劉朝磊， 周 利，， 常志龍， 吳會強， 黃永憲， 馮吉才，， 孟凡新

(1.哈爾濱工業(yè)大學(威海)山東省特種焊接技術(shù)重點實驗室，山東威海264209;2.哈爾濱工業(yè)大學先進焊接與連接國家重點實驗室，哈爾濱150001;3.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京100076;4.天津航天長征火箭制造有限公司，天津300462)

2219鋁合金作為一種比強度高、高低溫力學性能好、焊接性能優(yōu)良、耐應(yīng)力腐蝕性能好的高強鋁合金，被廣泛應(yīng)用于航空航天等領(lǐng)域［1，2］。當采用常規(guī)熔化焊方法對2219鋁合金進行焊接時，容易產(chǎn)生氣孔、熱裂紋、接頭軟化等問題。而攪拌摩擦焊(friction stir welding，簡稱FSW)作為一種新型的固相連接技術(shù)能夠避免出現(xiàn)以上缺陷，獲得高質(zhì)量的接頭，因而受到廣泛的關(guān)注和應(yīng)用［3～5］。張聃［6］、彭杏娜等［7］研究表明2219鋁合金FSW接頭力學性能明顯優(yōu)于鎢極氬弧焊(TIG)。李繼忠等［8］通過垂直排列和平行排列試樣研究異種鋁合金攪拌摩擦焊材料流動行為及成形機制。

目前針對2219鋁合金攪拌摩擦焊已經(jīng)開展較多的研究，但實驗大都在理想裝配條件下進行。實際焊接過程由于焊接設(shè)備、工裝夾具、結(jié)構(gòu)加工精度等原因，工件會出現(xiàn)對接間隙和攪拌頭不對中等裝配偏差問題，其往往導致接頭的力學性能降低［9～12］。目前有關(guān)工件裝配條件對攪拌摩擦焊接頭成形和組織性能影響規(guī)律的研究還較少。本工作在前期獲得理想裝配條件下2219鋁合金攪拌摩擦焊接優(yōu)化工藝參數(shù)基礎(chǔ)上，針對實際焊接過程中出現(xiàn)的對接間隙、攪拌頭不對中等偏離理想裝配條件情況，研究其對攪拌摩擦焊工藝以及接頭組織性能的影響規(guī)律，得出裝配偏差的容許范圍。

1 實驗材料及方法

實驗用料為6mm厚2219-T87鋁合金軋制板，為300mm×75mm×6mm，化學成分與力學性能如表1所示。

實驗在龍門式攪拌摩擦焊設(shè)備上進行，該設(shè)備采用位移控制模式，主軸傾角調(diào)整為3°。實驗采用帶有右旋錐形螺紋的攪拌頭:軸肩直徑為18mm，攪拌針根部直徑為8.0mm，長度為5.85mm。通過前期的實驗，獲得理想裝配條件下焊接工藝優(yōu)化參數(shù)為攪拌頭轉(zhuǎn)速800r/min、焊接速率200mm/min、軸肩下壓量0.3mm。

焊接完成后，沿試樣橫截面制備金相試樣，金相打磨、拋光后使用Keller試劑(4mLHF+6mLHCl+ 10mLHNO3+190mLH2O)進行腐蝕，采用OLYMPUS GX-51光學顯微鏡觀察焊接接頭的微觀組織。按照GB/T 2649—1989和GB/T 228—2002沿垂直于焊接方向?qū)⒑附咏宇^切成標準試樣，每組三個試樣，在INSTRON 1186電子力學性能試驗機上進行拉伸試驗，加載速率為3mm/min。采用MICRO-586型顯微硬度計在板厚中部水平方向?qū)宇^的各個區(qū)域進行顯微硬度測試。硬度測試點間距1mm，載荷200g，時間10s。

表1 2219鋁合金化學成分與力學性能Table 1 Chemical composition and mechanicalproperty of 2219 Al alloy

2 實驗結(jié)果及分析

主要研究對接間隙和攪拌頭不對中對2219鋁合金攪拌摩擦焊接工藝的影響，對接間隙是指兩對接面的垂直距離，一般是由母材對接面的直線度或平面度不好而形成的間隙［13］，而攪拌頭不對中是指母材對接面偏離攪拌頭中心線，圖1為實際焊接過程中工件裝配示意圖。

