鋁合金厚板攪拌摩擦焊焊縫疏松缺陷形成機理

毛育青， 柯黎明，， 劉奮成， 陳玉華

1.南昌航空大學 輕合金加工科學與技術國防重點學科實驗室， 南昌 330063 2.西北工業大學 凝固技術國家重點實驗室， 西安 710072

鋁合金厚板攪拌摩擦焊焊縫疏松缺陷形成機理

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 輕合金加工科學與技術國防重點學科實驗室， 南昌 330063 2.西北工業大學 凝固技術國家重點實驗室， 西安 710072

采用圓錐形攪拌頭焊接20 mm厚的7075-T6鋁板，分析焊接過程中焊縫內部疏松缺陷的形成過程及原因。研究表明，焊縫表面成形良好，無明顯缺陷。但是，在焊縫軸肩區和焊核區之間出現了疏松缺陷。分析認為，焊縫上、下部金屬溫度差太大，導致其塑性流動行為發生變化是疏松缺陷形成的主要原因。攪拌摩擦焊(FSW)過程中，焊縫上部金屬溫度較高，而底部溫度仍然很低，脫離攪拌針端部的塑化金屬在周圍冷金屬巨大的變形抗力作用下轉而沿攪拌針表面往上遷移。到達軸肩區下方匯聚區時，由于軸肩區金屬溫度高，向下的擠壓力太小，導致回遷上來的塑化金屬繼續往上遷移并沖破軸肩區而沿軸肩邊緣溢出形成飛邊。匯聚區內沒有足夠的塑化金屬填充、焊縫無法被壓實而產生疏松孔洞。通過建立疏松缺陷形成的物理模型，可以更直觀地反映出焊縫金屬流動形態及缺陷形成過程。

7075鋁合金； 攪拌摩擦焊(FSW)； 焊縫質量； 塑性流動； 焊接缺陷； 形成機理

7075鋁合金是一種Al-Mg-Zn-Cu系高強鋁合金，由于具有高比強度、高韌性和良好的抗應力腐蝕性能等特點，廣泛地應用于航空航天及兵器工業、船舶制造業、鐵路運輸及汽車制造業等領域，且對其厚板的需求越來越大[1-2]。然而，此鋁合金被看做是“不可焊接”的合金之一，焊接時面臨許多的困難。采用傳統的熔焊方法焊接時，易產生氣孔、焊接裂紋等缺陷；焊縫脆性大，熱影響區軟化嚴重，極大地降低了接頭的拉伸性能和疲勞性能，限制了7075高強鋁合金的進一步應用[3-5]。

攪拌摩擦焊(Friction Stir Welding, FSW)是一種全新的高效率、低成本、無污染的固相連接技術。焊接過程中，母材金屬不會熔化，主要是通過高速旋轉的攪拌頭與待焊工件摩擦、產熱使金屬達到塑化狀態，在攪拌頭驅動力作用下流動并發生冶金結合而形成致密的焊縫[6]。可以避免熔焊等焊接方法產生的多種缺陷，特別適合熔焊方法難于焊接的多種材料，如鋁、鎂及其合金等[7-9]。研究發現，攪拌摩擦焊接過程中，焊縫成形與其金屬塑性流動形態密切相關，決定著焊縫成形質量[10]。當焊接工藝參數、攪拌頭形狀等選擇不當時，容易在焊縫中形成隧道、孔洞、未焊合等焊接缺陷。李寶華等[11]認為焊接速度對焊縫缺陷形成的影響更明顯，太大的焊接速度容易導致焊接缺陷。趙衍華等[12]研究發現，當采用光滑的圓柱和圓錐形攪拌頭焊接時，容易在接頭中下部前進側出現孔洞缺陷，而帶螺紋的攪拌頭可以避免缺陷產生。而王磊[13]和Shrivastava[14]等則發現，在焊縫上部前進側位置出現孔洞缺陷，他們認為這是由于焊接熱輸入不足造成金屬的流動性差所導致。Kim等[15]研究FSW過程中缺陷類型發現，焊接過程中材料會產生異常攪動而形成隧道孔洞缺陷。產生異常攪動的原因可能是由于焊縫上部和下部的溫度不同造成的。對厚板鋁合金FSW而言，焊縫上、下部金屬溫度分布很不均勻。Xu等[16]對14 mm厚的2219鋁合金進行FSW焊接發現，焊縫上、下表層溫度相差15 ℃左右。Mao等[17]對20 mm厚的AA7075-T6進行FSW焊接時發現，沿焊縫厚度方向上最大溫度差達90 ℃。Canaday等[18]對32 mm厚的AA7050焊接時發現，沿厚度方向上焊縫性能差異很大，而這與金屬的溫度分布差異有關。因此，通過上述文獻不難發現，焊接過程中，當焊縫金屬溫度差異較大時，將顯著影響金屬的塑性流動行為，改變焊縫的成形。而關于厚板FSW焊縫中出現的這類疏松孔洞缺陷問題及形成原因還沒有更詳細的分析報道。

