冷金屬過渡電弧增材制造強制限位冷卻工藝研究

陳晨，張安，邢彥鋒，于鐵軍，劉立峰

冷金屬過渡電弧增材制造強制限位冷卻工藝研究

陳晨1，張安1，邢彥鋒1，于鐵軍2，劉立峰2

（1.上海工程技術(shù)大學(xué) 機械與汽車工程學(xué)院，上海 201620；2.上海和達汽車配件有限公司，上海 201799）

針對冷金屬過渡（CMT）電弧增材制造過程中不穩(wěn)定氣流環(huán)境造成的熔池流動不均、墻體成形異常以及墻體內(nèi)部氣孔過多和晶粒粗大的問題，研究增強沉積墻體組織性能的工藝。開發(fā)了CMT電弧增材制造強制限位冷卻工藝，通過控制電弧增材制造的沉積區(qū)間和凝固過程，來改善沉積墻體的結(jié)構(gòu)性能。沉積墻體平均沉積速度由0.120 mm/s升到0.149 mm/s，材料利用程度由78.2%升到83.2%，孔隙率由2.15%降到1.06%，平均晶粒度由15.7 μm降到13.3 μm。同時提高了沉積墻體的韌性，沉積墻體橫向平均極限拉伸強度由157 MPa升到179 MPa。CMT電弧增材制造強制限位冷卻工藝制造的沉積墻體在沉積速度和材料利用程度方面有了相應(yīng)提高，同時強制限位冷卻工藝改善了沉積墻體的結(jié)構(gòu)性能，這對增材制造具有一定的指導(dǎo)意義。

冷金屬過渡；電弧增材制造；強制限位冷卻；沉積區(qū)間；凝固過程

冷金屬過渡電弧增材制造技術(shù)具有較高的效率，在增材制造行業(yè)中具有獨特的生產(chǎn)優(yōu)勢，然而，其相對較差的沉積精度和結(jié)構(gòu)組織限制了該技術(shù)在中高端產(chǎn)業(yè)中的進一步發(fā)展。從電弧增材裝備系統(tǒng)到成形工藝與參數(shù)分析，從過程檢測與控制到微觀組織性能與缺陷分析，包括但不限于電磁、材料、冶金、傳熱、流體等眾多延伸理論，是往后需要解析的重點課題[1-2]。當(dāng)前認為，CMT電弧特性是影響鋁合金增材制造的重要因素，尋求合理電弧脈沖是增材制造的基礎(chǔ)工作[3-4]。電弧增材制造零件的力學(xué)性能有層層累積效應(yīng)，控制好單層焊道沉積特性具有決定性效果[5-6]。一般而言，氣孔缺陷是造成沉積墻體結(jié)構(gòu)性能較差的主要原因，而產(chǎn)生氣孔缺陷的主要原因是沉積過程中氫的過多轉(zhuǎn)變[7]。晶粒粗大是造成沉積墻體組織性能較差的主要原因，而產(chǎn)生晶粒粗大的主要原因是沉積過程中較大的熱輸入[8]。研究發(fā)現(xiàn)，沉積過程中的層間主動冷卻比自由冷卻有著更好的效果，沉積墻體有著更好的顯微硬度和抗拉強度[9]。沉積完成后的墻體所受溫度升高，斷裂方式由韌性斷裂轉(zhuǎn)為脆性斷裂[10]。電弧軌跡對沉積墻體有著重要影響，研究不同沉積軌跡下的墻體結(jié)構(gòu)組織至關(guān)重要[11-12]。同時，限位工具的材料特性也會對沉積過程產(chǎn)生重大作用，對沉積墻體的力學(xué)性能產(chǎn)生重大影響[13-16]。因此，通過解決墻體內(nèi)部氣孔過多和晶粒粗大的問題，進而強化沉積墻體的結(jié)構(gòu)組織和力學(xué)性能，是電弧增材制造需要克服的關(guān)鍵難點?；诖?，文中利用CMT電弧增材制造強制限位冷卻工藝改善沉積墻體性能，使沉積墻體在沉積速度和材料利用程度方面有了相應(yīng)提高，同時改善了沉積墻體的結(jié)構(gòu)性能，提高了CMT電弧增材制造過程中的沉積精度和并解決了結(jié)構(gòu)組織性能較差的缺點。

