陳果1,2,王新波1,2,張仁曉1,2,馬成悅1,2,楊海峰1,2,周利,1,2,趙運強3

雙相不銹鋼是一種兼具鐵素體和奧氏體性能優點的不銹鋼，其固溶組織中鐵素體和奧氏體比例接近1∶1，具有良好的耐腐蝕性能、力學性能和較好的焊接性能[1]，已廣泛應用于船舶橋梁、石油化工、海水淡化等行業[2,3]。雙相不銹鋼構件在服役過程中會面臨表面產生應力腐蝕裂紋以及其他裂紋的問題，進而對構件的安全穩定性產生影響[4]。

攪拌摩擦加工技術是Mishra教授于1999年基于攪拌摩擦焊接原理提出的，通過工具的攪拌旋轉作用使材料中產生熱塑性流動，再結晶細化晶粒，達到裂紋自動修復填補的目的，同時提高材料的力學性能，可用于雙相不銹鋼構件的修復工程[5,6]。雙相不銹鋼的攪拌摩擦加工組織及性能對結構件的安全性有著重要影響，其中組織中析出相、加工區的力學性能和腐蝕性能的影響尤為重要。雙相不銹鋼在熱加工過程中可能會產生各種析出相，其中σ相是最常見同時也是危害性最大的析出相，國內外學者對其產生的條件做了許多研究。陳萬里[7]對2707雙相不銹鋼在不同攪拌頭轉速下的攪拌摩擦焊接接頭組織和耐蝕性能進行了研究，發現在攪拌頭轉速為200和300 r/min時，接頭有σ相生成，耐蝕性能較差，而轉速為400和500 r/min時，接頭區域無σ相生成，耐蝕性能較好。雙相不銹鋼結構件在服役過程中可能會受到不同方向的作用力，同時還存在著海水等介質的腐蝕作用，這對修復件不同方向的力學性能及腐蝕性能提出了更高的要求。劉興龍[8]對2707雙相不銹鋼攪拌摩擦焊接接頭組織及力學性能進行分析，發現隨著攪拌頭轉速的降低，焊核區的晶粒尺寸逐漸減小，平均硬度逐漸增大。Esmailzadeh等[9]在研究雙相不銹鋼攪拌摩擦焊接頭的橫向拉伸時，發現不同參數下的接頭均在母材處斷裂，表明各參數下接頭強度均高于母材，且焊核區晶粒尺寸隨焊接速率的增加逐漸減小，同時焊接接頭的強度和硬度提高。Santos等[10]則對縱向試樣的拉伸性能進行測試，發現S32101及S32750接頭焊核區的強度和延伸率均得到提高，而S32760接頭焊核區存在析出相，導致延伸率明顯下降。Mishra等[11]對2507雙相不銹鋼進行多次攪拌摩擦加工后的組織及其耐蝕性能進行研究，發現隨著攪拌摩擦加工的次數增加，攪拌區的晶粒顯著細化，強度和硬度提高，耐蝕性能相應提高。Magnani等[12]通過測試2205和2101雙相不銹鋼攪拌摩擦焊接頭的電化學阻抗譜，發現2205雙相不銹鋼接頭的耐蝕性高于母材，而2101雙相不銹鋼接頭的耐蝕性相對母材有所降低。

攪拌摩擦加工技術對雙相不銹鋼裂紋的有效修復在工程機械領域存在著廣闊的應用前景，可以以低成本獲得更加安全可靠的結構件。然而目前的研究大多針對雙相不銹鋼的攪拌摩擦焊接，而對于雙相不銹鋼攪拌摩擦加工技術的研究相對較少。因此，本工作通過對2507雙相不銹鋼進行攪拌摩擦加工實驗，研究了攪拌頭轉速對于加工區域的組織、力學性能和腐蝕性能的影響，為雙相不銹鋼攪拌摩擦加工修復的應用提供理論及實驗基礎。

