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摘要：采用双轴肩搅拌摩擦焊工艺对中国标准化动车组铝合金车体前端底板进行焊接。在前端底板生产中，焊接一次合格率（相控阵超声检测）低于50%，严重影响焊接质量及交车进度。针对上述问题对焊接缺陷进行研究，使用ABAQUS模拟孔洞型缺陷的形成机理，发现在合适的工艺参数下可以避免孔洞型缺陷的产生。采用光学显微镜（OM）和扫描电子显微镜（SEM）对正常断裂和异常断裂的“ 之 ”形线进行研究，探讨了两类断裂中“ 之 ”形线的来源以及形成机理。通过将原有“ 三棱锥 ”形状的搅拌针改为“ 正反双螺旋 ”形状的搅拌针，并系统改进焊接工艺，焊接一次合格率达到了100%。
关键词：6005A铝合金;双轴肩搅拌摩擦焊;“ 之 ”形线;异常断裂;搅拌针形状
中图分类号：TG457.14 文献标志码：A 文章编号：1001-2003（2021）10-0024-07
DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.10.05
0 前言
在高速列车制造中，铝合金的焊接直接关系到车辆的质量和运行的安全可靠性。相较于熔化焊方法，FSW在焊接效率、接头质量、制造成本和作业环境等方面具有明显优势，已经取代熔化焊技术成为铝合金车体的主导连接方法[1-2]。
在搅拌摩擦焊接过程中，无论是单轴肩还是双轴肩，焊核区域都会出现“ 之 ”形线。在双轴肩搅拌摩擦焊（BTFSW）焊接中“ 之 ”形线处曾发生异常断裂的情况，引起人们的广泛关注。Chen等人[3]认为“ 之 ”形线是对接表面氧化层在被搅拌针搅碎后无法与母材合成一体而形成的;Sato等人[4]认为“ 之 ”形线的形成与焊缝塑化金属的流动行为有关。南昌大学冀海贵等人[5]发现当焊接参数选择不当时，会在“ 之 ”形线处发生异常断裂。Warsinski等[6]研究了S特征的“ 之 ”形线，沿S特征破裂的样品的氧含量约为在焊核区破裂的样品的2倍，这证明了“ 之 ”形线是接合表面上的氧化物未分解而形成的。Schneider等[7]发现对接焊缝的焊缝间距较大时，抗拉强度有所降低。由此指出，接合线残余物是导致力学性能降低的原因，而且工艺参数可能在降低力学性能方面也起到一定作用。
中国标准化动车组铝合金车体部分部件采用搅拌摩擦焊进行焊接，其中前端底板采用双轴肩搅拌摩擦焊工艺。每列车需要14块前端底板，用量较大。根据中车唐山公司TCF00000125724《搅拌摩擦焊焊接的铝型材部件—F版》技术条件要求，需要对双轴肩搅拌摩擦焊部件的所有焊缝进行100%相控阵超声检测，结果发现，焊接一次合格率不足50%，严重影响焊接质量及交车进度。而且双轴肩搅拌摩擦焊焊缝不允许采用熔化焊进行返修，造成大量型材报废，生产成本大幅提升。针对上述问题，文中从铝合金车体前端底板双轴肩搅拌摩擦焊在“ 之 ”形线处的异常断裂入手，研究6005A-T6铝合金正常断裂与异常断裂情况下“ 之 ”形线的本质区别及形成机理，进而提出避免异常断裂的措施。
1 试验材料及方法
