CN114985898B - 一种用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法，其包括如下步骤：步骤一，在第一母材和第二母材的对接位置分别加工制得相匹配的对接斜面，第一母材上的斜面倾角β为α－2°≤β≤α－0.5°，第二母材上的斜面倾角γ为β－2°≤γ≤β，α为搅拌针倾角；步骤二，将第一母材和第二母材按照对接斜面相对位置固定于夹具上，在对接斜面的下方固定设置覆层板，覆层板中包括能够与第一母材和/或第二母材发生界面反应的元素组分；步骤三，设定焊接工艺参数，搅拌头的搅拌针穿过第一母材、第二母材与覆层板接触并进行搅拌摩擦焊。其能够减少搅拌头的磨损，解决待焊母材底部未焊透、底部焊缝密封性不佳的问题以及增强底部焊缝的耐腐蚀性能。

Description

一种用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法

技术领域

本发明涉及金属焊接技术领域，具体涉及用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法。

背景技术

搅拌摩擦焊属于固相焊接技术，在焊接前期无需复杂的焊前处理，在整个焊接过程中，仅仅是通过一个具有一定外形结构的刚性搅拌头，在高速旋转的条件下，扎入材料中以一定的速度向焊接方向运动即可，材料不会发生熔化，而是通过搅拌头与材料的高速摩擦作用产生热量，使焊缝区域的金属具有一定的塑性流动能力，从而填充焊缝，形成焊后变形小、力学性能好的搅拌摩擦焊接头。

搅拌摩擦焊在异种材料连接领域有着较大的潜力，焊接过程安全，操作简便，操作过程中无弧光、辐射，因此搅拌摩擦焊能够广泛应用于航天、船舶、汽车等领域。然而在焊接过程中尤其是钢/铝异种材料焊接过程中，减少搅拌头的磨损和增强焊透性是搅拌摩擦焊的两个难点。搅拌头的磨损会大大增加成本且频繁更换搅拌头会降低焊接的效率，如果焊透性不好则会导致焊接后的连接强度很低，达不到应用要求。

目前，传统的搅拌摩擦焊技术已经实现了同种、异种材料的对接、搭接试验，但在对接试验中，根部缺陷始终未完全解决。根部缺陷主要是指在接头的底部界面处，因冶金结合程度不高或底部未受到搅拌针的搅拌作用形成的裂纹缺陷，其受到焊接参数、接头形式等参数影响，但最根本的因素在于压下量不足或搅拌针针长过短。

在目前的研究中，一般是通过改变搅拌头的材料和对搅拌头进行一些热处理来减小搅拌头的磨损。对于增强焊透性一般采用的是开V、Y、U型的坡口来增强其焊透性，但是待焊母材上、下部的力学性能均一性无法得到保证。

一般地，传统的搅拌摩擦焊待焊母材对接开的倾角为0°，即两个待焊母材的焊接面均为竖直面，而目前采用的搅拌头的搅拌针带有一定锥度，因此为了保证搅拌针与待焊母材底部接触，需要设定较大的偏移量，这会导致待焊母材焊接面上、下部的切削量不一致，搅拌头根部切削的待焊母材的量相较于端部切削量大很多，搅拌针根部会剥离很大一部分待焊母材成分进入搅拌区中，并且使搅拌针根部的磨损量增大，缩短了搅拌针的使用寿命。剥离后的待焊母材成分在搅拌区中很难与另一种待焊母材发生良好的冶金结合，影响了焊缝组织的连续性，降低了接头的强度，并且在受到载荷的时候，出现大尺寸的第一母材颗粒进入第二母材基体的地方很容易形成裂纹源，提升了焊缝的开裂倾向。

CN111906433A公开了一种改变摩擦界面的厚板铝镁异种材料搅拌摩擦焊方法，具体包括如下步骤：一，将铝板和镁板分别铣削出相匹配的对接面，所述对接面为斜切面，所述斜切面的倾角与所述搅拌针的锥度相同，并用砂纸将铝板和镁板的表面打磨，去除氧化膜后用丙酮清理油污杂质；二，将铝板和镁板按照对接面相对位置固定于夹具上，在对接面的上方固定设置铺垫层；三，搅拌头的搅拌针与铺垫层接触并进行搅拌摩擦焊。通过在对接面的上方固定设置铺垫层，改变轴肩下方摩擦界面抑制铝与镁在高温下形成低熔点共晶，同时将轴肩下方高温的塑性纯铝或铝合金在搅拌针螺纹作用下传递到厚板底部，能减小厚板方向上温度差异，明显改善厚板铝/镁异种搅拌摩擦焊成形效果，但仍未解决待焊母材底部未焊透的问题。并且由于铝板和镁板分别铣削出相匹配的对接面，所述对接面为斜切面，所述斜切面的倾角与所述搅拌针的锥度相同，进而搅拌针由上到下的金属切削量一致，实现了“等量切削”，这会导致第一母材上部因切削量不足难以形成“C”型结构，进而无法在焊缝界面位置形成机械咬合，影响了焊缝力学性能。

CN104842062A公开了一种用于异种金属材料对接的搅拌摩擦焊方法，其步骤如下：A、在待焊的异种材料的板材对接位置处加工坡口，坡口的宽度为0.5～5mm，且小于搅拌摩擦焊设备的搅拌针的直径，坡口的深度小于板厚；B、选取与板材一和板材二材料均不同的，熔点至少低于板材一和板材二中的一种板材的熔点的中间金属，并将中间金属加工成所述坡口的形状，得到块状焊料；C、清理板材坡口及其周围区域，去除表面的氧化物；D、将B步得到的块状焊料加入到C步的板材的坡口中，进行搅拌摩擦焊焊接。其中坡口的形状可以是Y、 V、U型，但是此种方法必须往待焊母材焊缝处加入填料来保证其在焊接过程中填充完整，并且同样未解决待焊母材底部未焊透的问题。

CN101733542A公开了一种搅拌摩擦焊接头未焊透及根部弱连接的消除方法，包括步骤：一，制作垫片，垫片的材料及热处理状态与待焊工件一致；二，装配垫片，将垫片安装在待焊工件与背部刚性垫板中间；三，焊前准备，搅拌工具与主轴中心的夹角为0～3°；四，正式焊接；五，焊接结束后，去除垫片，打磨焊缝背面与基体齐平。可解决接头的未焊透，根部弱连接缺陷，保证焊接的质量。但是此方法为同质材料的焊接，垫板的材料选择与待焊工件相同，仅解决未焊透的问题，无法调节底部焊缝组织成分，且待焊母材上下部切削量不同，得到的焊缝由上至下性能不均匀。

发明内容

本发明的目的是提供一种用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法，其能够减少搅拌头的磨损，解决待焊母材底部未焊透的问题以及增强焊缝底部的耐腐蚀性能。

本发明所述的用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法，其包括如下步骤：

步骤一，在待焊的异种金属材料的第一母材和第二母材的对接位置分别加工制得相匹配的对接斜面，第一母材硬度大于第二母材，第一母材上的斜面倾角β为α－2°≤β≤α－0.5°，第二母材上的斜面倾角γ为β－2°≤γ≤β，α为搅拌针倾角；

步骤二，将第一母材和第二母材按照对接斜面相对位置固定于夹具上，第一母材置于焊接前进侧，第二母材置于焊接后退侧，在所述对接斜面的下方固定设置覆层板，所述覆层板中包括能够与第一母材和/或第二母材发生界面反应的元素组分；

步骤三，设定焊接工艺参数，搅拌头的搅拌针穿过第一母材、第二母材与所述覆层板接触并进行搅拌摩擦焊。

进一步，所述第一母材为钢，所述第二母材为铝合金，所述覆层板为Al-Si-Cu-Ni合金板或5系铝合金板。

进一步，所述步骤二中第一母材和第二母材按照对接斜面相对位置固定于夹具上时，第一母材和第二母材的对接斜面之间留有容置焊丝的间隙。

进一步，所述焊丝材质为Al-Si-Cu-Ni合金，焊丝厚度为0.5～1.3mm。

进一步，所述Al-Si-Cu-Ni合金板和焊丝按重量百分比计包括如下组分：硅5～12％，铜 3～5％，镍4～10％，余量为铝。

进一步，所述步骤三中的工艺参数具体为：搅拌头旋转速度为100～800rpm，搅拌头保压时间为5～35s，搅拌头压入量为0.1～0.3mm，搅拌头偏移量为0.2～1.0mm，焊接速度为 40～300mm/min。

进一步，所述覆层板的厚度为0.5～2mm。

进一步，搅拌摩擦焊时，搅拌针凸出于第一母材和/或第二母材下表面的长度为0.1～1.0mm。

进一步，所述搅拌针的材质为热做模具钢或硬质合金。

本发明与现有技术相比具有如下有益效果。

1、本发明由于限定了第一母材上的斜面倾角β为α－2°≤β≤α－0.5°，第二母材上的斜面倾角γ为β－2°≤γ≤β，α为搅拌针倾角，使得搅拌针由上到下的金属切削量近似一致，切削面呈近平行四边形状，即实现了“近等量切削”，第一母材的焊接面由上至下同时受到搅拌针的搅拌和摩擦作用，第一母材底部的塑形变形程度得到增强，减少了底部在小偏移量下的未焊透倾向，同时降低了搅拌针的根部磨损，延长了搅拌针的使用寿命。并且由于在所述对接斜面的下方固定设置覆层板，焊接时搅拌针穿过第一母材、第二母材与所述覆层板接触，有效解决了焊接接头的未焊透缺陷，使得焊接界面在拉伸试验过程中难以萌生裂纹源，提高了焊接接头的力学性能。

