攪拌摩擦焊(friction stir welding，FSW)作為一種新型的固相連接方式，通過攪拌頭的攪拌作用驅動塑化金屬流動形成致密焊縫。FSW技術具有焊接效率高、接頭性能高、成本低、環保等優點，已在航天航空、電動汽車和軌道交通等領域得到廣泛應用[1~3]。FSW是一個復雜的熱力耦合過程，FSW接頭的成形取決于攪拌區(stir zone，SZ)金屬的流動行為[4]。隨著FSW技術的廣泛應用，應用傳統FSW技術焊接高強度、高硬度材料時，較差的金屬塑性流動性所導致的焊接缺陷問題凸顯，例如容易產生隧道孔、疏松、孔洞等焊接缺陷，很難獲得理想的焊接效果[5,6]。

Campanelli等[7]和Bang等[8]分別采用激光和電弧方式輔助FSW，旨在提高SZ金屬的流動能力，改善接頭的成形性。但外加熱源的熱效應可能會降低接頭的力學性能，并且存在能量利用率低，環境不友好等問題[9]。超聲波是一種方向性好、能量集中度高、對環境無直接影響的機械波，研究[10~12]發現在金屬材料塑性加工過程中施加超聲振動可以大幅降低金屬塑性變形過程中的屈服應力和流動應力。近些年，國內外學者據此開發出了超聲輔助攪拌摩擦焊(ultrasonic-assisted friction stir welding，UAFSW)工藝，并根據超聲施加方式的不同將其分為2類，即將超聲振動施加在工件上[13,14]或施加在攪拌頭上[15,16]。由于FSW過程中，SZ金屬的流動行為非常復雜，且難以實現實時觀察，因此，主要采用標識材料示蹤法、流場數值模擬、異種材料金相組織顯示法與彩泥模擬法等方式對該過程進行系統研究[17~19]，其中標識材料示蹤法因其可操作性強、準確的特點，是目前研究FSW金屬流動最常用的方法。武傳松課題組[10,13,20,21]將超聲頭以一定角度作用在攪拌頭前方的試板上表面，采用標識材料示蹤法研究了超聲振動對2024-T4鋁合金FSW過程中SZ金屬流動行為的影響，結果表明，超聲振動能夠促進SZ金屬的流動，有利于消除焊接缺陷，擴大焊接工藝窗口[13,20]。另外，還利用數值模擬方法證明了超聲振動能夠提高AA6061-T6鋁合金焊縫金屬的流速和應變速率[10]。

本課題組前期開展了軸向超聲振動輔助FSW的研究工作[22]，采用的UAFSW裝置能夠將超聲振動沿軸向施加在攪拌頭上，即攪拌頭和超聲的換能器變幅桿連為一體，攪拌頭在高速旋轉的同時，變幅桿會驅動攪拌頭作高頻的軸向往復運動，將超聲振動的能量直接導入到焊縫中，保證了超聲能量的高利用率。一般地，根據攪拌頭軸肩和軸針的作用區域，可以將SZ分為軸肩影響區(shoulder-driven zone，SDZ)、軸針影響區(pin-driven zone，PDZ)和渦流區(swirl zone，SWZ)[13,22,23]。Tao等[23]發現在SDZ和PDZ之間還存在一個狹窄的過渡區(transition zone，TZ)，TZ是SDZ和PDZ金屬流相互匯聚、混合形成的。本課題組關于軸向超聲振動對7N01-T4鋁合金FSW接頭微觀組織和力學性能影響的研究[22]表明，施加軸向超聲振動可以促進SZ金屬的流動，進而增加SZ的寬度，并擴大PDZ的體積，使SDZ金屬與PDZ金屬在TZ充分混合，減小TZ的寬度。然而，有關軸向超聲振動減小TZ寬度的本質原因尚有待揭示。

