鄒金佃，汪冰峰，馬睿，王碩

?

攪拌摩擦焊接6061-T6鋁合金板材焊縫的軋制變形微觀取向

鄒金佃1, 3，汪冰峰1, 2, 3，馬睿1,3，王碩1,3

(1. 中南大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，長沙 410083；2. 中南大學(xué)有色金屬教育部重點實驗室，長沙 410083；3. 中南大學(xué)粉末冶金國家重點實驗室，長沙 410083)

對攪拌摩擦焊接的6061-T6板材進行軋制，利用電子背散射衍射(electron backscatter diffraction, EBSD) 技術(shù)表征軋制后焊縫的微觀組織和取向，并測定焊接板材的抗拉強度，研究焊縫在軋制過程中的微觀組織以及織構(gòu)的演化。結(jié)果表明：隨軋制壓下量增加，焊接板的抗拉強度增加，壓下量為40%和60%時，焊接板材的抗拉強度分別為254 MPa和262 MPa。隨壓下量從40%增加到60%，焊縫中大角度晶界的比例增加，出現(xiàn)多邊形細晶和形成(20°，45°，0°) 再結(jié)晶織構(gòu)，表明焊縫中發(fā)生了動態(tài)再結(jié)晶，焊縫的組織發(fā)生變化，并導(dǎo)致抗拉強度提高。

電子背散射衍射(EBSD)；攪拌摩擦焊；鋁合金；板材軋制；動態(tài)再結(jié)晶

攪拌摩擦焊(friction stir welding，F(xiàn)SW)是英國焊接研究所于 20 世紀 90 年代開發(fā)的一種基于摩擦焊基本原理的新型固相連接技術(shù)[1]。該技術(shù)自發(fā)明以來得到了廣泛關(guān)注和深入研究，特別是對鋁合金材料的焊接[2]。與傳統(tǒng)工藝相比，攪拌摩擦焊具有連接溫度低、焊后殘余應(yīng)力小和接頭性能高等優(yōu)點[3?5]。鋁合金的攪拌摩擦焊廣泛應(yīng)用于航空航天、造船和汽車等領(lǐng)域[6?8]。目前，對鋁合金攪拌摩擦焊接的研究主要集中在焊接參數(shù)與熱處理工藝對接頭組織和性能的影響[9?11]；ANDREZA等[9]采用700 mm/min的焊接速度對1.6 mm厚的AA2024-T3鋁合金進行攪拌摩擦焊接，微觀組織沒有明顯缺陷，焊接效果良好，接頭的強度達到母材的98%，而伸長率降低約30%。蔡彪等[10]對2A97鋁鋰合金進行攪拌摩擦焊接，焊核區(qū)發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶，形成細小的等軸晶，并且焊縫的顯微硬度較熱影響區(qū)和熱機影響區(qū)都高。另外，有學(xué)者對攪拌摩擦焊接板材的形變熱處理[12]及耐腐蝕性能[13]等做了相關(guān)研究。雖然對鋁合金攪拌摩擦焊縫的組織和性能已有很充分的研究，但對于鋁合金攪拌摩擦焊縫的變形行為還有待深入研究。本文對攪拌摩擦焊接的6061-T6板材進行軋制變形，通過控制軋制壓下量來獲得不同的微觀組織和取向，研究焊縫在軋制過程中的微觀組織以及織構(gòu)的演化，為鋁合金攪拌摩擦焊板的后續(xù)加工與應(yīng)用提供理論和實驗參考。

1 實驗

所用材料為6061-T6鋁合金板材，試件尺寸為20 mm×90 mm×500 mm。合金的化學(xué)成分列于表1。

表1 6061-T6鋁合金的化學(xué)成分

采用攪拌摩擦焊接技術(shù)對6061-T6鋁合金板材進行焊接，焊接示意圖如圖1所示。攪拌頭參數(shù)：軸肩直徑為26 mm，攪棒直徑為10 mm，攪棒長度為12 mm。焊接工藝參數(shù)：攪拌頭旋轉(zhuǎn)速率為1 000 r/min，攪拌頭沿焊縫方向的焊接速率為80 mm/min。焊接后，將試樣沿焊接方向冷軋，根據(jù)軋制前與軋制后試樣的厚度計算軋制壓下率，分別為20%，40%，60%和80%。圖2所示為軋制前焊縫的TEM照片，可見焊縫組織為典型的等軸再結(jié)晶組織。

