0.   序言

搅拌摩擦焊(friction stir welding, FSW)作为一种固相焊接技术，具有焊缝质量高、变形小等优点^[1-2]. 目前加工制造业对焊接智能化、高效化的要求日益上升，机器人搅拌摩擦焊得以更普遍的应用.在实际大型结构的FSW生产中，由于接头形式、板材加工精度以及工装夹具装配质量问题，焊接过程容易产生较大的间隙，对接头的成形和性能极为不利^[3-4]，当工件之间的间隙超过工件厚度的10%时，很难获得无缺陷质量良好的接头^[5]. 间隙的存在导致焊核区(weld nugget zone，WNZ)材料流动不充分，焊缝出现孔洞和隧道等缺陷^[6]. 同时，工件被塑化的材料流入间隙，弥补材料缺失使得焊缝位置减薄严重，降低接头承载能力^[7].

研究人员^[8-9]采用粉末、焊丝或者补偿条作为填充材料对大间隙下的工件进行FSW，得到成形良好无缺陷的接头，接头与常规FSW接头力学性能吻合，然而，当焊接速度过快时，这些填充材料很容易飞出间隙，从而形成缺陷. 同时填充材料需要在焊前放置在间隙内，针对复杂结构间隙及焊接过程中产生的间隙，填充材料的尺寸以及填料的连续性受到限制.

基于传统搅拌摩擦焊方法，填充材料旁轴送料，将FSW与填料过程同时进行，实现大间隙机器人搅拌摩擦填丝焊，并对其接头进行盐雾腐蚀试验，分析搅拌摩擦填丝焊接头不同区域的腐蚀行为差异.搅拌摩擦填丝焊提高了FSW对工况条件的适应性，适用于高铁、船舶和飞机上大型及复杂结构焊缝，有望为工程实际应用提供理论依据和技术支撑.

1.   试验方法

试验材料为5A06铝合金轧制板材，尺寸为300 mm × 70 mm × 3 mm，填充材料为直径1.6 mm的5B06丝材. 机器人搅拌摩擦填丝焊焊接过程示意图及焊具尺寸如图1所示，对接板材焊接间隙为2 mm. 填充丝材经过高推力送丝系统从送丝孔连续输送到储料腔内部，高速旋转的螺杆将金属丝材剪切成粒状材料，粒状材料在自身重力及与螺杆侧壁的摩擦力的影响下，在储料腔内塑化从底部的缝隙流出. 轴向压力使储料腔与板材之间产生挤压效果，粒状材料发生变形堆积并被塑化. 在旋转的搅拌针的驱动作用下，塑化的填充材料发生流动并实现与基材的连接. 试验所采用的焊接工艺参数为转速3 000 r/min，焊接速度200 mm/min，送丝速度1.8 m/min，轴向压力5 000 N，倾角1.5°.

图  1  焊接过程示意图及焊具结构

Figure  1.  Welding process and the welding tool structure. (a) schematic illustration of wire-feeding friction stir welding; (b) dimensions of the welding tool

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2.   试验结果与分析

2.1   焊缝成形

图2为机器人搅拌摩擦填丝焊接头焊缝表面形貌. 焊缝表面光滑成形良好，无沟槽缺陷，在搅拌针的驱动作用下，塑化的填充材料发生流动后沉积弥补了间隙位置材料缺失，同时焊缝有一定程度的增厚，提高了接头的承载能力.

图  2  焊缝表面形貌

Figure  2.  Surface morphologies of the welds

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2.2   焊缝微观组织

图3为焊缝整体微观形貌及不同区域的微观组织. 焊接接头填充材料与基体母材结合良好，焊缝无孔洞及隧道缺陷，由于搅拌针的存在，搅拌针促进塑化的丝材和基材发生流动，提高了填充材料与基材的结合效果. 丝材经过螺杆的剪切及静轴肩的挤压作用，与焊核区受到搅拌针的搅拌作用一样，填充材料也经历了大塑性变形，发生动态再结晶，形成细小的等轴晶.

图  3  搅拌摩擦填丝焊接头微观组织

Figure  3.  Microstructures of wire-feeding friction stir welding. (a) microstructures of the cross-section; (b) top interface; (c) thermo-mechanically affected zone interface; (d) filler materials zone

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2.3   焊缝腐蚀性能

搅拌摩擦填丝焊接头经过7天盐雾腐蚀试验后接头各区域腐蚀形貌如图4所示. 接头表面均发生了点蚀坑的萌生, 表面出现腐蚀产物；焊核区及填充材料区域的点蚀坑尺寸较小，且分布较为均匀；母材点蚀坑分布不均匀，尺寸较大.热力影响区(thermo- mechanically affected zone，TMAZ)的点蚀坑随晶粒分布特征呈流线分布，热影响区(heat-affected zone，HAZ)的点蚀坑尺寸较大，且出现一定的聚集现象，点蚀坑发生扩展.焊核区和填充材料区表现出更好的耐腐蚀性能.