2.1 對接間隙研究

針對結(jié)構(gòu)加工和焊接施工過程中對接接頭裝配間隙的常見性及難控性，研究其對接頭成形和性能的影響，采用0(理想裝配條件)、0.25mm和0.5mm三種對接間隙進行實驗，研究其對焊接工藝和接頭組織性能的影響，獲得裝配間隙容許范圍。

圖1 試樣裝配關(guān)系示意圖 (a)理想配合;(b)對接間隙;(c)攪拌頭不對中Fig.1 Common mating variations in abutted plates (a)ideal state;(b)gap;(c)misalignment

2.1.1 接頭宏觀形貌

對接間隙為0，0.25mm和0.5mm時的焊縫外觀如圖2所示。由圖可知，三種情況下的焊縫成形良好，弧紋清晰，飛邊較小，匙孔處無可見缺陷。從試板整體形態(tài)來看，起焊位置處的對接間隙保持良好，隨著焊接的進行，對接間隙逐漸減小，這是由于焊接過程中焊接區(qū)域材料在熱和力的作用下發(fā)生塑性變形造成的［14］。

圖2 不同對接間隙的焊縫外觀形貌 (a)對接間隙0;(b)對接間隙0.25mm;(c)對接間隙0.5mmFig.2 Appearance ofweld with different gap (a)0;(b)0.25mm;(c)0.5mm

圖3為典型對接間隙(0)下接頭橫截面形貌，接頭截面呈上寬下窄的形態(tài)，這與攪拌頭作用下材料的塑化流動有關(guān)［15，16］。按照組織構(gòu)成等特征可將接頭橫截面分為四個區(qū)域:焊核區(qū)(nugget zone，NZ)、熱機影響區(qū)(thermo-mechanically affected zone，TMAZ)、熱影響區(qū)(heat-affected zone，HAZ)和母材區(qū)(base metal，BM)，整個截面未見宏觀缺陷。

2.1.2 接頭微觀組織

圖4是對接間隙為0時接頭橫截面各區(qū)域微觀組織，由于焊接過程中熱力聯(lián)合作用方式的不同，接頭中各區(qū)的組織性能存在較大差異。母材區(qū)是組織性能沒有受焊接過程影響的區(qū)域;焊核區(qū)組織發(fā)生完全動態(tài)再結(jié)晶，晶粒為細小的等軸晶;熱機影響區(qū)受到攪拌頭的間接機械攪拌作用，原有軋制組織發(fā)生較大程度的彎曲變形和不完全動態(tài)再結(jié)晶;熱影響區(qū)在焊接熱循環(huán)的作用下，組織發(fā)生回復和粗化［17］。

圖3 對接間隙為0時接頭橫截面形貌Fig.3 Cross-section of jointwith zero gap

圖4 對接間隙為0時接頭微觀組織 (a)母材區(qū);(b)焊核區(qū);(c)熱機影響區(qū);(d)熱影響區(qū)Fig.4 Microstructures of jointwith zero gap(a)BM;(b)NZ;(c)TMAZ;(d)HAZ

對接間隙為0.25mm時接頭橫截面各區(qū)域微觀組織與對接間隙為0時沒有明顯區(qū)別，在接頭底部也沒有發(fā)現(xiàn)未焊合或其他缺陷，如圖5a所示。當對接間隙為0.5mm時焊核底部區(qū)域微觀組織發(fā)現(xiàn)孔洞型缺陷，這是由于對接間隙過大而導致焊接過程中回填塑性材料不足形成缺陷，如圖5b所示。

圖5 對接間隙0.25mm和0.5mm焊核底部微觀組織 (a)對接間隙0.25mm;(b)對接間隙0.5mmFig.5 Microstructures of NZ with 0.25mm and 0.5mm gap (a)0.25mm;(b)0.5mm

2.1.3 接頭力學性能

各對接間隙下接頭橫截面中部水平方向的顯微硬度沒有明顯差別，圖6所示為對接間隙為0時的接頭顯微硬度分布。從圖6可見，接頭在焊接過程中發(fā)生較大程度的軟化，硬度的最低值出現(xiàn)在TMAZ與HAZ的過渡區(qū)，與文獻［18］的結(jié)果一致。接頭各區(qū)域硬度的變化與組織的變化是緊密聯(lián)系的。HAZ由于受到高溫的作用，強化相質(zhì)點析出、聚集、長大，材料出現(xiàn)過時效，使硬度降低［19］。

