焊前裝配精度對5083鋁合金FSW工藝的影響

張驍，王敏，張會杰，朱智，于濤，楊廣新

(中國科學院沈陽自動化研究所，沈陽 110016)

工程因素是影響焊接接頭性能的重要因素之一。在攪拌摩擦焊接過程中，當攪拌頭確定時，影響焊接接頭性能的工程因素主要有焊接間隙、板厚差和板材表面處理狀態等因素[1]。攪拌摩擦焊屬于比較精密的加工技術，對焊前裝配精度要求非常高[2]，要求被焊材料被嚴格夾持在工作臺上，尤其是對板材界面的焊接間隙要求比較嚴格。

在實際焊接過程中，由于提供的板材原始厚度誤差的存在，或者板材加工后形成的厚度誤差，待焊的兩個零件的板厚會有一定的差異，造成焊接時的板厚差問題。所以需要嚴格要求加工精度和充足的焊前準備，控制好工程因素也是獲得良好FSW焊縫的關鍵[3]。

1 試驗

首先進行焊前準備工作，為了獲得合格的焊前裝配精度，先用砂紙打磨被焊板材的四周，去除毛刺，再用丙酮清洗焊板的表面和對接面，去除表面污垢。為了找出8 mm厚5083鋁合金攪拌摩擦焊接最佳工藝參數，試驗采用控制變量法進行了3組試驗:控制攪拌頭進給速度和攪拌頭軸肩壓深量不變，改變攪拌頭旋轉速度焊接對接板材;控制攪拌頭旋轉速度和軸肩壓深量不變，改變攪拌頭進給速度焊接對接板材;控制攪拌頭旋轉速度和攪拌頭進給速度不變，改變軸肩壓深量焊接對接板材。焊接工藝參數如下:轉速為400～1000 r/min，焊接速度為50 ～300 mm/min，壓深為0.1～0.3 mm。通過綜合分析焊縫成形、焊縫常規力學性能、焊縫微觀組織和焊縫減薄量，來確定8 mm厚5083鋁合金攪拌摩擦焊接最佳工藝參數。

在上述研究的基礎上，對焊前裝配精度進行研究，包括焊前裝配間隙對焊縫質量的影響和被焊工件之間的高度差對焊縫質量的影響。在研究焊前裝配間隙對焊接接頭質量的影響時，將兩塊對接板材放置在墊板上，一端緊密對接成零間隙，另一端控制為2.15 mm的對接間隙。具體焊接方法如圖1所示。在研究對接板材之間的高度差對焊縫質量的影響時，將一塊厚度為10 mm的5083鋁合金板材在銑床上銑出一道傾斜面，控制板材最薄的地方為8 mm，另一塊對接板材厚度均為8 mm，將兩塊板材裝配在墊板上，攪拌頭從板厚差小的地方焊起，具體焊接方法如圖2所示。

