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层间距对棒材送进式搅拌摩擦沉积增材2219铝合金组织及力学性能影响

江小辉, 戴园城, 郭维诚, 杨天豪

江小辉, 戴园城, 郭维诚, 杨天豪. 层间距对棒材送进式搅拌摩擦沉积增材2219铝合金组织及力学性能影响[J]. 焊接学报, 2025, 46(2): 102-111. DOI: 10.12073/j.hjxb.20240908001
引用本文: 江小辉, 戴园城, 郭维诚, 杨天豪. 层间距对棒材送进式搅拌摩擦沉积增材2219铝合金组织及力学性能影响[J]. 焊接学报, 2025, 46(2): 102-111. DOI: 10.12073/j.hjxb.20240908001
JIANG Xiaohui, DAI Yuancheng, GUO Weicheng, YANG Tianhao. Effect of interlayer spacing on the microstructure and mechanical properties of 2219 aluminum alloy by rod feed additive friction stir deposition[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2025, 46(2): 102-111. DOI: 10.12073/j.hjxb.20240908001
Citation: JIANG Xiaohui, DAI Yuancheng, GUO Weicheng, YANG Tianhao. Effect of interlayer spacing on the microstructure and mechanical properties of 2219 aluminum alloy by rod feed additive friction stir deposition[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2025, 46(2): 102-111. DOI: 10.12073/j.hjxb.20240908001

层间距对棒材送进式搅拌摩擦沉积增材2219铝合金组织及力学性能影响

基金项目: 上海交通大学机械系统与振动全国重点实验室开放基金:航天高性能铝合金构件固相搅拌摩擦沉积增材制造技术研究(MSV202312)
详细信息
    作者简介:

    江小辉,博士,教授,博士研究生导师;主要研究方向为航空航天制造技术 ;Email: jiangxh@usst.edu.cn

    通讯作者:

    郭维诚,博士,副教授;Email: wcguo@usst.edu.cn.

  • 中图分类号: TG 495

Effect of interlayer spacing on the microstructure and mechanical properties of 2219 aluminum alloy by rod feed additive friction stir deposition

  • 摘要:

    为了提高航天高强韧2219-T8铝合金的固相增材制造性能,采用搅拌摩擦沉积工艺分别制备了层间距为1 mm,1.5 mm和2 mm的单道多层沉积件,分析了层间距对沉积件微观组织和力学性能的影响. 结果表明,层间距从2 mm 减小到1 mm 时,沉积件的致密无缺陷区域从24.5 mm扩大到33 mm,材料结合更加充分;同时沉积件的晶粒明显细化,平均晶粒尺寸从 3.69 μm 减小到 2.27 μm;沉积件的硬度没有明显变化,整体上硬度梯度增大,但均质性更好;沉积件构建方向的抗拉强度和断后伸长率分别提高了26 MPa和3%,而纵向的力学性能变化不大. 当层间距为1 mm时,沉积件表现出最优的材料性能,屈服强度达122 MPa,抗拉强度达207 MPa,断后伸长率达7%,平均硬度达75.6 HV.

    Abstract:

    In order to improve the solid phase additive manufacturing performance of aerospace high strength and toughness 2219-T8 aluminum alloy, single-channel multi-layer deposition parts with interlayer spacing of 1 mm, 1.5 mm and 2 mm were prepared by friction stir deposition process in this study. The effects of interlayer spacing on the microstructure and mechanical properties of the deposited parts were analyzed. The results show that when the interlayer spacing was reduced from 2 mm to 1 mm, the dense defect-free area of the deposited part was expanded from 24.5 mm to 33 mm, and the material bonding was more sufficient. At the same time, the grains of the deposited parts were obviously refined, and the average grain size was reduced from 3.69 μm to 2.27 μm. The hardness of the deposited parts did not change significantly, and the overall hardness gradient increased, but the homogeneity was better. The tensile strength and elongation of the deposited parts in the construction direction increased by 26 MPa and 3 %, respectively, while the longitudinal mechanical properties did not change much. When the interlayer spacing was 1 mm, the deposited parts show the best material properties, the yield strength was 122 MPa, the tensile strength was 207 MPa, the elongation after fracture was 7%, and the average hardness was 75.6 HV.