基于以上研究，本文選用常規帶反螺紋圓錐形攪拌頭進行FSW焊接試驗，通過觀察焊縫橫截面形貌和分析不同階段下焊縫金屬流動形態的變化，結合焊縫金屬溫度分布結果，研究厚板FSW焊縫中疏松缺陷形成過程及產生原因。

1 試驗材料及方法

試驗用材料為7075鋁合金，狀態為T6態，每塊待焊板材的尺寸為200 mm×75 mm×20 mm。材料的化學成分如表1所示。

焊前使用鋼絲刷打磨去除鋁合金表面的氧化膜，并用丙酮清洗板材表面油污及雜質。采用平板對接方法，在X35K型立式銑床改裝的攪拌摩擦焊機上進行攪拌摩擦焊試驗。選用常規的圓錐形攪拌頭，其示意圖如圖1所示。其中攪拌頭夾持柄和軸肩部分的加工材料為H13模具鋼，而攪拌針材質為固溶時效態GH4169鎳基高溫合金。軸肩端面形貌為內凹面形，凹面最深處與軸肩邊緣夾角為2°，軸肩直徑為36 mm；攪拌針表面螺距為2 mm；攪拌針根部直徑為14 mm，端部直徑為8 mm，長度為19.7 mm。試驗采用的具體工藝參數如下：攪拌頭旋轉速度n=235，375，475 r/min，焊接速度v=37.5 mm/min，傾斜角為2°，下壓量為0.5 mm。

表1 7075鋁合金化學成分Table 1 Chemical composition of 7075 aluminum alloy wt.%

為了測量FSW過程中焊縫焊核區的峰值溫度，焊前需要在試板兩側打好直徑為1.1 mm的盲孔，其位置如圖2(a)所示，AS (Advancing Side) 表示焊縫的前進側，RS (Retreating Side)表示焊縫的返回側，A～D表示4個測量點。再將直徑為1.0 mm的熱電偶插入盲孔內，并用高溫膠固定好位置，保證焊接時熱電偶不會松動。此外，為了分析焊縫底部的金屬流動形態，在對接板底部放置一塊0.02 mm厚的銅箔作為標示材料，如圖2(b)所示，焊后觀察其在焊縫中的分布狀態。

焊后沿垂直于焊接方向上的焊縫不同位置截取金相試樣，如圖3所示，1～6表示橫截面位置。金相試樣經研磨、拋光后，使用Keller試劑進行腐蝕，觀察各焊縫橫截面形貌差異及焊縫金屬塑性流動形態特征。

2 試驗結果與討論

2.1 焊縫表面成形及其橫截面形貌

圖4為不同旋轉速度下獲得的焊縫表面形貌，由圖4可見，焊縫表面成形良好，其表面沒有明顯的焊接缺陷。隨著旋轉速度的增加，焊縫表面變得越來越光滑。

圖5為圖4中對應的焊縫橫截面形貌。由圖可見，在焊縫表層的軸肩區和下方的焊核區之間形成了一個新的區域，稱為“疏松區”(Loose Zone)，其內部分布著大量尺寸不一的孔洞。焊核區內部出現了明顯的洋蔥環，且位于前進側的焊核區與熱力影響區分界線比返回側的更清晰。焊核區兩側為熱力影響區，受焊核區金屬的擠壓作用，軋制流線發生彎曲變形且往上遷移。隨著攪拌頭旋轉速度的增加，焊核區面積隨之增大，疏松區尺寸有減小趨勢。