选用4 mm厚的6005A-T6车体前端底板型材作为母材，其供货状态为固溶处理+人工时效。6005A铝合金的化学成分（质量分数）为w（Mg）=0.46%，w（Si）=0.63%，w（Cu）=0.17%，w（Fe）=0.24%，w（Mn）=0.2%，余量为Al。采用FOOK-FSW150型搅拌摩擦焊设备对铝合金型材进行双轴肩搅拌摩擦焊接。选用轴肩直径16 mm、搅拌针直径6 mm、长度3.9 mm的“ 三棱锥形 ”（见图1d）和“ 正反双螺旋形 ”（见图1b）两种类型搅拌针。焊前用酒精擦拭对接面以去除油污，组对时保证无对接间隙存在。焊接过程中搅拌头上下轴肩的压入量均為0.05 mm，搅拌头倾斜角为0°。
按GB/T 228-2002要求使用线切割沿垂直于焊缝方向截取拉伸试样，并使焊缝位于拉伸试样中心。每组工艺参数选3个试样，室温条件下在MTS810拉伸试验机上进行拉伸试验，拉伸速率为5×10-3/s。
对金相试样进行打磨、抛光后使用keller试剂（90 mL H2O+2 mL HNO3+4 mL HF+4 mL HCl）腐蚀。采用LEICA DM2700M型光学显微镜观察金相组织。使用扫描电子显微镜（SEM，JSM-6700F）观察“ 之 ”形线的差异。电子背散射衍射（EBSD，JEOL JSM-7800F）用于表征双轴肩搅拌摩擦焊接头不同区域的微观组织。
2 试验结果
2.1 微观组织与力学性能
不同于常规单轴肩拌摩擦焊接头，无论是“ 正反双螺旋形 ”（见图1a）还是“ 三棱锥形 ”（见图1c）搅拌头形成的双轴肩搅拌摩擦焊接头均呈“ 哑铃形 ”形貌，焊接质量较好，无隧道型孔洞等缺陷，在焊核区可以清晰地看到“ 之 ”形线。图1e～1g分别为转速600 r/min、焊接速度120 mm/min下接头的EBSD形貌，在图1c黑色方框中的热影响区和母材与热机械影响区过渡区截取EBSD试样。母材晶粒呈现典型的纤维状特征（见图1e）;焊核区为细小的等轴晶粒（见图1f），平均晶粒尺寸约为6 μm;热机械影响区晶粒同时受到热和力的作用，呈弯曲变形晶粒特征。图1g为对应的晶粒变形解析，图中蓝色区域为发生再结晶区域，红色为变形晶粒区，黄色为亚晶粒。可以明显看出，焊核区的等轴晶主要是焊接过程中动态再结晶的结果，存在少量变形晶粒;热机械影响区主要由变形晶粒和部分亚晶构成。
图2a为转速600 r/min、焊接速度120 mm/min下得到的优质焊接接头的拉伸曲线。使用“ 三棱锥形 ”和“ 正反双螺旋形 ”搅拌针形成的焊接头抗拉强度均可以达到母材的80%以上（母材抗拉强度约为245 MPa）。“ 正反双螺旋形 ”的抗拉强度约为218 MPa，略高于“ 三棱锥形 ”的焊接接头（抗拉强度约为205 MPa）。此时两者的拉伸断裂位置均位于前进侧的热影响区附近，并且断口附近出现典型的缩颈，属于韧性断裂（见图2b）。在焊核区可以清晰看到完整的“ 之 ”形线，证明“ 之 ”形线不是拉伸断裂的薄弱区。 当焊接参数选用不当时，“ 三棱锥形 ”以及“ 正反双螺旋形 ”搅拌头形成的焊接接头焊合区前进侧的中部均会出现孔洞型缺陷，图1h为“ 三棱锥形 ”搅拌针产生的孔洞缺陷，这类缺陷对材料的力学性能会产生不利影响。当接头中存在较大的孔洞缺陷时，对拉伸性能的影响较大，抗拉强度仅约为母材的55%;孔洞较小时，对拉伸性能影响减弱，抗拉强度较高，甚至可达到母材的70%以上，此时在焊核中心仍能清晰地看到“ 之 ”形线，说明与孔洞缺陷相比，“ 之 ”形线不是力学性能的薄弱区，如图2a中含缺陷焊接接头的拉伸曲线所示。孔洞缺陷对于接头的静载强度而言不属于致命缺陷，但对于动载强度，特别是在疲劳加载过程中，裂纹会在孔洞处优先萌生，从而大幅降低疲劳寿命。即使孔洞缺陷对静载强度影响较小，但从焊接接头的工程应用角度来看，必须选用合理的参数来避免孔洞缺陷，使静载强度和动载强度均能满足工程应用的要求。
