方學(xué)偉 蔣 笑 王 喆 武曉康 黃 科

1.西安交通大學(xué)機(jī)械制造系統(tǒng)工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安，710049 2.海軍工程大學(xué)電氣工程學(xué)院，武漢，430033

0 引言

增材制造技術(shù)是基于零件的三維模型分層切片數(shù)據(jù)，利用特殊的能量源將填充材料(粉材、絲材)逐點(diǎn)、逐線、逐層沉積，堆積成所希望形狀零件的技術(shù)[1]，它結(jié)合了計(jì)算機(jī)圖形處理、數(shù)字化控制技術(shù)、激光技術(shù)、機(jī)電技術(shù)、材料技術(shù)、焊接技術(shù)等多項(xiàng)技術(shù)。與傳統(tǒng)的加工方法相比，增材制造技術(shù)無需模具，成形后只需要少量機(jī)械加工甚至不需要加工就可以完成零件的制造，可制作傳統(tǒng)工藝無法加工的復(fù)雜零件[2]。電弧增材制造(wire and arc additive manufacturing，WAAM)技術(shù)因其沉積速率高、設(shè)備成本低、材料利用率高以及大型金屬結(jié)構(gòu)件制造的環(huán)境友好等特點(diǎn)，日益受到工業(yè)部門的關(guān)注[3-5]。過去10年，這項(xiàng)技術(shù)的持續(xù)進(jìn)展引起了世界各地研究機(jī)構(gòu)的廣泛關(guān)注[6]。

電弧增材制造成形過程中，單道焊縫的截面幾何形狀和單層多道搭接率的選擇對金屬零件成形的幾何精度和力學(xué)性能至關(guān)重要[7]。KIM等[8-10]采用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)和多元回歸方法分別建立了預(yù)測焊縫寬度、高度和熔深的模型，這些模型均可保證一致的焊縫質(zhì)量，并證實(shí)了神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型優(yōu)于經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?。XUE等[11]采用模糊回歸方法建立了4個(gè)過程變量(絲材直徑、電弧電壓、焊接速度和焊接電流)與焊道寬度的關(guān)系模型，預(yù)測了最佳焊道寬度。上述研究均是對焊道的某一個(gè)參數(shù)進(jìn)行建模和預(yù)測，目前，對單道截面形狀整體還缺乏系統(tǒng)的研究。烏日開西等[7]基于試驗(yàn)研究了焊縫截面的幾何形狀，并采用圓弧曲線進(jìn)行擬合。CUI等[12]采用拋物線對焊道形貌進(jìn)行分析，獲得了多道搭接的數(shù)學(xué)模型。當(dāng)前，對焊縫截面幾何形狀研究不多，并缺乏對誤差和準(zhǔn)確性的定量分析。

根據(jù)電弧增材制造對焊道形貌的研究現(xiàn)狀，本文通過擬合ER120S-G高強(qiáng)鋼熔化極氣體保護(hù)焊(gas metal arc welding，GMAW)的單道截面輪廓，發(fā)現(xiàn)正弦函數(shù)與單道輪廓更匹配，并在此基礎(chǔ)上提出優(yōu)化的斜頂搭接模型，推導(dǎo)出多道搭接的最優(yōu)搭接間距。最后，以最優(yōu)搭接間距打印多層多道塊體，試驗(yàn)驗(yàn)證了理論推導(dǎo)的結(jié)果，并對其組織及性能進(jìn)行了綜合評價(jià)。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)將500 mm×500 mm×30 mm 的Q235合金鋼板作為成形基板。焊絲為直徑1.2 mm 的ER120S-G高強(qiáng)鋼焊絲，Q235基板和ER120S-G焊絲的化學(xué)成分如表1所示。

表1 焊絲與基板的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.1 Chemical composition of welding wire and substrate (mass fraction) %

