龔 航 ,劉厚根 ,陳 立 ,宋 斌

(1.張家界航空工業(yè)職業(yè)技術(shù)學院航空制造工程系,張家界 427000;2.中南大學機電工程學院,長沙 410083)

0 引言

再生鋁是由廢舊鋁及鋁合金構(gòu)件或含鋁廢料經(jīng)重新熔化提煉而得到的鋁合金,是獲得金屬鋁的一個重要來源。由于鋁可無限次數(shù)回收,廢舊鋁再生已成為國內(nèi)外解決鋁資源短缺的普遍方法之一[1-2]。然而,由于廢舊鋁料的來源非常廣,分選難度大,重熔后合金的成分非常復雜,尤其是雜質(zhì)元素種類多且含量超標,因此再生鋁的品質(zhì)差,難以在汽車、通信等高端領(lǐng)域應用[3]。鐵是再生鋁中最為有害的雜質(zhì)元素之一。鐵在鋁合金中的溶解度小(質(zhì)量分數(shù)為0.05%),基本以高硬度、高脆性的富鐵相形式存在,對合金塑性產(chǎn)生不利的影響[4-5];尤其是針片狀的α-Al5FeSi相的存在,不僅會強烈割裂基體,還會阻礙Al-Si共晶熔體的流動,導致合金中出現(xiàn)氣孔、縮松等鑄造缺陷,顯著降低合金的塑性[6-7]。近30 a來,為了減少鐵及其富鐵相對再生鋁塑性的危害,國內(nèi)外研究者進行了大量的有益探索,方法涉及添加變質(zhì)元素、進行熔體處理以及提高冷卻速率等[8-13],并取得了一定的效果。但目前的研究主要集中在熔鑄工序范圍內(nèi),對通過塑性變形來減少富鐵相危害的研究較少。

攪拌摩擦加工技術(shù)是一種利用摩擦熱和大塑性變形來細化和均勻化材料顯微組織的一種固態(tài)改性方法;其原理是利用攪拌頭的強烈攪拌作用,促使包括富鐵相在內(nèi)的組織發(fā)生劇烈塑性變形、混合、破碎,實現(xiàn)微觀結(jié)構(gòu)的致密化、均勻化和細化[14],從而達到細化富鐵相和提高合金塑性的目的。目前,國內(nèi)外有關(guān)含鐵鋁合金攪拌摩擦加工的研究主要集中在主軸轉(zhuǎn)速和加工道次對組織和性能影響等方面[15-19]。眾所周知,攪拌摩擦加工過程中前進側(cè)和后退側(cè)的組織存在明顯的差異,影響攪拌摩擦加工區(qū)的整體力學性能,而改變主軸轉(zhuǎn)向后,前一道次的后退側(cè)變?yōu)榍斑M側(cè),但是有關(guān)主軸轉(zhuǎn)向?qū)庸^(qū)組織和性能影響方面的研究報道較少?；诖?作者在前期工作[20]基礎(chǔ)上,對由廢舊鑄造A356鋁合金重熔得到的再生Al-7.0Si-0.85Fe-0.30Mg合金進行攪拌摩擦加工,研究了改變主軸轉(zhuǎn)向后多道次攪拌摩擦加工區(qū)的顯微組織、富鐵相和共晶硅形貌、拉伸性能和硬度,以期為通過塑性變形來改善富鐵相形態(tài)以及提高再生鋁的性能提供參考。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料由廢舊鑄造A356鋁合金重熔得到,鐵的設(shè)計質(zhì)量分數(shù)為0.85%。合金制備過程:將配好的原料投入石墨坩堝中,升溫至500℃保溫1 h,隨后升至800℃保溫,直到原料完全熔化;將熔體溫度降至710～720℃,并加入適量的鎂錠,保持鎂質(zhì)量分數(shù)在0.25%～0.45%,保溫5 min,加入體積分數(shù)1%且經(jīng)過250℃烘烤的鹵化鹽精煉劑,保溫30 min,扒渣后澆入到鐵質(zhì)矩形模具(尺寸200 mm×150 mm×30 mm)中,空冷。利用電火花線切割方法將鑄錠切割成尺寸為160 mm×120 mm×4.5 mm 的板坯,并用SPECTRO-MAX型直讀光譜儀測得鑄錠的化學成分(質(zhì)量分數(shù)/%)為7.13Si,0.29Mg,0.87Fe,0.003Cu,0.01Mn,余Al。

