6061鋁合金攪拌摩擦增材堆焊工藝研究

趙海濤， 李 輝， 李佳義， 柴 祿， 郭德倫

中國(guó)航空制造技術(shù)研究院 航空焊接與連接技術(shù)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100024

0 前言

金屬增材制造技術(shù)已逐漸開(kāi)始應(yīng)用于工程結(jié)構(gòu)制造。然而，目前普遍采用的激光、電子束和電弧等熱源的金屬熔化增材制造工藝應(yīng)用于鋁合金材料時(shí)易出現(xiàn)氣孔、熱裂紋等缺陷［1］，以及晶粒優(yōu)先方向生長(zhǎng)導(dǎo)致的組織力學(xué)性能各向異性［2-4］。另外，在6061 鋁合金增材制造中，鋅（Zn）、鎂（Mg）和硅（Si）等合金元素的燒損導(dǎo)致了材料的抗腐蝕性能惡化［5-6］。

近年來(lái)開(kāi)發(fā)的攪拌摩擦增材制造技術(shù)能夠克服金屬熔化增材制造工藝存在的不足，逐漸顯現(xiàn)出其在鋁合金材料增材制造方面的優(yōu)勢(shì)。首先，在鋁合金材料攪拌摩擦增材區(qū)域的最高溫度通常不超過(guò)600 ℃，低于鋁合金材料熔點(diǎn)，為固相增材過(guò)程［7］，避免了金屬熔化增材工藝的液態(tài)金屬凝固過(guò)程中易出現(xiàn)氣孔、熱裂紋以及元素?zé)龘p等問(wèn)題。其次，在鋁合金攪拌摩擦增材過(guò)程中，沉積金屬經(jīng)歷了擠出、扭轉(zhuǎn)和剪切誘導(dǎo)變薄等劇烈的熱塑性形變，并伴隨著動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，形成了等軸細(xì)晶、各向同性的晶粒組織，表現(xiàn)出優(yōu)異的力學(xué)性能［8-11］。然而，攪拌摩擦增材制造工藝的研究剛剛起步，仍然缺乏深入研究。本文針對(duì)攪拌摩擦增材制造技術(shù)應(yīng)用于表面堆焊，重點(diǎn)分析工藝參數(shù)對(duì)堆焊層的成形尺寸和層內(nèi)晶粒尺寸的影響規(guī)律。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 工藝原理

攪拌摩擦增材制造技術(shù)應(yīng)用于表面堆焊的工藝原理如圖1所示。送給棒料穿過(guò)中空刀具，在一定下壓力作用下，棒料底部抵觸金屬底板表面，與此同時(shí)，高速旋轉(zhuǎn)的中空刀具帶動(dòng)金屬棒料同步旋轉(zhuǎn)，使之與金屬底板表面接觸摩擦產(chǎn)熱，棒料底部的毗鄰材料受熱受壓后轉(zhuǎn)化為流動(dòng)熱塑變材料，在刀具底面的攪拌作用下堆積到金屬底板，形成堆焊層。涉及的主要工藝參數(shù)包括：旋轉(zhuǎn)速度S、行進(jìn)速度V、送料速率V2和刀具底部與金屬底板的間隙G，金屬棒料沿順時(shí)針?lè)较颍ǜ┮暎└咚傩D(zhuǎn)。

圖1 攪拌摩擦增材堆焊工藝示意Fig.1 Schematic diagram of surfacing process by additive friction stir deposition

1.2 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)所采用的金屬棒料為A6061-T652鋁合金鍛件，規(guī)格為9.5 mm×9.5 mm×350 mm，微觀組織形貌如圖2所示，主要成分如表1所示。金屬底板為板厚5 mm的5A06鋁合金板材。

表1 A6061鋁合金合金化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 1 Chemical composition of A6061 aluminium alloy （wt.%）

圖2 A6061鋁合金鍛件的微觀組織形貌Fig.2 Microstructure and morphology of A6061 aluminium alloy forging

