0 前言铝及其合金的密度低，强度高，耐腐蚀，耐低温，是一种重要的结构材料[1]。7075铝合金作为一种典型的Al-Zn-Mg-Cu系强化型铝合金，具有比重小、强度高、加工性能好等特点，被广泛应用于航空航天等领域[2]。该铝合金含有1%～8%的Zn元素和少量的Mg，Cr或Cu元素，为可热处理强化铝合金[3]。它通过淬火时效后析出大量弥散强化相使合金得到强化[4]，合金性能良好。 7075铝合金在国外的发展可追溯到20世纪40年代，1943年，美国成功研制出7075铝合金，成为第一个可以用于实际的7×××系铝合金[5]。二战期间，国外已经研制出高强7075-T6合金，并在20世纪60年代之前广泛应用在民用和军用飞机上，接着研制出了7075-T73合金，以牺牲15%的静强度来提高抗应力腐蚀能力，随后又开发了T76状态合金，在牺牲较小强度的条件下可获得一定的抗腐蚀性能。随着科技的进步，各种状态的7075铝合金逐渐被开发出来。文中总结了国内外7075铝合金在生产工艺、表面处理工艺、焊接工艺和热处理工艺(特别是焊后热处理)等几个方面的研究现状，指出目前仍需研究的内容与方向，为同行进一步进行7075的研究设计开发提供参考。 1 7075铝合金的生产工艺高强Al-Zn-Mg-Cu系铝合金初期主要采用传统铸造，熔炼方式有真空熔炼、电阻炉熔炼及其它熔炼方法，用轧制、锻造或挤压的方式进行成形。此方法简单，但存在晶粒粗大、偏析严重、组织疏松、固溶度低等问题， 限制了性能的进一步提高。 在我国经济建设取得重大成就、发展质量和效益不断提升的新形势下，水利事业发展取得了很大进步，逐步进入保障国民经济发展、推动节水供水重大水利工程建设的新时期。党的十九大报告对“贯彻新发展理念，建设现代化经济体系”进行部署，明确提出“质量第一”“质量强国”理念。《中共中央国务院关于开展质量提升行动的指导意见》中提出，要提升建设工程质量水平，推进全面质量管理，加强全面质量监管[1]。水利工程质量监督工作面临前所未有的机遇和挑战。长江流域水利工程质量监督工作致力于不断优化质量监督工作体制机制，强化质量监督管理，创新质量监督工作方式，深入探索和研究长江流域水利工程建设质量监督工作未来的发展方向。 为了提高铸态合金的质量，7075铝合金在生产初期采用快速凝固/粉末冶金(rapid solidification/powder metallurgy，RS/PM)制备技术。80年代，美国ALCOA公司采用传统RS/PM制备方法，研制出了PM/7090，PM/7091，CW67等合金，其强度相当于IM/7075-T6，耐腐蚀性相当于IM/7075-T73[6]。1992年，日本住友轻金属公司制备出强度达到700 MPa以上的超高强铝合金，将铝合金的强度指标提升到了更高的水平。但是，由于传统RS/PM工艺难以制备大尺寸材料和生产成本高昂，且合金中锌含量很高，导致粉末烧结困难，难以制备成块状材料，因此采用该工艺生产的超高强铝合金并未得到实际应用[7]。 认真研读关于工匠精神的文献，不难发现，聚焦点即是“精益求精”，除此而外，还涉及诸如职业道德和勇于创新的品质等内容。还有一些专家学者在对工匠精神作比较研究时敏锐地发现，德国的工匠精神和日本的工匠精神是存在差异的。德国制造的核心是让生产“井然有序”，完美分工。德国工匠精神的重要体现就是在大工业领域精细生产和对生产秩序的逐步完善。而日本的工匠精神，更加重视细节和指标的极致化。 喷射成形(spray forming，SF)又称喷射铸造(spray casting，SC)或雾化沉积(spray deposition，SD)，是在RS/PM工艺基础上发展起来的一种全新的材料制备、成形与加工技术。该工艺在制备合金坯件过程中冷却速度远高于传统铸造工艺(一般可达到102～104 ℃/s)，从而使材料的基体组织显著细化，析出相尺寸更加细小，各种偏析得到控制，提高了合金元素的固溶度，材料加工性能、力学性能和各项物理性能大幅度提高。韦强等人[8]采用喷射成形工艺制备的合金Al-8.6Zn-2.6Mg-2.2Cu 抗拉强度达到754 MPa，屈服强度为722 MPa，断后伸长率为8%。喷射成形在高强铝合金制备中具有较大的应用前景。 随着技术的进步，电磁铸造及半连续铸造技术也被开发出来并应用于高强铝合金。 