郝云飛 侯 明 韓忠?guī)?顏 旭 蔣金龍

（首都航天機械有限公司，北京 100076）

文 摘 以運載火箭助推器貯箱廣泛應(yīng)用的4 mm 厚2219 薄板鋁合金為焊接對象，研制了浮動式雙軸肩攪拌頭，分析了內(nèi)部塑性金屬流動模式及特點，并推測出需匹配較低焊接熱輸入才能獲得優(yōu)質(zhì)焊縫。工藝探索及優(yōu)化試驗結(jié)果直接驗證了焊縫內(nèi)部塑性金屬流動模式及推測。接頭宏觀組織形貌分析結(jié)果顯示：不同焊接速度下的焊縫橫截面宏觀形貌都可以觀察洋蔥環(huán)特征，且隨著焊接速度提高，洋蔥環(huán)特征越發(fā)增多，并從靠近前進側(cè)的焊核區(qū)逐漸向后退側(cè)孕育發(fā)展，這也有效驗證了薄板鋁合金雙軸肩攪拌頭的設(shè)計思路。薄板鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭橫截面顯微硬度分布均呈“U”型，接頭顯微硬度最低點位于焊核區(qū)與后退側(cè)熱機影響區(qū)的交界處。接頭力學性能測試結(jié)果顯示：隨著焊接速度逐漸升高，接頭抗拉強度逐漸升高，且當焊接速度達到350 mm/min 時，接頭抗拉強度達到最高值。鋁合金浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接頭延伸率整體較高，焊接速度對其影響不大。鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭正、背彎均可以達到180°無裂紋?；诹⑹娇v縫攪拌摩擦焊系統(tǒng)成功實現(xiàn)了2 m 長試片的浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊，累計焊接長度達到60 m，且雙軸肩攪拌頭完整，未發(fā)現(xiàn)裂紋、扭曲或其他損傷。

0 引言

我國航天領(lǐng)域從2000年左右開始關(guān)注攪拌摩擦焊這一新型固相焊接技術(shù)，經(jīng)過近15年發(fā)展，實現(xiàn)了以運載火箭貯箱為代表的典型鋁合金結(jié)構(gòu)件的全攪拌摩擦焊接［1-2］。目前該技術(shù)已規(guī)?；茝V應(yīng)用至我國現(xiàn)役系列新一代運載火箭的鋁合金貯箱制造中。在充分享用攪拌摩擦焊技術(shù)帶來的高質(zhì)量、高性能、高效率等技術(shù)優(yōu)勢的過程中，其固有的“根部弱結(jié)合缺陷難以徹底消除”、“對工裝夾具要求高”等問題也逐漸暴露出來［3-6］，為此國內(nèi)逐步開始了具備“自支撐、全焊透”特點的雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)研發(fā)工作。雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)采用的攪拌頭大致可分為三類，即固定式、自適應(yīng)式、浮動式（圖1）。上述三類攪拌頭的特點如下：

（1）固定式指的是焊接過程中攪拌頭上、下軸肩間的距離不可調(diào)節(jié)。該類攪拌頭在常規(guī)攪拌設(shè)備上即可使用，主要用于基礎(chǔ)工藝試驗，但實際工程應(yīng)用能力較差，主要表現(xiàn)為對待焊零件裝配型面的變化無法適應(yīng)，軸向受力較大、易折斷；

（2）自適應(yīng)式的下軸肩與攪拌針一體化連接，上、下軸肩由2 個獨立的主軸控制，且兩者之間距離根據(jù)工件情況通過壓力方式自主調(diào)節(jié)，主要用于封閉類環(huán)縫的焊接，但該類攪拌頭對設(shè)備功能要求高，系統(tǒng)復(fù)雜、價格昂貴，且焊接工藝復(fù)雜。目前該類攪拌頭在美國NASA應(yīng)用最為普遍；

（3）浮動式是英國TWI 在固定式雙軸肩攪拌頭基礎(chǔ)上發(fā)展起來的［7-8］，通過增加浮動式功能設(shè)計，使得焊接過程中軸向力幾乎為零，且需控制的焊接參數(shù)非常少，更為重要的是該類攪拌頭在應(yīng)用最為普遍的常規(guī)攪拌摩擦焊設(shè)備上即可使用。