1 實驗

1.1 材料

在沉積綜合平臺上分別進行CMT電弧增材制造和CMT強制限位冷卻電弧增材制造，利用定位夾具將7075鋁合金基板固定在沉積平臺上方。在CMT電弧增材制造中，平臺兩側(cè)沒有T2銅板限位；在CMT強制限位冷卻電弧增材制造中，T2銅板固定在沉積區(qū)間的兩側(cè)。實驗采用ER4043鋁硅焊絲，同時采用高純氬氣進行保護處理。7075鋁合金基板和ER4043鋁硅焊絲的標準化學(xué)成分見表1。

表1 7075鋁合金和ER4043焊絲的標準化學(xué)成分

Tab.1 Standard chemical composition of 7075 aluminum alloy and ER4043 welding wire wt.%

1.2 流程

圖1為CMT強制限位冷卻電弧增材制造裝置。該裝置主要通過KUKA機械臂輔助CMT焊槍沉積工藝，以控制CMT焊槍的移動軌跡和移動速度；通過焊絲饋送系統(tǒng)調(diào)節(jié)焊絲進給速度，以控制沉積速度。焊絲和鋁合金基板初始距離固定，焊槍在移動過程中始終位于鋁合金基板上方并且進給熔融焊絲。在鋁合金基板和銅板的固定區(qū)間內(nèi)，焊槍逐步逐層堆積鋁硅合金，最終形成沉積墻體。

圖1 CMT強制限位冷卻電弧增材制造裝置

沉積前采用夾具對銅板進行移動疊加，使其高度和熔池的高度保持一致。沉積后采用冷風(fēng)對沉積墻體進行冷卻處理，以減小沉積墻體的熱輸入和熱變形。沉積過程分別在沒有強制限位冷卻和有強制限位冷卻的平臺上進行，沒有強制限位冷卻和有強制限位冷卻的沉積墻體在方向的沉積長度約為60 mm，在方向的堆積層數(shù)為20，即10個單位沉積周期。沒有強制限位冷卻沉積墻體如圖2a所示，有強制限位冷卻的沉積墻體如圖2b所示。

圖2 沉積墻體尺寸形態(tài)

沉積完成后，觀測CMT沉積墻體的側(cè)面結(jié)構(gòu)尺寸，比較其幾何差異。通過數(shù)控線切割機切割沉積墻體，觀察沉積墻體在不同區(qū)域的氣孔大小和氣孔分布，通過Leica DM4M金相顯微鏡分析沉積墻體的晶粒組織，再選取沉積墻體不同區(qū)域的橫向截面試樣，分別進行機械拉伸實驗。最后利用掃描電鏡對拉伸斷口裂紋進行微觀組織觀察，并分析其斷裂機理，沉積墻體取樣區(qū)域如圖3所示。

圖3 沉積墻體取樣區(qū)域

2 結(jié)果與分析

2.1 沉積速度

對于沒有強制限位冷卻的沉積墻體，在沉積前期，由于和熔池兩側(cè)接觸的是空氣，熔池向兩側(cè)發(fā)生動態(tài)流動，熔池向兩側(cè)流動的速度大于向中間流動的速度；在沉積中后期，熔池向中間動態(tài)流動和向兩側(cè)動態(tài)流動的趨勢達到動態(tài)平衡。因此，沉積墻體的沉積速度在前期逐漸減小，在達到平衡后基本保持不變，沉積過程中墻體的高度變化趨勢如圖4所示，其最大沉積高度為42 mm，在單位沉積周期內(nèi)，平均沉積高度為4.2 mm。