Zhang Beijiang等人[9]在电磁铸造的基础上，采用低于50 Hz的频率，在直冷(direct chilling，DC)铸造技术的结晶器周围布置交流感应线圈，制备了直径为100 mm和200 mm的7075及6063铝合金铸锭，该工艺使CREM铸锭微观组织细小均匀，表面质量好，大大提高晶内合金元素含量，增强锭坯的抗裂纹能力，减小了宏观偏析。董帅[10]对双流低频电磁半连续铸造7075铝合金的工艺进行研究，发现励磁电流频率为15～25 Hz时，铸锭组织中晶粒相对细小，电流增大使晶粒变得更加细小。 2016年及2017年水稻季不同水肥处理下稻田水量平衡要素如表3所示。从表3可知2016年水稻季降雨量几乎是2017年的2倍，这也是2016年水稻季灌水量较少排水量较多的主要原因。2016年和2017年水稻季各处理平均灌水量分别为223.0 mm和342.5 mm，平均排水量分别为826.9 mm和215.4 mm，2016年水稻季约是2017年的4倍。从降雨量和排水量的对比可以发现，2016水稻季的单次降雨量较大。 两组患者在干预前均处于轻度抑郁状态和轻度焦虑状态，差异无统计学意义（P＞0.05）；干预后，观察组抑郁和焦虑评分值低于对照组，两组比较，差异有统计学意义（P＜0.05）。见表1。 2 7075铝合金的表面处理工艺随着科技的发展，对铝合金构件的需求日益增多，这就对铝合金的使用性能提出了更高的要求。为了进一步提高其耐腐蚀性能和耐磨损性能，研究人员采用特殊的表面技术对铝合金进行处理来进一步拓宽其应用领域。 调查结果统计，居民的日常生活中将厕纸使用后直接丢进马桶的占66.2%，厕纸使用后丢进纸篓中的占 33.8%.说明多数人习惯于将使用后的厕纸丢进马桶中处理，这样做的理由大多认为更环保卫生，但这样的做法真的符合节能减排的要求吗？ 徐娜[11]研究发现化学镀镍可以在7075铝合金表面形成一层镀镍层，并随着施镀时间的增加镀镍层的厚度增厚。对该表面进行气体渗氮，可在表面形成Ni4N、A13Ni和A13N2等化合物，它们的存在使铝合金的表面硬度达到700 HV，是基体硬度的7～8倍。Miao Jingguo等人[12]采用微弧氧化技术在7075铝合金表面制备出陶瓷氧化膜。该氧化膜与铝合金基体之间结合良好。由于膜层较厚，微孔孔径较小，对基体材料有较好的保护作用。洪尚坤等人[13]采用微弧氧化法在7075铝合金表面原位生长出由α-Al2O3和γ-Al2O3两相组成氧化铝陶瓷膜来提高表面耐磨性，当硝酸铈质量浓度为0.12 g/L时，陶瓷膜的厚度达到最大，硬度最高，致密性最佳，具有更好的耐磨性。 林英英[14]利用搅拌摩擦焊技术在7075铝合金表面获得了焊后SiC和MoS2添加相的复合材料层，该材料层的耐摩擦磨损性较基体有明显提高，磨损形式由粘着磨损转变为磨粒磨损。王妍洁[15]研究了超声喷丸对7075铝合金表面特征的影响，发现喷丸处理使合金产生一定厚度的表面细晶层,大大改善了材料的表面硬度、粗糙度，提高了材料的抗电化学腐蚀能力。由此可见，采用适宜的表面处理工艺能够改善7075铝合金的耐磨性和耐腐蚀性及硬度等。 3 7075铝合金的焊接工艺7075铝合金在实际应用中常以焊接件的形式存在。由于铝合金的熔点低、热传导系数大、热膨胀率高，所以在常规熔化焊时容易出现焊缝裂纹倾向大、气孔、焊接结构残余应力和残余变形较大等缺陷。而7075铝合金由于含有合金元素种类多，缺口敏感性大，耐蚀性差，焊接难度更大[16]。 研究人员对7075铝合金的焊接进行了广泛的研究。左玉婷等人[17]采用电子束对10 mm喷射成形的Al-Zn-Mg-Cu板材进行焊接,发现焊接接头由近缝区母材、焊核区和热影响区组成。焊核区组织主要为等轴细晶，热影响区组织变化不大，大部分保留了母材的原始组织特征。从焊缝区到母材，显微硬度值逐渐下降，焊接接头强度约为母材的82%。 从表2可以看出，用传统最小二乘迭代法，无论是3次迭代还是6次迭代，误差均比本文方法大很多.其中，本文方法3次迭代的拟合曲线平均误差约为传统最小二乘迭代法的1/2，6次迭代的拟合曲线平均误差不到传统最小二乘迭代法1/40，本文方平均误差小于0.5 rad，最大误差不到1 rad. 吕鹏[18]研究了7075铝合金的光纤激光焊接，采用正交试验确定了最优的焊接参数组合。通过极差分析法得出焊接参数对接头抗拉强度的影响程度从大到小依次为离焦量>激光功率>焊接速度，较佳工艺下接头系数达到60%。田盛[19]对7075铝合金CO2激光填充焊接进行研究，发现填丝后焊接过程更稳定，有效的压缩了金属蒸气和等离子体。