張鵬,趙升噸,陳政,范淑琴,董朋

(1.西安交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,710049,西安;2.西安物華巨能爆破器材有限責(zé)任公司研發(fā)中心,710061,西安)

隨著航空航天、汽車工業(yè)及軌道交通等領(lǐng)域機(jī)械裝備綜合性能的不斷提高,裝備輕量化的不斷實(shí)施,鋁合金等輕量化板材得到了廣泛應(yīng)用,然而鋁合金的高性能點(diǎn)連接日益成為一項(xiàng)亟待解決的問題。目前,常用的輕量化板材點(diǎn)連接技術(shù)主要有無鉚塑性連接、電阻點(diǎn)焊和攪拌摩擦點(diǎn)焊等[1-3],無鉚塑性連接工藝依靠板材自身的塑性變形能力,使板材之間內(nèi)嵌形成機(jī)械鎖實(shí)現(xiàn)連接。韓曉蘭等建立了抗拉強(qiáng)度預(yù)測(cè)模型,通過試驗(yàn)驗(yàn)證和接頭強(qiáng)度檢測(cè)優(yōu)化了工藝參數(shù)[4]。陳超等通過在平底無鉚連接點(diǎn)中添加鉚釘,顯著提高了連接點(diǎn)的抗拉強(qiáng)度和抗剪強(qiáng)度,但該工藝需要較大的成形力,且鉚接接頭連接強(qiáng)度不高、氣密性差、外觀質(zhì)量一般[5]。

文獻(xiàn)[6]提出了一種攪拌摩擦擠壓連接技術(shù),開展了12.7 mm厚RHA鋼板與AA6061板材的焊接試驗(yàn),獲得了鉚焊接頭的損傷機(jī)理和失效形式。文獻(xiàn)[7]運(yùn)用該技術(shù)搭接了AA2024-T6板材,獲得了帶有機(jī)械鎖的冶金結(jié)合接頭。王希靖等利用無針攪拌頭獲得了6061鋁合金與帶孔DP600鍍鋅鋼板的搭接點(diǎn)焊接頭,但該工藝均需在下層板材預(yù)先開槽或者鉆孔,造成材料浪費(fèi),影響加工效率[8]。李永兵等提出了自沖摩擦鉚焊工藝,依靠摩擦熱和擠壓變形實(shí)現(xiàn)板材連接,但是該工藝對(duì)設(shè)備和鉚釘要求較高[9]。文獻(xiàn)[10-12]分別提出了原理相似的攪拌摩擦塞鉚焊用于鋁合金與鋼的點(diǎn)連接,將異種材料連接轉(zhuǎn)變?yōu)橥N材料的摩擦焊接,但是過高的焊接熱量往往會(huì)導(dǎo)致鋁合金軟化嚴(yán)重,且上下板材之間容易形成較大間隙。

結(jié)合現(xiàn)有金屬板材點(diǎn)連接技術(shù)優(yōu)勢(shì),為了實(shí)現(xiàn)鋁合金板材的高性能點(diǎn)連接,本文提出了一種螺紋鉚釘式攪拌摩擦鉚焊(FSRW)工藝,兼顧了固相焊接和鉚接技術(shù)優(yōu)勢(shì),可以獲得依靠螺紋機(jī)械鉚合增強(qiáng)的固相焊接接頭。本文通過理論分析和試驗(yàn)研究,針對(duì)不等厚鋁合金板材論證了所提出新工藝原理的可行性,研究了3 mm和4 mm厚6061-T6鋁合金板材攪拌摩擦鉚焊工藝過程中材料流動(dòng)行為和溫度場(chǎng)分布,重點(diǎn)討論了轉(zhuǎn)速和持續(xù)加熱時(shí)間對(duì)溫度場(chǎng)變化的影響規(guī)律,通過控制鉚焊熱輸入量進(jìn)行了6061-T6鋁合金板材FSRW工藝參數(shù)優(yōu)化。通過物理試驗(yàn)研究了優(yōu)化所得工藝參數(shù)對(duì)3 mm和4 mm厚6061-T6鋁合金板材攪拌摩擦鉚焊接頭力學(xué)性能的影響規(guī)律,為螺紋鉚釘式攪拌摩擦鉚焊技術(shù)在輕合金連接領(lǐng)域的推廣與應(yīng)用提供有益參考。