  • 2219铝合金因其优越的力学性能和可焊性,在航天运载火箭大型结构件中被广泛使用[1]. 传统运载火箭的大型储料箱通常采用瓜瓣拉形加拼焊的方法制造,不仅会产生橘皮或是断裂等缺陷[2],而且焊缝位置容易产生破裂、断裂和加工周期长等问题[3]. 随着增材制造技术的发展,其高加工效率、小加工余量和无模具等优点使其在火箭构件制造中得到了广泛关注. 采用增材制造技术实现火箭构件制造,已成为国内外研究的热点[4-5]. 搅拌摩擦沉积增材(additive friction stir deposition, AFSD)技术是一种新兴的金属固相增材技术, 通过将传统的搅拌摩擦焊(friction stir welding, FSW)工艺与增材沉积技术相结合,克服了传统增材制造技术中的诸多限制,有望用于飞机和航天设备中的大型结构部件制造. 该工艺通过旋转的圆柱搅拌工具以特定的速度将金属棒料或金属粉末喂料层层堆积到基板表面,形成所需的三维结构. 由于在增材过程中材料不发生熔化, 所以AFSD能减少熔覆增材的孔隙、热裂纹等熔化缺陷[6].

    近年来,AFSD技术备受关注,已发现该工艺适用于铝合金、镁合金、铜合金等多种材料,已有不少学者开展相关工艺参数的研究[79]. 王瑞林等人[10]发现带凸台的打印工具可以极大促进沉积界面及内部的材料混合程度;张明等人[11]发现主轴转速增加使沉积层经历的温度升高,导致晶粒长大;唐文珅等人[12]发现低转速有利于工具轴肩施加摩擦挤压与剪切变形作用,塑化金属流动更充分,表面成形也更光滑;Williams等人[13]发现,当沉积间距(搅拌工具转速/横移速度)大于4 rev/mm时,沉积态7020铝合金能够获得近各向同性的力学性能;Griffiths等人[14]研究表明,Al-Mg-Si合金在FSD加工中,连续再结晶随着应变的增加而进行;Phillips等人[15]探讨了工艺参数对6061铝合金沉积层微观组织和力学性能的影响,发现随着转速和横移速度的增大,沉积层的平均硬度也显著提高;Garcia等人[16]研究了沉积过程中温度的演变和产热特性,发现温度峰值和转速的平方与横移速度呈幂律关系.

    AFSD工艺搅拌工具的轴肩主要分为无凸起和有凸起两类[17]. Chen 等人[18]使用无凸起的搅拌工具进行了层高为 1 mm的AFSD试验,发现极限抗拉强度与转速和进给量呈正相关,而断后伸长率则呈负相关;Tang 等人[19]进行了层高为 4 mm的AFSD试验,发现沿沉积物构建方向的极限抗拉强度和断后伸长率可分别达到母材的48.4%和115%;此外,一些研究人员利用带有泪滴形、球形和半球形突起的搅拌工具,对不同的工艺参数和行进路线进行了试验[20-22],均在沉积物中发现了细小的等轴晶. 众所周知,层高越高,效率越高,然而目前大多数研究中凸起高度和层间距都是固定的,不同的凸起高度和层间距对微观结构和力学性能的影响还需要进一步评估和研究.

    文中采用1.5 mm凸起工具,分别以1 mm(凸起高度大于层间距,深度搅拌)、1.5 mm(凸起高度等于层间距,正常搅拌)和2 mm(凸起高度小于层间距,不充分搅拌)的层间距制造了2219-T8铝合金的单道多层沉积件,分析了多层2219-T8铝合金沉积层的微观组织、纵向和构建方向的力学性能、硬度以及断口形貌,以期为AFSD领域的发展提供试验依据.

    搅拌摩擦沉积增材工艺试验采用自主研发的搅拌摩擦沉积机床,试验场景如图1所示. 搅拌工具由H13钢制成,轴肩的直径为 46 mm,端面有4个 1.5 mm的半球形突起. 喂料使用带有9.5 mm圆角半径的2219-T8铝合金方棒,尺寸为200 mm × 15 mm × 15 mm,其元素组成见表1. 采用400 mm × 400 mm × 20 mm尺寸的铝合金作为基板,通过夹具固定在工作台上.

