毛育青， 柯黎明，*， 劉奮成， 陳玉華

1.南昌航空大學(xué) 輕合金加工科學(xué)與技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室， 南昌 330063

2.西北工業(yè)大學(xué) 凝固技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 西安 710072

鋁合金厚板FSW焊縫成形及金屬流動(dòng)行為分析

毛育青1,2， 柯黎明1,2，*， 劉奮成1， 陳玉華1

1.南昌航空大學(xué) 輕合金加工科學(xué)與技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室， 南昌 330063

2.西北工業(yè)大學(xué) 凝固技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 西安 710072

采用三角平面圓錐形攪拌針焊接20 mm厚的鋁板，分析工藝參數(shù)對(duì)焊縫成形及金屬流動(dòng)特征影響。隨著旋轉(zhuǎn)速度增加，單位時(shí)間內(nèi)金屬遷移量增大，焊核區(qū)面積增加，疏松區(qū)面積減小至消失；而過大的旋轉(zhuǎn)速度反而使疏松缺陷再次出現(xiàn)。適當(dāng)減小焊接速度，增大單位長度內(nèi)焊縫熱輸入，改善焊縫成形，但焊接速度過小易導(dǎo)致焊縫上部受熱過多，疏松區(qū)及內(nèi)部孔洞變大。在合適的參數(shù)下焊接時(shí)，瞬時(shí)空腔的出現(xiàn)可使更多塑化金屬繞攪拌針做圓周遷移，即提高了沿水平方向的“抽吸-擠壓”效應(yīng)，改善了金屬流動(dòng)性，減少甚至消除焊縫內(nèi)部缺陷。

攪拌摩擦焊； 工藝參數(shù)； 7075鋁合金； 焊縫成形； 塑性流動(dòng)

攪拌摩擦焊接(Friction Stir Welding, FSW)作為一種新型的高效率、低成本、無污染的固相連接技術(shù)。焊接過程中，母材金屬不會(huì)熔化，主要是通過高速旋轉(zhuǎn)的攪拌頭與待焊工件摩擦、產(chǎn)熱使金屬達(dá)到塑化狀態(tài)，在攪拌頭驅(qū)動(dòng)力作用下發(fā)生塑性流動(dòng)并發(fā)生冶金結(jié)合而形成致密的焊縫[1-3]?？梢猿晒Φ叵齻鹘y(tǒng)焊接過程中出現(xiàn)的氣孔、焊接裂紋等缺陷，特別適合被認(rèn)為“不可焊接”的鋁、鎂及其合金的焊接。該技術(shù)已成功地應(yīng)用到航空航天、船舶、汽車制造等工業(yè)領(lǐng)域[4-6]。

研究表明，攪拌摩擦焊接工藝對(duì)焊縫成形影響較大，直接決定著焊接過程中焊縫的熱輸入情況。而焊縫成形與其金屬塑性流動(dòng)密切相關(guān)，決定著焊縫成形質(zhì)量[7-9]。然而，關(guān)于鋁合金厚板攪拌摩擦焊的研究較少，且主要集中在焊縫組織、性能方面的分析。李寶華等[10]研究發(fā)現(xiàn)，焊接工藝參數(shù)對(duì)厚板焊接接頭的性能影響較大，其中焊接速度對(duì)焊縫缺陷的影響較明顯。Xu等[11]對(duì)14 mm厚的2219鋁合金進(jìn)行攪拌摩擦焊接發(fā)現(xiàn)，攪拌針形貌及焊接工藝參數(shù)顯著影響接頭的性能。Canaday等[12]對(duì)32 mm厚的7050鋁板焊接時(shí)發(fā)現(xiàn)，焊縫沿厚度方向上的顯微組織、硬度、殘余應(yīng)力分布等差別較大，而這與焊縫中溫度場分布有關(guān)。Mao等[13]對(duì)20 mm厚的7075-T6鋁合金板進(jìn)行FSW焊接時(shí)發(fā)現(xiàn)，沿焊縫厚度方向上存在較大溫度梯度，導(dǎo)致其力學(xué)性能差異較大，而這與厚度方向上金屬流動(dòng)性差異密切相關(guān)。但是，仍沒有對(duì)焊縫金屬流動(dòng)性差異及局部特征變化作深入的分析?？吕杳鞯萚14]認(rèn)為，采用帶左螺紋的攪拌頭焊接時(shí)，更有利于驅(qū)動(dòng)焊縫塑化金屬向下遷移，適合厚板焊接。Lin等[15]發(fā)現(xiàn)，采用三角平面攪拌針攪拌摩擦點(diǎn)焊時(shí)，更有利于塑化金屬的遷移，尤其是避免了焊縫底部缺陷的產(chǎn)生。Ji等[16]研究發(fā)現(xiàn)，焊縫中不同的溫度分布對(duì)塑化金屬的遷移高度影響很大。Midling等[17]在不同焊接參數(shù)下研究了熱量的變化趨勢，認(rèn)為采用較大旋轉(zhuǎn)速度和較小焊接速度焊接時(shí)，熱輸入量較大；而焊接速度較大、旋轉(zhuǎn)速度較小時(shí)，單位長度焊縫上所得到的熱輸入量明顯不足，無法實(shí)現(xiàn)焊接?？吕杳鞯萚18]提出了攪拌摩擦焊“抽吸-擠壓”理論,該理論可以用來解釋攪拌摩擦焊焊接過程中高溫塑化金屬在焊縫厚度方向形成的劇烈環(huán)形遷移行為。但是，關(guān)于攪拌針形貌的變化對(duì)焊縫成形及局部金屬流動(dòng)特征的影響仍然需要更詳細(xì)的介紹。