2、本发明在第一母材和第二母材上加工制得了与搅拌针相适配的对接斜面，使得搅拌针由上到下的金属切削量近似一致，有利于在硬度较大的第一母材侧界面形成了“C”型结构，实现了焊缝界面的机械咬合，增强了焊缝界面的自锁作用，提高了焊缝与第一母材的连接性能。并且切削下来的母材颗粒尺寸较大，焊缝中的颗粒沿着界面由顶部至底部分布较为均匀，相应地保证了焊缝上、中、下部力学性能的均匀性。所述覆层板中包括能够与第一母材和/或第二母材发生界面反应的元素组分，促进了焊缝底部界面的冶金结合，“冶金结合+机械咬合”双重作用下，使得焊接接头的力学性能明显提升。

需要说明的是，本发明第一母材上的斜面倾角β略小于搅拌针倾角α，即排除了第一母材上的斜面倾角β略大于搅拌针倾角α或第一母材上的斜面倾角β与搅拌针倾角α相同的情况，若第一母材上的斜面倾角β与搅拌针倾角α相同，搅拌针由上到下的金属切削量一致，实现了“等量切削”，这会导致第一母材上部因切削量不足难以形成“C”型结构，进而无法在焊缝位置形成机械咬合，影响了焊缝力学性能。同样地，若第一母材上的斜面倾角β略大于搅拌针倾角α，进一步减少了第一母材上部切削量，无法在焊缝位置得到“C”型结构。

3、本发明所述第一母材和第二母材的对接斜面之间留有容置焊丝的间隙，焊丝在焊接过程中包裹在搅拌针上，减少了第二母材和第一母材的直接接触，降低了热输入。同时由于焊丝硬度较低，减少了第一母材和第二母材之间的塑形流动能力不匹配度，促进了在硬度较大的第一母材界面附近和焊缝底部的塑形金属流动和三种金属之间的混合，以消除焊接接头的孔洞缺陷，强化了焊接接头的力学性能。但过量的软金属焊丝填充，弱化了焊缝处的力学性能，在拉伸应力的作用下，接头断裂于焊缝处。因此，添加焊丝对消除孔洞缺陷和改善铝合金与钢接头的IMC成分有着不可或缺的作用，但过量的加入焊丝，反而会弱化接头力学性能，综上本发明限定了焊丝厚度为0.5～1.3mm。

4、本发明所述覆层板为Al-Si-Cu-Ni合金板或5系铝合金，焊接过程中，覆层板中大量 Si、Cu、Ni等元素分布到焊缝中，增加了三种元素在焊缝中的比例，进而能够在焊缝中生成第三相，改善了焊接接头的力学性能和腐蚀性能。覆层相的布置可以使焊缝在不同环境下服役，搅拌摩擦焊底部是整个焊缝的薄弱区，腐蚀、开裂通常发生在焊缝底部，通过在焊缝底部添加覆层板，能够有效提高焊缝底部的密封性能，减小底部开裂的倾向，结合焊缝所需要服役的环境，调整覆层板的材料，使得背面覆层材料满足服役环境的耐腐蚀性能需求，则焊缝底部的腐蚀也可以得到有效的控制，从而提升了焊缝的耐腐蚀性能。

5、本发明采用斜面对接+覆层板搭接的方式相结合，改变了焊接接头的断裂路径，常规对接接头的裂纹于接头底部未焊合区域萌生，沿焊缝内第二母材扩展，最后断裂于顶部的第一母材界面处，整体断裂模式为韧性断裂，其断裂路径基本垂直于拉伸方向。当采用本发明所述斜面对接+覆层板搭接的方式得到复合接头时，由于消除了未焊合区域，裂纹主要在临近焊接接头底部钩状特征的弱结合区域萌生，其基本与拉伸方向平行，利于提升复合接头的断裂性能。

6、本发明限定了搅拌头旋转速度为100～800rpm，若搅拌头旋转速度过低，在搅拌摩擦焊接过程中，热输入不足，造成达到塑化状态的材料不足，材料流动极其不充分从而致使在接头焊缝内部出现材料未完全闭合的现象。旋转速度为100～800rpm的条件下接头的界面冶金结合更好及钢粒的碎化程度更高，钢粒尺寸越小，均匀分布于焊缝中能起到一定的颗粒弥散强化作用，对接头力学性能有一定益处，但过高的旋转速度，将会使得界面上出现异常的尖锐突起状结构，容易造成应力集中，从而造成接头力学性能的降低。

7、本发明限定了搅拌针凸出于第一母材和/或第二母材下表面的长度为0.1～1.0mm，当搅拌针针长小于第一母材和第二母材厚度时，得到的复合接头存在部分未焊合或弱结合区域，当针长不小于第一母材和第二母材厚度时，得到复合接头形貌整体差异不大，但对底部的塑性金属流动影响较大，在搅拌针的强烈搅拌作用下，塑性金属除绕着搅拌针做圆周运动，还在厚度方向向上做环形涡流状运动，从而颗粒分布随着搅拌针长度的增加而沿厚度方向迁移。即针长过长容易导致母材与垫板粘连甚至搅拌头的折断，针长过短容易出现未焊透缺陷，因此限定了搅拌针凸出于第一母材和/或第二母材下表面的长度为0.1～1.0mm。

附图说明

图1是铝与钢填丝搅拌摩擦焊斜面对接示意图；

图2是第一母材、第二母材、搅拌针的角度示意图；

图3是不同母材对接斜面倾角下焊接接头焊缝表面的宏观形貌示意图；

图4是不同母材对接斜面倾角下焊接接头横截面的宏观形貌示意图；

图5是β＝0°时接头的焊接示意图；

图6是β＝7.5°时接头的焊接示意图；

图7是不同母材对接斜面倾角下焊接接头界面形貌示意图；

图8是不同母材对接斜面倾角下焊接接头界面BSE图；

图9是不同母材对接斜面倾角下焊接接头的抗拉强度对比曲线图；

图10是不同偏移量下复合接头焊缝表面的宏观形貌示意图；

图11是不同偏移量下复合接头横截面的宏观形貌示意图；

图12是对接接头形式下接头塑性金属流动方向示意图；

图13是对接+搭接接头形式下接头塑性金属流动方向示意图；

图14是不同偏移量下复合接头界面形貌示意图；

图15是不同偏移量下复合接头界面BSE图；

图16是不同偏移量下复合接头的抗拉强度对比曲线图；

图17是不同覆层板材料条件下的接头横截面形貌示意图，a中的覆层板材料为1060纯铝，b中的覆层板材料为5A06铝合金，c中的覆层板材料为Al-Si-Cu-Ni合金；

图18是不同覆层板材料条件下的复合接头界面形貌示意图；

图19是不同覆层板材料条件下的复合接头界面BSE图；

图20是不同覆层板材料条件下的复合接头的平均抗拉强度对比曲线图；

图21是不同覆层板材料条件下的复合接头的横向显微硬度测试结果示意图；

图22是不同覆层板材料条件下的复合接头的纵向显微硬度测试结果示意图；

图23是不同覆层板材料条件下的复合接头的断口宏观形貌示意图，g中的覆层板材料为 5A06铝合金，h中的覆层板材料为Al-Si-Cu-Ni合金，i中的覆层板材料为1060纯铝；

图24是不同覆层板材料条件下的复合接头的断口形貌放大示意图，放大倍数为500倍， j为覆5A06铝合金中部，k为覆Al-Si-Cu-Ni铝合金中部，l为覆Al-Si-Cu-Ni铝合金底部，m 为覆1060纯铝中部；

图25是六种测试样品的电位极化曲线对比示意图；

图26是现有对接接头的断裂路径示意图；

图27是覆层板为1060纯铝时复合接头的断裂路径示意图；

图28是覆层板为5A06铝合金时复合接头的断裂路径示意图；

图29是覆层板为Al-Si-Cu-Ni合金时复合接头的断裂路径示意图；

图30是现有对接接头断口形貌示意图，a为钢侧断口宏观形貌，b、c为a中的局部放大示意图；

图31是覆层板为1060纯铝时复合接头的断口形貌示意图，a为钢侧断口宏观形貌，b、 c为a中的局部放大示意图；

图32是覆层板为5A06铝合金时复合接头的断口形貌示意图，a为钢侧断口宏观形貌，b、 c为a中的局部放大示意图，d为图28中Ⅳ区的钢侧底部形貌；

图33覆层板为Al-Si-Cu-Ni合金时复合接头的断口形貌示意图，a为钢侧断口宏观形貌， b、c、d为a中的局部放大示意图。

图中，1—第一母材，2—第二母材，3—覆层板，4—搅拌头，5—搅拌针，6—焊丝，7—刚性底板。

具体实施方式

为使本发明的目的、技术方案和优点更加清楚，下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。

具体实施例中选用08F低碳钢作为第一母材，选用5A06铝合金作为第二母材，焊丝为 Al-Si-Cu-Ni合金。进行搅拌摩擦焊前，采用电火花线切割机将第一母材和第二母材制成 100mm×50mm×2.9mm的板状，将填充于第一母材和第二母材之间的间隙内的焊丝制成110mm×3.2mm×dmm的带状，d为焊丝厚度，被设置为工艺条件变量之一。覆层板包括5A06铝合金、与焊丝同质的Al-Si-Cu-Ni合金以及作为对照例的1060纯铝，将覆层板预制为90mm×25mm×2mm板状。第一母材、第二母材、焊丝和1060纯铝的化学成分参见表1至表3。

