王鵬浩，陳書(shū)錦，李 浩，張 峰，高金勇，王麗珠

（江蘇科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江212003）

不同軸肩組合對(duì)雙軸肩攪拌摩擦焊接質(zhì)量的影響

王鵬浩，陳書(shū)錦，李 浩，張 峰，高金勇，王麗珠

（江蘇科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江212003）

為了揭示不同軸肩端面對(duì)雙軸肩攪拌摩擦焊接質(zhì)量的影響，采用凹/凸四種組合的軸肩對(duì)8 mm厚的6061鋁合金進(jìn)行焊接試驗(yàn)，結(jié)合焊接轉(zhuǎn)矩、輸入功率、前導(dǎo)區(qū)溫度檢測(cè)手段，詳細(xì)分析了不同組合焊縫表面成形、橫截面宏觀形貌、接頭組織形態(tài)及力學(xué)性能。研究結(jié)果表明，在四種軸肩組合中，上凹下凹、上凹下凸的組合能產(chǎn)生紋路細(xì)膩、成形美觀的焊縫，試樣拉伸斷口形貌呈典型的韌性斷裂；凹/凹組合和凸/凸組合的焊縫關(guān)于厚度中心對(duì)稱，但凹/凸組合的焊縫不再關(guān)于厚度中心對(duì)稱；凹肩表面成形效果強(qiáng)于凸肩，凹肩側(cè)表層焊縫的寬度明顯大于凸肩側(cè)對(duì)應(yīng)寬度，且凸肩產(chǎn)生表面溝槽缺陷傾向大于飛邊傾向；攪拌區(qū)凸肩一側(cè)硬度明顯高于凹肩一側(cè)硬度，而在兩側(cè)的熱影響區(qū)，凸肩一側(cè)硬度均低于凹肩一側(cè)硬度。

雙軸肩攪拌摩擦焊；軸肩組合；焊接轉(zhuǎn)矩

0 前言

攪拌摩擦焊接FSW（Friction Stir Welding）技術(shù)發(fā)展至今已有20多年歷史，該技術(shù)以簡(jiǎn)單、綠色及相對(duì)可靠的焊接質(zhì)量吸引了眾多研究和衍生發(fā)展。雙軸肩攪拌摩擦焊接BTFSW（Bobbin Tool Friction Stir Welding）作為其中的一種衍生技術(shù)[1]，與FSW相同的是，攪拌頭外觀也是影響摩擦產(chǎn)熱、材料遷移、擠壓成型的重要因素。與FSW相比，BTFSW具有上下兩個(gè)軸肩、較粗的攪拌針，能夠一次性焊接更厚的工件；盡管兩者在產(chǎn)熱本質(zhì)上沒(méi)有區(qū)別，但是BTFSW的產(chǎn)熱更大、攪拌針帶動(dòng)金屬遷移的能力更強(qiáng)[2]，因此關(guān)于BTFSW攪拌頭形狀和焊接參數(shù)對(duì)焊接質(zhì)量的影響值得關(guān)注。

對(duì)常規(guī)FSW攪拌頭形狀及其影響的研究較多[3-4]，可分為兩大類：第一類是關(guān)于攪拌針的研究；第二類是關(guān)于軸肩的研究。在關(guān)于攪拌針的研究中，與帶有螺紋的攪拌針相比[5]，帶有螺紋+平臺(tái)的組合更有利于焊接質(zhì)量[6-7]；螺紋的作用在于驅(qū)動(dòng)塑性金屬的板厚方向運(yùn)動(dòng)，平臺(tái)的作用在于增強(qiáng)塑性金屬的水平方向運(yùn)動(dòng)，兩者的疊加形成了復(fù)雜的流場(chǎng)[8-9]；此外錐形的攪拌針能夠減小焊接轉(zhuǎn)矩和前進(jìn)阻力[10]，有利于保護(hù)攪拌針，但這種形狀的攪拌針不適合BTFSW焊接。在關(guān)于軸肩的研究中，主要研究三大類：平肩、凸肩和凹肩，其中凹肩應(yīng)用較多，但凸肩具有更強(qiáng)的應(yīng)用靈活性[11-13]，能夠焊接曲線表面；具有螺旋槽的軸肩能夠驅(qū)使金屬流向焊縫中心，從而有利于焊接[13-14]。