鑒于我國航天領(lǐng)域大多數(shù)攪拌摩擦焊設(shè)備都屬于常規(guī)攪拌摩擦焊設(shè)備，從功能上滿足不了自適應(yīng)式需求，但為了加快雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)研發(fā)和在我國航天領(lǐng)域的工程化應(yīng)用步伐，開發(fā)浮動式雙軸肩攪拌頭及相關(guān)工藝是一種非常理想的選擇。基于此，本文以航天領(lǐng)域運載火箭助推器貯箱中廣泛應(yīng)用的4 mm厚2219C10S薄板鋁合金為研究對象，自主開發(fā)了浮動式雙軸肩頭，并進行相應(yīng)的工藝優(yōu)化試驗、性能測試及長試片驗證等工作。

圖1 雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)采用的三類焊接工具Fig.1 Three types of welding tools used for self-reacting friction stir welding

1 焊接工具設(shè)計及試驗方法

1.1 浮動式雙軸肩攪拌頭設(shè)計

浮動式雙軸肩攪拌頭總體設(shè)計如圖2（a）所示，主要導向套、導向鍵和固定式雙軸肩攪拌頭組成，其主要特點有以下幾方面。

（1）浮動式功能設(shè)計

導向套為中空結(jié)構(gòu)［圖2（b）］，與固定式雙軸肩攪拌頭為光滑圓柱面配合。導向套、固定式雙軸肩攪拌頭上分別對稱設(shè)計有2個鍵槽，兩者配合安裝后通過導向鍵約束其環(huán)向自由度。實際使用中固定式攪拌頭的旋轉(zhuǎn)扭矩通過設(shè)備主軸、導向套、導向鍵傳遞，同時固定式雙軸肩攪拌頭可以沿導向套的鍵槽在軸向一定范圍內(nèi)運動，進而可以適應(yīng)待焊零件實際裝配型面與理論型面的差異。通常將導向鍵置于導向套鍵槽的軸向中間位置，這樣焊接時浮動空間最大，同時使得雙軸肩攪拌頭的軸向受力幾乎為零。

（2）固定式雙軸肩攪拌頭設(shè)計

固定式雙軸肩攪拌頭同樣由上、下軸肩與連接二者的攪拌針組成。在攪拌頭旋轉(zhuǎn)過程中上、下軸肩的端面特征必須能夠使焊縫表面塑性金屬沿徑向向焊縫中心運動，為此在軸肩端面設(shè)計了對稱分布的雙阿基米德螺旋線結(jié)構(gòu)。在實際焊接中，無論是試片還是產(chǎn)品的焊接區(qū)厚度均是有波動的，為此本項目中將軸肩端面從傳統(tǒng)平面結(jié)構(gòu)優(yōu)化為凸球面結(jié)構(gòu)［圖3（a）、3（b）］，可顯著增加焊接過程中軸肩下壓量的適應(yīng)性，且對焊縫的鍛壓力優(yōu)于平面結(jié)構(gòu)［4］。對于4 mm 雙軸肩攪拌針來講，與工件相互作用的攪拌針有效長度非常短，理論上設(shè)置正、反螺紋結(jié)構(gòu)的意義不大，且易折斷，為此4 mm 攪拌針的結(jié)構(gòu)為在圓柱面基礎(chǔ)上開設(shè)3個平面［圖3（c）］，此結(jié)構(gòu)主要用于驅(qū)動焊縫內(nèi)部塑性金屬環(huán)向流動，對內(nèi)部塑性金屬的軸向流動作用不大。由于板材比較薄，來自上下軸肩的鍛壓力可以有效驅(qū)動內(nèi)部塑性金屬沿軸向向焊縫中心運動。但是這種結(jié)構(gòu)設(shè)計僅僅適用于薄板，隨著板材厚度的增加，這種能力逐漸減弱，必須有相關(guān)的結(jié)構(gòu)特征輔助才可以驅(qū)動焊縫內(nèi)部的軸向流動場。

圖2 浮動式雙軸肩攪拌頭總體設(shè)計圖Fig.2 Schematic diagram for the floating bobbin tool

圖3 4 mm雙軸肩攪拌頭各組成部分的結(jié)構(gòu)設(shè)計Fig.3 Structural design of each component of the 4 mm floating bobbin tool