在FSW-3LM-4012型鋁鎂輕合金專用攪拌摩擦焊機上進行多道次攪拌摩擦加工試驗,攪拌頭材料為H13模具鋼,結(jié)構(gòu)為錐形右旋螺紋,攪拌針長度為3.85 mm,軸肩直徑為10 mm,攪拌針根部和端部的直徑分別為4.0 mm 和2.5 mm,焊接主軸與工作臺之間的傾角為1.5°,主軸轉(zhuǎn)速為1 000 r·min-1,攪拌頭行進速度為60 mm·min-1。在多道次加工時,后一道次攪拌頭下壓量較前一道次增加0.05 mm,而加工長度較前一道次減少10 mm,前后兩道次加工時間間隔約為60 s。攪拌摩擦加工時的主軸轉(zhuǎn)向工藝如表1所示。

用線切割方法加工出金相試樣,用砂紙將試樣表面磨平,背面磨去約1.2 mm,經(jīng)磨拋,用Keller試劑腐蝕后,在Leica DMI3000M 型光學顯微鏡(OM)和Gemini SEM 300型掃描電鏡(SEM)上觀察攪拌摩擦加工區(qū)的截面組織。采用Image Pro-Plus軟件測量富鐵相及共晶硅的尺寸,計算形狀因子。形狀因子R的計算公式[18]為

式中:L為顆粒投影的周長;S為顆粒投影的面積。

R越接近1,則顆粒的形狀越接近標準圓形,圓整度越高,反之則越偏離標準圓形,圓整度越低。

按照GB/T 228.1—2010,用線切割方法沿加工方向切割出如圖1 所示的拉伸試樣,采用GPTS2000A型萬能試驗機測試加工區(qū)的拉伸性能,標距為10 mm,拉伸速度為2 mm·min-1。采用Gemini SEM 300型掃描電鏡觀察斷口形貌,并用附帶的能譜儀(EDS)進行微區(qū)成分分析。利用MH-5L型顯微硬度計測加工核心區(qū)的硬度,載荷為1.96 N,保載時間為15 s。

圖1 拉伸試樣的尺寸Fig.1 Dimension of tensile specimen

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 對表面形貌的影響

由圖2可見,不同主軸轉(zhuǎn)向工藝下,攪拌摩擦加工區(qū)外觀形貌無明顯區(qū)別,均勻一致,加工區(qū)未出現(xiàn)明顯的宏觀缺陷,僅在多道次加工試樣邊緣存在少量的飛邊,這是后一道次攪拌摩擦加工時的下壓量較前一道次略大導致的。

圖2 不同主軸轉(zhuǎn)向工藝下攪拌摩擦加工試樣的表面形貌Fig.2 Surface morphology of friction stir processing samples with different spindle rotation direction processes