由于BTFSW焊接參數(shù)之間強(qiáng)烈的非線性關(guān)系，焊接參數(shù)之間很難建立清晰明確的函數(shù)關(guān)系，但在已有關(guān)于BTFSW攪拌頭的研究中，也取得了一些進(jìn)展。有研究指出，常規(guī)FSW中攪拌工具設(shè)計(jì)規(guī)律不能完全用于BTFSW中，帶有螺紋特征的攪拌針使焊縫微觀組織邊界更清晰[15-16]，帶有平臺(tái)的攪拌針能夠降低焊接轉(zhuǎn)矩、減少所需軸肩尺寸[10-17]；另有研究指出，帶有螺紋特征+平臺(tái)組合的攪拌針更有利于焊接，然而平臺(tái)不是越多越好，研究表明其最佳數(shù)量不超過(guò)4個(gè)[18]。

與傳統(tǒng)FSW相比，除了攪拌頭結(jié)構(gòu)不同外，焊接過(guò)程中BFDSW攪拌頭沒(méi)有傾角，對(duì)軸肩的運(yùn)用應(yīng)有新的內(nèi)容，但上述研究沒(méi)有涉及上下軸肩不同形式的組合、不同焊接參數(shù)對(duì)焊接質(zhì)量的影響。在焊接參數(shù)設(shè)置相近的條件下，研究了BTFSW上下軸肩不同組合對(duì)焊接質(zhì)量的影響。

1 試驗(yàn)裝置及方法

為了獲取更多焊接過(guò)程參數(shù)，采用自制的雙軸肩攪拌摩擦焊機(jī)，其主軸轉(zhuǎn)速0～5 000 rpm，主軸異步電機(jī)功率15 kW，最大負(fù)載轉(zhuǎn)矩120 N·m。在該焊接設(shè)備上，可以連續(xù)檢測(cè)（采樣頻率500 Hz）焊接過(guò)程中的轉(zhuǎn)矩、前進(jìn)阻力、前導(dǎo)區(qū)（即攪拌頭前方待焊區(qū)域）表面溫度。上、下軸肩端面直徑23 mm，為了保證可比性，所有軸肩端面均加工有螺旋槽、均采用直徑10 mm的攪拌針進(jìn)行研究，攪拌針表面上具有上下對(duì)稱的兩段螺紋，攪拌針的外表面加工有3個(gè)平臺(tái)，如圖1所示。

圖1 間距可調(diào)式雙軸肩攪拌摩擦頭

本研究所采用的焊接試板為6061-T6鋁合金（230 mm×12 mm×7.8 mm），其實(shí)測(cè)拉伸強(qiáng)度257 MPa，成分如表1所示。

表1 6061-T6鋁合金的化學(xué)成分 %

采用四種軸肩組合進(jìn)行焊接試驗(yàn)，分別是：上凸肩+下凸肩、上凸肩+下凹肩、上凹肩+下凸肩、上凹肩+下凹肩，如表2所示。選取旋轉(zhuǎn)速度為340～420rpm，單次試驗(yàn)中旋轉(zhuǎn)速度保持不變，焊接速度在10～170 mm/min內(nèi)按照一定進(jìn)程變化，變化順序?yàn)椋?0、20、30、50、70、90、110、130、150、170（單位：mm/min），相應(yīng)保持時(shí)間為：40 s、15 s、3 s、3 s、3 s、3 s、3 s、3 s、3 s、60 s，即76 s進(jìn)入正式焊接階段。此外，上下軸肩間距應(yīng)比待焊板厚小0.1～0.2 mm，否則飛邊嚴(yán)重，因此統(tǒng)一設(shè)定上下軸肩有效端面最外圈軸向距離為7.65 mm。

