攪拌摩擦加工方向對AZ61鎂合金組織和力學性能的影響

羅錫才，劉灝霖，康利梅，劉怡飛，林潔林，陳文尉，李助軍

廣州鐵路職業技術學院，廣東 廣州 510430

鎂及鎂合金作為輕質結構材料，具有低密度、高比強度和良好的加工性等優點，在3C、汽車、航空、航天及國防軍工等高端裝備制造領域具有巨大的應用價值[1-2].但由于鎂合金為密排六方結構，在室溫下塑性較差，嚴重影響其變形能力，進而制約了其廣泛應用[3-5].細化晶粒是有效提升鎂合金室溫塑性的有效途徑之一，通過大塑性變形的方法可以顯著細化晶粒，如等通道轉角擠壓[6]和多向鍛造[7]等.但這些傳統方法工藝過程復雜、能耗高、成本高、樣品尺寸較小，且獲得的組織均勻性較低，導致非均勻塑性變形，進而降低鎂合金的塑性加工性能.

攪拌摩擦加工(Friction stir processing, FSP)是一種細化鎂合金組織，從而獲得良好力學性能的高效加工技術[8-10].研究表明，常規FSP制備的鎂合金晶粒尺寸可細化到10 μm以下[11-12].Yu等人[13]研究了攪拌摩擦加工 AZ31 鎂合金動態再結晶晶粒尺寸與加工參數之間的關系，構建模型來定量評估它們之間的關系.提高應變速率或降低加工溫度均可提高Zener-Hollom 參數，從而提高細化效果.通過強制冷卻降低加工溫度峰值，達到細化晶粒的目的.Du等人[14]在 FSP過程中采用液氮強制冷卻，成功制備出納米級晶粒的AZ61鎂合金.攪拌頭的幾何尺寸影響材料的流動及熱量分布，從而對組織演變產生顯著影響.因此，攪拌頭的設計也備受科研工作者的關注[15].目前，國內外學者對FSP制備的鎂合金超塑性進行了大量研究且多集中在鑄造鎂合金[16-17]，但對軋制鎂合金的FSP研究較少.對于軋制鎂合金，沿軋制和垂直于軋制方向的力學性能存在明顯的各向異性，這種各向異性必然對其FSP加工后的組織和力學性能產生重要影響.

研究了FSP加工方向對軋制態AZ61鎂合金組織演變和力學性能的影響，為提高軋制態AZ61鎂合金的室溫塑性提供理論依據和數據支撐.

1 材料及方法

1.1 實驗材料

實驗選用的材料為軋制態的AZ61鎂合金，其尺寸為200 mm×160 mm×6 mm，成分列于表1.FSP選用工具鋼制成的攪拌頭，軸肩直徑18 mm，攪拌針直徑7 mm，長度5 mm.在FSW-RT31-003 型專用攪拌摩擦焊機上開展水下FSP實驗，FSP加工實驗分別沿著基材的軋制(RD)方向和橫向(TD)，攪拌頭旋轉速度800 rpm，前進速度240 mm/min(簡寫為：824SFSP)，下壓量0.2 mm，沿軋制(RD)方向加工的試樣記為824SFSP-RD，沿橫向(TD)方向加工的試樣記為824SFSP-TD.

表1 AZ61鎂合金化學成分

1.2 組織觀察

首先采用無水乙醇進行超聲清洗試樣表面，然后在酒精(60 mL)+乙酸(15 mL)+硝酸(5 mL)+水(20 mL)的電解液中進行常溫電解拋光，拋光電壓為 5 V，時長為 6 s.通過Nova Nano SEM430高分辨場發射(FEI，USA)和SM-6380LV鎢燈絲(JEOL，Japan)電子顯微鏡觀察試樣的微觀組織、第二相分布，并通過 SEM 自帶的能譜分析儀(Inca300，Oxford，UK)對組織成分進行分析.利用SEM上配置的牛津HKL-Nordlys EBSD 探測器，在電壓 40 kV、步長 0.5～5 μm 的條件下進行EBSD觀察，并用HKL-Channel 5軟件對EBSD結果進行分析，獲得晶粒尺寸、織構等組織信息.

1.3 力學性能測試

拉伸試樣在加工方向的攪拌區(Stir zone, SZ)選取，標距尺寸為3 mm×1.5 mm×2.5 mm，在AGS-X型拉伸試驗機(Shimazu，Japan)上采用應變速率為1.67×10-3s-1進行室溫拉伸測試，拉伸方向平行于FSP加工方向.采用HVS-1000 型維氏硬度計，沿加工區橫截面中心線位置測量顯微硬度，載荷100 g、保壓時間15 s，從前進側(Advancing side，AS)向后退側(Retreating side，RS)相隔0.5 mm測試點進行測試.

2 結果與討論

2.1 微觀組織分析

圖1為軋制態AZ61鎂合金基材SEM和EBSD微觀組織及極圖.從圖1可見，基材中第二相顆粒呈細小彌散分布.EBSD統計結果表明，晶粒平均尺寸為8.9±11.0 μm，晶粒C軸沿著ND方向分布.

