2319 鋁合金電弧增材制造歸一化評價

呂飛閱，王磊磊，竇志威，劉圣心，杜銘箴，高川云，占小紅*

（1 南京航空航天大學 材料科學與技術學院，南京 211106；2 航空工業成都飛機工業（集團）有限責任公司，成都 610073）

基于航空作戰體系對戰時快速反應、高效制敵、高原作戰及高性能飛行器的迫切需求，新型飛行器零部件逐漸向大型化、輕質化、整體化發展，并且對快速制造關鍵構件的使用性能提出了更高的要求［1-3］。電弧增材制造（wire arc additive manufacturing，WAAM）技術以電弧為熱源，在軟件和數控系統的控制下，采用材料逐層累加的方法快速制造實體零件［4-7］。該技術具有成本低、絲材利用率高、生產效率高等優點，目前已廣泛應用于制造大型薄壁航空航天構件，例如起落架肋、襟翼肋、機翼肋或加強筋等［8-11］。但該技術也存在電弧不穩定、成形零件精度偏低、熱輸入難以精準調控、成形件殘余應力大、氣孔缺陷無法消除等問題，致使成形件綜合力學性能較差。因此，針對上述工藝弊端，國內外科研機構廣泛開展了電流模式、熱輸入量、工藝參數等對電弧增材制造鋁合金孔隙率、微觀組織及力學性能的影響研究［12-13］。

電流模式對電弧增材制造試樣的孔隙率有顯著影響，在冷金屬過渡（cold metal transfer，CMT）模式下產生的小氣孔數量最多，在CMT-PADV 模式下氣孔率最?。?4-15］。另外，熱輸入量也是控制孔隙率的關鍵因素之一［16］。當送絲速度增加且熱輸入量較高時，提供給氣孔缺陷形核、聚集和生長的時間更長［17］，但當增材過程采用合適熱輸入量時可抑制氣孔形成［18-21］。

電弧增材制造工藝參數的變化可顯著影響成形件的微觀組織形態及其力學性能。在CMT 模式下，由于電流值與CMT-PADV 模式相比較小，熱輸入值相對較小，可以有效地將柱狀晶粒轉變為等軸晶粒并細化晶粒尺寸［22］。隨著送絲速度增加，熱輸入隨之增加，熔池過熱程度增大，沉積層內晶粒與析出相尺寸粗化，致使成形件的性能劣化［23-25］。隨著掃描速度的提高，凝固速率增加，故等軸晶粒尺寸和體積分數均減小，細小晶粒決定成形件擁有高強韌性［26-28］。

目前，部分學者已開展了焊接相關的質量評價體系研究?；谀：碚摻⒘撕傅辣砻尜|量穩定性、余高穩定性、熔寬穩定性隸屬評判標準，提出了焊接質量模糊綜合評判模型，對焊接實驗中的定性指標進行定量化分析，為焊接實驗指標的評判提供了一種精確、科學的評判方法［29-33］。

本工作針對2319 鋁合金電弧增材制造試塊，開展“工藝-組織-性能”映射關系定量研究，形成電弧增材制造工藝參數、孔隙率與拉伸性能之間的對應法則。通過引入晶粒尺寸、孔隙率、抗拉強度指標來定量衡量該成形件的質量，且基于廣義模糊合成運算法則，構建2319 鋁合金電弧增材制造工藝參數、組織缺陷和力學性能之間的歸一化模糊評定模型，對不同工藝參數下的構件質量進行量化評估，最終獲取最優工藝參數組合。

1 實驗材料與方法

圖1 為電弧增材制造系統示意圖。從圖中可見，在實驗中該系統主要由TransPlusSynergic 4000 CMT焊機、VR1500 4R/F++ROBOTER 送絲機構、KUKA KR10R 1420 C4 焊接機器人及KR C4 機器人控制系統四大部分組成，通過分層切片軟件生成機器人運動路徑程序，自動控制焊槍行走與焊機啟動，并逐層熔化焊絲沉積出2319 鋁合金試塊。另外，為防止電弧增材制造過程中雜質氣體進入熔池導致材料氣孔缺陷增多，采用純度為99.99%的氬氣進行局部保護，保護氣流量設定為22 L/min。

