趙梓鈞，楊新岐，李勝利，李冬曉

(1 天津大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，天津 300354；2 北京衛(wèi)星制造廠，北京 100080)

增材制造(additive manufacturing，AM)作為一種先進(jìn)的智能制造技術(shù)，已經(jīng)在航空航天、國(guó)防建設(shè)、交通運(yùn)輸、生物醫(yī)學(xué)等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。目前備受關(guān)注的金屬增材制造技術(shù)主要包括基于熔焊原理的激光束熔化(laser beam melting，LBM)、電子束熔化(electron beam melting，EBM)和激光金屬沉積(laser metal deposition，LMD)技術(shù)及超聲波增材制造(ultrasonic additive manufacturing，UAM)固相增材制造技術(shù)等[1-2]。但是，增材制造技術(shù)仍存在以下局限性：(1)基于熔焊的增材制造技術(shù)由于存在熔化與凝固過(guò)程，尤其對(duì)于鋁合金、鎂合金等輕質(zhì)合金，增材中很難消除局部冶金缺陷和組織非均勻性的影響；(2)超聲固相增材中很難消除界面與非界面處組織的明顯差異導(dǎo)致的內(nèi)部性能不均勻性[3-6]。因此，探究能夠克服上述局限性缺陷且進(jìn)一步提高金屬增材產(chǎn)品結(jié)構(gòu)性能的增材制造方法具有重要意義。

攪拌摩擦增材制造(friction stir additive manufa-cturing，F(xiàn)SAM)作為一種新型的綠色固相增材制造方法，因其產(chǎn)品具有無(wú)凝固缺陷、性能均勻、變形小、殘余應(yīng)力低等特點(diǎn)，在增材制造高結(jié)構(gòu)性能的輕質(zhì)合金部件方面具有獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)。目前，攪拌摩擦增材制造尚處于起步階段。Palanivel等發(fā)現(xiàn)，攪拌摩擦增材制造WE43鎂合金和5083鋁合金的力學(xué)性能均優(yōu)于其母材，認(rèn)為攪拌摩擦增材制造具有解決增材結(jié)構(gòu)性能問(wèn)題的巨大潛力[7]。同時(shí)對(duì)攪拌摩擦增材制造WE43鎂合金的組織進(jìn)行了詳細(xì)研究，結(jié)果表明，增材組織復(fù)雜，且熱輸入是影響組織演變的重要因素[8]。Mao等[9]發(fā)現(xiàn)，攪拌摩擦增材制造7075鋁合金中，鉤狀缺陷與材料流動(dòng)有密切關(guān)系，增材拉伸強(qiáng)度高于母材。何斌等[10]指出，搭接量對(duì)攪拌摩擦增材制造LY12鋁合金的界面遷移量及有效焊核區(qū)尺寸有重要影響。王忻凱等[11]認(rèn)為，焊接速度是影響單層攪拌摩擦增材制造5A03-H鋁合金增材區(qū)尺寸及界面遷移量的重要因素，且在多道增材中，合適的增材間距以及逆向增材均可有效抑制遷移界面。

攪拌摩擦增材制造是基于攪拌摩擦搭接焊技術(shù)，通過(guò)材料層層疊加構(gòu)造實(shí)體的一種增材制造方法。攪拌摩擦增材制造過(guò)程中，攪拌針摩擦側(cè)表面與增材疊層界面相垂直，攪拌工具形狀是影響疊層界面成形與連接的關(guān)鍵因素。并且攪拌摩擦增材中只有焊核區(qū)真正意義上實(shí)現(xiàn)了增材制造，若增材工藝不當(dāng)，容易導(dǎo)致焊核區(qū)出現(xiàn)鉤狀缺陷和弱連接等界面缺陷。然而以往研究中使用的攪拌針形狀均為傳統(tǒng)錐狀或柱狀，且沒(méi)有對(duì)界面缺陷的成因及消除方式進(jìn)行深入分析。因此，需要通過(guò)設(shè)計(jì)合適形狀的攪拌工具及工藝優(yōu)化來(lái)保證鉤狀缺陷不會(huì)伸入焊核區(qū)，且焊核區(qū)中弱連接缺陷得到消除。