    图  1  试验设备和搅拌工具
    Figure  1.  Experimental equipment and stir tool

    加工过程中,首先将棒料放入搅拌工具内部,并调整到相应的层间距高度. 搅拌工具以450 ~ 500 r/min的转速带动棒料旋转,同时在构建方向压杆以48 mm/min的速度挤压棒料. 金属棒料通过摩擦和塑性变形不断升温,直至软化并填充轴肩到基板的间隙. 随后,以280 ~ 300 mm/min的横移速度和120 ~ 195 mm/min的送料速度进行往复沉积,逐层堆积,如图2所示. 层间距分别为1 mm,1.5 mm和2 mm,如图3所示.

    表  1  铝合金的化学成分(质量分数,%)
    Table  1.  Chemical composition of 2219 aluminium ally
    Cu Mn Si Zr Fe Mg Zn V Ti Al
    5.8 ~ 6.8 0.2 ~ 0.4 ≤0.2 0.10 ~ 0.25 ≤0.3 0.04 0.1 0.05 ~ 0.15 0.02 ~ 0.10 余量
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    图  2  AFSD工艺示意图
    Figure  2.  Schematic of the AFSD process
    图  3  层间距示意图
    Figure  3.  Schematic of interlayer spacing

    采用线切割技术沿构建方向从沉积件的上、中和下部制备方形试样用于金相和显微硬度检测. 拉伸试样分别从沉积件的底部、中部和顶部沿纵向和构建方向加工,如图4所示. 将金相试样镶嵌,经过逐级机械磨抛后,使用Weck试剂(100 mL蒸馏水 + 4 g高锰酸钾 + 1 g氢氧化钠)进行腐蚀,时间为 10 ~ 30 s,再使用酒精清洗试样表面. 使用蔡司 LSM 900 金相显微镜对金相试样晶粒组织进行观察,以获取沉积层的微观形貌. 使用HXS-1000TAKY显微硬度计在金相试样进行横截面硬度分析,载荷设置为200 g,持续时间15 s,分别在试样上、中、下层选取3列,每列10个点,间距为1 mm. 按照国家标准GB/T228.1—2021《金属材料 拉伸试验第1部分:室温试验方法》在CMT5305万能试验机进行室温准静态拉伸试验,图5(a) 和图5(b) 两个方向试样的拉伸速率分别为0.29 mm/min和0.4 mm/min,采用IT500HR日本电子扫描电镜观察试样断口形貌.

    图  4  采样位置示意图
    Figure  4.  Specimens locations in AA2219 deposits
    图  5  拉伸试样示意图(mm)
    Figure  5.  Diagram of tensile specimen. (a) traverse direction specimen; (b) build direction specimen

    层间距、横移速度、送料速度相互匹配,是实现连续稳定摩擦搅拌沉积成形的关键. 根据质量守恒定律可知,在热输入足够的情况下,单位时间内从送料通道送出棒料的质量与摩擦搅拌成形沉积层的质量相等,即

    $$ {v}_{1}\times b\times d\times \rho = {v}_{2}\times S\times \rho $$ (1)

    式中:v1为横移速度;v2为送料速度;b为沉积层宽度;d为沉积层厚度;S为填充棒料截面积;ρ为材料的密度.

    沉积层的厚度d与层间距相关,沉积层的宽度b与搅拌工具直径基本相等,即在层间距、搅拌工具直径、棒料的横截面尺寸确定的情况下,横移速度和送料速度之间理论上呈线性关系,即

    $$ \frac{{v}_{1}}{{v}_{2}} = \frac{S}{b\times d} $$ (2)

    由式(2)可以发现,层间距发生变化时,横移速度和送料速度的匹配会有较大的差异. 根据上述分析,展开不同层间距搅拌摩擦沉积增材试验,具体试验参数见表2.

    表  2  试验具体工艺参数
    Table  2.  Test the specific process parameters
    层间距
    s/mm
    转速
    n/(r·min−1)
    横移速度
    v1/(mm·min−1)
    送料速度
    v2/(mm·min−1)
    1 450 280 120
    1.5 450 280 140
    2 450 300 195
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    图6为不同层间距AFSD金相试样截面的宏观形貌. 可以看出,沉积层的中心区域层间充分结合,形成了细小且致密的组织,表明在沉积过程中,该区域的材料塑化较为充分. 在截面的两侧为沉积件的边缘区域,该区域层间连接界面相对清晰,部分层间存在孔洞、未结合和弱连接等缺陷(图6(d)).可以发现,1 mm和1.5 mm层间距试样的中心区域在32 ~ 33 mm,而2 mm层间距试样的中心区域减小至约24.5 mm,此外,2 mm层间距试样的缺陷区域更明显且数量更多. 在增材过程中,材料不仅收到轴肩的挤压和摩擦,还受到凸起物的搅拌作用. 结合图1搅拌工具结构可以发现,轴肩外侧凸起物的距离(32 mm)与中心区域的距离相近,表明凸起物的分布一定程度上影响了沉积件中心区域的大小.随着层间距从2 mm到1 mm,凸起物对沉积材料搅拌作用增强,使更多材料得到了充分搅拌,从而扩大了中心区并减少了缺陷.

