鄒陽帆，李文亞，褚強(qiáng)，蘇宇

(西北工業(yè)大學(xué),凝固技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,陜西省摩擦焊接工程技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安,710072)

0 序言

攪拌摩擦焊(FSW)作為一種先進(jìn)的固相連接技術(shù)，因不涉及被焊金屬的熔化，可有效解決鋁合金的焊接性難題，已被廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車、軌道交通等領(lǐng)域[1-3].但工件在常規(guī)FSW 過程中所受軸向力較大，因此對(duì)工件背部固定要求較高，需要精密的工裝夾具，極大地限制了FSW 在中空薄壁等結(jié)構(gòu)上的應(yīng)用.同時(shí)，由于攪拌頭自身結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，其焊接空間適應(yīng)性也受到一定限制，無法實(shí)現(xiàn)無支撐復(fù)雜空間曲面結(jié)構(gòu)的攪拌摩擦焊.而雙軸肩攪拌摩擦焊(BT-FSW)作為常規(guī)FSW 的一個(gè)變體，引入下軸肩來代替背部墊板，使FSW 技術(shù)成功應(yīng)用于中空及空間無支持薄壁結(jié)構(gòu)的焊接[4-5].此外，由于上下軸肩的對(duì)稱產(chǎn)熱，焊接接頭在厚度方向的溫度分布更加均勻，接頭組織也大大改善，從根本上消除了接頭根部缺陷.但BT-FSW 也有其缺點(diǎn)，比如熱輸入增加，在焊縫中間出現(xiàn)了匯流區(qū)，容易導(dǎo)致組織缺陷，因此需要研究其形成規(guī)律與抑制措施.

目前，關(guān)于BT-FSW 的研究主要集中在接頭宏觀成形、微觀組織演變、力學(xué)性能、材料流動(dòng)等方面，而關(guān)于焊接過程中材料流動(dòng)行為的研究主要有試驗(yàn)和數(shù)值模擬兩種方法.Chen 等人[6]使用銅箔作為標(biāo)記材料，試驗(yàn)研究了BT-FSW 過程中的材料流動(dòng)行為.除常規(guī)的材料示蹤技術(shù)之外，通過分析異質(zhì)接頭的宏/微觀組織形貌也可以獲得一定的接頭內(nèi)部材料流動(dòng)信息.Tamadon 等人[7]通過對(duì)多顏色橡皮泥層疊板進(jìn)行BT-FSW，直觀研究了BTFSW 過程中的材料流動(dòng)特性，但結(jié)果的準(zhǔn)確性并未得到充分驗(yàn)證.盡管材料示蹤技術(shù)已有效提升了人們對(duì)焊接過程中材料流動(dòng)行為的認(rèn)識(shí)，但試驗(yàn)方法仍存在諸多局限.數(shù)值模擬方法作為現(xiàn)代材料加工過程研究的重要手段之一，在FSW 過程材料流動(dòng)行為研究中具有巨大潛力.胡曉晴[8]使用Fluent 軟件研究了BT-FSW 過程水平方向上的材料流動(dòng)行為，得到了塑性材料流動(dòng)二維模型跡線隨時(shí)間變化規(guī)律.目前，有關(guān)BT-FSW 過程中塑性材料流動(dòng)行為的模擬研究尚處于起步階段[8-10]，相關(guān)細(xì)節(jié)尚未被完全闡明.課題組前期通過建立耦合歐拉-拉格朗日三維熱力耦合計(jì)算模型，對(duì)BT-FSW 的溫度場(chǎng)和塑性應(yīng)變場(chǎng)進(jìn)行了初步研究，并在模型中預(yù)設(shè)示蹤粒子，通過對(duì)粒子的運(yùn)動(dòng)軌跡追蹤，闡明了材料的流動(dòng)行為[11].而焊接工藝參數(shù)對(duì)BT-FSW 過程中的溫度場(chǎng)演變及材料流動(dòng)起著至關(guān)重要的作用，工藝參數(shù)直接決定了焊接接頭的質(zhì)量.

文中以4 mm 厚2219-T87 鋁合金為研究對(duì)象，通過固定上下軸肩間隙s為3.8 mm，攪拌頭轉(zhuǎn)速n為300 r/min，分析了不同焊接速度v下，BT-FSW 過程中的材料流動(dòng)行為、接頭組織和力學(xué)性能特征.