由圖3可知:多道次攪拌摩擦加工區(qū)的截面形貌發(fā)生了顯著的變化,由單道次加工(1#工藝)的典型非對稱性盆形轉(zhuǎn)變成對稱性盆形,特別是改變主軸轉(zhuǎn)向后(5#,6#工藝),更對稱;加工區(qū)兩側(cè)的熱機影響區(qū)界面清晰可見,基本呈中心線對稱。經(jīng)過多道次加工后,加工區(qū)面積增大,通過測量加工區(qū)中心位置的橫向?qū)挾葋韺Ρ燃庸^(qū)的面積。隨著加工道次的增加(1#,2#,3#工藝),加工區(qū)寬度增大,3#工藝下加工區(qū)的寬度較1#工藝下增加了43.6%;而改變第2道次主軸轉(zhuǎn)向后,4#工藝和5#工藝下加工區(qū)的寬度分別較2#工藝和3#工藝下降低了3.9%和17.9%?？芍?加工道次的增加有利于提高加工區(qū)的面積,而主軸轉(zhuǎn)向的改變可有效提高加工區(qū)組織的對稱性。在攪拌摩擦加工過程中,加工區(qū)材料在相對密閉的空間內(nèi)受到攪拌工具的強力攪拌,發(fā)生連續(xù)的塑性變形,同時受摩擦熱作用發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶,組織和性能發(fā)生改變[20]。攪拌頭的旋轉(zhuǎn)方向和行走方向決定了加工區(qū)的前進側(cè)和后退側(cè)。前進側(cè)的材料受到攪拌工具劇烈摩擦,發(fā)生塑化并沿著攪拌工具的旋轉(zhuǎn)方向流動,回填至攪拌工具行走后留下的瞬時孔隙;后退側(cè)金屬在熱和流動材料的擠壓作用下發(fā)生變形,但變形程度遠低于前進側(cè),這造成了單道次攪拌摩擦加工區(qū)組織的不對稱性。由于前后兩道次加工時間間隔較短,熱輸入較高[21],這提高了熱塑化金屬的體積分數(shù)和流動性,從而增大了加工區(qū)的面積。

圖3 不同主軸轉(zhuǎn)向工藝下攪拌摩擦加工區(qū)的截面形貌Fig.3 Section morphology of friction stir processing zones with different spindle rotation direction processes：(a)1#process；(b)2#process；(c)3#process；(d)4#process and(e)5#process

2.2 對顯微組織的影響

由圖4可知:1#工藝下攪拌摩擦加工前進側(cè)熱機影響區(qū)較為狹窄,將塑性加工組織和鑄態(tài)組織清晰地分開,熱機影響區(qū)的第二相顆粒具有明顯的取向性,長度方向與加工區(qū)分界線的延伸方向保持一致;隨著加工道次的增加,前進側(cè)熱機影響區(qū)寬度由50μm(1#工藝)增加至213μm(2#工藝)和282μm(3#工藝)。改變第2道次主軸轉(zhuǎn)向后,前進側(cè)熱機影響區(qū)的第二相顆粒發(fā)生了一定程度的破碎和彎折,其分布的方向性明顯減弱,尤其是2道次加工(4#工藝)時,熱機影響區(qū)內(nèi)的大部分第二相處于無序狀態(tài);4#工藝下前進側(cè)熱機影響區(qū)寬度為107μm,與2#工藝相比降低了50.2%,而3道次加工(5#工藝)時,熱機影響區(qū)的寬度為172μm,與3#工藝相比降低了29.1%?？芍?攪拌摩擦加工前進側(cè)熱機影響區(qū)的寬度隨加工道次的增加而增大,改變第2 道次主軸轉(zhuǎn)向后熱機影響區(qū)的寬度顯著降低。

圖4 不同主軸轉(zhuǎn)向工藝下攪拌摩擦加工前進側(cè)熱機影響區(qū)的組織Fig.4 Microstructures of thermo-mechanical affected zone on friction stir processing advancing side with different spindle rotation direction processes：(a)1#process；(b)2#process；(c)3#process；(d)4#process and(e)5#process

由圖5可知,不同工藝下攪拌摩擦加工后退側(cè)熱機影響區(qū)的第二相顆粒均發(fā)生了折斷和破碎,但破碎和細化程度較加工區(qū)小,第二相由細小的顆粒狀緩慢向鑄態(tài)的長條狀、板狀過渡,相鄰區(qū)間的組織相差不大,且不存在大塑性變形區(qū)域,這與前進側(cè)較窄的熱機影響區(qū)不同。此外,后退側(cè)熱機影響區(qū)的第二相顆粒的分布方向一致性較低。隨著加工道次的增加,該區(qū)的寬度增大,且顆粒細化程度提高。改變第2道次主軸轉(zhuǎn)向后,后退側(cè)熱機影響區(qū)的組織與前進側(cè)熱機影響區(qū)組織較為接近,即該區(qū)域與加工區(qū)和母材區(qū)的組織分界線明顯,但第二相顆粒取向較為雜亂。改變第2道次主軸轉(zhuǎn)向后,前一道次后退側(cè)變成了前進側(cè),此時隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)方向流動的熱塑化金屬來源于與基體相近的后退側(cè),即這部分熱塑化金屬的組織形態(tài)更接近于鑄態(tài),如圖5中的II區(qū)和IV區(qū)。

