李博，劉巖，周桂申，楊棧琳，張文廣

（沈陽大學(xué) a.機(jī)械工程學(xué)院 b.遼寧省先進(jìn)材料制備技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，沈陽 110044）

冷金屬過渡焊（Cold Metal Transfer，CMT）是一種通過分辨焊絲熔滴狀態(tài)來準(zhǔn)確控制送絲運(yùn)動(dòng)和熔滴過渡的焊接技術(shù)[1]，具有外形美觀、熔滴過渡無飛濺、熱量輸入低的特點(diǎn)，因而非常適用于增材制造領(lǐng)域[2-5]?；诃h(huán)保節(jié)約的發(fā)展理念，鋁及其合金因具有成形效率高、成本低、物理及力學(xué)性能優(yōu)異等特點(diǎn)，而被廣泛用于增材制造[6-8]。因此，通過增材方式制造的鋁合金的成形質(zhì)量及性能獲得了廣泛關(guān)注[9-12]。趙昀等[13]提出利用CMT 工藝成形Al 合金薄壁構(gòu)件，并優(yōu)化了工藝參數(shù)、討論了成形形貌的影響因素。Novelino 等[14]利用由Fronius 的TPS 5000 CMT 電源和Schneider Electric 的三軸機(jī)器人組成的WAAM 體系，通過增材的方式制造了直壁墻體，并針對(duì)各焊接工藝參數(shù)對(duì)墻體成形質(zhì)量的影響進(jìn)行了探討。

在鋁及其合金中，5 系鋁合金被廣泛應(yīng)用在各種領(lǐng)域[15-16]。近幾年，因5 系鋁合金具有較高的強(qiáng)度、較低的密度及較好的成形性[17-18]，有關(guān)其增材制造方面的研究逐漸增多[19-22]。楊光等[23]利用電弧增材技術(shù)制作了5356 鋁合金試樣，并對(duì)其組織及拉伸性能進(jìn)行了研究。Li 等[24]在不同比例的氮?dú)灞Ｗo(hù)氣下進(jìn)行了5356 鋁合金電弧增材，并研究了不同成分的保護(hù)氣對(duì)增材試樣組織及性能的影響。ER5556 鋁鎂合金焊絲具有優(yōu)異的抗腐蝕性能和力學(xué)性能，并且其強(qiáng)度在現(xiàn)有5 系焊絲中較高，所以非常適合于增材打印[25-26]。目前有關(guān)采用CMT 技術(shù)增材制造5556 鋁合金的研究較少。

本文針對(duì)5556 鋁合金，采用CMT 增材技術(shù)，以焊接電流、焊接速度、氣體流量為因素，分析了單道單層的成形效果及影響規(guī)律。此外，從中選取適當(dāng)?shù)膮?shù)進(jìn)行了多層單道實(shí)驗(yàn)，研究了焊接速度、焊接電流、氣體流量及層間停留時(shí)間等因素對(duì)多層單道成形質(zhì)量的影響規(guī)律。由于在尋找最優(yōu)工藝參數(shù)過程中數(shù)據(jù)量巨大，故本實(shí)驗(yàn)采取整合正交實(shí)驗(yàn)和線性回歸建立尺寸預(yù)測(cè)模型并進(jìn)行驗(yàn)證的方式，以期為減少實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)量提供理論模型基礎(chǔ)，進(jìn)而加快實(shí)驗(yàn)效率。

1 實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)選取直徑為1.2 mm 的焊絲在基板上完成增材過程，基板尺寸為200 mm×180 mm×6 mm。焊絲及基板的牌號(hào)分別為ER5556 和5052，二者化學(xué)成分如表1 所示。實(shí)驗(yàn)設(shè)備由奧地利Fronius 公司的CMTTPS3200 焊機(jī)、March3 數(shù)控軟件及實(shí)驗(yàn)平臺(tái)組成，通過數(shù)控程序控制焊槍完成5556 鋁合金單道單層和多層單道成形。通過相關(guān)文獻(xiàn)及預(yù)實(shí)驗(yàn)確定焊接參數(shù)如下：焊接速度為300～1 100 mm/min，焊接電流為60～140 A，氣體流量為10～25 L/min，層間停留時(shí)間為1～5 min，保護(hù)氣體采用純氬氣。

表1 焊絲及基板化學(xué)成分Tab.1 Chemical composition of the weld wire and substrate wt.%

采用單因素法分別研究了焊接電流、焊接速度及氣體流量對(duì)單道單層增材成形質(zhì)量的影響，以及焊接電流、焊接速度、氣體流量及層間停留時(shí)間對(duì)多層單道增材成形質(zhì)量的影響。使用游標(biāo)卡尺和鋼直尺測(cè)量多層單道增材試樣的宏觀成形高度和寬度以及單道單層試樣截面的熔寬、余高。試樣截面如圖1 所示。