1.2 試驗方法

所用材料為2219C10S 高強鋁合金板材（σb=440 MPa，δ=15%），試樣尺寸規(guī)格為600 mm×150 mm×4 mm。浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接試驗在首都航天機械有限公司自主研制的專用攪拌摩擦焊設(shè)備上進行，焊接形式為沿平板試樣長度方向進行平板對接。平板試片背部沒有剛性支撐墊板（圖4），是一種“懸空”狀態(tài)的攪拌摩擦焊接。焊接過程中依靠上、下軸肩、攪拌針和未塑化基體之間形成的封閉擠壓模完成焊接。由于導向套與固定式雙軸肩攪拌頭之間的浮動式功能設(shè)計，導致焊接過程中幾乎不存在軸向頂鍛力，焊接過程中固定式雙軸肩攪拌頭主要承受焊接扭矩、前進抗力［9-10］。

以焊縫表面成型和內(nèi)部質(zhì)量為評判標準，調(diào)節(jié)攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度和焊接速度，確定出有效的4 mm 的2219C10S鋁合金浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接工藝參數(shù)范圍。在此基礎(chǔ)上，采用每組優(yōu)化參數(shù)制備1塊焊接試片，從每塊試片上截取1個金相試樣，用混合酸（1mL HF+1.5mL HCl+2.5 mL HNO3+95mL H2O）溶液對拋光后的試樣進行腐蝕，進行金相組織分析和顯微硬度測試。從每塊試樣上按GB/T 2651—2008分別取6個拉伸子樣，在MTS-810電子拉伸試驗機上進行拉伸試驗，測試接頭拉伸力學性能。對拉伸斷裂后的子樣進行金相觀察，分析斷裂位置。從每塊試樣上各取3個子樣用于正彎測試，3個子樣用于背彎測試，具體按照GB/T2653—2008進行彎曲性能測試，彎芯直徑為16 mm，跨距為27 mm。如圖4所示。

圖4 4 mm厚2219C10S鋁合金浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接Fig.4 Floating bobbin friction stir welding for the 2219 aluminum alloy with 4 mm thickness

2 結(jié)果與討論

2.1 鋁合金浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊工藝優(yōu)化

基于雙軸肩攪拌頭結(jié)構(gòu)設(shè)計，4 mm 厚鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊縫的橫截面塑性金屬流動模式可簡化為如圖5所示的模型［4］。

圖5 4 mm厚鋁合金焊縫橫截面塑性金屬流動模式Fig.5 Cross-sectional plastic metal flow for the aluminum alloy welds with 4 mm thickness

由于上、下軸肩有雙阿基米德螺旋線結(jié)構(gòu)特征，因此焊縫表面塑性金屬沿徑向向焊縫中心運動（v1）的驅(qū)動力非常強；但雙軸肩攪拌針上并無螺紋特征，這使得焊縫上、下表面的塑性金屬沿軸向向焊縫中心運動（v2）的驅(qū)動力（塑性金屬軸向運動的驅(qū)動力主要來自于軸肩的鍛壓力）比較小。焊縫內(nèi)部徑向流動場與軸向流動場的驅(qū)動力差異，易導致內(nèi)部塑性金屬流動在焊縫淺表層形成堆積，尤其是在大熱輸入條件下。攪拌針的無螺紋特征在驅(qū)動焊縫內(nèi)部塑性金屬圍繞攪拌針從前進側(cè)運動至后退側(cè)的能力同樣較弱，尤其是大熱輸入條件下焊縫前進側(cè)、后退側(cè)的塑性金屬流動梯度差異大，易在焊縫后退側(cè)形成塑性金屬堆積（或稱之為淤積）。焊接過程中的上/下軸肩、攪拌針均產(chǎn)熱，這使得薄板厚度方向上的溫度梯度非常小。因此可以判斷，4 mm 鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接對焊接熱輸入非常敏感，一旦焊接熱輸入過大，塑性金屬在焊縫后退側(cè)的上、下表層勢必形成堆積現(xiàn)象（圖5中的紅色圓圈區(qū)域），并以大飛邊方式溢出封閉擠壓模，破壞封閉擠壓模的完整性，進而難以獲得成型美觀的雙軸肩攪拌摩擦焊縫。因此4 mm 鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接時，需匹配較低攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度或較高焊接速度，才能達到成型美觀、性能優(yōu)良的雙軸肩攪拌摩擦焊縫。基于以上分析，設(shè)置了2組探索試驗，具體如下。