圖1 軋制態AZ61微觀組織

圖2為沿RD和TD方向FSP加工后AZ61鎂合金SEM組織形貌.從圖2(a)和圖2(b)比較發現，RD方向的第二相顆粒呈細小彌散分布，而TD方向的第二相顆粒的尺寸粗大且分布不均勻.EBSD統計結果表明，沿RD方向經FSP加工后的晶粒尺寸為3.5±2.5 μm，沿TD方向經FSP加工后的晶粒尺寸為4.3±5.7 μm.由此可見，沿RD方向FSP的晶粒尺寸更為細小且晶粒大小分布更為均勻(誤差相對較小).

圖2 攪拌摩擦加工SEM微觀組織形貌

圖3為沿TD方向經FSP加工后的組織放大圖.EDS分析結果指出，粗大的第二相顆粒主要由Mg，Al和Mn等元素組成.

圖3 FSP AZ61第二相EDS分析

織構上的差異，會對軋制態AZ61鎂合金的力學性能產生重要影響.圖4為沿RD和TD方向的經FSP加工的AZ61合金的極圖.從圖4可見：824SFSP-RD試樣的{0002}基面的C軸向ND方向傾斜約23 °，向TD方向傾斜16 °；824SFSP-TD試樣的{0002}基面的C軸向ND方向傾斜約20 °，向RD方向傾斜69 °.

圖4 FSP的AZ61攪拌區的極圖

2.2 室溫拉伸性能

圖5和表2為母材和不同FSP加工方向AZ61鎂合金的室溫拉伸結果.從圖5可見，沿TD方向加工的AZ61鎂合金的應變硬化能力明顯高于RD方向的，說明TD方向的塑性變形能力低于RD方向；母材TD方向的應變硬化能力也高于RD方向的，經FSP加工后母材的屈服強度和應變硬化能力大幅降低，進而使得加工態AZ61鎂合金獲得良好的室溫塑性.由表2可知，與母材相比，沿RD和TD方向加工的鎂合金伸長率分別提升了135.1%和116.7%；沿TD方向加工的AZ61鎂合金的屈服強度比沿RD加工的高15.6%、抗拉強度略高于RD方向，但伸長率僅為沿RD方向加工的82.2%,這些變化趨勢和母材一致，體現出一定的組織遺傳性.晶粒尺寸統計結果表明，沿RD方向的AZ61鎂合金晶粒更細，但屈服強度卻小于TD方向，這是由于鎂合金為典型的密排六方結構，屈服強度除受到霍爾佩奇關系影響外還受到織構的較大影響[18].

圖5 不同FSP加工方向拉伸性能

表2 不同FSP加工方向AZ61鎂合金拉伸性能

拉伸變形時晶粒取向分布會影響滑移系啟動的臨界應力值，RD方向試樣的晶粒取向相比TD方向的更傾向于45 °方向分布，這更有利于基面滑移系在較低應力下啟動，因此表現出較低的屈服強度而塑性較好.同時，通過進一步計算施密特因子來分析織構對拉伸性能的影響.圖6為沿RD和TD方向經FSP加工后AZ61鎂合金組織通過對EBSD結果進行施密特因子分析的結果.從圖6可見，沿RD和TD方向加工的AZ61鎂合金平均施密特因子大小分別為0.42和0.34.眾所周知，施密特因子越大，越容易啟動臨界應力較低的滑移系，進而降低材料的屈服強度、減低材料的應變硬化能力及提高材料的塑性變形能力.因此，在晶粒尺寸較小的情況下，沿RD方向經FSP加工的AZ61鎂合金的屈服強度仍低于TD加工方向的，而伸長率高于TD加工方向的.

圖6 不同FSP加工方向AZ61基面織構的施密特因子分布

2.3 顯微硬度分布

圖7為不同FSP加工方向AZ61鎂合金橫截面的硬度分布圖.從圖7可以看出：SZ中RD加工方向的硬度略高于TD加工方向的，TD加工方向的硬度分布跳動較大，這是由于TD加工方向的晶粒尺寸更大且誤差較大所致，因此與拉伸性能不同，硬度分布符合霍爾佩奇規律；RD方向的第二相顆粒尺寸較小且呈彌散分布，其溶解到鎂基體中產生的固溶強化也是造成RD加工方向硬度高的原因；在SZ前進側，TD加工方向的硬度明顯高于RD方向，而在后退側硬度差異不明顯，這主要和FSP工藝在前進側和后退側塑性金屬的非對稱流動密切相關.

圖7 不同FSP加工方向AZ61橫截面中心線硬度分布

3 結 論

(1)經FSP加工后A261鎂合金基材的晶粒尺寸發生明顯細化，從軋制態的8.9±11.0 μm細化到RD方向加工后的3.5±2.5 μm和TD加工方向的4.3±5.7 μm.與TD加工方向相比，RD方向加工的AZ61鎂合金第二相顆粒的較小且呈彌散發布.

(2)沿RD和TD方向FSP加工的AZ61鎂合金的抗拉強度相當，屈服強度分別為90 MPa和104 MPa，伸長率分別為34.8%和28.6%.受織構影響較大，RD方向施密特因子較大，拉伸時就越容易啟動臨界應力較低的滑移系，進而表現出較低的屈服強度，但提高了材料的塑性變形能力.

(3)SZ中沿RD加工方向的硬度略高于TD加工方向，硬度分布符合霍爾佩奇關系.