在FSW過程中，SZ金屬的流動行為除了與焊接參數(攪拌頭轉速和焊速)有關，還與攪拌針幾何特征密切相關?？吕杳鞯?span style="margin: 0px; padding: 0px; box-sizing: border-box; font-size: 10.5px; line-height: 0; position: relative; vertical-align: baseline; top: -0.5em;">[24]分析了采用不同螺紋旋向攪拌針焊接時其周圍塑化金屬的受力狀態，提出了SZ塑化金屬流動的宏觀“抽吸-擠壓”理論，即攪拌頭旋轉引起塑化金屬沿攪拌針螺紋表面軸向流動時，在攪拌針的一端形成一個瞬時空腔，周圍塑化金屬將被吸向此空腔，形成所謂抽吸效應；在攪拌針的另一端，塑化金屬將改變流向并擠壓周圍金屬，形成擠壓效應。正是由于這種宏觀“抽吸-擠壓”效應，致使塑化金屬在焊縫厚度方向形成劇烈的遷移運動。目前，國內外研究多將UAFSW過程中超聲振動對SZ金屬流動行為的促進作用歸因于超聲的應力疊加及聲軟化效應[10,13,21,22]，即超聲振動降低了SZ金屬的流變抗力，并未考慮攪拌針的幾何特征對超聲振動作用的影響。另外，利用數值模擬方法的相關研究也是在設定采用無螺紋攪拌針的條件下進行的。

軸向超聲振動可通過攪拌針將超聲能量直接作用于SZ金屬，高頻振動的攪拌針直接參與FSW接頭的焊縫成形過程，因此在這種情況下，應力疊加和聲軟化效應導致的金屬流變抗力降低并非是影響SZ金屬流動能力的唯一因素，這是因為軸向超聲振動與攪拌針幾何特征的共同作用能夠顯著改變攪拌針周圍金屬的受力狀態，其對SZ金屬流動行為的影響也是不容忽視的。值得強調的是，本課題組的前期研究[22]雖然觀察到了軸向超聲振動影響金屬流動行為的實驗現象(包括軸向超聲振動能顯著細化SZ的晶粒組織、改善金屬流動、減小TZ寬度等)，但并未從攪拌針周圍金屬受力特點角度研究UAFSW過程金屬流動能力提高這一實驗現象背后的本質原因，也未從攪拌針螺紋特征角度分析討論攪拌針幾何特征對超聲振動作用的影響。另外，相關研究國內外也未見報道。基于此，本工作在前期研究的基礎上，對焊接試板對接面放置鋁箔的7N01-T4鋁合金FSW和UAFSW的接頭樣品進行全面解剖，基于接頭不同截面標識材料的分布特征，重點分析攪拌針周圍不同微區(PDZ區的螺紋槽內和螺紋間錐面)塑化金屬受力狀態，提出了軸向超聲振動與攪拌針螺紋耦合作用條件下微區 “抽吸-擠壓”效應模型，旨在揭示軸向超聲振動促進SZ金屬流動的作用機理。

實驗材料為6 mm厚的7N01-T4態軋制鋁合金板材，采用的自主設計的UAFSW裝置輸出功率為500 W，振動頻率為20 kHz，振幅為10 μm，超聲振動裝置有恒振幅控制系統，在焊接過程中會調整設備的輸出功率以維持振幅不變，選用攪拌頭轉速(w) 1200 r/min、焊速(v) 160 mm/min進行FSW和UAFSW對比焊接實驗，焊接過程中主軸傾角和壓下量分別為2.5°和0.2 mm，UAFSW實驗裝置和攪拌頭幾何尺寸如圖1所示。制備帶有標識材料FSW和UAFSW的接頭樣品，具體制備細節參照文獻[22]。試板焊接完成后，截取FSW和UAFSW接頭焊縫中心的縱截面和不同深度(距接頭上表面的距離分別為0.2、3.0和5.2 mm)的水平截面的金相樣品，具體的取樣方式如圖2所示。經研磨、拋光、Keller試劑(1 mL HF + 1.5 mL HCl + 2.5 mL HNO3 + 95 mL H2O)腐蝕后，利用GX71光學顯微鏡(OM)對接頭不同截面宏觀形貌進行觀察。