1 攪拌摩擦鉚焊塑性連接新工藝原理

FSRW工藝是依靠工具頭和螺紋鉚釘對(duì)輕合金板材待連接點(diǎn)的攪拌摩擦和擠壓作用,利用焊接熱和壓力,實(shí)現(xiàn)兩板材之間的固相焊接與機(jī)械鉚合,主要包括定位、鉚焊、成型和工具頭回撤4個(gè)步驟,具體工藝原理如圖1所示。

圖1 攪拌摩擦鉚焊工藝原理

首先,通過工具頭將放置在待連接點(diǎn)上的鉚釘進(jìn)行定位并施加一定的預(yù)緊力。然后,高速旋轉(zhuǎn)的工具頭將鉚釘扎入工件的待連接點(diǎn)中,在工具頭軸肩和鉚釘?shù)臄嚢枘Σ梁蛿D壓作用下,上下板材間的材料發(fā)生塑化并形成冶金結(jié)合,直到軸肩到達(dá)預(yù)設(shè)下壓量;保持工具頭下壓力并繼續(xù)旋轉(zhuǎn),對(duì)連接點(diǎn)持續(xù)摩擦加熱一定時(shí)間(持續(xù)加熱時(shí)間),塑化的金屬材料將鉚釘緊密包裹鑲嵌。最后,工具頭停止轉(zhuǎn)動(dòng)并退回坐標(biāo)原點(diǎn),連接點(diǎn)處塑化的材料與鉚釘自然冷卻后形成鉚焊接頭。工具頭和鉚釘之間依靠帶有錐度的內(nèi)外六方間隙配合,便于工具頭回撤過程中與鉚釘順利分離。

2 材料屬性及工藝參數(shù)

采用不等厚6061-T6鋁合金板材開展FSRW工藝過程有限元數(shù)值模擬研究,工件尺寸分別為45 mm×45 mm×3 mm和45 mm×45 mm×4 mm,鉚焊形式為搭接。FSRW過程是一個(gè)包含大變形、接觸條件多變復(fù)雜的高度非線性動(dòng)力學(xué)問題,涉及傳熱學(xué)、力學(xué)、冶金學(xué)等學(xué)科。在本研究中,6061-T6鋁合金的材料性能參數(shù)依據(jù)Simufact材料庫和文獻(xiàn)[13-15],密度設(shè)為2 700 kg/m3,彈性模量、屈服應(yīng)力、泊松比、導(dǎo)熱率以及比熱容等熱物理性能隨溫度場(chǎng)和材料組織狀態(tài)的改變發(fā)生非線性變化,具體參數(shù)值如表1所示。

為了研究工藝參數(shù)對(duì)FSRW過程中溫度場(chǎng)變化的影響機(jī)制,通過改變主軸轉(zhuǎn)速和持續(xù)加熱時(shí)間對(duì)比分析。參照前期6061-T6鋁合金板材攪拌摩擦焊接試驗(yàn)研究結(jié)果和文獻(xiàn)資料[16-17],設(shè)定主軸轉(zhuǎn)速分別為800、1 000、1 200、1 400、1 600和1 800 r·min-1,6組工具頭持續(xù)加熱時(shí)間分別為3、5、7、10、12和15 s,鉚釘和工具頭鉚焊進(jìn)給速率為30 mm·min-1,工具頭退出速率為60 mm·min-1,軸肩下壓量為0.2 mm。

表1 6061-T6鋁合金熱物理性能參數(shù)

3 攪拌摩擦鉚焊工藝有限元模型

圖2a為采用SolidWorks軟件建立的6061-T6鋁合金板材FSRW三維模型,由夾具、工具頭、鉚釘、工件和底板組成。將三維模型導(dǎo)入Simufact Welding有限元軟件進(jìn)行FSRW全過程熱力耦合數(shù)值模擬。因?yàn)樵趯?shí)際FSRW過程中,工具頭材料多采用高溫合金,鉚釘材料為中碳鋼或高速鋼,與工件材料相比,它們均具有很大剛度,焊接過程中的變形很小,可以忽略不計(jì),在模擬過程將工具頭和鉚釘考慮為解析剛體。為了便于計(jì)算和提高計(jì)算效率,本模型中對(duì)工具頭軸肩和鉚釘?shù)膸缀谓Y(jié)構(gòu)進(jìn)行了簡(jiǎn)化,軸肩采用內(nèi)凹式,軸肩直徑為15 mm,圓錐形鉚釘大端直徑為6 mm,小端直徑為4 mm,高度為6 mm。

