冷金属过渡电弧增材制造强制限位冷却工艺研究

陈晨，张安，邢彦锋，于铁军，刘立峰

冷金属过渡电弧增材制造强制限位冷却工艺研究

陈晨1，张安1，邢彦锋1，于铁军2，刘立峰2

（1.上海工程技术大学 机械与汽车工程学院，上海 201620；2.上海和达汽车配件有限公司，上海 201799）

针对冷金属过渡（CMT）电弧增材制造过程中不稳定气流环境造成的熔池流动不均、墙体成形异常以及墙体内部气孔过多和晶粒粗大的问题，研究增强沉积墙体组织性能的工艺。开发了CMT电弧增材制造强制限位冷却工艺，通过控制电弧增材制造的沉积区间和凝固过程，来改善沉积墙体的结构性能。沉积墙体平均沉积速度由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。同时提高了沉积墙体的韧性，沉积墙体横向平均极限拉伸强度由157 MPa升到179 MPa。CMT电弧增材制造强制限位冷却工艺制造的沉积墙体在沉积速度和材料利用程度方面有了相应提高，同时强制限位冷却工艺改善了沉积墙体的结构性能，这对增材制造具有一定的指导意义。

冷金属过渡；电弧增材制造；强制限位冷却；沉积区间；凝固过程

冷金属过渡电弧增材制造技术具有较高的效率，在增材制造行业中具有独特的生产优势，然而，其相对较差的沉积精度和结构组织限制了该技术在中高端产业中的进一步发展。从电弧增材装备系统到成形工艺与参数分析，从过程检测与控制到微观组织性能与缺陷分析，包括但不限于电磁、材料、冶金、传热、流体等众多延伸理论，是往后需要解析的重点课题[1-2]。当前认为，CMT电弧特性是影响铝合金增材制造的重要因素，寻求合理电弧脉冲是增材制造的基础工作[3-4]。电弧增材制造零件的力学性能有层层累积效应，控制好单层焊道沉积特性具有决定性效果[5-6]。一般而言，气孔缺陷是造成沉积墙体结构性能较差的主要原因，而产生气孔缺陷的主要原因是沉积过程中氢的过多转变[7]。晶粒粗大是造成沉积墙体组织性能较差的主要原因，而产生晶粒粗大的主要原因是沉积过程中较大的热输入[8]。研究发现，沉积过程中的层间主动冷却比自由冷却有着更好的效果，沉积墙体有着更好的显微硬度和抗拉强度[9]。沉积完成后的墙体所受温度升高，断裂方式由韧性断裂转为脆性断裂[10]。电弧轨迹对沉积墙体有着重要影响，研究不同沉积轨迹下的墙体结构组织至关重要[11-12]。同时，限位工具的材料特性也会对沉积过程产生重大作用，对沉积墙体的力学性能产生重大影响[13-16]。因此，通过解决墙体内部气孔过多和晶粒粗大的问题，进而强化沉积墙体的结构组织和力学性能，是电弧增材制造需要克服的关键难点。基于此，文中利用CMT电弧增材制造强制限位冷却工艺改善沉积墙体性能，使沉积墙体在沉积速度和材料利用程度方面有了相应提高，同时改善了沉积墙体的结构性能，提高了CMT电弧增材制造过程中的沉积精度和并解决了结构组织性能较差的缺点。

1 实验

1.1 材料

在沉积综合平台上分别进行CMT电弧增材制造和CMT强制限位冷却电弧增材制造，利用定位夹具将7075铝合金基板固定在沉积平台上方。在CMT电弧增材制造中，平台两侧没有T2铜板限位；在CMT强制限位冷却电弧增材制造中，T2铜板固定在沉积区间的两侧。实验采用ER4043铝硅焊丝，同时采用高纯氩气进行保护处理。7075铝合金基板和ER4043铝硅焊丝的标准化学成分见表1。

表1 7075铝合金和ER4043焊丝的标准化学成分

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

1.2 流程

图1为CMT强制限位冷却电弧增材制造装置。该装置主要通过KUKA机械臂辅助CMT焊枪沉积工艺，以控制CMT焊枪的移动轨迹和移动速度；通过焊丝馈送系统调节焊丝进给速度，以控制沉积速度。焊丝和铝合金基板初始距离固定，焊枪在移动过程中始终位于铝合金基板上方并且进给熔融焊丝。在铝合金基板和铜板的固定区间内，焊枪逐步逐层堆积铝硅合金，最终形成沉积墙体。

图1 CMT强制限位冷却电弧增材制造装置

沉积前采用夹具对铜板进行移动叠加，使其高度和熔池的高度保持一致。沉积后采用冷风对沉积墙体进行冷却处理，以减小沉积墙体的热输入和热变形。沉积过程分别在没有强制限位冷却和有强制限位冷却的平台上进行，没有强制限位冷却和有强制限位冷却的沉积墙体在方向的沉积长度约为60 mm，在方向的堆积层数为20，即10个单位沉积周期。没有强制限位冷却沉积墙体如图2a所示，有强制限位冷却的沉积墙体如图2b所示。