1.3 試驗(yàn)方法

設(shè)定其他工藝參數(shù)不變，分析單一工藝參數(shù)的變化對(duì)堆焊層形狀尺寸和層內(nèi)晶粒尺寸的影響。堆焊層試件由一根金屬棒料在金屬底板上連續(xù)增材堆焊制備而成。試驗(yàn)所采用的工藝參數(shù)如表2所示。圖3 為堆焊層試件照片，表面呈現(xiàn)均勻的魚(yú)鱗紋形貌。

表2 攪拌摩擦增材堆焊工藝參數(shù)Table 2 Parameters of surfacing process by additive friction stir deposition

圖3 摩擦堆焊層照片F(xiàn)ig.3 Photo of surfacing specimen

采用游標(biāo)卡尺測(cè)試堆焊層的長(zhǎng)度L和寬度W，如圖3所示。在增材態(tài)的堆焊層試樣上，采用線切割方法在圖3 的上方、中心和下方的位置取金相試樣，打磨拋光金相試樣橫截面，采用Keller試劑腐蝕組織形貌。采用LeicaDM5000 光學(xué)顯微鏡觀察堆焊層的微觀組織形貌。采用JSM7900F電子背散射（EBSD）掃描電鏡測(cè)試堆焊層的晶粒尺寸。堆焊層試樣經(jīng)過(guò)T652熱處理后，沿長(zhǎng)度方向在堆焊層中取板狀拉伸試樣（見(jiàn)圖4），在EMSYS拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行室溫拉伸性能測(cè)試。

圖4 拉伸試樣尺寸Fig.4 Schematic diagram of the main dimensions of the tensile specimen

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 堆焊層的成形尺寸與工藝參數(shù)的關(guān)系

由圖5 可知，在送料速率為420 mm/min、間隙為2.5 mm條件下，金屬棒料的旋轉(zhuǎn)速度由300 r/min增加至338 r/min時(shí)，堆焊層的寬度W和長(zhǎng)度L均稍微增加，而當(dāng)旋轉(zhuǎn)速度進(jìn)一步增加到375 r/min 時(shí)，則出現(xiàn)堆焊層的寬度W明顯增加，而長(zhǎng)度L則明顯減少，顯然，此時(shí)熱塑變材料更傾向于在寬度方向鋪展，從而降低了在堆焊層長(zhǎng)度方向的鋪展效率，而寬度增加將導(dǎo)致加工余量增加，導(dǎo)致材料利用率降低。

圖5 旋轉(zhuǎn)速度與堆焊層長(zhǎng)度L和寬度W的關(guān)系Fig.5 Relationship between rotation speed and length L and width W of surfacing layer

由圖6 可知，在旋轉(zhuǎn)速度為300 r/min、間隙為2.5 mm條件下，金屬棒料的送料速率由400 mm/min增加至440 mm/min 時(shí)，堆焊層的寬度W稍微降低，而長(zhǎng)度L則明顯增加，此時(shí)熱塑變材料在長(zhǎng)度方向的鋪展效率最高。但隨著送料速率由440 mm/min繼續(xù)增加時(shí)，堆焊層的寬度W小幅度增加，而長(zhǎng)度L先出現(xiàn)較大幅度減少，而后趨于穩(wěn)定。由此表明過(guò)高的送料速率降低了熱塑變材料在堆焊層長(zhǎng)度方向的鋪展效率。

圖6 送料速率與堆焊層長(zhǎng)度L和寬度W的關(guān)系Fig.6 Relationship between feeding rate and length L and width W of surfacing layer

由圖7 可知，在旋轉(zhuǎn)速度為300 r/min 和送料速率為420 mm/min條件下，當(dāng)?shù)毒叩撞颗c金屬底板表面之間的間隙由2.3 mm 增加至2.8 mm 時(shí)，堆焊層的寬度W稍微降低，而長(zhǎng)度L明顯增加，此時(shí)熱塑變材料在長(zhǎng)度方向鋪展效率最高。然而，當(dāng)間隙由2.8 mm 進(jìn)一步增加時(shí)，堆焊層的長(zhǎng)度L則顯著減少，寬度W小幅增加。由此可見(jiàn)，過(guò)大的間隙降低了熱塑變材料在堆焊層長(zhǎng)度方向的鋪展效率。