圖3[22]為FSW和UAFSW接頭SZ橫截面形貌的OM像。可以看出，UAFSW接頭SZ的寬度為7.4 mm，略大于FSW接頭SZ的寬度(7.2 mm)。一般認為，SZ的寬度與SZ金屬流動能力密切相關，當SZ金屬的流動能力較強時，攪拌頭驅動的塑化金屬體積增大，SZ的尺寸也相應增加[22]?？梢?，施加軸向超聲振動增強了SZ金屬流動能力，使攪拌頭可以驅動的SZ金屬體積更大。由圖3[22]可以看出，施加軸向超聲后，TZ區寬度從800 μm減小為450 μm，這是由于軸向超聲振動使SZ金屬流動能力增強，SDZ和PDZ金屬混合更充分，進而使TZ寬度減小。

圖4為距接頭上表面0.2 mm處(SDZ)的SZ水平截面形貌的OM像?？梢钥闯觯撐^金屬在軸肩的擠壓作用下，破碎的鋁箔條帶呈弧形排列，在UAFSW接頭靠近SZ的中心位置，觀察到大量鋁箔堆積的現象，這是由于高頻振動的軸肩改變了該位置金屬沿水平方向的遷移軌跡。

圖5為距接頭上表面3.0 mm處(PDZ)的SZ水平截面形貌的OM像。從圖5c可以看出，大量鋁箔堆積在FSW接頭前進側(advancing side，AS)的SZ，形成明顯的擠壓區。該微區鋁箔的分布特征與SZ金屬的遷移行為有關。在FSW過程中，靠近AS側的SZ金屬被攪拌頭帶動到前方，因此會在該位置留下一個瞬時空腔，攪拌頭前方的金屬圍繞攪拌頭旋轉并向后退側(retreating side，RS)流動，RS側的塑化金屬繞過攪拌頭的后方，被擠壓至AS側的空腔處，最終形成一個無缺陷的FSW焊縫。接頭弧紋間距的理論值為攪拌頭旋轉一周所前進的距離(v / ω)[25,26]，即160 / 1200 = 133.3 μm。由圖中可見，FSW和UAFSW接頭的弧紋間距基本相同，在UAFSW接頭同樣觀察到了大量鋁箔堆積在靠近AS側的SZ，說明超聲振動并未改變SZ金屬的宏觀流動行為。相比于FSW接頭，UAFSW接頭SZ中心位置鋁箔條帶的長度更短，且分布更為離散，說明超聲振動改變了SZ金屬的環形遷移軌跡，部分鋁箔發生了縱向遷移，鋁箔條帶呈彌散分布。

圖6為距接頭上表面5.2 mm處(SWZ)的SZ水平截面形貌的OM像。由于該位置溫度較低與底部襯板的冷卻作用，接頭底部金屬的流動能力較差，鋁箔的形變程度較小。從圖6c和d可以看出，FSW接頭底部鋁箔的形變范圍為438 μm，遠小于UAFSW接頭底部鋁箔的形變范圍(617 μm)，UAFSW接頭底部的鋁箔呈斷續鋸齒狀(如圖6d中的箭頭所示)。

圖7為接頭縱截面形貌的OM像?？梢?，FSW接頭的SDZ處存在大量彎曲的鋁箔條帶，而在UAFSW接頭的相同位置并未觀察到鋁箔條帶，這是由于高頻振動的軸肩改變了SDZ處金屬的流動行為，導致破碎的鋁箔條帶呈彌散分布。UAFSW接頭TZ的寬度明顯小于FSW，這與文獻[22]觀察到的現象一致。攪拌針對SZ底部金屬的攪拌能力較弱，所以FSW接頭SWZ處的鋁箔經攪拌后仍保持連續的條帶狀。而施加超聲振動促進了SZ底部金屬的流動，UAFSW接頭SWZ處的鋁箔發生了劇烈的形變，呈彎曲的波浪狀。

