鋁（銅）/不銹鋼異種金屬大直徑攪拌摩擦釬焊界面組織特征與工具的去膜效果*

張貴鋒，鄺吉濤，宗 凱，唐英利

（1.西安交通大學(xué)金屬材料強(qiáng)度國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 焊接研究所，西安710049；2.西安市輕工業(yè)研究所，西安710001）

1 攪拌摩擦焊概述

由英國(guó)焊接研究所的W.M.Thomas 于1991 年發(fā)明的攪拌摩擦焊（friction stir welding，F(xiàn)SW）作為一種先進(jìn)固相焊方法，其最突出的貢獻(xiàn)在于能實(shí)現(xiàn)板材的摩擦焊。這一革命性的技術(shù)進(jìn)步主要得益于兩點(diǎn)：一是在熱源方面，用工具與工件之間的摩擦熱代替?zhèn)鹘y(tǒng)旋轉(zhuǎn)摩擦焊工件與工件之間的摩擦熱，這樣便允許工件固定而工具旋轉(zhuǎn)； 二是巧妙又簡(jiǎn)潔的工具設(shè)計(jì)，即在承擔(dān)攪拌混合界面的細(xì)針上方設(shè)置了同軸大直徑的軸肩，這不僅為針前冷態(tài)母材提供了潔凈的摩擦熱源，也為針后高溫塑化金屬提供了塑性流動(dòng)所需的擠壓力與保溫所需的摩擦熱源。由此可見(jiàn)，工具在攪拌摩擦焊中起著決定性作用，它不僅是使母材軟化的“熱源”，而且是使母材塑性流動(dòng)直至混合的“力源”[1]。因此，工具不僅通過(guò)加熱途徑影響接頭組織與性能，還能通過(guò)力學(xué)途徑影響組織與性能。

FSW 作為一種通過(guò)攪拌驅(qū)動(dòng)塑性金屬流動(dòng)并混合實(shí)現(xiàn)固態(tài)焊接的方法，具有抑制脆性金屬間化合物的優(yōu)勢(shì)，所以在異種金屬板材焊接方面具有很大潛力。異種金屬FSW 分為攪拌摩擦對(duì)接焊 （FSBW）與攪拌摩擦搭接焊 （FSLW），但其界面去膜的難易程度不同。相對(duì)而言，異種金屬FSBW 因針的旋轉(zhuǎn)方向垂直于界面，比FSLW更容易實(shí)現(xiàn)界面去膜。但與同種金屬FSBW 相比，前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)母材的布置（高強(qiáng)度放置于前進(jìn)側(cè)，低強(qiáng)度放置于后退側(cè)）、 工具中心相對(duì)于焊接面的偏移量成為抑制缺陷與調(diào)控組織的新因素[2-10]。相對(duì)于FSBW，F(xiàn)SLW 的困難點(diǎn)較多，主要的困難點(diǎn)可歸納如下：①界面氧化膜雖能被破碎，但氧化膜碎片的分散與清除效果差，難以驅(qū)散到針直徑之外的區(qū)域。這是由于攪拌摩擦搭接焊中工具的旋轉(zhuǎn)方向平行于搭接界面而非像攪拌摩擦對(duì)接焊那樣垂直于界面。在這種情況下，針穿透上板進(jìn)入下板雖然能直接破碎原有氧化膜，但氧化膜碎片的排除效果差，只是重新改變了氧化膜碎片的分布； ②單道焊合寬度很窄，僅為針的直徑； ③在貼合面的邊緣處，常會(huì)出現(xiàn)下板嵌入上板的勾狀（hook）未焊合界面，這一缺陷對(duì)上板造成切割效應(yīng)，減薄上板的有效承載厚度，導(dǎo)致應(yīng)力集中。