圖1 試樣截面的熔寬及余高示意圖Fig.1 Schematic diagram of the weld width and residual height of the sample section

為了獲得宏觀上成形美觀、無焊接缺陷的多層單道增材墻體，結(jié)合工藝參數(shù)對(duì)增材試樣成形的影響規(guī)律，利用SPSS、Excel、Origin 軟件驗(yàn)證多層單道試樣成形尺寸的相關(guān)性并分析正交回歸結(jié)果，最終得到回歸方程。隨后代入各個(gè)實(shí)驗(yàn)參數(shù)，對(duì)正交實(shí)驗(yàn)回歸方程進(jìn)行驗(yàn)證，進(jìn)而建立起正確的尺寸預(yù)測(cè)模型。

2 結(jié)果與分析

2.1 不同工藝參數(shù)對(duì)單道單層增材試樣成形質(zhì)量的影響

2.1.1 焊接電流

在焊接速度為500 mm/min、氣體流量為20 L/min條件下，研究了不同焊接電流對(duì)單層單道試樣成形、余高和熔寬的影響規(guī)律。增材試樣在不同焊接電流下的成形形貌如圖2 所示?？梢姡诓煌附与娏飨?，增材試樣成形良好。當(dāng)焊接電流為100 A 時(shí)，試樣成形質(zhì)量較好；當(dāng)焊接電流小于100 A 時(shí)，試樣成形形貌有略微的不連續(xù)，這是由于電流過小，熱輸出較低，導(dǎo)致焊絲熔化不均勻。增材試樣的余高、熔寬受焊接電流的影響如圖3 所示?？芍?，當(dāng)焊接電流由60 A增至140 A 時(shí)，試樣的余高從2.80 mm 增至3.30 mm，熔寬從1.40 mm 增至6.60 mm。當(dāng)焊接電流小于或等于80 A 時(shí)，較低的熱輸入導(dǎo)致熔池較小、金屬流動(dòng)較慢，造成試樣成形尺寸過窄。在后續(xù)多層實(shí)驗(yàn)中，底層易受上層增材層道中應(yīng)力的影響，導(dǎo)致二者連接失效。當(dāng)焊接電流增至140 A 時(shí)，較高的熱輸入造成熔寬較大，可能會(huì)造成基板變形，從而對(duì)多層單道試樣的成形質(zhì)量產(chǎn)生不利影響。余高基本穩(wěn)定在3～4 mm，其增大速度遠(yuǎn)小于熔寬的增大速度，故控制好增材電流可以確保每層成形寬度，進(jìn)而保證成形的穩(wěn)定性。此外，過大的焊接電流會(huì)造成線能量偏高，使溫度升高，導(dǎo)致基板與焊縫周圍氧化區(qū)的范圍變大。

圖2 試樣在各焊接電流下的外觀形貌Fig.2 Appearance of the sample at different welding currents

圖3 試樣熔寬、余高與焊接電流的關(guān)系Fig.3 Relation between weld width and residual height of the sample and welding current

2.1.2 焊接速度

由前文分析得出，在100 A 焊接電流下，試樣成形質(zhì)量較好。故固定100 A 焊接電流和20 L/min 氣體流量不變，得到的不同焊接速度下的試樣成形形貌如圖4 所示。不同焊接速度下試樣余高和熔寬的變化趨勢(shì)如圖5 所示。由圖4 可見，在不同焊接速度下，試樣無明顯缺陷，成形質(zhì)量較好。但在300 mm/min 焊接速度下，較低的速度、較大的熱輸入量以及較長的焊接時(shí)間導(dǎo)致余高過大且背部有較大褶皺波紋，試樣外觀不美觀。由圖5 可知，隨著焊接速度由300 mm/min 增至1 100 mm/min，試樣余高從4.50 mm 降至2.60 mm，熔寬從4.26 mm 降至2.82 mm。當(dāng)焊接速度為700～1 100 mm/min 時(shí)，有顯著平緩趨勢(shì)。熔寬和余高呈下降趨勢(shì)是由于當(dāng)氣體流量、焊接電流一定時(shí)，焊接速度的加快會(huì)導(dǎo)致線能量降低，造成絲材的熔化量下降。在多層單道實(shí)驗(yàn)時(shí)，要得到良好的成形外觀，需對(duì)焊接速度進(jìn)行精確控制。

圖4 試樣在各焊接速度下的外觀形貌Fig.4 Appearance of the sample at different welding speed

圖5 試樣熔寬、余高與焊接速度的關(guān)系Fig.5 Relation between weld width and residual height of the sample and welding speed

