LD2铝合金与不锈钢惯性摩擦焊及高低温循环试验.pdf

LD2 铝合金与不锈钢惯性摩擦焊及高低温循环试验赵衍华，张丽娜，蔡菁青，王炜，郭盛斌，沈岩(首都航天机械有限公司,北京,100076)摘要：采用惯性摩擦焊实现了 LD2 铝合金/0Cr18Ni9 不锈钢异种金属的高质量连接，通过焊后加工的方式获得接头强度可达铝合金母材的 96%.对获得的优质铝/钢接头进行工艺研究，对比分析了高低温循环试验前后接头界面组织、密封性、承压力及硬度等性能.结果表明，采用优化焊接工艺可获得无缺陷铝/钢异种金属焊接接头，界面金属间化合物层厚度约为 500 600 nm，且分布均匀、连续；焊接接头发生了元素扩散，界面形成了富硅的 FeAlx相；接头断裂形式以韧性断裂为主的混合断裂；密封性和承压能力良好；高低温循环试验后的接头界面显微组织、密封性和承压能力基本无变化；高温循环后，时效强化导致铝合金侧的硬度值较初始和低温状态提升约 10%.创新点：(1)对惯性摩擦焊接头进行加工，获得了 IMCs 在界面最优分布的铝/钢接头.(2)接头强度可达铝合金母材 96%，且密封性及承压能力良好.(3)高低温试验未对界面 IMCs 层厚度、接头密封性和承压能力造成影响.关键词：LD2 铝合金；异种金属；惯性摩擦焊；高低温循环试验中图分类号：TG453.9文献标识码：Adoi：10.12073/j.hjxb.202210080020序言铝/钢异性焊接头可充分发挥铝合金轻质和不锈钢高强的性能优势，实现结构件的节能减重.目前铝/钢异种金属接头广泛应用于航空航天、石油、天然气、汽车等领域1-3,然而铁与铝的物化性能差异巨大，采用熔焊方法焊接的铝/钢异种金属焊接接头容易形成厚且脆的金属间化合物(intermetalliccompounds,IMCs)过渡层，导致接头性能的降低，甚至出现接头失效现象.摩擦焊是一种固相焊接技术，在摩擦热的作用下，通过材料的塑性变形和原子扩散实现构件的冶金连接，具有焊接热输入量低、效率高和金属间化合物可控等特点1.目前适用于回转体构件的摩擦焊技术主要有惯性摩擦焊和连续驱动摩擦焊，相比连续驱动摩擦焊，惯性摩擦焊工艺控制参数少，热输入量精确可控的特点更适应于铝/钢异种金属的连接.Liu 等人4采用惯性摩擦焊和连续驱动摩擦焊进行了 6061-T6 铝合金与 304 不锈钢的焊接，结果表明由于惯性摩擦焊的铝/钢接头界面金属间化合物的厚度更小，其接头强度大于连续驱动摩擦焊的铝/钢接头；山东大学秦国梁团队5采用惯性摩擦焊技术系统开展了 6061 铝合金与不锈钢异种金属的连接，对其微观组织、力学性能、焊前预热工艺及接头耐蚀性等均进行了系统研究，结果表明采用优化工艺可获得理想力学性能和耐蚀性能的铝/钢异种金属接头，6061 铝合金与不锈钢惯性摩擦焊接头最大拉伸性能可达到铝合金母材强度 94%；首都航天机械有限公司赵衍华等人6-7采用惯性摩擦焊技术实现了铝/钢异种金属接头在输送管路上的应用.因此针对铝/钢异种金属回转体构件的连接，惯性摩擦焊技术是一种理想连接技术.IMCs 同样是表征铝/钢惯性摩擦焊接头冶金结合的标志，其层厚及分布特征对接头性能起到关键作用.Lee 等人8指出，采用优化的焊接工艺和接头结构设计可控制界面 IMCs 的生成厚度,获得性能良好的铝/钢异种金属接头；Zhang 和 Kimura 等人9-10也通过试验分析得知 IMCs 层厚对铝/钢接头的拉伸强度的变化影响较大，界面 IMCs 层薄且均匀时，强度较高，随着层厚的增加，拉伸强度降低，为获得高强度的铝/钢接头，IMCs 层厚应控制小于1 m；Zhang 等人9通过试验分析认为，对于圆棒收稿日期：20221008第44卷第8期2 0 2 3 年 8 月焊 接 学 报TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTIONVol.44(8):123 128August 2023结构形式，在铝/钢异种金属惯性摩擦焊接头1/2R 位置，即接头中部的位置受热力耦合作用最充分，可实现有效连接，而接头外侧受摩擦流动效应，焊接温度低，IMCs 层厚小且不均匀分布.由此应通过焊接工艺合理控制铝/钢惯性摩擦焊接头的IMCs 层厚.目前国内外学者针对铝/钢惯性摩擦焊金相、力学、耐蚀性等基础性能进行了系统研究，而针对高低温试验对铝/钢惯性摩擦焊接头性能的影响研究尚未见相关报道.文中采用 LD2 铝合金和0Cr18Ni9 不锈钢进行惯性摩擦焊，并对其焊接接头进行高温循环和低温循环试验，探讨高低温循环试验对焊接接头性能的影响，为工程化应用提供数据支撑.1试验方法试验材料采用 LD2 铝合金和 0Cr18Ni9 不锈钢，LD2 铝合金为 Al-Mg-Si-Cu 系铝合金，焊接性和耐蚀性较好；0Cr18Ni9 不锈钢为常用不锈钢材料，其耐蚀性、力学性能及低温性能良好，材料成分及主要物理性能参数见表 1 和表 2 所示.LD2 铝合金热处理状态为 H112 态，0Cr18Ni9 不锈钢热处理为固溶态.