基于以上研究，本文采用帶三角平面的攪拌頭進(jìn)行攪拌摩擦焊焊接試驗(yàn)，分析焊接工藝參數(shù)的變化對(duì)焊縫成形的影響，結(jié)合焊縫橫截面形貌差異的變化，研究厚板FSW焊縫金屬塑性流動(dòng)行為及局部變化特征。

1 試驗(yàn)過程

采用帶三角平面的圓錐形攪拌頭進(jìn)行攪拌摩擦焊接試驗(yàn)，在原始的圓錐形攪拌針表面切出3個(gè)平面，示意圖如圖1所示。為保證加工精度，使用XK7132SD型精密數(shù)控銑床加工，誤差控制在允許范圍內(nèi)。攪拌頭加工材質(zhì)分為兩種，其中夾持柄和軸肩部分的材料為H13模具鋼，而攪拌針材質(zhì)為固溶時(shí)效態(tài)GH4169鎳基高溫合金。軸肩端面形貌為內(nèi)凹面形，凹面最深處與軸肩邊緣夾角α為2°，軸肩直徑為38 mm；攪拌針表面螺紋為左螺紋，螺距為2 mm；攪拌針根部直徑D1為14 mm，端部直徑D2為8 mm，長度L為19.5 mm；攪拌針表面三平面深度為0.8 mm。

圖1 攪拌頭形貌示意圖Fig.1 Schematic of friction stir welding tool

試驗(yàn)選用20 mm厚的7075-T6鋁合金厚板作為基材。待焊板材尺寸加工為200 mm (長)×100 mm (寬)×20 mm (厚)。攪拌摩擦焊接試驗(yàn)在X35K型立式銑床改裝的攪拌摩擦焊機(jī)上進(jìn)行。焊接時(shí)，攪拌頭作順時(shí)針旋轉(zhuǎn)，焊接工藝參數(shù)采用：攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度n為235～475 r/min，焊接速度v為23.5～47.5 mm/min，傾斜角為2°，下壓量為0.5 mm，如表1所示。

表1 攪拌摩擦焊接(FSW)工藝參數(shù)Table 1 Process parameters of friction stir welding (FSW)

焊前使用丙酮清洗板材表面，去除表面油污及雜質(zhì)。焊后沿垂直于焊接方向截取焊縫試樣，金相試樣經(jīng)打磨拋光后，使用Keller試劑進(jìn)行腐蝕，觀察不同焊接參數(shù)下焊縫橫截面形貌，分析不同焊縫內(nèi)形狀及軋制流線變形的差異，研究焊接工藝參數(shù)對(duì)厚板鋁合金FSW焊縫成形及其金屬流動(dòng)特征的影響規(guī)律。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度對(duì)焊縫成形的影響

圖2 不同旋轉(zhuǎn)速度下獲得的焊縫橫截面形貌Fig.2 Cross-section morphologies of welds produced with different rotation speeds