表1第一母材即08F低碳钢的化学成分(wt％)

C

Cr

Mn

Ni

Si

Cu

P

Fe

0.05-0.11

≤0.10

0.25-0.50

≤0.30

≤0.03

≤0.02

≤0.035

余量

表2第二母材即5A06铝合金的化学成分(wt％)

Si

Fe

Cu

Mn

Mg

Zn

Ti

Al

其他

≤0.40

≤0.40

≤0.10

0.50-0.8

5.8-6.8

≤0.20

0.02-0.10

余量

≤0.10

表3Al-Si-Cu-Ni合金的化学成分(wt％)

Si	Cu	Ni	Al
				12	3.5	5	余量

表4 1060纯铝的化学成分(wt％)

Si	Cu	Mg	Zn	Mn	Ti	V	Fe	Al
									0.25	0.05	0.03	0.05	0.03	0.03	0.05	0.35	余量

本申请所使用的搅拌摩擦焊接设备是由炮塔式铣床所改造，主轴电机功率为18KW，该搅拌摩擦焊接设备使用的是华中数控的操作系统，可实现转速从0rpm到5000rpm范围、焊接速度0mm/min到400mm/min范围的任意组合，且可以实现三轴联动，支持二维曲线焊接。主轴支持0°到5°的顺时针及逆时针调节，实现焊接倾角的变化。该设备结构可靠，操作简单、高精度及高刚度，满足焊接需求，可实现包括铝、钢、铜等多种材料的搅拌摩擦焊接。

在开始搅拌摩擦焊前，进行焊前处理，将5A06铝合金、08F钢、焊丝、搅拌头等去除氧化膜并用无水乙醇清洗干净，将预压轮置于焊接方向前端。之后把08F钢进行对中处理，再通过钢侧Y向夹紧器和压板固定08F钢及5A06铝合金，以避免焊接过程中被焊母材发生扭转、移动，以及在搅拌头下压和前进过程中被焊母材向两侧张开。焊接过程中应保持预压轮贴紧焊丝及母材表面，防止焊丝在搅拌头的顶锻作用下，发生翘曲，脱离对接区域，对焊接过程影响极大，甚至无法完成焊接。

涉及的表征方法包括显微组织表征、力学性能表征和材料耐腐蚀性能。

显微组织表征具体为：采用电火花线切割机，截取焊接接头尺寸为18mm×3mm×3mm 的金相试样，使用环氧树脂将金相试样镶嵌于模具中，依次采用目数为80#、120#、240#、 400#、600#、800#、1000#、1500#、2000#、3000#的砂纸将金相试样做水磨处理后，进行抛光处理。采用Zeiss Sigma/HD场发射扫描电子显微镜SEM，拍摄搅拌摩擦焊接接头的组织形貌、拉伸断口形貌，同时利用能谱仪EDS进行微观界面及断口的成分分析。

力学性能表征具体为：焊接接头抗拉强度的大小可以直接评定焊接质量的好坏，为保证测试数据真实可靠及稳定，每个工艺参数得到的焊接接头至少进行三个焊接接头的拉伸测试，拉伸测试采用设备型号为MTS E43.104型万能力学性能试验机进行，该设备最大拉伸载荷为 10KN，拉伸速率设定为1mm/min，需提前说明的是，不同接头的有效承载面积均以钢侧平行段的厚度和宽度为计算面积。

弯曲角度的大小可以直接评定接头的弯曲强度，是接头综合性能的评定的参考之一。弯曲试验件的尺寸根据国标GB/T232-2010的要求等比例缩小设备型号同上，更换弯曲夹具模块后进行试验，弯曲速率设定为0.5mm/min。

显微硬度是表征焊缝内不同组织及区域的特性。测试设备型号为HVS-1000Z显微硬度计，载荷为200g，保荷时间为15s。硬度测试点分为两种接头类型，分别为对接接头和背部覆层式接头，接头的硬度测试点包括包括两个路径，其中一条路径为：距离接头顶部1.5mm处，以铝与钢的界面为0点，向钢侧外延6mm，向铝侧外延10mm，每点间隔为0.5mm；另一条路径为：以焊缝中心为0点，从接头顶部沿厚度方向向下测量，每点间隔0.25mm。

材料耐腐蚀性能具体为：将测试试样在3.5％NaCl溶液中进行实验与分析。其中，测试设备是型号为Gamry 3000电化学工作站，测试采用三电极体系，参比电极为饱和甘汞电极，对电极为Pt电极，尺寸为20mm×20mm×0.2mm，工作电极为上述测试试样。开路电位测试时间为5400s，为保证试验结果的准确性，每个焊接接头设置三个平行样；测定08F钢母材的动电位极化曲线，设定参数为起始电位设定为-0.7V，终止电位设定为1.2V，静置时间10s，扫描速率为0.1mV/s，测量后得到08F钢母材的动电位极化曲线。测定除08F钢母材外的剩余测试试样的动电位极化曲线，设定参数，起始电位设定为-0.9V，终止电位设定为-0.3V，静置时间10s，扫描速率为0.1mV/S，测量后得到除08F钢外的测试试样的动电位极化曲线；采用Tafel拟合得到自腐蚀电位和自腐蚀电流密度两个参数，评价各个焊接接头的耐腐蚀性能。

实施例一，一种用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法，其包括如下步骤：

步骤一，在待焊的异种金属材料的第一母材和第二母材的对接位置分别加工制得相匹配的对接斜面，第一母材为08F低碳钢，第二母材为5A06铝合金，搅拌头为锥度凸台搅拌头，轴肩直径15mm，轴肩内凹角度约为7°，搅拌针端部直径为4mm，搅拌针根部直径为5mm，搅拌针针长为3.5mm，计算得到搅拌针倾角α为8.2°。

参见图2，搅拌针5倾角α为8.2°，第一母材1上的斜面倾角β＝α－0.7°＝7.5°，第二母材2上的斜面倾角γ为7.5°。

步骤二，进行搅拌摩擦焊前，将第一母材1、第二母材2、焊丝6表面和覆层板3用400目的砂纸打磨，去除表面氧化物和杂质，然后使用棉签蘸取无水乙醇擦拭打磨后的区域，去除表面油污。焊前处理结束后，参见图1，将第一母材1和第二母材2按照对接斜面相对位置固定于夹具上，第一母材1置于焊接前进侧，第二母材2置于焊接后退侧，第一母材1和第二母材2的对接斜面之间留有容置焊丝6的间隙，所述焊丝材质为Al-Si-Cu-Ni合金，焊丝厚度为1.0mm。在所述对接斜面的下方固定设置覆层板3。

步骤三，设定焊接工艺参数，搅拌头的搅拌针穿过第一母材、第二母材与所述覆层板接触并进行搅拌摩擦焊。

工艺参数具体为：搅拌头旋转速度为250rpm，搅拌头保压时间为10s，搅拌头压入量为 0.2mm，搅拌头偏移量为0.7mm，焊接速度为44mm/min。

实施例二，一种用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法，第一母材1上的斜面倾角β为5°，第二母材2上的斜面倾角γ为5°，其余与实施例一相同。

实施例三，一种用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法，搅拌头旋转速度为200rpm，其余与实施例一相同。

实施例四，一种用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法，搅拌头偏移量为0.6mm，其余与实施例一相同。

为了更好地说明本发明的创新性，进行如下对照分析试验。

一、斜面倾角对焊接接头影响规律。

为验证斜面倾角对焊接接头影响的规律，固定工艺参数为主轴倾角为3°，第一母材即08F低碳钢置于前进侧、第二母材即5A05铝合金置于后退侧、焊丝厚度为1mm、搅拌头旋转速度为250rpm、搅拌头保压时间为10s、搅拌头压入量为0.2mm、搅拌头偏移量为0.6mm，焊接速度为44mm/min，搅拌针与实施例一相同，第一母材的斜面倾角β和第二母材的斜面倾角γ相等，且将母材对接斜面倾角作为单一变量，对β＝0°、5°、7.5°、10°进行对照分析。

1)观察不同母材对接斜面倾角下焊接接头焊缝表面的宏观形貌，参见图3，观察可知，所有焊接接头焊缝表面宏观形貌美观，匙孔完整，无明显过热现象，且均无明显缺陷。观察发现，对于0°和5°条件下的接头表面存在较多毛刺及絮状物，而7.5°和10°条件下的焊接接头出现更多的飞边。

2)观察不同母材对接斜面倾角下焊接接头横截面的宏观形貌，参见图4，观察可知，保持其他工艺参数不变，在母材对接斜面倾角条件下，铝与钢的界面形貌差异较大。当β＝0°时，钢侧界面较为平滑，焊缝中切削下来的钢粒较少，焊缝中的颗粒分布主要处于横截面的中部和下部。当β＝7.5°时，钢侧界面形成了“C”型结构，切削下来的钢粒尺寸较大，焊缝中的颗粒沿着界面由顶部至底部分布较为均匀。当β增加至10°时，钢侧界面“C”型结构消失，底部Hook缺陷较大，钢粒尺寸较小，界面处颗粒分布主要集中在界面的中部和下部，在焊缝中的颗粒主要集中于下部，少量分布于远离界面的焊缝中部。