图  4  不同区域盐雾腐蚀形貌

Figure  4.  Salt spray corrosion morphologies in different zones. (a) WNZ; (b) filler materials zone; (c)TMAZ; (d) HAZ; (e)BM

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第二相分布及尺寸对点蚀坑的形成有巨大影响，第二相和基体之间形成微电偶会导致腐蚀现象发生.焊核区经过塑性变形后第二相颗粒被打碎，尺寸较小分布也更均匀，进而发生腐蚀现象后点蚀坑分布均匀细小；填充材料区域拥有更小且弥散分布的第二相颗粒，填充材料的加入增强了焊核区的耐蚀性.经过轧制后的母材中第二相颗粒尺寸较大且分布不均匀，耐蚀性较差易形成较大的点蚀坑；热力影响区点蚀坑呈流线分布，而热影响区第二相颗粒发生聚集长大，发生点蚀后有利于点蚀坑的扩展,导致热影响区的耐蚀性较差.

图5为热影响区点蚀坑SEM图及附近元素分布.发现在第二相Al₆(FeMn)附近产生了明显的腐蚀现象, 点蚀坑发生扩展. 在盐雾环境中，铝合金表面虽然存在一层氧化膜，但是随着溶液中Cl⁻的侵入，Cl⁻破坏了表面氧化膜，促进点蚀现象发生. 同时热影响区第二相颗粒Al₆(FeMn)与铝基体之间存在腐蚀电位差形成原电池，由于Al₆(FeMn)电位高于铝基体^[10]，第二相颗粒在腐蚀过程中充当阴极，促使周围基体发生腐蚀，因此在第二相附近形成环形腐蚀区域产生腐蚀坑并向四周扩展. 当第二相尺寸较大时，周围基体溶解的范围增大，点蚀坑的尺寸也会更大. 基于元素分布图可以看出，在腐蚀坑附近Al元素含量减少，点蚀坑内金属发生溶解，点蚀孔内阳离子浓度升高，Cl⁻就会不断侵入以维持平衡.随着Cl⁻浓度的升高发生水解，导致点蚀坑内部氢离子浓度升高，溶液酸化，促使基体进一步溶解，点蚀坑发生扩展.

图  5  热影响区腐蚀产物及元素分布

Figure  5.  Corrosion products and element distribution of HAZ

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2.4   接头力学性能

图6为经过7天盐雾腐蚀接头、未腐蚀接头及母材的拉伸测试结果.未腐蚀接头抗拉强度为388.9 MPa ± 1.4 MPa，断后伸长率为20.5% ± 0.4%，分别达到母材的99%及94%. 经过7天盐雾腐蚀后接头抗拉强度降低到356.6 MPa ± 1.2 MPa，断后伸长率为18.1% ± 0.9%，盐雾腐蚀后接头强度降低了8.3%，断后伸长率下降了11.7%，盐雾腐蚀试验后接头仍保持较优的力学性能. 盐雾腐蚀环境造成焊缝表面出现点蚀坑，而富Cl⁻环境使基体金属进一步溶解，点蚀坑发生扩展，减少了接头有效承载面积，在承受载荷时其易成为薄弱位置，裂纹在点蚀坑位置产生，降低了接头承载能力.

图  6  焊接接头抗拉强度及断后伸长率

Figure  6.  Ultimate tensile strength and elongation of joints

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3.   结论

(1) 实现了大尺寸间隙下机器人搅拌摩擦填丝焊，焊接过程与填料过程同时进行，提高了搅拌摩擦焊对接头间隙的容忍性，消除了焊缝减薄问题.

(2) 填充材料与基材实现了良好的冶金连接，经过剧烈塑性变形后，焊核区和填充材料发生动态再结晶，表现为细小的等轴晶粒.

(3) 未腐蚀接头抗拉强度达到388.9 MPa ± 1.4 MPa，断后伸长率为20.5% ± 0.4%，分别达到母材的99%及94%. 在腐蚀过程中焊核区和填充材料区耐腐蚀性能优于热影响区与母材，点蚀坑细小且均匀分布，7天盐雾腐蚀后接头保持优异的耐蚀性能.