表 1 不锈钢 0Cr18Ni9 与 LD2 铝合金的化学成分(质量分数，%)Table 1 Chemical composition of 0Cr18Ni9 stainless steel and LD2 Al alloy 材料CMnSiCrNiSPFe0Cr18Ni9不锈钢0.071.120.4518.218.460.010.034余量材料MgCuTiFeSiMnZnAlLD2铝合金0.710.240.040.241.080.210.05余量 表 2 铝和钢的物理性能与力学性能Table 2 Physical and mechanical properties of LD2 Al alloy and 0Cr18Ni9stainless steel 材料密度/(kgm3)热导率/(Wm1K1)线膨胀系数/106比热容c/(Jkg1K1)熔点T/屈服强度ReL/MPa显微硬度H(HV)LD2铝合金2 70022223.6940660190(H112)600Cr18Ni9不锈钢7 88021.5174901 426538(固溶)210 产品的最终尺寸为内径 100 m、壁厚 5 mm 的筒形件，焊接采用国产 200 t 惯性摩擦焊接设备，为了适应设备需求，焊接接头部位的尺寸适当增厚，在产品最终状态接头尺寸的基础上，两侧各预留焊接余量，焊后加工去除，如图 1 接头结构示意图所示.焊接采用优化工艺参数进行，焊接接头形式采用 90斜接铝包钢结构，焊接转速 1 200 r/min，焊接压力 6 MPa，转动惯量 32 kg/m2，轴向缩短量15 mm.为了测试接头的低温和高温性能，结合使用工况，分别进行了低温循环和高温循环试验，试验参数具体见表 3.表 3 高低温试验参数Table 3 Parameters of high and low temperature tests 低温试验参数低温循环n1(次)高温试验参数高温循环n2(次)液氢(253)30 min+常温30 min10280 20 min+常温30 min5 针对 LD2 铝合金/0Cr18Ni9 不锈钢惯性摩擦焊接头，采用 S-3700N 扫描电子显微镜对界面 IMCs分布及元素扩散进行分析；对接头进行腐蚀后，采用蔡司 Axio Observer Z1m 光学显微镜观察金相组织；通过 60 t CMT5605 电子万能拉伸试验机检测 铝合金焊前状态最终状态焊缝1090100不锈钢555 图 1 焊接结构示意图Fig.1 Schematic diagram of welding structure124焊 接 学 报第44卷接头整体拉伸强度；采用 RG-B2000-Q350 液压爆破测试设备对内径 100 mm、壁厚 5 mm 的 LD2 铝合金/0Cr18Ni9 不锈钢惯性摩擦焊接头进行室温液压爆破测试；采用 HLD MR15 氦质谱检漏设备进行氦质谱检漏测试.2试验结果及分析 2.1 高低温试验前接头分析2.1.1 界面 IMCs 分布焊接完成后，将焊接试件沿厚度方向均匀去除余量，最终加工至壁厚 5 mm，采用线切割的方式将焊接接头沿轴向取样，无腐蚀情况下电镜观察焊缝内部质量，如图 2 所示，整个焊接接头位置均未发现未焊合、开裂等缺陷，在高倍电镜下可以观察到铝/钢界面形成了一层厚度约为 500 600 nm 的IMCs 层，这是铝/钢惯性摩擦焊过程中塑性变形与热量耦合作用的结果，从图中还可以发现，IMCs 层厚度相对均匀，且分布连续，实现了充分的冶金结合.试验中采用的斜接接头结构形式使铝合金接头的氧化膜及部分 IMCs 通过塑性流动从界面挤出，使界面 IMCs 的层厚分布相对合理，同时可改善接头质量；采用的管接头结构形式，接头内外侧由于摩擦塑性流变作用，热量散失较多，导致焊接热输入不足，冶金反应不充分，同时受铝合金侧飞边挤出后应力释放作用，容易形成开裂缺陷，从而影响焊接接头的质量，基于此采用焊后加工的方式将管接头内外侧易发生缺陷的薄弱区域金属去除，获得IMCs 最优分布的接头.2.1.2 界面元素扩散铝/钢异种金属惯性摩擦焊过程经历了复杂的热力耦合过程，界面发生了塑性变形和元素的扩散，图 3 为界面元素线扫描及能谱分析点对应图，线扫描结果表明，界面发生了 Fe 和 Al 等元素的互扩散，表 4 为图 3 中不同位置点扫描元素分布.点 4和点 5 为铝合金、不锈钢母材元素分布，从点 1 的元素分布可看出界面发生了 Fe，Al，Si，Cr 和 Ni 等元素的扩散，但 Si，Cr 和 Ni 等元素含量较少，因此主要发生了 Fe 和 Al 元素的扩散，推测生成了FeAlx相 11；点 2 和点 3 位于近焊缝区域，该处发生了 Fe 元素向铝基体中的扩散迁移及 Si 元素的聚集，形成了富硅的 FeAlx相 IMCs，表现为白色块状.基于此分析可知，LD2 铝合金与不锈钢惯性摩擦焊主要发生了 Fe，Al 和 Si 元素的扩散，形成了富硅的 FeAlx相 IMCs.