当β＝0°时，固定其他参数不变条件下，参见图5，但偏移量对于倾角为0°相对较小时，接头由上到下的金属切削量不一致，切削面呈上宽下窄的倒三角形状，接头的由上到下受到的搅拌针的作用力不同，顶部和中部的钢基体同时受到搅拌针的搅拌和摩擦作用，而底部的钢基体仅在一定温度下受到搅拌针的挤压作用，类似于热挤压焊接。参见图6，增大倾斜角度为7.5°时，接头由上到下的金属切削量近似一致，切削面呈近平行四边形状，接头由上至下的钢基体同时受到搅拌针的搅拌和摩擦作用，钢基体底部的塑性变形程度得到增强，减少了底部在小偏移量下的未焊透倾向。当倾斜角为10°时，接头的切削面与7.5°时接头类似，呈平行四边形状，但过量的倾斜角度导致接头顶部的被切削到的金属过少，不足以形成上 Hook，导致未形成完整的“C”型结构。

3)观察不同母材对接斜面倾角下焊接接头界面的500倍形貌，参见图7，当β＝0°时，接头的上界面结合良好，界面附近存在较多的钢粒，小尺寸的钢粒与焊缝中的金属冶金结合良好，大尺寸的钢粒仅有部分发生了冶金结合，生成的IMC并不连续，而接头的中、下界面附近颗粒较少，且存在较多未完全剥离的钢粒。当β＝7.5°时，接头的上、中、下界面结合良好，界面附近未出现钢粒聚集现象，但焊丝颗粒在上界面呈漩涡状分布，在中、下界面分布均匀，但下界面的颗粒尺寸明显更大且数量较少。当β＝10°时，整体界面明显平滑，上、中、下界面特征较为一致，明显不同的是，界面附近的颗粒分布规律与β＝7.5°接头类似。分析认为，由于倾角不同，导致搅拌针对钢基体的上下实际切削量不一致，从而影响了钢粒的不规则分布、焊接过程中的热输入不一致和微观界面形貌的差异。

4)观察不同母材对接斜面倾角下焊接接头界面的BSE特征，参见图8，当β＝0°时，钢界面存在明显切削痕迹，形貌极为粗糙，存在未完全剥离的钢粒，呈叠层状分布，界面附近出现较多颗粒，鉴定为Fe-Al-Si系化合物，界面无无明显裂纹，EDS能谱分析鉴定为FeAl相。当β增大为7.5°时，界面形貌较为粗糙，界面上生成一层连续均匀且薄的金属间化合物层，经EDS能谱鉴定为Fe₃Al相，属于DO₃型立方结构。当β增大至10°时，界面相对平滑，界面附近存在少量大尺寸焊丝颗粒，界面上生成一层均匀连续的IMC层，IMC层成分经EDS能谱鉴定为Fe₂Al₅相。分析认为，界面形貌的变化与搅拌针作用于钢基体的面积，即实际切削量有关，当实际切削量增大，类比于偏移量增大，界面形貌越粗糙，反之亦然。当β＝0°时，接头的上、中、下的实际偏移量量是递减的，而实际偏移量量最大可相差约0.5mm，造成接头的性能差异，而β为7.5°、10°时，接头的上、中、下部实际偏移量较小，力学性能相对更加均匀。偏移量不同，焊缝中的热输入不足，将直接影响界面的产物及焊缝中的塑性金属流动状态，从而影响接头的力学性能的差异。

5)测试不同母材对接斜面倾角下焊接接头的抗拉强度，结果参见图9，焊接接头的平均抗拉强度随着倾角的增大呈先增大再减小的趋势，当倾斜角度β为0°时，接头的平均抗拉强度为192.5MPa，为5A06铝合金母材的53.5％，08F钢母材的62.1％，倾斜角度β增加到5°时，接头的平均抗拉强度为253.7MPa，继续增加倾斜角度β为7.5°时，接头的平均抗拉强度为282.4MPa，为5A06铝合金母材的78.4％，08F钢母材的91.1％，当倾斜角度β增加至 10°时，接头的平均抗拉强度降低至242.4MPa。

分析认为，当倾斜角度β为0°时，接头的顶部与底部受到的作用力不同，接头的顶部和中部在搅拌头的摩擦和搅拌作用下，实现了冶金结合，而底部仅受到搅拌针的挤压作用，没有足够的热输入使铝合金与钢实现冶金结合，因此，底部成为弱结合区域，在拉伸应力的作用过程中，接头底部成为优先开裂的位置，对接头的抗拉强度有反面作用。当增大倾斜角度β至7.5°时，接头界面冶金结合良好，界面呈“C”型结构，其一定的机械咬合作用，因此，接头在“机械结合+冶金结合”的双重作用下，接头的抗拉强度达到最大。但是，增加倾斜角度β为10°时，界面未形成“C”型自锁结构，接头抗拉强度有一定程度的降低。

二、偏移量对焊接接头影响规律。

搅拌头的偏移量对界面的形成起重要作用，偏移量过小，界面底部难以形成有效的冶金结合，偏移量过大，容易造成热输入过大，从而形成界面裂纹等缺陷。针对接头形式为“对接+搭接”的背部覆层式复合接头，偏移量需要重新界定。固定工艺参数为主轴倾角为3°、 08F钢置于前进侧、5A06铝合金置于后退侧、覆层板为5A06铝合金、搅拌头旋转速度250rpm、焊接速度44mm/min、搅拌头压入量为0.2mm、第一母材的斜面倾角β和第二母材的斜面倾角γ均为7.5°、焊丝厚度为1mm，搅拌针与实施例一相同。将偏移量作为单一变量，对偏移量为0.6mm、0.7mm、0.8mm、0.9mm进行相关对照分析。

1)观察不同偏移量下复合接头焊缝表面的宏观形貌，参见图10，在偏移量不同条件下，接头表面形貌完整、无明显缺陷。当偏移量为0.6mm和0.7mm时，接头表面形貌特征类似，焊缝表面出现较多毛刺，表面较为粗糙，钢侧出现发蓝现象。当偏移量增大到0.9mm时，飞边少量堆积到钢侧前端，大部分堆积到匙孔附近，且钢侧发蓝现象更严重，有文献指出钢材在约550℃高温下会被氧化成Fe₃O₄，呈蓝色。分析认为，在偏移量增大的同时，搅拌头与钢的切削面积增大，焊接过程中的热输入增大，焊缝中的塑化金属增大，飞边随之增多。

2)观察不同偏移量下复合接头横截面的宏观形貌，参见图11，图中虚线代表接头钢基体原始位置。当偏移量为0.6mm时，接头整体界面平滑，呈I型形貌，顶部未形成Hook钩，底部存在少量嵌于背部覆层中的钢基体。增大偏移量为0.7mm时，界面呈C型形貌，上界面出现Hook，下界面出现约500μm长尖锐的钢基体嵌入背部覆层，增强了复合接头的机械咬合作用，焊缝整体结合良好，无孔洞等缺陷，钢粒分布与偏移量为0.6mm时类似，切削下来的钢粒都远离界面，但未嵌于背部覆层。当偏移量增大至0.9mm时，界面呈I型形貌，顶部无Hook钩形成，底部类似于偏移量为0.6mm时但尺寸更大的钢基体嵌入背部覆层，缝中钢粒的尺寸明显增大，数量明显增多，且切削下来的钢粒未见明显的塑性变形。

分析认为，复合接头的截面形貌差异与塑性金属的流动行为有关，在搅拌摩擦焊接过程中，焊缝是由于塑性金属在轴肩、刚性底板7、以及离塑性金属较远、温度较低的金属组成的“挤压模模腔”内流动的形成，因此，参见图12和图13，底部钢界面的迁移行为可以理解为塑性状态的部分钢基体在搅拌针与离塑性金属较远、温度较低的金属组成的的开口“挤压模腔”的逃逸行为，不难看出，在常规对接形式的焊接接头中，底部的钢基体只能向搅拌针底部逃逸而形成Hook钩，而对接+搭接的复合接头底部的钢基体，只能向硬度较低的覆层板中逃逸，从而形成类似于钉子扎入覆层基体，能够起到机械咬合的作用。随着偏移量增大，搅拌头与钢侧的切削面积增大，焊缝中的钢粒尺寸增大及数量明显增多，焊接过程中的热输入也随之增加。一定程度的热输入能够使界面形成良好的冶金结合，但过大的热输入，一方面会形成较厚的IMC层，另一方面使复合接头存在较大的焊接残余应力，在冷却过程中，因残余应力的作用，硬而脆且较厚的IMC层易产生裂纹，进而导致复合接头的力学性能降低。