為克服FSLW 存在的上述問(wèn)題及針的磨損、斷針現(xiàn)象，文獻(xiàn)[11-13]提出了攪拌摩擦釬焊（Friction stir brazing/soldering，F(xiàn)SB/FSS）技術(shù)。異種或同種金屬攪拌摩擦釬焊如圖1 所示[13]，F(xiàn)SB基于充分利用旋轉(zhuǎn)軸肩的熱—力聯(lián)合作用的思路，采用無(wú)針工具 （無(wú)針可消除針的磨損、 斷針、 匙孔與勾狀缺陷），作為熱源與力源并輔之以釬料的溶解、 流動(dòng)與填充作用（使氧化膜隨液相被擠出并擴(kuò)大結(jié)合面積），利用 “摩擦低溫”下的 “冶金反應(yīng) （溶解—擠出—擴(kuò)散）” 代替“塑性流動(dòng)” 來(lái)實(shí)現(xiàn)焊接，從而可降低對(duì)高強(qiáng)母材塑性變形與流動(dòng)程度的苛求。

圖1 異種或同種金屬攪拌摩擦釬焊示意圖

FSB 的優(yōu)點(diǎn)主要有：①與FSW 相比更高效（單道焊接寬度大幅增加至幾倍肩寬），氧化膜隨共晶液相被擠出，上/下板間無(wú)hook 缺陷，無(wú)匙孔，免除針的磨損； ②與傳統(tǒng)爐中釬焊相比具有冶金與力學(xué)雙重界面去膜能力，極為優(yōu)異的潤(rùn)濕性，免用釬劑與保護(hù)氣體，擠出低熔點(diǎn)、 低強(qiáng)度的釬料，界面最終為擴(kuò)散焊組織，打碎并分散界面金屬間化合物。

FSB 的應(yīng)用主要有：①Al-X、 Cu-X 與Brass-X （X=Fe，Cu，Ti，Mg，Al，Ni，SUS 等）異種金屬搭接焊； ②制備雙金屬?gòu)?fù)合板，如Al-X 與Cu-X （X=Fe，Cu，Ti，Mg，Al，Ni，SUS 等）雙金屬?gòu)?fù)合板。FSB 與爆炸焊相比，基板厚度不受限制，無(wú)邊緣效應(yīng)與加工硬化，對(duì)母材塑性無(wú)苛求，適于薄小件的貴重金屬?gòu)?fù)合； 與軋制焊相比，節(jié)能、 界面潔凈、 投資小、 易操作。筆者所在課題組目前致力于“大直徑（30 mm 以上）、 高焊速”條件下的窄幅、 異型、 輕薄、 低塑復(fù)合板/復(fù)合管的先進(jìn)環(huán)保節(jié)能制備技術(shù)。

圖2 復(fù)合材料半固態(tài)攪拌釬焊工藝示意圖

此外，文獻(xiàn)[14-17]在振動(dòng)輔助釬焊基礎(chǔ)上提出了一種半固態(tài)釬料攪拌釬焊工藝（semisolid stir brazing，SSB），復(fù)合材料SSB 如圖2 所示[16]，該工藝的優(yōu)點(diǎn)在于能實(shí)現(xiàn)對(duì)接焊。其要點(diǎn)有兩方面，一是釬料處于半熔化狀態(tài) （固相率60%），目的在于防止釬料被擠出，并利用未熔固相粒子強(qiáng)化母材表面的摩擦破膜； 二是所用工具僅有細(xì)針而無(wú)軸肩。用細(xì)針插入位于釬焊間隙內(nèi)的半固態(tài)釬料中，當(dāng)針旋轉(zhuǎn)時(shí)可以直接攪拌液態(tài)釬料并刮擦母材表面，從而有效破除釬料與母材的氧化膜，實(shí)現(xiàn)潤(rùn)濕。針的直徑與通常釬焊間隙等寬，由于其所用工具沒(méi)有軸肩，削弱了摩擦加熱效果，因此需另增加熱源。同時(shí)，液態(tài)釬料也難以被擠出，但有利于實(shí)現(xiàn)對(duì)接焊。