表 4 图 3 不同位置点扫描元素分布(原子分数，%)Table 4 Element distributions of point scan of different locations in Fig.3 位置AlSiCuMnFeNiCrO177.023.790.30.4311.453.322.631.07288.973.230.551.25.150.270.63384.715.50.81.736.930.34497.110.830.260.361.4350.51.9170.367.6719.56 20 m624 nm661 nm610 nm20 m20 m钢铝接头外侧接头中部接头内侧接头中部10 m 图 2 铝/钢惯性摩擦焊接头显微组织Fig.2 Microstructure of the Al/steel inertial frictionwelded joint 钢铝5132410 m 图 3 界面元素线扫描及点扫描位置图Fig.3 Line scan of interface and the location of thepoint scan第8期赵衍华，等：LD2 铝合金与不锈钢惯性摩擦焊及高低温循环试验1252.1.3 界面金相组织相对不锈钢而言，LD2 铝合金的热导系数大、屈服应力低，因此 LD2 铝合金与不锈钢惯性摩擦焊过程中 LD2 铝合金发生了的明显的塑性变形，不锈钢侧不产生肉眼可见的塑性变形，文中重点对铝合金侧的组织进行了观察分析，如图 4 所示.钢铝1 000 m50 m50 m50 m 图 4 铝合金侧金相组织Fig.4 Metallographic structure of Al alloy 图 4 左上图为低倍铝合金侧组织形貌，可以看出铝合金一侧受热力影响，金属流线明显，表现为单向流动.关于分区，赵衍华等人6从晶粒变形角度分为细晶区、拉长晶区和母材区，Ma 等人11则从热力影响角度分为动态再结晶区、热力影响区及母材区，但两者本质相同.细晶区是较大的轴向压力和热输入的作用下，铝合金组织发生了动态再结晶形成的等轴细晶区域，图 4 右上图，细晶区宽度约 50 m，相对热力影响区组织，该区域组织分布无方向性；拉长晶区则是由于热力耦合作用，铝合金发生塑性流动后形成的区域，该区域较宽，可达数毫米，组织沿塑性变形方向呈流线分布，晶粒被拉长，随着远离界面区，金属流线逐渐与铝合金棒材拉拔成形方向趋于一致.2.1.4 整体拉伸性能及断口形貌采用整体拉伸的方式进行了接头力学性能测试，5 组试件的抗拉强度均为 182 MPa，达到铝合金母材强度的 96%，断裂大部分从铝合金处拉脱，距离铝/钢界面 0 10 mm，如图 5 左上图.通过电镜进一步分析断口，发现界面 90%以上断裂发生在铝合金内部，如图 5 右上图，放大可见深且多的韧窝，如图 5 右下图；在接头内侧有小面积断裂发生在铝/钢界面处，如图 5 左下图，能谱分析表明界面从铝/钢 IMCs 处发生开裂.因此认为 LD2 铝合金与不锈钢惯性摩擦焊接头发生了韧性断裂为主的混合断裂.4 mm质量分数w(%)AlFe其它元素总量38.8040.3220.8810055.0527.6317.32原子分数a(%)50 m50 m 图 5 整体拉伸断口及断口组织形貌Fig.5 Overall tensile fracture and fractography 2.1.5 氦质谱检漏及爆破测试通过氦质谱检漏，漏率小于 1 107 Pam3/s，证实铝/钢异种金属接头处的密封性良好.采用液压爆破的方式测试接头的承压能力，在 6 MPa 和10 min 保压下未发生泄露；继续打爆至接头破坏，压力值为 13.87 MPa，从铝/钢惯性焊接头处开裂，如图 6 所示；该爆破值可达到设计指标的 2 倍以上.对断口进行分析，接头内侧从界面 IMCs 处断开，外侧从铝合金内部开裂，这是因为爆破测试承受内压，界面在持续动态液压压力作用下，首先从界面内侧薄弱处开裂.焊件断口cd2 mm100 m100 m 图 6 爆破测试断口Fig.6 Blast test fracture 2.2 高低温试验后接头性能铝合金与不锈钢热物理性能的差异会导致铝/钢异种金属接头在高低温环境下承受较大的应力和变形，为了考核 LD2 铝合金与不锈钢惯性摩擦焊接头的高低温循环使用性能，结合使用工况，对铝/钢惯性摩擦焊接头进行高低温循环试验，对接头进行了性能测试，与温度循环试验前的数据进行对比，分析高低温循环试验对其影响.126焊 接 学 报第44卷2.2.1 界面 IMCs 分布采用线切割取样，电镜观察高低温循环试验后界面 IMCs 的分布情况，如图 7 所示，界面 IMCs 层厚控制在 500 700 nm，与高低温试验前的厚度基本一致，且分布均匀连续，未见 IMCs 层增厚，也未出现界面开裂现象.分析认为，IMCs 的形成受界面处热输入及元素扩散制约，而低温循环试验环境不具备 IMCs 生成的温度条件，斜接铝包钢的结构形式在低温环境下接头受压应力为主，同时接头的力学性能与铝合金母材性能相当，恢复到常温后的接头虽然发生了 1 mm 的径向变形，但未发生界面切向滑移带来的开裂.