    图  6  沉积层宏观形貌
    Figure  6.  Macroscopic morphology of sedimentary layer. (a) 1 mm; (b) 1.5 mm; (c) 2 mm; (d) deposition layer defects

    在金相试样截面上,可以观察到许多分层的偏心椭圆环和半圆环组成的流动形貌,这种形貌是由于新沉积层与前一层上方界面摩擦时,塑化材料强烈流动伴随着摩擦剪切所形成的. 在2 mm层间距时,这种形貌最为明显,推测其原因是随着层间距减小,搅拌工具轴肩的剪切摩擦作用增加,促进了金属之间的结合,导致这种形貌减少.

    图7为AFSD单道多层不同层间距下增材试样的微观组织及晶粒尺寸分布. 经过AFSD工艺后,沉积层材料受到剧烈搅拌和热循环作用,发生了动态再结晶,晶粒组织呈现为细小等轴晶. 与原始棒料母材的晶粒(30 μm)相比[23],增材层微观组织明显细化且无明显则优取向. 1 mm层间距的平均晶粒尺寸为2.27 μm ± 0.97 μm,1.5 mm层间距的平均晶粒尺寸为2.81 μm ± 1.24 μm,2 mm层间距的平均晶粒尺寸为3.69 μm ± 1.45 μm.可以发现,2 mm层间距的晶粒尺寸差异比较明显,而1 mm层间距晶粒尺寸差异最小,表明1 mm层间距的增材组织有着较好的均质性. 随着层间距的增加,晶粒平均尺寸呈增大的趋势,但变化范围不大,可能是由于在1 mm层间距时,轴肩的凸起物会对前一层沉积的材料进行二次搅拌,二次搅拌引起应变增加,改善了动态再结晶,使得晶粒进一步细化[24].

    图  7  微观组织及晶粒尺寸分布
    Figure  7.  Microstructure and grain size distribution. (a) 1 mm interlayer spacing; (b) 1.5 mm interlayer spacing; (c) 2 mm interlayer spacing

    图8图9分别为2219铝合金母材与2 mm层间距沉积层扫描电镜的微观组织和元素分析结果. 对比图8(a)、图8(b) 和图9(a)、图9(b) 可以发现,经过搅拌摩擦沉积工艺后2219-T8 母材中粗大的第二相粒子破碎和细化,只剩下少数10 μm左右的第二相粒子,大量细碎1 μm左右的析出相粒子弥散分布在材料中,第二相面积分数由8.21%上升到16.98%,表明搅拌摩擦沉积工艺能够有效的细化对第二相粒子,归因于在沉积过程中轴肩的压力和凸起的搅拌作用,使得粒子经历了剧烈的旋转和剪切,引起了破碎并溶解在合金基体中,随后在自然冷却过程中析出并呈点状分布于基体中,因此搅拌摩擦沉积过程削弱了母材原有的时效硬化特性,从而导致沉积态整体性能低于母材. 在外载荷下,这些细小的第二相粒子能够抑制位错的滑移运动,从而提高材料的塑性.

    图  8  2219-T8母材SEM表征结果
    Figure  8.  SEM characterization results of 2219-T8 substrate. (a) low magnification SEM morphology; (b) high magnification SEM morphology; (c) EDS analysis results of coarse second phase; (d) EDS analysis results of fine second phase
    图  9  沉积层SEM表征结果
    Figure  9.  SEM characterization results of the deposition layer. (a) low magnification SEM morphology; (b) high magnification SEM morphology; (c) EDS analysis results of coarse second phase; (d) EDS analysis results of fine second phase

