岩系，中段含铝土矿岩系，上段砂页岩偶夹灰岩、泥质白云岩岩系。其与上覆石炭系下统摆佐组白云岩呈整合接触，与下伏寒武系中—上统娄山关组白云岩夹粘土岩呈假整合接触（图3）。

2.3遵义地区该区铝土矿含矿岩系为石炭系下统九架炉组（C1jj）[2-5,9-10,12,15]，一般厚约20m，从下到上由铝质岩、铁铝质粘土岩，铝土矿层和铝质岩或铝质泥岩组成。其与下伏奥陶系下统桐梓组（O1t）白云岩呈假整合接触，与上覆二叠系中统梁山组（P2l）黑色粉砂质粘土岩、炭质泥岩亦呈假整合接触（图4）。

2.4凯里—黄平—福泉—瓮安地区该区含矿岩系为二叠系中统梁山组[7,9-10,15,19-20](P2l)。按岩性可分为3段，上段含煤（炭质）层、中段含铝土层、下段含铁质层。其与下伏地层泥盆系上统高坡场组白云岩呈假整合接触，与上覆地层二叠系中统栖霞组灰岩呈整合接触。

3含矿岩系成矿规律及差异对比

贵州铝土矿含矿岩系的时代差异性是导致铝土矿床垂向分层和平面分区特征的根本因素，铝土矿床的平面分区和纵向分层性则是含矿岩系时限差异的空间表现。刘平对黔中—川南成矿带铝土矿含矿岩系研究认为铝土矿成矿时代分属早石炭世大塘中期和晚石炭世马平期，并对含矿岩系沉积环境及控矿作用作了论述[5]。根据对贵州省四大铝土矿集区目前所发现矿床（点）的统计和综合对比研究，发现铝土矿含矿岩系从含矿岩系所属时代地层及分布、下伏地层及分布、上覆地层及分布、厚度变化、底板岩性及分布和共伴生矿产都表现出一定的规律性，通过大量矿床含矿岩系的钻探资料对比分析研究，我们认为其剖面具有如下6大特征。

3.1含矿岩系所属时代地层及分布规律对贵州铝土矿的成矿时代已有一些研究，金中国等[12]和杜远生等[11]认为务川—正安—道真地区含矿岩系形成于二叠纪，刘平[12]认为其形成于石炭纪。刘幼平等[10]和李传班等[20]对凯里—黄平—带铝土矿研究认为含矿岩系亦形成于二叠纪。刘平[2,5,12]和廖世范[4]对黔中、清镇一带铝土矿研究认为含矿岩系形成于石炭纪。目前对黔北务正道地区和瓮安—福泉—龙里部分区域的铝土矿成矿时代仍有些争议[3,5,12,16]，但总体上看，贵州铝土矿含矿岩系为石炭系下统九架炉组和二叠系中统梁山组。其中石炭系下统九架炉组主要分布于贵阳—修文—清镇—遵义—息烽—开阳—龙里地区，而二叠系中统梁山组主要集中分布于务川—正安—道真地区和瓮安—福泉—黄平—凯里地区（图6）。其成矿时代在时间上自N向S逐渐变老[3,19]。

3.2含矿岩系上覆地层及分布规律含矿岩系的上覆地层主要有二叠系中统栖霞组、二叠系中统梁山组和石炭系下统摆佐组与石炭系上统祥摆组共三类。其中二叠中系统栖霞组主要分布于务川—正安—道真地区和瓮安—福泉—黄平—凯里地区；二叠系中统梁山组主要分布于遵义—息烽—开阳地区；石炭系下统摆佐组与祥摆组主要分布于贵阳—修文—清镇—龙里地区（图7）。

3.3含矿岩系下伏地层及分布规律含矿岩系的下伏地层从S往N，依次从寒武系—奥陶系—泥盆系—志留系表现出规律性变化。其中下伏地层中最老的寒武系中上-统娄山关群集中分布在贵阳—修文—清镇—息烽—开阳地区，奥陶系下统桐梓组主要分布在遵义地区，泥盆系上统高坡场组分布于瓮安—福泉—黄平—凯里—龙里地区；志留系中-下统韩家店组主要分布于务川—正安—道真地区（图8）。

3.4矿岩系厚度变化规律贵州铝土矿含矿岩系厚度从SW向NE呈现出厚—薄—中厚—薄的变化趋势，其中最厚的含矿岩系（>20m）分布于贵阳—修文—清镇地区，向北东方向的息烽—开阳—龙里地区变薄大约10m，遵义—瓮安—福泉—黄平—凯里地区又变厚<20m，在务川—正安—道真地区相比含矿岩系的厚度较薄，大约10m左右（图9）。

3.5含矿岩系底板特征前人对贵州铝土矿含矿岩系与底板的相互关系做过一些研究[2-7,12-16,18,20]，含矿岩系底板分属硅铝质基底和碳酸盐岩基底，岩性主要为泥页岩、白云岩和灰岩。其不同属性制约了铝土矿的成矿及矿体的空间形态。其中白云岩、灰岩，表现为喀斯特作用明显，致使含矿岩系底板凹凸不平，明显控制着铝土矿体的空间形体特征，使得矿体多呈漏斗状、透镜状等，矿体厚度变化大且常出现无矿天窗；泥页岩，底板平整变化不大，对矿体空间形态稳定，厚度变化不大，常出现层状、似层状矿体。