然而在“ 三棱锥形 ”工艺参数中还存在较为特殊的一种断裂方式，即在焊核区未出现孔洞缺陷的情况下，“ 之 ”形线处发生了脆性断裂，抗拉强度仅为母材的30%左右，此时“ 之 ”形线成为了力学性能的薄弱区，断口形貌如图2c所示，与之前对“ 之 ”形线不是力学性能薄弱区的认识不符。因此，研究此类异常断裂对于保障双轴肩搅拌摩擦焊接头质量尤为关键。
2.2 孔洞型缺陷及“ 之 ”形线缺陷形成机理
2.2.1 孔洞型缺陷
焊缝内部孔洞处的金属流动速度矢量图如图3所示。图3a为出现孔洞前一步的金属流动速度场，在预计出现孔洞的区域，金属流动非常弱，该处在前进侧最边缘处，因此返回侧的金属流动性欠佳很容易引起该处填充不良，从而形成孔洞缺陷。图3b为孔洞缺陷形成，图3c为焊接过程俯视母材观察到的孔洞，在孔洞形成时，该区域由于没有金属流入，因此不存在速度场，此时返回侧大量金属流入前进侧，但没有任何金属进入孔洞区域，说明孔洞缺陷的形成既有焊接工艺的影响，又受到搅拌针形貌的影响，造成局部金属的流动偏差，大部分区域金属流动良好，但某处金属很难流入从而形成孔洞缺陷。
2.2.2 “ 之 ”形线缺陷
使用“ 三棱锥形 ”搅拌针施焊得到的焊接接头正常断裂与异常断裂金相试样在不同倍数下的“ 之 ”形线光学形貌如图4所示。可以看出，在低倍下两种“ 之 ”形线的形态和衬度几乎没有差异;但在高倍下，异常断裂的“ 之 ”形线有微裂纹的特征，而正常断裂为不连续的孔洞，仅通过高倍金相组织观察很难对其进行严格的区分。
考虑到金相腐蚀的原理是电化学腐蚀，其结果是将低电位的组织腐蚀掉，即两类“ 之 ”形线上看到的微裂纹也有可能是金相腐蚀造成的，故必须尽量排除腐蚀液带来的影响。因此，对腐蚀后的样品标记出“ 之 ”形线的位置后，再次进行精磨和长时间的机械抛光，以达到清除表面腐蚀层的目的，在电镜下重新观察“ 之 ”形线，如图5所示。其中图5a、5b是正常断裂时的“ 之 ”形线，图5c、5d为异常断裂时的“ 之 ”形线。
分析图5a、5b可以得出，正常断裂时“ 之 ”形线上基本上是Al2O3和AlSi两类颗粒聚集的结果。其中AlSi是铝合金熔炼过程中无法避免的结晶相，其分布无特定的规律，呈弥散分布，热力学上很稳定，BTFSW过程仅可能发生结晶相的形貌改变。而Al2O3颗粒的来源可能有两种情况：一是焊接过程中Al与O的反应;二是试板上的氧化膜，包括试板对接面和表面。从图中还可以看出，焊核区Al2O3颗粒的分布状态即为Al2O3形线的基本形态。而异常断裂时的“ 之 ”形线为微裂纹（见图5c、5d），由此可见，金相腐蚀后观察到的两种相似的“ 之 ”形线的本质完全不同。
未连接很有可能是焊接过程中对接间隙超标造成的。虽然在焊前可以保证对接间隙满足施焊的要求，但在进行长距离焊接过程中，搅拌头前方的未焊材料受搅拌头的作用存在较大的横向拉伸应力，在工装侧顶力不足的情况下，会造成实际间隙超标，这是在大规模焊接过程中不可预见以及无法避免的。因此在保证严格的工艺装配条件下，选择对接间隙允许量更大的搅拌头能够有效减少异常断裂情况出现的几率。