圖5 不同主軸轉(zhuǎn)向工藝下攪拌摩擦加工后退側(cè)熱機影響區(qū)的組織Fig.5 Microstructures of thermo-mechanical affected zone on friction stir processing retreating side with different spindle rotation direction processes：(a)1#process；(b)2#process；(c)3#process；(d)4#process and(e)5#process

圖6中灰黑色的第二相為共晶硅,而灰白色的第二相為富鐵相。由圖6可知,攪拌摩擦加工后,第二相顆粒的形態(tài)由鑄態(tài)時的板條狀轉(zhuǎn)變?yōu)榍驙?、粒狀和短板?顆粒尺寸大幅降低,大多數(shù)第二相顆粒的粒徑不超過8μm,其中2μm 粒徑以下的顆粒占比在50%以上。此外,顆粒的分布均勻性較鑄態(tài)組織有大幅改善。隨著加工道次的增加,超過5μm的大尺寸第二相顆粒明顯減少,而2μm 以下的小尺寸第二相顆粒顯著增多。改變第2道次主軸方向后,帶棱角的第二相數(shù)量略有增多,這說明加工核心區(qū)的第二相所受的高溫影響較小,阻礙了第二相的圓整化。

圖6 不同主軸轉(zhuǎn)向工藝下攪拌摩擦加工核心區(qū)的組織Fig.6 Microstructures of friction stir processing core area with different spindle rotation direction processes：(a)1#process；(b)2#process；(c)3#process；(d)4#process and(e)5#process

由圖7可知,隨著加工道次的增加,攪拌摩擦加工核心區(qū)第二相顆粒的平均長度減小,形狀因子減小,圓整度提高,3#工藝下富鐵相和共晶硅顆粒的平均長度分別為3.35,2.77μm,較1#工藝分別降低了10.7%和21.3%,而形狀因子均為1.32,圓整度較1#工藝分別提高了18.5%和34.3%。隨著加工道次的增加,加工核心區(qū)的材料反復地受到攪拌頭的攪拌,發(fā)生大塑性變形,促使第二相顆粒的二次碎化、圓整化和均勻化[22-23],表現(xiàn)為第二相顆粒尺寸的減小和圓整度的提高。當改變第2道次主軸轉(zhuǎn)向時,4#工藝下富鐵相的形態(tài)特征改變不明顯,但共晶硅的長度較2#工藝增大了4.9%,圓整度較2#工藝降低了17.9%。而與3#工藝相比,5#工藝下富鐵相的長度提高了7.8%,圓整度降低了25.8%,共晶硅的長度提高了4.0%,圓整度降低了51.5%。可知:隨著加工道次的增加,第二相顆粒逐漸向長度更小且圓整度更高的粒狀轉(zhuǎn)變,且共晶硅的改善效果較富鐵相明顯;改變第2道次主軸轉(zhuǎn)向?qū)Φ诙囝w粒尺寸的影響不明顯,但圓整度顯著降低。

圖7 不同主軸轉(zhuǎn)向工藝下攪拌摩擦加工核心區(qū)第二相顆粒的長度和形狀因子Fig.7 Length(a)and shape factor(b)of the second phase in friction stir processing core area with different spindle rotation direction processes

2.3 對拉伸性能和硬度的影響

由圖8可知:隨著加工道次的增加,加工核心區(qū)的抗拉強度、屈服強度均呈先降低后升高的趨勢,但變化幅度較小,斷后伸長率增大,3#工藝下的斷后伸長率可達25.3%,較1#工藝提高了35.3%。由于前后兩道次加工時間間隔較短,隨著加工道次的增加,熱輸入增大,促進了動態(tài)再結(jié)晶的進行,引起了再結(jié)晶晶粒的長大,致使合金強度的輕微降低,而塑性明顯提高[17];進一步增加加工道次后,第二相顆粒變得更加細小、圓整,分布更加均勻,此時第二相對基體的增強作用超過了晶粒粗化帶來的影響,促使合金強度和塑性同步提高。在相同加工道次下,當改變第2道次的主軸轉(zhuǎn)向時,抗拉強度和屈服強度改變不明顯,但斷后伸長率略有提高。4#工藝和5#工藝下的斷后伸長率分別為21.1%和26.5%,分別較2#工藝和3#工藝提高了7.7%和4.7%。由此可知,改變主軸轉(zhuǎn)向可在一定程度上提高攪拌摩擦加工核心區(qū)的塑性。