一般可將SZ金屬的遷移行為簡化為3種運動方式[27,28]：(1) 塑化金屬圍繞攪拌針做環形運動；(2) 塑化金屬沿攪拌頭行進方向做水平運動；(3) 塑化金屬沿試板厚度方向做環形渦流運動。Chen等[29]研究發現，在FSW過程中，螺紋槽內存在的壓力梯度會驅動塑化金屬向下流動?？梢姡贔SW和UAFSW過程中，攪拌針的幾何特征(如錐度和螺紋)同樣對SZ金屬流動行為起到重要的作用。為進一步分析軸向超聲振動與攪拌頭的耦合作用對FSW過程中SZ金屬流動行為的影響規律，需對攪拌針周圍金屬的受力狀態進行分析。

一般地，在FSW過程中螺紋槽內塑化金屬受到引導牙側沿導程切向的摩擦力和導程法向的壓力的驅動作用，導致SZ塑化金屬沿板厚方向劇烈運動[24,30,31]。圖8a為FSW過程中攪拌針螺紋槽內塑化金屬受力狀態的分析結果。螺紋槽內金屬受到螺紋槽引導牙側的壓力(Fp1)作用向下遷移，受到螺紋內表面的摩擦力(Ff1)作用做圓周運動，因此在Fp1和Ff1的合力(Fr1)作用下，螺紋槽內塑化金屬做向下的螺旋運動，并向SZ底部遷移，這與文獻[24,30,31]的研究結果是一致的。由于大量塑化金屬向SZ底部流動，因此會在SZ的下部形成擠壓區，而SZ的上部則會出現瞬時空腔，從而在SZ內形成壓力差，產生宏觀“抽吸-擠壓”效應，導致塑化金屬在板厚方向形成了劇烈的遷移運動。圖8b為攪拌針錐面周圍塑化金屬受力狀態的分析結果，高速旋轉的攪拌針的螺紋間錐面攪拌其周圍的塑化金屬，該部分金屬在攪拌針錐面摩擦力(Ff2)和高速旋轉的攪拌針沿焊接方向運動時對周圍金屬的擠壓力(Fp2)的合力(Fr2)作用下做圓周運動。根據上述受力分析結果，結合宏觀“抽吸-擠壓”理論，可以建立FSW過程中SZ塑化金屬的流動模型，如圖8c所示。軸肩的頂鍛作用驅動SDZ金屬向下遷移，向AS側的空腔處流動(圖8c中綠色線)，攪拌頭的傾角和攪拌針上的螺紋會驅動PDZ金屬沿板厚方向做環形渦流運動(圖8c中黃色線)，SZ塑化金屬在攪拌針表面的剪切應力和壓應力作用下做圓周運動(圖8c中藍色線)。