表2 四種軸肩組合 mm

2 四種組合試驗(yàn)結(jié)果

2.1 焊縫表面成形

使用5種旋轉(zhuǎn)速度、四種組合進(jìn)行焊接，焊縫表面成形結(jié)果如表3所示，各組合的最佳表面成形如圖2所示。

表3 四種軸肩組合

圖2 焊縫表面成形

由圖2可知，表面成形優(yōu)劣順序?yàn)椋篋-C-B-A。組合A中，每個(gè)試驗(yàn)結(jié)果都會(huì)在前進(jìn)側(cè)焊核區(qū)與熱機(jī)影響區(qū)的交界出現(xiàn)溝槽缺陷，當(dāng)轉(zhuǎn)速升高時(shí)還會(huì)出現(xiàn)飛邊；組合B中，凸肩所在一面極易形成溝槽，但比組合A中溝槽略?。唤M合C與組合D的表面成形效果令人滿意，這兩個(gè)組合的上下表面成形光亮平整、紋路細(xì)膩。

2.2 彎曲及拉伸性能

取各組合中表面成形相對(duì)較好的A4、B3、C2、D1組合對(duì)應(yīng)的接頭進(jìn)行彎曲試驗(yàn)，結(jié)果如圖3所示。

圖3 彎曲試驗(yàn)結(jié)果

顯然，組合C、組合D焊縫彎曲性能良好，但由于溝槽缺陷的存在，組合A、組合B出現(xiàn)了裂口，裂口位置處于熱機(jī)影響區(qū)與焊核區(qū)的交界處。進(jìn)一步對(duì)組合C、D的焊接試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，結(jié)果如表4所示。

表4 焊接試樣拉伸性能

C2、D1試樣的斷口形貌如圖4所示。從拉伸試樣斷裂結(jié)果來(lái)看，試樣全部斷在前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)，圖4為C2試樣及韌性斷口形貌，在試樣斷口上存在大量韌窩，并且韌窩內(nèi)部含有3～5的第二相粒子。

3 分析與討論

3.1 不同組合對(duì)表面成形影響分析

從軸肩幾何形狀的角度來(lái)看，凹肩具有容納部分塑性金屬的空間，減輕了金屬溢出產(chǎn)生飛邊的傾向，而凸肩沒(méi)有對(duì)應(yīng)的容納空間，必須將金屬不斷地?cái)D入焊縫內(nèi)部才能減少飛邊，其飛邊傾向較大。

本研究一系列試驗(yàn)結(jié)果表明，凹肩飛邊比凸肩大一些，凸肩產(chǎn)生飛邊的傾向遠(yuǎn)沒(méi)有產(chǎn)生溝槽缺陷傾向嚴(yán)重，但表面溝槽缺陷幾乎全出現(xiàn)在凸肩的前進(jìn)側(cè)。分析原因如下：

凹肩在焊接過(guò)程中，端面需要全部壓進(jìn)工件一定深度才能保證產(chǎn)生足夠能量，保證焊縫厚度不增加；凸肩在焊接過(guò)程中，軸肩凸出部位是部分嵌進(jìn)工件。因此焊接過(guò)程中，凸肩不會(huì)將金屬直接鏟起，端面上螺旋槽則將金屬源源不斷地卷入焊縫中心，而凹肩仍將不可避免鏟起部分金屬形成飛邊。但是當(dāng)焊接區(qū)域溫度過(guò)高時(shí)，塑性金屬流動(dòng)性過(guò)強(qiáng)，無(wú)論哪種組合都會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重飛邊，對(duì)應(yīng)A4、A5、B5、C3、C4、D3、D4組合；在轉(zhuǎn)速較低的情況下，熱輸入量相對(duì)較低，金屬流動(dòng)性能下降，與凹肩相比，凸肩不能充分帶動(dòng)金屬形成擠壓-遷移-填充的循環(huán)，此時(shí)將出現(xiàn)溝槽，如A2、A3、B1、B2、B3、B4組合；上凹下凹組合在壓入工件厚度不大、產(chǎn)熱合適的情況下，也能獲得較好的表面成形，對(duì)應(yīng)于D1、D2組合。