2.3 工艺试验
在了解“ 三棱锥形 ”以及“ 正反双螺旋形 ”搅拌针焊接后存在的缺陷后进行大量的工艺试验来对比两者的优缺点。“ 三棱锥形 ”搅拌针焊接的底板型材截面及焊缝示意如图6所示，前端底板由5块铝合金型材组成，正反共8条焊缝，只要其中一条焊缝出现问题，就会导致整板报废。底板合格品统计表（节选）如图7所示，可以看出，使用“ 三棱锥形 ”搅拌针生产的41块板有22块合格，19块不合格，合格率仅为53.6%。
“ 正反雙螺旋形 ”搅拌针焊接统计结果如图8所示。可以看出，采用“ 正反双螺旋形 ”搅拌针进行焊接使底板一次合格达到100%，避免因返修及报废造成的材料及人力物力的浪费。每列车节省材料费3 500×8=28 000元;每列车节省人工工时费及后续调修费8×3 h×4（人）×15=1 440元;每列车节省附料（气体、打磨片、清洗剂）费用等约200元;总共每列车节省约3万元。本方案同样适用于标动其他双轴肩部件（平顶、高压箱底板、隔墙等）的焊接生产，按中车唐山公司往年订单，每年可节省至少100万元以上。
使用“ 正反双螺旋形 ”的搅拌针焊接后形成优质接头的重要原因是对对接间隙有较大的允许值。图9a中上下轴肩压入量均为0.05 mm，焊接前预置0.2 mm的对接间隙，焊接参数选用转速700 r/min、焊速120 mm/min，得到了优质的焊接接头。图9b增大了上轴肩压入量，达0.2 mm，焊接参数选用转速500 r/min、焊速160 mm/min，在较高的轴肩下压量下，仍然获得了无缺陷的焊接接头。由于螺纹形搅拌针的设计极大增加了焊缝区金属的流动性，“ 正反双螺旋形 ”搅拌针在解决弱连接问题的同时，有效解决了孔洞缺陷的产生，拓宽了焊接工艺窗口。 3 结论
（1）正常断裂“ 之 ”形线实质是铝合金型材对接面上的氧化膜在搅拌头作用下破碎后偏聚的结果，“ 之 ”形线上还存在少量AlSi结晶相;力学性能结果表明，“ 之 ”形线不是力学性能的薄弱区;当接头不存在孔洞缺陷时，断裂出现在前进侧靠近焊核外的热影响区，抗拉强度超过200 MPa;当接头存在孔洞缺陷时，接头性能由缺陷的尺寸和形态决定。
（2）造成异常断裂的根本原因是“ 之 ”形线上出现虚接，其抗拉强度仅为母材的30%左右，这是因为在长距离的焊接过程中，搅拌头前方的未焊材料受搅拌头的作用存在较大的横向拉伸应力，在工装侧顶力不足的情况下，会造成实际间隙超标。
（3）相较于“ 三棱锥 ”搅拌针，采用“ 正反雙螺旋 ”搅拌针极大增强了焊缝区域金属的流动性，充分解决了因搅拌不充分导致的“ 孔洞 ”缺陷，同时解决了弱连接的问题，使底板一次合格率达到100%，避免因返修及报废造成的材料及人力物力的浪费。
参考文献：
[1]MISHRAA R S，MA Z Y. Friction stir welding and processing [J]. Materials Science and Engineering，2005，50（1）：1-78.
[2]盛建辉，彭家仁，李光，等.搅拌摩擦焊工艺及其在地铁铝合金车体上的应用[J]. 电力机车与城轨车辆，2009（3）：31-34.