本研究致力于大直徑FSB 可行性與界面組織特征研究，并進(jìn)一步闡明FSB 界面去膜機(jī)理。

2 試驗(yàn)材料與方法

選用表面氧化膜難以破除的不銹鋼（SUS）作為下板，對(duì)比進(jìn)行Al/SUS （軟/硬）與Cu/SUS（硬/硬）兩種異種金屬組合的FSB 試驗(yàn)。在Al/SUS組合中，所用鋁板厚度為3 mm，304 不銹鋼為0.5 mm 箔片，意欲在鋁板上加覆一層剛性與耐磨保護(hù)層。在Cu/SUS 組合中 （用于制備電解行業(yè)的陰極板），兩種母材厚度均為3 mm，長(zhǎng)為200 mm，位于上部的銅條寬度為30 mm，位于下部的316L 不銹鋼寬度為50 mm。釬料均選用純Zn 箔片。采用鋼質(zhì)Φ40 mm 大直徑無(wú)針工具在大氣環(huán)境下施焊。

本試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案特點(diǎn)主要有：①選用氧化膜難以破除的不銹鋼作下板，塑性較好且對(duì)工具磨損小的鋁或銅材作上板； ②不同組合可研判上板性能對(duì)界面剪切去膜、 混合的影響； ③所用攪拌頭均為Φ40 mm 無(wú)針大直徑攪拌頭。采用大直徑工具，一是為了提高大面積工況下的焊接效率，二是為了強(qiáng)化、 延長(zhǎng)界面扭轉(zhuǎn)力學(xué)作用，在此情況下，觀察界面微觀組織特征，著重分析FSB 新工藝中旋轉(zhuǎn)工具的熱-力作用對(duì)破膜、 改善潤(rùn)濕性及增大焊道面積的可行性，以證實(shí)FSB相對(duì)于FSW 所具有的增寬焊道優(yōu)點(diǎn)及相對(duì)于爐中釬焊的機(jī)械去膜優(yōu)點(diǎn)。

3 試驗(yàn)結(jié)果與討論

3.1 Al/SUS 界面組織

圖3 為1060Al/304 （3/0.5 mm）組 合 采 用Φ40 mm攪拌頭、 1 500 rpm×75 mm/min×3°×0.8 mm （壓入深度）下，Al/SUS 組合FSB 接頭界面致密組織背散射圖像。表面成形方面，未發(fā)生鋁板與軸肩粘附 （即始端原位預(yù)熱摩擦較長(zhǎng)時(shí)間，如20 s）、 扭裂等表面成形缺陷。界面顯微組織顯示，界面組織中已無(wú)Zn 層，說(shuō)明Zn 箔被熔化擠出； 在304 不銹鋼一側(cè)，形成了6～7 μm 厚連續(xù)金屬間化合物 （IMC）層； 在鋁側(cè)出現(xiàn)嵌有含F(xiàn)e 顆粒的混合層，厚約20 μm 的混合層由軟質(zhì)鋁基體與分散于其內(nèi)的含F(xiàn)e 顆粒組成，個(gè)別Fe顆粒（2～4 μm）嵌入鋁中的深度可達(dá)20 μm。

圖3 Al/SUS 組合FSB 接頭界面致密組織特征（背散射圖像）

Al/SUS 組合屬于釬焊性差的組合，主要原因在于兩者的氧化膜都難以破除，而且不銹鋼的高強(qiáng)度也增大了機(jī)械去膜的難度。FSB 接頭中連續(xù)IMC 層的形成證明了潔凈金屬間的緊密接觸已經(jīng)實(shí)現(xiàn)，作為潤(rùn)濕與擴(kuò)散阻擋層的氧化膜已被破除。在Al/SUS 的傳統(tǒng)FSLW 工藝中，為破碎不銹鋼下板的氧化膜，須采用由硬質(zhì)合金制成的耐磨針[18]。Zn 的惰性與前期預(yù)研反證了大氣下不銹鋼表面的氧化膜只能依賴于機(jī)械破碎，而分散嵌入鋁內(nèi)的含F(xiàn)e 微粒的出現(xiàn)證明了FSB 所用無(wú)針攪拌頭雖不與搭接界面直接接觸，但仍具有間接地機(jī)械破碎不銹鋼表面氧化膜的能力。