本工作設(shè)計(jì)了5種攪拌工具形狀，重點(diǎn)探討了攪拌工具形狀及工藝過(guò)程對(duì)鋁鋰合金攪拌摩擦增材成形和界面缺陷的影響規(guī)律，并進(jìn)行了增材工藝優(yōu)化，為進(jìn)一步研究攪拌摩擦增材制造過(guò)程提供實(shí)驗(yàn)依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)材料及原理

本次實(shí)驗(yàn)中主要進(jìn)行單層和四層攪拌摩擦增材工藝實(shí)驗(yàn)，為多層攪拌摩擦增材制造提供實(shí)驗(yàn)依據(jù)。單道及雙道單層攪拌摩擦增材實(shí)驗(yàn)及四層增材實(shí)驗(yàn)原理圖如圖1所示，雙道單層焊核區(qū)兩側(cè)均為前進(jìn)側(cè)的對(duì)稱焊縫形態(tài)，四層增材采用前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)交替疊加方式進(jìn)行增材焊接。選用320mm×30mm×2mm尺寸的2195-T8鋁鋰合金作為增材板條，進(jìn)行單道及雙道單層攪拌摩擦增材工藝實(shí)驗(yàn)，為更好地觀察單層增材中界面材料流動(dòng)混合特征及界面形貌，底板材料選用尺寸為320mm×105mm×5mm的6061-T6鋁合金。在四層增材實(shí)驗(yàn)中，增材板條材料及尺寸與單層增材工藝實(shí)驗(yàn)一致，并同樣采用2195-T8鋁鋰合金作為底板材料，其底板尺寸為320mm×105mm×4mm。2195-T8鋁鋰合金和6061-T6鋁合金的化學(xué)成分如表1，2所示。攪拌工具旋轉(zhuǎn)速率為800r/min，焊接速率為100mm/min。

圖1 攪拌摩擦增材實(shí)驗(yàn)示意圖(a)單道單層；(b)雙道單層；(c)四層Fig.1 Schematic diagrams of friction stir additive experiment(a)single pass and one layer;(b)double passes and one layer;(c)four layers

表1 2195-T8鋁鋰合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Chemical compositions of 2195-T8 Al-Li alloy(mass fraction/%)

表2 6061-T6鋁合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 2 Chemical compositions of 6061-T6 Al alloy(mass fraction/%)

為研究攪拌工具形狀對(duì)焊核區(qū)材料流動(dòng)及界面缺陷的影響，設(shè)計(jì)了5種不同形狀的無(wú)螺紋攪拌工具，并進(jìn)行了單道單層增材實(shí)驗(yàn)，工具具體形狀見(jiàn)表3，實(shí)驗(yàn)過(guò)程如圖1(a)所示。T1工具的攪拌針為偏心圓柱狀(TrivexTM)，Colegrove等[12]發(fā)現(xiàn)在該形狀攪拌針下，焊縫成形良好且搭接焊過(guò)程中焊接方向的頂壓力較?。籘2工具的攪拌針為三角平面圓臺(tái)狀，該形狀為攪拌摩擦對(duì)接焊中常用的攪拌針形狀，設(shè)計(jì)該形狀主要為了驗(yàn)證對(duì)接焊工具是否能用于增材過(guò)程；T3工具的攪拌針為三凹圓弧槽柱狀；T4工具的攪拌針與T3相似，為三凹圓弧槽反圓臺(tái)狀，該形狀是根據(jù)外開螺紋攪拌針(Flared-TrifluteTM)設(shè)計(jì)的，王大勇等[13]和Thomas等[14]指出，使用該形狀工具可提高焊接速率，減小焊接壓力，且該工具下焊核區(qū)尺寸增加，材料混合程度提高，界面氧化物碎化明顯；T5工具的攪拌針為圓柱狀，主要用于對(duì)比實(shí)驗(yàn)。5種工具中軸肩均為凹透鏡狀，其直徑均為18mm。攪拌針直徑和高度分別為8mm和3mm，目的是使攪拌針穿透2mm厚的增材板條，并且深入底板1mm，從而形成增材。

表3 工具形狀及其作用下的單層增材宏觀形貌Table 3 Tool shapes and macro cross sections of the one-layer builds manufactured by these tools