1.2 試驗(yàn)方法

本試驗(yàn)以FRONIUS-CMT Advanced 4000R焊機(jī)為成形系統(tǒng)的熱源，配套送絲裝置為FRONIUS-VR-1550，運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)采用KUKA-KR16六自由度機(jī)器人，如圖1所示。增材制造前，先打磨基板，再用丙酮擦拭表面，去除油污。保護(hù)氣為20%(體積分?jǐn)?shù)，下同)CO2與80%Ar的混合氣體，保護(hù)氣流量設(shè)定為22 L/min。焊絲干伸長設(shè)定為12 mm，焊接模式選擇脈沖熔化極氣體保護(hù)焊(pulsed gas metal arc welding，GMAW-P)以減小熱輸入，獲得形貌良好的焊道和搭接效果。

圖1 成形系統(tǒng)實(shí)體圖Fig.1 Entity diagram of forming system

脈沖模式下，選擇相同送絲速度(6 m/min)、不同焊槍行進(jìn)速度(0.3 m/min、0.4 m/min、0.5 m/min、0.6 m/min、0.7 m/min)進(jìn)行單道焊道打印，并對其開展截面輪廓擬合分析。

對GMAW高強(qiáng)鋼單層焊道試樣使用線切割沿垂直與掃面方向切開，在金相預(yù)磨機(jī)上依次使用粒度80、400、800、1000、1500和2000的砂紙去除試樣表面劃痕，然后使用SiO2拋光液拋光試樣表面直至無可視劃痕，最后采用4%的硝酸酒精溶液對截面進(jìn)行腐蝕。

選取最佳搭接間距參數(shù)成形多層多道塊體，在塊體中部沿沉積方向均勻切取3個(gè)10 mm×10 mm×10 mm的金相試樣，如圖2所示。對金相試樣打磨、拋光后，使用4%的硝酸酒精溶液腐蝕拋光面30 s，并在萊卡DM2500M金相顯微鏡上觀測腐蝕拋光面。

圖2 多道多層塊體取樣示意圖Fig.2 Schematic diagram of multichannel multilayer block sampling

此外，按照圖2所示坐標(biāo)系從塊體的XOY、ZOY、XOZ三個(gè)面上取樣，在每個(gè)面內(nèi)分別沿橫縱方向制備拉伸樣(國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 228—2002)，尺寸如圖3所示。采用磨床和電磨筆打磨拉伸試樣表面至無劃痕。采用INSTRON1195萬能力學(xué)試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行室溫拉伸測試，拉伸速度為1 mm/min。

圖3 拉伸試樣示意圖Fig.3 Schematic diagram of tensile specimens

2 成形工藝優(yōu)化

2.1 單層焊道截面輪廓擬合分析

在體視顯微鏡下觀察GMAW高強(qiáng)鋼單層焊道截面(圖4)。

(a)0.3 m/min (b)0.4 m/min (c)0.5 m/min

(d)0.6 m/min (e)0.7 m/min圖4 不同焊槍行進(jìn)速度下的單道截面輪廓Fig.4 Single-channel cross-sectional profiles of samples at different travelling speed

為獲得清晰的單道輪廓信息，在圖像標(biāo)定后，使用Canny算子提取邊緣完整且無斷口的輪廓，如圖5所示。為進(jìn)一步提高提取輪廓質(zhì)量，借助MATLAB軟件中的高斯濾波算法對輪廓進(jìn)行平滑處理，從獲取焊道的輪廓信息。

(a)Canny算子提取輪廓 (b)高斯濾波后的輪廓圖像圖5 提取焊道輪廓Fig.5 Extraction of weld channel profile

分別采用拋物線函數(shù)y=a+bx+cx2、高斯函數(shù)y=aexp(-(x-b)2/c2)和正弦函數(shù)y=asin(2πx/c+b)擬合單道輪廓曲線，其中，a、b、c均為通過試驗(yàn)擬合測量得到的模型參數(shù)。