圖2為一定的焊接速度下，通過改變攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度焊接時(shí)獲得的焊縫橫截面形貌。其中，圖2中的AS (Advancing Side)表示焊縫的前進(jìn)側(cè)，而RS (Retreating Side) 則表示焊縫的返回側(cè)。由圖2可見，焊縫橫截面中心區(qū)被大致劃分為3個(gè)特征區(qū)。其中，最上層的軸肩區(qū)(Shoulder Zone)，呈上寬下窄的扁平狀。軸肩區(qū)下方、靠近中上部的為疏松區(qū)(Loose Zone)，內(nèi)部分布著大小不一的孔洞。疏松區(qū)下方、呈水桶狀區(qū)域?yàn)楹负藚^(qū)(Nugget Zone)。焊縫兩側(cè)為熱力影響區(qū)，能看到明顯彎曲變形的軋制流線往上遷移，且位于前進(jìn)側(cè)的焊核區(qū)與熱力影響區(qū)分界線比返回側(cè)的更清晰。

攪拌摩擦焊接被認(rèn)為是一種持續(xù)的攪拌、剪切過程，焊接過程中，上表層金屬與高速旋轉(zhuǎn)的攪拌頭軸肩端面直接摩擦。受摩擦熱和變形熱作用，表層金屬迅速被塑化， 在金屬間黏著力的帶動(dòng)下向中心移動(dòng)，受軸肩頂鍛力和攪拌針表面螺紋驅(qū)動(dòng)力作用轉(zhuǎn)而向下遷移。隨著距離的加大，受軸肩作用效果越弱，最終形成如圖2所示的“漏斗形”軸肩區(qū)。

柯黎明等[14]發(fā)現(xiàn)，攪拌針形貌對(duì)焊縫成形影響較大。認(rèn)為攪拌針表面的螺紋是塑化金屬沿軸向向下遷移的主要驅(qū)動(dòng)力。當(dāng)帶左螺紋的圓錐形攪拌頭作順時(shí)針旋轉(zhuǎn)時(shí)，受螺紋內(nèi)部正壓力和螺紋表面與塑性金屬之間摩擦力的共同作用，使焊縫上表面的塑化金屬沿表面螺紋向下做螺旋遷移運(yùn)動(dòng)，順著螺紋表面遷移至攪拌針端部時(shí)流出。由于受到底部鋼板剛性約束作用無法繼續(xù)移動(dòng)，轉(zhuǎn)而向上擠壓周圍金屬。同時(shí)，受攪拌針剪切擠壓作用，部分塑化金屬會(huì)直接沿著攪拌針兩側(cè)向其后方空腔中向下遷移，并和向上遷移的金屬匯聚結(jié)合，形成圖2中所示的焊核區(qū)。而圖2(c)中焊核區(qū)內(nèi)出現(xiàn)多個(gè)洋蔥環(huán)結(jié)構(gòu)，則可能與焊縫金屬遷移方式的改變有關(guān)。

隨著焊縫上部塑化金屬遷移至底部時(shí)，焊核區(qū)會(huì)不斷變大并擠壓周邊金屬。而遠(yuǎn)離焊縫中心的母材金屬溫度較低，變形抗力大，限制了焊核內(nèi)金屬向周邊運(yùn)動(dòng)。由于焊縫表層金屬溫度高，變形抗力較低，則焊核區(qū)金屬開始向上遷移并擠壓周邊金屬移動(dòng)。到達(dá)軸肩區(qū)附近時(shí)，受到軸肩頂鍛作用而不再繼續(xù)向上遷移。當(dāng)焊縫表層溫度過大時(shí)，向上遷移的塑化金屬可能會(huì)沿著軸肩邊緣向外遷移而形成大量的飛邊，導(dǎo)致軸肩區(qū)下方空隙沒有足夠的金屬填充，無法被壓實(shí)，最終形成帶有許多孔洞的“疏松區(qū)”(位于軸肩區(qū)和焊核區(qū)之間，內(nèi)部存在大量的微小孔洞)。

而前進(jìn)側(cè)焊核區(qū)與熱力影響區(qū)的分界線更明顯主要與焊接過程中前進(jìn)側(cè)和返回側(cè)的金屬塑性流動(dòng)狀態(tài)有關(guān)。在前進(jìn)側(cè)，母材的塑性變形方向與焊接方向一致；而在返回側(cè)，母材塑性變形方向與焊接方向相反。隨著攪拌頭向前移動(dòng)，前進(jìn)側(cè)的塑化金屬逆時(shí)針地被擠壓至攪拌針后方空腔中，而返回側(cè)的塑化金屬隨著攪拌頭外表面順時(shí)針地流向后方[19-20]。因此，前進(jìn)側(cè)的焊縫塑化金屬塑性流動(dòng)方向與母材金屬流動(dòng)方向相反，兩者之間的相對(duì)變形差很大；而返回側(cè)的金屬塑性流動(dòng)方向與母材金屬流動(dòng)方向相同，母材金屬與焊縫金屬幾乎平滑地過渡在一起。