2.1.3 氣體流量

由于在100 A 焊接電流、500 mm/min 焊接速度下成形質(zhì)量較好，因此，固定此條件不變。不同氣體流量下各試樣的表面形貌如圖6 所示。可知，各試樣的成形良好；隨著氣體流量的增大，試樣成形變得連續(xù)均勻。這是由于隨著氣體流量的增大，外界氣體對(duì)電弧的擾亂作用減小，電弧穩(wěn)定性得到加強(qiáng)。上述條件下單層單道試樣的余高、熔寬與氣體流量的關(guān)系如圖7 所示?？芍?，固定焊接速度與焊接電流不變，當(dāng)氣體流量從10 L/min 增至25 L/min 時(shí)，試樣的熔寬先上升后下降再上升，余高的變化與熔寬相反，二者總體呈上升趨勢(shì)，但余高的變化幅度不大。這是由于當(dāng)焊接速度及焊接電流一定時(shí)，氣體流量加大會(huì)降低外界氣體對(duì)熔池的影響，進(jìn)而加強(qiáng)了氣體對(duì)熔池的保護(hù)作用，并且氣體對(duì)電弧起到一定壓縮作用，從而導(dǎo)致熱量散失程度減弱，使熔滴能夠有效鋪展開。綜上所述，氣體流量對(duì)試樣熔寬的影響較大。由于氣壓表量程上限為25 L/min，故在后續(xù)多層實(shí)驗(yàn)中，最大氣體流量設(shè)置為22.5 L/min。

圖7 試樣熔寬、余高與氣體流量的關(guān)系Fig.7 Relation between weld width and residual height of the sample and gas flow

2.2 不同工藝參數(shù)對(duì)多層單道增材試樣成形質(zhì)量的影響

通過上文和有關(guān)文獻(xiàn)，選定多層單道實(shí)驗(yàn)路徑為往復(fù)式，實(shí)驗(yàn)參數(shù)如下：焊接速度為400～800 mm/min、焊接電流為90～130 A、氣體流量為12.5～22.5 L/min、層間停留時(shí)間為1～5 min。在本實(shí)驗(yàn)參數(shù)條件下得到的多層單道增材試樣的外觀形貌如圖8 所示。采用往復(fù)式實(shí)驗(yàn)路徑以及不同工藝參數(shù)進(jìn)行多層單道增材后試樣的成形尺寸值如表2 所示，成形尺寸包括成形高度和成形寬度。由表2 可知，當(dāng)其他參數(shù)一定時(shí)，隨著焊接電流從90 A 變?yōu)?30 A，多層單道增材試樣寬度變化幅度較大，從7.9 mm 增至11.1 mm。隨著焊接電流的升高，絲材的熔化量增多，這些金屬大概率能填充到焊縫處，故高度和寬度皆增大。保證其他參數(shù)固定不變、改變焊接速度，可以發(fā)現(xiàn)，隨著焊接速度從400 mm/min 變?yōu)?00 mm/min，試樣高度與寬度都減小，其中高度下降了13.06 mm，寬度下降了2.2 mm。高度的下降幅度大于寬度的下降幅度，這是由于隨著焊接速度增大，線能量降低，焊絲的熔化量減少，且熔滴優(yōu)先向橫向鋪展。

圖8 多層單道增材試樣的外觀形貌Fig.8 Appearance of the multilayer single channel additive sample

表2 試樣在各參數(shù)下的成形尺寸Tab.2 Forming size of the sample under various parameters

同理，當(dāng)僅改變氣體流量時(shí)，隨著氣體流量從12.5 L/min 變?yōu)?2.5 L/min，試樣寬度減小。這是因?yàn)殡S著氣體流量的增大，保護(hù)氣體對(duì)熔滴的作用力略微增大，使熔滴略微變窄、成形寬度稍微減小。當(dāng)僅改變層間停留時(shí)間時(shí)，隨著停留時(shí)間從1 min 變?yōu)? min，成形高度變大，但其成形寬度減小。這是由于每層停留時(shí)間越長，試樣散熱效率越高，工件內(nèi)熱累積越少，焊縫金屬越不易往兩側(cè)鋪展。綜上所述，焊接電流對(duì)成形寬度影響較大，二者呈正相關(guān)。焊接速度與成形高度和寬度皆呈負(fù)相關(guān)。其余參數(shù)對(duì)成形高度和寬度的影響較小。