圖1 攪拌摩擦焊接6061-T6鋁合金板材及分析取樣示意圖

圖2 6061-T6鋁合金焊接板材焊縫的TEM形貌

軋制后，采用線切割在垂直焊縫方向取拉伸試樣，試樣的長度和寬度分別為150 mm和5 mm，高度為樣品軋制后板材的厚度，取樣如圖1所示。在Instron 3369型電液伺服試驗機上進行拉伸試驗，測定抗拉強度。

采用EBSD(電子背散射衍射，electron backscatterdiffraction)技術(shù)分析不同軋制變形量條件下焊縫的微觀組織與織構(gòu)。在焊縫的500 mm(RD)×20 mm(ND)面上截取EBSD樣品，如圖1所示。在MTP-1型雙噴電解減薄儀上用電解雙噴的方法制備EBSD試樣，溫度：?30 ℃左右，電流：80 mA，雙噴電解液為70%甲醇+30%硝酸混合溶液(體積分數(shù))。用FEI Quanta 200型場發(fā)射掃描電鏡采集EBSD數(shù)據(jù)(工作電壓為20 kV)，用TSL-OIM Analysis軟件對EBSD數(shù)據(jù)進行分析。EBSD參考坐標(biāo)系中的與分別與樣品的法向與軋制方向平行。采用取向分布函數(shù)(orientation distribution function, ODF)圖分析樣品內(nèi)的微觀取向與織構(gòu)。

2 結(jié)果與分析

2.1 抗拉強度

圖3所示為6061焊接板材軋制后的拉伸應(yīng)力–應(yīng)變曲線。由圖3可知，當(dāng)軋制壓下量在40%~60%之間時，焊縫的抗拉強度基本相同，約為258 MPa。圖4所示為軋制壓下量對抗拉強度的影響。由圖4可知，軋制前焊縫的抗拉強度為195 MPa；隨軋制壓下量增加，焊縫的抗拉強度明顯提高，壓下量為80%時，抗拉強度達到299 MPa。

圖3 6061-T6焊接板材的拉伸工程應(yīng)力?應(yīng)變曲線

圖4 軋制變形率對焊接板材抗拉強度的影響

2.2 EBSD分析

圖5所示為軋制前后焊縫的晶粒尺寸，圖中不同顏色代表不同尺寸的晶粒，黑線代表大角度晶界(≥15°)，白線代表小角度晶界(2°~15°)。從圖5可見，軋制前，焊縫組織的晶界多為大角度晶界，經(jīng)過40%軋制變形后，晶粒被壓成纖維狀；壓下量為60%時可看到一些多邊形的小晶粒；壓下量增加到80%時，晶粒沿軋制方向被嚴重拉長。

圖5 焊接板材軋制前及軋制后焊縫的晶粒尺寸

圖6所示為焊接板材軋制到不同變形量時焊縫的取向密度分布函數(shù)(ODF)圖，圖中的1，和2采用常規(guī)的歐拉(Euler)角定義。取用MRD(Multiple of random distribution)[14]值來表征晶粒擇優(yōu)取向的程度，MRD值越大，晶粒擇優(yōu)取向越明顯。圖7所示為各織構(gòu)取向密度隨軋制壓下量的變化。由圖6和7可知，軋制前，焊縫中的主要織構(gòu)分為兩大類，一類是再結(jié)晶織構(gòu)，以(20°，45°，0°)織構(gòu)為主；另一類是形變織構(gòu)，以(50°，45°，0°)織構(gòu)，(90°，35°，45°)織構(gòu)和S形變織構(gòu)(59°，37°，63°)為主。其中S形變織構(gòu)(59°，37°，63°)的取向密度最大(8.1 mrd)；其次是(20°，45°， 0°)再結(jié)晶織構(gòu)，密度為4.8 mrd。經(jīng)過40%軋制變形后，再結(jié)晶織構(gòu)(20°，45°，0°)幾乎消失，(50°，45°，0°)織構(gòu)開始增多，取向密度為5.5 mrd，其它織構(gòu)的取向密度分別為：S形變織構(gòu)(59°，37°，63°)密度為11.6 mrd；(90°，35°，45°)織構(gòu)密度為7 mrd。軋制壓下量為60%時，(50°，45°，0°)形變織構(gòu)的取向密度增加到14.5 mrd，S織構(gòu)(59°，37°，63°)的取向密度減少到8.2 mrd，同時，再結(jié)晶織構(gòu)(20°，45°，0°)重新出現(xiàn)。在隨后的軋制過程中，織構(gòu)逐漸向穩(wěn)定的β纖維織構(gòu)轉(zhuǎn)變。在80%軋制壓下量時，S形變織構(gòu)(59°， 37°，63°)成為主要織構(gòu)組分，取向密度為22 mrd。

