禹潤縝,余圣甫,鄭 博,張 超

(華中科技大學(xué) 材料成形與模具技術(shù)國家重點實驗室,湖北 武漢 430074)

7075鋁合金屬于Al-Zn-Mg-Cu合金系的高強(qiáng)鋁合金，具有輕質(zhì)、比強(qiáng)度高、比剛度高等特點，廣泛應(yīng)用于航空、航天、建筑、交通等領(lǐng)域關(guān)鍵構(gòu)件的制造[1]。

電弧增材制造是采用電弧為熱源熔化金屬絲材,按照設(shè)定的路徑層層堆積熔融金屬以制造實體金屬構(gòu)件的新技術(shù)。該技術(shù)成形環(huán)境開放,材料利用率高,且無需模具,整體制造周期短,對構(gòu)件設(shè)計響應(yīng)快。同時,堆積金屬的熔煉與冶金過程均在小熔池中進(jìn)行,成形構(gòu)件組織較為均勻[2]。因此,電弧增材制造是實現(xiàn)7075鋁合金構(gòu)件高效高質(zhì)量成形的重要新方法。

堆積金屬氣孔缺陷是降低電弧增材制造7075高強(qiáng)鋁合金構(gòu)件質(zhì)量的關(guān)鍵問題之一。Dong等[3]電弧增材制造了7075鋁合金,發(fā)現(xiàn)堆積金屬內(nèi)易存在直徑70～80 μm的氫氣孔,其在堆積金屬受力時易成為應(yīng)力集中源,導(dǎo)致裂紋首先在氣孔處形成并擴(kuò)展,堆積金屬抗拉強(qiáng)度為210～240 N/mm2。Ryan等[4]研究表明7075高強(qiáng)鋁合金室溫下即會形成氧化膜,氧化膜易吸收水分引入[H]源,[H]在鋁液凝固時溶解度降低約95%,析出大量H2,而鋁液凝固速度較高,阻礙了H2氣泡的充分逸出,從而在堆積金屬內(nèi)部形成氣孔缺陷。

現(xiàn)階段國內(nèi)外學(xué)者研究表明,通過調(diào)控電弧增材制造工藝參數(shù)可有效減少高強(qiáng)鋁堆積金屬氣孔率。李權(quán)、Cong等[5-6]指出,對于Al-Cu系高強(qiáng)鋁合金,采用變極性電流、電壓波形可增強(qiáng)陰極霧化效果,破碎絲材及基板表面的氧化膜,減少H2來源;采用脈沖電流可促進(jìn)熔池震蕩以利于氣體逸出,同時較小的熱輸入亦可減小熔深,以縮短氣體逸出行程,易于氣體逸出,有效減少氣孔缺陷。Elrefaey等[7]研究表明,采用冷金屬過渡(Cold metal transfer, CMT)技術(shù)可依靠短路過渡顯著減小電弧增材制造時的熔深,促進(jìn)堆積時氣體逸出以降低堆積金屬氣孔傾向,采用90～120 A的電流及0.0842～0.0935 kJ/mm的熱輸入可保證Al-Mg系堆積金屬兼顧良好的成形性和小于5%的氣孔率。然而,目前缺乏成形高質(zhì)量、低氣孔率的Al-Zn-Cu-Mg系7075鋁合金的電弧增材制造工藝。

本實驗以變極性CMT電弧增材制造7075鋁合金的氣孔率為響應(yīng)指標(biāo),以送絲速度、電弧槍行走速度、保護(hù)氣流量三個堆積工藝參數(shù)作為實驗因素,進(jìn)行評價堆積金屬氣孔率的二次回歸通用旋轉(zhuǎn)組合實驗,建立堆積金屬氣孔率預(yù)測模型,并優(yōu)化出氣孔率最低的電弧增材制造工藝,為制造高質(zhì)量7075鋁合金堆積金屬提供理論基礎(chǔ)及指導(dǎo)。