3.6矿物组合特征及分布规律贵州铝土矿含矿岩系中的矿物组合主要有用矿物为一水硬铝石，约占矿物总量60%～90%，另有少量一水软铝石、胶铝石，偶见三水铝石；粘土矿物为伊利石、蒙脱石、高岭石、水云母、绿泥石；铁矿物见有赤铁矿、黄铁矿、纤铁矿、褐铁矿；重矿物有电气石、锆石、锐钛矿、金红石等。且四大不同铝土矿矿集区铝土矿物组合基本一致，为铝矿物-粘土矿物-铁矿物-重矿物组合。唯一区别在务川—正安—道真地区和凯里—黄平—福泉—瓮安地区铝土矿床中见有石英和长石。

3.7共伴生矿产特征贵州铝土矿作为古风化壳型沉积铝土矿，其具有沉积矿产的典型特征之外又表现出极具贵州特色的规律性，铝土矿床含矿岩系通常共伴生诸如煤、铁、镓等矿产资源。通过对贵州省大量铝土矿床的对比分析，含矿岩系共伴生矿产由SW向NE以4个分区为特征，表现出明显的规律性，大致分为3种：铝-铁矿共伴生类型、煤-铝-铁矿共伴生类型、铝-煤矿共伴生类型。其中铝-铁矿类型集中分布于贵阳—修文—清镇地区和遵义地区，煤-铝-铁矿主要分布于息烽—开阳—瓮安—福泉—黄平—凯里地区，铝-煤矿类型集中分布于务川—正安—道真地区。铁矿主要发育于贵阳—修文—清镇地区和瓮安—福泉—黄平—凯里地区，煤矿发育于息烽—开阳—瓮安—福泉—黄平—凯里地区，务川—正安—道真地区仅见有炭质和劣质煤（图10）。综上，贵州省铝土矿含矿岩系特征表现出区内相同，分区差异的特征（表1）。

4结论

（1）贵州铝土矿含矿岩系成矿在不同铝土矿集区间表现出的共性特征：铝土矿为风化-搬运沉积-次生淋滤富集型铝土矿矿床；含矿岩系均覆于古风化壳之上；含矿岩系中铝土矿物组合均为铝矿物-粘土矿物-铁矿物-重矿物组合；铝土矿含矿岩系厚度一般大于10m；铝土矿含矿岩系通常共伴生诸如煤、铁、镓等矿产资源。（2）贵州铝土矿含矿岩系成矿在不同铝土矿集区间表现出的异同特征：含矿岩系主要为石炭系下统九架炉组和二叠系中统梁山组，且呈现S、N分区；上覆地层由S向N依次呈现出石炭系下统摆佐组与祥摆组、二叠系中统梁山组和二叠系中统栖霞组的规律性变化；下伏地层从S往N依次出现寒武系—奥陶系—泥盆系—志留系的规律性变化；含矿岩系的厚度从SW向NE呈现出厚—薄—中厚—薄的变化趋势；含矿岩系底板岩性在南部为白云岩、灰岩，北部为泥岩、页岩。（3）在贵州的务川—正安—道真地区的南西侧、凯里—黄平的南西侧、福泉—瓮安地区的东侧和贵阳地区的西侧均有类似的铝土矿含矿岩系存在，另外在贵州的西部地区玄武岩面上也发育有类似的铝土矿含矿岩系，均可作为我们下一步铝土矿远景找勘方向。

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铝合金论文范文第11篇

关键词：铝合金导线；机械强度；节能环保；工程应用

中图分类号：TM756文献标识码：A

引言

导线是输送电流和功率的载体，是输电线路设计的核心内容，输电导线的每次技术进步和改良，创新都能够带来巨大的经济和社会效益。目前，我国新建输电线路中应用最为广泛的是圆线同心绞钢芯铝绞线，多年的运行实践证明其具有稳定的机械电气性能，施工运行和维护方便，能够较好地适应我国大部分地区的条件和环境。

近年来，现场中开始采用铝合金导线铺设新建供电线路。铝合金导线能够在大幅增供电线路的输送容量的基础上同时节省的投资，因此铝合金导线在超高压、大跨越线路上被广泛的应用。在铝合金导线的应用方面，欧美发达国家走在了世界前列。国外的工程经验表明，铝合金导线的技术性能、力学性能和运行效果非常优秀，被世界各国广泛的采用，特别是在超高压线路和大跨越线路上使用效果和使用范围国家突出。在中国，铝合金导线的研究与应用的发展与西方国家相比还有一定差距。目前，我国超高压电路和大跨越输电线路开始逐步采用国产的钢芯铝制导线，仅少数输电线路采用了耐热铝合金导线。输电导线需要具有良好的抗热膨胀性、抗蠕变性、一定的延伸率、较好的耐蚀性等以延长其使用寿命。研究表明，导电体采用耐热铝时，在降低导线驰度的同时提高导线的载流量。因此耐热铝合金导线能够满足中国电力正在进行日新月异的发展。伴随远距离大容量直流输电技术日趋成熟，全国高压互联网正在形成，架线工艺新技术逐渐采用，提高导线的质量性能的要求日益突出。