圖7為不同對接間隙下的接頭拉伸性能，可以看出接頭抗拉強度和伸長率均隨對接間隙增大而呈下降趨勢。當對接間隙為0和0.25mm時接頭從熱影響區(qū)開始斷裂，如圖8a，b所示。當對接間隙達到0.5mm時，焊接中產(chǎn)生塑性流動的材料不足，導致出現(xiàn)孔洞缺陷，致使抗拉強度和伸長率發(fā)生明顯降低，此時接頭斷在焊核區(qū);此外，隨著對接間隙增大，抗拉強度誤差帶增大，說明焊接過程變得相對更不穩(wěn)定。

圖6 對接間隙為0時的接頭硬度分布Fig.6 Micro-hardness distribution of jointwith zero gap

圖7 不同對接間隙下的接頭拉伸性能Fig.7 Tensile property of jointwith different gap

圖8 拉伸試件斷裂位置圖 (a)對接間隙0;(b)對接間隙0.25mm;(c)對接間隙0.5mmFig.8 Fracture location for jointwith different gap (a)0;(b)0.25mm;(c)0.5mm

2.1.4 拉伸斷口形貌分析

理想裝配條件下和對接間隙為0.25mm時的拉伸斷口形貌沒有明顯差別，在斷口上部靠近焊縫正面及底部接近焊縫背面都存在著大量的韌窩及撕裂棱，是典型的韌性斷裂，如圖9a，9b所示;當對接間隙為0.5mm時，斷口底部韌窩數(shù)量明顯減少，部分區(qū)域呈光滑斷面，如圖9c，9d所示，這是由于拉伸時裂紋在孔洞處萌生并擴展造成的。

以上實驗結(jié)果表明，所有對接間隙下焊縫成形良好，無可見缺陷。當對接間隙為0.25mm時，攪拌摩擦焊接頭各區(qū)域微觀形貌與理想狀態(tài)相比，未發(fā)生明顯變化，其抗拉強度和伸長率隨對接間隙的增大有所下降，分別為母材的73%和55%，此時拉伸試樣仍斷裂在接頭熱影響區(qū)，為韌性斷裂;當對接間隙達到0.5mm時，由于焊接過程中回填塑性材料不足及熱輸入的降低，接頭底部出現(xiàn)孔洞缺陷，導致力學性能大幅降低，抗拉強度為260MPa，此時拉伸試樣在缺陷處起裂，斷口顯示為混合型斷裂。因此對接間隙應(yīng)控制在0.5mm以內(nèi)。

2.2 攪拌頭不對中

通過模擬實際焊接過程中攪拌頭與兩母材對接面位置不嚴格對中時的裝配條件，研究其對攪拌摩擦焊對接接頭的微觀組織和力學性能的影響，獲得攪拌頭與對接面偏移的容許范圍。采用理想裝配條件下優(yōu)化工藝參數(shù)分別進行攪拌頭中心向前進側(cè)偏1.0mm和2.0mm，向后退側(cè)偏1.0mm和2.0mm四組實驗，其正負方向如圖10所示，攪拌頭偏向前進側(cè)為負，偏向后退側(cè)為正。

圖9 不同對接間隙下接頭拉伸斷口形貌 (a)0.25mm斷口上部;(b)0.25mm斷口下部; (c)0.5mm斷口上部;(d)0.5mm斷口下部Fig.9 SEM image of fracture for jointwith different gap (a)top partwith 0.25mm gap; (b)bottom partwith 0.25mm gap;(c)top partwith 0.5mm gap;(d)bottom partwith 0.5mm gap

圖10 攪拌頭不對中方向示意圖Fig.10 Illustration of toolmisalignment

2.2.1 接頭宏觀形貌

圖11為不同偏移距離下焊縫的外觀形貌，可見所有的焊縫成形良好，弧紋清晰光滑，無外部缺陷。此外，攪拌頭分別偏前進側(cè)和后退側(cè)1.0mm時的飛邊較其他情況多。不同偏移狀態(tài)下接頭橫截面形貌與理想裝配條件下大致相同，沒有明顯差別，并且都沒有發(fā)現(xiàn)孔洞等宏觀缺陷，這里不再重復給出。

2.2.2 接頭微觀組織

當攪拌頭分別偏前進側(cè)和后退側(cè)1.0mm時，在兩側(cè)的熱機影響區(qū)及焊核區(qū)都沒有發(fā)現(xiàn)缺陷，并且兩種情況下接頭各區(qū)域微觀組織沒有發(fā)現(xiàn)明顯差別。此外，在整個接頭底部也都沒有發(fā)現(xiàn)未焊合等缺陷，如圖12所示。