鋁板側(cè)的氧化膜破除可認(rèn)為是氧化膜碎屑隨著Al-Zn 共晶液相被擠出。旋轉(zhuǎn)工具的扭轉(zhuǎn)作用不但可強(qiáng)化機(jī)械直接破膜、 先導(dǎo)性地為冶金反應(yīng)建立局部接觸擴(kuò)散通路（不會(huì)單一地依賴氧化膜的漲裂），還可進(jìn)一步加強(qiáng)驅(qū)動(dòng)界面共晶液相的流動(dòng)，以此特殊的力學(xué)效應(yīng)與冶金效應(yīng)相互促進(jìn)的方式，破碎并分散Al 側(cè)氧化膜。

3.2 Cu/SUS 界面組織

圖4 為Cu/316L 攪拌摩擦釬焊界面組織，所用規(guī)范為950 rpm × 150 mm/min × 1° × 0.5 mm（壓入深度）。從圖4 可以看出，在界面中部較寬的區(qū)域，不但低熔點(diǎn)、 低強(qiáng)度的Zn 已被熔化擠出，而且眾多粒徑約2 μm 的不銹鋼顆粒散布于Cu 內(nèi)，形成以軟質(zhì)Cu 為基體、 以不銹鋼微粒為強(qiáng)化相的“復(fù)合材料”式界面層，其厚度約為5 μm。這種復(fù)合材料界面層與兩側(cè)母材能緊密接觸，且熱膨脹系數(shù)居于兩種母材之間，有利于緩和熱應(yīng)力?？梢?jiàn)，即使是無(wú)針工具且相隔3 mm 厚銅板，位于中心區(qū)的高強(qiáng)不銹鋼下板表面也被大直徑工具以剪切機(jī)制破碎、 混合、 嵌入。但不銹鋼碎粒并未完全隨著液相被擠出，特別是相對(duì)較大的顆粒很難被擠出而嵌入或被向上攪拌入軟質(zhì)Cu 內(nèi) （在液相被擠出的后方也有望發(fā)生不銹鋼表面的碎裂與嵌入）。這一結(jié)果清楚地證明了FSB 中的大直徑旋轉(zhuǎn)工具的確具有機(jī)械破碎氧化膜的能力，即直接攪拌上板表面，間接破碎下板表面，通過(guò)梯度變形以機(jī)械方式碎化不銹鋼表面本體并隨之破碎氧化膜?？紤]到單一的豎向擠壓并不能形成充分的混合，故推測(cè)SUS 微?；旌锨度霊?yīng)借助于扭轉(zhuǎn)形成的界面剪切作用； 而大肩有利于強(qiáng)化界面剪切作用。奧氏體不銹鋼本身具有良好的塑性與較高的強(qiáng)度，既然不銹鋼表面能被碎化、 嵌入或攪入上板，可見(jiàn)存在于界面的間接扭轉(zhuǎn)-剪切作用已足夠強(qiáng)烈。

圖4 Cu/SUS 組合FSB 接頭界面組織特征

此外，對(duì)比Al/SUS 與Cu/SUS 兩種組合的規(guī)范與界面混合效果可發(fā)現(xiàn)，雖然攪拌鋁板所用轉(zhuǎn)速高，焊速慢，但不銹鋼表面的碎化與嵌入程度不及攪拌銅板工況下的那么明顯。這說(shuō)明，上板屈服強(qiáng)度、 軟化程度、 變形量對(duì)下板表面的摩擦、 剪切、 碎化有一定影響，這應(yīng)是攪拌摩擦搭接焊有別于攪拌摩擦對(duì)接焊的一個(gè)重要方面。當(dāng)上下板的屈服強(qiáng)度之比（或者剪切強(qiáng)度之比）差距過(guò)大，即上板屈服強(qiáng)度過(guò)低、 軟化程度過(guò)甚，均會(huì)削弱旋轉(zhuǎn)工具通過(guò)上板對(duì)下板表面的機(jī)械碎化效果。這種強(qiáng)烈的界面扭轉(zhuǎn)、 攪拌現(xiàn)象在同種材料搭接焊中難以用背散射圖像識(shí)別，但這并不等于在同種材料搭接焊中不存在這種強(qiáng)烈的機(jī)械破膜作用。