1 實驗材料及方法

1.1 實驗材料

實驗基板采用厚度為25 mm的1060純鋁板,絲材選用直徑1.2 mm的SAl 7075實芯絲材?；寮岸逊e金屬的化學(xué)成分如表1所示。

表1 1060基板和SAl7075絲材所得堆積金屬的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

1.2 實驗平臺

采用KUKA KR-30型6軸機(jī)器人操作平臺搭配Fronius TPS 4000-CMT型電弧電源實現(xiàn)7075鋁合金堆積金屬的電弧增材制造。電弧電源采用變極性CMT電流、電壓波形以減小熱輸入,使堆積金屬具有相對較低的氣孔率,同時兼顧良好的成形性。

1.3 二次回歸通用旋轉(zhuǎn)組合實驗設(shè)計

選取送絲速度、電弧槍行走速度、保護(hù)氣流量三個電弧增材制造基本工藝參數(shù),以堆積金屬氣孔率為響應(yīng)指標(biāo),進(jìn)行二次回歸通用旋轉(zhuǎn)組合實驗。該實驗方法通過將各因素區(qū)間規(guī)范化到[-1.682, 1.682]區(qū)間,并在一次回歸設(shè)計的試驗點基礎(chǔ)上增加額外特定的一些試驗點,組合起來形成同時滿足正交性與旋轉(zhuǎn)性的試驗方案[8]。

采用7∶7的單周期內(nèi)正負(fù)極數(shù)量比,設(shè)置送絲速度、電弧槍行走速度、保護(hù)氣流量分別在6.5～8.1 m/min、500～750 mm/min、9～25 L/min范圍內(nèi),以保證堆積金屬具有良好成形性,并在該范圍內(nèi)尋求氣孔率最低的電弧增材制造工藝,實驗因素水平表如表2所示。此外,按照EN ISO 10042標(biāo)準(zhǔn)對堆積金屬進(jìn)行氣孔率測定;采用Design-expert軟件處理二次回歸通用旋轉(zhuǎn)組合實驗數(shù)據(jù),并進(jìn)行輔助分析。

表2 實驗因素水平表

2 實驗結(jié)果及分析

2.1 二次回歸通用旋轉(zhuǎn)組合實驗方差分析

根據(jù)二次回歸通用旋轉(zhuǎn)組合標(biāo)準(zhǔn)實驗表對三因素進(jìn)行20次實驗,實驗結(jié)果如表3所示。由表3可見，不同的電弧增材制造工藝所成形堆積金屬的氣孔率具有顯著差異。對實驗結(jié)果采用二次方數(shù)學(xué)模型進(jìn)行方差分析，結(jié)果如表4所示。不同實驗組間與組內(nèi)均方比值F=13.27>F(9, 10)=3.02,說明選用的二次方數(shù)學(xué)模型較為顯著,適合對實驗結(jié)果進(jìn)行方差分析與多元回歸擬合[9]。此外,由表4可知,送絲速度(A)、電弧槍行走速度(B)及保護(hù)氣流量(C)的F檢驗置信區(qū)間均小于0.05,這意味著送絲速度、電弧槍行走速度、保護(hù)氣流量對堆積金屬氣孔率均具有顯著影響;同時,根據(jù)三因素的F檢驗置信區(qū)間(P值)可知,三個工藝參數(shù)對堆積金屬氣孔率影響顯著度的順序為:保護(hù)氣流量、送絲速度、電弧槍行走速度。

表3 二次回歸通用旋轉(zhuǎn)組合實驗結(jié)果

表4 方差分析表

2.2 各因素對堆積金屬氣孔率的影響規(guī)律

二次回歸通用旋轉(zhuǎn)組合實驗后得到保護(hù)氣流量與送絲速度的響應(yīng)面、電弧槍行走速度與保護(hù)氣流量的響應(yīng)面、以及送絲速度與電弧槍行走速度的響應(yīng)面分別如圖1所示。