圖1 變間隙焊接示意圖(mm)Fig.1 Diagram of the variable butt clearance

圖2 板厚差焊接示意圖Fig.2 Diagram of the variable thickness difference

2 結果與分析

2.1 對接間隙對FSW工藝的影響

2.1.1 對接間隙對焊縫表面成形的影響

圖3為改變對接間隙的情況下FSW焊縫表面成形情況。從圖3中可以明顯觀察到焊縫開始端成形良好，表面紋理均勻，光滑，無飛邊、溝槽等缺陷。焊縫表面受到攪拌頭軸肩的摩擦，其寬度與軸肩直徑相同。但當攪拌頭行進到距離起始點大約60 mm(即對接間隙大約為1.1 mm)時，可以觀察到焊縫表面有微小的孔洞產生，焊縫結合較差。當攪拌頭行進到距離起點70 mm的位置即對接間隙在1.3 mm時，焊縫表面開始形成表面犁溝缺陷，此缺陷一直延續到焊縫尾孔部分，并且表面犁溝的寬度在逐漸增大。分析認為熔化焊在焊接過程中，母材溫度達到熔點，且可以向母材中添加焊條使焊縫母材得到補充而填滿間隙，而攪拌摩擦焊接時高速旋轉的攪拌頭扎入工件后沿著焊接方向運動，在攪拌頭與工件的接觸部位產生摩擦熱，使其周圍金屬形成塑性軟化層，軟化層金屬在攪拌頭旋轉的作用下填充攪拌針后方所形成的空腔，并在攪拌頭軸肩與攪拌針的擠壓及攪拌作用下實現材料連接的固相焊接方法[4]。因為在焊縫的起始端焊縫對接間隙控制在一定的范圍內，在焊接過程中軟化層金屬可以在攪拌頭旋轉的作用下向后方移動補充，但當對接間隙過大時，向后方移動補充的塑性金屬不足以填滿整個后方空腔，所以產生孔洞和溝槽缺陷[5]。且對接縫隙越往后越大，所以焊縫中的溝槽越往后也越來越寬[6]。圖4為焊縫表面缺陷放大圖。

圖3 變間隙焊縫表面成形Fig.3 Weld surface forming in different butt clearances

圖4 焊縫缺陷放大示意圖Fig.4 The enlarged diagram of weld defect

2.1.2 對接間隙對焊縫內部成形的影響

試驗在變間隙FSW焊縫上選取對接間隙為0.2，0.5，0.8，1.1，1.4 mm 等5 個有代表性的橫截面進行宏觀截面分析，圖5所示為變間隙焊縫橫截面宏觀金相圖。在圖5中各個焊縫橫截面宏觀圖中都可以觀察到3個不同的微觀組織區域，即熱影響區、熱機影響區和焊核區。焊縫上部呈冠狀，中下部為焊核沉積區。在焊核的中心可以清晰地觀察到洋蔥環結構。在對接間隙變化的情況下，焊核形狀都為橢圓狀，但隨著對接間隙的增大，焊核區的寬度逐漸變窄，最終在對接間隙為1.4 mm時出現溝槽缺陷。在對接間隙小于1.1 mm時，各個焊縫在橫截面上均無缺陷出現。分析認為，在對接間隙小于1.1 mm時，在焊接過程中軟化層金屬可以在攪拌頭旋轉的作用下向后方移動補充，并且能夠補充因為對接間隙的存在而產生的空隙[7]，但是由于空隙的存在，焊核區寬度出現逐漸減小現象。當對接間隙達到1.4 mm時，由于對接間隙寬度過大，向后方移動補充的塑性金屬不足以填滿整個后方空腔，所以產生溝槽缺陷[8]。

圖5 不同對接面間隙下的焊縫橫截面形貌Fig.5 The morphology of weld cross section of different butt clearances

2.1.3 對接間隙對焊縫力學性能的影響

2.1.3.1 對接間隙對接頭拉伸性能的影響

圖6為試驗選取的典型對接間隙所對應的焊接接頭抗拉強度示意圖。如圖6所示，對接間隙0.2 mm時的接頭抗拉強度199 MPa，為母材的88%;對接間隙0.5 mm時的接頭抗拉強度202 MPa，為母材的90%;對接間隙0.8 mm時的接頭抗拉強度198 MPa，為母材的88%;對接間隙1.1 mm時的接頭抗拉強度186 MPa，為母材的87%;對接間隙1.4 mm時的接頭抗拉強度110 MPa，為母材的49%。從圖6中可以明顯看出，隨著對接間隙的增大，接頭抗拉強度逐漸減小，但對接間隙在1.1 mm范圍之內時，接頭抗拉強度波動不大，且抗拉強度值在合理的范圍之內。當對接間隙增加到1.4 mm時，接頭抗拉強度突然下降很多。分析認為隨著對接間隙的增大，抗拉強度值的下降可能與焊核寬度減小有一定的關系[9]，接頭抗拉強度的突然減小是因為接頭中產生了缺陷，嚴重降低了接頭的力學性能[10]。