運(yùn)用MATLAB軟件將提取出的焊道輪廓曲線分別與所選的標(biāo)準(zhǔn)曲線進(jìn)行擬合。由表2可直觀看出，3條曲線均可以不同程度上反映成形單道的輪廓。

表2 不同焊槍行進(jìn)速度樣品單道輪廓擬合結(jié)果Tab.2 Single-pass profile fitting curves of samples at different travelling speed

采用殘差和擬合方差定量比較3種擬合曲線與輪廓曲線的吻合程度。由圖6a～圖6e可以看出，焊槍行進(jìn)速度從0.3 m/min增大到0.7 m/min時(shí)，正弦曲線和拋物線的殘差相比高斯曲線的殘差小，更符合實(shí)際的焊道輪廓曲線。

(a)0.3 m/min (b)0.4 m/min (c)0.5 m/min

(d)0.6 m/min (e)0.7 m/min (f)擬合方差對比圖6 不同擬合曲線的殘差分布圖及擬合方差Fig.6 Distribution of residuals and variation of the fit using different fitting curves

單道輪廓和3條曲線的擬合方差如圖6f所示，焊槍行進(jìn)速度從0.3 m/min增大到0.7 m/min時(shí)，3個(gè)模型的擬合方差均超過了94%，表明擬合效果均較好。擬合方差從大到小排列分別為正弦函數(shù)、拋物線函數(shù)、高斯函數(shù)，其中，正弦函數(shù)的平均擬合方差大于0.99，更吻合GMAW成形單道輪廓。

2.2 單層多道搭接模型

選擇正弦函數(shù)建立搭接的單道模型后，相鄰兩個(gè)單道的搭接間距直接影響單層多道成形的表面質(zhì)量。搭接間距大于或等于單道寬度時(shí)，兩道相鄰的焊縫之間沒有搭接材料，此時(shí)表現(xiàn)為未搭接，如圖7a所示；隨著搭接間距的減小，相鄰焊縫之間出現(xiàn)波谷，此時(shí)搭接表現(xiàn)為欠搭接，如圖7b所示；兩條焊道重疊區(qū)域的面積等于波谷區(qū)域的面積時(shí)，搭接表面接近于理想平面，此時(shí)稱為理想搭接，如圖7c所示；當(dāng)搭接間距繼續(xù)減小，重疊區(qū)域面積的增大導(dǎo)致形成波峰，進(jìn)而破壞搭接處的表面平整度，如圖7d所示。

(a)未搭接 (b)欠搭接

(c)理想搭接 (d)過搭接圖7 典型搭接模式Fig.7 Typical lap joint model

根據(jù)單層單道的形貌曲線以及一定的搭接原則確定搭接間距。這種方法可在工藝參數(shù)改變時(shí)，直接根據(jù)對應(yīng)的焊道模型得出搭接間距，無需進(jìn)行多次試驗(yàn)。目前主要的兩種理想搭接模型為平頂模型[13]、斜頂模型[14]。

2.2.1平頂搭接模型

圖8為平頂搭接模型示意圖，為使成形表面平滑、搭接質(zhì)量好，當(dāng)搭接間距為理想搭接間距時(shí)，重合區(qū)域的面積與波谷區(qū)域的面積相等，即SAEB=SCDE。選用正弦函數(shù)擬合曲線時(shí)，第一道單道的輪廓曲線為

圖8 平頂搭接數(shù)學(xué)模型Fig.8 Mathematical model of flat-top lap

f(x)=hsin(πx/w)

(1)

式中，h為單道的頂點(diǎn)高度；w為單道的道寬。

根據(jù)對稱關(guān)系可得出，理想搭接時(shí)SAEB=SCDE，即2SCEF=2SEGB，則

(2)

最終求得理想搭接間距d=2w/π。

2.2.2斜頂搭接模型

斜頂搭接模型假設(shè)兩條單道搭接時(shí)，重合區(qū)域的液態(tài)金屬在波谷區(qū)域的填充是不均勻的，液態(tài)金屬凝固時(shí)形成自由曲面[13]，具體數(shù)學(xué)模型如圖9所示。