1 數(shù)值計(jì)算模型與試驗(yàn)方法

1.1 模型建立

選用ABAQUS 有限元分析軟件，基于耦合歐拉-拉格朗日法(CEL)建立了BT-FSW 三維熱力耦合模型.如圖1 所示，該模型由焊板、攪拌頭及歐拉空間三部分組成.其中，歐拉空間尺寸為180 mm ×100 mm × 6.4 mm，焊板尺寸為150 mm × 100 mm ×4 mm，焊板位于歐拉空間中心，為觀察前進(jìn)側(cè)/后退側(cè)材料流動(dòng)狀態(tài)的差異，對(duì)左右焊板分別進(jìn)行材料賦予(材料屬性相同)，如圖1a 所示.歐拉空間采用梯度網(wǎng)格劃分，近縫區(qū)網(wǎng)格尺寸為0.4 mm ×0.4 mm × 0.4 mm(圖1b).在實(shí)際焊接過程中，攪拌頭軸肩通常采用凸面加渦旋槽設(shè)計(jì).為降低建模難度且較為準(zhǔn)確地表達(dá)軸肩形貌在焊接過程中的作用，選擇保留軸肩渦旋狀特征，并將軸肩直徑設(shè)定為13 mm，其余尺寸均與試驗(yàn)用焊接工具一致.

圖1 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分Fig.1 Simulation model and meshing.(a) geometric model;(b) meshing near weld

與課題組前期研究中的建模過程相同，采用Johnson-Cook 材料模型，基于界面處的摩擦產(chǎn)熱和材料塑性變形產(chǎn)熱來計(jì)算焊接總產(chǎn)熱.忽略焊板與攪拌頭之間的接觸換熱，設(shè)定焊板與夾具和空氣之間的熱交換系數(shù)分別為500 W/(m2·℃)和35 W/(m2·℃).此外，采用對(duì)邊界進(jìn)行速度約束的方法模擬焊板表面位移邊界，包括上下表面、左右側(cè)面及前后側(cè)面三部分.

為直觀判斷焊接過程中的材料流動(dòng)情況，采用示蹤粒子(Tracer particle)技術(shù)對(duì)焊接過程中的材料流動(dòng)進(jìn)行追蹤.如圖2 所示，在距焊接起始位置80～ 105 mm 范圍內(nèi)根據(jù)研究目的不同，在三個(gè)位置分別放置示蹤粒子，具體如下：(I)判斷焊接過程中材料流動(dòng)的總體趨勢(shì)，在距焊板上下表面0.4 mm 及厚度中心分別放置一層示蹤粒子，每層放置51 個(gè)示蹤粒子，間距為0.4 mm，呈線性分布；(Ⅱ)為判斷焊接過程中塑性材料水平方向的流動(dòng)行為，在距焊板上表面0.4 mm 及厚度中心分別放置一層示蹤粒子，每層放置870 個(gè)示蹤粒子，平鋪于11.6 mm × 14.4 mm 長(zhǎng)方形范圍內(nèi)，間距為0.4 mm；(Ⅲ)為判斷焊接過程中塑性材料板厚方向的流動(dòng)行為，沿焊縫橫截面布置示蹤點(diǎn)，共設(shè)置11 層示蹤粒子，每層放置51 個(gè)示蹤粒子，間距為0.4 mm.

圖2 計(jì)算模型中示蹤粒子設(shè)置(mm)Fig.2 Tracer particle settings.(a) macrograph;(b)enlarged view of area;(c) enlarged view of areaⅠ;(d) enlarged view of area Ⅱ

1.2 試驗(yàn)方法

文中選用的是4 mm 厚2219-T87 鋁合金軋制板材.2219 是Al-Cu-Mn 系鋁合金，是一種典型的可熱處理強(qiáng)化鋁合金，具有比強(qiáng)度高、焊接性能好、力學(xué)性能優(yōu)異等優(yōu)點(diǎn)，目前已被廣泛應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域，特別是在新一代航天火箭貯箱、燃料槽等部件有較好的應(yīng)用前景[12].

