超聲對鋁/鎂異質合金攪拌摩擦焊接成形的影響

王 濤，武傳松

(山東大學 材料液固結構演變與加工教育部重點實驗室，濟南250061)

鋁合金和鎂合金是重要的輕質材料，鋁/鎂異質合金的復合構件既能兼顧二者的性能優勢，又能進一步實現輕量化[1-2]，在汽車、航空航天、高速列車等行業具有廣闊的應用前景。由于兩者晶體結構不同、物理-化學性能差異較大，采用熔焊方法連接鋁/鎂合金時存在氧化、合金元素燒損、脆性金屬間化合物生成量大等諸多問題[3-5]。攪拌摩擦焊(friction stir welding,FSW)作為一種固相連接方法，以其高應變率、大變形量以及低熱輸入等特點，在鋁/鎂異質合金焊接中表現出明顯的優勢[6]。

金屬間化合物(intermetallic compounds,IMCs)是影響鋁/鎂異質合金接頭質量的重要因素。研究者通過能譜儀[7-8]、電子探針[9-10]、透射電鏡[11]等測試手段對鋁/鎂金屬間化合物進行了表征和分析，普遍認為接頭內部主要產生了Al3Mg2和Al12Mg17兩種IMCs。對于鋁/鎂FSW接頭內IMCs的生成機理，目前研究者尚未得出一致結論。Sato等[12]在接頭中觀察到了共晶組織，認為焊接過程中局部區域的成分液化是IMCs生成的主要原因；而Yamamoto等[13]發現FSW過程中IMCs的厚度會隨著擴散時間的延長而增加，由此認為IMCs的生成主要受擴散機制的影響。

常規FSW在焊接鋁/鎂異質合金時，工藝窗口窄，IMCs生成量大，接頭性能差。研究者曾嘗試采用水下FSW以及紅外熱源、激光輔助FSW方法來焊接鋁/鎂異質合金，在消除焊接缺陷和提高接頭性能等方面取得了一定的效果[14-17]。但是，這些工藝方法存在設備要求高、操作復雜性增加、應用不方便等問題。而超聲振動作為一種機械能，在金屬材料加工中得到廣泛應用。近年來，研究者利用超聲工具頭、滾輪等相繼將超聲振動施加在工件上，取得了較好的工藝效果[18-22]。本課題組前期研發了超聲振動強化攪拌摩擦焊接(ultrasonic vibration enhanced friction stir welding,UVeFSW)新工藝，實驗結果表明超聲振動具有促進材料流動，減薄金屬間化合物等作用[23]。但是，對于超聲振動的作用機制，仍需深入研究。本工作利用UVeFSW新工藝開展4 mm板厚鋁/鎂異質合金的相關工藝實驗，探究超聲振動改善鋁/鎂異質合金接頭組織與性能的作用機理。

1 實驗材料與方法

1.1 實驗材料

選用6061-T6鋁合金和AZ31B-H24鎂合金為焊接母材，具體成分及力學性能分別如表1和表2所示。鋁、鎂合金板材規格均為200 mm(長)×60 mm(寬)×4 mm(厚)。

表1 母材的名義化學成分(質量分數/%)

表2 母材的力學性能

1.2 實驗設備及實驗過程

本課題組自主研發的UVeFSW系統如圖1所示[7]。焊接過程中，超聲振動通過鈦合金超聲工具頭傳遞至焊接工件，超聲工具頭與攪拌頭軸線的距離為20 mm。超聲振動頻率為20 kHz，輸出功率為100 W。使用的攪拌頭為H13工具鋼材質，軸肩(內凹2°)直徑15 mm，錐形帶右旋螺紋攪拌針，針長3.8 mm，攪拌針根部和端部直徑分別為5.4 mm和3.8 mm。

圖1 超聲強化攪拌摩擦焊過程示意圖[7]