圖6 變間隙焊接接頭抗拉強度示意圖Fig.6 The tensile strength of the joints of different butt clearances

在變間隙焊接試驗中，各個焊接接頭在拉伸試驗中的焊縫斷裂位置見圖7。左側為變間隙焊接接頭正面拉伸斷裂示意圖，右側為斷裂位置局部放大示意圖。當對接間隙為 0.2，0.5，0.8 mm 時，斷裂發生在焊縫兩側的母材區域，焊縫保存完好，說明對接間隙保持在0.8 mm以內時，在焊縫區域內沒有內部缺陷且在焊接熱影響區沒有產生軟化現象，所以能得到力學性能較好的焊接接頭。當對接間隙達到1.1 mm以上的時候，焊接接頭中就已經出現了溝槽缺陷，溝槽缺陷成了斷裂的裂紋源，所以斷裂發生在焊縫區域[11]。觀察斷裂位置局部放大圖可以清晰地發現，在對接間隙小于0.8 mm時，接頭斷口距離明顯小于對接間隙大于1.1 mm時接頭的斷口距離，說明在對接間隙小于0.8 mm時接頭的伸長率比，對接間隙大于1.1 mm時接頭的伸長率要大得多。

圖7 變間隙焊接接頭拉伸斷裂位置示意圖Fig.7 Tentile rupture position in different gaps

不同對接間隙時焊接接頭的伸長率如圖8所示。對接間隙為0.2 mm和0.4 mm時焊接接頭的伸長率均為24%，對接間隙為0.8 mm時接頭的伸長率為27%，對接間隙為1.1 mm時接頭伸長率為10%，對接間隙為1.4 mm時接頭伸長率僅為1%。從圖8中可以明顯地觀察到，對接間隙小于0.8 mm時的接頭伸長率變化不大且都達到24%以上，符合力學性能要求。當對接間隙大于1.1 mm時，由于缺陷的存在，接頭伸長率驟然下降。

圖8 變間隙接頭伸長率示意圖Fig.8 The elongation of the joints of different gaps

2.1.3.2 對接間隙對接頭硬度分布的影響

圖9為變對接間隙焊接工藝下焊縫橫截面顯微硬度分布圖。從圖9中可以觀察出對接間隙為1.1 mm時的焊接接頭橫截面顯微硬度值總體比對間隙為0.5 mm的接頭顯微硬度值低，且在焊接接頭的前進側熱影響區硬度值出現了波動情況，說明在此區域出現了過時效的軟化現象，使接頭的力學性能下降[12]。當對接間隙為0.5 mm時焊接接頭橫截面硬度值趨于平穩，焊核區硬度值略有升高，在前進側熱影響區和后退側熱影響區的硬度值偶爾有大幅度波動，由于量少可以忽略不計，焊縫力學性能均勻。

圖9 變間隙焊縫橫截面顯微硬度示意圖Fig.9 Cross section microhardness of different gaps

在實際生產焊接過程中，焊前對接間隙的產生是不可避免的[13]，綜合分析對接間隙對焊接接頭表面以及內部成形的影響、對接間隙對焊縫常規力學性能的影響，包括對抗拉強度、伸長率、接頭硬度分布等的影響，可以清晰地看到，當焊前對接間隙小于1.1 mm時，焊接接頭的綜合力學性能與無對接間隙時所形成的焊接接頭的力學性能相差不多，在可以接受的數值范圍之內。當焊前對接間隙大于1.1 mm時，焊接接頭綜合力學性能明顯下降，不符合使用要求。在使用攪拌摩擦焊接工藝焊接8 mm厚5083鋁合金，采用攪拌頭旋轉速度為600 r/min、焊接速度為200 mm/min、軸肩壓入量為0.3 mm的焊接工藝參數時，焊前裝配間隙控制在1.1 mm以下，所得到的焊接接頭才滿足使用要求。