一、铝合金导线节能技术原理

近年我国线缆行业发展较快，为达到增容、节能、改善弧垂特性和防振、防腐性能、降低噪声和电晕等目标，出现了各式各样的新型导线产品，其中很多导线都能达到节能的效果。宽泛地说，只要在同等截面水平下，单位长度电阻低于常规钢芯铝绞线的导线，都可以称为节能导线。采用具有一定强度和导电率的铝合金代替钢芯和部分乃至全部电工硬铝，在保证机械强度的同时，总的直流电阻可降低3%左右，并且没有钢芯的磁滞涡流损耗。另外，保持钢芯铝绞线的结构形式不变，也可通过材料和工艺手段提高硬铝的导电率。

根据导线所采用芯线不同，目前比较成熟的主要有钢芯软铝绞线、应力转移型钢芯软铝导线、复合芯倍容量导线等。我国近年通过自主研发，在软质钢芯铝线的基础上，研发出应力转移型特强钢芯软型率铝合金导线。在生产中，通过采用钢铝之间的应力转移技术，使热膨胀系数较小的钢芯承担导线的主要应力。应力转移技术将常规间隙型导线在施工现场的应力转移工作变成在导线制造过程中完成，保证了应力转移的准确与施工的便利。通过晶粒细化、铝线冷拉拔过程的质量控制，以及合金元素的精确控制等方面改进，导线的结构、力学性能及施工条件与普通钢芯铝绞线完全一致，并降低线路的电阻损耗，节能效益明显。

二、铝合金导线工程应用技术原理

相对于常规的导线，铝合金导线由于其特殊的结构形式，具有以下良好的机电性能：等截面条件下线径可压缩约9％，减小了风、冰荷载；大风时体形系数低，进一步减小了风荷载；表面光洁，不易附着杂质，从而降低了电晕放电产生的损耗和电磁环境问题；铝合金导线由于其特有的结构，股线间相互干扰，具有更高的内部自阻尼，有利于微风振动能量的吸收；铝合金导线线绞合，结构紧凑，表面光洁，湿雪不易粘附在导线表面，覆冰容易脱落；铝合金导线线绞合紧密，使雨水灰尘等电化学物质不易进入，有利于保护内部的镀锌层或防腐油脂；绞线相互交叠压制，即使有少量断股也不会脱离导线，不易造成整根导线松动散股等。

前文研究指出，具有节能效果的导线种类繁多，原理各异，因此在推广应用中首先要明确的就是适用范围的问题。不论是老旧线路的增容改造，还是新建超高压大跨度线路，都需要合理选择导线材料。对于老旧线路改造来说，要求尽量利用原塔换线增容，在不增大荷载和弧垂的前提下提高允许载流量。由于往往是无法开辟新通道时“无奈”且“必须”的选择，因此能够接受很高的导线价格和严苛的施工要求。对于新建线路，则应按全寿命周期经济性选择截面，并校验过负荷要求和电磁环境指标。由于新建线路总量巨大，且有优化选择的条件，因此必须注重全寿命周期内的经济性，尽量与现有设计施工方案衔接，而不必刻意追求运行温度和允许载流量的提高。

具体到新建线路工程，节能导线应满足以下几个条件，才具备推广应用的价值。导线价格与常规钢芯铝绞线持平或略高，不会造成基建投资的明显增加，且节约的电能可以在合理的时限内（如10年左右）补偿初投资的增加。机械电气性能能够满足系统和环境要求，且便于施工和维护。与通用设计的杆塔和金具尽可能匹配。根据上述条件，可逐类分析各种节能型导线在新建线路中推广应用的价值。

通过以上分析可见，铝合金导线不但适宜在老旧线路改造中应用，充分发挥其高温运行的优势；且在施工条件较好的新建线路中，经过技术经济比较，铝合金导线也可以采用。总体来说，铝合金导线更适合解决增容问题。

铝合金芯铝绞线、中强度全铝合金绞线以及钢芯高导电率硬铝绞线从全寿命周期经济性、施工和运行方便性、通用设计匹配性三个方面都有良好表现，目前国内产能和制造水平也可以满足工程招标要求，因此适合在新建线路中全面推广。

三、总结

本文总结了国内外输电导线的发展好应用现状，重点研究了铝合金导线节能技术原理，通过对比指出了铝合金导线在导电性、机械强度、施工应用和节能环保等方面的优势，最后对铝合金导线在新建线路中应用的技术原理进行详细的总结分析，发现不论是新建线路还是旧城改造，铝合金导线均有优势，能够解决线路的增容问题，并满足节能环保等需要。在设计、施工和匹配性方面也有良好的表现。因此，铝合金导线可以在新建线路中大面积推广。

参考文献：

[1]岳怡雁.应用耐热铝合金导线提高输送容量[J].吉林电力.2001（6）：36-39.

[2]王天邦.常国庆.耐热铝合金导线在临钢110kV架空电力线路中的应用[J].山西电力，2003（5）：59-60.

铝合金论文范文第12篇

关键词：铝合金 变形抗力 热变形

中图分类号：G71 文献标识码：A 文章编号：1672-3791（2014）05（a）-0006-02

Abstract：Existing aluminum deformation resistance model is only really valid for specific grades of alloy，it is no longer applicable when the alloy composition changed.In order to overcome this problem，based on hot forming Hansel-Spittel model of the 21 kinds of grades of aluminum alloy，its model coefficients A，m1，m2，m3，m4 was linear fitted based on the alloy chemical composition，and the model coefficients function was established with the chemical compositions，so that the new hot deformation resistance model based on chemical composition and elevated temperature deformation parameters was found.The resulting model has been tested with good accuracy.