Heurtier等[19]分析認為，攪拌摩擦焊接過程中，焊縫上表層金屬與高速旋轉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，并在金屬間黏著力的帶動下圍繞攪拌針繞流運動，在焊縫表層形成一流動臂區，稱為軸肩區。軸肩區下方的金屬圍繞攪拌針螺紋向下遷移形成焊核區。柯黎明等[20]也證實，攪拌針表面的螺紋是塑化金屬沿軸向向下遷移的主要驅動力，塑化金屬受螺紋內部正壓力和螺紋表面與塑性金屬之間摩擦力的共同作用而沿表面螺紋向下做螺旋遷移運動。Ke等[21]詳細地解釋了焊縫金屬沿厚度方向流動的機理。并認為焊縫中的洋蔥環花紋是攪拌針周圍金屬沿攪拌針表面軸向流動、在攪拌針端部脫離攪拌針并擠壓周圍金屬的結果。此外，發現單位長度焊縫中塑化金屬的軸向遷移量與旋轉速度和焊接速度的比值有關，一定范圍內，比值越大，單位長度焊縫中塑化金屬的軸向遷移量越多，焊核區尺寸越大，返回側往上遷移程度增加，導致疏松區的尺寸略有減小，如圖5所示。

焊縫中前進側焊核區與熱力影響區的分界線比返回側的更明顯，主要原因與焊接過程中前進側和返回側的金屬塑性流動狀態有關。在焊縫前進側，母材的塑性變形方向與焊接方向一致；而在返回側，母材塑性變形方向與焊接方向相反。隨著攪拌頭向前移動，前進側的塑化金屬逆時針地被擠壓至攪拌針后方空腔中，而返回側的塑化金屬隨著攪拌頭外表面順時針地流向后方[22]。因此，前進側的焊縫塑化金屬塑性流動方向與母材金屬流動方向相反，兩者之間的相對變形差很大；而返回側的金屬塑性流動方向與母材金屬流動方向相同，母材金屬與焊縫金屬幾乎平滑地過渡在一起。

但是，針對焊縫中上部位出現的貫穿焊核區上方疏松缺陷還沒有見過相應的報道。Das[23]和Liu[24]等研究發現，在FSW焊縫根部前進側位置處容易形成隧道型孔洞，這可能是由于焊接速度過大或者軸向下壓力不夠導致的塑化金屬流動性較差造成的。而文獻[13-14]中發現在焊縫上部前進側焊核區邊緣出現許多微小的孔洞，他們認為是由于焊接過程中熱輸入不足造成的，隨著壓力的增大，這種缺陷會逐漸消失。然而，通過試驗發現，出現這種疏松缺陷的原因并不是由于壓力不夠造成的。文獻[15]中指出，當焊縫上、下部溫度不同時，會造成材料的異常攪動而導致較大的隧道孔洞，且這種缺陷對壓力并不敏感。