但邊部區(qū)域觀察到了邊部裂紋，裂紋平行于界面，且位于不銹鋼一側(cè)的界面處。這是由于因Zn 被擠壓向邊部流動(dòng)導(dǎo)致其殘留Zn 量過(guò)多（超過(guò)45% 出現(xiàn)β′單相區(qū)或β′+γ 雙相區(qū)）與熱應(yīng)力雙重因素導(dǎo)致的。這些邊部裂紋可通過(guò)減小Zn 量與熱應(yīng)力部分或全部被消除。

接頭剪切測(cè)試表明，中心區(qū)已焊合部位（約占試樣寬度一半）的界面強(qiáng)度很高，足以使斷裂路徑全部進(jìn)入銅母材內(nèi) （見(jiàn)圖4 （b）），而邊部因裂紋的存在使斷裂路徑位于不銹鋼一側(cè)的界面。

3.3 FSB 過(guò)程中工具的力學(xué)效應(yīng)及其對(duì)組織的改善

上述試驗(yàn)結(jié)果反映了FSB 接頭組織與去膜的基本特點(diǎn)：①即界面組織主要由混合層（具有復(fù)合材料組織）或連續(xù)擴(kuò)散層組成（取決于合金系），而釬料已被擠出； ②與爐中釬焊初期氧化膜主要靠自行漲裂不同，F(xiàn)SB 中旋轉(zhuǎn)工具對(duì)上板的旋壓、 扭轉(zhuǎn)會(huì)使下板表面本體碎化、 下板表面氧化膜被劃裂或隨下板表面本體碎化而碎裂，為母材/釬料間建立更多的潔凈接觸與擴(kuò)散通道；③強(qiáng)行驅(qū)動(dòng)液相流動(dòng)； ④即使在空氣中也能獲得優(yōu)異的界面潤(rùn)濕性。綜上可見(jiàn)，在FSB 接頭形成整個(gè)過(guò)程中，初期的去膜潤(rùn)濕與后期組織的最終組成及形態(tài)均與工具的力學(xué)作用密切相關(guān)。

綜上所述，工具不僅是使母材軟化的 “熱源”，而且是攪拌母材、 驅(qū)使母材塑性流動(dòng)并混合的 “力源”。因此，與傳統(tǒng)爐中釬焊相比，在攪拌摩擦釬焊新工藝中，挖掘工具這一特殊力源的價(jià)值，可為調(diào)控接頭組織與性能提供一條新途徑。作者依據(jù)前期試驗(yàn)研究，將工具的力學(xué)作用細(xì)分為三方面：①豎向的鍛壓作用 （forging action）； ②周向扭轉(zhuǎn)作用 （torquing action）； ③焊接方向，即沿x 方向的前推作用 （pushing action）。上述基本作用力對(duì)接頭組織特點(diǎn)與分布、破膜、 實(shí)際焊合面積都有重要影響（例如鍛壓作用有利于擠出液相； 其他作用有利于破碎氧化膜），因此有必要深入分析。

3.3.1 鍛壓作用及其擠出低熔低強(qiáng)釬料

對(duì)于未設(shè)置加壓系統(tǒng)的攪拌摩擦焊機(jī)，工具對(duì)肩下焊接區(qū)金屬的鍛壓力主要來(lái)自母材自身膨脹產(chǎn)生的膨脹彈力與工具/工作臺(tái)相對(duì)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中產(chǎn)生的作用力及其軸向分力。這些彈性膨脹壓力與軸向分力受母材的彈性模量、 加熱溫度與力學(xué)熔點(diǎn)、 母材自身組織（如泡沫鋁材料極易屈服而降低實(shí)際鍛壓力，嚴(yán)重削弱加熱效果）、 工具軸肩設(shè)計(jì)參數(shù)、 焊接參數(shù)（如焊速、 傾角）等多因素影響。