對于有強制限位冷卻的沉積墻體，在整個沉積過程中，由于存在側(cè)面限位，熔池向兩側(cè)發(fā)生動態(tài)流動的趨勢得以限制，向中間發(fā)生動態(tài)回流，使熔池集中在設(shè)定的空間區(qū)域內(nèi)。因此，沉積墻體的沉積速度在整個沉積過程中基本保持不變，并且平均沉積速度大于沒有強制限位冷卻墻體的。沉積過程中墻體的高度變化趨勢如圖4所示，其最大沉積高度為52 mm，在單位沉積周期內(nèi)，平均沉積高度為5.2 mm。

圖4 沉積墻體高度變化趨勢

2.2 材料利用程度

對于沒有強制限位冷卻的沉積墻體，由于不存在強制限位，沉積墻體的材料利用程度較低。在沉積墻體的高度方向上，沉積墻體的側(cè)面凹陷和側(cè)面凸起現(xiàn)象較為嚴重，沉積墻體的沉積寬度如圖5所示，其最小沉積寬度為4.30 mm，最大沉積寬度為5.50 mm，平均材料利用率為78.2%。

對于有強制限位冷卻的沉積墻體，由于存在強制限位，沉積墻體的材料利用程度較高。在沉積墻體的高度方向上，沉積墻體的側(cè)面凹陷和側(cè)面凸起現(xiàn)象不明顯，沉積墻體的沉積寬度如圖5所示，其最小沉積寬度為4.26 mm，最大沉積寬度為5.12 mm，平均材料利用率為83.2%。

圖5 沉積墻體寬度變化趨勢

由此可見，對于沒有強制限位冷卻的沉積墻體，其尺寸規(guī)格的設(shè)計主要依據(jù)沉積參數(shù)進行調(diào)節(jié)，這嚴重影響了沉積墻體的沉積速度，很難滿足工業(yè)設(shè)計需求，并且在沉積墻體完成后需要進行表面切削處理，先增材再減材，這大幅降低了沉積墻體的材料利用程度。對于有強制限位冷卻的沉積墻體，由于在沉積前可以控制沉積區(qū)間，沉積墻體可以依據(jù)沉積區(qū)間沉積出特定的尺寸規(guī)格，這大幅提高了沉積墻體的沉積速度，并且沉積墻體完成后不需要進行表面切削處理，或者僅需進行輕微的表面磨削處理，這大幅提高了材料的利用程度。

2.3 氣孔缺陷分析

沒有強制限位冷卻沉積墻體的氣孔尺寸分布如圖6a所示。在沉積墻體下側(cè)，由于沉積過程處于初始階段，下側(cè)墻體熱輸入累積較小，氣孔逸出速度較快，此處墻體氣孔程度較小。在沉積墻體中部，由于沉積過程處于中間階段，中部墻體熱輸入累積增大，氣孔逸出速度減慢，此處墻體氣孔程度增大。在沉積墻體上側(cè)，由于沉積過程處于最后階段，上側(cè)墻體熱輸入累積最大，氣孔逸出速度最慢，此處墻體氣孔程度最大。在這種狀態(tài)下，沉積墻體平均孔隙率為2.15%，最大氣孔直徑為1.22 mm。

有強制限位冷卻沉積墻體的氣孔尺寸分布如圖6b所示。由于存在強制限位冷卻工藝，沉積過程中墻體熱傳遞較快，沉積墻體的熱輸入累積效應(yīng)不明顯，氣孔逸出速度較快，沉積墻體的氣孔程度較小，并且基本保持一致。在這種狀態(tài)下，沉積墻體平均孔隙率為1.06%，最大氣孔直徑為0.75 mm，沉積墻體的氣孔缺陷得到緩解。