2.2 不同階段下焊縫金屬的塑性流動形態

為了更詳細地分析厚板FSW焊縫中出現的疏松缺陷的形成過程，選擇旋轉速度為375 r/min、焊接速度為37.5 mm/min參數下獲得的焊縫作為研究對象，根據圖3中焊縫的標示位置截取試樣，觀察不同階段下的焊縫橫截面形貌變化及流動形態特征，如圖6所示。其中，圖6(a)為初始階段下的焊縫橫截面形貌；圖6(b)為焊接穩定階段下的焊縫橫截面形貌；而圖6(c)～圖6(f)為焊縫結束階段下焊縫橫截面形貌。為了描述FSW過程中焊縫的形成過程，需要從焊縫的結束階段開始反推來描述焊縫金屬的流動變化。首先，焊縫金屬在攪拌針的剪切、攪拌作用下開始塑化，在攪拌針表面螺紋驅使作用下向下遷移，周邊的金屬向上彎曲變形，如圖6(f)所示。當攪拌針插入板材底部時，沿表面螺紋遷移下來的金屬在底部堆積，并擠壓周邊冷金屬，成為最開始階段的焊核區金屬，如圖6(e)所示。隨著攪拌針的遷移，越來越多的塑化金屬向下遷移、積累，并和從攪拌針兩側擠壓過來的、往下遷移的金屬匯合，逐漸填充攪拌針后方的空腔，如圖6(d)所示。在焊接的初始階段，由于攪拌頭與焊縫產熱時間短，焊縫熱輸入少，焊縫中金屬的塑化程度不夠充分，往下遷移金屬量少，焊縫中焊核區尺寸較小，疏松區尺寸較大，如圖6(a)所示。隨著焊接時間的加長，焊縫熱輸入增多，金屬的塑化程度增強，導致焊縫中更多的金屬沿攪拌針表面往下遷移，焊縫中焊核區明顯增大，疏松區尺寸也相應地減小，如圖6(b)所示。而進入焊接結束階段，焊縫中的焊核區尺寸和疏松區尺寸變化不大，在焊縫上部仍存在明顯的疏松孔洞。

對薄板FSW而言，焊接過程中焊縫上、下表層的溫度相差不大。“抽吸-擠壓”理論[25]認為，采用帶反螺紋的圓錐形攪拌頭焊接時，當攪拌頭瞬時旋轉引起塑化金屬沿螺紋表面軸向流動時，必存在一入口端和一出口端。在入口端，會形成一瞬時空腔，周圍塑化金屬將被吸向此空腔，形成“抽吸效應”；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”。正是由于空腔對塑化金屬朝焊縫中心的抽吸作用和擠壓區對塑化金屬的擠壓作用，使高溫塑化金屬沿攪拌針軸向方向形成劇烈的遷移運動。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動，塑化金屬最終在焊縫下部匯聚形成焊核區。越來越多的塑化金屬向下遷移使得焊核區逐漸變大，并開始往上擠壓并與軸肩區金屬匯合，形成致密的焊縫。但是對厚板鋁合金FSW焊接而言，焊縫上、下部金屬的溫度相差太大，則可能直接改變焊縫金屬的流動方式，從而改變焊縫成形。這可能是出現上述物理現象的主要原因。

2.3 焊縫中疏松缺陷形成過程的物理模型

為了更形象地描述焊接過程中疏松缺陷的形成過程，根據上述焊縫塑化金屬在橫截面上的流動形態的分析和討論，建立了簡易的物理模型示意圖，如圖7所示。圖7中灰色的彎曲線條表示焊縫中周邊變形金屬的軋制流線；黑色箭頭表示焊縫塑化金屬遷移路徑，圖7(c)中灰色箭頭表示畫虛線區域內金屬可能流動的路徑；圖7(d)中焊核區上方的灰色區域表示形成的疏松區缺陷。

焊縫疏松缺陷形成過程被簡單地劃分成4個階段：首先，在攪拌針前方的金屬受攪拌針的擠壓作用發生彎曲變形；其次，當攪拌針經過時，塑化金屬在攪拌針螺紋的驅動作用下開始往下遷移，并擠壓周邊的冷金屬；再次，當塑化金屬脫離攪拌針端部時，在底板的剛性約束下轉而向四周擠壓金屬；最后，當大量的塑化金屬在攪拌針后方的空腔中逐層堆積時，焊核區金屬和軸肩區金屬直接相遇并發生冶金結合而形成致密的焊縫，橫截面上出現類似洋蔥環的結構。然而，在焊縫中軸肩區和焊核區之間出現了疏松區孔洞，則說明兩者之間沒有足夠的金屬填充、壓實。