在工具的各種力學(xué)作用中，鍛壓作用是其他作用得以存在并發(fā)揮作用的前提。為直觀證明鍛壓作用的存在與傾斜工具能強(qiáng)化攪拌搭接摩擦焊的鍛壓效應(yīng)之事實(shí)，作者曾提出一種新的試驗(yàn)方案（采用預(yù)先開(kāi)有小孔的墊板）并獲得了預(yù)期效果[19]。采用無(wú)針柱狀攪拌頭與預(yù)先開(kāi)有Φ4 mm 小孔的墊板，分別在有／無(wú)傾角的兩種情況下進(jìn)行了2 mm 薄鋁板的搭接攪拌摩擦焊。結(jié)果表明，在傾角為3°情況下被擠入墊板小孔內(nèi)的塑化金屬的長(zhǎng)度（5.3 mm）遠(yuǎn)大于無(wú)傾角情況下的相應(yīng)值（2.6 mm）?？梢?jiàn)，工具的傾斜可導(dǎo)入并強(qiáng)化焊縫中心區(qū)的鍛壓效應(yīng)，從而有利于擠出液相，但存在組織不均勻性； 鍛壓效應(yīng)的受力體是針后高溫軟化金屬； 鍛壓效應(yīng)的主要作用是通過(guò)強(qiáng)化針后塑化金屬的多方向塑性流動(dòng)（特別是工具軸向）而強(qiáng)行消除針后回填不足引起的各類空洞缺陷。在FSB 中，不存在回填針后空腔的問(wèn)題，鍛壓作用貢獻(xiàn)之一在于能擠出低熔低強(qiáng) （或脆性）釬料。

3.3.2 扭轉(zhuǎn)作用及其破膜、 改善界面潤(rùn)濕性作用

旋轉(zhuǎn)工具不同于靜壓工具將產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)作用。工具的扭轉(zhuǎn)作用可分為對(duì)上板的直接扭轉(zhuǎn)作用與對(duì)下板的間接扭轉(zhuǎn)作用，且前者對(duì)后者有顯著影響。工具對(duì)上板的直接扭轉(zhuǎn)作用與工具直徑、 材質(zhì)、 母材屈服強(qiáng)度、 拘束狀況等因素有關(guān)。工具對(duì)下板的間接扭轉(zhuǎn)作用更為復(fù)雜，受工具直徑、上板厚度（呈梯度衰減）、 上/下板強(qiáng)度之比等多因素影響。

關(guān)于工具對(duì)上板直接扭轉(zhuǎn)作用，作者曾在分步法攪拌摩擦釬焊制備Al/Al/steel 復(fù)合板過(guò)程中（2 mm1060Al/10 mm5083Al/16Mn）觀察到強(qiáng)烈作用。圖5 為分步攪拌摩擦焊法制備16Mn/5083Al 接頭時(shí)大直徑工具扭裂試樣照片。圖5 （a）、圖5 （b）所 示 為 采 用Φ40 mm 工 具，在1 500 rpm× 47.5 mm/min × 3° × 1.5 mm （壓入深度）規(guī)范下將10 mm 厚5083Al 用FSB 技術(shù)壓覆到已焊成的Al/steel 復(fù)合板上出現(xiàn)的10 mm 厚5083Al 被扭裂的照片。圖5 （c）、 5 （d）為利用Φ50 mm 工具攪拌摩擦釬焊試樣照片，不僅在過(guò)程中、 焊接末端鋁合金被扭裂，且在鋁合金與16Mn 直角處出現(xiàn)鋁合金變形不足以應(yīng)對(duì)較大的鍛壓力誘發(fā)的應(yīng)變而出現(xiàn)裂紋。

攪拌摩擦釬焊過(guò)程中工具的熱-力去膜效應(yīng)影響因素（含工具、 母材、 焊材、 拘束與規(guī)范等各個(gè)方面）應(yīng)是一有價(jià)值的待研課題。對(duì)于首要因素軸肩直徑Ds，筆者提出一新參量，即焊道上任一位置所承受摩擦圈數(shù)N來(lái)表征工具對(duì)界面扭轉(zhuǎn)強(qiáng)弱的影響。對(duì)焊道上任一既定微元，其所經(jīng)受的摩擦圈數(shù)N計(jì)算公式為

