陳會子，孟祥晨，陳佳霖，謝聿銘，趙耀邦，黃永憲

(1.哈爾濱工業(yè)大學,先進焊接與連接國家重點實驗室,哈爾濱,150001；2.上海航天精密機械研究所,上海,201600)

0 序言

增材制造(additive manufacturing,AM)是一種實現(xiàn)復雜結(jié)構(gòu)精密“控形”和高性能“控性”相結(jié)合的高端制造方式[1-4].對于輕質(zhì)鋁合金高性能增材制造成形構(gòu)件，傳統(tǒng)的熔化增材制造工藝在制造過程中存在構(gòu)件熱損傷嚴重，易產(chǎn)生氣孔和裂紋缺陷等難題[5-6].

攪拌摩擦增材制造技術[7]衍生于攪拌摩擦焊[8-9]，是一種固相增材制造技術，以低熱輸入和大塑性變形為主要特征，在高性能的輕質(zhì)合金構(gòu)件制造成形方面具有獨特的優(yōu)勢.攪拌摩擦增材制造過程中，材料并未達到熔點而一直保持熱塑化態(tài)，熱塑化的材料經(jīng)過增材制造工具的“鍛造”作用制造成形，避免了熔化增材制造工藝中的熱損傷或氣孔裂紋等缺陷，可獲得性能良好的細晶組織，從而提高鋁合金構(gòu)件的性能.根據(jù)制造工藝過程特點，將攪拌摩擦增材制造分為3 種典型模式，即摩擦堆焊沉積式、板材疊加式及中空棒料摩擦沉積式.最初，學者們研究的摩擦堆焊沉積式主要通過耗材與基板之間的摩擦形成冶金結(jié)合實現(xiàn)沉積成形[10]，沉積層間存在界面弱連接且在外在成形控制方面和大型構(gòu)件連續(xù)送料成形方面的研究仍缺少實質(zhì)性的進展；He 等人[11]采用板材疊加式對Al-Zn-Mg 合金成形進行了研究，采用板材疊加的方式將多塊板材向上堆疊，增材成形件僅焊核無缺陷的區(qū)域可有效使用，且在FSAM 過程中各道次間需反復裝夾；美國Meld 公司開發(fā)了攪拌摩擦沉積增材技術[12]，方形棒料受軸向推力作用，通過中空模具腔內(nèi)與基板摩擦塑化成形，制造過程中方形棒料需多次換料裝夾并重啟，送料過程不連續(xù).綜上，目前已開發(fā)的攪拌摩擦固相增材制造技術在送料方面具有不連續(xù)性[13-14]，致使增材制造過程中的多次非穩(wěn)定性過程，大型結(jié)構(gòu)件制造時間較長，且堆積層間界面存在弱連接等技術瓶頸.

擬突破攪拌摩擦增材制造技術送料不連續(xù)和界面弱連接的難題，原創(chuàng)性地開發(fā)基于絲材的連續(xù)進給攪拌摩擦增材制造技術[15]，研究增材制造工藝成形過程，揭示多層堆積層的結(jié)合界面成形特性，分析堆積層組織與性能，為鋁合金攪拌摩擦增材制造高性能大型構(gòu)件提供技術方案.

1 試驗方法

連續(xù)進給攪拌摩擦增材制造系統(tǒng)主要包括萬洲焊接公司生產(chǎn)的WWW-LM3324-2D-3T 龍門式數(shù)控攪拌摩擦焊機和自主研發(fā)的攪拌摩擦增材制造系統(tǒng)，該系統(tǒng)包括設有進料孔的儲料腔、用于熱塑化絲材并連續(xù)擠壓與攪拌處理的攪拌頭和實現(xiàn)連續(xù)送料的送絲機.其中，送絲機的送絲輪采用V 形槽和滾花結(jié)構(gòu)設計以防止焊絲打滑，增大送絲力.試驗所用絲材為Al-Si 合金絲材，直徑為2.4 mm，基板采用6 061-T4 鋁合金，尺寸為300 mm ×100 mm × 6 mm.Al-Si 絲材及6 061-T4 鋁合金基板的化學成分見表1.圖1 為連續(xù)進給攪拌摩擦增材制造示意圖，在增材制造過程中，增材制造過程主要分為三個階段，即：絲材輸送段、材料熱塑化段和增材成形段；絲材原料是從送絲通孔進入螺槽中，螺桿上的矩形螺紋會將絲材剪切成多個金屬顆粒段，金屬顆粒段以非塞流的形式沿螺槽向下運動；隨塑化材料的連續(xù)積累，儲料腔內(nèi)的壓力逐漸增高，顆粒狀材料逐漸被壓實并達到塑化狀態(tài)；此時，非塞流輸送轉(zhuǎn)變成塞流輸送，塑化態(tài)金屬材料經(jīng)過底部的攪拌針連續(xù)的攪拌處理，材料組織與成分更加均勻，最終經(jīng)儲料腔底部的軸肩端面與基板之間的間隙增材制造成形.增材制造過程中采用的轉(zhuǎn)速為1 100 r/min，行進速度為600 mm/min，送絲速度為3 000 mm/min，且攪拌針壓入前一堆積層0.6 mm 進行攪拌.