采用北京賽福斯特技術(shù)有限公司生產(chǎn)的FSWRL31-010 型專用攪拌摩擦焊機(jī)進(jìn)行BT-FSW 試驗(yàn)，焊接設(shè)備及焊板裝夾情況如圖3 所示.攪拌工具的上下軸肩直徑均為16 mm，表面帶有渦旋狀凹槽；攪拌針直徑為6 mm，具有三平面特征.為保證焊接過程中軸肩與焊板表面充分接觸，將軸肩作凸面設(shè)計(jì)，兩軸肩的攪拌針根部間距為3.8 mm，軸肩外邊緣間距為4.2 mm.攪拌頭轉(zhuǎn)速固定為300 r/min，焊接速度依次設(shè)置為50 mm/min，150 mm/min 和250 mm/min.

圖3 BT-FSW 設(shè)備及裝夾Fig.3 BT-FSW arrangement.(a) FSW machine;(b)schematic diagram of clamping

焊接完成后，沿垂直焊接方向切取尺寸為50 mm × 10 mm × 4 mm 的金相試樣，并用砂紙對(duì)金相試樣橫截面進(jìn)行磨制，隨后對(duì)試樣進(jìn)行拋光和腐蝕，在OLYMPUS GX71 型光學(xué)顯微鏡上觀察試樣截面組織特征.此外，所有試樣均沿橫截面中心線進(jìn)行顯微硬度測(cè)試，試驗(yàn)載荷為1.96 N，保壓時(shí)間為15 s.拉伸試驗(yàn)在Instron 3382 型電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，拉伸試樣的標(biāo)距為57 mm，拉伸速度為1 mm/min，拉伸性能以3 個(gè)試樣的平均值作為評(píng)價(jià)依據(jù).

2 材料流動(dòng)行為分析

圖4a 為不同焊接速度下焊板上表面焊接溫度場(chǎng)分布.可以看到，隨著焊接速度增加，焊縫橫截面中心線最高溫度變化不大，這是由于焊縫中心溫度主要受攪拌頭產(chǎn)熱控制，而焊接速度變化對(duì)攪拌頭與塑性材料之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度影響較小.為定量分析焊接過程中攪拌頭產(chǎn)熱的影響，試驗(yàn)以高強(qiáng)鋁合金常用熱處理時(shí)效溫度150 ℃為參考[13]，定義焊縫高溫區(qū)，如圖4b 所示.雖然增加焊接速度對(duì)焊縫中心線最高溫度影響較小，但焊縫高溫區(qū)尺寸變化顯著.隨著焊接速度由50 mm/min 增加至250 mm/min，焊縫高溫區(qū)逐漸減小，寬度逐漸增大，該區(qū)域高寬比(H/B)由0.89 減小至0.70.這是由于隨著焊接速度的增加，焊接熱輸入降低，垂直于焊接方向的高溫區(qū)向焊縫中心線收縮；同時(shí)，焊接速度增加加劇了攪拌頭前后溫差，使得前方溫度梯度更大，后方溫度梯度變小.

圖4 不同焊接速度下接頭表面準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)溫度分布Fig.4 Temperature distribution of the welds with different welding speeds.(a) temperature distribution in the work piece surface;(b) high temperature zone of weld (≥ 150 ℃)

不同焊接速度下BT-FSW 接頭橫截面中心線溫度分布如圖5 所示.可以看出，焊接速度的改變對(duì)焊縫內(nèi)部溫度影響較小，不同焊接速度下焊縫內(nèi)部溫度分布狀態(tài)及大小均無明顯差別.但隨著焊接速度增加，焊縫周圍溫度逐漸降低，這是由于在焊接過程中，整體焊接熱輸入與焊接速度成反比.隨著焊接速度增加，焊接熱輸入逐漸降低，焊接熱影響區(qū)寬度逐漸減小.

圖5 不同焊接速度下焊縫橫截面中心線溫度分布Fig.5 Temperature distribution on the center line of the weld cross-section with different welding speeds

不同焊接速度下BT-FSW 接頭橫截面等效塑性應(yīng)變?nèi)鐖D6 所示.由圖6 可知，隨著焊接速度增加，接頭等效塑性應(yīng)變值逐漸降低.當(dāng)焊接速度較高時(shí)，接頭前進(jìn)側(cè)存在明顯的低塑性應(yīng)變區(qū)，這是材料填充不足所致；隨著焊接速度降低，材料流動(dòng)狀態(tài)得到改善，該低塑性應(yīng)變區(qū)逐漸向內(nèi)收縮.特別地，當(dāng)焊接速度降至50 mm/min 時(shí)，雖然上述區(qū)域已基本得到填充，但前進(jìn)側(cè)塑性變形區(qū)邊緣仍存在少量未被消除的三角形低塑性應(yīng)變區(qū)域(不充分?jǐn)嚢鑵^(qū))，且此時(shí)焊縫內(nèi)部高塑性應(yīng)變區(qū)中心出現(xiàn)反常降低，下面將結(jié)合焊后示蹤粒子分布對(duì)該現(xiàn)象進(jìn)行解釋.