圖8 不同主軸轉(zhuǎn)向工藝下攪拌摩擦加工核心區(qū)的拉伸性能Fig.8 Tensile properties of friction stir processing core area with different spindle rotation direction processes：(a)strength and(b)percentage elongation after fracture

由圖9可知,攪拌摩擦加工區(qū)的拉伸斷口由大量細小的韌窩組成,為典型的韌性斷裂形貌。此外,少量的韌窩底部由平整、光滑的解理面組成。由圖10可知,解理面主要含有鋁、鐵、硅等元素,應為β-Al5FeSi富鐵相。2#工藝下拉伸斷口韌窩形貌與1#工藝下相似,但β-Al5FeSi富鐵相的解理面尺寸減小。3#工藝下拉伸斷口韌窩尺寸減小而深度增加,富鐵相斷裂面的形狀近似圓形。4#工藝下拉伸斷口的富鐵相粗大且不規(guī)則,這與圖7中富鐵相顆粒的平均長度和圓整度數(shù)據(jù)吻合,但韌窩尺寸較2#工藝小,深度略深,說明韌性較好。與4#工藝相比,5#工藝下拉伸斷口中富鐵相分布均勻,且尺寸大幅減小,韌窩的均勻性優(yōu)于其他工藝。結(jié)合組織分析可知,改變第2道次主軸轉(zhuǎn)向后,上一道次的前進側(cè)變成了后退側(cè),后退側(cè)變成了前進側(cè),兩側(cè)的組織均發(fā)生大塑性變形,均勻性和塑性變形的協(xié)調(diào)性提高,這有利于合金塑性的提高。

圖9 不同主軸轉(zhuǎn)向工藝下攪拌摩擦加工核心區(qū)的拉伸斷口形貌Fig.9 Tensile fracture morphology of friction stir processing core area with different spindle rotation direction processes：(a)1#process；(b)2#process；(c)3#process；(d)4#process and(e)5#process

圖10 圖9(e)中韌窩底部解理面的EDS譜Fig.10 EDSspectrum of cleavage planes at bottom of dimple located in Fig.9(e)

由圖11可知:隨著加工道次的增加,加工核心區(qū)的顯微硬度先降低后升高,但變化幅度不大;改變主軸轉(zhuǎn)向后其顯微硬度變化不明顯。

圖11 不同主軸轉(zhuǎn)向工藝下攪拌摩擦加工核心區(qū)的顯微硬度Fig.11 Microhardness of friction stir processing core area with different spindle rotation direction processes

3 結(jié)論

(1)隨著加工道次的增加,加工區(qū)的面積增大,改變第2道次主軸轉(zhuǎn)向提高加工區(qū)組織的對稱性,但加工區(qū)面積較相同主軸轉(zhuǎn)向時減小。

(2)隨著加工道次的增加,熱機影響區(qū)的寬度增大,相同主軸轉(zhuǎn)向下3道次加工后的前進側(cè)熱機影響區(qū)寬度較單道次加工提高4.7倍;改變第2道次主軸轉(zhuǎn)向后,前進側(cè)熱機影響區(qū)寬度較相同主軸轉(zhuǎn)向時降低。

(3)隨加工道次的增加,加工核心區(qū)的第二相顆粒長度減小,圓整度提高;改變第2道次主軸轉(zhuǎn)向后,第二相顆粒尺寸變化不明顯,但圓整度顯著降低。

(4)隨著加工道次的增加,加工核心區(qū)的強度和硬度無明顯改變,斷后伸長率顯著提高;改變主軸轉(zhuǎn)向后合金的強度和硬度變化不明顯,而斷后伸長率略有提高。