圖7 間隙與堆焊層的長(zhǎng)度L和寬度W的關(guān)系Fig.7 Relationship between gap between tool bottom and plate surface and length L and width W of surfacing layer

2.2 堆焊層的晶粒尺寸與工藝參數(shù)的關(guān)系

通常在鋁合金的攪拌摩擦增材過(guò)程中，熱塑變材料的晶粒先被擠壓形成薄而細(xì)長(zhǎng)的晶粒，然后在鋸齒狀的大角度晶界處被“掐斷”，進(jìn)而轉(zhuǎn)變?yōu)閬喚С叽绲牡容S晶粒，晶粒的形變量越大，晶粒越細(xì)小，即所謂幾何連續(xù)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶機(jī)制［8］。圖8 為A6061堆焊層中心區(qū)域沿縱向截面的宏觀組織形貌，可見(jiàn)沿堆焊行進(jìn)方向堆焊層材料流動(dòng)走向呈現(xiàn)規(guī)律性。由圖9 可知，A6061 堆焊層的光學(xué)微觀組織形貌為尺寸均勻的等軸晶組織。采用電子背散射技術(shù)測(cè)試的晶粒形貌如圖10所示，晶粒尺寸分布范圍為6～10 μm。顯然，與傳統(tǒng)A6061 鍛件的晶粒尺寸（20～30 μm）相比，A6061 增材堆焊層的微觀組織為超細(xì)晶組織。

圖8 摩擦堆焊層縱向低倍照片F(xiàn)ig.8 Photo of longitudinal low magnification of friction overlay layer

圖9 A6061堆焊層組織的光學(xué)顯微照片F(xiàn)ig.9 Optical micrograph of microstructure of A6061 surfacing layer

圖10 A6061堆焊層晶粒組織的EBSD測(cè)試結(jié)果Fig.10 EBSD results of grain structure of A6061 surfacing layer

送料速率與堆焊層晶粒尺寸的關(guān)系如圖11所示。當(dāng)送料速率為420 mm/min時(shí)，堆焊層中心區(qū)域的晶粒尺寸約為8 μm，隨著送料速率進(jìn)一步增加，堆焊層的晶粒尺寸顯著減小，而當(dāng)送料速率超過(guò)460 mm/min 時(shí)，晶粒尺寸減小的趨勢(shì)減緩。顯然，送料速率增加必然要求對(duì)金屬棒料施加更大下壓力，從而增加熱塑變材料晶粒組織的形變量，獲得更為細(xì)小的晶粒。

圖11 送料速率與堆焊層組織的晶粒尺寸關(guān)系Fig.11 Relationship between feeding rate and grain size of surfacing layer

圖12 為堆焊層各區(qū)域（圖3 中上方、中心和下方位置）的晶粒尺寸與金屬棒料旋轉(zhuǎn)速度的關(guān)系?？梢?jiàn)，各區(qū)域的晶粒尺寸均隨著金屬棒料旋轉(zhuǎn)速度增加而增加。旋轉(zhuǎn)速度為300 mm/min 時(shí)的堆焊層各區(qū)域EBSD 測(cè)試結(jié)果如圖13所示。當(dāng)金屬棒料旋轉(zhuǎn)速度超過(guò)340 r/min 時(shí)，晶粒尺寸增長(zhǎng)速率放緩。這一現(xiàn)象可以解釋為：隨著金屬棒料的旋轉(zhuǎn)速度增加，摩擦產(chǎn)熱量也將會(huì)相應(yīng)增加，使得各區(qū)域的溫度升高，有利于晶粒長(zhǎng)大。當(dāng)各區(qū)域的總熱量趨于飽和時(shí)，增加金屬棒料的旋轉(zhuǎn)速度對(duì)于晶粒長(zhǎng)大的影響呈現(xiàn)邊際效應(yīng)。由圖12也可以看出，各區(qū)域的晶粒尺寸分布具有一定規(guī)律性，即中心＞上方＞下方。這一現(xiàn)象應(yīng)當(dāng)與增材過(guò)程中各區(qū)域的總熱量的差異有直接相關(guān)性。由于總熱量是影響晶粒長(zhǎng)大的關(guān)鍵因素，由此可以推斷出增材區(qū)域的總熱量分布依次為中心＞上方＞下方。