文獻[15]提到，當焊縫上、下部溫度不同時，焊接過程中塑化金屬可能發生異常攪動，從而導致焊接缺陷。對于鋁合金厚板FSW而言，焊縫上部和下部金屬的溫度相差很大，焊縫上層金屬溫度比底層金屬溫度高幾十度。當焊縫上表層溫度太高時，焊縫軸肩區金屬向下的擠壓作用力減小；而焊縫底部的溫度又較低，沿攪拌針遷移至焊縫底部并脫離攪拌針端部的塑化金屬在底板的剛性約束下轉而擠壓周邊的金屬，而周邊的金屬溫度較低時，變形抗力很大，塑化金屬無法擠壓周邊金屬遷移，則可能沿著攪拌針表面往上遷移。當遷移至焊核區上方交匯處時(圖7(c)中的虛線圈位置)，由于軸肩區金屬溫度太高，對這些金屬的擠壓力不夠，此處的塑化金屬則可能繼續向上遷移，并沿著軸肩邊緣溢出形成飛邊，移動路徑如圖7(c)中灰色箭頭所示。導致此處缺少足夠的塑化金屬填充，形成如圖7(d)中的疏松區缺陷。而至于為什么沿焊縫前進側方向偏移，則與焊縫上部金屬的溫度分布有關。

2.4 模型的驗證

為了驗證上述模型中對焊縫塑化金屬流動方式推測的正確性，對同一參數下獲得的焊縫的不同位置溫度分布進行測量，結果如圖8所示。結果表明，同一側位置焊縫上部金屬溫度比下部金屬的高60 ℃左右；同一厚度方向、對稱位置處焊縫前進側金屬溫度比返回側的高12 ℃左右。因此，可以進一步證明上述描述焊縫塑化金屬流動方式的正確性。在焊縫上表層，由于受到軸肩和攪拌針的共同攪拌作用，產生的熱輸入更多，且上部金屬主要與空氣接觸，散熱較慢，熱損失少，焊縫金屬溫度高。而焊縫底部僅僅受到攪拌針端部的攪拌作用，產熱量少，且底部金屬與鋼板表面接觸，散熱較快，熱量損失較大，進一步導致焊縫底部的金屬溫度降低，所以出現了上述所描述的金屬遷移方式。而焊縫上部前進側的金屬溫度高于返回側的，金屬的變形抵抗力低，導致遷移上來的塑化金屬沿偏向前進側的位置流動、溢出，如圖6(b)和圖6(c)中虛線箭頭所示。

同時，為了驗證焊縫疏松缺陷形成過程推理的正確性，采用0.02 mm厚的銅箔作為示蹤材料鑲嵌在對接板底部，如圖2(b)所示。隨即選擇一組參數為600 r/min的旋轉速度、37.5 mm/min的焊接速度進行FSW試驗。焊后觀察銅箔顆粒在焊縫中的分布情況，如圖9所示。由圖9(a)可見，焊縫底部銅箔片在攪拌針的攪拌作用下破碎，形成了大小不一的銅顆粒。在攪拌針的擠壓作用下，部分破碎銅顆粒隨著焊縫底部塑化金屬向四周遷移。而周邊母材冷金屬溫度較低，變形抗力大(如圖9(a)中焊縫下部焊核兩側粗實線箭頭所示)，迫使焊核區塑化金屬轉而向上移動(如圖9(a)中下部細虛線箭頭所示)。在焊縫返回側，銅顆粒順著金屬遷移方向流動，并最終在焊縫底部堆積、疊加，有序地分布在焊核區的洋蔥環上，如圖9(a)中A區所示。在焊縫前進側，在周邊冷金屬的擠壓作用下，迫使破碎銅顆粒隨著塑化金屬沿攪拌針表面向上遷移(如圖9(a)中右側細虛線箭頭所示)，直到焊縫軸肩區下方，如圖9(a)中B區位置所示。焊縫軸肩區金屬溫度很高，金屬塑化程度大，變形抗力小，即對向上遷移而來的塑化金屬的頂鍛力小。所以，遷移至該區下方的塑化金屬將繼續擠壓軸肩區金屬向上遷移，如圖9(a)中C區位置所示。并最終沿軸肩邊緣溢出形成飛邊，導致軸肩下方區域內的填充金屬不夠而形成疏松缺陷。其流動示意圖即為圖7(c)和圖7(d)所示。為了證明焊縫底部破碎的銅顆粒一起隨著塑化金屬遷移到焊縫上表面形成了飛邊，將焊縫上表面返回側的飛邊金屬(位于圖9(a)中位置D處)進行磨拋、腐蝕，觀察其形貌，如圖9(b)所示。發現飛邊金屬內部有破碎的銅顆粒，而母材中并不存在這樣的銅顆粒，說明這些銅顆粒是從鑲嵌在焊縫底部的銅箔被攪拌針破碎后隨著塑化金屬遷移至焊縫上表面而進入飛邊金屬內的。因此，通過上述的試驗論證，可以進一步證明上述對焊縫疏松缺陷形成機理分析推理的正確性。