2.2 對接板件板厚差對FSW工藝的影響

在攪拌摩擦焊接過程中，如果兩塊板材厚度不相同，則容易產生孔洞和飛邊缺陷[14]。因為在焊接過程中一側金屬的壓入量過大，容易產生飛邊缺陷，而對于另外一側的金屬而言，壓入量過小，容易產生孔洞缺陷。因此，文中研究焊前板材高度差對攪拌摩擦焊接工藝的影響。

2.2.1 對接板材板厚差對焊縫表面成形的影響

圖10為改變板厚差情況下FSW焊縫表面成形情況，圖10b為該焊縫頭部放大示意圖，圖10c為該焊縫尾部放大示意圖。如圖10所示，在焊縫起始端，被焊板材沒有高度差存在，焊縫表面成形良好，表面紋理均勻，光滑，無飛邊、溝槽等缺陷，焊縫表面受到攪拌頭軸肩的摩擦，但其寬度相比攪拌頭軸肩有略微減小。隨著攪拌頭向前行進，當焊接到距離起始位置8 mm時開始有飛邊出現，并且隨著攪拌頭向前行進飛邊越來越大，在焊接到焊縫長度約為180 mm即板厚差為1.38 mm時，為了避免損壞攪拌頭，停止了焊接。在焊接之后，可以明顯地觀察到焊縫金屬相對于母材金屬具有很大的減薄量，但焊縫表面和內部沒有溝槽、孔洞等缺陷產生[15]。

2.2.2 對接板材板厚差對焊縫內部成形的影響

圖10 變板厚差焊縫表面成形Fig.10 Diagram of surface forming of various thick difference

試驗在變板厚差FSW焊縫上，選取對接板材板厚差為0.7，1.05，1.38 mm 等 3 個有代表性的橫截面進行宏觀截面分析，如圖11所示為變板厚差焊縫橫截面宏觀形貌圖。從圖11可以明顯地觀察到，3組變板厚差焊縫橫截面宏觀圖成形良好且極其相似，都分為明顯的熱影響區、熱機影響區和焊核區[16]。焊縫上部呈冠狀，中下部為焊核沉積區，各個焊縫的軸肩影響區、焊核區等組織區域的尺寸大體相同，焊核區都為形狀飽滿的橢圓形。在焊核的中心可以清晰地觀察到洋蔥環結構，但隨著板材高度差的增大，洋蔥環的密度逐漸增大[17]。分析認為，隨著被焊板材高度差的增大，攪拌頭軸肩受到母材的反作用力就相應增大[18]，為了保證軸肩壓入量為一定值，攪拌頭軸肩的頂鍛力就隨之增大，焊接壓力增大，攪拌頭軸肩與被焊工件之間的摩擦力增大，在攪拌頭旋轉速度和焊接速度相同的情況下，會產生更多的摩擦熱，使焊接熱輸入增加[19]，所以形成了越來越致密的洋蔥環結構。

圖11 變板厚差焊縫橫截面宏觀形貌Fig.11 Macrograph of cross section in various thickness difference

2.2.3 對接板材板厚差對焊縫力學性能的影響

由于試驗方案是變板厚差焊接，所以在拉伸試樣上的高度差也是變化的，是一個高度差范圍。圖12為試驗選取的典型板厚差所對應的焊接接頭抗拉強度分布圖。如圖12所示，當被焊板材板厚差在0.4～0.68 mm 時，接頭的抗拉強度為188.61 MPa，為母材的84%。當被焊板材板厚差在0.78～0.96 mm時，接頭的抗拉強度為190.79 MPa，為母材的85%。當被焊板材板厚差在1.18～1.38 mm時，接頭的抗拉強度為190.33 MPa，為母材的85%。從圖12可以直觀地觀察到，當對接板材的板厚差逐漸增大時，焊接接頭的抗拉強度并沒有下降，而是保持在小范圍內浮動，這說明隨著板材板厚差的增加，焊接接頭的綜合力學性能并沒有下降，而是保持在了一定的水平[20]。