圖4 拉伸試驗(yàn)結(jié)果

3.2 不同組合的產(chǎn)熱能力分析

如果從摩擦和塑性金屬剪切變形的角度來(lái)計(jì)算攪拌摩擦焊接產(chǎn)熱，則較為復(fù)雜，因?yàn)槟Σ料禂?shù)、接觸壓力、材料剪切強(qiáng)度都不是定值。而單位時(shí)間輸入焊縫的能量P由兩部分組成，一部分為克服前進(jìn)阻力做功，另一部分克服負(fù)載轉(zhuǎn)矩做功，表達(dá)式為

式中 F為前進(jìn)阻力；v為焊接速度，M為轉(zhuǎn)矩；ω為旋轉(zhuǎn)速度。

如圖5所示，C2組合在正式焊接過(guò)程中的前進(jìn)阻力約為0.7 kN，經(jīng)計(jì)算其產(chǎn)熱功率約為1.98 W，對(duì)于焊接過(guò)程幾乎可以忽略不計(jì)，因此可近似通過(guò)焊接轉(zhuǎn)矩與轉(zhuǎn)速的乘積來(lái)計(jì)算P。

圖5 C2組合前進(jìn)阻力

相同轉(zhuǎn)速條件（340 rpm）下，不同組合的轉(zhuǎn)矩曲線如圖6a所示。在76 （s圖中虛線）之前，焊接速度處于遞增階段，不同組合所對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)矩均迅速增加，這一階段轉(zhuǎn)矩差別不大；76 s之后，進(jìn)入了正式焊接階段，轉(zhuǎn)矩大小順序?yàn)椋篋1>C1>B1，顯然其產(chǎn)熱也遵循相同順序。

圖6 不同組合條件下轉(zhuǎn)矩曲線

由圖6b可知，盡管轉(zhuǎn)速不同，正式焊接階段之前的轉(zhuǎn)矩差別仍然不大，進(jìn)入正式焊接階段后，仍然是組合D1（上凹下凹）具有最大的轉(zhuǎn)矩，而A4（上凸下凸）盡管旋轉(zhuǎn)速度最高，但是焊接轉(zhuǎn)矩卻最低，且在一段時(shí)間內(nèi)處于振蕩狀態(tài)。正式焊接階段轉(zhuǎn)矩大小順序?yàn)椋篋1>C2>B3>A4，相對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)速分別為：340 rpm、360 rpm、380 rpm、400 rpm。

綜上所述，在轉(zhuǎn)速相差不大、其他焊接參數(shù)設(shè)置一樣的條件下，凸肩易產(chǎn)生能量振蕩現(xiàn)象。在進(jìn)入穩(wěn)態(tài)焊接的過(guò)程中，當(dāng)攪拌頭前進(jìn)過(guò)程中遇到較硬的金屬時(shí)，會(huì)產(chǎn)生較大轉(zhuǎn)矩以克服阻力，當(dāng)熱量足以產(chǎn)生保證攪拌頭前進(jìn)空間時(shí)，轉(zhuǎn)矩會(huì)下降，然而隨著攪拌頭持續(xù)前進(jìn)，又會(huì)碰到新的較硬金屬的阻礙，從而形成轉(zhuǎn)矩或能量低頻振蕩。

3.3 接頭橫截面宏觀形貌及硬度特點(diǎn)

取四個(gè)組合對(duì)應(yīng)焊縫軸肩直徑范圍內(nèi)的橫截面的宏觀形貌如圖7所示。

圖7 不同組合接頭橫端面宏觀形貌

與已有的研究[19-20]類似，四種組合的接頭宏觀形貌相同點(diǎn)如下：

（1）接頭總體上呈“啞鈴狀”，焊縫上下表面的寬度、攪拌區(qū)寬度均大于攪拌針直徑。

（2）接頭橫截面沿著寬度中心是非對(duì)稱的，攪拌區(qū)的前進(jìn)側(cè)相對(duì)后退側(cè)較為陡直。

（3）攪拌區(qū)在厚度方向均存在數(shù)量不定的層狀扁平半圓環(huán)結(jié)構(gòu)，開(kāi)口均朝向前進(jìn)側(cè)。

四種組合的接頭宏觀形貌不同點(diǎn)如下：

（1）凹凹組合和凸凸組合的焊縫關(guān)于厚度中心對(duì)稱，但凹凸組合的焊縫不再關(guān)于厚度中心對(duì)稱，凸肩側(cè)表層焊縫的寬度明顯小于凹肩側(cè)對(duì)應(yīng)寬度。