通過對(duì)比圖2發(fā)現(xiàn)，圖2(a)、2(b)及2(d)中有明顯的疏松缺陷，而圖2(c)中沒有。同時(shí)發(fā)現(xiàn)，不同的旋轉(zhuǎn)速度下焊接獲得的焊縫中的疏松區(qū)和焊核區(qū)尺寸相差較明顯，隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度從235 r/min增加至375 r/min時(shí)，焊縫中的疏松區(qū)尺寸逐漸減小至消失，焊核區(qū)面積逐漸增大。而繼續(xù)增加旋轉(zhuǎn)速度至475 r/min時(shí)，疏松區(qū)反而再次出現(xiàn)，且疏松區(qū)內(nèi)部孔洞尺寸更大。為了定量描述攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度對(duì)焊縫成形的影響程度，對(duì)焊縫疏松區(qū)和焊核區(qū)面積進(jìn)行了精確測量，如圖3所示。其中，圖3中黑色方柱表示焊縫焊核面積大小，白色方柱則表示焊縫疏松區(qū)的面積大小。由圖3可見，隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度的增加，焊縫中的焊核區(qū)面積呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，而疏松區(qū)面積則呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢。當(dāng)采用375 r/min的旋轉(zhuǎn)速度焊接時(shí)，焊縫中的焊核面積最大，且焊縫中沒有疏松孔洞出現(xiàn)。

圖3 旋轉(zhuǎn)速度對(duì)焊縫焊核區(qū)和疏松區(qū)面積的影響Fig.3 Effect of rotation speed on areas of nugget zone and loose zone in weld

圖4 “抽吸-擠壓”理論模型示意圖[11]Fig.4 Schematic of “sucking-extruding” theory model[11]

“抽吸-擠壓”理論認(rèn)為[18]，攪拌摩擦焊接過程中，由于瞬時(shí)空腔對(duì)塑化金屬朝焊縫中心的抽吸作用和擠壓區(qū)往外對(duì)塑化金屬的擠壓作用，使得高溫塑化金屬沿?cái)嚢栳槺砻嫘纬蓜×业穆菪w移，如圖4所示[11]。因此，單位時(shí)間內(nèi)被“抽吸”進(jìn)來的塑化金屬量大小將直接決定著焊縫成形形貌。當(dāng)攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度從235 r/min增加至375 r/min時(shí)，單位時(shí)間內(nèi)被抽吸進(jìn)來的塑化金屬量隨之增多，向下遷移的金屬量逐漸增大，導(dǎo)致焊核內(nèi)金屬增多。而且，焊核內(nèi)金屬擠壓周邊金屬向上遷移的程度明顯增大，并最終與軸肩區(qū)相遇、結(jié)合而形成致密焊縫，導(dǎo)致焊縫上部疏松區(qū)消失，如圖2(c)所示。然而，采用過大的旋轉(zhuǎn)速度焊接時(shí)，一方面，單位時(shí)間內(nèi)沿螺紋表面向下遷移的金屬增多；但另一方面，易導(dǎo)致焊縫表面金屬溫度過高，變形抗力太小。而攪拌針兩側(cè)金屬阻抗力較大，部分向上遷移至軸肩區(qū)附近的金屬由于受到的擠壓力有限，而沿著軸肩邊緣向外溢出，導(dǎo)致空腔內(nèi)沒有足夠的塑化金屬填充，使得焊縫再次出現(xiàn)疏松孔洞，如圖2(d)所示。

2.2 焊接速度對(duì)焊縫成形的影響

攪拌摩擦焊接過程中，焊接速度影響單位長度內(nèi)焊縫熱輸入大小，因此其對(duì)焊縫成形起著決定性作用。圖5為在相同旋轉(zhuǎn)速度、不同焊接速度時(shí)獲得的焊縫橫截面形貌。由圖可見，減小焊接速度，焊縫中疏松缺陷逐漸減小至消失，如圖5(c)所示。然而，焊接速度太小時(shí)，疏松區(qū)再次出現(xiàn)，其面積反而越來越大，如圖5(a)所示。