圖6 不同焊接速度下焊縫橫截面等效塑性應(yīng)變分布Fig.6 Equivalent plastic strain distribution of weld cross section with different welding speed

圖7 為不同焊接速度下軸肩和攪拌針附近水平方向示蹤粒子焊后分布情況.可以看到，隨著焊接速度增加，攪拌頭對(duì)材料的驅(qū)動(dòng)范圍整體上向內(nèi)收縮.對(duì)比不同初始位置示蹤粒子的焊后分布狀態(tài)可知，焊接速度變化時(shí)，軸肩附近材料與攪拌針附近材料的變化趨勢(shì)截然相反.隨著焊接速度增加，軸肩附近前進(jìn)側(cè)材料的分布在焊后變化不大，而后退側(cè)材料則明顯向后退側(cè)收縮.在BT-FSW 過程中，前進(jìn)側(cè)材料受攪拌針直接驅(qū)動(dòng)，流動(dòng)過程主要受接觸狀態(tài)影響，焊接速度的改變對(duì)接觸狀態(tài)影響較小，因此該部分材料流動(dòng)過程變化不大.而后退側(cè)材料受攪拌針間接驅(qū)動(dòng)，流動(dòng)過程比較平緩，焊接速度的增加直接減少了對(duì)該部分材料的驅(qū)動(dòng)時(shí)間，因此分布范圍向后退側(cè)收縮.觀察攪拌針附近示蹤粒子的焊后分布狀態(tài)可知，焊接速度的增加對(duì)后退側(cè)材料的影響較小，而前進(jìn)側(cè)材料分布范圍則向前進(jìn)側(cè)擴(kuò)展.不同于軸肩附近，攪拌針附近材料的運(yùn)動(dòng)完全由攪拌針和焊板界面的接觸主導(dǎo)，運(yùn)動(dòng)過程比較平緩.隨著焊接速度增加，攪拌針前方接觸壓力提高，極大改善了攪拌針和焊板界面的接觸狀態(tài).同時(shí)，攪拌針外緣線速度較小，焊接速度增加導(dǎo)致的線速度疊加在該處已不可忽略.在上述兩方面的共同影響下，受攪拌針直接驅(qū)動(dòng)的前進(jìn)側(cè)材料流動(dòng)得到加強(qiáng)，因此焊后分布向前進(jìn)側(cè)偏移.

圖7 不同焊接速度下水平方向示蹤粒子分布Fig.7 Distribution of tracer particles in the horizontal direction with different welding speeds.(a) near the shoulder;(b) near the probe

圖8 為不同焊接速度下軸肩與攪拌針附近板厚方向示蹤粒子在焊后的分布情況.由圖8 可知，隨著焊接速度增加，板厚方向的材料流動(dòng)減弱，焊縫區(qū)材料的混合狀態(tài)也略有減弱.當(dāng)焊接速度較低時(shí)，軸肩附近的材料在前進(jìn)側(cè)攪拌頭后方明顯向厚度方向流動(dòng)，并與攪拌針驅(qū)動(dòng)的材料交匯，在此處形成典型的材料匯流區(qū).降低焊接速度在增強(qiáng)焊板表面材料流動(dòng)的同時(shí)，也減弱了焊板中心的材料流動(dòng)，因此不同厚度的材料混合并不充分，靠近板厚中心的材料仍保留部分層流特征.

圖8 不同焊接速度下板厚方向示蹤粒子分布Fig.8 Distribution of tracer particles in the thickness direction with different welding speeds.(a) near the shoulder;(b) near the probe

對(duì)比圖7 與圖8 發(fā)現(xiàn)，上述低塑性應(yīng)變區(qū)位于攪拌針驅(qū)動(dòng)材料與次內(nèi)層材料的交匯位置，流動(dòng)較弱的三股材料在此處匯聚，從而形成了上述的低塑性應(yīng)變區(qū).而此時(shí)前進(jìn)側(cè)攪拌針邊緣發(fā)生外層材料的匯聚，形成高塑性應(yīng)變區(qū)，但由于來自后退側(cè)材料的擠壓作用較弱，材料交匯形成的不充分?jǐn)嚢鑵^(qū)難以愈合.

