高 兵, 陳 雨， 丁 樺

(東北大學(xué) 材料與冶金學(xué)院，沈陽 110819)

攪拌摩擦加工(Friction Stir Processing，F(xiàn)SP)是在攪拌摩擦焊(Friction Stir Welding，F(xiàn)SW)的基礎(chǔ)上發(fā)展起來的一種用于材料微觀組織改進和制造的技術(shù).其基本原理與FSW相似，通過攪拌頭強烈的攪拌作用使被加工材料發(fā)生劇烈塑性變形、混合和破碎，實現(xiàn)材料微觀結(jié)構(gòu)的致密化、均勻化和細化，從而改善材料的力學(xué)等性能[1～4]. 5083鋁合金是Al-Mg系防銹鋁中的典型合金，是熱處理不可強化合金.該合金具有中等強度，加工性能與焊接性能好，耐腐蝕性能良好，是鋁合金中最基本的焊接結(jié)構(gòu)材料[5].

本實驗對5083鋁合金攪拌摩擦加工區(qū)在不同加工參數(shù)下的力學(xué)性能和組織進行了研究，為優(yōu)化5083鋁合金攪拌摩擦加工工藝提供依據(jù).

1 試驗材料及方法

試驗材料為3 mm厚的5083-O板材，其化學(xué)成分和加工參數(shù)分別見表1和表2.加工后按照觀測要求制成金相試樣，水磨之后采用高氯酸與無水乙醇(10 ml∶90 ml)混合液電解腐蝕獲取金相.采用掃描電鏡觀測析出相分布.用FM-700顯微硬度儀分別在橫截面的上、中、下3個部位打點，每條線上各點間距0.5 mm，加載時間10 s 加載重力為50 g.橫截面顯微硬度測量部位如圖1所示.

表1實驗用5083鋁合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

Table1Chemicalcomposition(massfraction)of5083aluminumalloy%

SiFeCuMnMgCrZnTiAl04～0401040～1040～49005～025025015Balance

表2 FSP工藝參數(shù)

圖1 顯微硬度測量部位示意圖Fig.1 Position of micro-hardness testing

2 結(jié)果及分析

2.1 金相組織分析

圖2為6號樣母材與加工區(qū)各個區(qū)域的形貌，在加工區(qū)表面沿垂直加工方向可分為4個區(qū)域，如圖2(a)-(d)所示，分別為母材區(qū)(BM)、加工區(qū)(SZ)、熱機影響區(qū)(TMAZ)和熱影響區(qū)(HAZ).由于實驗材料的晶粒尺寸比較細小，無法從金相組織中獲得各區(qū)的準(zhǔn)確晶粒尺寸.但是，從圖中仍可看到TMAZ的晶粒發(fā)生了明顯的剪切變形且已超出了軸肩的作用范圍.SZ的顯著特點是同時受到攪拌針攪拌和熱循環(huán)的作用，組織發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶，該區(qū)域晶粒為細小等軸晶[6].

圖3為5083鋁合金加工區(qū)表面宏觀形貌和腐蝕后的形貌.觀察圖3(b)發(fā)現(xiàn)，在SZ區(qū)內(nèi)，在拋光腐蝕后的加工區(qū)表面上會出現(xiàn)明暗相間的弧紋，此弧紋與洋蔥環(huán)的弧紋不同，其分布與加工區(qū)表面帶狀紋理十分相似.帶狀紋理是FSP加工后表面最醒目的特征，其特點表現(xiàn)為高低起伏的周期性半圓形波紋，高處稱為波峰，低處稱作波谷，如圖3(a)所示.