Key Words：Aluminum Alloy；Deformation Resistance；Hot Deformation

铝合金的塑性成形可以显著改善其机械性能和产品质量，因此，其塑性成形零件的使用越来越广泛。在铝合金塑性成形的实际生产和工艺设计中必须知道铝合金的变形抗力，目前的变形抗力模型或者数据库很少有化学成分对变形抗力的影响，HanselSpittel模型[0]也只是真对具体牌号合金，而实际生产中即使相同的牌号各炉之间必然有成分的波动，因而导致变形抗力的波动。为了克服这个困难，本论文将探索考虑化学成分的热变形抗力模型，以期更好地为生产和工艺设计服务。

1 变形抗力模型

金属的变形抗力的研究是伴随着金属塑性成形生产的开展而兴起的，对它的研究至今已经有八九十年的历史了。在这漫长的历史中，各国研究学者和现场工程师们做了大量的理论探讨和实验研究。直到目前，合金元素对变形抗力的作用规律研究尚少[1]。比如美坂佳助模型仅-虑了温度、含碳量、应变及应变速率对变形抗力的影响；志田茂模型在此基础上以相变临界温度为临界点给出了变形抗力的分段拟合函数，使得变形抗力模型的精度大大提高；新日铁模型除了考虑温度、含碳量、应变及应变速率的影响外，增加了含锰量对变形抗力的影响。直到目前为止较为完善的只有Hernandez-Medina模型[2]，其模型为分段模型，加工硬化和动态回复模型 中B、c、m都是拟合系数并且与化学成分、变形参数有关，动态再结晶模型 中都是拟合系数并且与化学成分有关，是峰值应变。总之，按照效果来看分段模型最好，但是过于复杂；不分段模型形式单一，但是效果有一定的局限性。综合考虑适用范围较为广泛，而且形式单一的当属Hansel Spittel模型。

HanselSpittel模型为：

（1）

式中，σ是应力、ε是应变、是应变速率；A、m1…m4取决于钢种的系数[3]。

经过系统的研究，HanselSpittel模型给出了AlCu4Mg1.5Ni2、AlCu2.3Mg1.5Ni、AlCu4.4Mg1.5Ti、AlCu4.5Si0.7Fe0.5、AlCu4.5Si0.9Ti、等21种典型铝合金的模型参数A、m1、m2、m3、m4。而对其他化学成分的铝合金，Hansel Spittel模型参数并不清楚。

本论文将对21种热成形典型铝合金以HanselSpittel模型为基础，对其模型系数A，m1，m2，m3，m4进行基于化学成分的线性拟合，进而获得基于化学成分的热变形抗力模型，得到更为普遍的铝合金HanselSpittel模型参数。

2 基于化学成分的铝合金热变形Hansel Spittel模型的建立

设基于化学成分的铝合金HanselSpittel模型的模型参数A、m1、m2、m3、m4由下列线性函数拟合：

y=a0+a1Si+a2Fe+a3Cu+a4Mn+a5 Mg+a6Cr+a7Ni+a8Zn+a9Ti+a10Zr （2）

式中y为模型参数，即A、m1…m4；a0、a1…a10为待定系数。

采用Origin Pro V7.5软件对式（2）进行自定义线性函数拟合，可以获得上述模型参数的相关待定参数（参见表1所示），将待定系数带入（2）式，即可得到模型参数A、m1、m2、m3、m4。最后把式（2）代人式（1）即获得基于化学成分的铝合金HanselSpittel模型。

3 基于化学成分的铝合金HanselSpittel模型的验证

以3104铝合金为例[4]，其化学成分（wt%）为Si=0.23，Fe=0.43，Cu=0.21，Mn=1.03，Mg=1.25，Ni=0.04，Zn=0.1，Ti=0.05，模型公式计算的结果与实验值对比见图1，比较误差基本不超过10 MPa。

4 结论

对21种热成形典型铝合金以Hansel Spittel模型为基础，对其模型系数A，m1，m2，m3，m4进行基于化学成分的线性拟合，进而获得基于化学成分和高温变形参数的铝合金热变形抗力模型，经检验所得模型具有较好的精度，说明该方法是可行的。

参考文献

[1] 周纪华，管克智.金属塑性变形阻力[M].北京：机械工业出版社，1989：60-63.