考慮到超聲振動作用下SZ金屬受力狀態的復雜性，首先對UAFSW過程中SZ金屬的受力狀態分析進行如下說明。(1) 與FSW相比，UAFSW過程中，攪拌頭除了做旋轉運動和沿焊接方向的水平移動外，還會沿軸向做高頻的往復運動。在一個超聲振動周期內，可將攪拌頭的旋轉和水平運動視為相對靜止狀態，并將攪拌頭的運動過程簡化為向上運動階段和向下運動階段。(2) 在一個超聲振動周期內，認為Ff1和Ff2的方向是保持不變的。圖9a為UAFSW過程中攪拌針螺紋槽內塑化金屬受力狀態的分析結果。在攪拌頭向上運動階段(超聲振動正半周期)，攪拌針具有很大的向上加速度，可認為螺紋槽內的塑化金屬相對靜止，因此會在螺紋槽的上部(引導牙側)出現瞬時空腔，螺紋槽的底部(跟隨牙側)則出現擠壓區。螺紋槽內塑化金屬不再受引導牙側的壓力作用，該部分金屬除了受到Ff1作用外，還受到向上的超聲作用力(Fu)作用，Fu也可理解為螺紋槽內塑化金屬受到跟隨牙側沿軸向的支撐力，Ff1和Fu的合力為Fr1。瞬時空腔對螺紋槽上部周圍塑化金屬產生抽吸作用，擠壓區對螺紋槽下部周圍塑化金屬產生擠壓作用，在抽吸與擠壓的共同作用下，螺紋槽內形成一次微區“抽吸-擠壓”效應。在攪拌頭向下運動階段(超聲振動負半周期)，將會出現相反的結果，即攪拌針具有很大的向下加速度，因此會在螺紋槽的上部出現擠壓區，螺紋槽的底部則出現瞬時空腔。該部分金屬除了受到Ff1作用外，還受到向下的Fu和引導牙側的Fp1作用，Ff1、-Fu和Fp1的合力為-Fr2。同樣，瞬時空腔對螺紋槽下部周圍塑化金屬產生抽吸作用，擠壓區對螺紋槽上部周圍塑化金屬產生擠壓作用，在螺紋槽內再次形成一次微區“抽吸-擠壓”效應。在一個超聲振動周期內，攪拌針螺紋槽內塑化金屬的受力狀態在Fr1和-Fr2之間變化，由于超聲振動的正半周期和負半周期螺紋槽內能夠分別形成一次微區“抽吸-擠壓”效應，因此PDZ塑化金屬沿板厚方向的環形渦流運動在超聲振動導致的微區“抽吸-擠壓”效應和宏觀“抽吸-擠壓”效應的共同作用下更加劇烈。圖9b為攪拌針螺紋間錐面周圍金屬的受力分析結果。在攪拌頭向上運動階段，可認為其與攪拌針螺紋間錐面發生脫離，塑化金屬不受攪拌針錐面的作用力。而在攪拌頭向下運動階段，攪拌針螺紋間錐面周圍的金屬除了受到Ff2和高速旋轉的攪拌針對周圍金屬的Fp2的合力Fr3作用外，還受到Fu的作用，Fr3和Fu的合力為FR，因此攪拌針螺紋間錐面周圍的金屬做向下傾斜的圓周運動。楊坤玉等[32]采用數值模擬的方法研究了無螺紋攪拌頭與軸向超聲振動耦合作用對2524-T3鋁合金焊縫塑性金屬流動行為的影響，發現施加軸向超聲振動使SZ金屬的水平繞流方式演變成傾斜繞流方式，這與本研究的分析結果一致。

值得說明的是，宏觀“抽吸-擠壓”理論很好地解釋了焊縫塑化金屬沿厚度方向流動的機理，能夠基于此分析預判焊接缺陷的形成位置。宏觀“抽吸-擠壓”效應的作用范圍為整個SZ。在本工作的實驗條件下，軸向超聲振動作用下螺紋槽內塑化金屬形成了高頻次周期變化的瞬時空腔和擠壓區，基于此提出的微區“抽吸-擠壓”效應旨在解釋軸向超聲振動提高SZ塑化金屬流動能力的本質原因。應該指出的是，微區“抽吸-擠壓”效應并沒有影響SZ塑化金屬的宏觀流動行為。