3 接頭組織特征

3.1 典型BT-FSW 接頭組織特征

BT-FSW 過程涉及復(fù)雜的產(chǎn)熱與材料流動(dòng)行為，接頭內(nèi)部組織形貌與焊縫成形過程中材料的流動(dòng)行為密切相關(guān).圖9 為典型工藝參數(shù)下BT-FSW接頭的橫截面宏觀組織形貌.可以看到，接頭不同區(qū)域組織存在明顯差異.與常規(guī)FSW 接頭相似，根據(jù)所經(jīng)歷的熱循環(huán)和塑性變形程度的不同，BTFSW 接頭可分為4 個(gè)區(qū)域：焊核區(qū)(SZ)、熱力影響區(qū)(TMAZ)、熱影響區(qū)(HAZ)和母材(BM).與常規(guī)FSW 接頭不同的是，由于上下軸肩的對(duì)稱作用，BT-FSW 接頭橫截面整體呈上下寬中間窄的啞鈴形.與此同時(shí)，下軸肩的引入增強(qiáng)了BT-FSW 過程中的焊接熱輸入，焊縫整體溫度略有升高，使得周圍冷金屬對(duì)熱塑性金屬的約束作用降低，SZ 尺寸略有增加.約束作用較弱，焊縫金屬內(nèi)部始終處于低壓狀態(tài)，因此對(duì)焊板原始對(duì)接面氧化物的破碎彌散作用不足，接頭SZ 內(nèi)部清晰可見S 線缺陷.另外，與后退側(cè)相比，接頭前進(jìn)側(cè)TMAZ/SZ 界面更為清晰，這是兩側(cè)材料流動(dòng)狀態(tài)的不同所致.

圖9 BT-FSW 接頭橫截面宏觀組織形貌Fig.9 Cross-sectional macrostructure of the BT-FSW joint

3.2 焊接速度對(duì)接頭組織特征的影響

當(dāng)轉(zhuǎn)速為300 r/min 時(shí)，不同焊接速度下焊縫內(nèi)部材料流動(dòng)也有所不同，圖10 為攪拌頭轉(zhuǎn)速n=300 r/min 時(shí)，不同焊接速度下接頭的宏觀組織形貌.由圖10 可見，不同焊接速度下焊縫內(nèi)部材料的流動(dòng)模式并未發(fā)生變化，但隨著焊接速度降低，同一遷移周期內(nèi)受驅(qū)動(dòng)材料的體積減少，不同材料層間距減小，前進(jìn)側(cè)匯流區(qū)的材料混合充分并向后退側(cè)延伸.可以發(fā)現(xiàn)減小焊接速度并不能大幅增強(qiáng)匯流區(qū)材料向后退側(cè)的擠壓作用，這是由于攪拌頭對(duì)熱塑性材料以剪切摩擦作用為主，焊接速度的減小僅提高了對(duì)材料的驅(qū)動(dòng)時(shí)間，而沒有從根本上增強(qiáng)攪拌頭對(duì)材料的驅(qū)動(dòng)作用.如圖10c 所示，當(dāng)焊接速度過大時(shí)(250 mm/min)，接頭前進(jìn)側(cè)SZ 形成不連續(xù)組織.

圖10 不同焊接速度下接頭宏觀組織形貌Fig.10 Macrostructure of BT-FSW joints at different welding speeds.(a) 50 mm/min;(b) 150 mm/min;(c) 250 mm/min

圖11 為不同焊接速度下接頭S 線形貌，由圖可知，當(dāng)焊接速度較高時(shí)，接頭S 線形貌受攪拌頭直接驅(qū)動(dòng)的材料主導(dǎo)，隨著焊接速度的降低，S 線向前進(jìn)側(cè)偏移且形狀變得復(fù)雜；而當(dāng)焊接速度較低時(shí)，接頭S 線形貌主要由匯流區(qū)的材料與攪拌頭直接驅(qū)動(dòng)材料之間的相互擠壓作用決定，隨著焊接速度降低，S 線向后退側(cè)偏移.兩者之間的差異在于改變焊接速度并不能直接影響攪拌頭對(duì)材料的驅(qū)動(dòng)作用，因此不同焊接速度下接頭S 線的變化范圍較小.

