鎂-鋼無匙孔攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭機(jī)械連接狀態(tài)分析

劉 驍，王希靖,2，車文斌，張亮亮,王博士

(1. 蘭州理工大學(xué)省部共建有色金屬先進(jìn)加工與再利用國家重點(diǎn)實(shí)驗室，蘭州730050；2. 蘭州理工大學(xué)有色金屬合金省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗室，蘭州730050 )

鎂-鋼無匙孔攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭機(jī)械連接狀態(tài)分析

劉 驍1，王希靖1,2，車文斌1，張亮亮1,王博士1

(1. 蘭州理工大學(xué)省部共建有色金屬先進(jìn)加工與再利用國家重點(diǎn)實(shí)驗室，蘭州730050；2. 蘭州理工大學(xué)有色金屬合金省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗室，蘭州730050 )

采用無匙孔攪拌摩擦焊對DP600鍍鋅鋼和AZ31鎂合金進(jìn)行點(diǎn)焊搭接試驗，利用掃描電鏡觀察其微觀組織，分析拉伸斷口推斷其斷裂過程.結(jié)果表明：鎂-鋼接頭成形受轉(zhuǎn)速與軸肩下壓量影響敏感，可施焊工藝參數(shù)窗口??；在最優(yōu)工藝參數(shù)下，接頭成形良好，鎂和鋼相互嵌入鎖合充分明顯，具有典型“機(jī)械連接”特征；接頭宏觀形貌上，鎂和鋼分別呈多鉤狀互相嵌入對方并呈渦流狀纏繞在一起；微觀形貌上，由于攪拌針直接穿過鋼板，鋼側(cè)攪拌針作用部分區(qū)域被撕裂與攪碎，鎂、鋼層疊交錯分布，流向性明顯，并存在少量由于鎂蒸發(fā)造成的微觀孔洞；拉斷試驗中，鎂、鋼分離起始于攪拌區(qū)外圍不存在機(jī)械連接作用的區(qū)域，直至裂紋擴(kuò)展至焊核區(qū)鎂、鋼互相纏繞部分鋼的裂紋處，沿裂紋發(fā)生撕裂將鋼板從鎂板上剝離，斷后在鋼板的攪拌區(qū)域形成較大孔洞；接頭橫截面顯微硬度顯示，無論鎂層鋼層，其硬度分布均呈“W”型，符合普遍攪拌摩擦焊接頭硬度分布特征.

DP600鍍鋅鋼；AZ31B鎂合金；無匙孔攪拌摩擦點(diǎn)焊；機(jī)械連接

鎂合金是密度最輕的工業(yè)用合金之一，具有較高的比強(qiáng)度[1-3].這些性能在減輕車體重量、降低尾氣排放、提高燃料經(jīng)濟(jì)性等方面有顯著作用，因而在汽車制造業(yè)中的使用量不斷增加[4].DP600雙相鋼具有高強(qiáng)度、高成形性等性能，廣泛用于汽車車體的制造[5].由于鎂合金和鋼二者應(yīng)用的交叉性，在某些環(huán)境中二者的復(fù)合結(jié)構(gòu)可以替代鋼結(jié)構(gòu)，有效地降低結(jié)構(gòu)件重量，解決交通工具輕量化等問題，為節(jié)能、環(huán)保提供切實(shí)可行的技術(shù)支持，因此鎂和鋼的連接問題受到國內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注[6-8].

鎂和鋼的熔點(diǎn)差異非常大，鎂的熔點(diǎn)為649 ℃，鋼的熔點(diǎn)約為1 500 ℃，而鎂的沸點(diǎn)為1 107 ℃，所以這兩種金屬很難同時達(dá)到熔融態(tài).同時，鎂在鐵中的固溶度幾乎為零，基于以上原因，傳統(tǒng)的熔焊方法很難實(shí)現(xiàn)鎂和鋼的焊接.由于攪拌摩擦點(diǎn)焊自身的特點(diǎn)及適應(yīng)性，成為重要的鎂、鋼異種金屬連接方法之一[9-12].

經(jīng)研究發(fā)現(xiàn)，鎂-鋼無匙孔攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭的連接方式為機(jī)械連接與冶金結(jié)合共同作用，而機(jī)械連接又是決定性連接方式，其作用遠(yuǎn)大于冶金結(jié)合，這也是鎂-鋼攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭有別于其他焊接方式且連接強(qiáng)度遠(yuǎn)高于其他焊接方法的原因所在[13].故本文針對鎂-鋼攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭機(jī)械結(jié)合這一特殊的結(jié)合方式，討論工藝參數(shù)對其機(jī)械混合程度的影響，分析其特征與形貌，并結(jié)合其拉斷過程研究與接頭顯微硬度分析，以期闡明機(jī)械連接在鎂-鋼無匙孔攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭中存在的狀態(tài)與作用.