(a)攪拌摩擦鉚焊三維模型

為了避免模擬過程中產(chǎn)生大的畸變影響計(jì)算結(jié)果,對(duì)待鉚接點(diǎn)區(qū)域進(jìn)行局部網(wǎng)格細(xì)化,并對(duì)上下板材進(jìn)行網(wǎng)格重劃分。模型中采用Quadtree和AdvFront兩種單元格形式,單元數(shù)為23 332,工件網(wǎng)格劃分如圖2b所示。

在FSRW過程中,發(fā)熱源主要是工具頭軸肩以及鉚釘與工件之間的摩擦和待鉚焊部位工件材料的塑性應(yīng)變。為了便于計(jì)算,本文采用庫侖摩擦模型,6061-T6鋁合金與鋼之間的摩擦系數(shù)隨溫度的變化如表2所示。

模型的初始溫度設(shè)定為25 ℃,忽略熱輻射的影響,僅考慮FSRW過程中工件上表面和側(cè)面與空氣之間以及工件底面與底板之間的對(duì)流換熱,對(duì)流換熱系數(shù)分別為30和150 W/(m2·K)。

表2 摩擦系數(shù)隨溫度的變化規(guī)律[18]

4 模擬結(jié)果與分析

4.1 攪拌摩擦鉚焊工藝過程

FSRW工藝過程的材料流動(dòng)行為、溫度場(chǎng)分布與傳統(tǒng)攪拌摩擦點(diǎn)焊相似,如圖3所示。以主軸轉(zhuǎn)速1 400 r·min-1、持續(xù)加熱時(shí)間5 s為例,鉚焊初期,在鉚釘?shù)尿?qū)動(dòng)下,底部材料垂直向下運(yùn)動(dòng),速率為0.2 mm·s-1左右,鉚釘與板材相互摩擦作用,周邊的材料受到擠壓而向外運(yùn)動(dòng),溫度逐漸上升到80 ℃左右。隨著鉚釘?shù)臄嚢韬瓦M(jìn)給,向下和向外運(yùn)動(dòng)的部分材料在板材約束和鉚釘擠壓作用下沿匙孔周圍向上和向外運(yùn)動(dòng),材料流動(dòng)速率為0.2～0.4 mm·s-1,鉚釘及周邊材料溫度達(dá)到100～180 ℃,位于板材上表面附近的材料甚至?xí)汇T釘旋轉(zhuǎn)擠出,而后被工具頭軸肩凹面所包容。

(a)材料流動(dòng)形態(tài)

當(dāng)軸肩與板材接觸后,軸肩下方的材料被向下擠壓,軸肩周邊的少部分材料則被旋轉(zhuǎn)擠出形成飛邊,大部分塑化的材料則在軸肩與鉚釘之間的封閉空間中被劇烈攪拌。隨著工具頭及鉚釘對(duì)連接點(diǎn)的持續(xù)加熱,塑化的材料溫度急劇上升,峰值溫度達(dá)498.66 ℃,最大材料流動(dòng)速率為0.71 mm·s-1。鉚焊過程中,此工藝參數(shù)下鉚焊接頭處的峰值溫度為6061-T6鋁合金的熔點(diǎn)(582 ℃)的86%,可見本模型材料沒有出現(xiàn)熔化,符合固相連接的基本特性,溫度場(chǎng)分布規(guī)律與國內(nèi)外研究學(xué)者所得結(jié)論及試驗(yàn)結(jié)果[19-21]一致,說明本文有限元數(shù)值模擬模型的合理性與有效性。