1實驗方法

選擇尺寸為250 mm×100 mm×5 mm的2507雙相不銹鋼板材進行攪拌摩擦加工，其化學成分(質量分數，%)為：Cr 24~26，Ni 6~8，Mo 3~5，Si ≤ 0.8，C ≤ 0.03，S ≤ 0.02，P ≤ 0.035，N 0.24~0.32，Fe余量。力學性能為：抗拉強度867~880 MPa，屈服強度663~675 MPa，顯微硬度270~290 HV，延伸率42.8%~44.8%。在板材進行攪拌摩擦加工前，需用砂紙對板材表面進行打磨，去除表面氧化物等雜質，再用丙酮對板材進行擦洗，去除油污，然后通過自制的夾具將板材固定在加工工作臺表面。

采用自制的LQH-G15龍門式攪拌摩擦焊設備，實驗時主軸傾角為3°，采用循環水進行冷卻，Ar氣作為保護氣，防止加工區域在高溫時被氧化，加工過程如圖1所示。本實驗選用的攪拌頭材料為W-25Re (質量分數，%)，攪拌針為錐形設計，針長度為2.8 mm，軸肩直徑為15 mm。實驗中的加工參數為：加工速率固定為100 mm/min，攪拌頭轉速分別為200、300、400、500和600 r/min。

圖1

圖1攪拌摩擦加工過程示意圖

Fig.1Schematic of friction stir process

在加工區域截取適量長度的金相試樣，在水砂紙上打磨至1500號，用粒度為1 μm的金剛石拋光劑拋光至試樣表面無劃痕。用40%NaOH溶液(質量分數)對拋光試樣進行電解腐蝕，待腐蝕完成后用酒精溶液沖洗加工試樣表面腐蝕產物，并吹干備用。采用DSX510光學顯微鏡(OM)觀察并分析加工試樣截面形貌及微觀組織，并采用Image-Pro軟件對顯微組織進行分析，測量其相比例及晶粒尺寸；采用MERLIN Compact場發射掃描電子顯微鏡(SEM)并結合能譜(EDS)對加工區微觀組織、拉伸斷口形貌及腐蝕形貌進行觀察分析；采用電子背散射衍射(EBSD)技術對加工區微觀組織、晶粒尺寸等進行分析；采用D/max-2500 X射線衍射儀(XRD)對加工區底部進行物相分析。加工區截面顯微硬度分布特征采用ARTCAM-300SSI-C數字轉塔顯微硬度計進行測試，縱向拉伸試樣的室溫拉伸實驗采用INSTRON 5967試驗機進行，加載速率為3 mm/min，拉伸試樣尺寸及截取位置如圖2所示。腐蝕性能通過Zahner工作站及配套的Thales電化學軟件對腐蝕試樣進行電化學測試和電化學阻抗譜(EIS)測試，均采用三電極體系，選用待測工件試樣作為工作電極(WE)，選用Pt電極和飽和甘汞電極分別作為輔助電極(CE)和參比電極(SCE)，測試溶液為3.5%NaCl溶液(質量分數)。由于攪拌摩擦加工過程主要是對材料進行表面改性，且針對實際應用環境中上表面與外界環境接觸的情況，因此針對不同工藝參數下攪拌區上表面的耐蝕性展開研究。電化學測試試樣選取為攪拌摩擦加工上表面區域，測試面積為1 cm2，EIS測試前，需將電化學試樣在測試溶液中靜置20 min以穩定開路電位測試，試樣截取示意圖如圖2所示。

圖2

圖2縱向拉伸試樣、組織分析及硬度測試試樣和腐蝕測試試樣截取示意圖

Fig.2Schematic of sample interception (unit: mm; A—longitudinal tensile test sample, B—microstructure analysis and hardness test sample, C—corrosion test sample, RS—retreating side, BM—base material, TMAZ—thermo-mechanically affected zone, SZ—stir zone, AS—advancing side, ND—normal direction, WD—welding direction, TD—transverse direction)