1 試驗方法

1.1 試驗材料

實(shí)驗材料選用尺寸均為150 mm×50 mm，厚度為1 mm的DP600鍍鋅鋼和3 mm的AZ31B鎂合金.兩種材料的化學(xué)成分如表1和表2所示.

表1 DP600鍍鋅鋼板化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

表2 AZ31鎂合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

1.2 試驗方法

采用自行研制的無匙孔攪拌摩擦點(diǎn)焊設(shè)備對3 mm厚AZ31B鎂合金與1 mm厚DP600鍍鋅鋼按照圖1搭接形式進(jìn)行點(diǎn)焊試驗(鋼板在上，鎂板在下).通過正交試驗，找出最優(yōu)工藝參數(shù)為：攪拌頭旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速 1 200 r/min，軸間下壓量0.3 mm，攪拌針伸出量2.0 mm，接頭平均抗剪切載荷可達(dá)到10.5 kN[14].沿攪拌針行走方向切取焊點(diǎn)橫截面制備試樣，經(jīng)打磨、拋光后用掃描電鏡觀察點(diǎn)焊接頭的宏觀及微觀形貌，采用MH-3型顯微硬度計在點(diǎn)焊接頭橫截面分別進(jìn)行硬度測試，同時對其拉伸斷裂行為進(jìn)行分析.

圖1 搭接方式示意圖Fig.1 Schematic drawing of lap way

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 點(diǎn)焊接頭的表面成形

圖2(a)和(b)是最優(yōu)焊接工藝參數(shù)下的點(diǎn)焊接頭的正面和背面的宏觀形貌，從圖中可以看出，焊點(diǎn)上表面平整美觀，攪拌針退出時留下的匙孔被完全回填，且焊點(diǎn)周圍無飛邊等缺陷；由于溫度達(dá)到225 ℃后，鍍鋅層會發(fā)生激烈氧化，故焊點(diǎn)邊緣的鍍鋅層受到軸肩旋轉(zhuǎn)擠壓產(chǎn)熱作用發(fā)生氧化而發(fā)黑.焊點(diǎn)背面整體平整呈橢圓形，且顏色變暗淡，有明顯鎂合金受熱氧化與攪拌針攪入后金屬鎂呈塑性狀態(tài)流動的痕跡(圖2b線框內(nèi)).

圖2 焊接接頭形貌 Fig.2 Weld joint morphology(a)—焊點(diǎn)正面； (b)—焊點(diǎn)背面

2.2 點(diǎn)焊接頭的宏觀形貌

在最優(yōu)工藝參數(shù)下，獲得如圖3所示的點(diǎn)焊接頭的橫截面宏觀形貌.根據(jù)橫截面宏觀形貌，可以將其分為攪拌區(qū)和擴(kuò)散區(qū).攪拌區(qū)是在高速旋轉(zhuǎn)的攪拌針剪切力和摩擦熱的共同作用下，使被焊母材發(fā)生塑性流動而形成的攪拌混合區(qū)域.攪拌針在A區(qū)域開始啟焊，并穿過鋼層直接插入到鎂合金中，鋼受到攪拌針熱力復(fù)合作用，發(fā)生形變與局部塑性流動，形成若干“鋼釘”狀突起嵌入鎂合金；攪拌針在B區(qū)域開始回抽，由于攪拌針邊行走邊回抽，使得鋼不斷向鎂合金回填，在鎂合金中形成了一個較大的“鋼彎鉤”，從而將鎂和鋼連成一體，得到優(yōu)質(zhì)的鎂-鋼無匙孔點(diǎn)焊接頭.