（2）當(dāng)焊核區(qū)層狀扁平圓環(huán)數(shù)量超過(guò)1時(shí)，靠近凸肩一側(cè)的具有較小的扁平圓直徑。

由此可以推斷：凹肩水平方向驅(qū)動(dòng)金屬流動(dòng)能力強(qiáng)于凸肩，但在厚度方向擠壓金屬的能力弱于凸肩，且凹肩與凸肩可能造成不同的焊縫硬度。為了對(duì)比研究凹肩與凸肩對(duì)焊縫硬度的影響，對(duì)成形較好的上凹下凸組合對(duì)應(yīng)的焊縫進(jìn)行硬度測(cè)試，并結(jié)合焊接過(guò)程中前導(dǎo)區(qū)溫度紅外圖像進(jìn)行分析。在軸肩直徑的范圍內(nèi)，C2組合的焊縫橫截面硬度分布曲線如圖8所示。

圖8 組合C2橫截面硬度曲線

由圖8可知，后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)硬度最高，焊核區(qū)次之，前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)/熱影響區(qū)硬度最低；從不同區(qū)域?qū)Ρ葋?lái)看，攪拌區(qū)域的硬度分布較為均勻，但是該區(qū)下表面一側(cè)硬度明顯高于上表面一側(cè)硬度，即凸肩一側(cè)硬度高于凹肩一側(cè)硬度；在兩側(cè)的熱機(jī)影響區(qū)，凸肩一側(cè)硬度均低于凹肩一側(cè)硬度。

用熱電偶測(cè)量整個(gè)焊接過(guò)程前導(dǎo)區(qū)上表面對(duì)稱兩點(diǎn)（距離焊縫11 mm，距離攪拌針中心27 mm）溫度，如圖9所示，可見(jiàn)前導(dǎo)區(qū)前進(jìn)側(cè)點(diǎn)的溫度高于后退側(cè)點(diǎn)，溫差最大為35℃。

圖9 焊接過(guò)程中前導(dǎo)區(qū)對(duì)稱兩點(diǎn)溫度

這有助于理解熱影響區(qū)的前進(jìn)側(cè)硬度小于后退側(cè)硬度現(xiàn)象：攪拌區(qū)域內(nèi)，凸肩增強(qiáng)了金屬厚度方向的擠壓作用，導(dǎo)致該側(cè)硬度較高；可一旦進(jìn)入熱機(jī)影響區(qū)/熱影響區(qū)，體積較小的下軸肩散熱能力比上軸肩差，導(dǎo)致熱機(jī)影響區(qū)凸肩一側(cè)硬度下降。

3.4 不同組合對(duì)焊接區(qū)域組織影響分析

四組合的雙軸肩攪拌摩擦焊縫區(qū)域組織分布和類型基本相似，都呈現(xiàn)以下共同特征：在焊核區(qū)呈現(xiàn)等軸細(xì)晶組織；熱機(jī)影響區(qū)主要由彎曲狹長(zhǎng)的變形板條狀晶粒組成，后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與熱影響區(qū)形貌差異較小，前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與熱影響區(qū)的交界處的組織形貌和晶粒尺寸分布差異較大，組織過(guò)渡急劇。但凹肩與凸肩對(duì)焊縫組織仍存在不同的影響，下面以上凹下凸C2組合焊縫為例，分別研究了接近凹肩、凸肩的焊縫顯微組織特征。