為了定量描述焊接速度的變化對(duì)焊縫成形的影響，對(duì)焊縫中的疏松區(qū)和焊核區(qū)面積進(jìn)行了精確測量，如圖6所示。當(dāng)焊接速度從47.5 mm/min降低至23.5 mm/min時(shí)，焊縫中的焊核區(qū)面積先增大后減小，而疏松區(qū)面積變化趨勢則相反。當(dāng)焊接速度為37.5 mm/min時(shí)，焊縫中無疏松缺陷，焊核面積最大。

攪拌摩擦焊接過程中，適當(dāng)減小焊接速度可增大焊縫單位長度內(nèi)的熱輸入量[21]，改善焊縫中金屬的塑化程度，有利于焊縫中塑性金屬流動(dòng)。一方面，當(dāng)焊接速度從47.5 mm/min降低至37.5 mm/min時(shí)，焊縫的熱輸入增加，焊縫中金屬流動(dòng)性得到改善，充分填充攪拌針后方的空腔，得到較致密的焊縫，如圖5(c)所示。但另一方面，當(dāng)焊接速度降至23.5 mm/min時(shí)，焊接速度太小，焊縫單位長度內(nèi)的熱輸入過大，易導(dǎo)致焊縫表面溫度過高，對(duì)塑化金屬的阻抗力降低，而焊縫底部周圍的冷金屬的變形抗力依然很大，導(dǎo)致焊核內(nèi)塑化金屬開始向上遷移，并可能沿著攪拌頭軸肩邊緣遷移而往外溢出，形成大量的飛邊。焊縫軸肩區(qū)下方的空隙沒有足夠的金屬填充和壓實(shí)，最終導(dǎo)致焊縫此區(qū)域再次出現(xiàn)疏松孔洞，如圖5(a)所示。

圖5 不同焊接速度下獲得的焊縫橫截面形貌Fig.5 Cross-section morphologies of welds produced with different welding speeds

圖6 焊接速度對(duì)焊縫焊核區(qū)和疏松區(qū)面積的影響Fig.6 Effect of welding speed on areas of nugget zone and loose zone in weld

2.3 焊縫不同區(qū)域金屬流動(dòng)特征

由上述焊縫形貌可以發(fā)現(xiàn)，與采用傳統(tǒng)圓錐形攪拌頭焊接時(shí)獲得的焊縫形貌相比，采用三角平面圓錐形攪拌頭焊接時(shí)，焊縫中心區(qū)出現(xiàn)了幾個(gè)新的物理現(xiàn)象，如圖7所示。其中，圖7(a)為焊縫返回側(cè)的熱力影響區(qū)與焊核區(qū)交界處的放大圖，可以發(fā)現(xiàn)塑性金屬并沒有往下遷移，而是沿著攪拌針做水平的圓周運(yùn)動(dòng)。圖7(b)為焊縫焊核區(qū)放大圖，焊核區(qū)并不只存在一個(gè)洋蔥環(huán)結(jié)構(gòu)，而是由多個(gè)洋蔥環(huán)相互疊加組成。圖7(c)為焊縫軸肩區(qū)下方的疏松區(qū)放大圖，發(fā)現(xiàn)不同的焊縫中的疏松區(qū)及其內(nèi)部的孔洞尺寸各不相同。圖7(d)為焊縫底部的焊核區(qū)局部圖。而出現(xiàn)這些新現(xiàn)象的原因可能與攪拌針表面的三平面有關(guān)，焊接過程中，可能改變焊縫塑化金屬的流動(dòng)方式。