3)观察不同偏移量下复合接头界面的在放大倍数为500倍的条件下的形貌，参见图14，当偏移量为0.6mm式，可以发现，复合接头的上、中界面平滑，冶金结合良好，界面附近颗粒较少，接头下界面存在一条微裂纹，而底部界面的接头结合良好，无明显缺陷，底部钢基体发生塑性变形，呈钝角倒钩于铝合金中。增大偏移量为0.7mm时，界面整体冶金结合良好，上界面存在未剥离的钢粒，中、下界面较为平滑，界面附近出现较多IMC颗粒，底部界面呈月牙状，扎入铝合金中。继续增大偏移量至0.9mm时，接头整体结合较差，上、中界面出现裂纹，近界面区存在团聚的IMC颗粒与钢粒的复合层，下界面裂纹宽度较窄，近界面区出现尺寸较大的钢粒，底部界面左右两侧差异较大，左侧界面附近存在大量弥散分布的微米级颗粒，而右侧附近无明显颗粒聚集。在偏移量相对较小时，底部只有较少体积量的钢基体在“挤压模”的作用下沿厚度方向向下迁移，增大偏移量为0.7mm时，搅拌针与钢基体的切削作用面积带来合适的热输入，促进焊缝中塑性金属的流动与底部钢基体的塑性变形，从而使底部钢基体形成类似于钉子的形状嵌与覆层材料中，增强了复合接头的机械咬合作用。继续增大偏移量为0.9mm时，过大的切削量除增大了热输入以及焊缝中的钢颗粒尺寸，也增大了焊缝底部钢基体与搅拌针的作用面积，在该工艺参数下，底部钢基体难以形成有效的塑性变形，因此，体积较大的底部金属镶嵌于覆层材料中，整体难以形成良好的冶金结合，对接头的力学性能起负面作用。

4)观察不同偏移量下复合接头界面BSE特征，参见图15，当偏移量为0.6mm时，界面较粗糙，存在少量尺寸为微米级的未剥离钢粒，界面附近存在少量焊丝颗粒演变的颗粒，鉴定为Al₃Ni相，界面冶金结合良好，IMC层成分鉴定为FeAl₃相。当偏移量增大为0.7mm时，界面形貌整体较为平滑，界面上生成一层连续均匀且薄的金属间化合物层，经EDS能谱分析为Fe₂Al₅相。继续增大偏移量增大至0.9mm时，界面较为平滑，界面产物鉴定为Fe₂Al₅相，界面附近出现较多聚集的IMC复合颗粒，鉴定为FeAl相，而近界面处存在约1.5μm宽的裂缝。分析认为，在搅拌摩擦焊接过程中，合适的热输入是形成金属间化合物的必要条件，从而实现铝与钢异种金属冶金结合，但热输入过大，形成过多,过厚的金属间化合物层，导致相体积的变化，会带来较大的残余应力，在焊缝的冷却阶段，极易在较厚的脆硬相IMC层处萌生裂纹，对接头的力学性能产生负面影响

对不同偏移量下复合接头界面的中界面线进行扫描，当偏移量为0.6mm时，复合接头界面存在较好的冶金结合，IMC层厚度约为0.95μm，近界面区域存在少量Al-Ni化合物颗粒和 Al-Si化合物颗粒颗粒。当偏移量增大为0.7mm时，IMC层厚度约为1.15μm，界面有少量Si 元素固溶到IMC层，界面附近Al-Si系化合物颗粒与Al-Ni系化合物颗粒聚集。继续增大偏移量至0.9mm时，IMC层厚度最厚，虽无法具体鉴定但其厚度远大于前者，界面附近除明显的约1.5μm宽的裂纹外，还存在大量Fe-Al系金属间化合物颗粒。分析认为，合理的热输入是形成良好的冶金结合的必要条件，但过高的偏移量带来的过高的热输入，极易使金属间化合物层厚度增加，增大复合接头的残余应力，形成裂纹缺陷，对复合接头的力学性能有负面影响。

5)测试不同偏移量下复合接头的平均抗拉强度，结果参见图16，随着搅拌头的偏移量增加，复合接头的平均抗拉强度呈先增大再降低的趋势，当偏移量为0.6mm时，复合接头的平均抗拉强度为276.74MPa。偏移量增大为0.7mm时，复合接头的平均抗拉强度达到最高，达到295.1MPa，为5A06铝合金母材的82％，08F钢母材的95.2％，值得注意的是，在偏移量为0.7mm时，复合接头的抗拉强度最高为309MPa，与08F钢母材等强，断裂于钢侧母材。继续增大偏移量至0.9mm时，复合接头平均抗拉强度为193.2MPa，且抗拉强度较不稳定，误差达到约60MPa。

搅拌头偏移量是焊接过程中的塑性流动能力与热输入大小的的决定性因素之一，由于偏移量为0.6mm时接头下部存在微裂纹，在拉力的作用下，裂纹极易在此扩展，从而导致接头的断裂，增大偏移量为0.7mm时，由于接头的“机械咬合+冶金结合”的双重强化作用，接头力学性能达到最优。相反，继续增大偏移量至0.9mm时，界面整体平滑，机械咬合的强化作用减弱，大尺寸的钢粒嵌入焊缝中，易萌生裂纹，而对力学性能危害最大的是界面裂纹的存在，值得注意的是，即使接头界面裂纹如此之大，但由于接头形式的改变，最低抗拉强度仍达到170MPa。因此，合适的热输入与接头形式对接头的力学性能的提高极为重要。

三、覆层板材料对焊接接头影响规律。

添加覆层板的作用除了将搅拌针引出，保证钢基体厚度方向的界面整体被切削，从而得到全焊合、无缺陷、综合力学性能优秀的复合接头，还可以通过改变覆层板的材料种类，以改变焊缝中的颗粒种类与分布范围，直接决定复合接头的力学性能与耐腐蚀性能。值得说明的是，覆层板材料的改变对焊接过程中的热输入影响较小，因此表面形貌差异较小。固定工艺参数为主轴倾角为3°、08F钢置于前进侧、5A06铝合金置于后退侧、搅拌头旋转速度设定为250rpm、焊接速度设定为44mm/min、偏移量设定为0.7mm、压入量设定为0.2mm、第一母材的斜面倾角β和第二母材的斜面倾角γ均为7.5°、焊丝厚度为1mm，搅拌针与实施例一相同。将覆层板材料作为单一变量，对覆层板材料为1060纯铝、5A06铝合金、Al-Si-Cu-Ni铝合金的复合接头进行相关对照分析。

1)观察不同覆层板材料条件下的复合接头横截面形貌，参见图17，图中虚线代表接头钢基体底面原始位置。可以发现，覆层板材料的改变对接头的截面宏观形貌影响较大。参见图17a，当覆层材料为1060纯铝时，界面为I型形貌，焊缝中的钢粒较少，但整体基材沿厚度方向向覆层迁移钢基体的体积较大。参见图17b，当覆层材料为5A06铝合金时，界面整体呈C型形貌，焊缝中钢粒尺寸及数量比覆1060纯铝的接头要相对大且多，底部界面钢基体呈月牙状嵌入5A06铝合金中，且迁移体积最小。参见图17c，当覆层材料为Al-Si-Cu-Ni铝合金时，界面呈倒L型形貌，可以较为明显的发现，搅拌针的作用对覆层材料沿厚度方向的作用长度约1.4mm，实际搅拌区域大于搅拌针加上压入量0.2mm时的总长度约0.3mm，覆层材料分界明显，分为搅拌摩擦加工区域及焊丝原始组织区域，且底部界面的钢基体塑性变形区域介于上述二者之间。分析认为，覆层板选用的三种材料的硬度从小到大排序为：1060纯铝＜Al-Si-Cu-Ni铝合金＜5A06铝合金，即1060纯铝硬度最低，屈服强度从小到大排序为：1060纯铝＜Al-Si-Cu-Ni铝合金＜5A06铝合金，即在顶锻力的作用下，1060纯铝更易屈服，即在搅拌针下压时，待焊母材包括背部覆层板存在约3～5KN的顶锻力，背部覆层板材料越软，钢基体更易向底部迁移，从而造成界面宏观形貌的差异。

2)观察不同覆层板材料条件下的复合接头界面的500倍形貌，参见图18，覆层板材料的改变，对复合接头的上、中、下界面形貌影响不大，界面整体平滑，界面附近出现大量弥散分布的颗粒，焊缝中无明显缺陷。值得注意的是，覆层板材料的改变对接头底部界面的形貌影响较大。当覆层板材料为1060纯铝时，底部界面形貌较粗糙，界面附近颗粒数量明显减少，颗粒种类主要是以切削下来的钢粒演变的IMC复合颗粒；当覆层材料为5A06铝合金时，底部钢基体呈月牙状扎入覆层，界面冶金结合良好，界面附近颗粒较前者分布更加均匀。当覆层材料为Al-Si-Cu-Ni合金时，底部界面冶金结合良好，界面附近被较多尺度为微米级的颗粒包围，在界面左侧，即搅拌针作用区域，颗粒在搅拌针的作用下，颗粒明显更加细化，而右侧区域未受到搅拌针的直接作用，尺寸较大，部分区域仍保留原始焊丝组织

3)观察不同覆层板材料条件下的复合接头界面BSE特征，参见图19d，当覆层板材料为 1060纯铝时，界面冶金结合良好，明显发现界面生成一层连续均匀的化合物层，EDS能谱鉴定为FeAl₆相，界面形貌起伏不一，界面附近存在较多微米级的颗粒。参见图19e，当覆层板材料为5A06铝合金时，界面形貌较为粗糙，界面冶金结合良好，EDS能谱鉴定为Fe₂Al₅相，界面附近出现较多碎化的Al₃Ni颗粒。参见图19f，当覆层板材料为Al-Si-Cu-Ni合金时，如界面形貌相对平滑，界面产物鉴定为FeAl₃相，界面附近较多Al₃Ni颗粒，不同的是，颗粒外围被Al-Ni-Cu相包围。