圖11 不同焊接速度下接頭S 線形貌Fig.11 S-line morphology of BT-FSW joints at different welding speeds

4 接頭力學(xué)性能

4.1 顯微硬度

不同焊接速度下接頭的硬度分布曲線如圖12所示.可以看出，接頭硬度整體呈W 形分布，硬度最低值均位于TMAZ 附近.隨著焊接速度提高，接頭硬度值整體呈上升趨勢(shì)，這是由于焊接速度的提高降低了接頭整體熱輸入，第二相回溶粗化現(xiàn)象減弱.特別地，當(dāng)焊接速度較高(250 mm/min)時(shí)，接頭硬度最低點(diǎn)由后退側(cè)轉(zhuǎn)移至前進(jìn)側(cè)，造成該現(xiàn)象的原因主要是后退側(cè)材料堆積程度不足.后退側(cè)材料堆積受焊接速度影響較大，焊接速度的提高導(dǎo)致該過程被削弱，熱量累積作用減弱；而前進(jìn)側(cè)熱量來源主要為攪拌頭與焊板之間的摩擦產(chǎn)熱，受焊速影響較小.因此，隨著焊接速度的提高，SZ 外側(cè)高溫區(qū)由后退側(cè)逐漸轉(zhuǎn)移至前進(jìn)側(cè)，最終導(dǎo)致前進(jìn)側(cè)硬度低于后退側(cè).

圖12 不同焊接速度下BT-FSW 接頭硬度分布曲線Fig.12 The hardness distribution of BT-FSW joints at different welding speeds

4.2 拉伸性能

不同焊接速度下BT-FSW 接頭與母材抗拉強(qiáng)度及斷后伸長(zhǎng)率如圖13 所示.可以看到，接頭抗拉強(qiáng)度均低于母材.當(dāng)固定攪拌頭轉(zhuǎn)速為300 r/min時(shí)，隨著焊接速度增加，接頭力學(xué)性能先增大后稍有降低.特別地，當(dāng)焊接速度較低(50 mm/min)時(shí)，接頭力學(xué)性能較差.這是由于BT-FSW 接頭各區(qū)域組織差異較大，在拉伸過程中接頭軟化區(qū)往往會(huì)出現(xiàn)明顯的應(yīng)變局部化.隨著焊接速度降低，接頭軟化區(qū)硬度較低，因此接頭強(qiáng)度隨之減小.

圖13 不同焊接速度下BT-FSW 接頭和母材拉伸性能對(duì)比Fig.13 Comparison of tensile properties of BT-FSW joints with different process parameters and base material

5 結(jié)論

(1) 當(dāng)增加焊接速度時(shí)，焊縫中心溫度變化不大，但整體焊接熱輸入降低.焊縫高溫區(qū)逐漸變窄，該區(qū)域高寬比(H/B)由0.89 減小至0.70.軸肩附近的材料流動(dòng)減弱，攪拌針附近的材料流動(dòng)增強(qiáng)，前進(jìn)側(cè)板厚中心材料混合狀態(tài)略有減弱.

(2) BT-FSW 接頭可分為4 個(gè)區(qū)域：焊核區(qū)(SZ)、熱力影響區(qū)(TMAZ)、熱影響區(qū)(HAZ)和母材(BM).由于上下軸肩的對(duì)稱作用，BT-FSW 接頭橫截面整體呈上下寬中間窄的啞鈴形.當(dāng)焊接速度增加時(shí)，材料匯流區(qū)及S 線缺陷均向前進(jìn)側(cè)靠近，焊接速度過大時(shí)，前進(jìn)側(cè)SZ 形成不連續(xù)組織.

(3) BT-FSW 接頭橫截面顯微硬度整體呈W 形分布，硬度最低點(diǎn)位于后退側(cè)TMAZ.隨著焊接速度增加，SZ 硬度逐漸增高.隨著焊接速度增加，接頭抗拉強(qiáng)度先增大后稍有降低.當(dāng)轉(zhuǎn)速為300 r/min，焊接速度為150 mm/min 時(shí)，接頭的抗拉強(qiáng)度最大，為414 MPa ± 4 MPa.