2實驗結果與分析

2.1微觀組織

不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼攪拌摩擦加工區截面形貌的OM像如圖3所示。可以看出，不同攪拌頭轉速下加工區整體形貌變化不大，均呈“盆狀”。如圖3a所示，當攪拌頭轉速為200 r/min時，加工區內部可以觀察到孔洞或隧道缺陷，這是因為攪拌頭轉速較低時，加工過程溫度較低，在加工區下方的熱塑性材料流動性較差，攪拌針從前進側帶走的材料得不到及時的補充。隨著攪拌頭轉速增大，加工過程的熱輸入增大，材料的流動性得到增強，從而消除加工區的孔洞等缺陷，得到無缺陷的加工區。如圖3d和e所示，當攪拌頭轉速進一步增大時，由于攪拌頭的轉速過高，熱輸入增大，導致加工區的材料黏度降低，攪拌頭與熱塑性材料的摩擦減小[13]。此時，在攪拌針后方區域，熱塑性材料不能很好地被攪拌針從后退側補充至前進側，從而在加工區下方重新產生孔洞或隧道缺陷。

圖3

圖3不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼攪拌摩擦加工區截面形貌的OM像

Fig.3Cross-sectional OM images of the processing zone of friction stir processed 2507 duplex stainless steel at different tool rotation speeds of 200 r/min (a), 300 r/min (b), 400 r/min (c), 500 r/min (d), and 600 r/min (e) and the locally enlarged morphologies of hole defects in the square areas in Fig.3a (f), Fig.3d (g), and Fig.3e (h)

按照組織特征，加工區截面主要可以分為3個區域：攪拌區(SZ)、熱機影響區(TMAZ)和母材(BM)，各區域典型微觀組織的EBSD像如圖4所示。圖4a中，母材未受到熱機作用，晶粒呈現軋制態，鐵素體和奧氏體比例接近1∶1。圖4b中，在加工過程中熱機影響區受到攪拌頭的剪切帶動作用和一定程度的熱循環，導致鐵素體與奧氏體組織發生一定程度的扭曲，晶粒沿著特定方向發生彎曲變形，晶粒尺寸相對于母材有一定的細化。圖4c為攪拌區組織的EBSD像，其晶粒相對母材發生明顯細化。這是由于在加工過程中，攪拌區受到攪拌頭的劇烈攪拌作用，其組織經歷了強烈的熱機耦合作用，發生了充分的動態回復再結晶，從而導致晶粒細化。

圖4

圖4攪拌頭轉速400 r/min時2507雙相不銹鋼攪拌摩擦加工區各區域微觀組織的EBSD像

(a) BM (b) TMAZ (c) SZ

Fig.4EBSD images of microstructure of various zones in the processing zone of friction stir processed 2507 duplex stainless steel at tool rotation speed of 400 r/min (LAGB—low angle grain boundary, HAGB—high angle grain boundary, CSL—coincidence site lattice)

攪拌區作為受到攪拌針剪切作用和熱循環最劇烈的區域，其晶粒、組織和各相的變化也更為明顯。圖5為不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼攪拌區微觀組織的OM像，其晶粒尺寸和鐵素體含量變化如圖6所示。隨著攪拌頭轉速從200 r/min增大至600 r/min，攪拌區晶粒尺寸呈現先減小后增大的變化規律。攪拌頭轉速的增加會同時影響材料的應變速率和加工熱輸入[14]。攪拌頭轉速的增加使攪拌作用更為劇烈，材料應變速率增大，再結晶作用增強，形核率增大，晶粒細化程度更加明顯。因此在攪拌頭轉速增加至400 r/min時，攪拌作用引起的晶粒細化效果大于熱輸入增大引起的晶粒長大的效果，晶粒尺寸呈現減小的趨勢；而當轉速進一步增加時，熱輸入的增大導致再結晶晶粒長大趨勢更為明顯，導致晶粒尺寸呈現增大的趨勢。

圖5

圖5不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼攪拌區微觀組織的OM像

Fig.5OM images of microstructure of stir zone of friction stir processed 2507 duplex stainless steel at different tool rotation speeds of 200 r/min (a), 300 r/min (b), 400 r/min (c), 500 r/min (d), and 600 r/min (e)

圖6

圖6不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼攪拌區晶粒尺寸和鐵素體含量變化

Fig.6Changes of grain size and ferrite fraction of stir zone of friction stir processed 2507 duplex stainless steel at different tool rotation speeds