分析认为，覆层板材料的改变主要影响了焊缝中的合金元素种类与分布，当覆层板材料为1060纯铝时，在搅拌针的作用下，覆层板中的Al元素大量运动到焊缝中，倒置焊缝中Al 元素明显增加，从而影响了界面IMC层主要成分为FeAl₆相。当覆层板材料为Al-Si-Cu-Ni 铝合金时，大量Si、Cu、Ni等元素运动到焊缝中，增加了该三种元素在焊缝中的比例，进而致使Al₃Ni相衍生出相对于其他覆层材料的复合成分的颗粒。焊缝中合金成分的改变除了影响界面IMC层的成分，势必还会对接头的力学性能、腐蚀性能等产生重要影响。

对不同覆层板材料条件下的复合接头的中界面线进行扫描，覆层板材料不同的条件下，铝与钢的界面附近的元素扩散充分。当覆层板材料为1060纯铝时，复合接头的界面冶金结合良好，界面IMC反应层的厚度约为1.3μm，近界面区域线扫描显示存在Al-Si系化合物颗粒，但因原子序数衬度类似，BSE图像上无法直观显示。当覆层板材料为5A06铝合金时，界面 IMC反应层厚度约为1.15μm，IMC层内固溶了少量Si元素，界面附近存在Al-Si系化合物颗粒与Al-Ni系化合物颗粒聚集。当覆层板材料为Al-Si-Cu-Ni合金时，界面IMC反应层厚度约为1.24μm，同时近界面区有少量Al-Ni系化合物颗粒。

4)测试不同覆层板材料条件下的复合接头的平均抗拉强度，结果参见图20，当覆层板材料为1060铝时，复合接头的平均抗拉强度仅为278.8MPa，当覆层板材料为5A06铝合金，即与待焊第一母材的材质相同时，复合接头的平均抗拉强度为295.1MPa，当覆层板材料为 Al-Si-Cu-Ni合金时，即与填充焊丝材料一致时，复合接头的平均抗拉强度为303MPa。需要说明的是，当覆层板材料为5A06铝合金时，接头存在断裂于钢侧母材和焊缝处，而当覆层材料为Al-Si-Cu-Ni合金时，接头全部断裂于焊缝处。

分析认为，在拉伸试验过程中，接头如果存在组织不均匀性区域或界面的IMC层较厚，接头中强度及韧性较差的区域为接头的最薄弱的区域，通过前期大量试验表明，在添加焊丝后，接头界面的力学性能得到提高，使界面不再是接头中最脆弱的部分，同时采用的背部覆层板式复合接头，有效的解决了接头的未焊合缺陷，使界面在拉伸试验过程中难以萌生裂纹源，有效的提高的接头的力学性能。但覆层板材料为1060纯铝时，使钢基体的塑性变形程度与基体迁移方向发生变化，削弱了接头的机械咬合作用，使该条件下复合接头的拉伸强度低于其他两种材料，而覆层板材料为5A06铝合金和Al-Si-Cu-Ni合金时，复合接头在在“冶金结合+机械咬合”双重强化作用下，接头的力学性能相对于覆层板材料为1060纯铝的接头强度明显提升。

5)测试不同覆层板材料条件下的复合接头的横向显微硬度，参见图21，不同覆层板材料下复合接头横截面的横向硬度曲线表现出阶跃特征，且硬度分布极不均匀，复合接头的钢侧硬度明显大于铝侧硬度。从铝合金侧到界面时，硬度缓慢增加，存在一些硬度值突出点，硬度值在界面附近出现峰值，在近界面的钢热机影响区TMAZ附近，硬度值较高，远离界面至钢侧热影响区HAZ处，硬度值缓慢下降。分析认为，由于从钢基体切削下的钢粒尺寸不一，分布不均，导致焊缝区各点硬度值差异较大；而界面附近存在厚度为1μm左右的金属间化合物层，导致界面处硬度明显大于其余位置，为硬度曲线的峰值点；在钢侧热机影响区TMAZ 内，钢基体受到明显“热+力”的耦合作用，细化了晶粒，使该区域的硬度值较钢母材有所提高；在钢侧热影响区HAZ内，其硬度值的下降可能与该区域的组织受到热循环的作用而发生了变化导致。

6)测试不同覆层板材料条件下的复合接头的纵向显微硬度，参见图22，不同覆层板材料下复合接头横截面的纵向硬度分布极不均匀，硬度由顶部至底部整体趋势表现为下降，且三种覆层板材料的硬度存在明显的差别。当覆层板材料为1060铝和Al-Si-Cu-Ni合金时，在钢底部原始位置以上，除了一些硬度突增的点，硬度分布较为均匀，在钢底部原始位置以下，硬度为覆层材料母材的硬度，由于部分区域受到搅拌针的作用，组织发生一定变化，导致硬度有细微变化，但总体来讲，覆层区域硬度值较为稳定。当覆层板材料为5A06铝合金，接头截面由上到下的硬度值除少部分硬度突升点，整体表现较为稳定，值得注意的是，在搅拌头作用区域，由于钢粒的加入，强化了该区域的硬度，使得未搅拌区域略低于搅拌区域。

7)观察不同覆层板材料条件下的复合接头的断口宏观形貌，参见图23，观察可知，覆层板材料的改变对复合接头断口形貌的影响极大。值得说明的是，当覆层板材料为5A06铝合金时，复合接头的断裂位置包括焊合区和钢侧母材处，但大部分断口位于焊合区。

参见图23g，当覆层材料板为5A06铝合金时，接头断裂于焊核区，断口形貌整体起伏不一，断口粘连大量焊缝中的铝基材料，表明复合接头的界面强度较高。参见图23h，当覆层板材料为Al-Si-Cu-Ni合金时，断裂位置同为焊核区，断口中、上部附着大量铝基材料，而断口下部为未被搅拌针搅拌作用过的焊丝原始材料。参见图23i，当覆层板材料为1060纯铝时，断面相对前者要平滑许多，但断口整体同样附着着焊缝中的铝基材料。

参见图24，放大观察倍数至500倍，观察各参数下接头的断口形貌，参见图24j，当覆层板材料为5A06铝合金时，断口上的韧窝较深,尺寸较大且密集，断口上分布较多的化合物颗粒，接头整体鉴定为韧性断裂模式。参见图24k和图24l，当覆层板材料为Al-Si-Cu-Ni铝合金时，断口整体形貌差异较大，断口中部的形貌粗糙，出现极多尺寸较小的较深韧窝，表明复合接头中、上部塑性极好，但断口的下部则出现大量河流状花样特征，表明未受到搅拌针的破碎作用的原始焊丝材料塑性较差，断口整体表现为以韧性断裂为主的复合型断裂模式。参见图24m，当覆层板材料为1060纯铝时，断口出现较多尺寸较小且较浅的韧窝，同时出现较多的撕裂棱特征，表明该接头的塑性有所降低，在断口上还存在一些钢粒，在拉伸试验过程中，接头组织存在不均匀的区域极易萌生裂纹，对接头的力学性能有负面影响。

8)测试覆层板材料对腐蚀性能的影响

测定开路电位的目的是为了确定后续极化曲线的电压扫描范围，除08F钢母材极化曲线的电位区间为-0.7V～0V，剩下材料及接头极化曲线的电位区间为-0.9V～-0.3V，而OCP数值越大，代表测试样品的自腐蚀倾向越小，即样品的耐腐蚀性能更好，而且样品的测试表面在电解质溶液中由不稳定的状态向稳定状态的转变过程直接影响OCP曲线的波动情况。为方便本节相关母材及接头的电化学试验的开展及后续试验现象分析，各测试材料的命名规则如表 5所示，腐蚀介质为浓度为3.5％的NaCl溶液，测试时间为5400s，试验结果为三次测量后的平均值。

表5电化学测试材料种类及接头命名规则

编号	材料
		①	5A06铝合金母材
②	08F低碳钢母材
		③	覆5A06铝合金接头
④	覆1060纯铝接头
		⑤	覆Al-Si-Cu-Ni铝合金接头
⑥	无覆层的对接接头

经测试发现，①号材料的OCP曲线波动较大，代表5A06铝合金母材表面的腐蚀状态不稳定，分析认为，电解质溶液中含有氧气，因此样品表面的氧化膜长期处于不断消耗和再生成的过程，导致I号材料的OCP曲线波动明显，曲线较稳定后，I号材料的开路电位为-0.77V。②号材料的OCP曲线趋势为递减后趋于平缓，起始段电位较高，为-0.42V，经过2500s后，开路电位逐渐稳定在-0.5V，代表08F钢母材表面在2500s后处于均匀腐蚀阶段。③号接头为覆5A06铝合金接头，其OCP曲线波动范围最大，分析认为，可能与接头中夹杂的IMC颗粒被不断溶解有关，稳定后开路电位为-8.2V。其余④、⑤、⑥号接头波动范围相对于②号接头较小，稳定后的开路电位分别为-7.8V,-7.8V,-7.9V。从开路电位的研究结果可以初步判定六种材料的耐腐蚀性能排序为：③＜⑥＜④＝⑤＜①＜②，即覆5A06铝合金的接头发生腐蚀的倾向更强，而钢母材的腐蚀倾向最小。