增材工藝優(yōu)化實(shí)驗(yàn)中，采用來(lái)回雙道焊接工藝進(jìn)行單層增材，即第二道增材與第一道增材位置重合，焊接方向相反，如圖1(b)所示，主要為了避免焊核區(qū)兩側(cè)鉤狀缺陷伸入焊核區(qū)；采用相鄰兩層焊接方向相反的增材工藝進(jìn)行四層增材，如圖1(c)所示，主要為了獲得與來(lái)回雙道增材類似的效果。

沿垂直于焊接方向進(jìn)行線切割取樣、研磨、拋光，并用Keller試劑(95mL H2O+2.5mL HNO3+1.5mL HCl+1mL HF)進(jìn)行腐蝕處理。采用GX51光學(xué)顯微鏡對(duì)試樣進(jìn)行觀察，比較分析不同增材工藝下界面缺陷分布情況。為了對(duì)增材力學(xué)性能均勻性進(jìn)行評(píng)價(jià)，采用HVS-1000硬度計(jì)進(jìn)行硬度測(cè)試，載荷為4.9N，加載時(shí)間為15s。

2 結(jié)果及分析

2.1 單道單層攪拌摩擦增材宏觀形貌

5種攪拌工具下單道單層增材的宏觀形貌見(jiàn)表3。由于增材板條和底板材料不同，因此，可以清楚地觀察到5種攪拌工具下的增材界面。與T2，T5工具下的增材相比，T1，T3和T4工具下的增材中，底板焊核區(qū)處有明顯類似于洋蔥環(huán)的渦旋狀材料流動(dòng)特征，且由于攪拌工具軸肩、攪拌針、焊核兩邊母材和底板共同形成的擠壓模作用，后退側(cè)(retreating side，RS)底板材料被擠入上板焊核區(qū)中。

圖2為5種攪拌工具下增材焊核區(qū)前進(jìn)側(cè)(advancing side，AS)成形照片。由圖2(a)，(c)，(d)可見(jiàn)，在T1，T3和T4工具作用下，上板焊核區(qū)前進(jìn)側(cè)材料被卷入底板中，且在T3，T4工具作用下，被卷入材料量較多，增材前進(jìn)側(cè)形成了明顯的有效剪切區(qū)(effective shear zone，ESZ)；由圖2(b)可見(jiàn)上板焊核區(qū)前進(jìn)側(cè)材料有被卷入底板的趨勢(shì)，但無(wú)界面上下材料混合特征；T5工具下的上板焊核區(qū)前進(jìn)側(cè)材料無(wú)卷入底板的趨勢(shì)。

由此可見(jiàn)T1，T3和T4工具可促進(jìn)增材界面上下材料垂直流動(dòng)，尤其T3和T4工具的作用更加明顯。這是由于T1，T3和T4工具具有特殊幾何形狀，一方面，加大了攪拌工具與材料的接觸面積，加劇了摩擦產(chǎn)熱，提高了材料流動(dòng)性；另一方面，攪拌工具的特殊幾何形狀更容易促進(jìn)材料流動(dòng)。

通過(guò)以上分析可知：用于對(duì)接焊的三角平面圓臺(tái)狀攪拌針(T2)和圓柱狀攪拌針(T5)并不適用于攪拌摩擦增材制造；而用于搭接焊的偏心圓柱狀攪拌針(T1)和三凹圓弧槽狀攪拌針(T3，T4)能夠促進(jìn)界面材料垂直混合，從而形成有效連接。

2.2 單道單層攪拌摩擦增材界面缺陷

由T3和T4工具下的增材宏觀形貌可見(jiàn)， A，B，C，D 4個(gè)區(qū)域分別為前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)界面、后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)界面、有效剪切區(qū)界面和未發(fā)生明顯變形的界面。圖3和圖4分別為T3和T4工具下單道單層增材界面缺陷分布情況。