圖3 最優(yōu)參數(shù)下點(diǎn)焊接頭橫截面形貌Fig.3 Cross-sectional shape of spot welded joints under the optimal parameters

只受到軸肩摩擦產(chǎn)熱和頂鍛作用，而沒有攪拌針作用的區(qū)域為擴(kuò)散區(qū).由于該區(qū)域沒有受到攪拌針攪拌作用，因此鎂與鋼之間的分界面十分明顯，即沒有機(jī)械連接作用的參與.對該區(qū)域結(jié)合界面進(jìn)行元素線掃描與XRD分析所得結(jié)果如圖4所示，由圖4(a)可知，Mg和Fe的能譜線發(fā)生寬約2 μm的交錯，且有微量的Zn(DP600鍍鋅層)、Al(AZ31中的合金元素)、O等元素，推測這些元素與Mg、Fe發(fā)生反應(yīng)生成化合物從而形成接頭冶金結(jié)合；圖4(b)結(jié)合面處的XRD分析發(fā)現(xiàn)MgFeOAl4、Mg7Zn3、AlMg4Zn11、Al3Mg2等金屬化合物以及MgO，證實(shí)了關(guān)于圖4(a)中存在Mg、Fe、Zn、Al、O之間化合物的推測，接頭中Mg與Fe雖不直接發(fā)生反應(yīng)，但兩者與Zn、Al、O等元素形成的化合物及氧化物的連接保證了接頭一定程度的冶金結(jié)合.

圖4 接頭結(jié)合界面線掃描與XRD分析結(jié)果 Fig.4 Results of line scan and XRD analysis for the joint(a)—接頭結(jié)合界面線掃描結(jié)果; (b)—接頭結(jié)合界面XRD分析結(jié)果

2.3 攪拌區(qū)的微觀組織

圖5(a)和(b)分別是圖3攪拌區(qū)中A、B區(qū)域的背散射電子掃描圖像，從圖5(a)中可以看出：鎂合金中分布著大量的鋼，這是由于塑性狀態(tài)的鋼在流動過程中被攪拌針攪入到鎂合金中所形成的.從整體上看，這些鋼構(gòu)成一個類似于山峰狀的突出節(jié)，深深地嵌入到鎂合金基體中.同時，從圖5(b)也可以發(fā)現(xiàn)：大量鎂合金呈塑性流動狀態(tài)進(jìn)入到鋼中，并且在攪拌針的作用下與鋼進(jìn)行充分的攪拌混合，形成“彎鉤”嵌入到鋼基體中.因此，鎂合金和鋼之間的機(jī)械連接基本上是通過兩者之間所形成的許多大小不一的“釘子”、“彎鉤”將對方連接起來，形成牢固的點(diǎn)焊接頭.

從圖5(a)與(b)中還可以發(fā)現(xiàn)，在鎂合金和鋼的連接界面處，鎂合金基體內(nèi)鋼和鎂合金充分?jǐn)嚢杌旌希飨蛐员容^明顯，并且兩者之間層層相疊，交錯分布，與攪拌摩擦焊焊核區(qū)中典型的“洋蔥環(huán)”組織很相似.在點(diǎn)焊過程中，摩擦熱使被焊區(qū)域的母材溫度不斷升高，鎂基體達(dá)到熱塑性狀態(tài)，在攪拌針的作用下，鎂合金和鋼都受到攪拌針的剪切作用，而產(chǎn)熱還不足以讓鋼達(dá)到熱塑性狀態(tài)，即發(fā)生了如圖5(a)所示，熱塑性狀態(tài)的鎂夾雜著大量被攪拌針?biāo)毫雅c撕碎的鋼的碎粒發(fā)生強(qiáng)烈的塑性流動變形，而且是隨著攪拌頭的旋轉(zhuǎn)而流動的，形成了與同心環(huán)相似的結(jié)構(gòu)，最后把鎂合金和鋼充分?jǐn)嚢杌旌显谝黄穑纬蓹C(jī)械連接，這也是由圖5(a)中可明顯看出鋼呈現(xiàn)明顯不連續(xù)狀態(tài)的原因.

從圖5(b)中可以發(fā)現(xiàn)，在攪拌混合區(qū)域存在一些顯微孔洞，這是由于鎂合金熔點(diǎn)過低，容易發(fā)生氧化和燒蝕造成的，這些缺陷將會對點(diǎn)焊接頭的接頭強(qiáng)度產(chǎn)生影響.

圖5 攪拌區(qū)微觀形貌 Fig.5 Microstructure of stirring zone (a)—攪拌區(qū)A區(qū)域背散射電子圖像； (b)—攪拌區(qū)B區(qū)域背散射電子圖像

2.4 工藝參數(shù)對點(diǎn)焊接頭機(jī)械混合程度的影響

在攪拌摩擦點(diǎn)焊中，由于不存在攪拌針長行程行走過程，故對接頭質(zhì)量影響最大的工藝參數(shù)莫過于轉(zhuǎn)速與下壓量兩個參數(shù)，以下分別從攪拌頭轉(zhuǎn)速與軸肩下壓量兩個方面分析工藝參數(shù)對接頭機(jī)械混合程度的影響.