使用A1Si12焊丝可以有效地消除热裂纹和气孔，采用A1Si12和A1Mg4.5MnZr两种焊丝的焊缝抗拉强度经热处理后都有明显提高。杨武雄[20]采用YAG激光器对7075铝合金进行焊接，采用优化的焊接参数及A1Si12作为填充材料的焊接接头强度较未加填充物时有明显提高。余啸和吴圣川等人[21-22]研究了7075-T6铝合金激光电弧复合焊接头软化行为，发现热输入越大其软化区和焊缝熔化区越大，接头硬度越低。接头气孔最大尺寸范围为0.1～0.2 mm。 李正和常丽艳等人[23-24]对7075铝合金进行了激光-MIG复合焊，发现较高热输入时气孔率小，低热输入时气孔尺寸较大，气孔集中在焊缝中心位置，表面较少，而中心部位存在大量疏松组织和气孔，降低了抗拉强度。焊缝区为树枝晶，熔合区为柱状晶，热影响区和母材保持了轧制组织形态，焊缝内存在枝晶偏析，熔合区和热影响区出现过烧现象，焊缝区和热影响区的硬度低于母材。高双欣[25]对2024和7075异种高强铝合金进行激光填丝焊接，发现激光直接加热及热传导是焊丝熔化的主要加热机制。熔滴对熔池有调节能量分配维持小孔前壁稳定的作用，提高送丝速度会提高熔滴过渡频率，焊前进行物理清理、激光偏转及提高送丝速度都会降低气孔率。 何建军等人[26]对2 mm 7075铝合金搅拌摩擦焊接头组织与性能进行了研究。发现搅拌头转速越快，焊缝表面越粗糙，最佳工艺条件下的焊接接头强度为487 MPa，达到母材抗拉强度的97.4%，焊核区的显微硬度高于母材，热影响区硬度最低。蒋若蓉等人 [27]和A. H.Lotfi等人 [28]研究发现搅拌摩擦焊焊接参数对热输入和温度分布有重要影响，同时影响微观结构和力学性能。Al-Badrawy A. El-Nasr等人[29]采用搅拌摩擦焊对7075铝合金进行焊接，当转速840 r/min、进给速度122 mm/min时，焊接接头外观成形良好，焊接接头的抗拉强度达到450 MPa，焊缝硬度下降，焊核区约145 HV，焊接接头为非常细小的等轴晶组织。 还有学者对7075铝合金及该合金与其他合金的扩散焊进行了研究。颜景润等人[30]采用真空扩散焊焊接7075铝合金，发现接头抗剪强度随焊接温度和保温时间的增加先增加后减小，焊接接头界面存在的缝隙随着焊接温度的升高或保温时间的延长逐渐消失，界面成形良好。于前和赵宏伟等人[31-32]采用真空扩散焊对再结晶退火的挤压态AZ61，AZ91镁合金和7075铝合金进行焊接，发现扩散温度低于470 ℃时，时间越长扩散越充分，接头力学性能越好。扩散温度在470～500 ℃之间时，保温时间越长则组织粗化，影响焊接接头的强度。 与以上几种焊接方法相比，变极性等离子弧焊(variable polarity plasma arc welding，VPPAW)技术具有能量集中，焊后变形小等优点。焊件不需开坡口、焊道窄，且单面焊双面成形，立焊时有利于排除焊缝中的气体和夹杂，可获得无缺陷焊缝，在国外被称为“零缺陷”的焊接方法，在铝合金的焊接中具有很好的应用前景[33-34]。 随着PAW和VPPAW的发展，国内外的研究人员对该技术进行了更广泛的研究。A. C.Nunes等人[35]研究发现对于15.9 mm以下的铝合金使用等离子弧焊一次即可焊透，而15.9～25 mm的铝合金则需制备较为复杂的接头，采用小孔等离子弧打底焊以及熔入法填丝焊才能实现焊接。等离子弧加热集中，熔化区域小，小孔焊对工件加热区域对称，降低了翘曲变形倾向[36]。 沈江红等人[37]发现采用VPPAW可实现3～10 mm铝合金的焊接，焊缝成形美观，基本无气孔，变形小，接头质量稳定，焊接电流、离子气流量、焊接速度对小孔的形成和稳定起主要作用。陈国余等人[38]指出，在PAW中，离子气流量大，焊接能量大，则穿孔能力越强，但对小孔收缩不利。离子气流量过小，则导致电弧的挺度不够，穿透能力变差。裴利程等人[39]研究发现，在等离子弧焊中，喷嘴距离工件越近，等离子弧越稳定，在3～6 mm厚铝合金的焊接中，喷嘴到工件间距离一般为3～5 mm。板厚为8 mm时，喷嘴距工件5～6 mm较佳。李阳[40]优化出了10 mm 7075铝合金VPPAW的较佳焊接参数，此参数下焊接接头的抗拉强度达到了母材强度的61.3%。李国伟等人[41]研究了10 mm 7075铝合金的脉冲VPPAW，发现脉冲的植入能有效地提高接头的抗拉强度，植入脉冲后焊接接头的抗拉强度达到了母材强度的67.5%。 