鉤狀缺陷實(shí)質(zhì)上是未連接界面。若鉤狀缺陷伸入增材焊核區(qū)，勢(shì)必會(huì)對(duì)增材界面的連接強(qiáng)度造成不利影響。圖3(a)和圖4(a)分別為T3，T4工具下增材A區(qū)放大圖，可見(jiàn)這兩種工具下的增材前進(jìn)側(cè)鉤狀缺陷均沒(méi)有伸入焊核區(qū)，而是向焊核區(qū)外側(cè)彎曲；圖3(b)和圖4(b)分別為T3，T4工具下增材B區(qū)放大圖，可見(jiàn)兩種工具下的增材后退側(cè)鉤狀缺陷均保持伸入焊核區(qū)的方向，并且T3工具下的增材后退側(cè)鉤狀缺陷稍微伸入焊核區(qū)，而T4工具下的增材后退側(cè)鉤狀缺陷止于熱機(jī)影響區(qū)。

分析認(rèn)為，前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)界面材料均存在兩種流動(dòng)方式：順著攪拌針旋轉(zhuǎn)方向的流動(dòng)和沿著攪拌針垂直方向先向下后向上的流動(dòng)[15]，如圖5所示。前進(jìn)側(cè)材料相對(duì)流動(dòng)方向與攪拌針旋轉(zhuǎn)方向相反，前進(jìn)側(cè)材料在攪拌針的作用下被“拉”至后退側(cè)，垂直流動(dòng)阻力較小，垂直流動(dòng)特征明顯，界面處底板材料沿著過(guò)渡區(qū)向上板流動(dòng)(圖5中F2)，導(dǎo)致前進(jìn)側(cè)原始界面向外彎曲；后退側(cè)材料相對(duì)流動(dòng)方向與攪拌針旋轉(zhuǎn)方向相同，后退側(cè)材料在攪拌針作用下被“推”至前進(jìn)側(cè)，材料流動(dòng)受到較大阻力，垂直流動(dòng)特征不明顯，界面上下材料沿?cái)嚢栳樞D(zhuǎn)方向平移至焊核區(qū)中，導(dǎo)致原始未連接界面發(fā)生稍許變形，形成鉤狀缺陷，但仍保持原始方向。

圖3 T3工具下增材的缺陷分布(a)A區(qū)；(b)B區(qū)；(c)，(d)C區(qū)；(e)D區(qū)Fig.3 Defects distribution in the build manufactured by T3 tool(a)region A;(b)region B;(c),(d)region C;(e)region D

圖4 T4工具下增材的缺陷分布(a)A區(qū)；(b)B區(qū)；(c)，(d)C區(qū)；(e)D區(qū)Fig.4 Defects distribution in the build manufactured by T4 tool(a)region A;(b)region B;(c),(d)region C;(e)region D

圖5 增材塑化材料流動(dòng)示意圖Fig.5 Schematic diagram of metal flow in builds

圖3(c)和圖4(c)分別為T3，T4工具下的增材有效剪切區(qū)界面(C區(qū))放大圖，可見(jiàn)均存在波浪狀曲線。將該區(qū)域再放大，如圖3(d)和圖4(d)所示，可見(jiàn)均發(fā)生了致密無(wú)缺陷的冶金連接。分析認(rèn)為，前進(jìn)側(cè)材料有明顯的垂直流動(dòng)特征，界面處上板材料被卷入底板中(圖5中F1)，與底板材料剪切混合，形成有效剪切區(qū)，又因?yàn)樯舷掳宀牧虾徒鹣喔g程度不同，從而顯示波浪狀曲線。

圖3(e)和圖4(e)分別為T3，T4工具下的增材D區(qū)放大圖，該區(qū)域也為弱連接缺陷區(qū)域，分析認(rèn)為，該區(qū)域?yàn)楹笸藗?cè)鉤狀缺陷向焊核區(qū)的延伸，由于該區(qū)域受到攪拌工具的擠壓和攪拌作用，界面處氧化物無(wú)法完全打碎，導(dǎo)致該區(qū)域界面發(fā)生部分冶金連接，形成弱連接缺陷。與波浪狀曲線相比，該區(qū)域?qū)?duì)增材力學(xué)性能產(chǎn)生明顯影響。

通過(guò)比較圖3(e)和圖4(e)可以發(fā)現(xiàn)，T3工具下的增材弱連接缺陷顏色更深，并且還有微裂紋的存在。這是因?yàn)門3工具作用下，界面氧化物碎化程度更小，界面無(wú)法發(fā)生有效連接，上下板材塑性流動(dòng)差異較大，從而產(chǎn)生微裂紋。