圖9 斜頂搭接數(shù)學(xué)模型Fig.9 Mathematical model of slant top lap

在單道截面擬合研究的基礎(chǔ)上，考慮模型計(jì)算的復(fù)雜度，定義f2(x)為過F點(diǎn)和D點(diǎn)的拋物線函數(shù)，A點(diǎn)為第二條焊道的左側(cè)邊界，假設(shè)F點(diǎn)與A點(diǎn)的X坐標(biāo)相同。當(dāng)搭接間距為理想搭接間距時(shí)，SAEB=SFDE，等式兩邊均與曲邊三角形AFE面積相加后，可得SAEB+SEFA=SFDE+SEFA，即SAFB=SFDA。曲邊三角形AFB的面積為

(3)

曲邊三角形FDA的面積在當(dāng)前坐標(biāo)系難以計(jì)算，故將坐標(biāo)系沿X軸正方向平移d，結(jié)果如圖10所示。

圖10 X正方向平移d后的模型Fig.10 The coordinate system is translated along the X direction d

根據(jù)平移原則，f2(x)為通過F點(diǎn)(0，hsin(πd/w))和D點(diǎn)(w/2，h)的拋物線，則有

(4)

又由于SFDA-SAFB=0，故

(5)

利用MATLAB軟件求解上述方程，得到兩個(gè)實(shí)數(shù)根d1=1.03w，d2=0.66w。d1=1.03w時(shí)會出現(xiàn)未搭接，顯然不合理，故在斜頂模型中理想搭接間距為0.66w。

2.2.3搭接間距驗(yàn)證與分析

為驗(yàn)證上述兩模型的準(zhǔn)確性，進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。試驗(yàn)參數(shù)如下：送絲速度6 m/min，焊接速度0.5 m/min，保護(hù)氣流量20 L/min，干伸長12 mm，保護(hù)氣80%Ar+20%CO2。搭接間距d按照0.60w、0.63w、0.66w、0.70w進(jìn)行單層兩道搭接模型的試驗(yàn)。

將試樣沿垂直于掃描方向切開，經(jīng)打磨、拋光、腐蝕后，在體視顯微鏡下進(jìn)行拍攝。為方便直觀展示和后續(xù)計(jì)算，使用MATLAB進(jìn)行圖像處理并提取輪廓(圖11)。

圖11 不同搭接間距的單層兩道成形輪廓Fig.11 Single-layer two-pass forming profile with different lap spacing

為定量分析比較波谷區(qū)域不同搭接間距的單層兩道試樣的平面度，以第一道單道高度為基準(zhǔn)，定義相對偏差：

ey=(y-h1)/h1

(6)

式中，y為沿著搭接方向橫向尺寸對應(yīng)的試樣高度；h1為第一道的單道高度。

所取搭接輪廓點(diǎn)的高度大于第一道高度時(shí)，相對誤差為正向誤差，表現(xiàn)為過搭接；輪廓點(diǎn)高度小于第一道高度時(shí)，相對誤差為負(fù)向誤差，表現(xiàn)欠搭接。不同搭接間距試樣波谷區(qū)域沿試樣寬度方向的分布偏差如圖12所示，可看出隨著搭接間距的增大，正向偏差減小，而負(fù)向偏差增大，搭接間距為0.66w時(shí)的正向偏差基本為0。搭接成形的過程中，正向偏差逐漸累計(jì)增大，如圖13所示，間接減小了干伸長，影響成形質(zhì)量，故應(yīng)盡量避免產(chǎn)生較大的正向偏差。

圖12 不同搭接間距試樣波谷區(qū)域相對偏差Fig.12 Relative deviation of valley area of specimens with different lap spacing

