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.西安交通大學金屬材料強度國家重點實驗室 焊接研究所，西安710049；2.西安市輕工業研究所，西安710001）

1 攪拌摩擦焊概述

由英國焊接研究所的W.M.Thomas 于1991 年發明的攪拌摩擦焊（friction stir welding，FSW）作為一種先進固相焊方法，其最突出的貢獻在于能實現板材的摩擦焊。這一革命性的技術進步主要得益于兩點：一是在熱源方面，用工具與工件之間的摩擦熱代替傳統旋轉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； 二是巧妙又簡潔的工具設計，即在承擔攪拌混合界面的細針上方設置了同軸大直徑的軸肩，這不僅為針前冷態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所需的擠壓力與保溫所需的摩擦熱源。由此可見，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直至混合的“力源”[1]。因此，工具不僅通過加熱途徑影響接頭組織與性能，還能通過力學途徑影響組織與性能。

FSW 作為一種通過攪拌驅動塑性金屬流動并混合實現固態焊接的方法，具有抑制脆性金屬間化合物的優勢，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。相對而言，異種金屬FSBW 因針的旋轉方向垂直于界面，比FSLW更容易實現界面去膜。但與同種金屬FSBW 相比，前進側與后退側母材的布置（高強度放置于前進側，低強度放置于后退側）、 工具中心相對于焊接面的偏移量成為抑制缺陷與調控組織的新因素[2-10]。相對于FSBW，FSLW 的困難點較多，主要的困難點可歸納如下：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，難以驅散到針直徑之外的區域。這是由于攪拌摩擦搭接焊中工具的旋轉方向平行于搭接界面而非像攪拌摩擦對接焊那樣垂直于界面。在這種情況下，針穿透上板進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，常會出現下板嵌入上板的勾狀（hook）未焊合界面，這一缺陷對上板造成切割效應，減薄上板的有效承載厚度，導致應力集中。

為克服FSLW 存在的上述問題及針的磨損、斷針現象，文獻[11-13]提出了攪拌摩擦釬焊（Friction stir brazing/soldering，FSB/FSS）技術。異種或同種金屬攪拌摩擦釬焊如圖1 所示[13]，FSB基于充分利用旋轉軸肩的熱—力聯合作用的思路，采用無針工具 （無針可消除針的磨損、 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、 流動與填充作用（使氧化膜隨液相被擠出并擴大結合面積），利用 “摩擦低溫”下的 “冶金反應 （溶解—擠出—擴散）” 代替“塑性流動” 來實現焊接，從而可降低對高強母材塑性變形與流動程度的苛求。

圖1 異種或同種金屬攪拌摩擦釬焊示意圖

FSB 的優點主要有：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hook 缺陷，無匙孔，免除針的磨損； ②與傳統爐中釬焊相比具有冶金與力學雙重界面去膜能力，極為優異的潤濕性，免用釬劑與保護氣體，擠出低熔點、 低強度的釬料，界面最終為擴散焊組織，打碎并分散界面金屬間化合物。

FSB 的應用主要有：①Al-X、 Cu-X 與Brass-X （X=Fe，Cu，Ti，Mg，Al，Ni，SUS 等）異種金屬搭接焊； ②制備雙金屬復合板，如Al-X 與Cu-X （X=Fe，Cu，Ti，Mg，Al，Ni，SUS 等）雙金屬復合板。FSB 與爆炸焊相比，基板厚度不受限制，無邊緣效應與加工硬化，對母材塑性無苛求，適于薄小件的貴重金屬復合； 與軋制焊相比，節能、 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、 低塑復合板/復合管的先進環保節能制備技術。

圖2 復合材料半固態攪拌釬焊工藝示意圖

此外，文獻[14-17]在振動輔助釬焊基礎上提出了一種半固態釬料攪拌釬焊工藝（semisolid stir brazing，SSB），復合材料SSB 如圖2 所示[16]，該工藝的優點在于能實現對接焊。其要點有兩方面，一是釬料處于半熔化狀態 （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化母材表面的摩擦破膜； 二是所用工具僅有細針而無軸肩。用細針插入位于釬焊間隙內的半固態釬料中，當針旋轉時可以直接攪拌液態釬料并刮擦母材表面，從而有效破除釬料與母材的氧化膜，實現潤濕。針的直徑與通常釬焊間隙等寬，由于其所用工具沒有軸肩，削弱了摩擦加熱效果，因此需另增加熱源。同時，液態釬料也難以被擠出，但有利于實現對接焊。

本研究致力于大直徑FSB 可行性與界面組織特征研究，并進一步闡明FSB 界面去膜機理。

2 試驗材料與方法

選用表面氧化膜難以破除的不銹鋼（SUS）作為下板，對比進行Al/SUS （軟/硬）與Cu/SUS（硬/硬）兩種異種金屬組合的FSB 試驗。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層。在Cu/SUS 組合中 （用于制備電解行業的陰極板），兩種母材厚度均為3 mm，長為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Φ40 mm 大直徑無針工具在大氣環境下施焊。