高温循环试验温度为 280，温度低，不利于 IMCs 的生成，且时间短，不具备IMCs 快速生长的条件8,12-13，致使界面处的 IMCs分布与试验前基本无差异.726 nm692 nm铝钢703 nm935 nm517 nm655 nm610 nm569 nm10 m接头内侧接头外侧接头中部接头中部 图 7 高低温循环试验后的界面 IMCs 分布Fig.7 Distribution of IMCs at interface after high andlow temperature cycling tests 2.2.2 界面金相组织对高低温循环试验后的铝/钢惯性摩擦焊接头进行了金相观察，如图 8 所示，与试验前的组织相比，未发生明显变化，铝合金侧塑性变形流线清晰，组织未受高温影响发生粗化，因此高低温循环试验环境未造成接头组织发生变化.2.2.3 氦质谱检漏及爆破测试高低温循环试验后，再次对接头进行了氦质谱检漏，漏率达到 1 109 Pam3/s，密封性良好；对其进行的爆破测试结果为 10 MPa 和 10 min 保压未泄露，继续打爆至接头破坏，压力值为 13.95 MPa，从铝/钢惯性焊接头处开裂，断裂形式与高低温循试验前基本一致.测试结果表明，高低温循环试验未对接头密封性及承压能力造成影响.2.2.4 焊合区显微硬度对比分别对初始铝/钢异种金属接头和经过高低温循环试验的接头进行了显微硬度测试，如图 9 所示，可以发现，界面附近的硬度明显高于铝合金侧，与铝合金母材硬度相比，提高约 50%，不锈钢侧靠近焊缝处的硬度也略高于不锈钢基体值，分析认为界面附近铝合金在摩擦顶锻的作用下，发生了变形程度较大的挤压效应，在热输入的作用下实现了界面处组织的动态再结晶，形成了一层细晶组织，起到了细晶强化的作用，造成界面附近金属硬度的提高；不锈钢受摩擦焊温度影响较小，未发生明显塑性变形，但文献 12 指出，不锈钢近界面处会形成位错亚结构和滑移带，阻碍材料的塑性变形，提升 铝钢1 000 m50 m50 m50 m 图 8 高低温循环试验后的接头金相组织Fig.8 Microstructures of the joints after high and lowtemperature cycling test 铝钢1 000 m(a)界面硬度点分布(b)不同状态下界面位置硬度分布12050100BMTMAZ铝合金高温循环测试后低温循环测试后原始焊接接头界面不锈钢150200250840距焊缝中心距离 d/mm显微硬度 H(HV)0159 图 9 硬度检测Fig.9 Micro-hardness test.(a)distribution of hardnesstest point at interface;(b)hardness distribution atinterface in different states第8期赵衍华，等：LD2 铝合金与不锈钢惯性摩擦焊及高低温循环试验127界面处不锈钢的强度.此外相比原始状态和低温状态，高温循环试验后，铝合金侧的硬度提升了 10%，分析认为高温循环试验温度为 280，该温度超过了 LD2 铝合金的时效处理温度区间(150 165)，尚未达到其快速退火温度区间(350 370)，时间较短，促使铝合金发生了不完全时效强化，从而使铝合金一侧的硬度略有提升，由此可知低温循环试验未引起接头硬度的变化，高温循环试验仅使铝合金一侧及界面附近的硬度提升了约 10%，结合温度循环试验后的密封及爆破性能测试，该硬度变化未对接头造成本质影响.3结论(1)LD2 铝合金和 0Cr18Ni9 不锈钢惯性摩擦焊界面形成了一层厚度约为 500 600 nm，且分布连续的 IMCs 层，采用工艺控制及焊后加工的方式可实现铝/钢接头界面 IMCs 的最优分布；接头界面发生 Fe 和 Al 元素的扩散迁移及 Si 元素聚集现象，形成富硅的 FeAlx相；接头分为细晶区和拉长晶区，由于铝合金组织受塑性变形的影响远大于受热量的影响，铝合金侧晶粒组织长大不明显.(2)整体拉伸测试结果表明，接头形成了以韧性断裂为主的混合断裂；铝/钢界面在持续动态液压压力作用下，爆破首先从界面内侧薄弱处开裂.(3)高低温循环试验结果表明，界面 IMCs 层厚无变化、未造成接头组织改变、未对接头密封性和承压能力造成影响；铝合金侧发生不完全时效强化，导致铝合金侧的硬度较初始和低温状态提升约 10%.(4)LD2 铝合金和 0Cr18Ni9 不锈钢惯性摩擦焊接头可经受高温循环(25 280)和低温循环(253 25)的考验.参考文献朱瑞灿,赵衍华,王浩,等.铝/钢异种金属旋转摩擦焊接研究现状 J.焊接,2020(12):19.ZhuRuican,ZhaoYanhua,WangHao,et al.Researchstatusofrotary friction welding of aluminum/steel dissimilar metalsJ.Welding&Joining,2020(12):19.1Mo S,Dong S,Zhu H,et al.Corrosion behavior ofaluminum/steel dissimilar metals friction stir welding jointJ.ChinaWelding,2021,30(3):2030.2刘涛,高嵩,肖光春,等.