攪拌摩擦加工參數對5083鋁合金組織性能的影響

高 兵, 陳 雨， 丁 樺

(東北大學 材料與冶金學院，沈陽 110819)

攪拌摩擦加工(Friction Stir Processing，FSP)是在攪拌摩擦焊(Friction Stir Welding，FSW)的基礎上發展起來的一種用于材料微觀組織改進和制造的技術.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生劇烈塑性變形、混合和破碎，實現材料微觀結構的致密化、均勻化和細化，從而改善材料的力學等性能[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構材料[5].

本實驗對5083鋁合金攪拌摩擦加工區在不同加工參數下的力學性能和組織進行了研究，為優化5083鋁合金攪拌摩擦加工工藝提供依據.

1 試驗材料及方法

試驗材料為3 mm厚的5083-O板材，其化學成分和加工參數分別見表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鋁合金化學成分(質量分數)

Table1Chemicalcomposition(massfraction)of5083aluminumalloy%

SiFeCuMnMgCrZnTiAl04～0401040～1040～49005～025025015Balance

表2 FSP工藝參數

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

2 結果及分析

2.1 金相組織分析

圖2為6號樣母材與加工區各個區域的形貌，在加工區表面沿垂直加工方向可分為4個區域，如圖2(a)-(d)所示，分別為母材區(BM)、加工區(SZ)、熱機影響區(TMAZ)和熱影響區(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的準確晶粒尺寸.但是，從圖中仍可看到TMAZ的晶粒發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的作用，組織發生動態再結晶，該區域晶粒為細小等軸晶[6].

圖3為5083鋁合金加工區表面宏觀形貌和腐蝕后的形貌.觀察圖3(b)發現，在SZ區內，在拋光腐蝕后的加工區表面上會出現明暗相間的弧紋，此弧紋與洋蔥環的弧紋不同，其分布與加工區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為轉速(r/min)；λ為步長，即焊接過程中攪拌頭轉一圈所經過的距離(mm/r).圖3中試樣的軸肩直徑、旋轉速度、焊接速度分別為10 mm、400 r/min、200 mm/min，則加工區的步長為λ=200/400=0.5 mm/r，即攪拌頭在行進過程中每轉一圈前進的距離為500 μm.通過實際測量，圖3(a)中1.54 cm長度區域對應有 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，所以從以上計算結果可得圖3(a)的一個波峰加一個波谷的長度恰好對應圖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鋁合金在各種參數下的顯微硬度分布圖.可知各圖母材區的硬度在80 Hv 左右，而加工區的顯微硬度明顯高于母材.這是因為加工區組織與母材不一樣，而加工區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，攪拌針攪拌所產生的熱量可以忽略不計.軸肩產熱可以用Q=4/3π2μPωD3表示.其中μ為摩擦系數；ω為轉速；P為軸肩所加壓力；D為軸肩直徑.因此，FSP過程中熱輸入量為Q/ν，而μ、P為常數，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的金相組織 Fig.2 Microstructure of sample 6 (a)—母材； (b)—加工區； (c)—熱機影響區； (d)—熱影響區

圖3 5083鋁合金加工區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)的高硬度區寬度比圖4(e)的要寬，但其SZ區的平均硬度要低于圖4(e)區，圖4(c)和(d)也同樣有此規律.這是因為小軸肩的SZ區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，高硬度區的寬度增加，但SZ區的平均硬度降低.這是因為ω/ν的增加，熱輸入量增加，動態再結晶區域增加使得高硬度區域增加，而熱輸入量的增加會導致再結晶晶粒的粗化使得硬度下降.同時在SZ的不同區域，硬度也是不同的.這說明在加工區內晶粒大小并不均勻，不同區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與加工區平均硬度的關系; (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呈線性關系，顯微硬度Hv與d-1/2的關系為：Hv=H0+kHd-1/2.所以推測(ωD3/ν)-1/2與Hv也應該滿足一定的關系.圖5(a)所示為熱輸入量(ωD3/ν)-1/2與加工區平均硬度Hv的關系圖，通過擬合可看到其呈一次函數關系(圖5中a-f分別對應圖4a-f)，且相關系數為0.96，擬合程度相當高.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律.

通過圖5(b)觀察可知，硬度在AS側和RS側的分布是不均勻的.在AS側，從母材到加工區中心硬度迅速上升，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側從母材到加工區硬度上升相對平緩，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側的一半左右.從圖中還可看到，AS側的熱影響區要小于RS側，這是加工區溫度分布不均勻所致.在RS側，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，從而對加工區組織和性能造成影響.圖6為3號和6號樣加工區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) 不會發生回溶.對比圖6(a)、(b)可知，雖然Al6(Mn,Fe) 沒有發生回溶，由于加工區發生了強烈的攪拌作用，與母材相比，加工區的析出相粒子發生了細化，

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，加工區組織更加均勻.根據霍爾佩奇公式可知，細小的晶粒有利于提高材料的力學性能.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； (c)—6號樣加工區

3 結 論

(1) 5083-O攪拌摩擦加工區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呈線性關系，軸肩越小高硬度區寬度越小但SZ區平均硬度越高；隨著ω/ν的增加，高硬度區的寬度增加，但SZ區的平均硬度降低；

(3) 硬度在AS側和RS側的分布是不均勻的；加工區的強烈攪拌作用導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.

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