（1）第1 組探索試驗：焊接速度固定為300 mm/min，起始旋轉(zhuǎn)速度為300 r/min，起始焊接時出現(xiàn)焊縫切割現(xiàn)象，無法形成有效焊縫，尤其是大量塑性金屬從焊接封閉擠壓模內(nèi)溢出，并以過熱狀態(tài)堆積在焊縫正、反面后退側(cè)。當攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度下降至240～250 r/min 時，開始形成有效焊縫，焊縫魚鱗紋均勻、成型美觀、兩側(cè)幾乎無明顯飛邊，如圖6所示。

圖6 浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接探索試驗1Fig.6 Exploration test 1

（2）第2 組探索試驗：攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度固定為300 r/min，起始焊接速度設(shè)置為400 mm/min，起始焊接在150～200 mm 出現(xiàn)了嚴重焊縫切割現(xiàn)象，同樣表現(xiàn)為焊接熱輸入過大，直至焊接速度提高至520 mm/min，才逐步形成成型美觀的雙軸肩攪拌摩擦焊縫，如圖7所示。

圖7 浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接探索試驗2Fig.7 Exploration test 2

2組探索試驗的焊縫成型結(jié)果，有力地驗證了上述推測，即4 mm鋁合金浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接工藝對焊接熱輸入非常敏感，或者說對攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度非常敏感。當攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度為300 r/min時，焊接速度只有提高至520 mm/min才能形成有效焊縫，此時焊接前進抗力非常大，不利于薄板鋁合金攪拌針的穩(wěn)定使用；而當攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度降低至250 r/min時，在300 mm/min即可獲得有效焊縫，初步判斷250 r/min是一個適用于薄板鋁合金焊接的攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度參數(shù)。在攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度為250 r/min時，做了進一步的焊接速度摸索試驗，發(fā)現(xiàn)形成有效焊縫的焊接速度范圍非常寬泛（100～400 mm/min），如圖8所示。

圖8 兩種焊接速度的焊縫成型效果Fig.8 Welding appearance with two welding speed

當攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度固定為250 r/min，不同焊接速度下的雙軸肩攪拌摩擦焊縫表面成型效果如圖9所示。從圖中可以看出，100～400 mm/min范圍內(nèi)焊縫表面光滑平整，魚鱗紋均勻，但魚鱗紋間距及焊縫兩側(cè)飛邊受焊接速度影響較大。首先隨著焊接速度逐漸升高，表面魚鱗紋間距逐漸增大；再者當焊接速度較低時（例如100～150 mm/min），由于焊接熱輸入相對較大，焊縫兩側(cè)還是存在一定程度的飛邊，尤其是后退側(cè)，但當焊接速度升高至一定程度時（＞200 mm/min），焊縫兩側(cè)幾乎觀察不到飛邊現(xiàn)象。

圖9 不同焊接速度下的雙軸肩攪拌摩擦焊縫表面成型效果Fig.9 The surfaces of floating bobbin fswed weld different welding speed

2.2 不同焊接速度下的焊縫宏觀形貌

圖10是不同焊接速度下的浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊縫橫截面宏觀形貌，從圖中可以看出：

（1）與其他文獻中公布的雙軸肩攪拌摩擦焊縫類似，4 mm 浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊縫橫截面宏觀形貌同樣由母材區(qū)、熱影響區(qū)、熱機影響區(qū)、焊核區(qū)組成。前進側(cè)熱機影響區(qū)與焊核區(qū)過渡急劇，過渡界面呈明顯的拋物線輪廓，且隨著焊接速度的增加，拋物線輪廓越來越陡；而后退側(cè)熱機影響區(qū)與焊核區(qū)的過渡方式受焊接熱輸入的影響較大，熱輸入較高時，過渡界面平滑、模糊，隨著焊接熱輸入的逐漸降低，界面逐漸趨于清晰；