將鎂合金放置于前進側，鋁合金放置于后退側，攪拌頭向鎂合金偏移0.5 mm。同時，主軸傾角為2.5°，攪拌頭下壓量為0.15 mm。實驗中采用的其他工藝參數為：轉速為600～800 r/min，焊接速度為20～60 mm/min。為保證焊接工藝條件的一致性，在同一對母材上先后進行同組參數情況下的FSW和UVeFSW焊接實驗，兩者差別僅在于是否施加超聲振動。

2 結果與分析

2.1 超聲振動對材料流動的影響

在轉速700 r/min、焊接速度30 mm/min時，對比分析FSW和UVeFSW焊縫橫截面以及水平截面上的材料流動情況。

2.1.1 焊縫橫截面材料流動情況

圖2和圖3分別為FSW和UVeFSW焊縫宏觀金相照片上顯示的材料流動情況。由圖2(a)和圖3(a)可知，從焊縫橫斷面來看，接頭內部材料的宏觀流動趨勢，主要是接頭上部的鋁合金向前進側(鎂側)遷移。由于整個焊核區的尺寸是一定的，這種鋁合金向前進側的遷移會迫使接頭底部的鎂合金向后退側流動。為了協調這種上部和底部的材料流動，前進側熱影響區(heat affected zone,HAZ)與熱力影響區(thermo-mechanically affected zone,TMAZ)界面附近的材料會有一定程度的向下遷移行為；當這股向下流動的材料與底部材料相遇時，又會產生一定的回流趨勢。此外，施加超聲振動后，前進側HAZ-TMAZ界線上、下兩部分的夾角由原來的124°增加到145°，焊縫上、下兩部分的過渡更圓滑，使得焊縫垂直方向的材料遷移和熱量傳遞更加順暢，有利于材料的流動和混合。這對于焊縫底部的成形具有重要影響。

圖2 FSW焊縫局部區域材料的宏觀流動情況

圖3 UVeFSW焊縫局部區域材料的宏觀流動情況

圖2(b)和圖3(b)分別為圖2與圖3中F1和U1區域的材料遷移情況。FSW焊縫上部材料流線較粗大，鋁、鎂合金相互穿插程度有限。而UVeFSW焊縫中該處的鋁、鎂合金流線變得更細小而均勻，并且相互深入穿插，增加了二者的接觸面積。這一方面增強了界面的機械鎖合，另一方面也有利于焊縫兩側的熱量傳遞和交換，從而提高了界面的冶金結合。

圖2(c)和圖3(c)分別為圖2與圖3中F2和U2區域的材料遷移情況。此處的材料表現出明顯的垂直方向遷移特征；鎂合金側軸肩影響區的材料在來自后退側鋁合金的擠壓下，沿著HAZ-TMAZ界線向下流動，并在焊縫中下部與底部的材料相遇后，產生一定程度的回流，最終形成了一個鉤狀結構，該結構大致平行于HAZ-HMAZ界線。FSW焊縫中的鉤狀結構底端距離焊縫表面2.41 mm，而在UVeFSW焊縫中該距離增加至3.09 mm。這表明超聲振動能夠促進焊縫內部垂直方向上的材料流動。當熱輸入較低、母材未充分塑化，或者焊核區材料無法完全填充攪拌頭前進留下的空腔時，該股材料對于促進垂直方向上的材料傳輸和熱量傳遞，防止焊接缺陷的產生具有重要作用。

2.1.2 焊縫水平面材料流動情況

為了全面了解材料的宏觀流動情況，對焊縫不同水平截面上的材料流動情況進行了觀測，如圖4所示。可以看出，在板厚方向上，距離焊縫上表面1,2，3 mm取3個水平截面，分別定義為HP-1,HP-2,HP-3；在每個水平截面上，選取匙孔附近略大于焊縫范圍的區域制作金相試樣。

