滚动轧制对7050铝合金FSW接头组织的影响.pdf

第49 卷第4期2023年8 月文章编号：16 7 3-5196（2 0 2 3)0 4-0 0 30-0 5滚动轧制对7 0 50 铝合金FSW接头组织的影响兰州理工大学学报Journal of Lanzhou University of TechnologyVol.49No.4Aug.2023金玉花*1.2，周子正1，邢逸初，吴博1（1.兰州理工大学材料科学与工程学院，甘肃兰州7 30 0 50；2.兰州理工大学省部共建有色金属先进加工与再利用国家重点实验室，甘肃兰州7 30 0 50)摘要：采用自制的滚动轧制头对5mm厚的7 0 50 铝合金搅拌摩擦焊接头进行表面滚动轧制处理，并对滚动轧制前后接头的表面粗糙度、变形程度及横截面纵深方向微观组织演化进行了分析.结果表明：滚动轧制后接头的表面粗糙度得到改善，Ra由焊接态的7.45m减小至6.8 2 m.接头横截面纵深方向从表面向下分为过渡良好的3层，依此为变形层、过渡层及微塑性变形层.变形层是应变最显著的微区，应变呈梯度分布，表层变形最大，随着距接头表面深度的增大而降低.变形层因经历了最大的变形，焊核区原始的等轴状晶粒变形细化，在距接头表面一定深度范围内形成厚度不等的纳米结构.关键词：搅拌摩擦焊；滚动轧制；表面纳米化；变形参数；微观组织中图分类号：TG453Effect of rolling on microstructure of 7050 aluminum alloy FSW jointJIN Yu-hual.2,ZHOU Zi-zheng,XING Yi-chu,WU Bol(1.School of Materials and Engineering,Lanzhou Univ.of Tech.,Lanzhou 730050,China;2.State Key Laboratory of Advanced Process-ing and Recycling of Nonferrous Metals,Lanzhou Univ.of Tech.,Lanzhou 730050,China)Abstract:The 5 mm-thick joint of 7050 aluminum alloy friction stir welding was rolled by self-made roll-ing tool on the surface,and the surface roughness,deformation degree and microstructure evolution of thejoints before and after rolling were analyzed.The results showed that the surface roughness of the joint isimproved after rolling,and Ra decreases from 7.45 m as-welded to 6.82 m.The depth direction of thejoint is divided into three layers from the surface down,which are the deformation layer,transition layerand microplastic deformation layer.The deformation layer is the microregion with the most significantstrain,the strain of which shows the gradient distribution.The surface deformation is the largest and de-creases with increasing depth from the joint surface.The deformed layer undergoes maximum deformationas a result of which the original isoaxial grain in the nugget zone is deformed and refined,forming nano-structures of varying thickness within a certain depth from the joint surface.Key words:friction stir welding;rolling;surface nanocrystallization;deformation parameters;micro-structure文献标志码：A搅拌摩擦焊（friction stir welding，FSW）是一种固态连接技术，具有焊后残余拉应力范围窄、变形量小和力学性能较优异等优点1-2 .焊接过程中峰值温度低于材料的熔点，不会形成热裂纹及夹杂，被广泛应用于焊接熔点低的金属及合金（比如铝合金），7050铝合金属于Al-Zn-Mg-Cu系铝合金，具有重收稿日期：2 0 2 2-12-2 7基金项目：国家自然科学基金（518 6 50 2 8）通讯作者：金玉花（197 1-)），女，甘肃榆中人，副教授.Email:量轻、比强度高、耐腐蚀性能好的特点，是航空航天领域广泛使用的材料3-41.