圖6 焊接板材在軋制前及軋制后焊縫的ODF圖

圖7 各織構(gòu)取向密度隨軋制壓下率的變化

圖8所示為再結(jié)晶織構(gòu)(20°，45°，0°)與S形變織構(gòu)(59°，37°，63°)的織構(gòu)組分圖。圖中藍色為(20°，45°，0°)織構(gòu)，紅色為S形變織構(gòu)(59°，37°，63°)。軋制前，(20°，45°，0°)織構(gòu)與S形變織構(gòu)(59°，37°，63°)所占的比例分別為12.1%和11%；軋制壓下量為40%時，(20°，45°，0°)織構(gòu)與S形變織構(gòu)(59°，37°，63°)的占比減少，分別為0.9%和3.9%，(20°，45°，0°)織構(gòu)組分基本消失。在隨后的軋制過程中，(20°，45°，0°)織構(gòu)組分與S形變織構(gòu)(59°，37°，63°)的占比增加。在軋制壓下量為60%時(20°，45°，0°)織構(gòu)重新出現(xiàn)，占比為11.4%，再結(jié)晶織構(gòu)的出現(xiàn)意味著焊縫中發(fā)生了動態(tài)再結(jié)晶，使得材料發(fā)生軟化，在宏觀上表現(xiàn)為抗拉強度降低。軋制壓下量為80%時，S形變織構(gòu)(59°， 37°，63°)逐漸成為主要織構(gòu)，占比為24.2%。鋁合金在高軋制壓下量時，S形變織構(gòu)(59°，37°，63°)成為主要織構(gòu)，這在文獻中也有報道[15]。

圖9所示為焊縫中大角度晶界的比例隨軋制壓下量的變化。軋制前，焊縫中大角度晶界約為76%；經(jīng)過40%變形量的軋制后，大角度晶界的比例降為58%；然而，經(jīng)過60%軋制壓下量后，大角度晶界的比例略有增加，約為59%；隨壓下量增加到80%，大角度晶界的比例下降。

圖8 軋制前及軋制后焊縫的(20°，45°，0°)織構(gòu)與S織構(gòu)(59°，37°，63°)的織構(gòu)組分圖

圖9 焊縫中大角度晶界的比例隨軋制壓下率的變化關(guān)系

綜合以上結(jié)果與分析，經(jīng)過60%軋制變形后，焊縫的抗拉強度與40%軋制變形量時相當(dāng)。60%變形量的焊縫中有一些多邊形的小晶粒；在40%軋制變形后，再結(jié)晶織構(gòu)(20°，45°，0°)幾乎消失，而在60%軋制變形后，再結(jié)晶織構(gòu) (20°，45°，0°)又重新出現(xiàn)；在60%軋制變形樣品的焊縫中，大角度晶界的比例較40%軋制變形量時有所增加，約為59%。這些表明在60%軋制變形量時，6061-T6鋁合金焊縫中發(fā)生了動態(tài)再 結(jié)晶。