（2）隨著焊接速度逐漸提高，焊接熱輸入逐漸下降，導致封閉擠壓模內(nèi)的塑性金屬總量也在逐漸減少，因此焊核區(qū)有效寬度在逐漸下降；

（3）不同焊接速度下的焊縫橫截面宏觀形貌都可以觀察洋蔥環(huán)特征。隨著焊接速度增大，洋蔥環(huán)特征越發(fā)增多，且從靠近前進側(cè)的焊核區(qū)逐漸向后退側(cè)孕育發(fā)展。再者，焊核洋蔥環(huán)特征的分布間距也越來越大；

（4）焊縫橫截面的洋蔥環(huán)特征有效說明4 mm 鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊縫內(nèi)部塑性金屬存在顯著的徑向和軸向運動，這也有效驗證了4 mm 鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊工具的設(shè)計思路，即上下軸肩的阿基米德螺旋線結(jié)構(gòu)驅(qū)動焊縫表面塑性金屬徑向運動，軸向鍛壓力驅(qū)動軸向運動，攪拌針的“圓柱+3平面結(jié)構(gòu)”驅(qū)動環(huán)向運動。

圖10 不同焊接速度下雙軸肩攪拌摩擦焊縫橫截面宏觀形貌Fig.10 Cross-sectional macroscopic morphology of floating bobbin friction stir welds

2.3 浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接頭顯微硬度

對焊接速度在100～400 mm/min的浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接接頭的橫截面顯微硬度進行了測試，整理數(shù)據(jù)如圖11所示。從圖中可以觀察到：

（1）每個接頭的橫截面顯微硬度分布大致呈“U”形，整個接頭焊核區(qū)顯微硬度最低；從兩側(cè)熱機影響區(qū)與焊核區(qū)的分界點開始，隨著逐漸遠離焊縫中心，顯微硬度逐漸升高；在進入母材區(qū)域后，達到最高點；

（2）每個接頭前進側(cè)熱機影響區(qū)與焊核區(qū)的交界處的顯微硬度要高于后退側(cè)與焊核區(qū)的交界處；

（3）隨著焊接速度的逐漸升高，接頭焊核區(qū)、熱機影響區(qū)、熱影響區(qū)的顯微硬度均呈現(xiàn)出逐漸升高的趨勢。焊接速度對鋁合金浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接頭橫截面顯微硬度的影響趨勢，主要得益于隨著焊接速度的逐漸提高，焊接熱輸入逐漸下降，所經(jīng)歷焊接熱循環(huán)的峰值溫度及時間也在逐漸下降，進而接頭熱影響區(qū)、熱機影響區(qū)的晶粒粗化程度、強化相脫溶長大等現(xiàn)象均在逐漸減弱。

圖11 焊接速度對接頭顯微硬度的影響Fig.11 Influence of welding speed on the microhardness of the floating bobbin friction stir welding joints

2.4 接頭拉伸、斷裂位置及彎曲性能

圖12 為焊接速度對4 mm 厚2219C10S 鋁合金浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接頭拉伸性能的影響趨勢，從圖中可以看出：

（1）100～400 mm/min 內(nèi)的接頭抗拉強度均大于300 MPa，接頭延伸率均大于3.5%；

圖12 焊接速度對4 mm浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接頭拉伸性能的影響Fig.12 Influence of welding speed on tensile properties of floating bobbin friction stir welds

（2）焊接速度對薄板鋁合金接頭抗拉強度的影響更大，隨著焊接速度逐漸升高，接頭抗拉強度逐漸升高，當焊接速度達到350 mm/min時，接頭抗拉強度達到最高值，約為335 MPa；

（3）4 mm 厚鋁合金浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的延伸率整體比較高，當焊接速度為100 mm/min時，即可達到6.0%，隨著焊接速度的逐漸升高，當焊接速度達到300 mm/min 時，達到最高值（約為7.3%），之后略有下降。