但是搅拌摩擦焊技术本身的特点决定了其接头组织不均匀5，为避免接头组织不均匀的特征，对其接头进行表面强化，使得表层组织纳米化，使材料具有较高强度的同时避免了大块纳米晶的差塑性6 .目前常用的表面纳米化方法有激光喷丸、表面机械研磨和表面机械滚压等.王强等5 采用激光喷丸对2 12 4-T851铝合金进行了表面强化，残余应力测试表明，试样表面的残余压应力约为一2 0 0 MPa，/um第4期残余压应力场的作用深度约为3mm.Chan等8 研究了表面机械研磨对30 4不锈钢的强化效果，得出当球的直径为3mm、数量为10 0 个时，试样表面的应变速率可达10*s-1量级.Lei等9 采用表面机械滚压对316 L不锈钢进行了表面强化，在试样表面得到平均尺寸约为45nm的纳米层，当应变幅值恒定为0.3%时，试样的疲劳寿命是粗晶试样的30 倍以上.但上述的表面纳米化技术也存在着不足，如在激光喷丸和表面机械研磨过程中，不同区域受到的冲击不同,试样的表面粗糙度较大，在使用过程中易发生局部微应变进而导致材料失效.本文通过自主设计的滚动轧制头对7 0 50 铝合金FSW接头进行滚动轧制处理，可以有效地避免上述问题.采用激光共聚焦显微镜、扫描电子显微镜和透射电子显微镜对滚动轧制后接头的表面粗糙度和横截面微观组织进行观察，计算接头组织的变形参数，探究其晶粒细化机理，为滚动轧制后FSW接头的表面纳米化提供理论依据.1试验试验所用材料为5mm厚7 0 50 铝合金轧制态板材，化学成分为：6.1%Zn，2.3%Mg，2.0%C u，0.06%Zr,0.15%Fe,0.1%Si,0.05%Mn,0.06%Ti,余量为Al.采用FSW-3LM-015龙门式数控搅拌摩擦焊机进行对接焊，搅拌针转速为90 0 r/min，旋转速度为8 0 mm/min，下压量为0.2 mm，焊接方向垂直于轧向.焊接完成后，对打磨好的接头上下表面进行滚动轧制处理，滚动轧制头转速为350 r/min，前进速度为50 mm/min,滚动轧制头的旋转方向和前进方向与搅拌头相同，对接头滚动轧制3遍，每次的下压量为0.3mm,滚动轧制过程中接头表面温度的升高由冷却水冷却，滚动轧制示意图如图1所示.采用ZeissLSM800激光共聚焦显微镜测量滚材料堆积7050A1轧制层图1滚动轧制示意图Fig.1Rolling diagram金玉花等：滚动轧制对7 0 50 铝合金FSW接头组织的影响0(a)焊接态00.51.01.52.02.5(b)滚动轧制图2 滚动轧制前后FSW接头表面3D形貌Fig.233D surface morphology of FSW joint before and afterrolling31动轧制前后接头表面形貌及粗糙度，采用带有EBSD探头的QuantaFEG450场发射扫描电镜进行微观组织观察及晶界测量.使用线切割在接头横截面上截取厚度为2 mm，直径为3mm的半圆柱体，圆心位于滚动轧制表面，将其对粘成g3mm的圆柱体后预磨至50 m厚，然后将样品粘在外径为3mm、内径为2mm的钼环上，使用凹坑仪减薄至2 0 m厚，最后在液氮环境下使用Gatan691离子减薄仪进行减薄，采用TalosF200 x高分辨透射电子显微镜进行晶粒形貌及微观结构的观察。2订试验结果及分析2.1汽滚动轧制前后接头表面形貌图2 为滚动轧制前后7 0 50 铝合金FSW接头的表面3D形貌.图2 a为焊接态接头的表面形貌，其上存在明显的轴肩旋转挤压留下的带状纹理，表面粗糙度R。为7.45m.滚动轧制后，接头表面的带状纹理变得更为细密，其表面粗糙度R。减小至6.82m，如图2 b所示.在滚动轧制过程中，滚动轧制头上的钢珠压入材料表面，使材料发生堆积，随着2.52.01.51.0/mm0.51101009080702.5602.0501.540301.0200.5y/mm0.51.01.52.0y/mm100/um1101009080706005040302010032滚动轧制头的高速旋转，钢珠发生转动，堆积的材料被挤压，在挤压处形成波谷，而在挤压间隙则形成波峰.由于钢珠表面较为平整，且多个钢珠的运动路径较为接近，随着滚动轧制头的前进，同一区域会再次受到钢珠的滚压，接头的表面粗糙度得到了改善.2.2滚动轧制产生的塑性变形分析滚压轧制属于严重塑性变形，根据Heilmann等10 的理论模型，表面不同深度材料在剪切力作用下位移量（y）与其距样品表面的深度（)呈指数函数关系：y()=yexp(-ka)式中：y，为=0(试样表面)时的位移量,k为常数.通过对式(1)求对数，可得：ln(y)=ln ys-ka从式（2)可以看出，位移量（y)的对数与深度(）之间呈线性关系.通过对式(1)进行求导，可以得到剪切应变()与深度()之间的关系：()=kysexp(-kc)再对式(3)进行求导，可以得到应变梯度（X)与深度（)之间的关系（如图3c所示）：X=kysexp(-k)在滚动轧制过程中，钢珠转动的速度（元dN，d为滚动轧制头上的钢珠运动路径的直径（17 mm），N为滚动轧制头每秒旋转次数）为10 0 元mm/s，远大于其沿焊接方向前进的速度（0.8 3mm/s），假定在滚动轧制过程中，钢珠相对于试样表面只做匀速圆周运动而不产生沿焊接方向的相对滑动，当深度（)等于0 时，试样表面的位移量为ys，此时完成变形所需的时间t=y/（元dN),应变速率（)为(5)t图3为滚动轧制后接头表层组织及发生组织演200um深度/um(a)横截面金相(b）热影响区晶界位移量深度与剪切应变图3滚动轧制后接头组织变形参数Fig.3 Microstructure deformation parameters of joint after rolling兰州理工大学学报变的变形参数.