铝合金论文范文第13篇

关键词：钢铝异种金属连接；汽车整形；汽车维修；汽车使用

中图分类号：TG456.7 文献标识码：A 文章编号：1006-8937（2015）24-0062-02

汽车消费成为当前经济领域中的活动，汽车产品已经在人民群众中获得全面的推广。其中，汽车整形是发生在汽车受到碰撞或者刮擦产生变形，所采取的一种专门修复技术，在当前的汽车维修领域中应用频率较高。

然而，引进新技术提升汽车整形技术水平一直是重要技术项目，钢铝异种金属连接就属于较为先进的技术，但其应用仍然处于发展过程中。本文分析钢铝异种金属连接应用情况，并且结合汽车整形技术发展需求提出了提升钢铝异种金属连接应用的具体措施，从而提升汽车整形技术水平。

1 钢铝异种金属连接技术应用分析

钢铝异种金属连接技术在当前汽车制造、航空航天及其他高端设备都有广泛的应用，这与钢铝异种金属连接具体典型的特征有着密切的关系。同时，在钢铝异种金属连接应用中也存在一定问题，具体分析如下。

1.1 能降低成本

钢铝异种金属连接充分发挥了铝合金拥有的密度小，并且具备较强的强度，能够在应用中发挥良好的耐腐蚀、导电性和耐热性等特点，从而能顾保证应用异种金属结构的典型价值，降低产品制造的经济成本。

1.2 焊接的应用范围受到限制

钢铝连接的形式主要为螺栓和铆接两种方式，在两种金属接头区域质量较大，并且需要控制接头形状，在所使用的焊接技术中主要为固相焊方法，较为成熟的焊接方法为爆炸焊、摩擦焊、扩散焊，在应用该方法进行焊接中最主要的问题技术接头形式无法控制，所能够应用范围受到限制。

1.3 钢与铝及铝合金焊接中需要较高的焊接技术

按照钢和铝活铝合金的金属特性控制焊接参数，其中，采用电弧焊接主要问题如下：

钢和铝至今存在熔点差，并且两种差距较大，需要合理控制焊接中的金属互溶物；

钢和铝的比热容、导热性以及线膨胀系数都存在一定的差异，这就导致在焊接过程中两种金属变形不同，从而产生了内部应力，影响连接后的性能；

在铝的表面有一层致密的难熔金属氧化膜，夹渣就容易伴随在焊接过程中产生，从而降低材料的使用强度；

此外，在通过焊接方式连接钢与铝及钢与铝合金等异种金属及他们的化合物时，金属间化合物容易在过渡区形成，而且形成的共晶体钢极难溶于固态铝中，因为它们的溶解度极小；

铝合金在冷却过程中也会产生金属间化合物，并且在C含量增加的过程中，钢也会形成硬度偏大和呈现脆性的金属化合物，这种化合物会直接改变金属的特性，从而限制了异型金属连接的应用。

通过分析可知，在钢铝异种金属连接应用中过渡区形成金属化合物是最为典型的问题，该问题直接限制了该技术的发展，并且若出现该问题一般较难检验，同时，在焊接过程中需要输入较高的能量，才能保证钢铝熔化，该过程较容易出现脆性金属间化合物。

2 钢铝异种金属连接在汽车整形技术上的应用研究

汽车整形技术就是针对汽车使用过程中出现的局部变形进行修复，保证恢复汽车原有的形状，从而保持汽车的正常外形和使用功能。同时，受到钢铝异形连接在汽车制造中的广泛应用，就应专门整形进行修复，具体的分析如下。

2.1 保证钢铝异种金属连接应用规范性

钢铝异种金属连接在汽车整形技术上的应用过程中，需要保证修复后汽车的整体功能性不会受到影响，尤其是汽车的结构的安全性。

在采用铆接或螺栓连接的钣金件，钣金件之间有明显的界限划分，无论拆卸还是安装都很方便。

但采用焊接方法连接时，钣金件之间导致界限不明显，给拆解带来困难，只有通过控制钢铝异种金属连接工艺参数才能提升工作效率和质量，才能保证车身钣件的结构强度。

2.2 钢铝异种金属连接工艺控制

在钢铝异种金属连接应用过程中，应该重点关注焊接过程中金属化合物的产生，防止金属化合物含量超过一定的标准，从而降低车辆修复后的强度。

其中，工艺操作人员必须掌握钢铝异种金属连接的具体物理原理和化学原理，并且接受专业的操作技术培训，能够在操作过程中最大程度的限制金属化合物的产生数量，从而能够保证汽车整形修复工作的质量。

2.3 钢铝异种金属连接在汽车整形中应用设计

为了最大程度的保证钢铝异种金属连接的应用质量，必须由专业技术人员进行设计钢铝异种金属连接的应用参数，能够结合具体进行修复车辆的位置及特性，设计专门的焊接应用方案，从而能够保证一车一工艺。

同时，操作人员必须与专业技术人员进行密切沟通，在操作中能够实现对焊接热量的精确控制，按照修复工作的具体要求形成相应的操作规范，最大限度的提升汽车整形技术水平。

3 结 语

基于汽车轻量化――这一汽车发展趋势，铝及铝合金在其应用方面的巨大优势，研究它与传统汽车板材之间的连接方式，具有广泛的应用价值。异种金属的连接方式，尤其是焊接方法的研究成为焦点问题。然而，由于异种金属，类似Fe与Al，他们无论是从组成成分、晶体结构、形成化合物的方式，还是物理、化学及电化学性质都相差悬殊，因此异种金属件的焊接也一直是业内的难点问题。在钢铝异种金属连接在汽车整形技术上的应用过程中，就应该根据两者连接的具体物理化学性质，分析在实施焊接中的各项参数，保证汽车修复过程中结构修复的完整性，从而最大程度还原汽车的原始功能，进一步提升汽车整形技术能力。