圖11 攪拌頭不對中時的焊縫形貌 (a)偏-2.0mm;(b)偏-1.0mm;(c)偏1.0mm;(d)偏2.0mmFig.11 Appearance of weld with differentmisalignment(a)shifted-2.0mm; (b)shifted-1.0mm;(c)shifted 1.0m;(d)shifted 2.0mm

圖12 不同攪拌頭偏移下接頭底部微觀組織 (a)偏-1.0mm;(b)偏1.0mmFig.12 Microstructures of NZ with differentmisalignment(a)shifted-1.0mm;(b)shifted 1.0mm

圖13為攪拌頭分別偏前進側(cè)和后退側(cè)2.0mm時接頭底部區(qū)域的微觀組織?？梢钥闯鲈搮^(qū)域均發(fā)現(xiàn)未焊合缺陷，這是由于攪拌頭偏離對接面距離過大，接頭底部界面區(qū)域金屬受到攪拌或擠壓作用程度及熱輸入嚴重不足，而導致對接面沒有形成牢固結(jié)合。

圖13 不同攪拌頭偏移下接頭底部微觀組織 (a)偏-2.0mm;(b)偏2.0mmFig.13 Microstructures of NZ with differentmisalignment(a)shifted-2.0mm;(b)shifted 2.0mm

2.2.3 接頭力學性能

不同偏移狀態(tài)下接頭橫截面中部水平方向的顯微硬度與理想裝配條件時沒有明顯差別，硬度的最低值同樣出現(xiàn)在TMAZ與HAZ的過渡區(qū)。

圖14為攪拌頭中心不同偏移狀況下接頭的拉伸性能。由圖14可知，接頭的抗拉強度隨著攪拌頭偏移距離的增加而降低，偏向前進側(cè)與偏向后退側(cè)相比對距離更加敏感，這可能是由于兩種狀況下攪拌頭對界面處材料的攪拌或擠壓劇烈程度、焊接熱輸入以及破碎后氧化物的分布不同，導致接頭各區(qū)域的結(jié)合強度發(fā)生很大的變化［20］。

由圖15攪拌頭不同偏移狀態(tài)下試件拉伸斷裂后橫截面形貌可知，當攪拌頭偏前進側(cè)1.0mm時，試件斷裂在焊核區(qū)，偏后退側(cè)1mm時，斷裂發(fā)生在熱影響區(qū)。而偏前進側(cè)2.0mm和后退側(cè)2.0mm時，試件均由未焊合缺陷處(原始對接面處)起裂并擴展進入焊核區(qū)。

圖14 攪拌頭不同偏移狀況下接頭的拉伸性能Fig.14 Tensile property of jointwith differentmisalignment

2.2.4 拉伸斷口分析

圖16為攪拌頭不同偏移狀態(tài)下拉伸斷口形貌，當攪拌頭偏移-1mm和1mm時，斷口上、下部位都由尺寸大小不一的韌窩和撕裂棱組成，為韌性斷裂，如圖16a，b所示;當攪拌頭偏移-2mm時，在斷口底部局部出現(xiàn)準解理斷裂特征，可以推斷這是由于接頭在拉伸過程中斷裂于底部未焊合缺陷處造成的，如圖16c，d所示，攪拌頭偏移2mm時與之類似，斷口底部也出現(xiàn)較為明顯的分層混合斷裂，這里未重復給出。

圖15 接頭拉伸斷裂位置 (a)偏-1.0mm;(b)偏1.0mm;(c)偏-2.0mm;(d)偏2.0mmFig.15 Fracture location of jointwith differentmisalignment(a)shifted-1.0mm;(b)shifted 1.0mm; (c)shifted-2.0mm;(d)shifted 2.0mm

圖16 接頭拉伸斷口形貌 (a)偏-1.0mm斷口上部;(b)偏-1.0mm斷口下部; (c)偏-2.0mm斷口上部;(d)偏-2.0mm斷口下部Fig.16 SEM image of fracture for jointwith differentmisalignment (a)top part of shifted-1.0mm; (b)bottom part of shifted-1.0mm;(c)top part of shifted-2.0mm; (d)bottom part of shifted-2.0mm