圖10為C2組合的焊縫顯微組織。由圖10可知，焊核區(qū)的晶粒大小并不一致，接近凹肩一側(cè)的晶粒（約12）大于接近凸肩一側(cè)的晶粒（約8）；而在熱影響區(qū)中，凹肩一側(cè)的晶粒尺寸則小于凸肩一側(cè)晶粒尺寸，且在焊縫對(duì)稱位置前進(jìn)側(cè)晶粒尺寸略大于后退側(cè)晶粒尺寸。這一現(xiàn)象也與硬度分布規(guī)律相一致。

圖10 C2焊縫顯微組織

4 結(jié)論

（1）實(shí)現(xiàn)了8 mm厚6061鋁合金的雙軸肩攪拌摩擦焊，四種軸肩組合中，上凹下凸、上凹下凹的組合能產(chǎn)生紋路細(xì)膩、成形美觀的焊縫，拉伸強(qiáng)度可達(dá)到母材的74.4%，在轉(zhuǎn)速相差不大、其他焊接參數(shù)設(shè)置一樣的條件下，凸肩易產(chǎn)生能量振蕩現(xiàn)象。

（2）凸肩產(chǎn)生表面溝槽缺陷傾向強(qiáng)于飛邊傾向，凹肩則相反。凹凹組合和凸凸組合的焊縫關(guān)于厚度中心對(duì)稱，但凹凸組合的焊縫不再關(guān)于厚度中心對(duì)稱，凸肩側(cè)表層焊縫的寬度明顯小于凹肩側(cè)對(duì)應(yīng)寬度。

（3）攪拌區(qū)凸肩一側(cè)硬度明顯高于凹肩一側(cè)硬度，在兩側(cè)的熱影響區(qū)，凸肩一側(cè)硬度均低于凹肩一側(cè)硬度。

[1] Marie F，Allehaux D，Esmiller B.Development of the bobbin tool technique on various aluminium alloys[R].In：Fifth international symposium on friction stir welding.Metz，F(xiàn)rance，2004.

[2] Sylva G，Edwards R，Sassa T.A Feasibility study for self reactingpintoolweldingoftin section aluminum[R].In:Proceedings of 5th international friction stir welding symposiunm.，Metz，F(xiàn)rance，2004.

[3]Kumar K，Kailas S V.The role of friction stir welding tool on material flow and weld formation[J].Mater Sci Eng，A 2008（485）：367-374.

[4] Kumar K，Kailas SV，Srivatsan T S.Influence of tool geo-metry in friction stir welding[J].Mater Manuf Processes 2008（23）：188-194.

[5] McClure J C，Coronado E，Aloor S，et al.Effect of pin tool shape on metal flow during friction stir welding[M].In:Trends in welding research，proceedings，2003：257-261.

[6] Elangovan K，Balasubramanian V.Influences of tool pin profile and tool shoulder diameter on the formation of friction stir processing zone in AA6061 aluminium alloy[J]. Mater Des 2008（29）：362-373.

[7]Hattingh D G，Blignault C，van Niekerk TI，et al.Characterization of the influences of FSW tool geometry on welding forces and weld tensile strength using an instrumented tool[J].J.Mater Process Technol 2008（203）：46-57.

[8]Mishra RS，Ma ZY.Friction stir welding and processing[J]. Mater Sci Eng：R:Rep，2005（50）：1-78.

[9] Vijay S J，Murugan N.Influence of tool pin profile on the metallurgical and mechanical properties of friction stir welded Al-10 wt.%TiB2 metal matrix composite[J].Mater Des，2010（31）：3585-3589.

[10]Thomas W M，Wiesner C S，Marks D J，et al.Conventional and bobbin friction stir welding of 12%chromium alloy steel using composite refractory tool materials[J].Sci Technol Weld Joining，2009（14）：247-253.

[11]Cederqvist L，Sorensen C D，Reynolds A P，et al.Improved process stability during friction stir welding of 5 cm thick copper canisters through shoulder geometry and parameter studies[J].Sci Technol Weld Joining，2009（14）：178-184.