附加超声对 6061-T6 铝合金/Q235 钢3搅拌摩擦焊搭接工艺优化 J.焊接学报,2022,43(5):6975.LiuTao,GaoSong,XiaoGuangchun,et al.Processoptimizationonfrictionstirlapweldingof6061-T6aluminumalloy/Q235steelwithultrasonicvibrationJ.TransactionsoftheChinaWeldingInstitution,2022,43(5):6975.LiuY,ZhaoH,PengY,et al.Microstructurecharacteristicsandtensilestrengthofaluminum/stainlesssteeljointweldedbyiner-tiafrictionJ.RareMetalMaterialsandEngineering,2021,50(3):795801.4MaH,ZhaoY,QinG,et al.Formationofnanoscalereactionlay-er with several crystallinities in the friction-welded 6061 Alalloy/steeljointJ.Materials&Design,2022,219:110742.5赵衍华,张丽娜,孙秀京,等.LF6 铝合金与不锈钢异种金属惯性摩擦焊工艺技术研究 J.宇航材料工艺,2016,46(5):6871.Zhao Yanhua,Zhang Lina,Sun Xiujing,et al.Inertia frictionweldingbetweenLF6aluminumandstainlesssteelJ.AerospaceMaterials&Technology,2016,46(5):6871.6张丽娜,赵衍华,张田仓,等.2219 铝合金与不锈钢惯性摩擦焊接接头组织与力学性能 J.电焊机,2017,47(11):100105.ZhangLina,ZhaoYanhua,ZhangTiancang,et al.Microstructureandmechanicalpropertiesofinertiafrictionweldedjointbetween2219aluminumalloyandstainlesssteelJ.ElectricWeldingMa-chine,2017,47(11):100105.7LeeW,BangK,JungS.EffectsofintermetalliccompoundontheelectricalandmechanicalpropertiesoffrictionweldedCu/Albi-metallicjointsduringannealingJ.JournalofAlloysandCom-pounds,2005,390(1-2):212219.8ZhangD,QinG,MaH,et al.Non-uniformityofintermetalliccompounds and properties in inertia friction welded joints of2A14Alalloyto304stainlesssteelJ.JournalofManufacturingProcesses,2021,68:834842.9KimuraM,IijimaT,KusakaM,et al.JoiningphenomenaandtensilestrengthoffrictionweldedjointbetweenTi-6Al-4Vtitani-umalloyandlowcarbonsteelJ.JournalofManufacturingPro-cesses,2016,24:203211.10MaH,QinG,DangZ,et al.Interfacialmicrostructureevolutionandmechanicalpropertiesofinertiafrictionweldedaluminiumal-loy/stainlesssteeljointwithpreheattreatmentJ.MaterialsSci-enceandEngineering:A,2022,836:142671.11潘春旭,胡伦骥.铝基复合材料不锈钢摩擦焊焊接接头显微组织的电镜研究 J.中国机械工程,1996,7(6):98100.Pan Chunxu,Hu Lunji.EM study of microstructures in Al-MMC/stainlesssteelfrictionjointJ.ChinaMechanicalEngineer-ing,1996,7(6):98100.12冯健,韩靖,张雪梅,等.7A04 铝合金/304 不锈钢连续驱动摩擦焊及焊后热处理 J.