圖12 變板厚差焊接接頭抗拉強度Fig.12 Tensile strength of various thickness difference

在變板厚差焊接試驗中，各個焊接接頭在拉伸試驗中的焊縫斷裂位置見圖13。左側為變板厚差焊接接頭正面拉伸斷裂示意圖，右面為斷裂位置局部放大示意圖。當被焊板材板厚差為0.4～0.68 mm，0.78～0.96 mm，1.18 ～1.38 m 時，斷裂均發生在焊縫兩側的母材區域，焊縫保存良好，說明隨著對接板材板厚差的增加，在焊縫區域內沒有內部缺陷且在焊接熱影響區沒有發生軟化現象，可以得到力學性能較好的焊接接頭[21]。

改變板件板厚差工藝下焊接接頭拉伸試驗伸長率如圖14所示。板厚差為0.4～0.68 mm時，焊接接頭的伸長率為18%，板厚差為0.78～0.96 mm時，焊接接頭的伸長率為17%，板厚差為1.18～1.38 mm時，焊接接頭的伸長率為16%。如圖14所示，隨著被焊板材板厚差逐漸增加，焊接接頭的伸長率相差不大但有略微下降，下降幅度并不大，說明隨著被焊板材板厚差的增大[22]，焊接接頭的伸長率也和抗拉強度一樣，受到的影響很小，焊接接頭的綜合力學性能并沒有下降。

圖13 變板厚差焊接接頭拉伸斷裂位置示意圖Fig.13 Tensile fracture position of various thickness difference

圖14 變板厚差焊接接頭伸長率示意圖Fig.14 The Elongation of weld in different gaps

綜合以上變板厚差的焊縫表面成形、內部成形以及接頭常規力學性能，包括抗拉強度、伸長率、斷口位置的分析可以得出，當被焊板材板厚差逐漸增大的時候，雖然在焊縫表面會有飛邊出現，但所得的焊縫在綜合力學性能上并沒有下降，均在合理范圍內[23]。但由于在攪拌摩擦焊接過程中要保持軸肩壓入量為恒定值，被焊板材的板厚差越大，焊接時攪拌頭軸肩需要碾壓的金屬就越多，攪拌頭所受的焊接阻力就會越大[24]，甚至會折斷攪拌頭，這對焊接設備的損害是非常大的[20]。為了保護攪拌摩擦焊接設備和攪拌頭，在焊接到最大板厚差為1.38 mm時停止了焊接，因為攪拌摩擦焊接設備的主軸出現了明顯的晃動現象。所以建議在使用攪拌摩擦焊焊接8 mm厚5083鋁合金，采用攪拌頭旋轉速度為600 r/min、焊接速度為200 mm/min、軸肩壓入量為0.3 mm的焊接工藝參數時，焊前板材之間的板厚差應保持在1.38 mm以下，既會得到質量合格的焊接接頭，又可以使焊接設備免于受到較大的損壞。

3 結論

1)當板材對接間隙大于1.1 mm時，在焊縫表面會出現表面犁溝缺陷。當對接間隙在0～1.1 mm范圍內變化時，所得接頭的綜合力學性能與無缺陷接頭的力學性能比較接近，說明FSW工藝對對接間隙存在一定的容限。當對接間隙高于這個值時，接頭性能就會由于缺陷的出現而顯著降低。

2)隨著對接板材板厚差的增大，焊接設備的顫動程度增大，焊縫飛邊量增多，焊接質量變差。就5083鋁合金而言，在板厚差小于1.38 mm時，所得接頭的拉伸性能趨于一致，說明FSW工藝對板厚差也存在一定的容限，但在實際生產中，應綜合考慮焊接設備和工藝的穩定性以及焊縫成形質量，對對接工件板厚差應予以嚴格限制。

[1]WANG Min，ZHANG Hui-jie，ZHANG Jing-bao.Effect of Pin Length on Hook Size and Joint Properties in Friction Stir Lap Welding of 7B04 Aluminum Alloy[J].Journal of Materials Engineering and Performance，2014，23(5):1881—1886.