[12]Jamshidi Aval H，Serajzadeh S，Kokabi A H.The influence of tool geometry on the thermo-mechanical and microstructural behaviour in friction stir welding of AA5086[A].In: Proceedings of the institution of mechanical engineers，part c：journal of mechanical engineering science[C]. 2011：1-16.

[13]Leal R M，Leitao C，Loureiro A，et al.Material flow in heterogeneous friction stir welding of thin aluminium sheets：effect of shoulder geometry[J].MaterSciAmp;Eng:A（Struct Mater：Properties，MicrostructProcess），2008（498）：384-391.

[14]Scialpi A，De Filippis L A C，Cavaliere P.Influence of shoulder geometry on microstructure and mechanical properties of friction stir welded 6082 aluminium alloy[J].Mater Des，2007（28）：1124-1129.

[15]Neumann T，Zettler R，Vilaca P，et al.Analysis of selfreacting friction stir welds in a 2024-T351 alloy[R].Friction Stir Weld Process IV，2007：55-72.

[16]Threadgill P L，Ahmed M M Z，Martin J P，et al.The use of bobbin tools for friction stir welding of aluminium alloys[R].Thermec 2009，Pts 1，2010：638-642，1179-1184.

[17]Colligan K J，Pickens J R.Friction stir welding of aluminum using a tapered shoulder tool[A].Friction Stir Welding and Processing III Proceedings of a Symposia Sponsored by the Shaping and Forming Committee of the Materials ProcessingandManufacturingDivisionofTMS，13-17Feb2005[M]. Warrendale,PA，USA：Minerals，Metels&Materials Soc，2005：161-170.

[18]Sued M K，Pons D，Lavroff J，et al.Design features for bobbin friction stir welding tools:Development of a conceptual model linking the underlying physics to the production process[J].Materials and Design，2014（54）：632-643.

[19]董繼紅，聶緒勝，鄢江武，等.常規(guī)FSW與雙軸肩FSW對(duì)鋁合金接頭組織和性能的影響[J].焊接學(xué)報(bào)，2013，34（7）：85-86.

[20]趙衍華，李延民，郝云飛，等.2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭組織與性能分析[J].宇航材料工藝，2012（6）：70-75.

Effect of different shoulder combination on quality of bobbin tool friction stir welding

WANG Penghao，CHEN Shujin，LI Hao，ZHANG Feng，GAO Jinyong，WANG Lizhu
（School of Materials Science and Engineering，Jiangsu University of Science and Technology，Zhenjiang 212003，China）

In order to reveal the effect of different shoulder on bobbin tool friction stir welding quality，four kinds of combination by concave and convex shoulder are tested for welding aluminum alloy 6061-T6 with thickness 8 mm.Based on the detection of welding torque and leading zone temperature，the weld appearances，visual inspection and hardness of the cross section，microstructure and mechanical properties of BT-FSW joint have been analyzed.The result indicate that two combinations by top concave and bottom convex，top concave and bottom concave can generate the appropriate weld and the corresponding tensile fracture morphology of the joint is typical ductile fracture.The joint is symmetry on the center of thickness when top and bottom shoulder have same shape，but is no longer symmetry when two shoulders have different shape.Compared with the shoulder,concave shoulder has better surface forming effect，the seam close to the concave shoulder has greater width than the seam close to the convex shoulder;convex shoulder prone to produce surface groove defects，but has less tendency to produce flash.The hardness of welding nugget is not uniform，the layer near the convex shoulder side has higher hardness.However,the hardness of the layer near the convex shoulder side was lower than that of the concave shoulder side in the heat affected zone.

bobbin tool friction stir welding；shoulder combination；welding torque

TG453+.9

：A

：1001-2303（2015）10-0023-07

10.7512/j.issn.1001-2303.2015.10.05

2015-07-16；

：2015-08-08

江蘇省本科創(chuàng)新重點(diǎn)項(xiàng)目（201410289021Z）；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51205175，51375218)

王鵬浩（1993—），男，江蘇江陰人，在讀碩士，主要從事焊接過(guò)程檢測(cè)研究工作。