為了便于分析，引入公式[7]λ=ν/ω，其中：ν為焊接速度(mm/min)；ω為轉(zhuǎn)速(r/min)；λ為步長，即焊接過程中攪拌頭轉(zhuǎn)一圈所經(jīng)過的距離(mm/r).圖3中試樣的軸肩直徑、旋轉(zhuǎn)速度、焊接速度分別為10 mm、400 r/min、200 mm/min，則加工區(qū)的步長為λ=200/400=0.5 mm/r，即攪拌頭在行進過程中每轉(zhuǎn)一圈前進的距離為500 μm.通過實際測量，圖3(a)中1.54 cm長度區(qū)域?qū)?yīng)有 30個周期帶狀條紋，則一個波峰加一個波谷的長度為1.54 cm/30=513 μm；圖3(b)中比例尺400 μm 長度為1.07 cm，3個周期弧紋對應(yīng)長度為4.15 cm，換算可得到一個明弧紋加一個暗弧紋的長度為517 μm.由于測量存在誤差，所以從以上計算結(jié)果可得圖3(a)的一個波峰加一個波谷的長度恰好對應(yīng)圖3(b)中的一個暗弧紋加一個明弧紋的長度，這與步長500 μm恰好吻合；所以可得出步長為相鄰兩波峰或波谷之間的距離，即其周期長度.文獻[8]指出：該弧紋是由于攪拌針根部的旋轉(zhuǎn)前進而形成的，攪拌針在焊縫中部的攪拌軌跡是一個空間上的螺旋線.

2.2 顯微硬度測試

圖4為5083-O鋁合金在各種參數(shù)下的顯微硬度分布圖.可知各圖母材區(qū)的硬度在80 Hv 左右，而加工區(qū)的顯微硬度明顯高于母材.這是因為加工區(qū)組織與母材不一樣，而加工區(qū)的組織主要受到熱輸入的影響.在FSP中主要有兩種熱輸入機制：一種是來自軸肩的攪拌，另一種是攪拌針的作用.然而，對于軸肩來說，攪拌針攪拌所產(chǎn)生的熱量可以忽略不計.軸肩產(chǎn)熱可以用Q=4/3π2μPωD3表示.其中μ為摩擦系數(shù)；ω為轉(zhuǎn)速；P為軸肩所加壓力；D為軸肩直徑.因此，F(xiàn)SP過程中熱輸入量為Q/ν，而μ、P為常數(shù)，所以熱輸入量可以用ωD3/ν表示[9].由此可計算得圖4(a)-(f)的熱輸入量分別為：8192，32768，32768，8000，1000，2000.

圖2 6號試樣母材與焊縫各區(qū)的金相組織 Fig.2 Microstructure of sample 6 (a)—母材； (b)—加工區(qū)； (c)—熱機影響區(qū)； (d)—熱影響區(qū)

圖3 5083鋁合金加工區(qū)表面宏觀形貌和腐蝕后的形貌Fig.3 Profiles on the top surface of the FSP 5083 Al(a)—加工區(qū)表面帶狀紋理； (b)—腐蝕后明暗相間條紋

將圖4分為兩類分別來考慮軸肩和ω/ν的變化對顯微硬度的影響.觀察圖4(a)、(e)和圖4(c)、(d)可知，圖4(a)的高硬度區(qū)寬度比圖4(e)的要寬，但其SZ區(qū)的平均硬度要低于圖4(e)區(qū)，圖4(c)和(d)也同樣有此規(guī)律.這是因為小軸肩的SZ區(qū)較窄且軸肩直徑越小熱輸入量越小[10].觀察圖4(a)、(c)可知，隨著ω/ν的增加，高硬度區(qū)的寬度增加，但SZ區(qū)的平均硬度降低.這是因為ω/ν的增加，熱輸入量增加，動態(tài)再結(jié)晶區(qū)域增加使得高硬度區(qū)域增加，而熱輸入量的增加會導(dǎo)致再結(jié)晶晶粒的粗化使得硬度下降.同時在SZ的不同區(qū)域，硬度也是不同的.這說明在加工區(qū)內(nèi)晶粒大小并不均勻，不同區(qū)域晶粒的大小存在著差異.