攪拌區的鐵素體含量同時受到加工過程的峰值溫度和冷卻過程的冷卻速率的影響[15]。攪拌頭轉速的增加伴隨著加工過程峰值溫度的升高，同時也會使材料應變速率增加。加工過程峰值溫度的升高會促進奧氏體向鐵素體的轉變[16]，而應變會引入位錯，從而促進鐵素體向奧氏體發生轉變，因此攪拌區鐵素體的含量變化為峰值溫度和應變速率綜合作用的結果。當攪拌頭轉速為400 r/min時，攪拌區的鐵素體含量最高，但仍保持在約40%~60%之間，符合雙相不銹鋼的相關標準。

雙相不銹鋼由于其合金元素含量較高，在熱加工過程中容易發生各種復雜的冶金反應，從而析出Cr2N、χ相、σ相等。這些析出相大部分會降低不銹鋼的力學性能和耐蝕性能，屬于有害相，其中σ相為最常見且危害最大的析出相。通過觀察不同轉速下攪拌區組織，發現當攪拌頭轉速為200 r/min時，攪拌區底部位置存在細小黑色顆粒富集區域，如圖7所示，而其他轉速條件下則未觀察到黑色顆粒。對該區域進行EDS分析，結果如表1所示，黑色顆粒為高Cr、Mo元素含量的σ相。文獻[17]指出，在熱加工或熱處理過程中，σ相的形成通過2種相變反應機制形成：(1) 共析轉變δ→σ+γ2；(2)γ→σ。其中第1種機制為主要反應機制，σ相最終在鐵素體/奧氏體界面處形核，同時由于鐵素體含有較多的Cr、Mo元素，在高溫作用下這些元素在鐵素體中擴散更快，進一步促進σ相的形核長大，σ相向鐵素體內部長大的同時消耗著鐵素體相，因此σ相主要存在于2個相鄰奧氏體相之間，如圖7a所示。然而，如圖7b所示，在奧氏體內部也存在著大量黑色顆粒狀σ相，這是由于在攪拌摩擦加工過程中，攪拌區受到攪拌針的攪拌作用，發生了劇烈的塑性變形，從而使奧氏體直接轉變成σ相，進而直接從奧氏體相中析出，與第2種機制結果一致。

圖7

圖7攪拌頭轉速200 r/min時2507雙相不銹鋼攪拌區底部析出相的SEM像

Fig.7Low (a) and locally high (b) magnified SEM images of precipitated phase at the bottom of the stir zone of friction stir processed 2507 duplex stainless steel at tool rotation speed of 200 r/min

表1圖7b中點A~C的EDS分析 (mass fraction / %)

Table 1EDS analyses of points A-C in Fig.7b

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為進一步確定有無σ相的生成，對不同工藝參數下的攪拌區底部組織進行XRD表征。不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼攪拌區的XRD譜如圖8所示。可以看出，攪拌頭轉速為200 r/min時，XRD譜中出現了與其他轉速條件下不同的衍射峰，這些衍射峰分別對應σ相的(431)、(511)、(522)衍射晶面；而在攪拌頭轉速為300~600 r/min時，攪拌區由鐵素體相和奧氏體相組成，無σ相出現。由此可見，攪拌頭轉速為200 r/min時，σ相在攪拌區底部存在一定量的析出。由2507雙相不銹鋼熱力學平衡相圖[18]可知，σ相的形成溫度主要在500~1000℃之間，此時σ相形核的熱力學傾向較大。因此，可以推測攪拌頭轉速為200 r/min時，攪拌區底部溫度位于σ相析出溫度區間，且由于加工過程攪拌頭的剪切作用，原子之間擴散速率增大，從而在該區域析出一定量的σ相。當攪拌頭轉速增大時，熱輸入增大，各區域溫度高于σ相析出溫度區間，對σ相不敏感，因此攪拌頭轉速大于200 r/min時，攪拌區底部無σ相析出。通過合理控制熱輸入，使得加工區峰值溫度規避σ相析出溫度區間，可以有效避免σ相的生成。

圖8

圖8不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼攪拌區的XRD譜

Fig.8XRD spectra of the stir zone of friction stir processed 2507 duplex stainless steel at different tool rotation speeds