3 結 論

1) 攪拌摩擦焊接鋁合金厚板時，焊縫表面成形良好，無明顯缺陷。但在焊縫軸肩區和焊核區之間容易形成“疏松孔洞”缺陷，且缺陷位置更偏向焊縫的前進側。

2) 焊縫上部和下部金屬溫度差太大是導致疏松缺陷形成的主要原因。焊縫上層塑化金屬沿攪拌針螺紋遷移至焊縫底部時開始脫離攪拌針端部，在墊板剛性約束下轉而擠壓周圍金屬，由于焊縫底部溫度低，抗變形能力強，塑化金屬無法擠壓周邊金屬遷移而沿著攪拌針表面向上遷移，到達軸肩區下方匯聚區時，由于軸肩區金屬溫度太高，向下的擠壓力太小，塑化金屬繼續往上遷移并沖破軸肩區而沿軸肩邊緣溢出，導致匯聚區的填充金屬不夠，焊縫無法被壓實而形成疏松孔洞缺陷。其中，焊縫上部前進側金屬的溫度高于返回側的，抗變形能力更弱，導致疏松缺陷位置偏向此側。

3) 通過簡易的金屬流動物理模型，可以更直觀地反映出焊縫金屬塑性流動方式和疏松缺陷的形成過程。

[1] BALASUBRAMANIAN V, RAVISANKAR V, MAD-HUSUDHAN R G. Effect of postweld aging treatment on fatigue behavior of pulsed current welded AA7075 aluminum alloy joints[J]. Journal of Materials Engineering and Performance, 2008, 17(2): 224-233.

[2] FULLER C B, MAHONEY M W, CALABRESE M, et al. Evolution of microstructure and mechanical properties in naturally aged 7050 and 7075 Al friction stir welds[J]. Materials Science and Engineering: A, 2010, 527(9): 2233-2240.

[3] BAHEMMAT P, HAGHPANAHI M, GIVI M K B, et al. Study on dissimilar friction stir butt welding of AA7075-O and AA2024-T4 considering the manufacturing limitation[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2012, 59(9): 939-953.

[4] 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.

[5] SIVARAJ P, KANAGARAJAN D, BALASUBRAMANIAN V. Effect of post-weld heat treatment on tensile properties and microstructure characteristics of friction stir welded armour grade AA7075-T651 aluminium alloy[J]. Defence Technology, 2014, 10: 1-8.

[6] 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.

[7] 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.

[8] 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.

[9] 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.

[10] 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.

[11] 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).

[12] 趙衍華, 林三寶, 吳林. 2014鋁合金攪拌摩擦焊接頭缺陷分析[J]. 焊接, 2005(7): 9-12. ZHAO Y H, LIN S B, WU L. Analysis of friction stir welding defects in 2014 aluminum alloy[J]. Welding & Joining, 2005(7): 9-12 (in Chinese).

[13] 王磊, 謝里陽, 李兵. 鋁合金攪拌摩擦焊焊接過程缺陷分析[J]. 機械制造, 2008, 46(522): 5-9. WANG L, XIE L Y, LI B. Analysis of welding defect in friction stir welding aluminum alloy[J]. Machinery, 2008, 46(522): 5-9 (in Chinese).

[14] SHRIVASTAVA A, DINGLER C, ZINN M, et al. Physics-based interpretation of tool-workpiece interface temperature signals for detection of defect formation during friction stir welding[J]. Manufacturing Letters, 2015, 5: 7-11.