圖4 鋁合金顯微硬度分布圖 a-f分別代表1-6號樣 Fig.4 The micro-hardness distribution of sample 1 to 6

圖5 (a)輸入量(ωD3/ν)-1/2與加工區(qū)平均硬度的關(guān)系; (b) 5號樣硬度分布圖Fig.5 (a) Relationship between (ωD3/ν)-1/2 and micro-hardness in SZ ;(b) Hardness distribution in SZ

又有文獻[9]指出熱輸入量ωD3/ν與晶粒直徑d呈線性關(guān)系，顯微硬度Hv與d-1/2的關(guān)系為：Hv=H0+kHd-1/2.所以推測(ωD3/ν)-1/2與Hv也應(yīng)該滿足一定的關(guān)系.圖5(a)所示為熱輸入量(ωD3/ν)-1/2與加工區(qū)平均硬度Hv的關(guān)系圖，通過擬合可看到其呈一次函數(shù)關(guān)系(圖5中a-f分別對應(yīng)圖4a-f)，且相關(guān)系數(shù)為0.96，擬合程度相當(dāng)高.擬合方程為：Hv=753.4(ωD3/ν)-1/2+102.9.由此可以得到顯微硬度隨著熱輸入量的變化規(guī)律.

通過圖5(b)觀察可知，硬度在AS側(cè)和RS側(cè)的分布是不均勻的.在AS側(cè)，從母材到加工區(qū)中心硬度迅速上升，即從距離中心4.5 mm開始，硬度從72Hv上升到115 Hv，上升速度約為9.6 Hv/mm；在RS側(cè)從母材到加工區(qū)硬度上升相對平緩，大約從距中心6 mm開始，硬度從82 Hv 上升到115 Hv，上升速度約為5.5 Hv/mm，只有AS側(cè)的一半左右.從圖中還可看到，AS側(cè)的熱影響區(qū)要小于RS側(cè)，這是加工區(qū)溫度分布不均勻所致.在RS側(cè)，溫度的影響范圍要大.

2.3 掃描電鏡觀察

對于鋁合金的攪拌摩擦加工，由于加工區(qū)的溫度較高并且會伴隨著析出相的細化和回溶，從而對加工區(qū)組織和性能造成影響.圖6為3號和6號樣加工區(qū)和母材第二相粒子形貌及分布圖.通過對第二相粒子的成分檢測可以確定第二相粒子為Al6(Mn,Fe).而Al6(Mn,Fe) 的回溶溫度高于5083鋁合金基體的熔點，因此，在攪拌摩擦加工過程中，Al6(Mn,Fe) 不會發(fā)生回溶.對比圖6(a)、(b)可知，雖然Al6(Mn,Fe) 沒有發(fā)生回溶，由于加工區(qū)發(fā)生了強烈的攪拌作用，與母材相比，加工區(qū)的析出相粒子發(fā)生了細化，

分布均勻.觀察

圖6(b)、(c)可知后者第二相粒子形貌比前者細小且分布均勻，更加細化且彌散分布的第二相粒子阻礙了晶粒的粗化，加工區(qū)組織更加均勻.根據(jù)霍爾佩奇公式可知，細小的晶粒有利于提高材料的力學(xué)性能.5083鋁合金屬于形變強化鋁合金，其性能的提高主要依賴于形變強化[11]，而FSP 過程是一個劇烈的塑性變形過程，細晶強化效果對于提高5083鋁合金性能的提高較為明顯.

圖6 第二相粒子形貌分布及EDS成分分析Fig.6 Morphology distribution of the second phase particle and composition analysis of EDS (a)—3號樣母材； (b)—3號樣加工區(qū)； (c)—6號樣加工區(qū)

3 結(jié) 論

(1) 5083-O攪拌摩擦加工區(qū)表面有周期性帶狀紋理，且拋光腐蝕后仍存在周期性明暗相間的弧紋，兩者的周期相同且等于步長λ=ν/ω；

(2) 熱輸入量與硬度Hv呈線性關(guān)系，軸肩越小高硬度區(qū)寬度越小但SZ區(qū)平均硬度越高；隨著ω/ν的增加，高硬度區(qū)的寬度增加，但SZ區(qū)的平均硬度降低；

(3) 硬度在AS側(cè)和RS側(cè)的分布是不均勻的；加工區(qū)的強烈攪拌作用導(dǎo)致未回溶的第二相粒子Al6(Mn,Fe)破碎且均勻分布阻礙晶粒的長大.