圖13 正向偏差逐漸累計(jì)Fig.13 Gradual accumulation of positive deviation

GMAW堆積成形的表面有不同程度的高低起伏，必須經(jīng)過后期的減材加工，使平面平整，才能得到最終的結(jié)構(gòu)件。波谷區(qū)域的最大高度差稱為后期減材加工的最大切削量，故在控制正向偏差的同時(shí)，獲得盡量小的最大切削量。由圖14可看出，最大切削量基本隨搭接間距的增大而增大。綜合來看，搭接間距為0.66w時(shí)，正向偏差可控制在較低的水平，最大切削量也在較低的水平。通過Halcon軟件計(jì)算試樣截面的有效面積比(搭接縱向截面中，減去最大切削量區(qū)域得到的面積與整體面積的比值)，如圖14所示。搭接間距為0.66w時(shí)可獲得最大的有效面積比，從而證明搭接間距為0.66w時(shí)，材料利用率最高。

圖14 不同搭接間距搭接質(zhì)量Fig.14 Lap quality at different lap spacing

綜上所述，ER120S-G高強(qiáng)鋼GMAW-P電弧增材制造中，搭接間距為0.66w時(shí)可獲得最好的搭接質(zhì)量，理論推導(dǎo)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致。

2.3 熱輸入對搭接質(zhì)量的影響

本次實(shí)驗(yàn)采用一元化焊接模式，送絲速度增大時(shí)熱輸入也相應(yīng)地增大，從而影響熔滴過渡和熔池流動(dòng)行為，對單層焊道的成形表面質(zhì)量有重大影響。

增加送絲速度為4 m/min和8 m/min(其他條件不變)的兩組試驗(yàn)，得到的單層兩道試樣輪廓如圖15所示。采用Halcon軟件計(jì)算表面最大切削量和截面有效面積比。

圖15 不同送絲速度(熱輸入)下單層兩道截面輪廓Fig.15 Cross-sectional profile of single layer with two passes at different wire feeding speeds (heat input)

由圖16可以看出，送絲速度6 m/min能獲得最好的搭接質(zhì)量。這是因?yàn)樗徒z速度較小時(shí)，熱輸入較小，熔化液滴凝固快、鋪展性差，波谷區(qū)域未能良好填充；送絲速度較大時(shí)，單位時(shí)間內(nèi)熔化的金屬增多，波峰高度顯著增加，波峰和波谷的高度差增大，導(dǎo)致材料利用率減小、切削量增大。故在搭接間距選定后，適中的熱輸入(送絲速度)可以獲得更為良好的表面搭接質(zhì)量。

圖16 不同熱輸入搭接質(zhì)量Fig.16 lap quality with different heat input

3 多層多道塊體性能分析

在上述研究的基礎(chǔ)上成形多層多道塊體，具體的焊接條件如下：焊接速度為0.5 m/min，送絲速度為6 m/min，搭接間距為0.66w，模式為GMAW+P，層間等待時(shí)間為60 s，采用層間首尾交替的沉積路徑，且相鄰層之間錯(cuò)峰沉積，如圖17所示。這樣的沉積路徑可以避免波峰波谷高度誤差的累積，獲得搭接質(zhì)量更好的塊體。最終成形的多層多道塊體表面精度高、無可見缺陷，道與道之間結(jié)合良好，如圖18所示。

(a)層間首尾交替沉積路徑

(b)層間錯(cuò)峰沉積圖17 多層多道沉積路徑Fig.17 Multi-layer multi-lane deposition path

(a)塊體宏觀形貌 (b)塊體上表面圖18 多層多道塊體樣件Fig.18 Multi-layer multi-lane block specimen

3.1 多層多道塊體微觀組織分析

圖19所示為不同區(qū)域ER120S-G高強(qiáng)鋼試樣金相組織形貌，可以看出晶粒朝著某一方向傾斜，且整個(gè)試樣中的晶粒傾斜方向交替變化。這是由于WAAM成形過程中，晶粒的生長為外延生長，且總是朝著散熱最快的方向生長。塊體沿Z方向沉積的過程中，采用首尾交替的沉積路徑，故試樣內(nèi)晶粒的傾斜方向交替變化。