极化曲线的目的主要是为了得到材料的腐蚀电位Ecorr和腐蚀电流Icorr两个参数，而腐蚀电位Ecorr属于热力学参数，其电位越大，代表受腐蚀材料需受到更高的击穿电位才能侵蚀，即该材料的耐腐蚀性能更好，受到腐蚀的可能性越小。对比腐蚀电位Ecorr，腐蚀电流Icorr 为动力学参数，反应的是腐蚀速率的大小，腐蚀电流越大，代表腐蚀进展更快。腐蚀电位的值Ecorr越负，代表材料的腐蚀倾向更大，腐蚀电流Icorr越大，代表材料腐蚀速率越快。但是因为会涉及到额外一些电阻，比如溶液电阻或液面与材料表面二者之间的电阻等，对腐蚀电流Icorr有一定的影响，腐蚀电位Ecorr会变化，综上所示，腐蚀电位Ecorr不能直接反应腐蚀速率的快慢，只有腐蚀电流Icorr能直接反映材料腐蚀速率的快慢。

参见图25，为六种测试样品的电位极化曲线对比，表6为六种测试样品的的电化学拟合参数。对比发现，极化曲线中自腐蚀电位Ecorr由小到大的排序为⑥＜⑤＜①＜④＜③＜②，即无覆层的对接接头的自腐蚀电位Ecorr最小，覆Al-Si-Cu-Ni铝合金接头的自腐蚀电位Ecorr 次之，FSW接头中覆5A06铝合金的接头自腐蚀电位Ecorr最大，所有材料中08F钢基体的自腐蚀电位Ecorr最大。因此，在两种试验母材中，08F钢的腐蚀倾向较5A06铝合金母材更低，在4种接头中，无覆层的对接接头腐蚀倾向最高，覆5A06铝合金的接头腐蚀倾向最低。极化曲线中自腐蚀电流Icorr由小到大的排序为①＜③＜⑥＜④＜⑤＜②，即5A06铝合金母材的自腐蚀电流Icorr最小，覆5A06铝合金的接头的自腐蚀电流Icorr次之，但在FSW接头中，其自腐蚀电流Icorr最小，各个FSW接头中覆Al-Si-Cu-Ni铝合金接头的自腐蚀电流Icorr 最大，在所有测试材料中08F钢基体的自腐蚀电流Icorr最大。因此，在两种试验母材中，08F 钢的腐蚀速率较5A06铝合金母材更快，在4种接头中，覆Al-Si-Cu-Ni铝合金接头的腐蚀速率最快，覆5A06铝合金的接头腐蚀速率最慢。

表6六种测试样品的的电化学拟合参数

材料	Ecorr/mV	Icorr(μA.cm-2)	Ba/mV	Bc/mV
					5A06铝合金母材	-757.9	0.01	5.166	42.90
08F钢母材	-531.4	13.07	102.4	544.9
					覆5A06铝合金接头焊缝	-731.7	0.72	11.71	85.65
覆1060纯铝接头焊缝	-742.7	2.3	23.12	218.8
					覆Al-Si-Cu-Ni铝合金接头焊缝	-826.4	5.789	58.94	40.98
无覆层接头焊缝	-833.1	1.350	74.67	41.81

综上所述，添加覆层板，在一定程度上能够提高接头的耐腐蚀性能，而覆层板的材料选择，也尤为重要。在合适的工艺参数条件下，覆层板材料为5A06铝合金的搅拌摩擦焊复合接头，耐腐蚀性能最优。因此，背部覆层工艺为铝与钢的搅拌摩擦焊工业化生产提供了一个新的思路，为铝与钢搅拌摩擦焊接件的在某型号两栖战车上的服役提供了理论指导和数据支撑。

9)复合接头断裂路径分析

观察未添加覆层板的对接接头断裂路径，参见图26，该接头的断裂路径焊缝+界面，图 26中的Ⅰ区为Hook处的放大图，裂纹在该对接接头顶部沿着界面扩展，经过EDS能谱分析，顶部界面处为FeAl相；裂纹扩展到焊缝中部时，沿着嵌于焊缝中钢粒的界面处蔓延，在钢粒底部，裂纹蔓延的转折点处成分为FeAl₃相，而裂纹扩展至钢粒的左侧界面的成分为FeAl相；Ⅲ区底部钩状处的放大图，可以看出，该区域的特征较为明显，在钉子顶部处裂纹扩展路径上界面与焊缝的交界处存在明显的金属间化合物层，经EDS能谱分析为FeAl₃相，而钉子上下界面交界处为FeAl₃相，下界面为亚稳态的Fe₂Al₃相，继续向下观察，接头界面上存在附着的Si单质，底部的焊丝并未受到搅拌针的直接搅拌作用，因此，仅在热挤压的作用下，部分颗粒可能会附着于界面上，继续沿下观察，界面底部经EDS鉴定为Fe。结合上文分析，此接头可能存在两处裂纹起始点，分别为图26中的Ⅰ、Ⅲ区域，但顶部Ⅰ区顶部Hook区域冶金结合良好，界面为韧性较好的FeAl相，裂纹由此萌生的可能性不大，因此，在底部的Ⅲ区最有可能成为裂纹萌生的起点。

参见图27，所示的覆层板材料为1060纯铝时复合接头的断裂路径，该接头的断裂路径包括焊缝+界面，其中大部分断裂于焊缝中。图27中的Ⅰ区为接头顶部Hook处，裂纹在该区域沿着焊缝扩展后，在顶部Hook处沿着界面开裂，经过EDS能谱分析可知，顶部Hook 的界面处为FeAl相、FeAl₃相与FeAl₆相。焊缝中部的裂纹主要为沿晶断裂，裂纹并未穿过细化的Al₃Ni颗粒；与未添加覆层板的对接接头的断裂路径对比可知，复合接头存在一个特殊区域，即图27中的Ⅲ区域，该处为铝合金侧的未连接区域，由于该方向平行于拉伸方向，接头难以由此处开裂。图27中Ⅳ区的钉子状特征放大图，可以发现，裂纹扩展至焊缝中的钢粒时，存在两种扩展路径，即远离界面侧和近界面侧，但更容易沿着近界面侧扩展。底部的钉子状特征左侧区域出现锯齿状特征，左侧为直接受到搅拌针端部的切削作用区域，但该区域可能存在弱结合缺陷，处于裂纹扩展路径的界面和焊缝两者交界点处的成分经EDS能谱鉴定为Fe₂Al₅相。底部钉子状特征的右侧区域界面明显平滑，无明显切削痕迹，在焊接过程中，仅受到热挤压作用，冶金结合程度较低，经EDS鉴定为α-Fe。结合以上分析，此接头可能存在三处裂纹起始点，分别为图27中的Ⅰ、Ⅲ、Ⅳ处，但顶部Ⅰ区顶部Hook区域冶金结合良好，而左侧Ⅲ区的裂纹极难扩展，因此，底部Ⅳ区最有可能成为裂纹萌生的位置。

参见图28，所示的覆层板材料为5A06铝合金时复合接头的断裂路径，该接头的断裂路径为焊缝区域，即该条件下复合接头的界面强度较好，不是接头中最薄弱的区域。图28中Ⅰ区为焊缝顶部，该处存在两种特征，一种为沿顶部钢粒的近界面区域扩展，其二为裂纹沿着焊缝金属与钢粒底部界面的交界处，结合EDS能谱分析可知，接头顶部钢界面为FeAl₃相，界面附近存在剥离的FeAl₃相，而钢粒底部界面为Fe，说明钢粒仅有部分界面冶金结合良好。图28中Ⅱ区为顶部Hook处，可以看出，裂纹可能由顶部萌生，沿着Hook与钢粒的连接区域扩展，经EDS鉴定可知，该处主要为FeAl₃与Fe₂Al₅相，裂纹仅扩展到一定程度便停止。与覆层板材料为1060纯铝时复合接头的断裂路径类似，复合接头存在一个铝合金侧的未连接区域，即图28中的Ⅲ区域。图28中的Ⅳ区为钉子状特征，可以发现，上部直接受搅拌针切削作用，冶金结合良好，界面为Fe₂Al₅相，下部未受到搅拌针直接切削作用，为Fe-Si-Al三元复合相，下部的右侧为Al+Mg₁₇Al₁₂相，说明此时钉子下部仅受热挤压作用，仍能形成一定的冶金结合；继续向右侧观察，即图28中的Ⅴ区域，界面处未形成明显的冶金结合，仅存在α-Fe和β-Si。结合以上分析，此接头可能存在四处裂纹起始点，分别为图28中的Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅴ处，Ⅰ区焊缝顶部钢粒各部分冶金结合程度不一，裂纹可能由此萌生，Ⅱ区的界面顶部存在一定的可能性，但由于该处裂纹未继续扩展，因此对接头力学性能影响不大，左侧Ⅲ区未连接区域的裂纹极难扩展，而底部Ⅴ区未形成明显的金属间化合物层，裂纹也可能由此萌生，从而沿着Ⅳ区扩展至Ⅰ区。