[3]CHEN H B，YAN K，LIN T，et al. The investigation of typical welding defects for 5456 aluminum alloy friction stir welds [J]. Materials Science & Engineering A （Structural Materials：Properties，Microstructure and Processing），2006，433（1-2）：64-69.
[4]SATO Y S，TAKAUCHI H，PARK S H C，et al. Characteristics of the kissing-bond in friction stir welded Al alloy 1050[J]. Ma-terials Science and Engineering A，2005，405（1-2）：333-338.
[5]冀海贵. 铝合金双轴肩搅拌摩擦焊搅拌头设计、接头组织和性能研究[D]. 江西：南昌航空大学，2017.
[6]Warsinski K，West M，Freeman J，et al. Investigation of lazy s feature in self-reacting tool friction stir welds[C]. Friction stir welding and processing VI，2011：171-176.
[7]Schneider J，Space M. Origins of line defects in selfreacting friction stir welds and their impact on weld Quality[C]. NASA-Final Rep，1-15.
关键词：6005A铝合金;双轴肩搅拌摩擦焊;“ 之 ”形线;异常断裂;搅拌针形状
中图分类号：TG457.14 文献标志码：A 文章编号：1001-2003（2021）10-0024-07
DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.10.05
0 前言
在高速列车制造中，铝合金的焊接直接关系到车辆的质量和运行的安全可靠性。相较于熔化焊方法，FSW在焊接效率、接头质量、制造成本和作业环境等方面具有明显优势，已经取代熔化焊技术成为铝合金车体的主导连接方法[1-2]。
在搅拌摩擦焊接过程中，无论是单轴肩还是双轴肩，焊核区域都会出现“ 之 ”形线。在双轴肩搅拌摩擦焊（BTFSW）焊接中“ 之 ”形线处曾发生异常断裂的情况，引起人们的广泛关注。Chen等人[3]认为“ 之 ”形线是对接表面氧化层在被搅拌针搅碎后无法与母材合成一体而形成的;Sato等人[4]认为“ 之 ”形线的形成与焊缝塑化金属的流动行为有关。南昌大学冀海贵等人[5]发现当焊接参数选择不当时，会在“ 之 ”形线处发生异常断裂。Warsinski等[6]研究了S特征的“ 之 ”形线，沿S特征破裂的样品的氧含量约为在焊核区破裂的样品的2倍，这证明了“ 之 ”形线是接合表面上的氧化物未分解而形成的。Schneider等[7]发现对接焊缝的焊缝间距较大时，抗拉强度有所降低。由此指出，接合线残余物是导致力学性能降低的原因，而且工艺参数可能在降低力学性能方面也起到一定作用。