圖4 不同轉(zhuǎn)速下鉚釘處的熱循環(huán)曲線

4.2 工藝參數(shù)對(duì)攪拌摩擦鉚焊溫度場(chǎng)的影響

為了進(jìn)一步確定6061-T6鋁合金FSRW的工藝參數(shù)范圍,繼續(xù)研究了轉(zhuǎn)速和持續(xù)加熱時(shí)間對(duì)FSRW過程中鉚釘處溫度變化的影響規(guī)律。圖4為不同轉(zhuǎn)速下FSRW過程中鉚釘處的熱循環(huán)曲線。由圖可見,不同轉(zhuǎn)速下,FSRW過程中鉚釘處的溫度變化規(guī)律基本一致,但隨著轉(zhuǎn)速的不斷升高,攪拌摩擦作用更加劇烈,峰值溫度也有所升高。當(dāng)轉(zhuǎn)速為800 r·min-1時(shí),鉚焊過程中鉚釘處的峰值溫度為346.76 ℃。當(dāng)轉(zhuǎn)速為1 400 r·min-1時(shí),鉚釘處的峰值溫度為498.66 ℃;當(dāng)轉(zhuǎn)速為1 800 r·min-1時(shí),鉚釘處的峰值溫度為581.85 ℃,已經(jīng)達(dá)到6061-T6鋁合金的熔點(diǎn),不符合固相連接的特點(diǎn)。

持續(xù)加熱時(shí)間是另一影響FSRW過程中溫度場(chǎng)變化的關(guān)鍵因素,圖5為不同持續(xù)加熱時(shí)間下FSRW過程中接頭處峰值溫度的變化規(guī)律。持續(xù)加熱階段,低轉(zhuǎn)速區(qū)間(800～1 000 r·min-1)接頭處起始溫度為300 ℃左右,材料塑化程度不高,鋁合金與鋼的摩擦系數(shù)約為0.04,工具頭軸肩與工件材料的摩擦作用較為劇烈;隨著持續(xù)加熱時(shí)間的延長(zhǎng),峰值溫度增幅較為明顯,增幅約為80 ℃。中轉(zhuǎn)速區(qū)間(1 200～1 400 r·min-1)持續(xù)加熱階段的起始溫度達(dá)到400 ℃,材料塑化程度升高,鋁合金與鋼的摩擦系數(shù)低于0.02,峰值溫度增幅趨于平緩;持續(xù)加熱時(shí)間為3～7 s時(shí),增幅約為40 ℃;持續(xù)加熱時(shí)間超過10 s后,峰值溫度進(jìn)入穩(wěn)定階段。高轉(zhuǎn)速區(qū)間(1 600～1 800 r·min-1)持續(xù)加熱階段起始溫度超過450 ℃,鋁合金與鋼的摩擦系數(shù)趨近于0,雖然延長(zhǎng)持續(xù)加熱時(shí)間,但是峰值溫度并沒有大幅提升,受對(duì)流換熱、材料塑化程度以及鉚焊壓力等因素的影響,峰值溫度甚至?xí)霈F(xiàn)略微下降。

圖5 不同持續(xù)加熱時(shí)間下峰值溫度變化規(guī)律

4.3 攪拌摩擦鉚焊工藝參數(shù)優(yōu)化

轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速率和持續(xù)加熱時(shí)間是影響FSRW接頭成型及連接質(zhì)量的關(guān)鍵因素,轉(zhuǎn)速和進(jìn)給速率決定了FSRW過程中產(chǎn)生摩擦熱的大小,持續(xù)加熱時(shí)間決定了材料處于塑性狀態(tài)的時(shí)間長(zhǎng)短。本文鉚焊進(jìn)給速率恒定,因此轉(zhuǎn)速和持續(xù)加熱時(shí)間的合理匹配才能提供恰當(dāng)?shù)你T焊熱輸入量,從而獲得性能優(yōu)良的FSRW接頭。

在FSRW過程中,通過控制鉚焊時(shí)的熱輸入量控制接頭組織,從而控制接頭質(zhì)量。參照攪拌摩擦點(diǎn)焊工藝,眾多學(xué)者試驗(yàn)研究表明,當(dāng)工藝參數(shù)合理匹配使焊接過程中峰值溫度為熔點(diǎn)的70%～90%時(shí),可以獲得無氣孔、裂紋等冶金缺陷且力學(xué)性能優(yōu)良的攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭[22-24]。因此,對(duì)于6061-T6鋁合金FSRW工藝,轉(zhuǎn)速和持續(xù)加熱時(shí)間的合理參數(shù)范圍如圖6所示。一般情況下,鉚釘和工具頭的轉(zhuǎn)速為1 000～1 400 r·min-1,持續(xù)加熱時(shí)間為3～15 s。