圖10所示為攪拌摩擦焊接6061-T6鋁合金焊接板軋制變形時焊縫的組織演化機制：(a)經(jīng)過攪拌摩擦變形后，焊縫內(nèi)晶粒為超細等軸晶粒；(b)軋制過程中產(chǎn)生片層狀晶界(lamellar boundary)和三叉晶界(triple junctions, 又稱Y型晶界)；(c)三叉晶界運動(triple junction motion)使片層狀晶界范圍增大，形態(tài)也發(fā)生改變；(d)片層狀晶界相互連接，形成多邊形晶粒，發(fā)生再結(jié)晶形核[16]。動態(tài)再結(jié)晶的發(fā)生，在微觀上表現(xiàn)為多邊形晶粒的出現(xiàn)和大角度晶界增加，同時伴隨再結(jié)晶織構(gòu)的產(chǎn)生，宏觀上表現(xiàn)為材料的動態(tài)軟化。

圖10 6061-T6鋁合金焊接板軋制變形時焊縫的組織演化機制

Fig.10 Schematic of microstructure evolution of 6061-T6 aluminum alloy welded plate during rolling(a) The grains are equiaxed grain before rolling; (b) Lamellar boundaries and triple junctions; (c) Triple junction motion increases the lamellar boundary spacing and modifies the boundary morphology; (d) Lamellar boundaries are represented by thick lines and interconnecting boundaries by thin lines

3 結(jié)論

1) 對攪拌摩擦焊接6061鋁合金板進行軋制，隨板材厚度壓下量增加，焊縫的抗拉強度持續(xù)增加；在40%~60%壓下量之間，抗拉強度相當(dāng)，約為258 MPa。

2) 軋制前焊縫的組織為典型的再結(jié)晶組織，且晶界多為大角度晶界。隨軋制壓下量增加，晶粒沿軋制方向被逐漸拉長。在60%壓下量時，有多邊形晶粒出現(xiàn)。軋制前，焊縫中大角度晶界比例約為76%；40%壓下量時，大角度晶界比例降為58%；經(jīng)過60%軋制壓下量時，大角度晶界的比例有所增加，約為59%。軋制前，焊縫中的織構(gòu)包括(20°，45°，0°)再結(jié)晶織構(gòu)和S形變織構(gòu)(59°，37°，63°)；40%軋制變形量時，(20°，45°，0°)再結(jié)晶織構(gòu)消失，而在60%軋制變形后，(20°，45°，0°)再結(jié)晶織構(gòu)重新出現(xiàn)。80%軋制變形后，S形變織構(gòu)(59°，37°，63°)成為主要織構(gòu)，占比為24.2%。

3) 60%軋制壓下量時，攪拌摩擦焊接6061-T6鋁合金板焊縫中發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶。

[1] THREADGILL A J L P L, SHERCLIFF H R, WITHERS P J. Friction stir welding of aluminum alloys[J]. International Materials Reviews, 2009, 54(2): 49?93.

[2] MISHRA R, MA Z. Friction stir welding and processing[J]. Materials Science and Engineering R: Reports, 2005, 50(1/2): 1?78.

[3] JOE L D. The friction stir welding advantage[J]. Welding Journal, 2001, 80(5): 30?34.

[4] SQUILLACE A, DE F A, GIORLEO G, et al. A comparison between FSW and TIG welding techniques modifications of microstructure and pitting corrosion resistance in AA2024-T3 butt joints[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2004, 152(1): 97?105.

[5] ERICSSON M, SANDSTROM R. Influence of welding speed on the fatigue of friction stir welds，and comparison with MIG and TIG[J]. International Journal of Fatigue, 2003, 25(12): 1379?1387.

[6] ZHANG Z, ZHANG H W. Numerical studies on controlling of process parameters in friction stir welding[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2009, 209(1): 241?270.

[7] 賀地求, 彭建紅, 楊坤玉, 等. 航空鋁合金超聲攪拌復(fù)合焊工藝及機理[J]. 有色金屬學(xué)報, 2012, 22(9): 2743?2748. HE Diqiu, PENG Jianhong, YANG Kunyu, et al. Technology and mechanism of ultrasonic stir compound welding of aeronautical aluminum alloy[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2012, 22(9): 2743?2748.

[8] DAWES C J, THOMAS W M. Friction stir welds aluminum alloys[J]. Welding Journal, 1996, 75(3): 41?45.