本試驗設計方案特點主要有：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界面剪切去膜、 混合的影響； ③所用攪拌頭均為Φ40 mm 無針大直徑攪拌頭。采用大直徑工具，一是為了提高大面積工況下的焊接效率，二是為了強化、 延長界面扭轉力學作用，在此情況下，觀察界面微觀組織特征，著重分析FSB 新工藝中旋轉工具的熱-力作用對破膜、 改善潤濕性及增大焊道面積的可行性，以證實FSB相對于FSW 所具有的增寬焊道優點及相對于爐中釬焊的機械去膜優點。

3 試驗結果與討論

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，未發生鋁板與軸肩粘附 （即始端原位預熱摩擦較長時間，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Zn 層，說明Zn 箔被熔化擠出； 在304 不銹鋼一側，形成了6～7 μm 厚連續金屬間化合物 （IMC）層； 在鋁側出現嵌有含Fe 顆粒的混合層，厚約20 μm 的混合層由軟質鋁基體與分散于其內的含Fe 顆粒組成，個別Fe顆粒（2～4 μm）嵌入鋁中的深度可達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，而且不銹鋼的高強度也增大了機械去膜的難度。FSB 接頭中連續IMC 層的形成證明了潔凈金屬間的緊密接觸已經實現，作為潤濕與擴散阻擋層的氧化膜已被破除。在Al/SUS 的傳統FSLW 工藝中，為破碎不銹鋼下板的氧化膜，須采用由硬質合金制成的耐磨針[18]。Zn 的惰性與前期預研反證了大氣下不銹鋼表面的氧化膜只能依賴于機械破碎，而分散嵌入鋁內的含Fe 微粒的出現證明了FSB 所用無針攪拌頭雖不與搭接界面直接接觸，但仍具有間接地機械破碎不銹鋼表面氧化膜的能力。

鋁板側的氧化膜破除可認為是氧化膜碎屑隨著Al-Zn 共晶液相被擠出。旋轉工具的扭轉作用不但可強化機械直接破膜、 先導性地為冶金反應建立局部接觸擴散通路（不會單一地依賴氧化膜的漲裂），還可進一步加強驅動界面共晶液相的流動，以此特殊的力學效應與冶金效應相互促進的方式，破碎并分散Al 側氧化膜。

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域，不但低熔點、 低強度的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，形成以軟質Cu 為基體、 以不銹鋼微粒為強化相的“復合材料”式界面層，其厚度約為5 μm。這種復合材料界面層與兩側母材能緊密接觸，且熱膨脹系數居于兩種母材之間，有利于緩和熱應力?？梢?，即使是無針工具且相隔3 mm 厚銅板，位于中心區的高強不銹鋼下板表面也被大直徑工具以剪切機制破碎、 混合、 嵌入。但不銹鋼碎粒并未完全隨著液相被擠出，特別是相對較大的顆粒很難被擠出而嵌入或被向上攪拌入軟質Cu 內 （在液相被擠出的后方也有望發生不銹鋼表面的碎裂與嵌入）。這一結果清楚地證明了FSB 中的大直徑旋轉工具的確具有機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，通過梯度變形以機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SUS 微?；旌锨度霊柚谂まD形成的界面剪切作用； 而大肩有利于強化界面剪切作用。奧氏體不銹鋼本身具有良好的塑性與較高的強度，既然不銹鋼表面能被碎化、 嵌入或攪入上板，可見存在于界面的間接扭轉-剪切作用已足夠強烈。

圖4 Cu/SUS 組合FSB 接頭界面組織特征

此外，對比Al/SUS 與Cu/SUS 兩種組合的規范與界面混合效果可發現，雖然攪拌鋁板所用轉速高，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。這說明，上板屈服強度、 軟化程度、 變形量對下板表面的摩擦、 剪切、 碎化有一定影響，這應是攪拌摩擦搭接焊有別于攪拌摩擦對接焊的一個重要方面。當上下板的屈服強度之比（或者剪切強度之比）差距過大，即上板屈服強度過低、 軟化程度過甚，均會削弱旋轉工具通過上板對下板表面的機械碎化效果。這種強烈的界面扭轉、 攪拌現象在同種材料搭接焊中難以用背散射圖像識別，但這并不等于在同種材料搭接焊中不存在這種強烈的機械破膜作用。

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

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

3.3 FSB 過程中工具的力學效應及其對組織的改善

上述試驗結果反映了FSB 接頭組織與去膜的基本特點：①即界面組織主要由混合層（具有復合材料組織）或連續擴散層組成（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，FSB 中旋轉工具對上板的旋壓、 扭轉會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散通道；③強行驅動液相流動； ④即使在空氣中也能獲得優異的界面潤濕性。綜上可見，在FSB 接頭形成整個過程中，初期的去膜潤濕與后期組織的最終組成及形態均與工具的力學作用密切相關。

綜上所述，工具不僅是使母材軟化的 “熱源”，而且是攪拌母材、 驅使母材塑性流動并混合的 “力源”。因此，與傳統爐中釬焊相比，在攪拌摩擦釬焊新工藝中，挖掘工具這一特殊力源的價值，可為調控接頭組織與性能提供一條新途徑。作者依據前期試驗研究，將工具的力學作用細分為三方面：①豎向的鍛壓作用 （forging action）； ②周向扭轉作用 （torquing action）； ③焊接方向，即沿x 方向的前推作用 （pushing action）。上述基本作用力對接頭組織特點與分布、破膜、 實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釬料