圖6 沉積墻體氣孔分布

2.4 微觀組織分析

沒有強制限位冷卻沉積墻體的金相組織分布如圖7a—c所示。由于沒有強制限位工藝，熔池冷卻過程中所受壓力較小，降溫速率較慢。在沉積墻體下側(cè)，由于墻體熱輸入累積較小，冷卻過程中的過冷度較小，沉積墻體在內(nèi)部存在較小的柱狀晶顆粒，平均晶粒度為15.2 μm，如圖7c所示。在沉積墻體中部，由于墻體熱輸入累積增大，冷卻過程中的過冷度增大，沉積墻體在內(nèi)部存在增大的柱狀晶顆粒，平均晶粒度為15.4 μm，如圖7b所示。在沉積墻體上側(cè)，由于墻體熱輸入累積較大，冷卻過程中的過冷度較大，沉積墻體在內(nèi)部存在粗大的柱狀晶顆粒，平均晶粒度為16.5 μm，如圖7a所示。沉積墻體總體平均晶粒度為15.7 μm。

圖7 截面金相組織

有強制限位冷卻沉積墻體的金相組織分布如圖7d—f所示。由于存在強制冷卻工藝，熔池冷卻過程中所受壓力較大，降溫速率較快，沉積墻體的熱輸入累積效應(yīng)不明顯，并且基本保持一致，在這種狀態(tài)下，沉積墻體中上方的較大柱狀晶顆粒缺陷得到緩解。在沉積墻體下側(cè)，平均晶粒度為13.2 μm，如圖7f所示。在沉積墻體中部，平均晶粒度為13.3 μm，如圖7e所示。在沉積墻體上側(cè)，平均晶粒度為13.5 μm，如圖7d所示。沉積墻體總體平均晶粒度為13.3 μm。

2.5 拉伸性能

沒有強制限位冷卻的沉積墻體在沉積速度方向上的抗拉強度和屈服強度如圖8所示。在沉積墻體下側(cè)，抗拉強度和屈服強度分別為169 MPa和133 MPa。在沉積墻體中部，抗拉強度和屈服強度分別為156 MPa和123 MPa。在沉積墻體上側(cè)，抗拉強度和屈服強度分別為145 MPa和113 MPa。因此，隨著沉積高度的增加，沉積墻體在沉積速度方向上的抗拉強度逐漸減小。在這種狀態(tài)下，沉積墻體平均抗拉強度和屈服強度為157 MPa和123 MPa。

有強制限位冷卻的沉積墻體在沉積速度方向上的抗拉強度和屈服強度如圖9所示。在沉積墻體下側(cè)，抗拉強度和屈服強度分別為183 MPa和142 MPa。在沉積墻體中部，抗拉強度和屈服強度分別為179 MPa和138 MPa。在沉積墻體上側(cè)，抗拉強度和屈服強度分別為174 MPa和135 MPa。因此，沉積墻體在沉積速度方向上的抗拉強度基本不受沉積高度的影響，并且由于存在強制限位冷卻工藝，沉積墻體整體抗拉強度有所提高。在這種狀態(tài)下，沉積墻體平均抗拉強度和屈服強度分別為179 MPa和138 MPa。

圖8 沒有強制限位冷卻的沉積墻體的抗拉強度和屈服強度

圖9 有強制限位冷卻的沉積墻體的抗拉強度和屈服強度

2.6 斷口裂紋

沒有強制限位冷卻的沉積墻體在沉積速度方向上的拉伸斷口掃描電鏡圖如圖10a—c所示。由于沉積墻體的拉伸斷口基本是沿著拉伸方向上有效面積最小的截面斷裂，沉積墻體的斷口上分布著規(guī)模較大的氣孔，沉積墻體在該方向上的拉伸強度較低。在沉積墻體下側(cè)，拉伸斷口的韌窩較小，沉積墻體在該方向上的韌性較小，如圖10c所示。在沉積墻體中部，拉伸斷口的韌窩較小，沉積墻體在該方向上的韌性較小，如圖10b所示。在沉積墻體上側(cè)，拉伸斷口上韌窩較小，沉積墻體在該方向上的韌性較小，如圖10a所示。