由以上實驗結(jié)果可知，攪拌頭中心所有偏移狀態(tài)下焊縫成形良好，當分別偏向前進側(cè)和后退側(cè)至2.0mm時因部分原始對接面未受到攪拌頭的充分攪拌和擠壓作用，焊接熱輸入不足，出現(xiàn)未焊合缺陷。拉伸時接頭未焊合部位產(chǎn)生應(yīng)力集中，裂紋擴展至斷裂，導致力學性能顯著降低，拉伸顯示為混合型斷裂。尤其偏前進側(cè)2.0mm時抗拉強度僅為116MPa。因此攪拌頭中心偏移應(yīng)控制在1.0mm以內(nèi)。

3 結(jié)論

(1)2219鋁合金實際攪拌摩擦焊接中對接間隙的存在影響接頭的成形和拉伸性能。對于所研究的6mm厚2219鋁合金而言，理想裝配條件下的優(yōu)化工藝參數(shù)為轉(zhuǎn)速800r/min，焊速200mm/min，軸肩下壓量0.3mm。在對接間隙不大于0.25mm時，采用理想裝配條件下獲得的優(yōu)化工藝參數(shù)焊接即可獲得較好接頭;當對接間隙達到0.5mm時，接頭拉伸性能明顯降低。

(2)2219鋁合金攪拌摩擦焊接中攪拌頭中心相對于母材對接面的偏離狀態(tài)影響著接頭的成形和性能。接頭的拉伸性能隨著攪拌頭偏移對接面距離的增加而降低，偏向前進側(cè)與偏向后退側(cè)相比對距離更加敏感。當攪拌頭中心偏前進側(cè)1mm和偏后退側(cè)1mm時，接頭微觀組織都無缺陷，組織各區(qū)域形態(tài)無明顯差別，接頭強度都有所降低;當攪拌頭中心偏前進側(cè)2mm和偏后退側(cè)2mm時，接頭都出現(xiàn)未焊合缺陷，拉伸性能顯著降低。

［1］賀地求，鄧航，周鵬展.2219厚板攪拌摩擦焊組織及性能分析［J］.焊接學報，2007，28(9):13-16. (HE DQ，DENGH，ZHOU PZ.Analysis ofmicrostructure and properties in friction stir welding of 2219 thick plate［J］.Transactions of the China Welding Institution，2007，28(9):13-16.)

［2］郭寧.2219-T6鋁合金攪拌摩擦焊接及其等離子弧復合技術(shù)［D］.哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學，2006. (GUO N.Friction Stir Welding and Its Plasma Arc Hybrid Technology of 2219-T6 Aluminum Alloy［D］.Harbin:Harbin Institute of Technology，2006.)

［3］王大勇，馮吉才，狄歐，等.鋁合金攪拌摩擦焊接頭焊核區(qū)等軸再結(jié)晶組織的形成機制［J］.焊接學報，2003，24 (4):33-35. (WANG D Y，F(xiàn)ENG JC，DIO，et al.Forming process analysis of equiaxed grain in weld nugget zone during friction stir welding of aluminum alloy［J］.Transactions of the ChinaWelding Institution，2003，24(4):33-35.)

［4］潘慶.2219鋁合金攪拌摩擦焊接缺陷及接頭力學性能研究［D］.哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學，2007. (PAN Q.Welding Defects and Mechanical Properties of Friction StirWelded 2219 Aluminum Alloy Joints［D］.Harbin:Harbin Institute of Technology，2006.)

［5］薛文斌，魯亮，杜建成，等.2219鋁合金攪拌摩擦焊接頭微觀組織對微弧氧化膜生長的影響［J］.無機材料學報，2011，26(9):897-901. (XUEW B，LU L，DU JC，et al.Influence ofmicrostructure of friction stir welding joint on growth ofmicro arc oxidation coating on 2219 aluminum alloy［J］.Journal of Inorganic Materials，2011，26(9):897-901.)

［6］張聃，陳文華，孫耀華，等.焊接方法對2219鋁合金焊接接頭力學性能的影響［J］.航空材料學報，2013，33(1): 45-49. (ZHANG R，CHENW H，SUN Y H，et al.Analysis ofmechanical properties about the welding joints of 2219 aluminum alloy［J］.Journal of Aeronautical Materials，2013，33 (1):45-49.)

