https://doi.org/10.1016/j.addma.2023.103445

　　

　　研究發(fā)現(xiàn)該技術(shù)制備的鈦纖維絲材和鋁合金基體之間的界面厚度約為3-10μm，無明顯裂紋傾向。與無纖維增強(qiáng)的鋁合金構(gòu)件相比，加入體積分?jǐn)?shù)為10.5%的鈦纖維后，鈦纖維增強(qiáng)鋁構(gòu)件的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別提高了124%和33%。同時，鈦纖維增強(qiáng)鋁部件沖擊性能得到提高，主要是由于鋁基體沖擊過程中的裂紋擴(kuò)展被鈦纖維絲材所阻斷，因此其沖擊功從原來的7.9J增加到18.0J，增加了128%。這項技術(shù)為制造連續(xù)纖維的高強(qiáng)度金屬基復(fù)合材料提供了新的技術(shù)途經(jīng)，同時為直接能量沉積增材制造技術(shù)的工程化應(yīng)提供了新的發(fā)展方向。

　　

　　1. 背景介紹

　　

　　由于鋁合金具有重量輕、易于成型和加工的優(yōu)點，因此被廣泛用于航空、船舶和機(jī)械制造等領(lǐng)域。提高鋁合金材料綜合力學(xué)性能是材料開發(fā)的主題之一，很多學(xué)者開展了相關(guān)研究，例如在鋁合金材料中加入合金微量元素Zr和Er，能顯著增加抗拉強(qiáng)度。然而，稀土元素Sc的高成本每0.1%的Sc含量大約增加3美元/公斤的成本，此外還需要熱處理進(jìn)行性能調(diào)控，該方法尚未廣泛應(yīng)用。通過在鋁基合金中加入纖維或顆粒形成金屬基復(fù)合材料，也是改善材料力學(xué)性能的重要方法。連續(xù)纖維增強(qiáng)鋁基體可以顯著提高材料沿纖維方向的強(qiáng)度，然而其主要制造方式是通過擠壓鑄造技術(shù)，僅能制備簡單形狀的零件。此外，通過引入強(qiáng)化劑如SiC、TiC、陶瓷顆粒、CNT和碳化物顆粒也是一種有效的方法。然而，研究結(jié)果表明，鋁合金的硬度和強(qiáng)度可以明顯提高，但會導(dǎo)致其塑性和韌性的降低。因此，有必要找到新的方法來同時提高強(qiáng)度和韌性。

　　

　　增材制造技術(shù)具有高度的靈活性，可以為改善材料性能提供新的技術(shù)途經(jīng)。其中，基于冷金屬過渡（CMT）技術(shù)由于其高沉積率、低熱量輸入和有限的飛濺而吸引了廣大研究學(xué)者的興趣。然而，該技術(shù)在制造鋁合金構(gòu)件方面存在強(qiáng)度不足、氣孔缺陷等問題。目前通過使用工藝優(yōu)化和輔助工藝（層間變形）等方法，制備的材料機(jī)械強(qiáng)度基本可以滿足板材的標(biāo)準(zhǔn)要求，但很難獲得更優(yōu)越的性能。本工作中，通過基于CMT電弧熔絲制造了鈦纖維增強(qiáng)鋁合金（TFRA）部件，該部件與未增強(qiáng)的沉積體相比，拉伸和沖擊性能得到了大幅度提升。團(tuán)隊結(jié)合金相顯微鏡和掃描電子顯微鏡對鋁基體和鈦纖維增強(qiáng)體的微觀結(jié)構(gòu)以及結(jié)合界面進(jìn)行了觀測，深入研究了TFRA部件的強(qiáng)化和增韌機(jī)制。

　　

　　2. 實驗內(nèi)容

　　

　　如圖1所示。西安交通大學(xué)方學(xué)偉團(tuán)隊在傳統(tǒng)的CMT焊槍的末端位置安裝了一個送絲輔助裝置，該裝置跟隨焊槍同步移動，能夠?qū)i64焊絲起到導(dǎo)向定位作用，其中鈦纖維絲材跟隨機(jī)械臂運動，并無增加額外送絲裝置。成形工藝采用福尼斯鋁合金CMT模式，送絲速度為4.5 m/min，運動速度為1.8m/min。需要注意的是，過高的電弧熱輸入量會導(dǎo)致鈦合金絲材發(fā)生熔化，因此需要嚴(yán)格控制電弧的電流和電壓（75-80A和10-13V）。由于鋁合金熔池的溫度相對較低，而且先前凝固的鋁合金層的導(dǎo)熱系數(shù)高，熔池凝固快，因此TFRA構(gòu)件中的鈦合金絲材可以避免熔化。將TFRA和參考部件制備了金相、拉伸和沖擊測試樣品，取樣圖如圖2所示。

　　

　　

　　