2.2力學性能

不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼加工區域硬度分布如圖9所示。可以看出，各參數下攪拌區的硬度分布均基本呈“盆狀”，硬度值均高于母材的硬度，且顯微硬度最大值位于前進側攪拌區的底部，與文獻[19]結果一致。這是由于在攪拌摩擦加工過程中，攪拌區發生了動態再結晶，晶粒發生明顯細化，導致攪拌區的硬度高于母材。同時，在攪拌摩擦加工過程中，前進側受到的攪拌頭的剪切作用高于后退側，應變速率更高，形核率增大，再結晶晶粒細化更加明顯，且由于攪拌區底部組織散熱較慢，冷卻速率較小，晶粒來不及長大，進而使得前進側攪拌區底部晶粒最為細小。隨著攪拌頭轉速的增大，攪拌區的硬度呈先增大后減小的趨勢，這是由于隨著攪拌頭轉速的增大攪拌區晶粒尺寸先減小后增大。影響雙相不銹鋼強度和硬度的因素主要包括晶粒尺寸、鐵素體與奧氏體比例及析出相等，通過前文可以看出，本工作中的相比例均在標準范圍內，對攪拌區的硬度變化影響較小，且基本無析出相出現，故晶粒尺寸是本工作攪拌區強度的主要影響因素。研究[20~22]表明，晶粒尺寸越小，其強度和硬度越大。因此，前進側攪拌區底部顯微硬度具有最大值；隨著攪拌頭轉速的增大，攪拌區顯微硬度先增大后減小，對應著前文中晶粒尺寸先減小后增大的變化趨勢。

圖9

圖9不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼加工區域硬度分布

Fig.9Hardness distributions of processing zone of friction stir processed 2507 duplex stainless steel at different tool rotation speeds of 200 r/min (a), 300 r/min (b), 400 r/min (c), 500 r/min (d), and 600 r/min (e)

不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼攪拌區的縱向拉伸性能如圖10所示。可以看出，各參數條件下攪拌區的強度均高于母材，但延伸率降低至約為母材的一半；隨著攪拌頭轉速的增大，攪拌區強度大致呈先增大后減小的趨勢，而延伸率大致呈現先減小后增大的趨勢。這是由于在加工過程中，攪拌區晶粒發生了明顯細化，晶界數量增多，在一定程度上抑制了拉伸過程中的位錯滑移，材料加工硬化率增大，拉伸強度增大；但晶粒細化的同時降低了晶粒內部容納位錯的能力，拉伸過程中變形不均勻性使得材料塑性降低，延伸率下降。攪拌區的拉伸性能主要與晶粒尺寸相關，晶粒尺寸越大，其強度越低，而塑性越高。當攪拌頭轉速為400 r/min時，攪拌區的平均晶粒尺寸最小，為1.51 μm，對應的抗拉強度達到最大值1083 MPa，而延伸率則達到最小值20.8%。

圖10

圖10不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼攪拌區縱向拉伸性能

Fig.10Longitudinal tensile properties of stir zone of friction stir processed 2507 duplex stainless steel at different tool rotation speeds

不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼拉伸試樣斷口形貌的SEM像如圖11所示。可見，斷面上均布滿大量尺寸不一的韌窩和撕裂棱，說明攪拌區仍有良好的塑性。其中攪拌頭轉速為400 r/min時，斷面主要為小尺寸韌窩，而在其他參數下韌窩相對較大，其中母材韌窩尺寸最大。這是因為晶粒尺寸的不同使得攪拌區的塑性不同，而韌窩的形貌在一定程度上與材料的塑性有關，材料的塑性越好，對應的韌窩相對越大，與延伸率的變化一致。

圖11

圖11不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼斷口形貌的SEM像

Fig.11SEM images of fracture morphologies of friction stir processed 2507 duplex stainless steel at different tool rotation speeds of 200 r/min (a), 300 r/min (b), 400 r/min (c), 500 r/min (d), and 600 r/min (e) and BM (f)