2.3 5556 鋁合金多層單道增材試樣尺寸預(yù)測(cè)模型建立及驗(yàn)證

通過建立預(yù)測(cè)模型，研究5556 鋁合金多層單道增材技術(shù)的最優(yōu)工藝參數(shù)范圍，以減少龐大的實(shí)驗(yàn)參數(shù)數(shù)量，節(jié)約實(shí)驗(yàn)成本?；谡粚?shí)驗(yàn)與線性回歸的優(yōu)點(diǎn)，本文多層單道增材件外觀尺寸預(yù)測(cè)模型采用的是正交回歸模型。由于試樣外觀尺寸能用一次方程表達(dá)，所以在不考慮相互影響時(shí)，建立四變量的回歸方程如式（1）所示。

式中：X1為焊接電流，A；X2為焊接速度，mm/min；X3為氣體流量，L/min；X4為層間停留時(shí)間，min。

由于本實(shí)驗(yàn)為全因素實(shí)驗(yàn)，故總實(shí)驗(yàn)次數(shù)為25。因?yàn)樵诮⒛Ｐ颓靶枰鲄?shù)編碼化，故設(shè)計(jì)正交編碼表如表3 所示。具體操作如下：先確定各參數(shù)取值范圍，再以它們的算數(shù)平均值為零水平，接著用零水平與變量值的差值除以變化間距（變化間距是上下水平的差值），得到的比值即為所求編碼，然后整合此編碼和試樣寬度與高度數(shù)據(jù)，最終制成正交編碼表，為探究最終的線性回歸方程組做參數(shù)準(zhǔn)備。

表3 各工藝參數(shù)正交編碼表Tab.3 Orthogonal codes for various process parameters

通過SPSS 軟件直接進(jìn)行相關(guān)性檢測(cè)以及線性回歸分析，得到優(yōu)化后的回歸方程如式（2）～（3）所示。再根據(jù)編碼式（4）～（5），回帶并整理式（2）～（3）后，得到最終的回歸模型，如式（6）～（7）所示。由式（6）～（7）可知，試樣的寬度與焊接電流是正相關(guān)的，試樣的高度和寬度與焊接速度是負(fù)相關(guān)的，其余參數(shù)對(duì)寬度與高度的影響較小，可忽略。

對(duì)正交回歸模型進(jìn)行驗(yàn)證，將焊接電流為90 A、焊接速度為700 mm/min、氣體流量為22.5 L/min、層間停留時(shí)間為5 min 代入模型中，經(jīng)計(jì)算，最終結(jié)果如下：試樣的成形高度及寬度分別為36.508 5 mm 和5.775 mm。以相同工藝參數(shù)制造成形的增材試樣外觀形貌如圖9 所示，其寬度為6.18 mm，高度為37.16 mm，誤差率分別約為7.01%和1.75%，誤差率皆在10%以內(nèi)。由于試樣寬度較窄，稍微波動(dòng)就可能使誤差率變化較大，使預(yù)測(cè)準(zhǔn)確性降低。

圖9 試樣的外觀形貌（90 A、700 mm/min、22.5 L/min、5 min）Fig.9 Appearance of the sample(90 A, 700 mm/min, 22.5 L/min, 5 min)

式中：Y1為試樣高度；Y2為試樣寬度；Z為各參數(shù)的編碼；Z1為焊接電流的編碼；Z2為焊接速度的編碼。

3 結(jié)論

1）在單層單道增材實(shí)驗(yàn)過程中，隨著焊接電流從60 A 增至140 A，余高、熔寬整體皆呈上升趨勢(shì)，但余高上漲速度遠(yuǎn)小于熔寬；隨著焊接速度從300 mm/min增至1 100 mm/min，余高、熔寬皆變小，當(dāng)焊接速度超過700 mm/min 時(shí)，熔寬變化不大；隨著氣體流量從10 L/min 增至25 L/min，余高的波動(dòng)范圍不大，熔寬的波動(dòng)范圍較大。

2）5556 鋁合金單層單道增材試樣成形質(zhì)量最優(yōu)的工藝參數(shù)如下：焊接電流為100 A、焊接速度為500 mm/min、氣體流量為22.5 L/min。在此條件下，余高為3.65 mm，熔寬為3.44 mm。余高的主要影響因素是焊接速度，熔寬的主要影響因素是焊接電流。

3）由5556 鋁合金多層單道增材的尺寸預(yù)測(cè)模型可知，焊接電流與成形寬度呈正相關(guān)，焊接速度與成形高度和寬度皆呈負(fù)相關(guān)，其他參數(shù)對(duì)成形寬度和高度影響十分小。這與多層單道增材實(shí)驗(yàn)所得規(guī)律相符合。在相同工藝參數(shù)下，模型預(yù)測(cè)的高度及寬度數(shù)值與實(shí)驗(yàn)獲得數(shù)值的誤差皆在10%以內(nèi)。