由于滚动轧制前接头热影响区的晶界垂直于表面，因此选择其作为测量标准.通过对图3a所示的滚动轧制后热影响区晶界的位移量进行测量,得到了位移量（y)的对数与深度（）之间的关系，如图3b所示.采用最小二乘法对图3b中的点进行拟合，得到了如下公式：ln y=8.23-0.013由拟合的公式可知，滚动轧制后试样表面的位移量y。为37 52 m，k 为0.0 13.其表面的剪切应变为49，当深度为17 5m时，剪切应变减小至5；(1)当深度为2 99m时，剪切应变减小至1，当深度为633m时，位移量的对数减小至0.接头表面的应变梯度为0.6 34m-1，由于应变时间为10-s量(2)级，因此其应变速率达到了10 3s-1量级.2.3轧制处理后接头横截面细观组织轧制改性处理后，表层以下不同深度处塑性变形程度不同，根据剪切应变值的变化范围再综合晶粒的形貌将变形层划分为3层.表面以下至剪切应(3)变为5的区域为变形层、剪切应变为5至1的区域为过渡层,剪切应变1到位移量的对数减小至0 的区域为微塑性变形层.变形层的深度为0 17 5m，(4)过渡层的深度为17 530 0 m，微塑性变形层的深度为30 0 6 33m，结果如图4a所示.不同层之间过渡平滑、结合紧密且没有明显的分界线.微塑性变形层的微观组织形貌没有发生明显的变化，仍保持焊核区晶粒原有的等轴晶形貌，如图4b、c 所示.过渡层晶粒的晶界开始发生偏转，如图4d、e 所示，距离接头表面越近，其偏转量越大，晶粒的长径比增加，其长轴方向逐渐平行于接头表面，等轴晶发生形变而细化.变形层的晶界极为细密，在SEM中无法有效分辨（如图4f所示）.图5为滚动轧制后接头不同区域的TEM形貌.从图5a和图5b中可以看出，微塑性变形层的晶16应变50晶粒位移量1540一拟合曲线3020100100200300400500600第49卷(6)0.8/0.640.430.2210100200300400500600深度/um(c)应变梯度随深度分布第4期金玉花等：滚动轧制对7 0 50 铝合金FSW接头组织的影响33微塑型变形层过渡层变形层100m(a)宏观图20 m(b）微塑型变形层2um(a)350m处微塑性变形层200nm(b)图(a)红框处放大5um(c）微塑型变形层放大20m(d)过渡层2um(c)250 um处过渡层Ium(d)200m处过渡层5um(e)过渡层放大图4滚动轧制后接头焊核区不同区域处SEM图Fig.4 SEM images of different areas in nugget zone afterrolling粒内部有大量位错缠结结构，这是因为铝的层错能较高，且滑移系较多，当其发生塑性应变时，位错极易发生交滑移,最终形成相互缠结的位错结构.在过渡层区域内，如图5c所示，晶界开始沿剪切应力方向发生偏转，晶粒转变为长轴状.靠近变形层一侧的过渡层区域内，晶粒转变为层状结构,其平均层厚为464 nm,其选区电子衍射的(111)衍射环上的点大致呈六次对称离散分布，如图5d所示.这是因为在剪切应力作用下，晶体的(111)滑移系被激活，形成了具有一定强度的剪切织构.变形层内部形成了具有纳米量级尺寸的层状结构，其方向基本平行于剪切方向.如图5eh 所示，在距表面10 0 m的区域处，其平均层厚为17 3nm，在距表面7 0、40、2 0um的区域分别取样，得到纳米层状结构的平均厚度依次是118、91、6 8 nm，试验数据充分表明层状结构之间的厚度有明显的差别，距离轧制面深度较远的区域，层状结构的厚度较厚；距离轧制面越近的区域，形成的层状结构厚度较薄，层与层之间的分界限也更清晰.相邻的层间形成了过渡平滑的梯度结构，20m()变形层500nm(e)100um处变形层300nm(g)40 m处变形层图5滚动轧制后接头不同距离处TEM图Fig.5 TEM images of different areas in nugget zone afterrolling且其(111)晶面的衍射环变得更加连续，这表明变形层内部的部分剪切织构向其他织构转变，晶粒的取向变得更加均匀.2.4滚动轧制过程中晶粒细化机制在滚动轧制过程中，接头表面的材料在钢珠的挤压作用下发生变形，其应变和应变速率较大.由于材料主要受到剪切应力，因此由式（4)可知，某区域材料的应变梯度随距离轧制表面的深度呈负指数变化，距轧制表面越近，应变梯度越大.当应变梯度较大时，为了维持变形的几何相容，材料内部会产生大500nm(f)70 m处变形层300nm(h)20 m处变形层34量的几何位错（GND)，材料内部的GND密度（pG）与其应变梯度X成正比：4XG=V36其中:b是材料的Burgers矢量(Al的为0.2 8 6 nm).由式(7)可知，滚动轧制后试件表面的GND密度约为5.1X1015m,为了容纳这些GND,晶粒内部形成了大量小角度晶界.Lu121认为小角度晶界具有较低的能量和迁移率,其形成是稳定纳米结构、实现结构细化的有效途径.如图6 所示（将2 15的取向差当作小角度晶界，在图中用红色表示，将大于15的取向差当作大角度晶界，在图中用黑色表示），在微塑性变形层内（350 m)，小角度晶界呈点状弥散分布于晶粒内部，而在过渡层内（2 50 m），较高的密度导致晶粒内部的GND相互缠结，形成了网状的小角度晶界，将晶粒分割细化.