圖6 6061-T6鋁合金FSRW工藝的參數(shù)范圍

5 鋁合金攪拌摩擦鉚焊試驗(yàn)研究

5.1 試驗(yàn)裝置及樣件

(a)FSRW試驗(yàn)設(shè)備

根據(jù)工藝參數(shù)優(yōu)化結(jié)果,在自行改造的數(shù)控加工中心上進(jìn)行了螺紋鉚釘式FSRW試驗(yàn)研究,如圖7a所示。選用3 mm厚和4 mm厚鋁合金6061-T6板材,試樣尺寸為25 mm×100 mm,鉚焊形式為搭接,搭接寬度為30 mm,如圖7b所示,工具頭軸肩直徑為15 mm,螺紋鉚釘高6 mm,螺紋參數(shù)為M6×1。設(shè)定的5組轉(zhuǎn)速分別為800、1 000、1 200、1 400和1 600 r·min-1,兩組持續(xù)加熱時(shí)間分別為5 s和10 s,鉚釘和工具頭鉚焊進(jìn)給速率為30 mm·min-1,工具頭退出速率為60 mm·min-1,軸肩下壓量為0.2 mm。所獲FSRW接頭試樣如圖7b所示,接頭表面光滑無毛刺,鉚釘與周圍材料緊密結(jié)合,鉚焊點(diǎn)周圍受鉚釘和工具頭的摩擦擠壓作用有飛邊產(chǎn)生。隨著焊接熱輸入量的升高,局部焊接熱過度積聚,焊縫處軟化的金屬材料的量和體積增加,導(dǎo)致軟化的金屬材料被擠出形成飛邊缺陷。因此,轉(zhuǎn)速越高,飛邊和鉚焊點(diǎn)周圍材料變形越明顯。

5.2 接頭宏觀、微觀組織形貌分析

試驗(yàn)轉(zhuǎn)速為1 200 r·min-1時(shí)所獲接頭與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)照如圖8所示。鉚焊接頭上表面宏觀形貌和數(shù)值模擬結(jié)果吻合度較高,接頭表面光滑無毛刺,但是有飛邊產(chǎn)生,如圖8a所示。在工具頭軸肩擠壓和鉚釘?shù)臄嚢枳饔孟?接頭組織高度依賴于冶金溫度,從圖8b可以看出,FSRW接頭可以分為4個(gè)區(qū)域,即攪拌區(qū)、熱力影響區(qū)、熱影響區(qū)和母材。從接頭橫截面可以觀察到上下板材之間形成了冶金結(jié)合,利用光學(xué)顯微鏡測(cè)量上下板材之間冶金結(jié)合區(qū)域半徑R約為3.15 mm,且鉚釘螺紋處已經(jīng)嵌實(shí)了鋁合金材料,上下板材與螺紋鉚釘實(shí)現(xiàn)鉚合。

(a)溫度分布和接頭上表面宏觀形貌

FSRW接頭微觀組織如圖9所示,圖9a、圖9b和圖9c分別為圖8b中a、b和c3個(gè)區(qū)域的微觀組織形貌。攪拌區(qū)在螺紋鉚釘和工具頭軸肩的強(qiáng)烈攪拌摩擦擠壓作用下,經(jīng)歷了較高溫度的熱循環(huán),組織發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶,該區(qū)域組織致密,晶粒細(xì)小均勻。熱力影響區(qū)受鉚釘和軸肩的攪拌摩擦擠壓和熱循環(huán)作用不及攪拌區(qū)明顯,部分組織發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶,并在鉚釘?shù)臄嚢钄D壓作用下發(fā)生塑性流動(dòng),晶粒發(fā)生嚴(yán)重變形并具有明顯的取向性。攪拌區(qū)和熱力影響區(qū)有較為明顯的邊界,如圖9a所示。雖然鋁合金組織發(fā)生了充分的塑性變形,將鉚釘緊密地包裹鑲嵌,形成了如圖9b所示的螺紋鉚合,但是鉚釘與攪拌區(qū)組織分界明顯,并沒有發(fā)生冶金結(jié)合。這主要是由于試驗(yàn)中沒有對(duì)鉚釘進(jìn)行鍍鋅等表面處理,鉚釘表面在焊接熱作用下極速氧化,阻礙了鋁合金與鋼的冶金結(jié)合[25-26]。

與FSSW工藝接頭組織形貌相似[27],如圖9c所示,鉚釘周圍塑化的材料組織在劇烈的攪拌摩擦擠壓和熱循環(huán)作用下,上下板材之間形成了較好的冶金結(jié)合。同樣,如圖8b和圖9c所示,本文所獲FSRW接頭也存在Hook缺陷[28],Hook缺陷高度H(Hook缺陷末端距上下板材之間界面的高度)約為0.275 mm,通過改變工藝參數(shù),改善FSRW接頭成型質(zhì)量可作為進(jìn)一步研究重點(diǎn)。