中国标准化动车组铝合金车体部分部件采用搅拌摩擦焊进行焊接，其中前端底板采用双轴肩搅拌摩擦焊工艺。每列车需要14块前端底板，用量较大。根据中车唐山公司TCF00000125724《搅拌摩擦焊焊接的铝型材部件—F版》技术条件要求，需要对双轴肩搅拌摩擦焊部件的所有焊缝进行100%相控阵超声检测，结果发现，焊接一次合格率不足50%，严重影响焊接质量及交车进度。而且双轴肩搅拌摩擦焊焊缝不允许采用熔化焊进行返修，造成大量型材报废，生产成本大幅提升。针对上述问题，文中从铝合金车体前端底板双轴肩搅拌摩擦焊在“ 之 ”形线处的异常断裂入手，研究6005A-T6铝合金正常断裂与异常断裂情况下“ 之 ”形线的本质区别及形成机理，进而提出避免异常断裂的措施。
1 试验材料及方法
选用4 mm厚的6005A-T6车体前端底板型材作为母材，其供货状态为固溶处理+人工时效。6005A铝合金的化学成分（质量分数）为w（Mg）=0.46%，w（Si）=0.63%，w（Cu）=0.17%，w（Fe）=0.24%，w（Mn）=0.2%，余量为Al。采用FOOK-FSW150型搅拌摩擦焊设备对铝合金型材进行双轴肩搅拌摩擦焊接。选用轴肩直径16 mm、搅拌针直径6 mm、长度3.9 mm的“ 三棱锥形 ”（见图1d）和“ 正反双螺旋形 ”（见图1b）两种类型搅拌针。焊前用酒精擦拭对接面以去除油污，组对时保证无对接间隙存在。焊接过程中搅拌头上下轴肩的压入量均為0.05 mm，搅拌头倾斜角为0°。
按GB/T 228-2002要求使用线切割沿垂直于焊缝方向截取拉伸试样，并使焊缝位于拉伸试样中心。每组工艺参数选3个试样，室温条件下在MTS810拉伸试验机上进行拉伸试验，拉伸速率为5×10-3/s。
对金相试样进行打磨、抛光后使用keller试剂（90 mL H2O+2 mL HNO3+4 mL HF+4 mL HCl）腐蚀。采用LEICA DM2700M型光学显微镜观察金相组织。使用扫描电子显微镜（SEM，JSM-6700F）观察“ 之 ”形线的差异。电子背散射衍射（EBSD，JEOL JSM-7800F）用于表征双轴肩搅拌摩擦焊接头不同区域的微观组织。
2 试验结果
2.1 微观组织与力学性能
不同于常规单轴肩拌摩擦焊接头，无论是“ 正反双螺旋形 ”（见图1a）还是“ 三棱锥形 ”（见图1c）搅拌头形成的双轴肩搅拌摩擦焊接头均呈“ 哑铃形 ”形貌，焊接质量较好，无隧道型孔洞等缺陷，在焊核区可以清晰地看到“ 之 ”形线。图1e～1g分别为转速600 r/min、焊接速度120 mm/min下接头的EBSD形貌，在图1c黑色方框中的热影响区和母材与热机械影响区过渡区截取EBSD试样。母材晶粒呈现典型的纤维状特征（见图1e）;焊核区为细小的等轴晶粒（见图1f），平均晶粒尺寸约为6 μm;热机械影响区晶粒同时受到热和力的作用，呈弯曲变形晶粒特征。图1g为对应的晶粒变形解析，图中蓝色区域为发生再结晶区域，红色为变形晶粒区，黄色为亚晶粒。可以明显看出，焊核区的等轴晶主要是焊接过程中动态再结晶的结果，存在少量变形晶粒;热机械影响区主要由变形晶粒和部分亚晶构成。
图2a为转速600 r/min、焊接速度120 mm/min下得到的优质焊接接头的拉伸曲线。使用“ 三棱锥形 ”和“ 正反双螺旋形 ”搅拌针形成的焊接头抗拉强度均可以达到母材的80%以上（母材抗拉强度约为245 MPa）。“ 正反双螺旋形 ”的抗拉强度约为218 MPa，略高于“ 三棱锥形 ”的焊接接头（抗拉强度约为205 MPa）。此时两者的拉伸断裂位置均位于前进侧的热影响区附近，并且断口附近出现典型的缩颈，属于韧性断裂（见图2b）。在焊核区可以清晰看到完整的“ 之 ”形线，证明“ 之 ”形线不是拉伸断裂的薄弱区。 