由圖1(a)和圖1(b)可知,當(dāng)保持送絲速度或電弧槍行走速度不變時,堆積金屬氣孔率隨保護(hù)氣流量的提高而減小,這是由于充足而穩(wěn)定的保護(hù)氣流量對堆積過程中熔池的保護(hù)作用逐漸增強(qiáng)。鋁堆積金屬內(nèi)的氣孔主要為氫氣孔[10],電弧增材制造時,空氣中的氫組分會在電弧作用下分解為原子,使得[H]原子向液態(tài)金屬內(nèi)溶解、擴(kuò)散,而當(dāng)金屬凝固時,[H]的溶解度會降低約90%以上,導(dǎo)致凝固前H2難以逸出而形成氫氣孔。此外,7075鋁合金中高含量的低蒸氣壓Mg、Zn組元易在堆積時蒸發(fā),并傾向與氣相中的氧、氮結(jié)合,增大氫分壓,提高堆積金屬內(nèi)的氫含量。因此,電弧增材制造7075鋁合金過程中提高保護(hù)氣流量有利于增強(qiáng)氣體保護(hù)作用,阻礙堆積時氣相中氫組分向熔池中溶解,以降低堆積金屬內(nèi)氫含量及氫氣孔傾向。

送絲速度與保護(hù)氣流量、電弧槍行走速度的響應(yīng)面分別如圖1(a)、圖1(c)所示,保持電弧槍行走速度或保護(hù)氣流量不變時,堆積金屬氣孔率隨送絲速度提高先增后減。在CMT一元化堆積電流、電壓波形調(diào)節(jié)模式下,送絲速度的增大提高了熱功率,導(dǎo)致堆積線能量增大,熔深增大。圖2(a)為熔深隨送絲速度的變化趨勢,送絲速度由6.5 m/min提高至7.3 m/min時熔深顯著增加,這使得堆積時液態(tài)金屬內(nèi)氫氣泡上浮和逸出距離增大,不利于氫氣泡在液態(tài)金屬凝固前的短程快速逸出,從而更易滯留于堆積金屬內(nèi)形成氣孔[11],引起氣孔率提高(見圖1(a)和圖1(c))。此外,從圖1(a)、圖1(c)中還可以看到,送絲速度由7.3 m/min提高至8.1 m/min時,堆積金屬氣孔率發(fā)生小幅下降,這是由于較高的送絲速度顯著增大了堆積線能量,從而增加金屬液態(tài)階段停留時間,使得氫氣泡在更長時間的金屬液態(tài)階段內(nèi)充分逸出,以降低氣孔率。然而,由于送絲速度從7.3 m/min提高至8.1 m/min時熔深仍然不斷增大以阻礙氣體的短程快速逸出,堆積金屬氣孔率的降低幅度較小(見圖1(a)和圖1(c))。因此,采用較低的送絲速度可以更為有效的降低堆積金屬氣孔率。

圖1 保護(hù)氣流量、送絲速度、電弧槍行走速度兩兩交互響應(yīng)面

圖2 熔深隨送絲速度、電弧槍行走速度的變化趨勢

電弧槍行走速度與保護(hù)氣流量、送絲速度的響應(yīng)面分別如圖1(b)、圖1(c)所示,保持電弧槍行走速度或保護(hù)氣流量不變時,隨電弧槍行走速度由500 mm/min提高至625 mm/min,堆積金屬氣孔率逐漸增大。由于堆積熱輸入與電弧槍行走速度呈反比關(guān)系,電弧槍行走速度較低時(500 mm/min),堆積熱輸入較大,堆積金屬液態(tài)階段停留時間較長,有利于氫氣泡在液態(tài)金屬內(nèi)的長時充分逸出,從而保持相對較小的氣孔率;隨電弧槍行走速度由500 mm/min增大至625 mm/min,熱輸入逐漸減小,堆積金屬液態(tài)階段停留時間減少,液態(tài)金屬內(nèi)氫氣泡逸出不充分,導(dǎo)致氣孔率增大。此外,由圖1(b)、圖1(c)還可觀察到,電弧槍行走速度由625 mm/min提高至750 mm/min時,堆積金屬氣孔率大幅降低。圖2(b)為熔深隨電弧槍行走速度的變化趨勢,電弧槍行走速度由625 mm/min提高至750 mm/min時熔深顯著降低。由此可見,電弧槍行走速度增大導(dǎo)致熱輸入下降,并引起了熔深顯著降低。這縮短了熔池底部至表面的距離,有利于液態(tài)金屬內(nèi)氫氣泡的短程快速逸出,從而使堆積金屬氣孔率顯著降低(見圖1(b)、圖1(c))。因此,采用較高的電弧槍行走速度可以更為有效的降低堆積金屬氣孔率。