100 mm/min、400 mm/min 焊接速度下的雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的宏觀拉伸斷裂位置如圖13（a）、13（b）所示，均斷裂于焊縫后退側(cè)。將斷裂試樣制成金相試樣［圖13（c）、13（d）］，可發(fā)現(xiàn)具體斷裂于后退側(cè)熱機影響區(qū)與焊核區(qū)的交界處，且呈斷裂面與拉伸方向呈典型的45°夾角，并且在斷裂位置附近較大范圍內(nèi)均表現(xiàn)出明顯的拉伸塑性變形。這與不同焊接速度下的接頭顯微硬度測試結(jié)果是相對應(yīng)的。對照顯微硬度分析結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)4 mm 厚2219鋁合金浮動式雙軸肩攪拌頭接頭后退側(cè)熱機影響區(qū)與焊核區(qū)的交界處的顯微硬度是整個焊接接頭硬度最低的區(qū)域，在外加載荷作用下勢必成為薄弱環(huán)節(jié)。

圖13 雙軸肩攪拌摩擦焊接頭宏觀及微觀拉伸斷裂位置Fig.13 Macroscopic and microscopic tensile fracture position

圖14為鋁合金浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊縫的正彎和背彎結(jié)果。試驗結(jié)果顯示：100～400 mm/min 焊接速度下所有正彎和背彎子樣均可以達到180°無裂紋。這也驗證了4 mm 厚的2219C10S 鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭具有很好的韌性，且塑性變形能力比較強。

圖14 4 mm的FBFSW接頭的典型正彎和背彎測試結(jié)果Fig.14 Typical positive and back bending test results

2.5 長試片浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接驗證

在基礎(chǔ)工藝試驗基礎(chǔ)上，基于首都航天機械有限公司的立式縱縫攪拌摩擦焊系統(tǒng)開展長試片浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接驗證工作（圖15），試片規(guī)格為2000 mm×150 mm×4 mm，焊接速度為400 mm/min、攪拌頭轉(zhuǎn)速為250 r/min。長試片驗證試驗結(jié)果顯示：2 m 長試片的焊縫成型良好，X 光和超聲相控陣均合格，且長試片上的取樣抗拉強度分布在330～340 MPa，延伸率分布在5.0%～7.0%。再者1 個4 mm浮動式雙軸肩攪拌頭累計焊接了30塊長試片，其累計使用壽命超過60 m。將雙軸肩攪拌頭拆卸后，用堿性溶液清洗，觀察到攪拌針表面完整，未發(fā)現(xiàn)裂紋、扭曲和其他損傷，表明4 mm 浮動式雙軸肩攪拌頭設(shè)計合理，有較強的使用性能。

圖15 在立式縱縫FSW系統(tǒng)上進行長試片焊接驗證Fig.15 Floating bobbin friction stir welding of long specimen on vertical longitudinal seam FSW system

3 結(jié)論

（1）研制了適用于4 mm 厚2219薄板鋁合金的浮動式雙軸肩攪拌頭，分析了其內(nèi)部塑性金屬流動模式及特點，推測出需匹配較低焊接熱輸入或較低的攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度才能獲得優(yōu)質(zhì)焊縫。工藝探索及優(yōu)化試驗結(jié)果直接驗證了焊縫內(nèi)部塑性金屬流動模式及推測。

（2）不同焊接速度下的焊縫橫截面宏觀形貌都可以觀察洋蔥環(huán)特征。隨著焊接速度提高，洋蔥環(huán)特征越發(fā)增多，并從靠近前進側(cè)的焊核區(qū)逐漸向后退側(cè)孕育發(fā)展，這也有效驗證了薄板鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊工具的設(shè)計思路。

（3）薄板鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭橫截面顯微硬度分布均呈“U”型，接頭顯微硬度最低點位于焊核區(qū)與后退側(cè)熱機影響區(qū)的交界處。隨著焊接速度逐漸升高，整個接頭各個區(qū)域顯微硬度均呈現(xiàn)出逐漸升高的趨勢。

（4）隨著焊接速度逐漸升高，接頭抗拉強度逐漸升高，且當焊接速度達到350 mm/min時，接頭抗拉強度達到最高值；鋁合金浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接頭延伸率整體較高，焊接速度對其影響不大。鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭正、背彎均可以達到180°無裂紋。

（5）基于立式縱縫攪拌摩擦焊系統(tǒng)成功實現(xiàn)了2 m長試片的浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接，累計焊接長度達到60 m，且雙軸肩攪拌頭表面完整，未發(fā)現(xiàn)裂紋、扭曲或其他損傷。