綜上所述，T3和T4工具下的單道單層增材界面缺陷分布相似，前進(jìn)側(cè)具有良好的界面上下材料混合特征，而后退側(cè)鉤狀缺陷均有伸入焊核區(qū)趨勢(shì)。因此，需要進(jìn)一步的工藝優(yōu)化來(lái)避免后退側(cè)鉤狀缺陷伸入焊核區(qū)中。

2.3 焊接方式對(duì)單層增材成形的影響

為避免兩側(cè)鉤狀缺陷伸入焊核區(qū)，實(shí)驗(yàn)采用來(lái)回雙道焊接工藝進(jìn)行單層增材，以獲得兩側(cè)均為前進(jìn)側(cè)的對(duì)稱焊縫成形。

圖6為T3工具下來(lái)回雙道單層增材成形照片，可見(jiàn)來(lái)回雙道焊接工藝可以得到對(duì)稱成形的增材。相比于單道單層增材，雙道單層增材中左右兩側(cè)均存在有效剪切區(qū)，如圖6(a)所示，因此被卷入底板母材的上板材料更多。圖6(b)，(c)分別為宏觀截面中A區(qū)和B區(qū)(左右兩側(cè)熱機(jī)影響區(qū))照片，可見(jiàn)左右兩側(cè)熱機(jī)影響區(qū)界面處的鉤狀缺陷均沒(méi)有伸入焊核區(qū)，而是向焊核區(qū)外側(cè)彎曲。這是由于，第一道增材與第二道增材焊接方向相反，第一道增材中原來(lái)的前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)在第二道增材中變?yōu)楹笸藗?cè)和前進(jìn)側(cè)，從而導(dǎo)致上述對(duì)稱增材成形。相比于單道焊接工藝，來(lái)回雙道焊接工藝能夠有效避免鉤狀缺陷伸入焊核區(qū)，得到成形更好的增材。

圖6 雙道增材成形 (a)增材宏觀形貌；(b)A區(qū)；(c)B區(qū)Fig.6 Formation of the double passes welding build (a)macro cross section morphology of the build;(b)region A;(c)region B

2.4 四層增材及界面缺陷

在四層增材實(shí)驗(yàn)中沒(méi)有采用來(lái)回雙道焊接工藝，而是相鄰兩層增材的焊接方向相反，主要為了達(dá)到和雙道增材類似的效果。

圖7 四層增材成形(a)增材宏觀形貌；(b)A區(qū)；(c)B區(qū)；(d)C區(qū)；(e)D區(qū)Fig.7 Formation of the four-layer build(a)macro cross section morphology of the build;(b)region A;(c)region B;(d)region C;(e)region D

圖7為T4工具下四層增材成形照片。圖7(a)為四層增材宏觀形貌，可見(jiàn)四層增材焊核區(qū)組織較為均勻。圖7(b)～(e)為增材中A，B，C，D的4個(gè)區(qū)域，即每一層增材后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)?？梢?jiàn)隨著層數(shù)降低，弱連接缺陷逐漸得到改善。分析認(rèn)為，在四層增材過(guò)程中，除了第四層增材，其他增材均受到了兩次或兩次以上攪拌工具的擠壓作用和熱循環(huán)的影響，在材料發(fā)生軟化和受到多次擠壓的過(guò)程中，界面會(huì)發(fā)生良好的冶金連接，并且越接近底板的界面發(fā)生冶金連接的效果越好，弱連接缺陷改善程度越大。

從圖7(b)～(e)還可以看出，越靠近底板的增材，其后退側(cè)鉤狀缺陷越模糊，且向焊核區(qū)外側(cè)彎曲變形的程度越大，在第四層增材中后退側(cè)鉤狀缺陷伸入焊核區(qū)，其末端還存在孔洞缺陷。分析認(rèn)為，除了第四層增材，其他增材都類似于來(lái)回雙道增材，后退側(cè)鉤狀缺陷均會(huì)發(fā)生彎曲變形，且攪拌工具擠壓次數(shù)的減少和材料軟化程度的降低導(dǎo)致了增材層數(shù)變大，后退側(cè)鉤狀缺陷越明顯，變形程度越??；第四層增材為單道增材，只經(jīng)歷一次攪拌工具的擠壓作用，后退側(cè)鉤狀缺陷仍保持伸入焊核區(qū)的方向，且前三層增材的表面凹陷程度隨增材層數(shù)的增大而增加，導(dǎo)致前三層增材表面與第四層增材板條的間隔較大，因此第四層增材后退側(cè)鉤狀缺陷伸入焊核區(qū)；單道增材中弱連接缺陷起源于后退側(cè)鉤狀缺陷，在弱連接起源處，鉤狀缺陷一側(cè)界面沒(méi)有發(fā)生冶金連接，而弱連接缺陷一側(cè)的界面實(shí)現(xiàn)了部分冶金連接，這種界面的差異導(dǎo)致后退側(cè)鉤狀缺陷末端形成孔洞缺陷。