    结合图8(c)、图8(d) 和图9(c)、图9(d) 的EDS结果分析可知,母材和沉积态材料中粗大结晶相粒子均为Al2Cu, 细小的弥散相为Al7Cu2(Fe,Mn),在沉积态材料中还存在Al3Zr相. 而Al2Cu相和Al7Cu2相通常为脆性相,在服役过程中易造成应力集中,成为裂纹核源核裂纹扩展通道,导致材料韧性差. 同时这类第二相在后续热处理过程中很难充分溶解,致使亚稳态过饱和固溶体中Cu元素含量较少,进而降低合金时效析出驱动力,导致材料强度不足. 当有Al3Zr粒子析出时,细小的Al3Zr粒子将作为形核的质点,促使合金晶粒细化.但Zr元素含量过高时生成的初生 Al3Zr 粒子又容易因应力集中发生脆断,反而降低合金力学性能[25].

    增材区域不同沉积层的维氏硬度的平均波动如图10所示. 1 mm层间距时,沉积件上部、中部和下部的平均硬度值分别为76.2 HV,69 HV和68.7 HV;对于1.5 mm层间距,分别为74.2 HV,68.6 HV和68.6 HV;而当层间距增加至2 mm时,沉积件的硬度值分别为74.8 HV,72.6 HV和70.1 HV. 整体而言,材料硬度从顶部到底部呈逐渐降低的趋势,且顶部硬度值略高. 不同层间距的沉积件的整体硬度变化不显著,其中2 mm层间距沉积件的整体硬度较高,而1.5 mm层间距的沉积件硬度最低. 随着层间距增加,平均显微硬度值从71.3 HV降至70.4 HV后再次上升至72.5 HV,变化较小,这一现象的原因可能在于1 mm层间距下的深度搅拌过程中,凸起物不仅对当前层材料进行搅拌,还对前一层材料进行搅拌,导致材料的塑性变形更加剧烈,沉积时的温度较高[26]. 一方面,较高的温度有助于材料间的冶金结合,使得沉积层的均匀性较好;另一方面,高温促进了更多强化相的结合,降低了硬度. 与母材相比,沉积层晶粒均明显细化,但是其硬度却明显不及母材(145 HV),原因在于母材为可热处理强化铝合金,沉淀强化是其主要强化方式[23].

    图  10  不同层间距沉积层的显微硬度云图
    Figure  10.  Microhardness cloud diagram of deposited layers with different interlayer spacing. (a) 1 mm-top; (b) 1 mm-middle; (c) 1 mm-low; (d) 1.5 mm-top; (e) 1.5 mm-middle; (f) 1.5 mm-low; (g) 2 mm-top; (h) 2 mm-middle; (i) 2 mm-low

    不同层间距对沉积件整体硬度的影响较小.1 mm层间距下,沉积件上部硬度值峰值最高,且在构建方向上的硬度梯度较明显,而2 mm层间距的沉积件在构建方向上的硬度梯度最小,其原因可能是1 mm层间距试样下部沉积层经历了较高温度的热循环,促进了第二相的生长,从而减弱了强化效果,导致整体硬度梯度较为显著,且下部沉积层硬度较低[27]. 在不同层间距下,沉积层均出现低硬度区,这是由于尽管每层材料在沉积增材过程中经历了相似的摩擦挤压变形过程,增材层内的温度分布和变形速率仍存在差异. 摩擦界面处不仅温度较高,而且受到最剧烈的剪切变形作用,因此界面处的强化相比远离界面的强化相溶解更多[28]. 此外,在2 mm层间距下,由于凸起物的搅拌剪切作用减弱,第二相的大小和分布变得不均匀,从而使低硬度区更加明显,且硬度分布呈现明显的不均匀性.

    纵向和构建方向沉积层的力学性能测试结果如图11图12所示, 具体参数见表3. 可以明显的看出,沉积层纵向的力学性能均优于构建方向的力学性能,表明在构建方向材料的结合较弱,原因可能是在沉积过程中搅拌工具的旋转和挤压,会使得晶粒定向生长,导致纵向试样的力学性能优于构建方向试样的力学性能. 在纵向方向上,三种层间距的材料性能差异不大,其中1 mm层间距的力学性能略优,屈服强度达到153.3 MPa,抗拉强度达到288.3 MPa,断后伸长率达到17.3%.