焊接学报,2018,39(8):1117.FengJian,HanJing,ZhangXuemei,et al.Continuousdrivefric-tionweldingandpostweldingheattreatmentof7A04aluminumalloyand304stainlesssteelJ.TransactionsoftheChinaWeld-ingInstitution,2018,39(8):1117.13第一作者：赵衍华，博士，研究员；主要研究方向为先进焊接 技 术 的 研 发 与 工 程 化 应 用；Email:.（编辑：郑红）128焊 接 学 报第44卷with a thickness of 8 mm,the welding heat input is controlledwithin 20 kJ/cm,the microstructure of the coarse-grained zoneis lath martensite,the hardness value is maintained at about 500HV5,and no softening occurs in the coarse-grained region,which meets engineering requirements.Highlights:(1)To investigate the effect of cooling rate onthe microstructure transformation and properties in the heat-af-fected-zone of welded ultra-high-strength steel of 1 400 MPalevel by thermal simulation,and to evaluate the SH-CCTcurve.(2)DVwer empirical formula was used to calculate the rela-tionship between welding heat input and t8/5 and determine theoptimal welding process parameters.Combined with weldingprocess test for verification,the research results provide theor-etical and technical support for the formulation of welding pro-cess of 1 400 MPa class ultra-high strength steel.Key words:1 400 MPa grade ultra high strength steel；SH-CCT diagram；microstructure of welding heat affected zone；M-A constituent Effect of laser cladding process on the microstructure andproperties of high entropy alloys WANG Yongdong1,GONG Shulin1,TANG Mingri1,SONG Min2(1.HeilongjiangUniversity of Science and Technology,Harbin,150022,China；2.Dalian Shipbuilding Industry Equipment Manufac-turing Co.,Ltd.,Dalian,116103,China).pp 116-122Abstract:In order to investigate the effect of laser claddingprocess on the microstructure and properties of high entropy al-loys,laser cladding technology is used to prepare high entropyalloy coatings on the surface of Q235 substrates under differ-ent cladding processes.The microstructure of the high-entropyalloy coating is observed and analyzed by optical microscope(OM),scanning electron microscope(SEM),energy dispersivespectroscopy(EDS),X-ray diffractometer,etc.The hardnessand wear resistance of the coating are studied by micro