綜上所述，在四層增材中，除了頂層增材，其他增材的缺陷均有所改善，且層數(shù)越大，缺陷改善程度越低；頂層增材中，后退側(cè)鉤狀缺陷易伸入焊核區(qū)中，且弱連接缺陷明顯，可以考慮采用來(lái)回雙道焊接工藝對(duì)頂層增材進(jìn)行進(jìn)一步工藝優(yōu)化。

2.5 攪拌摩擦增材硬度分析

為了對(duì)攪拌摩擦增材焊核區(qū)進(jìn)行性能評(píng)價(jià)，對(duì)不同工藝下的增材進(jìn)行了硬度分析，如圖8所示。圖8(a)為T1，T3，T4工具下單道單層攪拌摩擦增材的硬度分布曲線，其中增材宏觀形貌圖(以T3工具下單道單層增材為例)說(shuō)明了硬度測(cè)試位置?？梢?jiàn)2195-T8鋁鋰合金母材硬度較高，達(dá)到170HV；三種工具下增材熱影響區(qū)硬度急劇下降并達(dá)到最低；熱機(jī)影響區(qū)中硬度略有回升；焊核區(qū)硬度分布均勻，因此該區(qū)域性能均勻，其平均硬度值分別為110.78，114.36，114.53HV，與母材相比，分別降低了34.8%，32.7%，32.6%。分析認(rèn)為，2195-T8鋁鋰合金為時(shí)效強(qiáng)化合金，在熱影響區(qū)中組織僅受到增材過(guò)程中熱循環(huán)作用，處于過(guò)時(shí)效狀態(tài)，晶粒長(zhǎng)大，強(qiáng)化相粗化，并有部分強(qiáng)化相溶于基體，硬度急劇下降；熱機(jī)影響區(qū)中，組織不僅受到熱循環(huán)作用，還受到攪拌針的機(jī)械力作用，從而發(fā)生塑性變形，具有較高密度的位錯(cuò)，并且在靠近焊核區(qū)的區(qū)域還發(fā)生了部分動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，導(dǎo)致熱機(jī)影響區(qū)硬度有所回升；焊核區(qū)中幾乎所有第二相都固溶于基體，增材后快冷促使該區(qū)域發(fā)生自然時(shí)效，并且原始晶粒在攪拌針的直接作用下發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，形成細(xì)小均勻的等軸晶，因此相比于熱機(jī)影響區(qū)，焊核區(qū)硬度進(jìn)一步提高，且分布均勻。

圖8 攪拌摩擦增材的硬度分布(a)不同工具下增材；(b)單、雙道增材；(c)四層增材Fig.8 Hardness distributions of the friction stir additive manufactured builds(a)builds with different tools;(b)single and double pass builds;(c)four-layer build

圖8(a)中，黑色虛線間距、紅色虛線間距和綠色虛線間距分別為T1，T3，T4工具下增材焊核區(qū)尺寸。T3和T4工具下增材焊核區(qū)尺寸差別很小，與T3和T4工具相比，T1工具下增材焊核區(qū)尺寸更小。分析認(rèn)為，攪拌針的幾何形狀直接影響著焊核區(qū)尺寸，T3和T4工具的攪拌針具有相似的幾何形狀，而T1工具的攪拌針幾何形狀與T3和T4工具差別較大，從而導(dǎo)致了上述現(xiàn)象。