[15] KIM Y G, FUJII H, TSUMURA T, et al. Three defect types in friction stir welding of aluminum die casting alloy[J]. Materials Science and Engineering: A, 2006, 415: 250-254.

[16] 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.

[17] 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]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2016, 86(1): 141-154.

[18] CANADAY C T, MOORE M 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.

[19] HEURTIER P, JONES M J, DESRAYAUD C, et al. Mechanical and thermal modeling of friction stir welding[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2006, 171: 348-357.

[20] 柯黎明, 潘際鑾, 邢麗, 等. 攪拌針形狀對攪拌摩擦焊焊縫截面形貌的影響[J]. 焊接學報, 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).

[21] KE L M, XING L, INDACOCHEA J E. Material flow patterns and cavity model in friction-stir welding of aluminum alloys[J]. Metallugical and Materials Transactions: B, 2004, 35(1): 153-160.

[22] 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.

[23] DAS B, BAG S, PAL S. Defect detection in friction stir welding process through characterization of signals by fractal dimension[J]. Manufacturing Letters, 2016, 7: 6-10.

[24] LIU X C, WU C S, PADHY G K. Improved weld macrosection, microstructure and mechanical properties of 2024Al-T4 butt joints in ultrasonic vibration enhanced friction stir welding[J]. Sciences and Technology of Welding and Joining, 2015, 20(4): 345-352.

[25] 柯黎明, 潘際鑾, 邢麗, 等. 攪拌摩擦焊焊縫金屬塑性流動的抽吸-擠壓理論[J]. 機械工程學報, 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).

(責任編輯：李世秋)

＊Corresponding author. E-mail: liming_ke@126.com

Formation mechanism of weld loose defect in friction stir weldingthick plates of aluminum alloy

MAO Yuqing1,2, KE Liming1,2,*, LIU Fencheng1, CHEN Yuhua1

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

20 mm thick 7075-T6 aluminum alloys are joined by friction stir welding (FSW) using a tapered pin, and the formation process and reason of loose void defect are investigated during FSW. The results show that the weld surfaces are good without any defects. However, the loose defect is found in all welds between the shoulder zone and the nugget zone. The main reason is that the metal is stirred abnormally to cause the change in the plastic flow behavior due to high temperature difference on the top and bottom of the weld. During FSW, the temperature on the top is high while low on the bottom of the weld, the plastic material fallen off the pin-tip suffers from large deformation constraining force of the surrounding cold metal, and then moves upwards along the surface of the pin to reach the shoulder zone. The extruding force to plastic material is small because the temperature is too high, and the plastic material continues to migrate upwards and traverses the shoulder zone to flow along the edge of tool shoulder and form the flash finally. There is not enough plasticized metal to fill the cavity, and the loose zone is thus formed in the weld. By establishing the physical model for loose defect formation, the flow behavior of the plastic material and the formation process of loose defect in FSW can be directly reflected.

aluminum alloy 7075; friction stir welding (FSW); weld quality; plastic flow; weld defects; formation mechanisms

2016-04-26； Revised：2016-06-01； Accepted：2016-06-16； Published online：2016-06-22 09：36

URL：www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20160622.0936.002.html

s：National Natural Science Foundation of China (51265043, 51265042); Landed Plan of Science and Technology in Colleges and Universities of Jiangxi Province (KJLD13055, KJLD12074)

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

10.7527/S1000-6893.2016.0197

2016-04-26； 退修日期：2016-06-01； 錄用日期：2016-06-16； 網絡出版時間：2016-06-22 09：36

www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20160622.0936.002.html

國家自然科學基金 (51265043, 51265042); 江西省高等學校科技落地計劃 (KJLD13055, KJLD12074)

＊通訊作者.E-mail: liming_ke@126.com

毛育青， 柯黎明， 劉奮成， 等． 鋁合金厚板攪拌摩擦焊焊縫疏松缺陷形成機理[J]． 航空學報, 2017, 38(3): 420367. MAO Y Q, KE L M, LIU F C, et al. Formation mechanism of weld loose defect in friction stir welding thick plates of aluminum alloy[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2017, 38(3): 420367.

V252.2

A

1000-6893(2017)03-420367-09