對于未設置加壓系統的攪拌摩擦焊機，工具對肩下焊接區金屬的鍛壓力主要來自母材自身膨脹產生的膨脹彈力與工具/工作臺相對運動過程中產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、 加熱溫度與力學熔點、 母材自身組織（如泡沫鋁材料極易屈服而降低實際鍛壓力，嚴重削弱加熱效果）、 工具軸肩設計參數、 焊接參數（如焊速、 傾角）等多因素影響。

在工具的各種力學作用中，鍛壓作用是其他作用得以存在并發揮作用的前提。為直觀證明鍛壓作用的存在與傾斜工具能強化攪拌搭接摩擦焊的鍛壓效應之事實，作者曾提出一種新的試驗方案（采用預先開有小孔的墊板）并獲得了預期效果[19]。采用無針柱狀攪拌頭與預先開有Φ4 mm 小孔的墊板，分別在有／無傾角的兩種情況下進行了2 mm 薄鋁板的搭接攪拌摩擦焊。結果表明，在傾角為3°情況下被擠入墊板小孔內的塑化金屬的長度（5.3 mm）遠大于無傾角情況下的相應值（2.6 mm）?？梢?，工具的傾斜可導入并強化焊縫中心區的鍛壓效應，從而有利于擠出液相，但存在組織不均勻性； 鍛壓效應的受力體是針后高溫軟化金屬； 鍛壓效應的主要作用是通過強化針后塑化金屬的多方向塑性流動（特別是工具軸向）而強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題，鍛壓作用貢獻之一在于能擠出低熔低強 （或脆性）釬料。

3.3.2 扭轉作用及其破膜、 改善界面潤濕性作用

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

關于工具對上板直接扭轉作用，作者曾在分步法攪拌摩擦釬焊制備Al/Al/steel 復合板過程中（2 mm1060Al/10 mm5083Al/16Mn）觀察到強烈作用。圖5 為分步攪拌摩擦焊法制備16Mn/5083Al 接頭時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）規范下將10 mm 厚5083Al 用FSB 技術壓覆到已焊成的Al/steel 復合板上出現的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，不僅在過程中、 焊接末端鋁合金被扭裂，且在鋁合金與16Mn 直角處出現鋁合金變形不足以應對較大的鍛壓力誘發的應變而出現裂紋。

攪拌摩擦釬焊過程中工具的熱-力去膜效應影響因素（含工具、 母材、 焊材、 拘束與規范等各個方面）應是一有價值的待研課題。對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N來表征工具對界面扭轉強弱的影響。對焊道上任一既定微元，其所經受的摩擦圈數N計算公式為

式中：v——焊速，mm/min；

n——轉速，rpm；

Ds/v——承受摩擦的時間 （即進入肩下直至從肩下露出的時間），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下板表面的扭轉效果，但增大工具直徑可增加焊道上任一微元所經受的摩擦圈數N，從而強化機械破膜效果。但同時應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、 改善界面潤濕性作用

工具既是旋轉的，又是前移的。工具并非在固定位置旋轉，而是在旋轉過程中前移。同樣，前移也會產生工件/工具的相對運動，由此誘發前移中工具對靜止工件的力學作用，即前推作用。圖6 為Cu/SUS 組合FSB 接頭上板末端出現的前推流變外觀。前推作用產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速度將帶動上板前進側金屬向前方流動變形，這一流變在末端正前方位置不受阻擋，產生的變形量明顯大于在后退側的變形 （最大處可達16 mm）。前推作用既然能產生前推塑性變形，故也能起到破膜、 改善界面潤濕性的作用?？梢酝茰y，在焊道末端附近，前進側界面去膜將更受益于前推流變。

圖6 Cu/SUS 組合FSB 接頭上板末端出現的前推流變外觀

4 結 論

（1）Al/SUS （軟/硬）組合的FSB 接頭在不銹鋼界面側形成厚6～7 μm 的IMC 連續層，在Al 側形成混有少量粒狀物 （含Fe）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械破除。

（2）將工具對搭接面的間接機械作用細分為三種：扭轉、 鍛壓與前推?；趩我坏腻憠鹤饔秒y以實現界面清理與豎向混合，推測界面機械作用應以扭轉-剪切-去膜/混合作用為主。大直徑旋轉工具能強化上述以扭轉為主的機械作用，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-剪切作用已足夠強烈。

（3）因Cu/SUS （硬/硬）組 合 比Al/SUS（軟/硬）組合機械混合效果更明顯，則高強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/下板強度比率 （或剪切強度之比）等因素有關。屈服強度高的Cu 上板雖有軟化，但傳遞剪切與承受反剪切能力強，則碎化高強下板表面氧化膜效果更明顯。而屈服強度較低的鋁材須借助大直徑強化界面扭轉—剪切—破膜效果。