2.4.1 攪拌頭轉(zhuǎn)速對接頭機(jī)械混合程度的影響

圖6(a)為攪拌頭轉(zhuǎn)速為1 000 r/min時點(diǎn)焊接頭橫截面形貌，由圖可以看出，兩種金屬材料的機(jī)械混合不充分，即使在攪拌區(qū)鎂和鋼的連接界面依然很明顯清晰，只有一小部分的鋼嵌入到鎂合金中，未見圖3中明顯的鉤狀凸起，焊接接頭的連接強(qiáng)度較低.這是由于攪拌頭轉(zhuǎn)速低，熱輸入不足，造成材料尤其是上面的鋼板塑性流動性差，機(jī)械混合程度低.另外，攪拌頭轉(zhuǎn)速低，攪拌行為不劇烈，攪拌針周圍材料間的剪切力也較小，不利于鋼的撕裂與鎂合金的流動，接頭強(qiáng)度不高.

當(dāng)攪拌頭旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速為1 400 r/min時，從圖6(b)可以發(fā)現(xiàn)，在攪拌區(qū)內(nèi)有大量的鋼塊嵌入到鎂合金中，形成了多個“鋼彎鉤”.這是由于攪拌頭的轉(zhuǎn)速過高，摩擦產(chǎn)熱大幅增加，被焊母材熱塑性狀態(tài)充分.另外，高速旋轉(zhuǎn)的攪拌針與其相接觸的材料產(chǎn)生較大的剪切力，使材料發(fā)生強(qiáng)烈塑性流動，從而促進(jìn)鎂合金和鋼進(jìn)行攪拌混合和機(jī)械連接.但是，由于產(chǎn)熱與攪拌針施加在材料上的剪切力過大，雖然鋼、鎂之間形成了多個大尺寸的鉤狀凸起，但明顯看出鋼嵌入在鎂中的鉤狀凸起已被攪拌針?biāo)簲嗖⑴c母體分離，失去了機(jī)械連接的作用，從而造成接頭強(qiáng)度的下降.

圖7為攪拌頭轉(zhuǎn)速為1200 r/min時接頭橫截面形貌，如圖中A處所示，鋼在鎂中的鉤狀嵌入明顯，且與母材相連，此種形貌接頭連接強(qiáng)度最高.

圖6 不同轉(zhuǎn)速下點(diǎn)焊接頭的橫截面形貌Fig.6 Cross-sectional shape for different speeds spot welding (a)—轉(zhuǎn)速:1000 r/min； (b)—轉(zhuǎn)速:1 400 r/min

圖7 1 200 r/min轉(zhuǎn)速下的接頭橫截面形貌Fig.7 Cross-sectional shape (1 200 r/min)

2.4.2 軸肩下壓量對接頭機(jī)械混合程度的影響

從圖8(a)可以看出，當(dāng)軸肩下壓量為 0.1 mm 時，鎂和鋼之間的分界面十分清晰，在攪拌區(qū)鋼呈波浪狀分布，在擴(kuò)散區(qū)鎂鋼連接不緊密.這是因為軸肩下壓量較小時，母材受到的頂鍛力也小，鋼板和鎂合金板材之間的間隙增大，同時也降低攪拌針作用于材料的剪切力與軸肩熱輸入量，從而導(dǎo)致攪拌區(qū)母材不能充分?jǐn)嚢杌旌?

當(dāng)軸肩下壓量為0.5 mm時，如圖8(b)所示，可以明顯觀察到焊點(diǎn)邊緣有飛邊存在，而攪拌區(qū)的機(jī)械混合程度不是十分明顯.這是由于軸肩下壓量過大，產(chǎn)熱量也多，有利于擴(kuò)散區(qū)的鋼板上表面處于熱塑性狀態(tài)，隨著軸肩向下移動的過程中不斷被擠出，焊點(diǎn)整體向下塌陷，呈熱塑性的金屬被擠到焊點(diǎn)外圍形成飛邊，由于焊點(diǎn)的變薄、有效作用金屬的減少，影響焊點(diǎn)成型的同時也嚴(yán)重降低了接頭的結(jié)合強(qiáng)度.