图2 沉积墙体尺寸形态

沉积完成后，观测CMT沉积墙体的侧面结构尺寸，比较其几何差异。通过数控线切割机切割沉积墙体，观察沉积墙体在不同区域的气孔大小和气孔分布，通过Leica DM4M金相显微镜分析沉积墙体的晶粒组织，再选取沉积墙体不同区域的横向截面试样，分别进行机械拉伸实验。最后利用扫描电镜对拉伸断口裂纹进行微观组织观察，并分析其断裂机理，沉积墙体取样区域如图3所示。

图3 沉积墙体取样区域

2 结果与分析

2.1 沉积速度

对于没有强制限位冷却的沉积墙体，在沉积前期，由于和熔池两侧接触的是空气，熔池向两侧发生动态流动，熔池向两侧流动的速度大于向中间流动的速度；在沉积中后期，熔池向中间动态流动和向两侧动态流动的趋势达到动态平衡。因此，沉积墙体的沉积速度在前期逐渐减小，在达到平衡后基本保持不变，沉积过程中墙体的高度变化趋势如图4所示，其最大沉积高度为42 mm，在单位沉积周期内，平均沉积高度为4.2 mm。

对于有强制限位冷却的沉积墙体，在整个沉积过程中，由于存在侧面限位，熔池向两侧发生动态流动的趋势得以限制，向中间发生动态回流，使熔池集中在设定的空间区域内。因此，沉积墙体的沉积速度在整个沉积过程中基本保持不变，并且平均沉积速度大于没有强制限位冷却墙体的。沉积过程中墙体的高度变化趋势如图4所示，其最大沉积高度为52 mm，在单位沉积周期内，平均沉积高度为5.2 mm。

图4 沉积墙体高度变化趋势

2.2 材料利用程度

对于没有强制限位冷却的沉积墙体，由于不存在强制限位，沉积墙体的材料利用程度较低。在沉积墙体的高度方向上，沉积墙体的侧面凹陷和侧面凸起现象较为严重，沉积墙体的沉积宽度如图5所示，其最小沉积宽度为4.30 mm，最大沉积宽度为5.50 mm，平均材料利用率为78.2%。

对于有强制限位冷却的沉积墙体，由于存在强制限位，沉积墙体的材料利用程度较高。在沉积墙体的高度方向上，沉积墙体的侧面凹陷和侧面凸起现象不明显，沉积墙体的沉积宽度如图5所示，其最小沉积宽度为4.26 mm，最大沉积宽度为5.12 mm，平均材料利用率为83.2%。

图5 沉积墙体宽度变化趋势

由此可见，对于没有强制限位冷却的沉积墙体，其尺寸规格的设计主要依据沉积参数进行调节，这严重影响了沉积墙体的沉积速度，很难满足工业设计需求，并且在沉积墙体完成后需要进行表面切削处理，先增材再减材，这大幅降低了沉积墙体的材料利用程度。对于有强制限位冷却的沉积墙体，由于在沉积前可以控制沉积区间，沉积墙体可以依据沉积区间沉积出特定的尺寸规格，这大幅提高了沉积墙体的沉积速度，并且沉积墙体完成后不需要进行表面切削处理，或者仅需进行轻微的表面磨削处理，这大幅提高了材料的利用程度。

2.3 气孔缺陷分析

没有强制限位冷却沉积墙体的气孔尺寸分布如图6a所示。在沉积墙体下侧，由于沉积过程处于初始阶段，下侧墙体热输入累积较小，气孔逸出速度较快，此处墙体气孔程度较小。在沉积墙体中部，由于沉积过程处于中间阶段，中部墙体热输入累积增大，气孔逸出速度减慢，此处墙体气孔程度增大。在沉积墙体上侧，由于沉积过程处于最后阶段，上侧墙体热输入累积最大，气孔逸出速度最慢，此处墙体气孔程度最大。在这种状态下，沉积墙体平均孔隙率为2.15%，最大气孔直径为1.22 mm。

有强制限位冷却沉积墙体的气孔尺寸分布如图6b所示。由于存在强制限位冷却工艺，沉积过程中墙体热传递较快，沉积墙体的热输入累积效应不明显，气孔逸出速度较快，沉积墙体的气孔程度较小，并且基本保持一致。在这种状态下，沉积墙体平均孔隙率为1.06%，最大气孔直径为0.75 mm，沉积墙体的气孔缺陷得到缓解。

图6 沉积墙体气孔分布

2.4 微观组织分析

没有强制限位冷却沉积墙体的金相组织分布如图7a—c所示。由于没有强制限位工艺，熔池冷却过程中所受压力较小，降温速率较慢。在沉积墙体下侧，由于墙体热输入累积较小，冷却过程中的过冷度较小，沉积墙体在内部存在较小的柱状晶颗粒，平均晶粒度为15.2 μm，如图7c所示。在沉积墙体中部，由于墙体热输入累积增大，冷却过程中的过冷度增大，沉积墙体在内部存在增大的柱状晶颗粒，平均晶粒度为15.4 μm，如图7b所示。在沉积墙体上侧，由于墙体热输入累积较大，冷却过程中的过冷度较大，沉积墙体在内部存在粗大的柱状晶颗粒，平均晶粒度为16.5 μm，如图7a所示。沉积墙体总体平均晶粒度为15.7 μm。