［7］彭杏娜，曲文卿，張國華.焊接方法對2219鋁合金性能及組織的影響［J］.航空材料學報，2009，29(2):57-60. (PENG X N，QUW Q，ZHANG G H.Influence ofwelding processes onmechanical properties of aluminum alloy 2219［J］.Journal of Aeronautical Materials，2009，29(2):57-60.)

［8］李繼忠，馬正斌，董春林，等.異種鋁合金攪拌摩擦焊材料流動行為研究［J］.材料工程，2014(6):1-5. (LI JZ，MA Z B，DONG C L，et al.Material flowing behaviors of friction stirwelding by dissimilar aluminum alloys［J］.Journal of Materials Engineering，2014(6):1-5.)

［9］陳迎春，劉會杰，馮吉才.2219-O鋁合金的攪拌摩擦焊接［J］.焊接學報，2006，27(1):65-68. (CHEN Y C，LIU H J，F(xiàn)ENG JC.Friction stir welding of 22192O aluminum alloy［J］.Transactions of the China Welding Institution，2006，27(1):65-68.)

［10］杜巖峰，田志杰，王一，等.2219鋁合金攪拌摩擦焊接頭裂紋尖端張開位移(CTOD)試驗研究［J］.北京工業(yè)大學學報，2011，37(9):1287-1291. (DU Q F，TIAN Z J，WANG Y，et al.CTOD of 2219 aluminum alloy friction stir welded joints［J］.Journal of Beijing University of Technology，2011，37(9):1287-1291.)

［11］徐忠峰，陸?zhàn)啻?，?2219鋁合金雙主軸回抽式攪拌摩擦焊接頭組織與力學性能分析［J］.焊接學報，2013，34(3):73-76. (XU Z F，LU H，YU C，et al.Microstructure and mechanical properties of 2219 aluminum alloy refilling friction stir welded joints［J］.Transactions of the ChinaWelding Institution，2013，34(3):73-76.)

［12］EDWARD GC，EDWARD FS，NICOLA JF，etal.Stability of the friction stir welding process in presence ofworkpiece mating variations［J］.Int J Adv Manuf Technol，2012 (63):583-593.

［13］SHULTZ E F，COLE E G，SMITH C B，et al.Effect of compliance and travel angle on friction stir welding with gaps［J］.Journal of Manufacturing Science and Engineering，2010，132(4):0410101-0410109.

［14］周鵬展，李東輝，賀地求，等.2219-T87厚板攪拌摩擦焊沿厚度方向的性能差異［J］.焊接學報，2007，28(10):5 -8. (ZHOU P Z，LID H，HED Q，etal.Through thickness diversity of properties in friction stir welded 2219-T87 thick aluminum alloy plate［J］.Transactions of the ChinaWeld-ing Institution，2007，28(10):5-8.)

［15］賈洪德.2219鋁合金FSW攪拌頭優(yōu)化設(shè)計及缺陷研究［D］.哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學，2007. (JIA H D.Study on Friction Stir Tool Optimum Design in FSW of 2219 Aluminum Alloy and Weld Flaw［D］.Harbin:Harbin Institute of Technology，2007.)

［16］張洪武，張昭，陳金濤.不同過程參數(shù)對攪拌摩擦焊接中材料流動以及殘余應(yīng)力分布的影響［J］.機械工程學報，2005，41(8):853-859. (ZHANG H W，ZHANG Z，CHEN J T.Effect process parameters on material flow and residual stress in friction stir welding［J］.Chinese Journal of Mechanical Engineering，2005，41(8):853-859.)

［17］XUW F，LIU J，LUAN G H，et al.Microstructure and mechanical properties of friction stir welded joints in 2219-T6 aluminum alloy［J］.Materials and Design，2009(30): 3460-3467.

［18］吳鴻燕，邢麗，陳玉華，等.2219鋁合金攪拌摩擦焊接頭的斷裂部位特征［J］.金屬熱處理，2011，36(5):90-93. (WU H Y，XING L，CHEN Y H，et al.Fracture location characteristics of 2219 aluminum alloy friction stir welded joints［J］.Heat Treatment of Metals，2011，36(5):90-93.)

［19］LEECY，CHOID H，LEEW B，etal.Microstructures and mechanical properties of double-friction stir welded 2219 Al alloy［J］.Materials Transactions，2008，49(4):885-888.

［20］FIROUZDOR V，KOU S.Al-to-Mg friction stir welding: effect ofmaterial position，travel speed，and rotation speed［J］.Metallurgical and Materials Transactions A，2010，41 (11):2914-2935.