当焊接参数选用不当时，“ 三棱锥形 ”以及“ 正反双螺旋形 ”搅拌头形成的焊接接头焊合区前进侧的中部均会出现孔洞型缺陷，图1h为“ 三棱锥形 ”搅拌针产生的孔洞缺陷，这类缺陷对材料的力学性能会产生不利影响。当接头中存在较大的孔洞缺陷时，对拉伸性能的影响较大，抗拉强度仅约为母材的55%;孔洞较小时，对拉伸性能影响减弱，抗拉强度较高，甚至可达到母材的70%以上，此时在焊核中心仍能清晰地看到“ 之 ”形线，说明与孔洞缺陷相比，“ 之 ”形线不是力学性能的薄弱区，如图2a中含缺陷焊接接头的拉伸曲线所示。孔洞缺陷对于接头的静载强度而言不属于致命缺陷，但对于动载强度，特别是在疲劳加载过程中，裂纹会在孔洞处优先萌生，从而大幅降低疲劳寿命。即使孔洞缺陷对静载强度影响较小，但从焊接接头的工程应用角度来看，必须选用合理的参数来避免孔洞缺陷，使静载强度和动载强度均能满足工程应用的要求。
然而在“ 三棱锥形 ”工艺参数中还存在较为特殊的一种断裂方式，即在焊核区未出现孔洞缺陷的情况下，“ 之 ”形线处发生了脆性断裂，抗拉强度仅为母材的30%左右，此时“ 之 ”形线成为了力学性能的薄弱区，断口形貌如图2c所示，与之前对“ 之 ”形线不是力学性能薄弱区的认识不符。因此，研究此类异常断裂对于保障双轴肩搅拌摩擦焊接头质量尤为关键。
2.2 孔洞型缺陷及“ 之 ”形线缺陷形成机理
2.2.1 孔洞型缺陷
焊缝内部孔洞处的金属流动速度矢量图如图3所示。图3a为出现孔洞前一步的金属流动速度场，在预计出现孔洞的区域，金属流动非常弱，该处在前进侧最边缘处，因此返回侧的金属流动性欠佳很容易引起该处填充不良，从而形成孔洞缺陷。图3b为孔洞缺陷形成，图3c为焊接过程俯视母材观察到的孔洞，在孔洞形成时，该区域由于没有金属流入，因此不存在速度场，此时返回侧大量金属流入前进侧，但没有任何金属进入孔洞区域，说明孔洞缺陷的形成既有焊接工艺的影响，又受到搅拌针形貌的影响，造成局部金属的流动偏差，大部分区域金属流动良好，但某处金属很难流入从而形成孔洞缺陷。
2.2.2 “ 之 ”形线缺陷
使用“ 三棱锥形 ”搅拌针施焊得到的焊接接头正常断裂与异常断裂金相试样在不同倍数下的“ 之 ”形线光学形貌如图4所示。可以看出，在低倍下两种“ 之 ”形线的形态和衬度几乎没有差异;但在高倍下，异常断裂的“ 之 ”形线有微裂纹的特征，而正常断裂为不连续的孔洞，仅通过高倍金相组织观察很难对其进行严格的区分。
考虑到金相腐蚀的原理是电化学腐蚀，其结果是将低电位的组织腐蚀掉，即两类“ 之 ”形线上看到的微裂纹也有可能是金相腐蚀造成的，故必须尽量排除腐蚀液带来的影响。因此，对腐蚀后的样品标记出“ 之 ”形线的位置后，再次进行精磨和长时间的机械抛光，以达到清除表面腐蚀层的目的，在电镜下重新观察“ 之 ”形线，如图5所示。其中图5a、5b是正常断裂时的“ 之 ”形线，图5c、5d为异常断裂时的“ 之 ”形线。
分析图5a、5b可以得出，正常断裂时“ 之 ”形线上基本上是Al2O3和AlSi两类颗粒聚集的结果。其中AlSi是铝合金熔炼过程中无法避免的结晶相，其分布无特定的规律，呈弥散分布，热力学上很稳定，BTFSW过程仅可能发生结晶相的形貌改变。而Al2O3颗粒的来源可能有两种情况：一是焊接过程中Al与O的反应;二是试板上的氧化膜，包括试板对接面和表面。从图中还可以看出，焊核区Al2O3颗粒的分布状态即为Al2O3形线的基本形态。而异常断裂时的“ 之 ”形线为微裂纹（见图5c、5d），由此可见，金相腐蚀后观察到的两种相似的“ 之 ”形线的本质完全不同。