　　圖1 (a)纖維增強(qiáng)增材制造工藝原理圖；(b)纖維增強(qiáng)增材制造裝置實物圖；(c)擺動打印路徑示意圖；(d)TFRA構(gòu)件中Al5183和Ti64纖維的X射線測試結(jié)果

　　

　　

　　

　　圖2 TFRA取樣的示意圖。(a) TFRA沉積體；(b) 沖擊試樣；(c) 金相試樣；(d) 拉伸試樣；(e) 密度測試試樣

　　

　　3. 組織表征

　　

　　如圖3（a）和（b）所示，由于電弧熱源的不同分布，不同區(qū)域的Ti64絲材的微觀組織發(fā)生了變化。SEM和EDS（見圖4）結(jié)果顯示在鈦絲的上部、右側(cè)和下部，界面寬度約為2-5μm，在這三個區(qū)域的中間位置都可以看到過渡變化趨勢，表明在狹窄的界面層之間存在著原子遷移和擴(kuò)散。

　　

　　

　　

　　圖3 (a)宏觀形貌；(b)纖維增強(qiáng)鈦合金絲材和鋁合金基材的包圍形貌；(c)電弧作用示意圖

　　

　　

　　

　　圖4 絲材上、中、下位置的界面的SEM和EDS圖。(a)、(d)和(g)分別是金屬絲材料和鋁合金基材的上、右、下側(cè)界面，無裂紋或未熔合等缺陷。圖5(b)、(e)和(h)分別是上、中、下區(qū)域的部分放大圖；圖5(c)、(f)和(i)是各區(qū)域元素組成的線掃描圖

　　

　　鋁合金沉積體的織構(gòu)在加絲和未加絲前后無明顯變化。由于鈦合金絲材導(dǎo)熱系數(shù)低，鋁合金平均晶粒尺寸在區(qū)域I和區(qū)域II分別為21±6μm和23±6μm，這高于鋁合金基體的平均晶粒尺寸（14±4μm）。Ti64絲材受電弧熱輸入影響后由<10-10>絲織構(gòu)變?yōu)榱?lt;0001>取向。造成這種狀況的主要原因是在CMT制造過程中，由于電弧熱輸入，鈦合金絲材在相變溫度以上（約1000℃）經(jīng)歷了較短的熱處理過程，發(fā)生了相變，組織由等軸組織轉(zhuǎn)變?yōu)榱似瑢咏M織。

　　

　　

　　

　　圖5 EBSD分析結(jié)果. a）原始Ti64絲材；（b）Al5183鋁合金沉積體；（c）TFRA沉積體的上部（區(qū)域I+部分區(qū)域II）；（d）TFRA沉積體的下部（區(qū)域II）；（e）TFRA沉積體的上部區(qū)域I的部分界面區(qū)域；（f）TFRA的下部區(qū)域II的部分界面區(qū)域

　　

　　

　　

　　圖6 鋁合金在上部和下部的極圖 . (a) 鋁合金的上部，(b) 鋁合金的下部。

　　

　　

　　

　　圖7 Ti64合金的極圖。(a) 原始絲材；(b) 鈦合金線中的區(qū)域I；(c) 鈦合金線中的區(qū)域II

　　

　　4. 力學(xué)性能

　　

　　4.1  拉伸性能

　　

　　與未增強(qiáng)的鋁構(gòu)件相比，通過添加10.5%體積分?jǐn)?shù)的鈦纖維絲材，TFRA構(gòu)件的屈服強(qiáng)度、拉伸強(qiáng)度和比強(qiáng)度分別提高了124%、33%和25%。同時，伸長率保持在20%的數(shù)值，這與鋁合金構(gòu)件板的伸長率相當(dāng)，表明該方法制備的復(fù)合材料具有良好的塑性。通過復(fù)合材料混合法則和有限元分析的驗證，材料性能的提高主要是由于鈦纖維絲材的引入。

　　

　　

　　

　　圖8 （a）Ti64、Al5183沉積體和TFRA的拉伸（應(yīng)力-應(yīng)變）曲線；（b）5系列鋁合金電弧增材制造拉伸性能

　　

　　在拉伸試驗過程中，試樣呈現(xiàn)了雙屈服過程。在OA階段，當(dāng)應(yīng)變值小于或等于0.15%（圖9），鈦合金和鋁合金都處于雙彈性階段，呈現(xiàn)出線性增長。而在AB階段，隨著應(yīng)變值的增加，鋁合金逐漸開始屈服。這時，鈦合金仍處于彈性階段。當(dāng)超過B點時，鈦纖維絲材和鋁合金均發(fā)生屈服，隨著應(yīng)變的增加，其轉(zhuǎn)變規(guī)律與鋁合金的沉積狀態(tài)相同。

　　

　　

　　

　　圖9 TFRA拉伸測試中工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線

　　

　　4.2  沖擊性能

　　