    图  11  拉伸试验结果(纵向)
    Figure  11.  Tensile test results of deposits with different layer spacings (longitudinal direction)
    图  12  拉伸试验结果(构建方向)
    Figure  12.  Tensile test results of deposits with different layer spacings (build direction)
    表  3  不同方向和层间距沉积层的力学性能
    Table  3.  Mechanical properties of deposited layers with different directions and interlayer spacings
    试样 屈服强度
    RP0.2/MPa
    抗拉强度
    Rm/MPa
    断后伸长率
    A(%)
    1 mm纵向 153.3 288.3 17.3
    1.5 mm纵向 150.0 282.0 17.0
    2 mm纵向 162.3 269.2 15.6
    1 mm构建方向 122.0 207.3 7.0
    1.5 mm构建方向 130.0 207.5 7.2
    2 mm构建方向 138.3 181.0 4.2
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    在构建方向上,1 mm和1.5 mm层间距沉积件的平均性能几乎没有差异,抗拉强度均约为207 MPa,断后伸长率均约为7%. 然而,2 mm层间距的抗拉强度和断后伸长率相比1 mm和1.5 mm层间距分别下降12.7%和42%. 此外,可以发现1 mm沉积件的力学性能误差较小,而1.5 mm到2 mm层间距的力学性能误差逐渐增大,表明层间距大于凸起物高度,对沉积件纵向的力学性能影响不大,但抗拉强度和断后伸长率有所下降,可能是由于晶粒尺寸的减小导致晶界体积分数增加,从而减少了裂纹的扩展,提升了强度并增加了断后伸长率[29].

    深度搅拌(1 mm层间距)与正常搅拌(1.5 mm层间距)的力学性能差异不显著,而在不充分搅拌(2 mm层间距)条件下,构建方向的力学性能显著降低. Ghadimi等人[26]进一步探讨了层间距更小的搅拌摩擦工艺(凸起物高度大于2 mm,层厚1 mm),发现其力学性能低于2 mm和3 mm层间距,该研究与文中结果相似. 由此可推测,进一步减小层间距会导致力学性能下降. 当层间距大于凸起物高度或远小于凸起物高度时,沉积件构建方向的力学性能显著下降.而当层间距略小于凸起物高度时,沉积件可以得到最优的力学性能.

    图13为构建方向不同层间距的拉伸试样的断口形貌. 如图13 (a) 和图13(b) 所示,1 mm和1.5 mm层间距试样的断口呈现延性断裂特征,由微孔的形核、长大和聚集引起的韧窝断裂,断口处存在大量的韧窝,部分韧窝底部存在第二相粒子,并在不同层间距试样的断口处可以观察到明显的撕裂棱,表明构建方向的试样具有低塑性变形的特征;图13(c) 为强度和塑性较低的2 mm层间距试样,表现为准解理断裂特征,宏观上有着河流花样的形貌,微观上既有高密度的撕裂棱,又有一定数量的小且浅韧窝,表明1 mm和1.5 mm层间距的试样经历了更多的塑性变形,与2 mm层间距试样相比,这些试样的凸起物在搅拌过程中与材料的相互作用更为充分,导致了更大颗粒和夹杂物的破裂,从而提高了试样的强度和延展性[30].

    图  13  构建方向不同层间距拉伸试样的断口形貌
    Figure  13.  The fracture morphology of the tensile specimens in the building direction under different interlayer spacings. (a) 1 mm; (b) 1.5 mm; (c) 2 mm

    (1)采用1.5 mm凸起物搅拌工具制备了不充分搅拌(2 mm)、正常搅拌(1.5 mm)和深度搅拌(1 mm)的2219-T8铝合金沉积件. 由于凸起物的二次搅拌,沉积件材料充分结合区域扩大,组织致密无缺陷区域达到33 mm.

    (2)深度搅拌的沉积层平均晶粒尺寸比不充分搅拌的平均晶粒尺寸降低了38.5%. 深度搅拌、正常搅拌和不充分搅拌沉积件的晶粒尺寸分别为2.27 μm ± 0.97 μm,2.81 μm ± 1.24 μm和3.69 μm ± 1.45 μm,均为细小的等轴晶.

    (3)从不充分搅拌到深度搅拌,沉积件整体的平均硬度值在70.4 ~ 72.5 HV,硬度变化不显著. 不充分搅拌整体上硬度梯度较小,但均质性较差.