7075铝合金由于自身的特点使焊接较为困难，接头的强度相比于母材明显降低，接头软化问题较为严重，达不到与母材等强的要求，从而影响了整个工件的使用寿命。因此，在选择焊接工艺时应优先考虑高能束焊、搅拌摩擦焊及等离子弧焊等。 4 7075铝合金的热处理工艺对高强Al-Zn-Mg-Cu系铝合金而言，想要充分发挥合金性能优势就必须优化出最佳的固溶时效处理制度，同一合金采用不同的固溶时效处理制度其性能出现显著差异。焊后热处理包括固溶处理、单级时效、双级时效及回归再时效(regression re-aging，RRA)等。 固溶处理过程中既要保证强化相能够最大数量的溶入基体，得到最大的过饱和度，又不引起过烧及晶粒长大，它影响着合金的晶粒尺寸与形态、过剩相的数量、强化元素的固溶程度；后续的时效处理使晶内及晶界的第二相析出粒子均匀、密集、细小析出，使合金达到峰值时效[42]。常见的工艺有：单级固溶、强化固溶、高温析出、多级固溶和固溶降温处理。 时效是通过改变7×××系铝合金的时效工艺参数来改善合金的显微组织，从而改善材料综合性能的一种热处理工艺。目前国内外常用的有单级时效、双级时效、回归再时效和双峰时效等。无论是过时效处理，还是回归再时效处理，都是在单级时效处理基础上完成的，因此确定合理的固溶时效处理制度就变得非常重要。如T6时效处理能够达到峰值强度， 但应力腐蚀开裂(stress corrosion crack，SCC)倾向明显增加，陈康华等人[43]研究发现挤压7055-T6铝合金的抗拉强度可以达到750 MPa，屈服强度也高达715 MPa。尽管经过T6处理的合金强度较高，但腐蚀性能较差，因而限制了它的应用，所以需要研发可提高抗应力腐蚀性能的热处理工艺。最先开发的热处理工艺包括T73，T74和T76等， 但这些热处理工艺属于过时效处理， 在改善抗应力腐蚀性能的同时使强度损失了10%～15%。P.Doig等人[44]研究了7075铝合金在T6和T7X状态下的抗应力腐蚀性能，发现与T6态相比，经过T7X态处理后合金的应力腐蚀抗力有所提高。为了解决强度和抗应力腐蚀性能之间的矛盾，出现了回归再时效处理。罗付秋[45]研究发现7075铝合金经RRA处理后抗拉强度和屈服强度较T6态有所降低，接头的腐蚀敏感性与T6态相比明显降低，较之双级时效有所提高。 制定切实合理的水系整治实施计划，与生态新城的开发总体时序相适应。水系规划计划分四期实施，为优先保证区域及下游耕地的灌溉，并尽快提升西片区水生态环境，蛇家坝干渠改道及沈湖扩挖工程优先安排在一期实施，其余工程分期逐步实施。 对比几种热处理工艺可知，T6处理是最基本的热处理制度，能够实现高强度，但易于出现SCC倾向；T7X处理在改善SCC倾向同时，造成了10%～15%的强度降低；RRA处理具有T6处理和T7X 处理的综合结果，既达到了T6处理的强度，又具有T7X处理的抗应力腐蚀特性。但RRA处理工艺相对复杂，实际应用中应综合考虑来选择适当的时效制度。 使用环境会为产品设计提供许多好思路。在掌握环境条件特点的同时，要构思这样的环境条件适合什么样的结构、什么样的材料等等。很多设计方案就可从此中产生。环境的限制,必然又要求设计师要尽力地适应环境的特点,否则就使设计方案在特定环境条件下无法完成作业要求。例如，有些劳动项目在多雨的南方要求全天候作业，如果农具不具备防水能力，就会无法完成作业要求。另外，为了适合不同环境的作业要求，可以采用可调节设计，以增强产品的适应环境的能力。让产品适应其使用环境,实质上是要求设计师利用环境条件、克服环境限制,设计开发出适合环境要求的合理的可行方案[4]。 5 7×××系铝合金的析出序列Al-Zn-Mg-Cu系合金是典型的可热处理强化型铝合金，沉淀强化为主要的强化机制。合金的析出序列及沉淀相变化规律如下： 对于Al-Zn-Mg(-Cu)系合金，固溶时效处理的析出序列可分为以下两种方式： (1)在Mg含量低于Zn含量时其析出序列为：饱和固溶体(super-saturated solid solution， SSS)- GP(Guinier-Preston)区 - η′(MgZn2)相 - η(MgZn2)相，这一沉淀序列的完整性与时效温度和时间有着密切的关系[46-48]。时效初期，过饱和固溶体中主要析出GP区，随着时效温度的升高或时效时间的延长有η′相析出，在峰时效时主要为GP区和η′相，在过时效时主要以η′相和η相为主。 (2)当Mg含量相对Zn较高时其析出序列为[49]：SSS - GP区 - T′相(A12Mg3Zn3)- T相(A12Mg3Zn3)。 在目前应用的Al-Zn-Mg(-Cu)系合金中，Zn含量一般都大于Mg含量，并且Zn/Mg比值一般为2.5左右甚至更高。因此，方式(1)为比较常见的析出序列，即GP区、η′相和η相为主要沉淀相。GP区是铝合金在低温或高温时效早期的析出产物，η′相一般呈板条状，与基体呈半共格状态，是Al-Zn-Mg-Cu系合金峰时效的主要强化相。η′相主要是由GP区演变而来，也可以从基体中直接析出。η相是过时效的主要强化相，其强化效果远小于亚稳相η′。 沉淀过程中不直接沉淀平衡相的原因是由于平衡相一般与基体形成新的非共格界面，界面能大；而亚稳定相的沉淀产物往往与基体完全共格或部分共格，界面能小。相变初期,新相比表面积大，因而界面能起决定作用，界面能小的相，形核功小，容易形成，所以先形成形核功最小的过渡结构再演变成稳定相。 6 7×××系铝合金焊接接头热处理工艺7075铝合金的接头软化问题制约了该合金的应用，为改善这种现象，研究人员通过改变焊接工艺、焊后表面处理、焊后热处理等手段来提高铝合金焊接接头的性能。焊后热处理是目前提高高强铝合金综合性能的常用手段，而焊后热处理对铝合金焊接接头组织和性能的作用也被许多研究人员进行了广泛且深入的研究。刘长军等人[50]对AA7075-T651铝合金双脉冲MIG焊接头进行固溶后水淬+二级时效处理，发现焊后晶粒由枝晶向等轴晶转变，焊接接头的抗拉强度由343 MPa提高到490 MPa，软化区硬度有明显提升。严铿等人[51]研究发现经450 ℃×1 h+475 ℃×1 h的双级固溶后水淬，再进行120 ℃×24 h时效处理后，喷射成形7×××系铝合金TIG焊焊缝组织均匀、晶粒有所长大，但没有出现过烧现象，接头强度显著提高。Li Guowei等人[52]对7075铝合金的PVPPAW接头进行固溶-时效处理，研究了不同固溶-时效制度下析出相的变化规律，较佳的固溶-时效工艺下接头抗拉强度可达母材强度的91.2%。王希靖等人[53]研究了5 mm 7075铝合金搅拌摩擦焊接头试样热处理前后的焊缝组织及性能。较佳焊接参数下的接头抗拉强度达到353 MPa，为母材强度的78.5%，热处理后接头抗拉强度达到母材的83%。热机影响区和热影响区的过渡区是焊件的薄弱环节。 评价是生态小清洁小流域治理的一项重要内容，传统的评价方法很多，如专家评分法、层次分析法等，但采用传统的评价方法存在以下几个方面的问题：①水源保护区生态小流域治理是复杂的系统工程，传统方法难以提供科学全面的管理决策；②水源保护区生态小流域多维特性迥异多变，传统方法难以适应评价的需要；③随着生态清洁小流域治理工程数量的增加，传统评价方法的效率较低且不利于大规模推广应用；④随着生态清洁小流域治理研究的不断深入，传统的方法也不利于研究成果的应用与推广。因此，基于以上原因，目前急需建立一个科学和合理的评价体系，选取合理的评价模型和评价方法，并依托计算机技术编制评价软件，以解决上述问题。 综上所述，焊后热处理能明显改善7×××系铝合金焊接接头的软化现象，提高焊接接头的综合性能。对于可热处理强化铝合金的接头，焊后热处理是一种较为简单有效的提高强度的方法。 7 结束语7075铝合金具有高的强度、韧性、良好的加工性能，已得到广泛应用。但是，在产业化应用中仍然存在以牺牲强度、韧性的代价来获得较高的抗SCC性能的突出问题，同时应用过程中的接头软化问题也严重制约了其应用潜力的发挥。因此，为了获得高质量的铸态合金及需要从以下几个方面开展工作。 (1)需要开发先进的熔铸装备和工艺以获得高质量的大规格铸锭。降低夹杂，减少疏松，改善铸锭组织。 (2)利用塑性变形与热处理工艺结合，探求更好的形变热处理工艺制度。使7075铝合金获得高强度和良好的塑性、韧性和抗应力腐蚀性能。 2.2.3 社会公众态度：社会对帕金森病的态度决定了帕金森病患者的日常生活和周围环境，病耻感来源于社会的刻板印象，用于区别有“污名”的个体和“正常”社会人群，导致患者出现被孤立和歧视的感觉。帕金森病患者出现与正常人不同的特征(如面具脸，静止性震颤和姿态异常等)被误认为这是异于常人的行为，遭到来自社会的排斥。研究发现有近一半的帕金森病患者以“耻辱”为特征解释该疾病，部分患者将生活分为“私人”与“社会”，并且希望能从“社会”撤离进入自己“私人”的世界，这将导致患者更愿意与社会孤立[17]。 (3)对于7075铝合金的焊接质量控制方面有待于进一步研究，对于热循环作用下接头的微区特征演变有待探索。 (4)优化7075铝合金及焊接接头的热处理工艺特别是时效工艺来控制微观组织，深入研究时效析出的沉淀强化机制，使合金实现高强、高韧、耐蚀的优化匹配。 参考文献 [1] Heinz A， Haszler A， Keidel C， et al. Recent development in aluminum alloys for aerospace applications[J]. Materials Science and Engineering A， 2000， 280(1):102-107. [2] 张允康， 许晓静， 罗勇， 等. 7075铝合金强化固溶T76处理后的拉伸与剥落腐蚀性能[J]. 稀有金属材料与工程， 2012， 41(S2): 612-615. [3] Alatorre N， Ambriz R R， Noureddine B， et al. Tensile properties and fusion zone hardening for GMAW and MIEA welds of a 7075-T651 aluminum alloy[J]. Acta Metallurgica Sinica(English Letters)， 2014， 27(4): 694-704. [4] 郭桂芳， 陈芙蓉， 李林贺. 7075铝合金电子束焊接温度场数值模拟[J]. 焊接， 2006(3): 28-30. [5] Fridlyander I N. Russian aluminum alloys for aerospace and transport applications[J]. Materials Sciecce Forum， 2000， 331-337: 921-926. [6] 吴一雷， 李永伟， 强俊， 等. 超高强度铝合金的发展和应用[J]. 航空材料学报， 1994， 14(1): 49-55. [7] Jun K S， Koichi F J， Yokoe K， et al. Development of super-high strength Al-Zn-Mg-Cu P/M alloys[J]. Materials Science Forum， 1996， 217-222: 1823-1828. [8] 韦强， 熊柏青， 张永安， 等. 喷射成形Al-Zn-Mg-Cu 系高强铝合金的组织与性能[J]. 中国有色金属学报. 2001， 11(2): 279-283. [9] Zhang Beijiang， Lu Guimin， Cui Jianzhong. Effect of electromagnetic frequency on microstructures of continuous casting aluminum alloys[J]. Journal of Materials Science and Technology， 2002， 18(5): 401-403. [10] 董帅. 双流低频电磁半连续铸造7075铝合金的工艺研究[D]. 沈阳: 东北大学， 2009. [11] 徐娜. 7075铝合金表面强化方法研究[D]. 沈阳: 东北大学， 2011. [12] Miao Jingguo， Wu Run， Chen Qiurong， et al. Effects of electrolyte parameters on properties of ceramic coatings formed on aluminum alloy 7075 by plasma electrolytic oxidation[J]. Advanced Materials Research， 2013， (668): 875-879. [13] 洪尚坤， 黎清宁， 屈婧婧， 等. 硝酸铈添加剂对7075铝合金微弧氧化陶瓷膜特性的影响[J]. 中国表面工程， 2014， 27(6): 116-121. [14] 林英英. 7075铝合金热处理及其表面复合层的制备研究[D]. 重庆： 重庆理工大学， 2013. [15] 王妍洁. 7075铝合金超声喷丸表面改性研究[D]. 济南： 山东大学， 2017. [16] 张瑞英. 