式中：v——焊速，mm/min；

n——轉(zhuǎn)速，rpm；

Ds/v——承受摩擦的時(shí)間 （即進(jìn)入肩下直至從肩下露出的時(shí)間），s。

借此可解釋Al/SUS （軟/硬）組合在使用不同直徑工具情況下的不同去膜效果：雖然明顯的軟化及拘束削弱了上板鋁對(duì)下板表面的扭轉(zhuǎn)效果，但增大工具直徑可增加焊道上任一微元所經(jīng)受的摩擦圈數(shù)N，從而強(qiáng)化機(jī)械破膜效果。但同時(shí)應(yīng)注意防止大直徑工具引起上板扭裂與黏附。

圖5 分步攪拌摩擦釬焊法制備16Mn/5083Al 接頭時(shí)大直徑工具扭裂試樣照片

3.3.3 前推作用及其破膜、 改善界面潤(rùn)濕性作用

工具既是旋轉(zhuǎn)的，又是前移的。工具并非在固定位置旋轉(zhuǎn)，而是在旋轉(zhuǎn)過(guò)程中前移。同樣，前移也會(huì)產(chǎn)生工件/工具的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，由此誘發(fā)前移中工具對(duì)靜止工件的力學(xué)作用，即前推作用。圖6 為Cu/SUS 組合FSB 接頭上板末端出現(xiàn)的前推流變外觀。前推作用產(chǎn)生的流變分布同樣不均勻：與焊接方向一致的軸肩的切向旋轉(zhuǎn)速度將帶動(dòng)上板前進(jìn)側(cè)金屬向前方流動(dòng)變形，這一流變?cè)谀┒苏胺轿恢貌皇茏钃酰a(chǎn)生的變形量明顯大于在后退側(cè)的變形 （最大處可達(dá)16 mm）。前推作用既然能產(chǎn)生前推塑性變形，故也能起到破膜、 改善界面潤(rùn)濕性的作用?？梢酝茰y(cè)，在焊道末端附近，前進(jìn)側(cè)界面去膜將更受益于前推流變。

圖6 Cu/SUS 組合FSB 接頭上板末端出現(xiàn)的前推流變外觀

4 結(jié) 論

（1）Al/SUS （軟/硬）組合的FSB 接頭在不銹鋼界面?zhèn)刃纬珊?～7 μm 的IMC 連續(xù)層，在Al 側(cè)形成混有少量粒狀物 （含F(xiàn)e）混合層，Zn被擠出； Cu/SUS （硬/硬）組合中不銹鋼本體被碎化并嵌入Cu 的混合效果更趨明顯，眾多粒徑約2 μm 不銹鋼微粒攪拌入上板Cu 材中，形成厚約5 μm 的復(fù)合材料式界面層 （SUS/Cu）。分散嵌入Al 與Cu 的Fe 微粒及IMC 層證明了不銹鋼氧化膜已被機(jī)械破除。

（2）將工具對(duì)搭接面的間接機(jī)械作用細(xì)分為三種：扭轉(zhuǎn)、 鍛壓與前推?；趩我坏腻憠鹤饔秒y以實(shí)現(xiàn)界面清理與豎向混合，推測(cè)界面機(jī)械作用應(yīng)以扭轉(zhuǎn)-剪切-去膜/混合作用為主。大直徑旋轉(zhuǎn)工具能強(qiáng)化上述以扭轉(zhuǎn)為主的機(jī)械作用，碎化不銹鋼下板本體及氧化膜。奧氏體不銹鋼本身具有好的塑性與高的強(qiáng)度，既然不銹鋼能被攪入上板，由此可知，存在于界面的間接扭轉(zhuǎn)-剪切作用已足夠強(qiáng)烈。

（3）因Cu/SUS （硬/硬）組 合 比Al/SUS（軟/硬）組合機(jī)械混合效果更明顯，則高強(qiáng)下板表面本體及氧化膜的破碎效果與上板的軟化程度、 屈服行為、 特別是上/下板強(qiáng)度比率 （或剪切強(qiáng)度之比）等因素有關(guān)。屈服強(qiáng)度高的Cu 上板雖有軟化，但傳遞剪切與承受反剪切能力強(qiáng)，則碎化高強(qiáng)下板表面氧化膜效果更明顯。而屈服強(qiáng)度較低的鋁材須借助大直徑強(qiáng)化界面扭轉(zhuǎn)—剪切—破膜效果。