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铝合金论文范文第14篇

【关键词】造船业；铝合金；应用与发展

1 船舶用铝合金的性能

众所周知，目前造船业的轻量化发展离不开铝合金材料的应用，究其原因为铝合金材料具有比重小、抗腐蚀性能佳、加工成型性能好、焊接性能好、弹性模量小等优点（见表1）。

如表1所示，船舶用铝合金具有极佳的抗腐蚀性能，那么铝合金船舶必能有效抵御海水对船舶使用效果与使用寿命的不良影响。海水属电解质溶液，海水对铝合金的腐蚀过程是一种电化学腐蚀过程，具体以表现为点蚀形式。海水对5000系合金的腐蚀速度极其缓慢，其中低镁合金更具耐蚀性；6000系合金对海水的耐蚀性可达到100%。正因如此，5000系合金与6000系合金目前已被广泛应用到船舶领域。此外，铝合金的腐蚀过程相当繁杂，其往往受到合金性质与环境因素的影响，其中环境因素包括湿度、温度、压力、搅拌、杂散电流及腐蚀介质等；合金性质包括应力与组织的不均匀性等。由此可见，船舶用铝合金的应用必须充分考虑其影响因素，由此提高铝合金船舶的综合性能。

2 造船业领域铝合金的应用

由前文可知，船舶用铝合金的诸多优势符合船舶的轻量化发展要求。基于此，铝合金已被广泛应用到民用船、军用舰艇、工作船等领域。本章节主要从上述三个方面浅析造船业领域铝合金的应用。

2.1 民用船领域铝合金的应用

铝合金民用船的历史最早可追溯到19世纪80年代，Echer Wyss公司（瑞士）首次制成湖上全铝汽艇（可容8人）。至此以后，多个国家纷纷制成铝合金汽艇，但当时铝合金的耐腐蚀性能差及强度低，因此造船业对铝合金的应用并未有太大成就。截止20世纪30年代以后，冶金工业的发展才使得造船业领域铝合金的应用价值被重新认识，当时出现抗蚀性能较好的Al-Mg系合金及6061-T6合金。随后，英国、美国、日本相继制成基于Al-Mg系合金的铝合金船舶。20世纪50年代到60年代，造船业领域对铝合金的应用进入一个快速发展时期，期间的典型成就包括铝-TIG焊接技术的发展、5486-H32与5456-H32铝合金板材的开发（美国）、中国全铝铆接结构水翼艇的制成。20世纪70年代到80年代，受到铝价下调、MIG/TIG隋性气体保护焊接技术发展及船舶结构轻量化与合理化要求的影响，造船领域对铝合金的应用进入一个全新的时期，期间共制成数十艘12万～13万m3大型铝合金LNG船。自20世纪80年代以来，各种大中小型铝合金游艇被制成。

2.2 军事艇领域铝合金的应用

造船学方面认为船舶结构的轻量化便可提高船速、降低操作成本、提高操作灵敏度、延长行程、减少维护。基于此，铝合金被广泛应用到军事舰艇领域，由此完成突击或搜救等艰巨任务。自19世纪20年代以来，军舰领域便开始用到铝合金材料，其中美国军舰对铝合金的应用最为普遍。现阶段，造船厂已拥有制造多种铝合金舰艇的技术，如快速攻击艇、辅军事飞艇、巡逻艇及大型高速渡轮等。

2.3 工作船领域铝合金的应用

实践证实，铝合金工作船具有使用寿命长、维护要求低、行驶速度快等优点，其中铝合金小型船的使用寿命至少几十年，且外力对其的腐蚀非常小。针对退役的铝合金船只，其往往因制造技术落后所致。5000与6000系铝镁合金对海洋性气候的耐蚀性能尤其显著。

3 船舶用铝合金发展前景的展望

与其他交通运输工具相比较，船舶运输速度最慢。 随着全球经济一体化趋势的加强，船舶的应用范围更广及性能要求更高，其中船速的提高是铝合金船舶改进与发展的必然选择。若想实现船舶运输速度的最大化提高，减轻船重与减小水阻力意义重大，若把两者结合起来，其效果必定更加。目前铝合金高速船艇的飞速发展便是此论断最好的证据。针对铝合金船舶，以液化天然气（LNG）取代石油是应对石油市场不稳定局势的必然选择。液化天然气是一种液化环境

综上所述，我国拥有超过18000公里的海岸线及1000多条内河航道。若想适应经济贸易的发展速度，船舶交通运输业必须尽快发展起来。由前文可知，铝合金船舶具有比重小、抗腐蚀性能佳、加工成型性能好、焊接性能好、弹性模量小等优点，因此必须采取措施把铝合金船舶的运行速度提升到一定的高度，由此满足经贸的发展要求。此外，造船业应与铝加工工业联合起来，尽快实现船舶的铝材化与轻量化，以期铝合金船舶的生产水平更高及应用效果更好。