铝合金焊接研究现状[J]. 中国新技术新产品， 2013，19：117. [17] 左玉婷， 王锋， 熊柏青， 等. 电子束焊喷射成形Al-Zn-Mg-Cu合金的组织性能研究[J]. 稀有金属， 2010，34(4): 152-156. [18] 吕鹏. 热处理对7075铝合金光纤激光焊接头组织和性能的影响[D]. 呼和浩特: 内蒙古工业大学， 2018. [19] 田盛. 7075高强铝合金CO2激光填丝焊接的研究[D]. 北京: 北京工业大学， 2005. [20] 杨武雄. 高强铝合金的激光填粉焊接[D]. 北京: 北京工业大学， 2004. [21] 余啸. 激光-电弧复合焊7075-T6铝合金接头软化行为研究[D]. 合肥: 合肥工业大学， 2010. [22] 吴圣川， 徐晓波， 张卫华， 等. 激光-电弧复合焊接7075-T6铝合金疲劳断裂特性[J]. 焊接学报， 2012， 33(10): 45-48. [23] 李正. 7075-T6铝合金激光-MIG复合焊研究[D]. 合肥: 合肥工业大学， 2012. [24] 常丽艳， 宋西平， 李宏良， 等. 7075铝合金激光-MIG复合焊接接头组织及性能的分析[J]. 热加工工艺， 2014， 43(9): 25-28. [25] 高双欣. 2024与7075异种高强铝合金激光填丝焊接技术研究[D]. 北京: 北京工业大学， 2011. [26] 何建军， 李玉斌， 李盛和， 等. 7075铝合金搅拌摩擦焊接头组织与力学性能研究[J]. 热加工工艺， 2011， 40(19): 142-144. [27] 蒋若蓉， 李文亚， 罗贤道， 等. 热输入对7075铝合金搅拌摩擦焊接头质量的影响[J]. 电焊机， 2014， 44(4): 92-96. [28] Lotfi A H， Nourouzi S. Effect of welding parameters on microstructure，thermal and mechanical properties of friction-stir welded joints of AA7075-T6 aluminum alloy[J]. Metallurgical and Materials Transactions A， 2014， 45(6): 2792-2807. [29] Al-Badrawy A Abo El-Nasr. Mechanical properties and fracture behavior of friction stir welded 7075-T6 Al alloy[C]. 8th International Conference on Production Engineering & Design For Development. Cairo， 2010: 199-207. [30] 颜景润， 任玉灿， 吴伟静， 等. 扩散焊工艺对7075铝合金焊接接头性能的影响[J]. 热加工工艺， 2014， 43(9): 219-223. [31] 于前， 林飞， 李铁鹏， 等. AZ91镁合金/7075铝合金异种金属扩散焊[J]. 焊接技术， 2011，40(7): 5-8. [32] 赵宏伟， 林飞， 王飞， 等. 挤压态AZ61镁合金/7075铝合金真空扩散焊接试验研究[J]. 热加工工艺， 2014， 43(21): 26-31. [33] 薛根奇. VPPAW在铝合金焊接中的应用[J]. 电焊机， 2006， 36(2): 36-37. [34] 韩永全， 杜茂华， 陈树君， 等. 铝合金变极性等离子弧穿孔焊过程控制[J]. 焊接学报， 2010， 31(11): 93-96. [35] Nunes A C， Bayless E O， Jones C S， et al. Variable polarity plasma arc welding on the space shuttle external tank[J]. Welding Journal， 1984， 63(9): 27-35. [36] Tomsic M T， Barhorst S. Keyhole plasma arc welding of aluminum with variable polarity power[J]. Welding Journal， 1984， 63(2)： 25-32. [37] 沈江红， 厉克勤. 