参见图29，所示的覆层板材料为Al-Si-Cu-Ni铝合金时复合接头的断裂路径，该接头的断裂路径为焊缝区域，表示该覆层条件下复合接头的界面强度较好，界面不是接头中最薄弱的区域。图29中的Ⅰ区为焊缝顶部钢粒处，可以发现，顶部Hook处大部分断裂于焊缝中，但存在约50μm长沿界面断裂的区域，界面鉴定为Fe，顶部为FeAl₃相；与覆层板材料为1060 纯铝和5A06铝合金时复合接头的断裂路径类似，复合接头存在一个铝合金侧的未连接区域，即图29中的Ⅱ区域。图29中的Ⅲ区存在两种裂纹扩展路径，包括沿底部钉子状特征界面扩展路径和沿厚度方向向覆层材料的扩展路径，经EDS能谱鉴定可知，底部钉子状处存在FeAl 相和Fe，因此钢侧底部的冶金结合程度仍不均匀，而沿覆层板材料扩展的裂纹将覆层材料分为两种型态，一种为经搅拌针搅拌后细化的Al₃Ni相，另一种为受热循环作用的大尺寸Al₂Cu 相和针状的Al₃Ni相，分析认为，由于颗粒的形态不一，即该处的组织不均匀，裂纹极易沿不同组织的分界线扩展；图29中的Ⅳ区和Ⅴ区分别为搅拌区域和未搅拌区域，两个区域的相的组成类似，都包含Al₃Ni相、α(Al)+Al₂Cu相和Al-Si共晶组织，不同的是，尺寸和形态差异较大。结合以上分析，此接头可能存在四处裂纹起始点，分别为图29中的Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅴ处，Ⅰ区界面顶部Hook处界面各区域冶金结合程度不均匀，裂纹可能由此萌生；左侧Ⅱ区未连接区域的裂纹极难扩展；Ⅲ区的底面钉子特征处裂纹虽有一定的扩展，但并未一直扩展下去，因此对接头力学性能影响不大；而底部Ⅴ区为焊丝原始组织，该处组织形态各异，该处力学性能较低，同时，富Si相受热极易开裂，目前裂纹由顶部Ⅰ区和底部Ⅴ区萌生的可能性较大。

10)复合接头断口微观形貌分析和机理分析

参见图30，所示的对接接头的断口微观形貌，断口整体形貌粗糙，进一步放大图30a中区域b可知，韧窝特征明显，断口上存在较多碎化的焊丝颗粒，如β(Si)和Al-Si共晶组织、 Al和β(Mg₁₇Al₁₂)相，表现为韧性断裂模式。放大图30a中的区域c可知，复合接头存在未焊合区域，结合面扫描分布图与EDS能谱分析可知，对接接头裂纹于接头底部的未焊合区域萌生，沿焊缝内铝合金金属扩展，最后断裂于顶部Hook处的钢界面处，整体断裂模式为韧性断裂。

参见图31，所示的覆层板材料为1060纯铝时复合接头的断口形貌，其中图31b、31c为 31a中各区域的放大图。参见图31a，底部钢基体在复合接头中向下迁移，断口整体形貌粗糙，右侧存在尺寸较大的钢粒，进一步放大图31a中的区域b可知，断口顶部存在剥离的成分为 FeAl相界面金属间化合物层，而剥离后的界面留下钢基体，鉴定为α-Fe，断口顶部还存在部分韧窝特征，鉴定为Al和β(Mg₁₇Al₁₂)相，结合面扫描分析，可以进一步验证剥离的成分为 FeAl相。进一步放大图31a中的区域c可知，断口底部存在少量弱结合区域，结合面扫描分析，可以判断底部大部分区域为Fe，而少部分区域包含FeAl相金属间化合物，即底部冶金结合程度参差不一，组织性能差异较大。进而推断接头沿底部弱结合区域开裂，直至顶部Hook 处钢界面为止，整体断裂模式为韧性断裂为主、脆性断裂为辅的混合型断裂。

参见图32，所示的覆层板材料为5A06铝合金时复合接头的断口形貌，其中图32b、32c 为32a中各区域的放大图，图32d为图28中Ⅳ区的钢侧底部形貌。参见图32a，断口整体形貌起伏不定，附着大量铝合金，进一步放大图32a中的区域b可知，断口中部存在大量密集分布的等轴韧窝，且包含部分Al-Si共晶组织和Al₃Ni相，结合面扫描分析可知，断面上含有大量的Si元素、Ni元素富集，可以推断，形成的化合物和组织均有焊丝原始组织碎化后演变而来。进一步放大图32a中的区域c可知，断口底部形貌平滑，除少量韧窝特征外，包含大量解理台阶的人字纹花样，表现为“韧+脆”的复合型断裂。翻转断口观察图28中Ⅳ区的钢侧底部形貌，参见图32d，可以发现，钢侧底部存在一定程度上的冶金结合，整体形貌平滑，出现解理状台阶，表现为脆性断裂，结合EDS能谱分析与面扫描分析，可知此处除大部分区域为Al和β(Mg₁₇Al₁₂)相，还存在少部分区域的Si元素富集，可能为亚共晶组织。该复合接头在拉伸过程中，裂纹由底部扩展，即图28中所标注的Ⅴ区萌生，沿Ⅳ区扩展，直至扩展到焊缝顶部，接头整体断裂模式为韧性断裂为主的混合型断裂模式。

参见图33，所示的覆层板材料为Al-Si-Cu-Ni合金时复合接头的断口形貌，其中图33b、图33c、图33d为图33a中各区域的放大图。参见图33a，由于断裂路径包含底部覆层区域，因此断口整体厚度更厚，断口整体形貌粗糙不一，上部附着大量铝合金，下部为覆层原始组织。进一步放大图33a中的区域b可知，断口顶部存在少量FeAl相金属间化合物，且存在明显的微裂纹缺陷。放大图33a中的区域c可知，断口中部出现大量韧窝，与上述接头类似，断口上包含经搅拌针搅拌作用后细化的Al₃Ni相,Al.Si共晶组织和β(Si)。进一步放大图33a 中的区域d可知，断口底部为未受到搅拌针搅拌作用的区域，即仅受到热循环作用后的覆层原始组织，明显发现，嵌于焊缝中的颗粒尺寸明显较大，且形状各异，但颗粒种类仍为Al₃Ni, Al-Si共晶组织和β(Si)。结合上述分析，该接头在拉伸过程中，裂纹可能由底部不均匀的覆层组织萌生、扩展，即图29中所标注的Ⅴ区萌生，沿Ⅳ区向焊缝顶部扩展，直至扩展到焊缝顶部的Hook处的近界面处；也有可能从顶部的近界面处萌生，沿焊缝向底部扩展，也有可能同时从顶部和底部萌生裂纹，因此，该接头的断裂路径暂不确定，但可以明确的是，接头整体断裂模式为韧性断裂为主的混合型断裂模式。

以上所述仅为本申请的较佳实施例而已，并不用以限制本申请，凡在本申请的精神和原则之内所作的任何修改、等同替换和改进等，均应包含在本申请的保护范围之内。

Claims (9)

1.一种用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法，其特征在于，包括如下步骤：

步骤一，在待焊的异种金属材料的第一母材和第二母材的对接位置分别加工制得相匹配的对接斜面，第一母材硬度大于第二母材，第一母材上的斜面倾角β为α－2°≤β≤α－0.5°，第二母材上的斜面倾角γ为β－2°≤γ≤β，α为搅拌针倾角；

步骤二，将第一母材和第二母材按照对接斜面相对位置固定于夹具上，第一母材置于焊接前进侧，第二母材置于焊接后退侧，在所述对接斜面的下方固定设置覆层板，所述覆层板中包括能够与第一母材和/或第二母材发生界面反应的元素组分；

步骤三，设定焊接工艺参数，搅拌头的搅拌针穿过第一母材、第二母材与所述覆层板接触并进行搅拌摩擦焊。

2.根据权利要求1所述的用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法，其特征在于：所述第一母材为钢，所述第二母材为铝合金，所述覆层板为Al-Si-Cu-Ni合金板或5系铝合金板。

3.根据权利要求2所述的用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法，其特征在于：所述步骤二中第一母材和第二母材按照对接斜面相对位置固定于夹具上时，第一母材和第二母材的对接斜面之间留有容置焊丝的间隙。

4.根据权利要求3所述的用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法，其特征在于：所述焊丝材质为Al-Si-Cu-Ni合金，焊丝厚度为0.5～1.3mm。

5.根据权利要求4所述的用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法，其特征在于：所述Al-Si-Cu-Ni合金板和焊丝按重量百分比计包括如下组分：硅5～12％，铜3～5％，镍4～10％，余量为铝。

6.根据权利要求2所述的用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法，其特征在于，所述步骤三中的工艺参数具体为：搅拌头旋转速度为100～800rpm，搅拌头保压时间为5～35s，搅拌头压入量为0.1～0.3mm，搅拌头偏移量为0.2～1.0mm，焊接速度为40～300mm/min。

7.根据权利要求1或2所述的用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法，其特征在于：所述覆层板的厚度为0.5～2mm。

8.根据权利要求1或2所述的用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法，其特征在于：搅拌摩擦焊时，搅拌针凸出于第一母材和/或第二母材下表面的长度为0.1～1.0mm。

9.根据权利要求1或2所述的用于异种金属斜面对接的搅拌摩擦焊方法，其特征在于：所述搅拌针的材质为热作模具钢或硬质合金。