[2]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.ZHAO Yan-huan，LI Yan-min，HAO Yun-fei，et al.Microstructure and Mechanical Properties of Self-Reacting Friction Stir Welding of 2219 Aluminum Alloy[J].Aerospace Materials ＆ Technology，2012(6):70—75.

[3]姬書得，孟慶國，鄒愛麗，等.攪拌針形狀影響攪拌摩擦焊過程金屬塑性流動規律的數值模擬[J].焊接學報，2013，34(2):93—96.JI Shu-de，MENG Qing-guo，ZOU Ai-li，et al.Effect of Pin Geometry on Material Flow During Simulations of Friction Stir Welding[J].Transactions of the China Welding Institution，2013，34(2):93—96.

[4]THREADGILL P L，LEONARD A J，SHERCLIFF H R，et al.Friction Stir Welding of Aluminum Alloys[J].International Materials Reviews，2009，54(2):49—93.

[5]李敬勇，亢曉亮，趙陽陽.攪拌頭幾何特征對攪拌摩擦焊試板溫度場的影響[J].航空材料學報，2013，33(1):28—32.LI Jing-yong，KANG Xiao-liang，ZHAO Yang-yang.Influence of Geometrical Features of Stir Pins on Temperature Distributions Within Workpiece during Friction Stir Welding Aluminum Alloys[J].Journal of Aeronautical Materials，2013，33(1):28—32.

[6]HOANG N H，HOPPERSTAD O S，LANGSETH M，et al.Failure of Aluminum Self-piercing Rivets:An Experimental and Numerical Study[J].Materials and Design，2013，49:323—335.

[7]張正偉，張昭，劉亞麗，等.攪拌摩擦焊數值模擬過程中不同轉速與熱輸入功率之間關系研究[J]焊接，2012，16(4):19—24.ZHANG Zheng-wei，ZHANG Zhao，LIU Ya-li，et al.Effect of Rotation Speed on Heat Generations in Simulation of Friction Stir Welding[J].Welding ＆ Joining，2012，(4):19—24.

[8]GIBSON B T，LAMMLEIN D H，PRATER T J，et al.Friction Stir Welding:Process，Automation，and Control[J].Journal of Manufacturing Processes，2014，16(4):56—73.

[9]陳影，付寧寧，沈長斌，等.5083鋁合金攪拌摩擦焊搭接接頭研究[J].材料工程，2012(6):24—27.CHEN Ying，FU Ning-ning，SHEN Chang-bin，et al.Research on the Joint of Friction Stir Lap Welding for Aluminum Alloy 5083[J].Journal of Materials Engineering，2012(6):24—27.

[10]FRATINI L，BUFFA G，SHIVPURI R.In-process Heat Treatments to Improve FS-welded Butt Joints[J].International Journal of Advanced Manufacturing Technology，2009，43(7/8):664—670.

[11]柯黎明，魏鵬，邢麗，等.雙道焊對攪拌摩擦焊搭接界面及接頭性能的影響[J].焊接學報，2011，32(7):5—8.KE Li-ming，WEI Peng，XING Li，et al.Influence of Double Passes Weld on Interface Migration and Mechanical Property of Friction Stir Lap joint[J].Transactions of the China Welding institution，2011，32(7):5—8.

[12]BILICI M K.Application of Taguchi Approach to Optimize Friction Stir Spot Welding Parameters of Polypropylene[J].Materials and Design，2012，35:113—119.