    (4)不充分搅拌沉积件的抗拉强度明显小于正常搅拌和充分搅拌沉积件的抗拉强度,尤其在构建方向上两者的抗拉强度和断后伸长率相比分别提高了12.7%和42%. 充分搅拌的沉积件性能最好,屈服强度为153.3 MPa,抗拉强度为288.3 MPa,断后伸长率为17.3%. 综合考虑,充分搅拌的沉积件与正常搅拌的沉积件力学性能近似,建议在加工时选择正常搅拌,以在效率较高的前提下保证材料的力学性能.

  • 图  1   试验设备和搅拌工具

    Figure  1.   Experimental equipment and stir tool

    图  2   AFSD工艺示意图

    Figure  2.   Schematic of the AFSD process

    图  3   层间距示意图

    Figure  3.   Schematic of interlayer spacing

    图  4   采样位置示意图

    Figure  4.   Specimens locations in AA2219 deposits

    图  5   拉伸试样示意图(mm)

    Figure  5.   Diagram of tensile specimen. (a) traverse direction specimen; (b) build direction specimen

    图  6   沉积层宏观形貌

    Figure  6.   Macroscopic morphology of sedimentary layer. (a) 1 mm; (b) 1.5 mm; (c) 2 mm; (d) deposition layer defects

    图  7   微观组织及晶粒尺寸分布

    Figure  7.   Microstructure and grain size distribution. (a) 1 mm interlayer spacing; (b) 1.5 mm interlayer spacing; (c) 2 mm interlayer spacing

    图  8   2219-T8母材SEM表征结果

    Figure  8.   SEM characterization results of 2219-T8 substrate. (a) low magnification SEM morphology; (b) high magnification SEM morphology; (c) EDS analysis results of coarse second phase; (d) EDS analysis results of fine second phase

    图  9   沉积层SEM表征结果

    Figure  9.   SEM characterization results of the deposition layer. (a) low magnification SEM morphology; (b) high magnification SEM morphology; (c) EDS analysis results of coarse second phase; (d) EDS analysis results of fine second phase

    图  10   不同层间距沉积层的显微硬度云图

    Figure  10.   Microhardness cloud diagram of deposited layers with different interlayer spacing. (a) 1 mm-top; (b) 1 mm-middle; (c) 1 mm-low; (d) 1.5 mm-top; (e) 1.5 mm-middle; (f) 1.5 mm-low; (g) 2 mm-top; (h) 2 mm-middle; (i) 2 mm-low

    图  11   拉伸试验结果(纵向)

    Figure  11.   Tensile test results of deposits with different layer spacings (longitudinal direction)

    图  12   拉伸试验结果(构建方向)

    Figure  12.   Tensile test results of deposits with different layer spacings (build direction)

    图  13   构建方向不同层间距拉伸试样的断口形貌

    Figure  13.   The fracture morphology of the tensile specimens in the building direction under different interlayer spacings. (a) 1 mm; (b) 1.5 mm; (c) 2 mm

    表  1   铝合金的化学成分(质量分数,%)

    Table  1   Chemical composition of 2219 aluminium ally

    Cu Mn Si Zr Fe Mg Zn V Ti Al
    5.8 ~ 6.8 0.2 ~ 0.4 ≤0.2 0.10 ~ 0.25 ≤0.3 0.04 0.1 0.05 ~ 0.15 0.02 ~ 0.10 余量
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    表  2   试验具体工艺参数

    Table  2   Test the specific process parameters

    层间距
    s/mm
    转速
    n/(r·min−1)
    横移速度
    v1/(mm·min−1)
    送料速度
    v2/(mm·min−1)
    1 450 280 120
    1.5 450 280 140
    2 450 300 195
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    表  3   不同方向和层间距沉积层的力学性能

    Table  3   Mechanical properties of deposited layers with different directions and interlayer spacings

    试样 屈服强度
    RP0.2/MPa
    抗拉强度
    Rm/MPa
    断后伸长率
    A(%)
    1 mm纵向 153.3 288.3 17.3
    1.5 mm纵向 150.0 282.0 17.0
    2 mm纵向 162.3 269.2 15.6
    1 mm构建方向 122.0 207.3 7.0
    1.5 mm构建方向 130.0 207.5 7.2
    2 mm构建方向 138.3 181.0 4.2
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出版历程
  • 收稿日期:  2024-09-07
  • 网络出版日期:  2025-02-23
  • 刊出日期:  2025-02-24

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