2.37075鋁合金堆積金屬氣孔率預(yù)測模型建立

對表4去除F檢驗置信區(qū)間大于0.1的影響顯著度較低的實驗因素,對其它各因素,通過多元逐步回歸計算并建立電弧增材制造7075鋁合金堆積金屬氣孔率預(yù)測模型如下:

P=78.78A+0.2964B-3.4568C+0.436AC-5.72A2-0.0002447B2-340.3622

(1)

對預(yù)測模型的回歸擬合度進(jìn)行檢驗,如表5所示,該模型的方差F值顯著性概率遠(yuǎn)小于0.05,說明預(yù)測模型達(dá)到顯著性水平,電弧增材制造7075鋁合金堆積金屬的氣孔率與送絲速度、電弧槍行走速度、保護(hù)氣流量存在顯著的回歸關(guān)系。同時,預(yù)測模型的擬合優(yōu)度(R2)為0.9194,說明大于90%的氣孔率(P)波動值均能被模型所預(yù)測。模型的校正擬合優(yōu)度(Adj.R2)以及預(yù)測擬合優(yōu)度(Pre.R2)均與標(biāo)準(zhǔn)值1的差值小于0.3,且后者低于前者,兩者差值小于0.2,說明模型擬合度較高,欠擬合及過擬合程度可忽略[12-13]。

表5 預(yù)測模型擬合度指標(biāo)值

圖3(a)較為直觀地反映了表3中二次回歸通用旋轉(zhuǎn)組合的20次實驗下堆積金屬氣孔率實測值與模型預(yù)測值的變化曲線。由圖3可見，兩曲線基本重合,說明模型預(yù)測誤差率較低。圖3(b)為20次實驗的誤差率分布,計算得到最大誤差率為9.63%,平均誤差率為±4.38%,大部分誤差率在±5%以內(nèi)。

圖3 二次回歸通用旋轉(zhuǎn)組合實驗中各實驗號的模型預(yù)測值、實測值及誤差率分布

進(jìn)一步檢測所建立模型的預(yù)測精度,采用四組送絲速度、電弧槍行走速度、保護(hù)氣流量完全不同的工藝參數(shù)電弧增材制造7075鋁合金單道堆積金屬,通過模型預(yù)測堆積金屬氣孔率,同時對氣孔率進(jìn)行實際測量以進(jìn)行比較。

采用的四組工藝參數(shù)值如表6所示。堆積金屬宏觀形貌如圖4所示,四組工藝下電弧增材制造7075鋁合金單道堆積金屬均成形良好。不同工藝條件下堆積金屬氣孔率的模型預(yù)測值與實測值如表6所示。氣孔形態(tài)及分布如圖5所示,可見,四組實驗的預(yù)測誤差率均在5%以內(nèi),所建立的堆積金屬氣孔率預(yù)測模型精確度較高。

表6 模型預(yù)測精確度檢驗實驗工藝參數(shù)及檢驗結(jié)果

圖4 模型預(yù)測精確度檢驗實驗中不同工藝下的堆積金屬宏觀形貌

圖5 模型預(yù)測精確度檢驗實驗中不同工藝下的堆積金屬氣孔形態(tài)

2.4 基于預(yù)測模型的7075鋁合金電弧增材制造工藝優(yōu)化

基于所建立的模型進(jìn)行7075鋁合金電弧增材制造工藝優(yōu)化。選取堆積金屬氣孔率、及氣孔率計算標(biāo)準(zhǔn)差作為兩個優(yōu)化目標(biāo),并采用雙目標(biāo)望小特性方法進(jìn)行迭代尋優(yōu)計算,保證優(yōu)化后的工藝參數(shù)具有最低的堆積金屬氣孔率及最高的尋優(yōu)計算準(zhǔn)確性。