2.3腐蝕行為

母材和不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼攪拌區表面極化曲線如圖12所示，其特征值如表2所示。可以看出，不同參數下極化曲線形狀相似，均分為活化區、鈍化區和過鈍化區，其中鈍化區間較大，其值約為1.5 V，說明攪拌區材料耐蝕性良好。前文表明，攪拌區鐵素體與奧氏體比例變化不大，且基本無析出相，故攪拌區的耐蝕性主要受該區域晶粒尺寸的影響。在實驗參數條件下，除攪拌頭轉速為200 r/min外，攪拌區的自腐蝕電壓相對于母材均正向偏移，自腐蝕電流減小，且點蝕電位升高，說明攪拌區的耐蝕性能優于母材。當攪拌頭轉速為400 r/min時，攪拌區維鈍電流最小，且點蝕電位相對較高，說明其具有優良的耐蝕性。攪拌頭轉速為400 r/min時，攪拌區晶粒細化最為明顯，晶粒的細化有利于更多的Cr3+通過晶界向表層擴散，提高了鈍化膜的厚度和致密性，從而降低材料表面的腐蝕速率，提高了材料表面的耐蝕性[23~26]。總之，在不同攪拌頭轉速條件下攪拌區細化的晶粒有利于表面耐蝕性的提高。

圖12

圖12母材和不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼攪拌區表面極化曲線

Fig.12Surface polarization curves of base material and stir zone of friction stir processed 2507 duplex stainless steel at different tool rotation speeds (E—potential,i—current density)

表2不同攪拌頭轉速下攪拌區表面極化曲線特征值提取

Table 2Extraction of characteristic values of surface polarization curve of stir zone at different tool rotation speeds

Note:Ecorr—corrosion potential;icorr—corrosion current density;ipass—passivation current density;Epit—pitting potential

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母材和不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼攪拌區在3.5%NaCl溶液中的EIS如圖13所示。Nyquist圖各曲線均表現為未完成的容抗弧，不同攪拌頭轉速下攪拌區的容抗弧半徑隨著攪拌頭轉速的增大先增加后減小，但均大于母材。容抗弧半徑與表層鈍化膜的電荷轉移電阻相關，其半徑越大，電荷轉移電阻越大，抵抗外加擾動的作用越強，耐蝕性能越好。這說明攪拌區的耐蝕性能優于母材，且隨著攪拌頭轉速的增大先增加后減小，對應著晶粒尺寸先減小后增大的變化趨勢。當攪拌頭轉速為400 r/min時，容抗弧半徑最大，說明對應的攪拌區耐蝕性最好。這是由于攪拌頭轉速為400 r/min對應的晶粒發生了明顯的細化，晶界密度增大，降低了Cr元素向表面擴散的難度，材料的耐蝕性得到提升。Bode圖各參數下對應的曲線形狀相似，說明各試樣電極反應機理未發生明顯的變化，且阻抗模值的變化規律與容抗弧半徑的變化一致。

圖13

圖13母材和不同攪拌頭轉速下2507雙相不銹鋼攪拌區EIS

(a) Nyquist (b) Bode

Fig.13Electrochemical impedance spectroscopies of base material and stir zone of friction stir processed 2507 duplex stainless steel at different tool rotation speeds (Z—real part of impedance,Z''—imaginative part of impedance,f—frequency,φ—phase angle)

3結論

(1) 隨著攪拌頭轉速的增加，2507雙相不銹鋼攪拌區晶粒尺寸呈現先減小后增大的趨勢。攪拌摩擦加工過程對鐵素體與奧氏體比例影響不大，各區域兩相比例均處于40%~60%標準范圍內。僅在攪拌頭轉速為200 r/min時，在加工區底部發現σ相析出。

(2) 2507雙相不銹鋼攪拌摩擦加工區顯微硬度分布呈現“盆狀”，其晶粒尺寸越細小，顯微硬度越高，且在前進側攪拌區下方達到最高值。攪拌區縱向拉伸強度要優于母材，但延伸率有所下降；且隨著晶粒尺寸的減小，攪拌區拉伸強度增加，延伸率下降。

(3) 晶粒的細化使得表層鈍化膜穩定性、致密性和再鈍化性能增強，攪拌區表面的耐蝕性要優于母材

來源--金屬學報