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铝合金论文范文第15篇

关键词 溶胶-凝胶法；脲素还原；硝酸铝；制备铝

中图分类号：TQ174 文献标识码：A 文章编号：1671-7597（2014）09-0063-02

铝工业在我国国民经济、国防中占有重要战略地位，同时铝制产品在人民生活中普遍存在；铝材料及铝合金材料在近年其产量占世界总产量的65%，为1565万吨[1]，目前，铝材料需求量也与日俱增，世界各国根据自己的铝矿物的品位使用各种不同的冶炼技术和方法，我国这方面的研究工作也在积极寻找方法。目前，所使用的比较成熟的方法、原理各不相同，得到的商品铝材料纯度也不相同。但这些方法都存在产生大量难处理的工业废料、工业酸碱废液、能量消耗大、环境不友好等缺点如：美国Alcoa公司采用碳热还原法[2]，利用鼓风炉为反应器，没有添加其他物质的情况下，通过两个过程从熔融的氧化铝和碳的熔盐中获取金属铝。而Reynolds公司则在相对较低

温[3]的条件下反应生成碳氧铝化合物后，再在高温条件下反应生成金属铝。两家公司所使用的原料都是碳和氧化铝，在反应中，碳既做还原剂又做能量提供剂，在过程中都先生成碳化物再提高温度使这些碳化物/碳合物生成金属铝和二氧化碳气体。氧化铝化合物具有较高的熔点[4]（2050℃），这么高的温度不但消耗能量，而且对反应装置要求更高。

1 实验部分

1.1 仪器与药品

1）仪器。坩埚、250 mL烧杯、电炉、研钵、铁架、铜质油浴锅。

2）药品。脲素（分析纯）：廊坊鹏彩精细化工有限公司；九结晶水的硝酸铝（分析纯）：夏县运力化工有限公司；柠檬酸（分析纯）：苏州盛巨化工有限公司。

1.2 反应原理

在冶炼金属铝的方法中、由于底物或物源不一样，发表的文献中有着各种反应原理。本研究以硝酸铝为底物、脲素为还原剂、添加柠檬酸为泡沫剂，铜质片为催化剂，在空气中还原制备铝金属，原理如下：

1.3 实验方法

1）分别将原料硝酸铝和尿素破磨。称取5.4483 g的尿素、11.3021 g 的硝酸铝，以反应原理中的硝酸铝摩尔化学当量的（硝酸铝/尿素）=2：3的比例混合均匀，原料放入坩埚中，用铜质片（带有边帽）盖住坩埚口，常压条件下，于电炉上直接加热，加热还原熔炼60分钟，待温度降至室温。

2）分别将原料硝酸铝、柠檬酸破磨。称取5.0000 g左右的柠檬酸、11.0000 g的硝酸铝，以反应原理中的硝酸铝摩尔化学当量的（硝酸铝/柠檬酸）=2：3的比例混合均匀。原料放入坩埚中、用铜质片（带有边帽）盖住坩埚口，常压条件下，于电炉上直接加热，加热还原熔炼60分钟，待温度降至室温。

3）分别将原料硝酸铝、柠檬酸、尿素破磨。称取5.0000 g左右的尿素、11.0141 g的硝酸铝，以反应原理中的硝酸铝摩尔化学当量的（硝酸铝/尿素）=2：3的比例混合均匀，添加2.0000 g的柠檬酸作为泡沫剂、混合均匀。原料放入坩埚中、用铜质片（带有边帽）盖住坩埚口，常压条件下，于电炉上直接加热，加热还原熔炼60分钟，待温度降至室温。

2 结果与讨论

2.1 结果

纯度检验：

在方法1）中，在坩埚底附一层暗灰色块状、称重得1.2034 g，表面附有多孔；于50 mL 2.0 mol/l的盐酸溶液中反应，并收集气体，点燃、有爆炸声，说明为氢气；待反应完全、过滤、称重，得0.4057 g的残渣；得铝纯度为55.08%。

在方法2）中，在坩埚口有白色溶胶状物质、之后氧化燃烧在锅底附一层灰色块状、称重得10.8612 g；取其中2.0158 g于50 mL 2.0 mol/l的盐酸溶液中反应。现象：无明显的气泡产生，点燃无爆炸声音产生。过滤、称重，得1.9132 g；底物基本没有反应。说明：无产物铝生成；结果：在催化剂存在下、加热柠檬酸对硝酸铝无还原性。

在方法3）中，在坩埚口有白色溶胶泡沫窿状物质、之后氧化燃烧在锅底、而铜质盖边帽檐中有银白色金属粒、称重得0.6210 g；于50mL 2.0 mol/l的盐酸溶液中反应。现象：有气泡产生；并收集气体，点燃、有爆炸声，说明为氢气；待反应完全、过滤、称重得0.0512 g残渣；得铝纯度为91.76%。

2.2 讨论

1）设备讨论。与在杨斌、戴永年等申请的专利中所使用的设备相比，该方法在设备要求不苛刻、投资少，现实生活中容易达到，整个反应过程不需要保护气体。一步就得纯金属铝，流程简单，不用整流设备，对原材料要求不高。

2）产物的讨论。在此方法中得到的产物，在与稀盐酸反应时有明显的气泡产生、表现出金属的性质，说明产物不可能为铝的化合物，特别是氧化铝、氮化铝。

3）泡沫剂添加讨论。分别称取0.9641 g、1.0216 g、1.0421 g研细好的硝酸铝于坩埚中，在盛有硝酸铝的坩埚中依次加入1.4968 g的柠檬酸、1.5012 g脲素、1.5056 g脲素和1.5031 g柠檬酸，盖上铜质片，分别于三个电炉上加热1小时、取下、冷却。如表1。