5.3 接頭連接強(qiáng)度測(cè)試

按照GB2651—1989標(biāo)準(zhǔn),在Instron 5982材料性能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行鉚焊接頭連接強(qiáng)度測(cè)試,如圖10a所示。測(cè)試過程中,試樣兩端增加墊塊以保證拉伸剪切力加載方向沿試樣搭接界面,拉剪速率為1 mm·min-1,接頭拉剪載荷取3次重復(fù)測(cè)試的平均值,以提高試驗(yàn)的準(zhǔn)確性和可靠性,不同工藝參數(shù)所得接頭的拉剪載荷如圖10b所示。

(a)拉伸剪切測(cè)試

隨著轉(zhuǎn)速和持續(xù)加熱時(shí)間的增加,接頭拉剪載荷呈現(xiàn)先增大后減小的變化規(guī)律。當(dāng)轉(zhuǎn)速較低和持續(xù)加熱時(shí)間較短時(shí),產(chǎn)生的焊接能量較低,不足以使接頭處的材料充分塑化,易出現(xiàn)孔洞等鉚焊缺陷,拉剪過程中裂紋在鉚焊缺陷處擴(kuò)展,導(dǎo)致接頭拉剪載荷較低。當(dāng)轉(zhuǎn)速較高且持續(xù)加熱時(shí)間較長(zhǎng)時(shí),焊接熱輸入量較高,接頭處的材料塑化程度較高,容易出現(xiàn)過熱組織或者固溶析出相發(fā)生聚集,材料組織晶粒長(zhǎng)大,脆性增加,降低接頭的拉剪載荷。本文試驗(yàn)中,當(dāng)轉(zhuǎn)速為800 r·min-1、持續(xù)加熱時(shí)間為5 s時(shí),所獲接頭拉剪載荷最低為4 911.16 N;當(dāng)轉(zhuǎn)速為1 200 r·min-1、持續(xù)加熱時(shí)間為10 s時(shí),所獲接頭最大拉剪載荷為7 099.96 N。

6 結(jié) 論

(1)實(shí)現(xiàn)了3 mm和4 mm厚6061-T6鋁合金板材FSRW過程中材料流動(dòng)和溫度場(chǎng)的數(shù)值分析。研究了轉(zhuǎn)速和持續(xù)加熱時(shí)間對(duì)FSRW過程中峰值溫度的影響規(guī)律:轉(zhuǎn)速越高,峰值溫度越高。當(dāng)轉(zhuǎn)速為1 800 r·min-1時(shí),峰值溫度達(dá)到鋁合金熔點(diǎn),不符合固相焊接要求;持續(xù)加熱時(shí)間延長(zhǎng),峰值溫度增幅明顯,但隨轉(zhuǎn)速的升高,峰值溫度增幅不斷降低,峰值溫度超過鋁合金熔點(diǎn)的75%后,隨持續(xù)加熱時(shí)間的延長(zhǎng),峰值溫度甚至?xí)霈F(xiàn)略微下降。

(2)轉(zhuǎn)速和持續(xù)加熱時(shí)間是影響FSRW接頭連接質(zhì)量的關(guān)鍵因素,通過控制鉚焊過程中的熱輸入量進(jìn)行了工藝參數(shù)優(yōu)化。當(dāng)進(jìn)給速率和軸肩下壓量恒定時(shí),適用于3 mm和4 mm厚6061-T6鋁合金板材FSRW的轉(zhuǎn)速范圍為1 000～1 400 r·min-1,持續(xù)加熱時(shí)間為3～15 s。

(3)獲得了3 mm和4 mm厚6061-T6鋁合金板材的螺紋鉚釘式攪拌摩擦鉚焊接頭,通過對(duì)比分析接頭金相組織分布區(qū)域和溫度場(chǎng)分布情況,可確定接頭組織高度依賴于冶金溫度,6061-T6鋁合金的FSRW接頭包括攪拌區(qū)、熱力影響區(qū)、熱影響區(qū)和母材4個(gè)區(qū)域。上下板材之間形成冶金結(jié)合,塑化材料與螺紋鉚釘之間形成機(jī)械結(jié)合。