表1 Al-Si 合金和6 061-T4 板材化學成分 (質(zhì)量分數(shù)，%)Table 1 Chemical compositions of Al-Si alloy and 6 061-T4 sheet

圖1 連續(xù)進給攪拌摩擦增材制造示意圖Fig.1 Schematic of continuous feeding friction stir additive manufacturing process

增材制造完成后，采用線切割沿垂直行進方向選取單側(cè)成形壁樣件進行分析，切取5 mm 厚的金相樣品進行金相宏觀形貌分析，腐蝕液為5%(體積分數(shù))的氫氟酸水溶液，腐蝕時間為10～ 20 s；采用Keyence VHX-1000E 超景深顯微鏡觀察增材構(gòu)件截面宏觀形貌及各個區(qū)域的層間結(jié)合界面和堆積層不同區(qū)域的微觀組織；在增材制造截面上采用HXD-1000TM 數(shù)字式顯微硬度儀進行硬度測試，加載載荷為0.98 N，保載時間為10 s，顯微硬度測試點分布如圖2 所示，相鄰測試點之間的距離為0.5 mm；沿堆積方向并排切取拉伸試樣進行測試，拉試件尺寸如圖3 所示，采用SHIMADZUEHFUV200K2 型力學性能試驗機進行拉伸性能測試，拉伸速率為0.5 mm/min，采用掃描電子顯微鏡(SEM,Merlin Compact)分析拉伸斷口形貌.

圖2 顯微硬度測試點分布圖(mm)Fig.2 Distribution of microhardness test spots

圖3 拉伸件尺寸 (mm)Fig.3 Size of the tensile sample

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 過程分析

增材制造制備的多層閉環(huán)成形實際工藝過程及材料流動情況如圖4 所示.在增材制造實際工藝過程中(圖4a)，熱塑化材料的流動行為決定了增材制造構(gòu)件的成形，如圖4b 所示，絲材經(jīng)由增材制造攪拌頭的剪切熱塑化處理流入儲料腔內(nèi)，隨著熱塑化金屬材料連續(xù)積累，儲料腔內(nèi)的壓力升高，熱塑化態(tài)的鋁合金沿攪拌頭上的螺槽向下流動，儲料腔底部的靜止端面對熱塑化材料有一定的徑向限位與鍛造擠壓作用，而攪拌頭底部的攪拌針設計提高了塑化材料的動態(tài)流動性和均質(zhì)性，攪拌針的攪拌處理作用避免了攪拌摩擦增材制造層間界面弱連接缺陷，提高了堆積層與層之間的結(jié)合致密性，最終組織及均勻態(tài)的鋁合金材料經(jīng)儲料腔底部端面與前一堆積層之間的間隙增材制造成形.選取鋁合金攪拌摩擦增材制造特征成形構(gòu)件單側(cè)成形壁樣件進行分析，如圖5 所示.宏觀形貌顯示各堆積層成形良好且均勻一致，堆積層厚平均為1.2 mm，層寬為24 mm，證明了增材制造技術成形過程穩(wěn)定.

圖4 增材制造實際過程及內(nèi)部熱塑化材料流動情況Fig.4 Actual process of additive manufacturing and the schematic of thermo-plasticized material flow.(a) actual process;(b) flow behavior of materials

圖5 鋁合金特征件單側(cè)成形壁Fig.5 Individual side formed wall of Al alloy featured specimen

增材制造成形件截面及特征區(qū)域?qū)娱g界面形貌與微觀組織形貌如圖6 所示.堆積層與基板、堆積層與堆積層之間界面結(jié)合致密，無溝槽和弱連接等缺陷(圖6a)，表明在增材制造過程中攪拌針的攪拌處理作用可顯著提高熱塑化材料與基板之間的結(jié)合效果.在增材制造過程中，儲料腔底部的端面對熱塑化狀態(tài)材料的徑向限位作用，使堆積層成形寬度保持在24 mm，與儲料腔底部端面尺寸相一致，同時該端面也會對熱塑化材料有一定的鍛造擠壓作用，使堆積層間及內(nèi)部結(jié)合良好.