(a)上層區(qū)域 (b)中層區(qū)域 (c)下層區(qū)域圖19 不同區(qū)域試樣微觀組織性能Fig.19 Microstructure properties of samples in different regions

多層多道塊體的成形過程中，每沉積一層，其下方的沉積層將會經(jīng)歷一次快速升溫-快速冷卻的過程。當(dāng)沉積到一定層數(shù)后，該交變熱循環(huán)使得熱量不斷累積，導(dǎo)致下方一定區(qū)域的溫度超過相變點(diǎn)而發(fā)生相變，相變區(qū)域以下的部分金屬產(chǎn)生回火效應(yīng)。由圖19可看出，塊體中間部位的組織主要為粒狀貝氏體(granular bainite，GB)和馬氏體-奧氏體(martensite-austenite，M-A)組元，頂部和底部的組織為GB、M-A組元和針狀鐵素體(acicular ferrite，AF)。WAAM 沉積過程中，每道沉積層要經(jīng)歷多次熱循環(huán)，因此整個(gè)熱循環(huán)過程非常復(fù)雜。低碳低合金鋼中存在諸多物相，但其形成溫度有一定的重疊，例如針狀鐵素體的形成溫度在500 ℃左右，粒狀貝氏體的形成溫度約550 ℃。塊體頂部和底部直接與空氣和基板接觸，散熱較快，而中部區(qū)域隨著不斷的熱循環(huán)，一直保持著較高的溫度。粒狀貝氏體的形成溫度高于針狀鐵素體，所以中間部位更有利于粒狀貝氏體的形成。

3.2 多道多層塊體拉伸性能分析

塊體的力學(xué)拉伸結(jié)果如圖20所示。由圖20a可以看出，相同方向不同面的拉伸試樣的抗拉強(qiáng)度變化不大，雖然延伸率沿Y、Z方向有一些差別，但總的拉伸性能與所在面的關(guān)系不大。將3個(gè)方向的拉伸試樣取均值，X向(橫向搭接方向)、Y向(掃描方向)、Z向(堆積高度方向)的抗拉強(qiáng)度均值分別為961.85 MPa、1013.54 MPa、989.32 MPa，延伸率均值分別為15.34%、13.05%、14.34%。力學(xué)性能各向異性的原因是，采用GMAW-P成形工藝成形高強(qiáng)鋼時(shí)，焊道表面易附著氧化物表皮，影響層與層、道與道之間的搭接質(zhì)量。X向和Z向存在多道焊接搭接，而Y向?yàn)榻饘龠B續(xù)堆積成形方向，故X向和Z向的性能稍弱于Y向的性能。

(a)抗拉強(qiáng)度

(b)斷后伸長率圖20 塊體不同方向的拉伸性能Fig.20 Tensile properties of blocks in different directions

4 結(jié)論

(1)對于ER120S-G高強(qiáng)鋼電弧增材制造單道形貌，相比拋物線和高斯函數(shù)，采用正弦函數(shù)可獲得更好的擬合效果，平均擬合方差大于0.99。

(2)本文采用斜頂搭接模型計(jì)算出的最優(yōu)搭接間距為0.66倍的單道寬度。理論推導(dǎo)和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證均表明，采用該搭接間距可獲得最大的材料利用率和較小的表面切削量，選擇適中的熱輸入可以提高搭接表面的精度。

(3)受電弧增材制造過程中交變熱循環(huán)的影響，ER120S-G高強(qiáng)鋼多層多道塊體的中部區(qū)域比頂部和底部更容易形成粒狀貝氏體。搭接處易產(chǎn)生氧化表皮，降低了搭接質(zhì)量，因此抗拉強(qiáng)度呈現(xiàn)一定的各向異性。