铝合金中厚板变极性等离子电弧焊(VPPA)焊接工艺的研究[J]. 宇航材料工艺， 1997(3): 40-42. [38] 陈国余， 常红坡， 陈春阳， 等. 铝及铝合金的变极性等离子焊接设备与工艺[J]. 电焊机， 2006， 36(2): 22-26. [39] 裴利程， 范成磊， 林三宝， 等. 中厚板铝合金VPPAW焊接工艺[J]. 焊接技术， 2006， 35(3): 36-38. [40] 李阳. 7075铝合金变极性等离子电弧焊工艺及组织性能[D]. 呼和浩特: 内蒙古工业大学， 2015. [41] 李国伟， 陈芙蓉， 韩永全， 等. 高强铝合金脉冲变极性等离子弧焊接头组织与性能[J]. 焊接学报， 2016， 37(11): 27-30. [42] Uchida H， Yoshida H. Heat treatment of aluminum alloys[J]. Sumitomo Light Metal Technical Reports，1997， 38: 177-178. [43] 陈康华，刘卫红，刘允中. 强化固溶对7055铝合金力学性能和断裂行为的影响[J]. 中南工业大学学报， 2002， 30(6): 528-531. [44] Doig P， Flewitt P E J， Edington J W. The stress corrosion susceptibility of 7075 Al-Zn-Mg-Cu alloys tempered from T6 to an overaged T7X[J]. Corrosion， 1977， 33(6): 217-221. [45] 罗付秋. 7075和7050超高强度铝合金三级时效工艺的研究[D]. 南宁: 广西大学， 2012. [46] Ferragut R， Somoza A， Tolley A. Microstructural evolution of 7012 alloy during the early stages of artificial ageing[J]. Acta Materialia， 1999， 47(17): 4355-4364. [47] Berg L K， Gjønnes J， Hansen V， et al. GP-zones in Al-Zn-Mg alloys and their role in artificial aging[J]. Acta Materialia， 2001， 49(17): 3443-3451. [48] Sha G， Cerezo A. Early-stage precipitation in Al-Zn-Mg-Cu alloy (7050)[J]. Acta Materialia， 2004， 52(15): 4503-4516. [49] Maloney S K， Hono K， Polmear I J， et al. The chemistry of precipitates in an aged Al-2.1Zn-1.7Mg at.% alloy[J]. Scripta Materialia， 1999， 41(10): 1031-1038. [50] 刘长军， 刘郑军， 阮祥钢， 等. 焊后热处理对AA7075铝合金DP-MIG焊接接头组织及力学性能的影响[J]. 焊接学报， 2016， 37(10): 81-84，88. [51] 严铿， 施志强， 王锡岭. 热处理对喷射成形7×××系铝合金TIG焊接头组织与性能的影响[J]. 焊接学报， 2012， 33(3): 33-40. [52] Li Guowei， Chen Furong， Han Yongquan， et al. Improving mechanical properties of PVPPA welded joints of 7075 aluminum alloy by PWHT[J].Materials， 2018， 11(3): 379. [53] 王希靖， 孙桂苹. 7075铝合金搅拌摩擦焊接头组织及性能[J]. 宇航材料工艺， 2008， 38(6)： 77-80. |
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