圖7 焊縫不同特征區(qū)放大圖Fig.7 Magnifications of different regions in weld

由“抽吸-擠壓”理論可知，采用帶左螺紋的圓錐形攪拌頭焊接時(shí)，當(dāng)攪拌頭瞬時(shí)旋轉(zhuǎn)引起塑化金屬沿螺紋表面軸向流動(dòng)時(shí)，必存在一入口端和一出口端。在入口端，會(huì)形成一瞬時(shí)空腔，周圍塑化金屬將被吸向此空腔，形成“抽吸效應(yīng)”；在出口端，塑化金屬將改變流向并擠壓周邊金屬，形成“擠壓效應(yīng)”；正是由于空腔對(duì)塑化金屬朝焊縫中心的抽吸作用和擠壓區(qū)對(duì)塑化金屬的擠壓作用，使高溫塑化金屬沿?cái)嚢栳樰S向方向形成劇烈的遷移運(yùn)動(dòng)。所以，焊縫中的塑化金屬主要是沿著攪拌針表面螺紋向下做螺旋遷移運(yùn)動(dòng)，塑化金屬最終在焊縫下部匯聚形成焊核區(qū)，且焊核中只出現(xiàn)單個(gè)洋蔥環(huán)結(jié)構(gòu)[18,22]。然而，當(dāng)攪拌針表面存在3個(gè)平面時(shí)，焊接過程中，沿焊縫水平方向上會(huì)同時(shí)出現(xiàn)多個(gè)“瞬時(shí)空腔”，而空腔內(nèi)的壓力較小，大量的塑化金屬被吸進(jìn)三平面導(dǎo)致的空腔中，而新的剪切的塑化金屬將迅速進(jìn)入空腔中并擠壓先前的塑化金屬，以取代舊金屬的位置。如此過程重復(fù)進(jìn)行，致使大量的塑化金屬會(huì)沿著攪拌針做類似水平的圓周運(yùn)動(dòng)。并最終遷移至攪拌針后方的空隙中，同時(shí)產(chǎn)生多個(gè)球形的金屬球。由于各金屬球的遷移速度不同，導(dǎo)致它們之間相互摩擦、疊加并發(fā)生冶金結(jié)合，從焊縫橫截面上觀察顯示為多個(gè)洋蔥環(huán)結(jié)構(gòu)。即增強(qiáng)了焊縫水平方向上的“抽吸-擠壓”效應(yīng)，焊縫中的大部分塑化金屬將會(huì)以圍繞著攪拌針表面做水平方向上的圓周運(yùn)動(dòng)為主，部分塑化金屬沿著攪拌針表面螺紋做向下螺旋遷移為輔的運(yùn)動(dòng)，并最終填滿攪拌針后方的空隙而形成擁有多個(gè)洋蔥環(huán)結(jié)構(gòu)的焊縫。

為了更好地理解焊縫塑化金屬遷移方式，將焊接過程中金屬流動(dòng)簡化為圖8中物理模型，可更直觀地觀察焊接過程中塑化金屬的流動(dòng)行為。采用三角平面圓錐形攪拌頭焊接時(shí)，焊縫塑化金屬主要是以圍繞攪拌針表面做圓周運(yùn)動(dòng)為主，部分塑化金屬向下做螺旋遷移為輔的復(fù)雜運(yùn)動(dòng)。

圖8 塑化金屬軸向遷移物理模型Fig.8 Physical model of metal flow in axis direction

3 結(jié) 論

1) 焊接工藝參數(shù)顯著影響焊縫的成形質(zhì)量。適當(dāng)增加攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度或降低焊接速度，有利于增加焊縫塑化金屬遷移量及改善其流動(dòng)性，減少焊縫中疏松孔洞缺陷；但旋轉(zhuǎn)速度過高或焊接速度太低，反而不利于塑化金屬遷移，致使焊縫疏松缺陷再次出現(xiàn)。

2) 采用三角平面攪拌頭焊接時(shí)，焊縫中出現(xiàn)金屬沿水平運(yùn)動(dòng)、焊核中包含多個(gè)洋蔥環(huán)結(jié)構(gòu)等新的物理現(xiàn)象，而這可能與焊縫金屬流動(dòng)方式的改變有關(guān)。

3) 攪拌針表面三平面的存在導(dǎo)致焊接時(shí)焊縫中出現(xiàn)了“瞬時(shí)空腔”，大量塑化金屬被抽吸進(jìn)空腔中圍繞攪拌針表面做圓周運(yùn)動(dòng)是導(dǎo)致焊縫中出現(xiàn)多個(gè)洋蔥環(huán)的主要原因。通過簡易的物理模型，可以更直觀地反映出塑化金屬的流動(dòng)形態(tài)。

[1] MAO Y Q, KE L M, LIU F C, et al. Effect of tool pin eccentricity on microstructure and mechanical properties in friction stir welded 7075 aluminum alloy thick plate[J]. Materials and Design, 2014, 62: 334-343.

[2] CABIBBO M, FORCELLESE A, SIMONCINI M, et al. Effect of welding motion and pre-/post-annealing of friction stir welded AA5754 joints[J]. Materials and Design, 2016, 93: 146-159.

[3] LIU X C, WU C S. Material flow in ultrasonic vibration enhanced friction stir welding[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2015, 225: 32-44.