圖4 取樣位置示意圖 (a)水平面位置；(b)取樣位置

圖5為HP-1水平截面上材料的宏觀流動情況。在FSW焊縫中，鎂合金條帶較短，且整體呈現“后拖”的形態，圓弧狀特征不明顯。這表明焊接過程中鎂合金塑韌性較差，隨攪拌頭流動趨勢不強；前進側的焊縫半寬(HAZ-TMAZ界線到焊縫中心的距離)為2.8 mm，略大于該處攪拌針的半徑(約2.5 mm)。在UVeFSW焊縫中，鎂合金條帶明顯變細、變長，其中有若干條帶甚至越過對接面延伸到了后退側。同時，鎂合金條帶具有明顯的圓弧特征。這主要是因為超聲的軟化作用增強了材料的塑性變形能力，使鎂合金能夠更容易在攪拌頭的作用下發生塑性變形，前進側的焊縫半寬也增加至3.6 mm。

圖5 HP-1水平面材料宏觀流動 (a)FSW；(b)UVeFSW

此外，相比于原始對接面，FSW和UVeFSW焊縫中的鋁/鎂界面均向前進側發生移動。這表明在該水平截面上前進側鎂合金減少，后退側鋁合金增多。由于材料的總量是固定不變的，因此可以斷定，該區域必定發生了垂直方向上的材料遷移。尤其是對于FSW焊縫，鋁/鎂界面向前進側移動的距離較大，因此材料向下運動的趨勢也更大。但是由圖2(c)和圖3(c)可知，FSW該區域向下流動的距離反而小于UVeFSW。這表明在FSW過程中，材料在垂直方向上的遷移是在上部來自后退側材料的擠壓下被迫發生的。同時，由于焊縫上、下兩部分124°的夾角使其向下流動不順暢，因此必然會在某處發生塞積、形成紊流，使焊接過程在某處發生波動。而在UVeFSW焊縫中，雖然原始界面向前進側移動較小，焊縫上部對材料的向下擠壓作用也較小，但由于母材塑性的改善，該股材料更像是主動向下填充，因此向下運動的距離會更大。

圖6顯示了HP-2水平截面上材料的宏觀流動情況。FSW焊縫中的鎂合金條帶呈粗羽毛狀，并且長短和粗細都不均勻。同時，在焊縫中部存在一段鎂合金條帶缺失的部位，這與前文中提到的材料塞積現象所導致的焊接過程波動密切相關。而UVeFSW焊縫中的材料條帶細小而均勻，混合情況也較好。正如前文所述，由于材料的傳輸較為順暢，因此未發現材料波動異常現象。

圖6 HP-2水平面材料宏觀流動 (a)FSW；(b)UVeFSW

圖7為HP-3水平截面上材料的宏觀流動情況。該平面距離焊縫上表面3 mm，幾乎不受軸肩的影響，產熱相對較低，材料塑性變形能力較差。FSW焊縫中，由于材料的流動性較差，在匙孔附近的前進側產生了焊接缺陷。這也與焊縫橫斷面中缺陷易出現的位置一致，均在前進側底部HAZ-TMAZ界線附近。而UVeFSW焊縫中，該水平截面顯然由兩部分材料構成。結合前文可知，該平面大致位于圖3(c)中鉤狀結構的底部，因此靠近后退側的區域為水平流動區域，而靠近前進側的區域為垂直流動區域。此處垂直流動區域的材料主要來自焊縫上方材料的向下遷移，該股材料能夠及時填補到由于水平材料流動不足而產生的缺陷中，從而避免了焊接缺陷的形成。

圖7 HP-3水平面材料宏觀流動 (a)FSW；(b)UVeFSW

2.2 超聲振動對焊接缺陷的影響

2.2.1 宏觀缺陷

圖8為焊縫橫斷面金相圖像。可以看出，當焊速較高而轉速較低時， FSW過程中由于熱輸入不足，母材塑性變形程度有限，同時上部的材料向下遷移距離有限，無法及時填補材料遷移留下的孔洞，最終在焊縫底部形成了缺陷。而UVeFSW焊縫上部鋁合金越過焊縫中心，向前進側遷移了一定距離，擠壓頂部的鎂合金向下流動。同時由前文可知，HAZ-TMAZ界線附近的材料本身就具有向下流動的趨勢，最終使得前進側的材料能夠向下遷移，及時填補焊縫底部的孔洞，最終消除了焊縫底部的缺陷。