圖8 不同軸肩下壓量下點(diǎn)焊接頭的橫截面形貌 Fig.8 Cross-sectional shape of the spot welded joints for different amount of depression of the shoulder(a)—下壓量:0.1 mm； (b)—下壓量:0.5 mm

圖9為軸肩下壓量為0.3 mm時接頭橫截面形貌，此時下壓量控制得當(dāng)，既實(shí)現(xiàn)了接頭擴(kuò)散區(qū)鎂鋼的緊密連接又沒有形成過大飛邊造成焊點(diǎn)坍塌與金屬減薄.

圖9 0.3 mm軸肩下壓量接頭的橫截面形貌Fig.9 Cross-sectional shape of the spot welded joints (depression of the shoulder:0.3 mm)

2.5 接頭斷口分析

鎂-鋼無匙孔攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭存在如圖10(a)和(b)所示的兩種典型斷裂方式，接頭抗剪切載荷分別為7.7 kN、10.5 kN.從斷裂方式I，可以看出鎂合金與鍍鋅鋼直接從點(diǎn)焊接頭的結(jié)合面處剝離，由斷口形貌可以發(fā)現(xiàn)鎂和鋼在連接界面上分界清晰明顯，基本上沒有出現(xiàn)互相攪合鑲嵌的區(qū)域.這是由于焊接工藝參數(shù)選擇不當(dāng)引起的，如攪拌頭旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速過低和軸肩下壓量過小，造成攪拌針產(chǎn)生的剪切力不足以作用于鋼產(chǎn)生撕裂與分離，而鎂母材亦無法處于熱塑性狀態(tài)，導(dǎo)致攪拌區(qū)機(jī)械混合不充分，無法形成足夠的互相嵌入的凸起結(jié)構(gòu).此外，攪拌針伸出量過小從而造成接頭的機(jī)械混合區(qū)域小，機(jī)械結(jié)合不可靠，鎂合金板材和鍍鋅鋼板也容易從結(jié)合面處剝離，產(chǎn)生這種斷裂方式.

從斷裂方式II可以看出：整個點(diǎn)焊接頭在斷裂過程中發(fā)生了較大的塑性變形，當(dāng)變形達(dá)到一定程度后，鍍鋅鋼便從鎂合金上撕裂下來，并且鍍鋅鋼處于攪拌區(qū)的一部分金屬都黏附在鎂板上，因此在鍍鋅鋼板上形成了一個較大的洞口，由于凡此種斷裂方式接頭抗剪切載荷最高，故視此種接頭為優(yōu)質(zhì)接頭.分析其斷裂原因如下：由于在攪拌區(qū)外圍的擴(kuò)散區(qū)不存在機(jī)械連接作用，鎂、鋼分離起始于擴(kuò)散區(qū)將鎂鋼沿結(jié)合面分離，直至裂紋擴(kuò)展至攪拌區(qū)，由于攪拌區(qū)鎂鋼互相嵌入纏繞難分彼此，裂紋無法沿結(jié)合面發(fā)展，只能通過被攪拌針?biāo)毫训匿摿鸭y處繼續(xù)延伸，最終沿裂紋發(fā)生撕裂將鋼板從鎂板上剝離，斷后在鋼側(cè)攪拌區(qū)留下被剝離后的孔洞.

通常情況下，以第二種斷裂方式失效的接頭抗剪切載荷要遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于第一種斷裂方式的接頭抗剪切載荷.因此，由于機(jī)械連接作用在鎂-鋼無匙孔攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭中起決定性作用，故從某種意義上，可以通過接頭抗剪切載荷來反映接頭機(jī)械混合程度.

圖10 接頭的兩種斷裂方式Fig.10 Two kinds of joint fracture mode(a)—斷裂方式Ⅰ； (b)—斷裂方式Ⅱ

2.6 接頭流動行為分析

將焊點(diǎn)從鎂合金側(cè)進(jìn)行打磨，待有鋼從鎂合金漏出后停止，然后將打磨過的接頭試樣置于10%的稀硫酸溶液中，使焊點(diǎn)處殘余的鎂合金腐蝕溶解，這樣便可直觀分析接頭中鋼的形貌，如圖11所示為腐蝕掉鎂后只剩鋼的焊點(diǎn)，由于焊點(diǎn)中鎂和鋼相互填充，故從鋼的形貌亦可知鎂的形貌.可以看出，鋼、鎂呈渦流狀纏繞在一起，形成互相嵌入纏繞的結(jié)構(gòu)形貌，增加了兩種材料的有效接觸面積并相互勾連，使接頭強(qiáng)度大大提高.推斷形成此種接頭形貌的原因是在焊接過程中，由于鋼熔點(diǎn)較高，攪拌針與軸肩產(chǎn)生的熱量不足以使其充分熱塑化，便形成了撕裂、攪碎與局部塑化流動共同作用的狀態(tài)，鎂雖然在鋼板之下，吸收熱量遠(yuǎn)小于鋼，但由于其熔點(diǎn)低，在攪拌針的劇烈攪動作用下很容易熱塑化，塑性鎂便流入鋼撕裂與流動過的縫隙或缺口中，這就形成了圖11中互相嵌入纏繞的形貌.