綜上所述，單道單層增材焊核區(qū)材料發(fā)生明顯軟化，但硬度分布均勻，且攪拌工具形狀對(duì)焊核區(qū)硬度分布的均勻性影響不大。

圖8(b)為T3工具下單、雙道單層增材的硬度分布曲線，其中增材宏觀形貌圖(以T3工具下雙道單層增材為例)說(shuō)明了硬度測(cè)試位置?？梢?jiàn)雙道單層增材的硬度分布與單道單層增材相似，最低硬度處位于熱影響區(qū)中，熱機(jī)影響區(qū)硬度略有回升，焊核區(qū)硬度分布均勻，因此該區(qū)性能均勻，平均硬度為105.27HV，與母材相比降低了38.1%，焊核區(qū)材料進(jìn)一步軟化。這是因?yàn)榕c單道增材相比，雙道增材受到兩次攪拌工具作用，熱輸入增加，焊核區(qū)中強(qiáng)化相進(jìn)一步溶解。圖9為單道增材和雙道增材焊核區(qū)的微觀組織。利用截點(diǎn)法測(cè)得單道增材與雙道增材焊核區(qū)中平均晶粒尺寸分別為10.27μm和14.66μm，可見(jiàn)由于雙道增材受到的熱輸入增加，焊核區(qū)晶粒尺寸增大，這也是造成焊核區(qū)材料軟化的原因之一。但可以通過(guò)熱處理來(lái)改善軟化問(wèn)題。圖8(b)中，黑色虛線間距和紅色虛線間距分別為雙道增材和單道增材焊核區(qū)尺寸，可以發(fā)現(xiàn)雙道增材焊核區(qū)尺寸明顯增大，由此也可證實(shí)采用來(lái)回雙道焊接工藝能夠得到更好的增材成形。

圖9 單(a)、雙道(b)增材焊核區(qū)微觀組織Fig.9 Microstructures of the nugget zone of the single(a) and double pass builds(b)

圖8(c)為T4工具下四層增材的硬度分布曲線，其中增材宏觀形貌說(shuō)明了硬度測(cè)試位置?？梢?jiàn)每層增材的焊核區(qū)硬度分布均勻，因此性能較均勻，且平均硬度逐層增加，其平均硬度值分別為91.39，95.13，100.80，101.74HV。這是因?yàn)殡S著層數(shù)的增加，增材所受到的熱循環(huán)次數(shù)減少，強(qiáng)化相溶解量減小。

相比于單層單道增材，四層增材中，即使是頂層增材焊核區(qū)，其材料也進(jìn)一步軟化。分析認(rèn)為，除了上述原因以外，材料的軟化促使焊核區(qū)中材料的垂直混合更加明顯，雖然最上層增材相當(dāng)于單道增材，但是更明顯的垂直混合導(dǎo)致頂層增材焊核區(qū)的強(qiáng)化相減少。

3 結(jié)論

(1)相比于三角平面圓臺(tái)狀(T2)和圓柱狀(T5)攪拌針，偏心圓柱狀(T1)及三凹圓弧槽狀(T3，T4)攪拌針更利于增材界面上下材料混合。

(2)T3，T4工具下，單道單層增材均為非對(duì)稱成形的增材，焊核區(qū)前進(jìn)側(cè)發(fā)生致密無(wú)缺陷的冶金連接，后退側(cè)鉤狀缺陷有伸入焊核區(qū)趨勢(shì)；采用來(lái)回雙道焊接工藝可避免鉤狀缺陷伸入增材焊核區(qū)，增大焊核區(qū)尺寸，得到更好的對(duì)稱增材成形。

(3)采用相鄰兩層焊接方向相反的增材工藝進(jìn)行四層增材，除了頂層增材，其他增材后退側(cè)鉤狀缺陷均向焊核區(qū)外側(cè)彎曲變形，弱連接缺陷得到改善甚至消除；頂層增材后退側(cè)鉤狀缺陷伸入焊核區(qū)，且在其末端存在孔洞缺陷。

(4)攪拌摩擦增材2195-T8鋁鋰合金的焊核區(qū)明顯軟化，不同增材工藝下焊核區(qū)硬度均分布均勻；相比于單道單層增材，來(lái)回雙道單層增材焊核區(qū)進(jìn)一步軟化；四層增材焊核區(qū)硬度逐層增加。