随着应变梯度的持续增大,GND的密度不断提高，单位体积内的晶界数量随之增加，最终将晶粒细化至纳米量级.由于在滚动轧制过程中，应变梯度的方向基本垂直于接头表面，而GND主要沿应变梯度方向分布，因此晶粒被细化为方向基本平行于接头表面的纳米层状结构.(a)）微塑性变形层图6 滚动轧制后接头不同区域处晶界分布图Fig.6 Grain boundary distribution in different areas ofrolled joint3结论1）滚动轧制后,FSW接头表面的带状纹理被钢珠挤压后留下的纹理所代替，其表面粗糙度得到了改善.2）滚动轧制后，接头表面的剪切应变可以达到49.微塑性变形层的晶粒内部有大量位错缠结结构，晶粒形貌基本没有变化；过渡层的晶粒发生变形细化，其晶界向剪切应力方向偏转；变形层的晶粒转变兰州理工大学学报为层状结构,其厚度达到了纳米量级.3）滚动轧制在接头表面引人了0.6 37 m-1的高应变梯度变形，为了维持变形的几何相容，材料内(7)部产生了大量的GND，这些GND沿应变梯度方向排列并相互缠结，导致单位体积内的晶界数量增加，最终将接头焊核区原始的等轴晶细化为方向基本平行于接头表面的纳米层状结构.参考文献：1张华，郭启龙，赵常宇，等.双级时效对7 0 50-T7451铝合金搅拌摩擦焊组织及应力腐蚀敏感性的影响J.焊接学报，2 0 2 0，41(6):1-5,97.2贺地求，薛飞，孙友庆.C18150合金搅拌摩擦焊焊缝微观组织与力学性能分析J.焊接学报，2 0 19，40（11)：93-99.33王磊，易幼平，黄始全，等.固溶前深冷变形处理对7 0 50 铝合金组织和性能的影响J.材料导报，2 0 19，33（2 0）：346 7-3471.4 MA C Q,HOU L G,ZHANGJ S,et al.Effect of deformationroutes on the microstructures and mechanical properties of theasymmetrical rolled 7050 aluminum alloy plates J.MaterialsScience and EngineeringA,2018,773:304-315.5王磊，付强，安金岚，等.2 A12-T4铝合金搅拌摩擦焊多区域疲劳裂纹扩展行为J.焊接学报，2 0 2 1，42（2）：2 4-2 9.6LEE H H,YOON J I,PARK H K,et al.Unique microstruc-ture and simultaneous enhancements of strength and ductilityin gradient-microstructured Cu sheet produced by single-rollangular-rollingJJ.Acta Materialia,2019,166:638-649.7 王强，高国强，罗学昆.激光喷丸与机械喷丸复合强化对2124-T851铝合金疲劳寿命的影响J.表面技术，2 0 2 1，50(4):96-102.8CHAN H L,RUAN H H,CHEN A Y,et al.Optimization ofthe strain rate to achieve exceptional mechanical properties of304 stainless steel using high speed ultrasonic surface mechani-cal attrition treatment J.Acta Materialia,2010,58(15):5086-5096.(b)过渡层9LEI Y B,WANG Z B,XU J L,et al.Simultaneous enhance-ment of stress-and strain-controlled fatigue properties in 316Lstainless steel with gradient nanostructure JJ.Acta Materia-lia,2019,168(15):133-142.10HEILMANN P,RIGNEY D A.An energy-based model offriction and its application to coated systems J.Wear,1981,72(2):195-217.11MARTINEZ-ESNAOLA J M,MONTAGNAT M,DUVALP,et al.Geometrically necessary dislocations in a c-axis ori-ented cylindrical bar of basal-slipping hexagonal crystals de-formed in torsion JJ.Scripta Materialia,2004,50(2):273-278.12LU K.Stabilizing nanostructures in metals using grain andtwin boundary architectures JJ.Nature Reviews Materials,2016,1(5):1-13.第49卷