圖8 焊縫橫斷面宏觀金相圖像(ω=600 r/min，v=40 mm/min) (a)FSW；(b)UVeFSW

高轉速(ω=900 r/min,v=50 mm/min)時，焊縫橫斷面金相圖像如圖9所示。FSW過程中，由于熱輸入過高，攪拌頭黏著增粗，將焊縫內的材料擠出，發生嚴重的材料外溢現象，使得焊縫內部材料不足，在焊縫底部形成了隧道型缺陷。同時，焊縫上部也出現了大塊鎂合金，材料的混合較差。而在UVeFSW過程中，材料外溢現象減輕，整個焊縫內部的材料流動和混合得到優化，焊縫底部的隧道型缺陷減小為呈流線狀的溝槽缺陷。

圖9 焊縫橫斷面宏觀金相圖像(ω=900 r/min，v=50 mm/min) (a)FSW；(b)UVeFSW

2.2.2 微觀缺陷

圖10為ω=700 r/min,v=40 mm/min條件下，焊核區內部微觀區域的結合情況。該區域大致位于焊縫前進側的中下部位置，也是在焊接過程中較容易出現焊接缺陷的位置。在FSW焊縫中，該區域雖然在光學顯微鏡下未發現明顯的宏觀缺陷。但是，在掃描電鏡下發現，該處存在被攪拌頭帶來的大塊鋁合金，鋁、鎂合金的結合界面存在若干個呈蜂窩狀的微孔洞，其尺寸均在10 μm以下。這種微小缺陷在常規檢測中很難發現，但在接頭后續承載過程中極易成為破壞源，對接頭性能產生不利影響。而在UVeFSW焊縫中，該區域雖然仍存在大塊的鋁合金，但是在各個方向上與鎂合金的接觸界面結合緊密，未發現微觀缺陷。由此可見，超聲振動能夠促進材料流動、混合及熱量傳遞，從而減小甚至消除接頭內部的焊接缺陷。

圖10 焊核區微觀區域結合情況(ω=700 r/min,v=40 mm/min) (a)FSW；(b)UVeFSW

2.3 超聲振動對鋁/鎂界面金屬間化合物的影響

利用SEM對高熱輸入(ω=800 r/min,v=20 mm/min)和低熱輸入(ω=700 r/min,v=40 mm/min)兩組典型工藝參數條件下界面處的IMCs進行表征。對于每個試樣，分別在焊核區鋁/鎂界面處選取T(top),M(middle),B(bottom)3個典型區域進行觀察，如圖11和圖12所示。T,M,B區域分別距離上表面1,2,3 mm。需要說明的是，由于焊核區鋁/鎂界面蜿蜒曲折，因此相同視野角度下，界面處的金屬間化合物仍呈現出不同的取向。

圖11 高熱輸入時界面IMCs位置選取 (a)FSW;(b)UVeFSW

圖12 低熱輸入時界面IMCs位置選取 (a)FSW;(b)UVeFSW

高熱輸入時，FSW和UVeFSW焊縫界面不同位置處的SEM圖像如圖13所示。對于同一焊縫，IMCs厚度從上到下逐漸減小，對應焊接過程中產熱和溫度沿板厚的變化情況。施加超聲振動后，不同位置處的IMCs厚度均有所減小，減小幅度分別為26.5%,32.3%,53.3%。