图7 截面金相组织

有强制限位冷却沉积墙体的金相组织分布如图7d—f所示。由于存在强制冷却工艺，熔池冷却过程中所受压力较大，降温速率较快，沉积墙体的热输入累积效应不明显，并且基本保持一致，在这种状态下，沉积墙体中上方的较大柱状晶颗粒缺陷得到缓解。在沉积墙体下侧，平均晶粒度为13.2 μm，如图7f所示。在沉积墙体中部，平均晶粒度为13.3 μm，如图7e所示。在沉积墙体上侧，平均晶粒度为13.5 μm，如图7d所示。沉积墙体总体平均晶粒度为13.3 μm。

2.5 拉伸性能

没有强制限位冷却的沉积墙体在沉积速度方向上的抗拉强度和屈服强度如图8所示。在沉积墙体下侧，抗拉强度和屈服强度分别为169 MPa和133 MPa。在沉积墙体中部，抗拉强度和屈服强度分别为156 MPa和123 MPa。在沉积墙体上侧，抗拉强度和屈服强度分别为145 MPa和113 MPa。因此，随着沉积高度的增加，沉积墙体在沉积速度方向上的抗拉强度逐渐减小。在这种状态下，沉积墙体平均抗拉强度和屈服强度为157 MPa和123 MPa。

有强制限位冷却的沉积墙体在沉积速度方向上的抗拉强度和屈服强度如图9所示。在沉积墙体下侧，抗拉强度和屈服强度分别为183 MPa和142 MPa。在沉积墙体中部，抗拉强度和屈服强度分别为179 MPa和138 MPa。在沉积墙体上侧，抗拉强度和屈服强度分别为174 MPa和135 MPa。因此，沉积墙体在沉积速度方向上的抗拉强度基本不受沉积高度的影响，并且由于存在强制限位冷却工艺，沉积墙体整体抗拉强度有所提高。在这种状态下，沉积墙体平均抗拉强度和屈服强度分别为179 MPa和138 MPa。

图8 没有强制限位冷却的沉积墙体的抗拉强度和屈服强度

图9 有强制限位冷却的沉积墙体的抗拉强度和屈服强度

2.6 断口裂纹

没有强制限位冷却的沉积墙体在沉积速度方向上的拉伸断口扫描电镜图如图10a—c所示。由于沉积墙体的拉伸断口基本是沿着拉伸方向上有效面积最小的截面断裂，沉积墙体的断口上分布着规模较大的气孔，沉积墙体在该方向上的拉伸强度较低。在沉积墙体下侧，拉伸断口的韧窝较小，沉积墙体在该方向上的韧性较小，如图10c所示。在沉积墙体中部，拉伸断口的韧窝较小，沉积墙体在该方向上的韧性较小，如图10b所示。在沉积墙体上侧，拉伸断口上韧窝较小，沉积墙体在该方向上的韧性较小，如图10a所示。

有强制限位冷却的沉积墙体在沉积速度方向上拉伸断口扫描电镜图如图10d—f所示。沉积墙体的断口上分布着规模较小的气孔，沉积墙体在该方向上的拉伸强度较高。在沉积墙体下侧，拉伸断口的韧窝较大，沉积墙体在该方向上的韧性较大，如图10f所示。在沉积墙体中部，拉伸断口上韧窝较大，沉积墙体在该方向上的韧性较大，如图10e所示。在沉积墙体上侧，拉伸断口上的韧窝较大，沉积墙体在该方向上的韧性较大，如图10d所示。因此，有强制限位冷却工艺的沉积墙体在沉积速度方向上的韧性有所提高。

图10 拉伸断口扫描电镜

3 结论

1）开发了CMT电弧增材制造强制限位冷却工艺，通过CMT电弧增材制造强制限位冷却，铝硅合金实现了较高质量的快速成形，达到了满足工业制造要求的增材标准。

2）强制限位冷却工艺可以控制电弧增材制造过程中的沉积区间，提高墙体的沉积速度（平均沉积速度由0.120 mm/s升到0.149 mm/s），并且可以控制沉积墙体的沉积宽度，提高沉积墙体的材料利用程度（材料利用程度由78.2%升到83.2%）。

3）强制限位冷却工艺可以控制电弧增材制造过程中的凝固过程，缓解墙体内部气孔过多和晶粒粗大的问题，使孔隙率从2.15%降到1.06%，平均晶粒度从15.7 μm降到13.3 μm。

4）强制限位冷却沉积墙体的抗拉强度在横向上有所提高，沉积墙体横向平均抗拉强度从157 MPa升到179 MPa，同时提高了沉积墙体的韧性。

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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

上海市自然科学基金（20ZR1422600）

陈晨（1996—），男，硕士生，主要研究方向为薄板连接、增材制造。

邢彦锋（1978—），男，博士，教授，主要研究方向为汽车轻量化。

责任编辑：蒋红晨