[4] HU Z L, WANG X S, PANG Q, et al. The effect of postprocessing on tensile property and microstructure evolution of friction stir welding aluminum alloy joint[J]. Materials Characterization, 2015, 99: 180-187.

[5] DORBANE A, MANSOOR B, AYOUB G, et al. Mechanical, microstructural and fracture properties of dissimilar welds produced by friction stir welding of AZ31B and Al6061[J]. Materials Science and Engineering A, 2016, 651: 720-733.

[6] MIRONOV S, ONUMA T, SATO Y S, et al. Microstructure evolution during friction-stir welding of AZ31 magnesium alloy[J]. Acta Materialia, 2015, 100: 301-312.

[7] MIRONOV S, MASAKI K, SATO Y S, et al. Relation between material flow and abnormal grain growth in friction-stir welds[J]. Scripta Materialia, 2012, 67: 983-986.

[8] QIAN J W, LI J L, SUN F, et al. An analytical model to optimize rotation speed and travel speed of friction stir welding for defect-free joints[J]. Scripta Materialia, 2013, 68(3-4): 175-178.

[9] SHARMA C, DWIVEDI D K, KUMAR P. Effect of welding parameters on microstructure and mechanical properties of friction stir welded joints of AA7039 aluminum alloy[J]. Materials and Design, 2012, 36: 379-390.

[10] 李寶華, 唐眾民, 鄢江武, 等. 5A06鋁合金厚板攪拌摩擦焊工藝研究[J]. 熱加工工藝, 2011, 40(11): 152-154.

LI B H, TANG Z M, YAN J W, et al. Research on friction stir welding parameters of thick 5A06 aluminum alloy[J]. Hot Working Technology, 2011, 40(11): 152-154 (in Chinese).

[11] XU W F, LIU J H, LUAN G H, et al. Temperature evolution, microstructure and mechanical properties of friction stir welded thick 2219-O aluminum alloy joints[J]. Materials and Design, 2009, 30(6): 1886-1893.

[12] CANADAY C T, MOORE MATTHEW A, TANG W, et al. Through thickness property variations in a thick plate AA7050 friction stir welded joint[J]. Materials Science and Engineering A, 2013, 559: 678-682.

[13] MAO Y Q, KE L M, LIU F C, et al. Investigations on temperature distribution, microstructure evolution, and property variations along thickness in friction stir welded joints for thick AA7075-T6 plates[J/OL]. International Journal of Advanced Manufacturing Technology, (2015-12-03)[2016-01-07]. http://link.springer.com/article/10.1007/s00170-015-8182-z/doi/10.1007/s00170-015-8182-z.

[14] 柯黎明, 潘際鑾, 邢麗, 等. 攪拌針形狀對(duì)攪拌摩擦焊焊縫截面形貌的影響[J]. 焊接學(xué)報(bào), 2007, 28(5): 16-20.

KE L M, PAN J L, XING L, et al. Influence of pin shape on weld transverse morphology in friction stir welding[J]. Transaction of the China Welding Institution, 2007, 28(5): 16-20 (in Chinese).

[15] LIN Y C, LIU J J, CHEN J N. Material flow tracking for various tool geometries during the friction stir spot welding process[J]. Journal of Materials Engineering and Performance, 2013, 22(13): 3674-3683.

[16] JI S D, JIN Y Y, YUE Y M, et al. Effect of temperature on material transfer behavior at different stages of friction stir welded 7075-T6 aluminum alloy[J]. Journal of Materials Science and Technology, 2013, 29(10): 955-960.

[17] MIDLING O T, OOSTERKAMP L D, BERSAAS J. Friction stir welding aluminum-process and applications[C]//Proceedings of INALCO-7, 2004: 161-169.

[18] 柯黎明, 潘際鑾, 邢麗, 等. 攪拌摩擦焊焊縫金屬塑性流動(dòng)的抽吸-擠壓理論[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2009, 45(4): 89-94.

KE L M, PAN J L, XING L, et al. Sucking-extruding theory for the material flow in friction stir welds[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2009, 45(4): 89-94 (in Chinese).

[19] PRANGNELL P B, HEASON C P. Grain structure formation during friction stir welding observed by the ‘stop action technique’[J]. Acta Materialia, 2005, 53(11): 3179-3192.

[20] MICHAEL B P, THOMAS G H, JOHN A B, et al. Residual stress measurements in a thick, dissimilar aluminum alloy friction stir weld[J]. Acta Materialia, 2006, 54(15): 4013-4021.