圖12 旋轉(zhuǎn)速度與堆焊層組織的晶粒尺寸關(guān)系Fig.12 Relationship between rotation speed and grain size of surfacing layer

圖13 堆焊層各區(qū)域的EBSD測(cè)試結(jié)果（旋轉(zhuǎn)速度為300 mm/min）Fig.13 EBSD test results for each area of the surfacing layer （rotation speed 300 mm/min）

由圖14可知，刀具底面與底板表面之間的間隙對(duì)堆焊層的晶粒尺寸產(chǎn)生了顯著影響。當(dāng)間隙為3.0 mm 時(shí)，堆焊層各個(gè)區(qū)域的晶粒尺寸相對(duì)最大，此時(shí)各區(qū)域的總熱量應(yīng)當(dāng)最大。另外，由圖14可以看出，堆焊層各區(qū)域的晶粒尺寸分布與圖12 一致，即中心＞上方＞下方。

圖14 間隙與堆焊層組織的晶粒尺寸關(guān)系Fig.14 Relationship between the gap between tool bottom and plate surface and grain size of surfacing layer

2.3 堆焊層的拉伸性能分析

經(jīng)過(guò)T652 熱處理后的堆焊層和A6061-T652鍛件的室溫拉伸性能的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖15所示?？梢钥闯?，兩種材料的彈性應(yīng)力-應(yīng)變曲線階段基本重合。然而，隨著拉應(yīng)力進(jìn)一步增加，鍛件試樣先于堆焊層材料開(kāi)始屈服，而且后者在屈服階段的應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)均略高于前者。另外，也可以看到大部分的堆焊層材料試樣的縮頸區(qū)域的拉伸應(yīng)變跨度小于鍛件材料。由圖16可知，堆焊層材料的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度均略高于鍛件材料，兩者的延伸率均在8%～16%之間波動(dòng)，均值基本相當(dāng)，如圖17所示。堆焊層拉伸試件的宏觀斷口形貌呈犬牙交錯(cuò)、起伏較大特征，斷面各區(qū)域微觀形貌密布深韌窩和撕裂脊，為典型延性斷口形貌，如圖18所示。

圖15 堆焊層和鍛件的拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.15 Tensile stress-strain curves of surfacing layer and forging

圖16 堆焊層和鍛件的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度對(duì)比Fig.16 Comparison of tensile strength and yield strength between sufacing layer and forging

圖17 堆焊層和鍛件的延伸率對(duì)比Fig.17 Comparison of elongation between sufacing layer and forging

圖18 堆焊層的拉伸斷口形貌Fig.18 Tensile fracture morphology of surfacing layer

3 結(jié)論

（1）攪拌摩擦增材制造的主要工藝參數(shù)對(duì)堆焊層的長(zhǎng)度和寬度產(chǎn)生了重要影響。當(dāng)金屬棒料的旋轉(zhuǎn)速度為338 r/min時(shí)，熱塑變材料在長(zhǎng)度方向的鋪展效率最高；當(dāng)金屬棒料送料速率為440 mm/min時(shí)，熱塑變材料在長(zhǎng)度方向的鋪展效率最高；當(dāng)?shù)毒叩撞颗c金屬底板表面之間的間隙為2.8 mm時(shí)，熱塑變材料在長(zhǎng)度方向的鋪展效率最高。

（2）攪拌摩擦增材制造的主要工藝參數(shù)對(duì)堆焊層的晶粒尺寸也有重要影響。隨著送料速率的增加，堆焊層的晶粒尺寸顯著減小及至趨勢(shì)減緩；堆焊層各區(qū)域的晶粒尺寸均隨著金屬棒料旋轉(zhuǎn)速度增加而增加；刀具底面與底板表面之間的間隙為3.0 mm 時(shí)，堆焊層的晶粒尺寸相對(duì)最大；堆焊層各區(qū)域的晶粒尺寸排列順序?yàn)椋褐行模旧戏剑鞠路健?/p>

（3）堆焊層材料的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度均略高于鍛件材料，兩者的延伸率則基本相當(dāng)，拉伸斷口為典型延性斷裂特征。