有強制限位冷卻的沉積墻體在沉積速度方向上拉伸斷口掃描電鏡圖如圖10d—f所示。沉積墻體的斷口上分布著規(guī)模較小的氣孔，沉積墻體在該方向上的拉伸強度較高。在沉積墻體下側(cè)，拉伸斷口的韌窩較大，沉積墻體在該方向上的韌性較大，如圖10f所示。在沉積墻體中部，拉伸斷口上韌窩較大，沉積墻體在該方向上的韌性較大，如圖10e所示。在沉積墻體上側(cè)，拉伸斷口上的韌窩較大，沉積墻體在該方向上的韌性較大，如圖10d所示。因此，有強制限位冷卻工藝的沉積墻體在沉積速度方向上的韌性有所提高。

圖10 拉伸斷口掃描電鏡

3 結(jié)論

1）開發(fā)了CMT電弧增材制造強制限位冷卻工藝，通過CMT電弧增材制造強制限位冷卻，鋁硅合金實現(xiàn)了較高質(zhì)量的快速成形，達到了滿足工業(yè)制造要求的增材標準。

2）強制限位冷卻工藝可以控制電弧增材制造過程中的沉積區(qū)間，提高墻體的沉積速度（平均沉積速度由0.120 mm/s升到0.149 mm/s），并且可以控制沉積墻體的沉積寬度，提高沉積墻體的材料利用程度（材料利用程度由78.2%升到83.2%）。

3）強制限位冷卻工藝可以控制電弧增材制造過程中的凝固過程，緩解墻體內(nèi)部氣孔過多和晶粒粗大的問題，使孔隙率從2.15%降到1.06%，平均晶粒度從15.7 μm降到13.3 μm。

4）強制限位冷卻沉積墻體的抗拉強度在橫向上有所提高，沉積墻體橫向平均抗拉強度從157 MPa升到179 MPa，同時提高了沉積墻體的韌性。

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Forced Limit Cooling Process for Cold Metal Transfer Arc Additive Manufacturing

CHEN Chen1, ZHANG An1, XING Yan-feng1, YU Tie-jun2, LIU Li-feng2

(1. School of Mechanical and Automotive Engineering, Shanghai University of Engineering Science, Shanghai 201620, China; 2. Shanghai Heda Auto Parts Limited Company, Shanghai 201799, China)

The work aims to study a process to enhance the structural performance of deposited walls to solve the problems of uneven flow of the molten pool, abnormal wall forming, excessive pores and coarse grains in the wall caused by unstable airflow environment during the cold metal transfer (CMT) arc additive manufacturing process. A forced limit cooling process for CMT arc additive manufacturing was developed to improve the structural performance of the deposited wall by controlling the deposition interval and solidification process of arc additive manufacturing. The average deposition rate of the deposited wall increased from 0.120 mm/s to 0.149 mm/s. The material utilization increased from 78.2% to 83.2%. The porosity rate dropped from 2.15% to 1.06%. And the average grain size dropped from 15.7 μm to 13.3 μm. At the same time, the toughness of the deposited wall was improved. The transverse average ultimate tensile strength of the deposited wall rose from 157 MPa to 179 MPa. The deposited wall after the forced limit cooling process of CMT arc additive manufacturing has a corresponding increase in deposition speed and material utilization. At the same time, the forced limit cooling process improves the structural performance of the deposited wall, which has certain guiding significance for additive manufacturing.

cold metal transfer; arc additive manufacturing; forced limit cooling; deposition interval; solidification process

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.08.015

TG441

A

1674-6457(2022)08-0104-07

2021–11–12

上海市自然科學(xué)基金（20ZR1422600）

陳晨（1996—），男，碩士生，主要研究方向為薄板連接、增材制造。

邢彥鋒（1978—），男，博士，教授，主要研究方向為汽車輕量化。

責(zé)任編輯：蔣紅晨