　　示波沖擊測試結(jié)果顯示，Al5183沉積體的載荷-距離關(guān)系在沖擊載荷達(dá)到峰值之前是近似線性的，而TFRA構(gòu)件在沖擊載荷達(dá)到峰值之前出現(xiàn)了載荷變化。在沖擊試驗載荷-距離曲線中，存在三個偏移點，即w1、w2和w3。與非增強(qiáng)型構(gòu)件相比，TFRA構(gòu)件的沖擊能量得到了極大的提高（128%）。這是因為鋁基體的裂紋擴(kuò)展被鈦纖維所阻擋，在沖擊過程中吸收了大量的沖擊能量。

　　

　　

　　

　　圖10 (a) Al5183 沉積體和 TFRA 的示波沖擊結(jié)果圖；(b) TFRA 在沖擊過程中絲材作用的示意圖

　　

　　5. 斷口形貌

　　

　　在絲材表面部分區(qū)域發(fā)現(xiàn)了約為5-10μm的脆性過渡層。靠近Ti64絲材內(nèi)部位置，斷裂模式迅速從脆性斷裂變?yōu)轫g性斷裂。纖維在受到較大的拉伸應(yīng)力后發(fā)生斷裂，斷裂處出現(xiàn)了明顯的縮頸過程，并呈現(xiàn)出大量韌窩，表明鈦纖維絲材在拉伸試驗中保持了較好的塑性。

　　

　　

　　

　　圖11  (a) TFRA拉伸樣品的斷裂形貌；(b) 鋁合金基體的斷裂形貌；(c) 鈦合金絲的邊緣過渡區(qū)；(d) 鈦合金絲纖維區(qū)-放射區(qū)的形貌；(e) 鈦合金絲的纖維區(qū)形貌；(f) 鈦合金絲放射區(qū)的形貌

　　

　　圖12為典型示波沖擊測試試樣的斷口形貌，w1和w2絲在靠近缺口的位置斷裂，而w3位于離沖擊缺口較遠(yuǎn)的位置，w3絲材只是彎曲而未發(fā)生斷裂。沖擊實驗后的樣品沒有完全分離，這與圖10中顯示的結(jié)果一致。由于鈦纖維絲材的存在，TFRA表現(xiàn)出良好的韌性。纖維在受到較大的拉伸應(yīng)力后發(fā)生斷裂，斷裂處出現(xiàn)了明顯的縮頸過程，說明鈦纖維絲材表現(xiàn)出良好的塑性。絲材斷裂截面上的元素主要是鈦。在鈦絲的側(cè)表面，有大量的Al均勻地附著在上面，表明在界面上有相當(dāng)多的Al擴(kuò)散。然而，從鋁基體的組成來看，斷口上幾乎沒有Ti的存在，說明過渡層與鈦絲有更好的結(jié)合。

　　

　　

　　

　　圖12 TFRA樣品的沖擊試驗結(jié)果形貌。(a)沖擊樣品的斷口形貌；(b)斷線的斷口形貌；(c)相應(yīng)的成分掃描分布；(d)Ti元素分布；(e)Al元素分布；(f)V元素分布；(g)Mg元素分布

　　

　　總結(jié)

　　

　　在這項工作中，基于CMT電弧增材制造技術(shù)，首次創(chuàng)新的提出了一種連續(xù)纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料的方法，并制備出了鈦纖維增強(qiáng)鋁合金（TFRA）構(gòu)件，其強(qiáng)度和沖擊韌性得到了大幅提高。研究發(fā)現(xiàn)通過控制電弧熱輸入量和采用擺動方式能夠減少熔池溫度從而避免鈦合金絲材的熔化，鈦合金線和鋁合金基體之間的界面厚度約為3-10微米，化學(xué)成分呈梯度過渡，沒有明顯的開裂傾向。與非增強(qiáng)鋁合金構(gòu)件相比，通過添加10.5%體積分?jǐn)?shù)的鈦纖維，鈦纖維增強(qiáng)鋁部件的屈服強(qiáng)度、拉伸強(qiáng)度和比強(qiáng)度分別提高了124%、33%和25%。同時，伸長率保持在20%，與鋁合金構(gòu)件板的伸長率相一致。此外，沖擊功得到了極大的提高（128%）。這是因為鋁基體的裂紋擴(kuò)展能被鈦絲材有效阻擋，因此在沖擊過程中吸收了大量的沖擊能量。該技術(shù)目前為首次通過增材制造的方式實現(xiàn)了連續(xù)金屬纖維增強(qiáng)雙金屬復(fù)合材料，能夠為未來復(fù)合材料的制造提供新的技術(shù)思路。

　　

　　本研究工作得到國家自然科學(xué)基金[52205414, 52275374]的資金支持。研究工作同時也得到了中國科協(xié)青年人才托舉工程項目的資助 [2021QNRC001]，以及火箭軍工程大學(xué)青年基金[2021QN-B014]的資助。同時研究工作也得到了陜西省重點研發(fā)計劃[2023-YBGY-361]的資助。