利用Design-Expert軟件對模型在送絲速度6.5～8.1 m/min、電弧槍行走速度500～750 mm/min、保護(hù)氣流量9～25 L/min的實驗范圍內(nèi)進(jìn)行100,000次迭代尋優(yōu)計算。最終得到的優(yōu)化方案如表7所示,即采用6.7 m/min送絲速度、708 mm/min電弧槍行走速度、20 L/min保護(hù)氣流量進(jìn)行7075鋁合金電弧增材制造,可使得堆積金屬氣孔率僅為7.41%±0.548%。在優(yōu)化的708 mm/min電弧槍行走速度條件下對送絲速度、保護(hù)氣流量進(jìn)行尋優(yōu)計算的雙因素期望值等高線圖如圖6所示,在6.7 m/min送絲速度、20 L/min保護(hù)氣流量條件下,期望值達(dá)到最大值0.838,接近極限值1,說明最終優(yōu)化的工藝參數(shù)可保證堆積金屬具有最低的7.41%氣孔率,且優(yōu)化準(zhǔn)確性最高。

表7 電弧增材制造7075鋁合金堆積金屬優(yōu)化工藝

圖6 送絲速度與保護(hù)氣流量的雙因素期望值等高線圖

采用優(yōu)化的6.7 m/min送絲速度、708 mm/min電弧槍行走速度、20 L/min保護(hù)氣流量電弧增材制造單道7075鋁合金堆積金屬。堆積金屬宏觀形貌如圖7所示?？梢钥吹?堆積金屬成形良好,無表觀缺陷。堆積金屬內(nèi)部氣孔分布如圖8所示。實測氣孔率為7.06%,相較于二次回歸通用旋轉(zhuǎn)組合實驗中最高的17.03%氣孔率(見表3),降低了約58.54%。同時,由圖8可以看到,采用優(yōu)化的電弧增材制造工藝,堆積金屬內(nèi)部氣孔數(shù)量較少,氣孔直徑較小。

圖7 優(yōu)化工藝下堆積金屬宏觀形貌

圖8 優(yōu)化工藝下堆積金屬氣孔形態(tài)

采用優(yōu)化后的工藝及表6中的四組工藝分別進(jìn)行單道多層直壁件堆積,并切取拉伸試樣以比對不同工藝下堆積金屬的抗拉強(qiáng)度,同時利用所建立的模型預(yù)測堆積金屬氣孔率,結(jié)果如圖9所示?？梢钥吹?氣孔率對堆積金屬抗拉強(qiáng)度具有顯著影響,分析認(rèn)為,這是由于氣孔的存在減小了金屬橫截面的實際受力面積,同時孔隙處易在受力時成為應(yīng)力集中源,引起裂紋啟裂并在孔隙間擴(kuò)展,導(dǎo)致金屬力學(xué)性能下降[3, 14]。采用優(yōu)化的6.7 m/min送絲速度、708 mm/min電弧槍行走速度、以及20 L/min保護(hù)氣流量進(jìn)行7075鋁合金電弧增材制造可顯著降低堆積金屬氣孔率,以使得堆積金屬具有較高的力學(xué)性能。

圖9 不同工藝條件下的堆積金屬抗拉強(qiáng)度與氣孔率

3 結(jié) 論

(1)送絲速度、電弧槍行走速度、保護(hù)氣流量均對電弧增材制造7075鋁合金堆積金屬氣孔率產(chǎn)生顯著影響,影響顯著度由大至小為:保護(hù)氣流量、送絲速度、電弧槍行走速度。

(2)較高的保護(hù)氣流量有利于增強(qiáng)氣體保護(hù)作用,阻礙堆積時氣相中氫組分向熔池中溶解,以降低堆積金屬氣孔傾向。

(3)送絲速度較低或電弧槍行走速度較快有利于在電弧增材制造時獲得較淺熔深,縮短氣體逸出距離,使氣體易于逸出以顯著降低堆積金屬氣孔率。

(4)建立了7075鋁合金堆積金屬氣孔率關(guān)于送絲速度、電弧槍行走速度、保護(hù)氣流量的數(shù)學(xué)模型,該模型可用來預(yù)測堆積金屬氣孔率,預(yù)測誤差率在5%以內(nèi)。

(5)基于7075鋁合金堆積金屬氣孔率預(yù)測模型優(yōu)化出電弧增材制造工藝為，送絲速度6.7 m/min、電弧槍行走速度708 mm/min、保護(hù)氣流量20 L/min,該工藝可使得堆積金屬氣孔率小于10%。