以上主要分析討論了軸向超聲振動作用下PDZ金屬流動行為的變化規律，即高頻往復運動的攪拌針加劇了PDZ金屬沿板厚方向的環形渦流運動。與PDZ金屬在軸向超聲振動和攪拌針螺紋耦合作用下產生微區“抽吸-擠壓”效應類似，SDZ和SWZ金屬在超聲振動條件下也會產生微區“抽吸-擠壓”效應。在一個超聲振動周期內，當攪拌頭向下運動時(超聲振動負半周期)，軸肩和攪拌針端部對周圍塑化金屬產生額外的鍛壓作用，因此在軸肩和攪拌針端部周圍形成擠壓區；當攪拌頭向上運動時(超聲振動正半周期)，軸肩和攪拌針端部會脫離其周圍金屬，形成空腔區。所以，在一個超聲振動周期內SDZ和SWZ會形成一次微區“抽吸-擠壓”效應。圖9c為UAFSW過程中SZ塑化金屬的流動模型。施加超聲振動會增強軸肩對周圍金屬的鍛壓作用，促進SDZ金屬向AS側的空腔處流動(圖9c中綠色線)。本課題組前期研究結果[22]也表明，軸向超聲振動可顯著細化SZ的晶粒組織(特別是SDZ)，這與超聲作用下增加了SZ金屬的應變和應變速率有關。攪拌針端部在超聲作用下對SWZ位置金屬的高頻鍛壓作用促進了該微區塑化金屬的流動(圖9c中紅色線)，同時，施加超聲振動后，PDZ塑化金屬沿板厚方向上的環形渦流運動更劇烈(圖9c中黃色線)，但并沒有改變SZ塑化金屬繞攪拌針的環形圓周運動特征(圖9c中藍色線)。

值得強調的是，軸向超聲振動不僅改變了攪拌針驅動塑化金屬的受力狀態，其產生的聲軟化以及應力疊加效應對SZ金屬流動能力的影響是不容忽視的。由于施加的軸向超聲振動直接作用在焊縫上，超聲能量會優先被材料的位錯和晶界吸收，從而降低位錯運動所需的最大剪切應力，導致材料的流變應力降低(聲軟化效應)[33,34]。超聲振動應力與軸向壓力的疊加會使金屬內部的應力發生震蕩，從而降低金屬的平均流動應力(應力疊加效應)[35]。

SZ金屬流動行為決定了FSW的焊縫成形與微觀組織演變，進而影響FSW接頭的力學性能。Gungor等[36]發現，雖然采用OM和X射線探傷技術在5083-H111/6082-T651鋁合金FSW接頭的SZ并未檢測出孔洞缺陷，但在動態載荷作用下FSW接頭的疲勞裂紋在SZ的中上部萌生，裂紋萌生區位于熱機影響區、SDZ和PDZ三股金屬流的交匯點。Wu等[37]同樣發現在2024-T3鋁合金FSW接頭靠近前進側SZ的中上部是FSW接頭的薄弱區，易成為FSW接頭疲勞裂紋源。上述研究結果說明SZ的中上部(TZ)易于萌生疲勞裂紋，這也與本課題組前期研究結果[38]一致?？梢?，改善SZ金屬流動、減小TZ寬度有利于改善FSW接頭的疲勞性能。本課題組的研究[22]也已證明施加軸向超聲振動可顯著減小7N01-T4鋁合金FSW接頭TZ寬度并提高其疲勞性能，但并未從金屬流動行為角度深入分析TZ寬度減小的本質原因。基于本工作的分析結果，可認為軸向超聲振動與攪拌針螺紋的耦合作用產生了微區“抽吸-擠壓”效應，進一步加劇了PDZ金屬沿板厚方向的渦流運動，是導致TZ寬度減小的根本原因。