[9] ANDREZA S F, FERNANDEZ F F, DILERMANDO N T. Microstructural aspects and mechanical properties of friction stir welded AA 2024-T3 aluminum alloy sheet[J]. Materials and Design, 2011, 32(10): 4684?4688.

[10] 蔡彪, 鄭子樵, 孫景峰, 等. 2A97鋁鋰合金攪拌摩擦焊縫的微觀組織特征[J]. 粉末冶金材料科學(xué)與工程, 2012, 17(2): 147? 152. CAI Biao, ZHENG Ziqiao, SUN Jingfeng, et al. Microstructural characteristics of joint line of friction stir welding of 2A97 Al-Li alloy[J]. Materials Science and Engineering of Powder Metallurgy, 2012, 17(2): 147?152.

[11] 許俊華, 趙立軍, 施林波, 等. 噴射成型7055鋁合金攪拌摩擦焊的焊縫組織與力學(xué)性能[J]. 粉末冶金材料科學(xué)與工程, 2011, 16(4): 547?552. XU Junhua, ZHAO Lijun, SHI Linbo, et al. Microstructure and mechanical properties of joints of friction stir welding 7055 Al alloys by spray formation[J]. Materials Science and Engineering of Powder Metallurgy, 2011, 16(4): 547?552.

[12] AN Lihui, CAI Yang, LIU Wei, et al. Effect of pre-deformation on microstructure and mechanical properties of 2219 aluminum alloy sheet by thermo mechanical treatment[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2012, 22(2): 370?375.

[13] SRINIVASAN P B, DIETZEL W, ZETTLER R, et al. Stress corrosion cracking susceptibility of friction stir welded AA7075-AA6056 dissmimilar joint[J]. Materials Science and Engineering A, 2005, 392 (1/2): 292?300.

[14] BHATTACHARYYA J J, AGNEW S R, MURALIDHARAN G. Texture enhancement during grain growth of magnesium alloy AZ31B[J]. Acta Materialia, 2015, 86(2): 80?94.

[15] 毛衛(wèi)民，張新民. 晶體材料織構(gòu)定量分析[M]. 北京. 冶金工業(yè)出版社, 1995: 95?148. MAO Weiming, ZHANG Xinmin. Quantitative Analysis of Crystalline Material Texture[M]. Beijing: Metallurgical Industry Press. 1995, 95?148.

[16] YU Tianbo, HANSEN N, HUANG Xiaoxu. Linking recovery and recrystallization through triple junction motion in aluminum cold rolled to a large strain[J]. Acta Materialia, 2013, 61(17): 6577?6586.

(編輯 湯金芝)

Micro-orientation of the joints of 6061-T6 aluminum alloy friction stir welding plates processed by rolling

ZOU Jindian1, 3, WANG Bingfeng1, 2, 3, MA Rui1, 3, WANG Shuo1, 3

(1. School of Materials Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China; 2. Ministry of Education Key Laboratory of Nonferrous Materials, Central South University, Changsha 410083, China;3. State Key Laboratory of Powder Metallurgy, Central South University, Changsha 410083, China)

6061-T6 aluminum alloy plate prepared by friction stir welding was subjected to cold rolling. The microstructure and micro-orientation of the friction stir welded joint were investigated by electron backscattered diffraction analysis, and the tensile strength of welded plate was obtained. The results show that the tensile strength increases with increasing thickness reduction ratio. When the thickness reduction ratio are 40% and 60%, the values of tensile strength are about 254 MPa and 262 MPa, respectively. With the increase of the thickness reducing ration from 40% to 60%, a few polygon grains appear, the fraction of high angle grain boundaries increases and the (20°, 45°, 0°) recrystallization texture component appears. The change of tensile strength, microstructure and microtexture in the sample with the thickness reduction ratio of 60% is due to the occurrence of dynamic recrystallization.

electron backscattered diffraction (EBSD); friction stir welding; aluminum alloy; sheet rolling; dynamic recrystallization

TG115.5

A

1673-0224(2017)02-250-07

湖南省自然科學(xué)基金資助項目(12JJ2028)；中南大學(xué)粉末冶金國家重點實驗室資助項目

2016?03?21；

2016?04?19

汪冰峰，副教授，博士。電話：0731-88876244；E-mail: wangbingfeng@csu.edu.cn