圖13 焊縫Al/Mg界面T(1),M(2),B(3)區域的SEM圖像(ω=800 r/min,v=20 mm/min) (a)FSW;(b)UVeFSW

通常情況下，焊接產熱和溫度從焊縫上部到底部遞減，IMCs的厚度也會逐漸減小。但是，在高熱輸入條件下，FSW焊縫界面上IMCs的厚度從上部到底部變化很小，分別為4.9,3.1 μm和3.0 μm。特別是，底部的IMCs相對于中部，其厚度幾乎未發生變化。由圖2可以看出，FSW焊核區中部及底部形成了兩個洋蔥環結構，且洋蔥環附近的鋁/鎂界面較為光滑，鋁、鎂合金的接觸面積也較小，不利于兩側的熱量傳遞和交換。而此時焊接熱輸入又較高，當熱量傳遞至焊縫中部及下部時，會在呈渦流狀的洋蔥環結構內聚集，為焊縫底部IMCs的生成、增厚提供了熱力學條件。因此，焊縫底部的IMCs厚度相比于中部幾乎未發生變化。施加超聲振動后，對洋蔥環結構產生了一定的抑制作用，弱化了其渦流狀特征，增加了界面處的鋁、鎂合金接觸面積，使熱量的傳輸和交換更加順暢。因此，IMCs的厚度會相應地減小。UVeFSW焊縫界面處，IMCs厚度從上到下分別為3.6,2.1 μm和1.4 μm。

圖14顯示了低熱輸入時，FSW和UVeFSW焊縫界面不同位置處的SEM圖像。對于同一焊縫，IMCs的厚度由上部至底部逐漸減小；施加超聲振動后，相同位置處的IMCs厚度均有所減小，減小幅度分別為31.7%,52.0%,68.2%。整體來看，僅FSW接頭上部的IMCs厚度超過3 μm，其他位置的IMCs厚度均在3 μm以下。在UVeFSW焊縫底部，IMCs的厚度甚至在1 μm以下。

圖14 焊縫Al/Mg界面T(1),M(2),B(3)區域的SEM圖像(ω=700 r/min,v=40 mm/min) (a)FSW;(b)UVeFSW

對比圖13和圖14，超聲振動對IMCs的減薄效果在低熱輸入參數時更明顯，在焊縫底部的作用效果優于上部，而焊縫上部的熱輸入又大于底部，這就說明超聲振動的作用效果在低熱輸入條件時相對較好。但是，高熱輸入時，IMCs的厚度較大，對接頭性能的危害也更大。此時，超聲振動對于IMCs的減薄作用雖然較小，但是對接頭性能的改善仍具有明顯效果。

2.4 超聲振動對鋁/鎂界面機械鎖合的影響

選取高熱輸入(ω=800 r/min,v=20 mm/min)和低熱輸入(ω=700 r/min,v=40 mm/min)兩組典型工藝參數對比分析FSW與UVeFSW接頭鋁/鎂界面機械鎖合結構。圖15和圖16分別為高熱輸入時，FSW與UVeFSW焊縫的界面形貌。對比F1與U1區域可知，該區域位于焊縫上部，在焊接過程中受軸肩的剪切摩擦作用較大，因此主要表現為材料的水平遷移，垂直方向的材料運動不明顯，形成鋁、鎂“流動臂”相互穿插結構。但是，F1區域中“流動臂”數量較少，且穿插距離較短，對接頭強度的貢獻有限。而U1區域中“流動臂”數量明顯增多，像長釘般相互深入穿插，從而形成牢靠的機械鎖合。F2區域中鋁/鎂界面光滑而平直，接頭斷裂時，裂紋會在此處迅速擴展，對接頭性能不利。U2區域中此處的界面呈鋸齒狀，且鋸齒結構垂直于承載方向，形成拉鏈效應，使得接頭強度得以提高。F3區域的鋁/鎂界面幾乎完全平行于板厚方向，雖然該區域上、下部分的鎂、鋁凸起結構能夠形成一定的機械鎖合，但是凸起結構短小而邊緣光滑，同時又平行于受載方向，因此作用十分有限。U3區域中，鋁、鎂合金分別形成了楔形結構，成一定角度相互穿插形成楔釘效應，并且楔形結構邊緣較為曲折，這對增加結合面積、提高接頭性能有益。F4,U4區域位于焊縫底部，焊接過程中產熱較低，界面結構相對較簡單，均表現為楔形鋁合金深入鎂合金底部。