圖6 增材制造樣件橫截面及特征區(qū)域?qū)娱g界面形貌與微觀組織形貌Fig.6 The cross-section of the additive manufacturing specimen and its interfacial morphology and microstructures from the featured areas.(a) additive morphology;(b) interface A;(c) interface B;(d) interface C;(e) top section;(f) middle section;(g) bottom section

堆積層間界面結(jié)合是確保增材制造成形的關鍵，因此進一步表征了堆積層與基板之間的界面，圖6b～ 圖6d 為未腐蝕的初始堆積層與基板的界面形貌.在增材制造過程中，攪拌針側(cè)面與熱塑化材料之間發(fā)生相對剪切滑動，熱塑化材料被連續(xù)不斷地剪切擠壓.同時在攪拌針的側(cè)向擠壓與鍛造擠壓的共同作用下，初始堆積層與基板形成良好的界面.進一步地，分析了增材制造成形件不同增材位置的微觀組織形貌，圖6e～ 圖6g 依次為成形件沿堆積方向頂部、中部及底部的微觀組織形貌.在增材制造的連續(xù)制備成形過程中，熱塑化態(tài)的鋁合金材料在熱力耦合作用下，發(fā)生嚴重的塑性變形，晶粒組織以動態(tài)再結(jié)晶的形式形成細小的等軸晶粒；堆積層的底部和中部區(qū)域受多次摩擦熱輸入的影響，晶粒尺寸略大于堆積層頂部.

2.2 顯微硬度分布

沿堆積方向不同區(qū)域的顯微硬度分布情況如圖7 所示，沿堆積方向，硬度值的波動較小，由于在增材制造過程中，鋁合金材料一直維持熱塑化態(tài)，摩擦熱輸入較小；通過顯微硬度云圖得出，增材制造成形件頂部堆積層的顯微硬度平均值為44.8 HV ±2.7 HV，中部堆積層的顯微硬度平均值為42.8 HV ±1.8 HV，底部堆積層的平均硬度值為41.6 HV ±0.5 HV.中部和底部堆積層在增材制造過程中經(jīng)歷了多次摩擦熱輸入的影響，堆積層中部和底部硬度的平均值要略低于頂部堆積層，整體堆積層的顯微硬度分布較均勻.由于攪拌頭底部攪拌針對熱塑化材料的攪拌處理作用，同一堆積層內(nèi)部的晶粒尺寸分布具有一定的均勻性，證明熱塑化材料得到了充分且均勻化的攪拌處理.

圖7 不同區(qū)域的顯微硬度分布Fig.7 Microhardness distribution in different areas

2.3 拉伸性能評價

圖8 為增材方向的拉伸性能測試結(jié)果，增材制造沿堆積方向的抗拉強度可達207.1 MPa ± 3.2 MPa，斷后伸長率為19.6 % ± 5.3%.攪拌針對熱塑化材料的攪拌摩擦處理，提高了堆積層與層之間界面結(jié)合的致密性.在3 000 mm/min 的送絲速度下，冷金屬過渡增材制造鋁合金成形件沿堆積方向的抗拉強度為156 MPa，延伸率為13.9%[16]，增材制造工藝成形件中鋁合金沿堆積層方向的抗拉強度相比于冷金屬過渡增材制造技術提高34%，斷后伸長率提高41%.連續(xù)進給攪拌摩擦增材制造鋁合金優(yōu)質(zhì)性能成形較冷金屬過渡增材制造工藝具有顯著的優(yōu)勢.

圖8 沿堆積方向的拉伸性能測試結(jié)果Fig.8 Tensile properties along the stacking direction

圖9 為沿堆積方向選區(qū)A 的拉伸斷口形貌，從沿堆積方向的整體的SEM 斷口形貌來看(圖9a)，斷口表面形貌具有大量的均勻分布的韌窩和局部的撕裂棱組成，選區(qū)斷口形貌(圖9b)中不存在氣孔及裂紋等缺陷，塑性較好，表現(xiàn)為典型的韌性斷裂模式.底部的堆積層在多次熱循環(huán)的影響下，晶粒組織尺寸較大，因此會在底部堆積層優(yōu)先開裂.

圖9 拉伸斷口形貌Fig.9 Tensile fracture morphologies.(a) overall fracture morphology of additive layers; (b) fracture morphology of the selected area

3 結(jié)論

(1) 提出了連續(xù)進給攪拌摩擦增材制造方法，鋁合金絲材經(jīng)由送絲孔進入儲料腔，攪拌頭連續(xù)熱塑化并向下擠壓鋁合金材料，攪拌針在堆積層間的攪拌作用有效地提高了堆積層間的界面結(jié)合，成功制備了成形良好的鋁合金多層閉環(huán)結(jié)構(gòu)件，各堆積層成形厚度平均為1.2 mm，證明了增材制造過程的連續(xù)性和穩(wěn)定性.

(2) 連續(xù)進給攪拌摩擦增材制造過程中，熱塑化材料被攪拌頭連續(xù)剪切并向下擠壓，攪拌針與熱塑化材料之間發(fā)生相對剪切滑動，堆積層間界面結(jié)合良好，無溝槽和弱連接等缺陷，攪拌摩擦增材制造的堆積層各區(qū)域均為細小的等軸晶粒.

(3) 增材制造成形件整體的硬度值波動較小，增材方向的抗拉強度可達207.1 MPa ± 3.2 MPa，斷后伸長率為19.6% ± 5.3%，拉伸斷口表面中存在大量致密的韌窩，表現(xiàn)為典型的韌性斷裂特征.