表1 柠檬酸添加对产物影响

坩埚序号 1

（0.9641 g） 2

（1.0216 g） 3

（1.0421 g）

添加物 柠檬酸 脲素 柠檬酸-脲素

重量（g） 1.4968 1.5012 1.5056-1.5031

产物量（g） 0.0000 1.1021 1.0315

转化率（%） 0.00 63.22 92.54

从表1可以得出，在不加还原剂脲素的情况下，产物量为零，底物硝酸铝的转化率为零，说明柠檬酸与底物不发生还原反应，柠檬酸不能把硝酸铝还原出金属铝。但是体系中并不影响柠檬酸的发泡作用，柠檬酸能熔融发泡，冷却、用玻棒轻轻压、容易粉碎，并得纳米级颗粒物。

在不添加泡沫剂柠檬酸的条件下，还原剂脲素与硝酸铝发生氧化还原反应，能顺利得到产物量为1.1021 g，与2.0 mol/l的盐酸溶液反应，待反应完全、过滤，称重得0.4053 g滤渣；硝酸铝转化率为63.22%，从产物表面上可以看到，其产物表面分布着孔径，且金属内部包裹有未反应完全的硝酸铝，影响产物纯度和反应底物完全与否。

在添加柠檬酸，有还原剂存在的条件下，加热柠檬酸产生溶胶现象，还原剂与底物充分接触、还原得金属铝珠、滑掉于铜质盖边帽，部分滑落于坩埚底部，产物量为1.0315 g，且表面光泽鲜亮；与2.0 mol/l的盐酸溶液反应，待反应完全、过滤、称重，滤渣为0.0671 g；转化率为：92.54%。表明：添加柠檬酸有利于反应底物充分反应；能提高反应底物的转化率；提高产物的纯度。

4）还原剂使用量讨论。称取1.9921g左右的研细的硝酸铝于坩埚中，在其他条件不变的情况下，以硝酸铝/脲素摩尔比为2：3为参照，成倍数改变还原剂脲素的摩尔计量，相应的铝的产率如表2。

从表2中得出：在参照脲素/硝酸铝摩尔比3：2上，随还原剂脲素的量达到摩尔比时，即为0.0时，所得产物与2.0 mol/l的盐酸溶液反应，过滤、对残渣进行称重，反应掉铝的量逐渐增加；当摩尔比是2：1，3：1时产物铝的产量与摩尔比单量产量相当，变化不大，硝酸铝的转化率基本稳定在95.60-98.10之间，也为最大转化率区间；当还原剂摩尔比继续增大，产量增大，但是硝酸铝的转化率降低，所得产物中有一部分硝酸铝被包裹，反应不完成，影响产物的纯度。

5）铜质盖片催化讨论.准确称取1.0184 g、1.1031 g硝酸铝于两个坩埚中、分别加入1.5290 g、1.5027 g尿素，混合均匀、坩埚1盖上铜质盖片，坩埚2盖上坩埚盖，于电炉上加热，反应60分钟。如表3。

表3 铜质盖片对反应的影响

坩埚序号 1 2

硝酸铝（g） 1.0184 1.1031

尿素（g） 1.5290 1.5027

柠檬酸（g） 1.1025 0.9680

铝产量（g） 0.8530 0.0000

在表3中，1号坩埚的现象是在铜质边帽处有金属铝珠产生；而2号坩埚在加热过程中产生泡沫，然后燃烧，产生耀眼的白光，没有产物生成。从研究现象和结果看，铜质盖帽在次还原反应制备金属铝的过程中起到催化作用。

3 结论

1）在此方法中得到的产物，在与稀盐酸反应时有明显的气泡产生、表现出金属的性质，说明产物不可能为铝的化合物，特别是氧化铝、氮化铝。

2）在此脲素溶胶-凝胶还原硝酸铝制备金属铝的过程中，铜质盖帽在反应中起到催化作用。

3）柠檬酸添加，有利于反应底物充分反应；能提高反应底物的转化率；提高产物的纯度。

4）当尿素摩尔比是硝酸铝的2-3倍时，此法还原得的产物铝的产量大，硝酸铝的转化率基本稳定在95.60-98.10之间，为最大转化率区间；当还原剂摩尔比继续增大，硝酸铝的转化率降低，所得产物中有一部分硝酸铝被包裹，反应不完成，影响产物的纯度。

5）该方法在设备要求不苛刻、投资少，现实生活中容易达到，整个反应过程不需要保护气体。一步就得纯金属铝，流程简单，不用整流设备，对原材料要求不高。

参考文献

[1]M. Halmann， A. Frei， A. Steinfeld Carbothermal reduction of alumina： Thermochemical equilibrium calculations and experimental investigation；Energy 32 （2007） 2420-2427.

[2]王平艳，戴永年，蒋世新，等.碳热还原及低价氯化物分解法制备铝的研究[J].有色金属（冶炼部分），2005：11-13.

[3]冯月斌，杨斌.真空下碳热还原氧化铝的热力学[J].中国有色金属学报，2011，21（7）：1748-1755.

[4]P. Lefort， D. Tetard & P. Tristant Formation of Aluminium Carbide by Carbothermal Reduction of Alumina： Role of the Gaseous Aluminium Phase Journal of the European Ceramic Society 12 （1993） 123-129.