未连接很有可能是焊接过程中对接间隙超标造成的。虽然在焊前可以保证对接间隙满足施焊的要求，但在进行长距离焊接过程中，搅拌头前方的未焊材料受搅拌头的作用存在较大的横向拉伸应力，在工装侧顶力不足的情况下，会造成实际间隙超标，这是在大规模焊接过程中不可预见以及无法避免的。因此在保证严格的工艺装配条件下，选择对接间隙允许量更大的搅拌头能够有效减少异常断裂情况出现的几率。
2.3 工艺试验
在了解“ 三棱锥形 ”以及“ 正反双螺旋形 ”搅拌针焊接后存在的缺陷后进行大量的工艺试验来对比两者的优缺点。“ 三棱锥形 ”搅拌针焊接的底板型材截面及焊缝示意如图6所示，前端底板由5块铝合金型材组成，正反共8条焊缝，只要其中一条焊缝出现问题，就会导致整板报废。底板合格品统计表（节选）如图7所示，可以看出，使用“ 三棱锥形 ”搅拌针生产的41块板有22块合格，19块不合格，合格率仅为53.6%。
“ 正反雙螺旋形 ”搅拌针焊接统计结果如图8所示。可以看出，采用“ 正反双螺旋形 ”搅拌针进行焊接使底板一次合格达到100%，避免因返修及报废造成的材料及人力物力的浪费。每列车节省材料费3 500×8=28 000元;每列车节省人工工时费及后续调修费8×3 h×4（人）×15=1 440元;每列车节省附料（气体、打磨片、清洗剂）费用等约200元;总共每列车节省约3万元。本方案同样适用于标动其他双轴肩部件（平顶、高压箱底板、隔墙等）的焊接生产，按中车唐山公司往年订单，每年可节省至少100万元以上。
使用“ 正反双螺旋形 ”的搅拌针焊接后形成优质接头的重要原因是对对接间隙有较大的允许值。图9a中上下轴肩压入量均为0.05 mm，焊接前预置0.2 mm的对接间隙，焊接参数选用转速700 r/min、焊速120 mm/min，得到了优质的焊接接头。图9b增大了上轴肩压入量，达0.2 mm，焊接参数选用转速500 r/min、焊速160 mm/min，在较高的轴肩下压量下，仍然获得了无缺陷的焊接接头。由于螺纹形搅拌针的设计极大增加了焊缝区金属的流动性，“ 正反双螺旋形 ”搅拌针在解决弱连接问题的同时，有效解决了孔洞缺陷的产生，拓宽了焊接工艺窗口。 3 结论
（1）正常断裂“ 之 ”形线实质是铝合金型材对接面上的氧化膜在搅拌头作用下破碎后偏聚的结果，“ 之 ”形线上还存在少量AlSi结晶相;力学性能结果表明，“ 之 ”形线不是力学性能的薄弱区;当接头不存在孔洞缺陷时，断裂出现在前进侧靠近焊核外的热影响区，抗拉强度超过200 MPa;当接头存在孔洞缺陷时，接头性能由缺陷的尺寸和形态决定。
（2）造成异常断裂的根本原因是“ 之 ”形线上出现虚接，其抗拉强度仅为母材的30%左右，这是因为在长距离的焊接过程中，搅拌头前方的未焊材料受搅拌头的作用存在较大的横向拉伸应力，在工装侧顶力不足的情况下，会造成实际间隙超标。
（3）相较于“ 三棱锥 ”搅拌针，采用“ 正反雙螺旋 ”搅拌针极大增强了焊缝区域金属的流动性，充分解决了因搅拌不充分导致的“ 孔洞 ”缺陷，同时解决了弱连接的问题，使底板一次合格率达到100%，避免因返修及报废造成的材料及人力物力的浪费。
参考文献：
[1]MISHRAA R S，MA Z Y. Friction stir welding and processing [J]. Materials Science and Engineering，2005，50（1）：1-78.
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