圖16 高熱輸入時UVeFSW接頭界面形貌

圖17和圖18分別為低熱輸入時，FSW與UVeFSW焊縫的界面形貌。與高熱輸入時的情況類似，低熱輸入時施加超聲振動后，鋁/鎂界面也形成更加豐富的楔形、長釘狀、鉤狀等機械鎖合結構。尤其對于F2和F3區域來說，施加超聲振動后，原來界面處的凸起結構變為U2和U3區域中的楔形、鉤狀結構，更有利于界面的機械鎖合，從而使接頭強度得到提高。

圖17 低熱輸入時FSW接頭界面形貌

圖18 低熱輸入時UVeFSW接頭界面形貌

總體來看，不管熱輸入的高低，施加超聲振動后，接頭鋁/鎂界面均會形成更加完備的楔形、長釘狀、鉤狀等機械鎖合結構，從而提高界面的結合強度，使接頭強度得到提升。UVeFSW接頭中鋁/鎂界面機械鎖合的增強，主要是因為超聲振動增加了母材的塑性變形程度，改善了材料的流動性，從而使得鋁、鎂合金條帶更容易相互穿插、嵌合形成機械鎖合。在低熱輸入條件下，特別是對于某些冶金結合強度較低的部位，這種機械鎖合的改善，對于提高接頭強度具有重要作用。

2.5 超聲振動對接頭拉伸性能的影響

基于前期實驗結果，在研究超聲振動對接頭拉伸性能的影響時，選擇了三組具有代表性的工藝參數，如表3所示。

表3 三組典型工藝參數

圖19顯示了FSW和UVeFSW接頭的抗拉強度。在選取的三組工藝參數條件下，相比于FSW，UVeFSW接頭的抗拉強度均有所提高。其中，低熱輸入時，接頭強度的提高幅度最為明顯，由原來的129.17 MPa提高至160.02 MPa，提高幅度為23.88%。高熱輸入時，接頭強度的提高幅度次之，由原來的133.92 MPa提高至155.69 MPa，提高幅度為16.26%。而在最佳參數條件下，由于接頭強度本來就較高，施加超聲振動后，接頭強度可達174.20 MPa，為母材(鎂合金)強度的69.61%。需要指出的是，本實驗采用的超聲功率只有100 W，但仍取得了接頭強度提升11.32%的工藝效果。下一步實驗擬將超聲功率提高到200～300 W，同時優化工藝參數，進一步提高接頭性能。

圖19 FSW和UVeFSW接頭的抗拉強度

2.6 超聲振動對接頭斷裂行為的影響

圖20顯示了不同熱輸入條件下，FSW和UVeFSW接頭斷裂位置。在高、低熱輸入條件下，FSW接頭在拉伸時均斷在焊核區(weld nugget zone,WNZ)的鋁/鎂結合界面。而UVeFSW接頭的斷裂位置則均轉移至前進側鎂合金的WNZ-TMAZ界面處。在FSW過程中，高熱輸入條件下，接頭界面IMCs較厚(圖13(a-1),(a-2),(a-3))，同時IMCs因為應力強度系數較低，與母材的性能差異較大，無法實現性能的合理過渡。而且接頭界面的機械鎖合程度也較差(圖15)，此時鋁/鎂結合界面是接頭的薄弱區域。超聲振動通過完善界面的機械鎖合結構(圖16)、減薄界面IMCs厚度(圖13(b-1),(b-2),(b-3))等方式提高了鋁/鎂界面的結合強度，從而使得鎂合金側受熱影響較大，晶粒易粗大、不均勻的WNZ-TMAZ界面成為接頭薄弱位置。