[21] RAJAKUMAR S, MURALIDHARAN C, BALASUBRAMANIAN V. Influence of friction stir welding process and tool parameters on strength properties of AA7075-T6 aluminum alloy joints[J]. Materials and Design, 2011, 32(2): 535-549.

[22] CHEN Z W, CUI S. On the forming mechanism of banded structures in aluminium alloy friction stir welds[J]. Scripta Materialia, 2008, 58(5): 417-420.

毛育青男， 博士研究生。主要研究方向： 先進(jìn)連接技術(shù)， 攪拌摩擦焊， 金屬基復(fù)合材料制備。

E-mail: maoyuqing-8888@163.com

柯黎明男， 博士， 教授， 博士生導(dǎo)師。主要研究方向： 先進(jìn)連接技術(shù)， 攪拌摩擦焊， 釬焊， 擴(kuò)散焊及金屬基復(fù)合材料制備。

Tel.： 0791-83863015

E-mail: liming_ke@126.com

劉奮成男， 博士， 副教授。主要研究方向： 激光增材制造(3D打印)， 釬焊。

Tel.： 0791-83863028

E-mail: fencheng999@163.com

陳玉華男， 博士， 教授。主要研究方向： 激光焊， 攪拌摩擦焊。

Tel.： 0791-83863023

E-mail: ch.yu.hu@163.com

*Correspondingauthor.Tel.：0791-83863015E-mail:liming_ke@126.com

WeldformationandmaterialflowbehaviorinFSWthickaluminumalloyplates

MAOYuqing1,2,KELiming1,2,*,LIUFencheng1,CHENYuhua1

1.NationalDefenceKeyDisciplineLaboratoryofLightAlloyProcessingScienceandTechnology,NanchangHangkongUniversity,Nanchang330063,China2.StateKeyLaboratoryofSolidificationProcessing,NorthwesternPolytechnicalUniversity,Xi’an710072,China

7075-T6aluminumalloysofathicknessof20mmarefrictionstirweldedusingataperedpinwiththreeflats,andtheeffectofprocessparametersonweldformationandlocalflowcharacteristicareinvestigated.Withtheincreaseoftherotationspeed,theareaofnuggetincreasesduetotheincreaseoftheamountofplasticmetalmigrationinunittime,andtheareaofloosezonedecreasesandevendisappears.Whentherotationspeedistoohigh,theloosedefectemergesagain.Decreasingtheweldingspeedappropriatelycanimprovetheweldqualitybyincreasingtheheatinputinunitlength,andthedefectisgone.Alowerweldingspeedcausesabiggerloosezoneandmanyinternalvoidsbecauseofmoreheatinput.Intheweldingunderappropriateparameters,moreplasticmaterialshorizontallymigratearoundtherotarypinwiththeappearanceofthetemporarycavity,andthe“sucking-extruding”effectalongthehorizontaldirectioncanthusbeenhanced,improvingtheflowabilityandeliminatingtheinternaldefects.

frictionstirwelding;processparameters;aluminumalloy7075;weldquality;plasticflow

2016-01-11；Revised2016-01-27；Accepted2016-03-02；Publishedonline2016-03-111610

URL：www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20160311.1610.004.html

s：NationalNaturalScienceFoundationofChina(51265043,51265042);LandedPlanofScienceandTechnologyinCollegesandUniversitiesofJiangxiProvince(KGLD13055,KJLD12074)

2016-01-11；退修日期2016-01-27；錄用日期2016-03-02； < class="emphasis_bold">網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間

時(shí)間：2016-03-111610

www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20160311.1610.004.html

國家自然科學(xué)基金 (51265043,51265042); 江西省高等學(xué)?？萍悸涞赜?jì)劃 (KJLD13055,KJLD12074)

*

.Tel.：0791-83863015E-mailliming_ke@126.com

毛育青， 柯黎明， 劉奮成， 等． 鋁合金厚板FSW焊縫成形及金屬流動(dòng)行為分析J． 航空學(xué)報(bào),2016,37(11):3546-3553.MAOYQ,KELM,LIUFC,etal.WeldformationandmaterialflowbehaviorinFSWthickaluminumalloyplatesJ.ActaAeronauticaetAstronauticaSinica,2016,37(11):3546-3553.

http://hkxb.buaa.edu.cnhkxb@buaa.edu.cn

10.7527/S1000-6893.2016.0061

V252.2

A

1000-6893(2016)11-3546-08