[1] 武佳蕾, 王快社, 周龍海, 等. 攪拌摩擦加工技術(shù)研究進展[J]. 熱加工工藝, 2010, 09:150-153.

(Wang Jialei, Wang Kuaishe, Zhou Longhai,etal. Development of friction stir processing[J]. Hot Working Technology, 2010, 09:150-153.)

[2] 林三寶, 趙衍華, 吳林, 等. 攪拌摩擦焊的應(yīng)用現(xiàn)狀及發(fā)展前景[J]. 現(xiàn)代焊接, 2004, 01:64-65,68.

(Lin Sanbao, Zhao Yanhua, Wu Lin,etal. Application status and development prospects of friction stir welding [J]. Modern Welding Technology, 2004, 01:64-65,68.)

[3] 張華, 林三寶, 吳林, 等. 攪拌摩擦焊研究進展及前景展望[J]. 焊接學(xué)報, 2003, 03:91-97.

(Zhang Hua, Lin Sanbao, Wu Lin,etal. Development of friction stir processing[J]. Hot Working Technology, 2003, 03:91-97.)[4] 黃春平, 柯黎明, 邢麗, 等. 攪拌摩擦加工研究進展及前景展望[J]. 稀有金屬材料與工程, 2011, 01:183-188.

(Huang Chunping, Ke Liming, Xing Li,etal. Friction stir welding research progress and prospects [J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2011, 01:183-188.)

[5] 楊陽. 5083鋁合金高溫變形行為及超塑性行為研究[D]. 長沙: 中南大學(xué), 2007.

(Yang Yang. High temperature deformation behavior and superplastic behavior research of 5083 aluminum alloy[D]. Changsha: Central South University, 2007.)

[6] 劉洪, 袁鴿成, 黃澤濤, 等. 5083-H321鋁合金板材攪拌摩擦焊縫組織演變[J]. 廣東工業(yè)大學(xué)學(xué)報, 2012, 03:96-98,110.

(Liu Hong, Yuan Gecheng, Huang Zetao, et al. The microstructural evolution of friction stir welded 5083-H321aluminum alloy plate[J]. Journal of Guangdong University of Technology, 2012, 03:96-98,110.)

[7] 康舉, 欒國紅, 付瑞東. 7075-T6鋁合金攪拌摩擦焊焊縫表面帶狀紋理的組織與性能[J]. 金屬學(xué)報, 2011, 02:224-230.

(Kang Ju, Luan Guohong, Fu Ruidong. Microstructures and mechanical properties of banded textures of friction stir welded 7075-T6 alumunum alloy [J]. Acta Metallurgica Sinica, 2011, 02:224-230.)

[8] 李兵. 6063鋁合金薄板攪拌摩擦焊接工藝及機理的研究[D]. 沈陽: 東北大學(xué), 2009.

(Li Bing. Process and mechanism of friction stir welding on aluminum alloy sheet[D]. Shenyang: Northeastern University, 2009.)

[9] Tomotake Hirata, Taizo Oguri, Hideki Hagino, et al. Influence of friction stir welding parameters on grain size and formability in 5083 aluminum alloy [J]. Materials Science & Engineering A, 2007, 456(1-2):344-349.

[10] Scialpi A, De Filippis L A C, Cavaliere P. Influence of shoulder geometry on microstructure and mechanical properties of friction stir welded 6082 aluminium alloy [J]. Materials and Design, 2006, 28(4):1124-1129.

[11] Rao D, Huber K, Heerens J, et al. Asymmetric mechanical properties and tensile behaviour prediction of aluminium alloy 5083 friction stir welding joints [J]. Materials Science & Engineering A, 2012, 565:44-50.