圖20 FSW(1)與UVeFSW(2)接頭的斷裂位置

此外，UVeFSW接頭在拉伸實驗時，裂紋擴展路徑并非一直沿著鎂合金側的WNZ-TMAZ界面。而是在焊縫上部，突然穿過軸肩影響區的帶狀區，向上延伸。通常情況下，帶狀區的分布與拉伸時接頭的最大受力方向大體一致，因此裂紋較容易沿著帶狀區延伸。而UVeFSW接頭中裂紋穿過帶狀區延伸，說明超聲振動在一定程度上強化了軸肩影響區帶狀區的強度。

圖21比較了FSW和UVeFSW接頭斷口的宏觀金相照片。FSW接頭斷口明顯由上部的脆性斷裂區和下部的韌性斷裂區組成，尤其在厚度方向，存在明顯的不均勻特點。UVeFSW接頭斷口整體比較均勻，甚至存在拉伸過程中產生的撕裂紋理，這表明施加超聲振動后，接頭性能變得均勻，不再存在較大范圍的脆性斷裂區域。

圖21 接頭斷口的宏觀金相照片 (a)FSW;(b)UVeFSW

圖22為FSW接頭拉伸后的斷口形貌。接頭拉伸后的斷口存在兩種典型的斷裂區域，分別為以A區域為代表的具有河流花樣的脆性解理斷裂區和以B區域為代表的具有韌窩特征的韌性斷裂區。但是，此時B區域的韌窩淺而稀疏，并且具有明顯的方向性，韌性斷裂特征不明顯。

圖22 FSW接頭斷口形貌 (a)斷口形貌；(b)A處局部放大圖；(c)B處局部放大圖

圖23為UVeFSW接頭拉伸后的斷口形貌。可以看出，UVeFSW接頭斷口雖然同樣存在脆性斷裂和韌性斷裂兩種典型的斷口形貌，但是相同視野范圍內，韌性斷裂區域明顯擴大，同時韌窩變得均勻而密集。對韌窩區域繼續放大，可以看到韌窩底部存在第二相粒子(圖23(d))，EDS點掃描的成分結果顯示，鎂原子分數為55.5%，硅原子分數為28.1%，鋁原子分數為16.4%，大致符合Mg2Si成分比例。而Mg2Si是6061鋁合金中重要的強化相。由此可推斷，相比于FSW接頭，UVeFSW接頭中微觀尺度下，鋁/鎂結合界面強度也得到了提升，接頭拉伸時在某些位置甚至在鋁合金處發生斷裂。

圖23 UVeFSW接頭斷口形貌

3 結論

(1)鋁/鎂異質合金攪拌摩擦焊接時，超聲振動能夠促進焊縫前進側和后退側、接頭上部和底部的材料流動與熱量傳輸，使得板厚方向上的材料能夠向下遷移至更遠距離，從而減小甚至消除焊接缺陷。

(2)在不同熱輸入工藝參數條件下，超聲振動對接頭焊核區整個鋁/鎂界面的IMCs均有不同程度的減薄作用。FSW接頭中鋁/鎂界面處原本凸起的簡單機械交鎖結構，在UVeFSW接頭中轉變為楔形、鉤狀和長釘狀等強機械鎖合結構，從而增強了界面的結合鎖合程度。

(3)不同工藝參數條件下，超聲振動對接頭抗拉強度均有不同程度的提升作用。高熱輸入時，超聲振動對界面金屬間化合物的減薄起主要作用，而在低熱輸入時，超聲振動主要通過增強界面的機械鎖合和消除微觀缺陷來提高接頭的強度。

(4)超聲振動強化了鋁/鎂結合界面，在拉伸實驗時，斷裂位置由FSW接頭中的鋁/鎂界面轉移至UVeFSW接頭中鎂合金側HAZ-TMAZ界面，同時裂紋擴展路徑也更加蜿蜒曲折。無論是否施加超聲，接頭斷口均存在韌性斷裂區和脆性斷裂區。但是，相比于FSW，UVeFSW接頭斷口上韌性斷裂區面積有所擴大，并且韌性斷裂特征也變得更加明顯。