[13]汪洪峰，左敦穩，邵定林，等.工藝參數對攪拌摩擦焊7022鋁合金殘余應力及耐磨耐蝕性能的影響[J].航空材料學報，2011，31(1):31—37.WANG Hong-feng，ZUO Dun-wen，SHAO Ding-lin，et al.Effect of Process Parameters on Residual Stress and Wear and Corrosion Resistance of 7022 Aluminum Alloy by FSW[J].Journal of Aeronautical Materials，2011，31(1):31—37.

[14]李敬勇，卓炎.攪拌摩擦加工對活塞用鑄鋁微觀組織的影響[J].航空材料學報，2013，33(3):60—65.LI Jing-yong，ZHUO Yan.Effect of Friction Processing on the Microstructure of Cast Aluminum Alloy Applied to Plunger[J].Journal of Aeronautical Materials，2013，33(3):60—65.

[15]劉峰超，馬宗義.攪拌摩擦加工對鑄態7075鋁合金顯微組織的影響[J].金屬學報，2008，44(3):319—324.LIU Feng-chao，MA Zong-yi.Effect of Friction Stir Processing on the Microstructure of As-cast 7075 Aluminum Alloy[J].Acta Metallurgica Sinica，2008，44(3):319—324.

[16]張昭，張洪武.基于歐拉模型的攪拌摩擦焊接界面行為及產熱數值[J].塑性工程學報，2012，19(6):130—133.ZHANG Zhao，ZHANG Hong-wu.Eulerian-model-based Numerical Researches on Interface Behavior and Heat Generation in Friction Stir Welding Process[J].Journal of Plasticity Engineering，2012，19(6):130—133.

[17]PAN W X，LI D X，TARTAKOVSKY A M，et al.A New Smoothed Partical Hydrodynamics Non-Newtonian Model for Friction Stir Welding:Process Modeling and Simulation of Microstructure Evolution in a Magnesium Alloy[J].International Journal of Plasticity，2013，48:189—204.

[18]BUFFA G，DUCATU A，FRATINI L.FEM Based Prediction of Phase Transformations During Friction Stir Welding of Ti6Al4V Titanium Alloy[J].Materials Science and Engineering A，2013，581:56—65.

[19]楊素媛，張保壘.厚板AZ31鎂合金攪拌摩擦焊焊接接頭的組織與性能[J].焊接學報，2009，30(5):1—4.YANG Su-yuan，ZHANG Bao-lei.Microstructures and Mechanical Properties of Thick AZ31 Magnesium Alloy Welded Joint by Friction Stir Welding[J].Transactions of China Welding Institution，2009，30(5):1—4.

[20]XING Li，ZOU Gui-sheng，KE Ling-ming，et al.Influence of tool Pin Profile on the Interface Migration of Friction Stir Lap Joints[J].China Welding，2011，20(4):6—11.

[21]NGUYEN N T，KIM D Y，KIM H Y，et al.Assessment of the Failure Load for an AA6061-T6 Friction Stir Spot Welding Joint[J].Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers，Part B:Journal of Engineering Manufacture，2011，225(10):1746—1756.

[22]楊洪剛，趙欣.鋁合金回填式攪拌摩擦點焊工藝試驗[J].焊接技術，2012，41(11):24—26.YANG Hong-gang，ZHAO Xin.Technological Test on Backfilling Friction Stir Spot Welding of Al Alloy[J].Welding Technology，2012，41(11):24—26.

[23]TOZAKI Y，UEMATSU Y，TOKAJI K.A Newly Developed Tool Without Probe for Friction Stir Spot Welding and Its Performance[J].Journal of Materials Processing Technology，2010，210(6/7):844—851.

[24]FENG K，WATANABE M，KUMAI S.Microstructure and Joint Strength of Friction Stir Spot Welded 6022 Aluminum Alloy Sheets and Plated Steel Sheets[J].Materials Transactions，2011，52(7):1418—1425.