上述分析表明，軸向超聲振動導致攪拌針螺紋槽內和錐面周圍金屬的受力狀態發生改變，促進SZ金屬的流動。為了進一步驗證所構建的UAFSW過程中SZ金屬流動模型，設計了采用無螺紋攪拌頭的FSW和UAFSW對比焊接實驗。攪拌頭幾何尺寸見圖10a，攪拌頭轉速和焊速分別為1200 r/min和160 mm/min。圖10b和c為采用無螺紋攪拌頭焊接的FSW和UAFSW接頭的橫截面宏觀形貌的OM像?？梢钥闯?，UAFSW接頭SZ的寬度為6.2 mm，略大于FSW接頭SZ的寬度(6.0 mm)，這說明采用無螺紋攪拌頭焊接時，超聲作用下SZ塑化金屬的體積增加，其原因在于施加軸向超聲振動導致攪拌針錐面周圍金屬的流變應力降低。與采用有螺紋攪拌頭的焊接結果(圖3)對比可見，采用無螺紋攪拌頭焊接的FSW和UAFSW接頭的SZ寬度更小，這說明攪拌針的螺紋可以增加SZ金屬的流速和應變速率，促進SZ金屬的流動[29]。值得注意的是，在FSW和UAFSW接頭的SZ底部靠近AS側均存在隧道孔缺陷，其中UAFSW接頭的缺陷面積更大。

圖11為采用無螺紋攪拌頭焊接的FSW和UAFSW接頭橫截面SZ鋁箔的分布特征。FSW接頭彎曲的鋁箔條帶與孔洞缺陷呈一定角度，表現出塑化金屬向孔洞缺陷遷移的跡象，如圖11a所示。而UAFSW接頭鋁箔條帶的排布方向近似平行于孔洞缺陷(圖11b)，鋁箔的遷移距離變小。在FSW過程中，由于無螺紋攪拌頭對周圍金屬的剪切作用較小，易在SZ內形成隧道孔缺陷，而施加超聲振動后加劇了這種趨勢。采用無螺紋攪拌頭焊接時，SZ金屬的受力狀態相當于前文所構建的SZ金屬流動模型中的攪拌針錐面驅動金屬的受力狀態。施加超聲振動后，在攪拌頭向上運動階段，SZ塑化金屬與攪拌針錐面發生脫離，導致SZ的微區“抽吸-擠壓”效應大大減弱，降低了塑化金屬沿板厚方向的流動能力。同時，與FSW相比，施加超聲振動減弱了攪拌針對周圍金屬的剪切作用，降低了SZ塑化金屬的環形遷移能力。

綜上，攪拌針的螺紋特征決定了軸向超聲振動對SZ金屬流動能力(改善FSW接頭成形性)的影響程度。這是因為攪拌針螺紋槽驅動的塑性金屬體積越大，其在軸向超聲振動作用下產生的微區“抽吸-擠壓”效應越強烈，SZ金屬流動引起的宏觀“抽吸-擠壓”效應也越顯著，越有利于提高FSW焊縫的成形性。因此，合理地增加攪拌針螺紋槽內塑化金屬的體積，例如，與常規攪拌頭(圖12a)相比，增加攪拌針的螺紋深度(圖12b)和減小螺紋間距(圖12c)，能夠進一步強化軸向超聲振動與攪拌針螺紋的耦合作用，并提高SZ塑化金屬沿板厚方向的流動能力。然而，如何優化攪拌頭幾何特征(如尺寸和形狀)，最大程度地發揮軸向超聲振動對SZ金屬流動行為的影響尚需借助數值模擬手段深入研究。

(1) 施加軸向超聲振動沒有改變SZ塑化金屬的宏觀流動行為。與FSW過程中SZ金屬的宏觀流動行為相似，攪拌頭驅動SZ塑化金屬圍繞攪拌針做環形運動，并最終沉積在靠近前進側的瞬時空腔處。

(2) 施加軸向超聲振動時，軸肩和攪拌針端部對周圍塑化金屬產生額外的高頻鍛壓作用，促進SDZ和SWZ微區金屬的流動。

(3) 攪拌針的幾何特征是軸向超聲振動影響SZ金屬流動能力的重要因素，軸向超聲振動與攪拌針螺紋耦合作用產生的微區“抽吸-擠壓”效應是加劇PDZ金屬沿板厚方向的環形渦流運動的主要原因。