圖11 腐蝕10 s后的接頭宏觀形貌Fig.11 Joint macro-morphology after corrosion for 10 s

2.7 接頭顯微硬度結(jié)果分析

圖12所示為接頭橫截面中央等高位置顯微硬度分布.由圖可以看出，鋼和鎂合金的硬度分布相似，其形狀大致為“W”型，其中鍍鋅鋼母材顯微硬度為140.1 HV，AZ31鎂合金母材顯微硬度為74.6 HV.對于上層的鍍鋅鋼，攪拌區(qū)的硬度最高，由于該區(qū)域發(fā)生了強(qiáng)烈的塑性變形和動態(tài)再結(jié)晶，比較大的晶粒在攪拌針的回抽作用下被打斷，最終形成了細(xì)小的等軸晶組織，顯微硬度也隨著晶粒的細(xì)化而增加；而軸肩作用區(qū)只受到熱場的作用，晶粒長大，硬度降低.對于下層的AZ31鎂合金，同樣是攪拌區(qū)晶粒得到很大程度的均勻細(xì)化，硬度高于母材，軸肩作用區(qū)硬度較低.

該結(jié)果顯示，雖然鎂-鋼無匙孔攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭以機(jī)械連接為主，有別于一般攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭，但從其硬度分布為“W”型符合普遍攪拌摩擦焊接頭硬度分布特征可以看出，其焊接過程仍為典型攪拌摩擦焊過程.

圖12 接頭顯微硬度分布Fig.12 Joint microhardness

3 結(jié) 論

(1)優(yōu)工藝參數(shù)下，接頭成形良好，鎂、鋼相互嵌入鎖合充分明顯，具有“機(jī)械連接”特征.

(2)拉斷試驗證明攪拌區(qū)的機(jī)械結(jié)合保證了接頭強(qiáng)度；斷后在鋼板的攪拌區(qū)形成撕裂孔洞.

(3)接頭橫截面顯微硬度分布呈“W”型，符合攪拌摩擦焊接頭硬度分布特征.

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Analysis of mechanical connectin state of friction stir keyholeless spot welding of magnesium-steel

Liu Xiao1, Wang Xijing1,2, Che Wenbin1, Zhang Liangliang1， Wang Boshi1

(1.State Key Laboratory of Advanced Processing and Recycling of Nonferrous Metals, Lanzhou University of Technology, Lanzhou 730050, China; 2. Key Laboratory of Non-ferrous Metal Alloys, The Ministry of Education, Lanzhou University of Technology, Lanzhou 730050, China )

Lap joints tests between dissimilar AZ31 magnesium alloy and DP600 steel sheets were made by friction stir keyholeless welding (FSKSW). Scanning electron microscope (SEM) was used to investigate the microstructure and tensile fracture of joints. The experimental results showed that the joint formation is sensitive to the rotation speed of the tool and the vertical descent of the shoulder that results to the small range of welding process parameter. Under the optimum process parameters, the joint formation is good and the interlocking of Mg-steel is obvious with a typical mechanical connection feature. From the macro-morphology of the sample, it can be seen that Mg-steel are hooked into each other, they intertwine together like a vortex. From the micro-morphology, there exists a number of gaps and cracks at the tool function area beside steel side owing to the tool directly going through the steel plate; magnesium-steel appears a layering distribution with obvious flow direction. Meanwhile there is a small amount of micro-pores due to the evaporation of magnesium element. In the tensile test, separation of magnesium-steel starts from the periphery of the mixing zone where the mechanical connection does not exist and the crack continues to extend to the nugget zone where magnesium-steel are intertwined with each other. Steel plate is stripped from the magnesium plate along the crack with the formation of large holes at the mixing zone of steel plate. The microhardness of the samples shows that the hardness distribution of magnesium side or steel side is "W" type, which is consistent with the general distribution of friction stir welded joints.

DP600 galvanized steel; AZ31B magnesium alloy; friction stir keyholeless spot welding; mechanical connection

10.14186/j.cnki.1671-6620.2017.03.013

TG 456.9

：A

：1671-6620(2017)03-0225-07