hard-ness tester and friction wear tester.The results show that thecoating width increases and the coating surface becomes flatterwhen the laser power increases for a certain scanning speed inmacroscopic morphology.The width of the coating decreaseswhen the scanning speed increases with a certain laser power.The phase structure is mainly composed of body-centered cu-bic(BCC)and face-centered cubic(FCC)structures.In micro-structure,as the scanning speed increases or the laser power de-creases,the grains in the coating become smaller and there is atendency for the cellular crystals to grow into dendrite crystalsin some areas.The hardness of the coating is significantlyhigher than that of the substrate,up to 553 HV;the wear resist-ance is better than that of the substrate.Highlights:(1)By designing 9 groups of process parametersand successfully preparing the high entropy alloy coating un-der different parameters.(2)The microstructure,phase structure,microhardness andwear resistance of the coating were analyzed to reveal the wearmechanism and optimize the process parameters.Key words:laser cladding；high-entropy alloy；microstruc-ture；wear resistance LD2 Al alloy and stainless steel inertia friction welding andhigh/low temperature cycling tests ZHAO Yanhua,ZHANG Lina,CAI Jingqing,WANG Wei,GUO Shengbin,SHEN Yan(Capital Aerospace Machinery Corporation,Beijing,100076,China).pp 123-128Abstract:The sound LD2 Al alloy/0Cr18Ni9 stainless steeldissimilar metal joint was achieved by inertia friction welding.The joint strength after post-welding processing could reach96%of that of the aluminum alloy base metal.The processstudy was conducted on the sound Al/steel joint.The interfacemicrostructure,tightness,pressure-bearing capacity,and thehardness of the joints before and after the high/low-temperat-ure were comparatively analyzed.The results show that the op-timized welding process can obtain defect-free Al/steel dissim-ilar metal joints.The distribution of the interface intermetalliccompounds(IMCs)layer was uniform and continuous,with thethickness of about 500 600 nm.The element diffusion wasobserved at the joint interface,with t