圖1 電弧增材制造系統示意圖Fig.1 Schematic diagram of the wire arc additive manufacturing system

2319 鋁合金焊絲及2219 鋁合金基板的化學成分見表1。電弧增材制造實驗所采用的基板為15 mm 厚的2219 鋁合金板，所用沉積材料為1.2 mm 直徑的2319 鋁合金焊絲?；迨褂们靶枞コ砻嬗臀奂爸旅艿难趸?，首先，采用角磨機將基板上表面打光，然后，再利用丙酮對打磨后的基板表面進行擦拭，進一步去除表面留存的顆粒雜質。

表1 2319 鋁合金焊絲及2219 鋁合金基板化學成分（質量分數/%）Table1 Chemical compositions of 2319 aluminum alloy welding wire and 2219 aluminum alloy substrate（mass fraction/%）

采用控制變量法設計工藝實驗方案，可以進一步提高實驗結果的精確度和可靠性。因此，本實驗為了保證保護氣流量、掃描路徑、層間溫度等條件恒定不變，通過改變電弧增材制造2319 鋁合金過程中的送絲速度及掃描速度來設計工藝實驗，因為這兩種工藝參數對成形試樣的缺陷、微觀組織及力學性能有著顯著的影響。實驗過程中電弧增材制造2319 合金工藝參數設計方案見表2。

表2 電弧增材制造2319 合金工藝參數設計Table2 Design of process parameters for wire arc additive manufacturing 2319 alloy

采用線切割機分別在電弧增材試塊的頂部、中部、底部切取金相試樣若干，其具體尺寸的長×寬×高分別為5 mm×5 mm×2 mm。金相試樣采用1.5 mL HCl+1.0 mL HF+2.5 mL HNO3+95 mL H2O的Keller 試劑進行腐蝕，之后在光學顯微鏡（optical microscope，OM）上進行組織觀察。

本實驗首先采用ASTM E112 標準中提供的線性比例測量方法來測量氣孔尺寸。之后，再使用圖像處理軟件Image-Pro Plus 6.0 提取不同工藝參數組合下金相圖中的氣孔面積，用氣孔總面積與金相圖面積之比作為孔隙率，并對試塊不同區域的孔隙率求平均值?？紫堵实挠嬎愎饺缦拢?/p>

式中：P為孔隙率；ΣAi為金相試樣圖片中氣孔的總面積；AM為金相圖的面積。

另外，本實驗通過截線法測得不同工藝參數組合下金相圖中的平均晶粒尺寸。用一定長度的直線截過晶粒，之后可以計算平均多長的直線截過一個晶粒，也就是平均晶粒尺寸。平均晶粒尺寸Dave可表示為：

式中：L為直線長度；N為截過晶?？倲?。

2 結果與分析

2.1 電弧增材制造工藝參數與孔隙率之間的對應法則研究

圖2 為氣孔形態閾值分割、閾值優化及孔隙率計算過程。針對不同工藝參數下的電弧增材制造2319鋁合金試樣進行金相觀察，同時對試樣頂部、中部、底部的孔隙率進行定量計算與分析。首先，將金相圖片（圖2（a））進行閾值分割，通過計算獲得最優閾值為156，但是除了氣孔呈黑色，晶界也呈黑色，無法對其面積進行精準統計，如圖2（b）所示。之后，進行閾值優化過程，將閾值改變為56，黑色的晶界大部分被消除，僅留下黑色的氣孔缺陷，如圖2（c）所示。最終通過圖像處理分析軟件，對閾值優化后的圖片進行氣孔面積統計，根據式（1）可得該圖中的孔隙率值。另外，本研究針對多組工藝參數下制備的電弧增材試塊的不同部位，分別拍攝5~8 張金相圖進行孔隙率計算，以便于消除實驗誤差。

圖2 氣孔形態閾值分割、閾值優化及孔隙率計算過程（a）金相圖；（b）閾值分割；（c）閾值優化；（d）氣孔面積統計Fig.2 Pore morphology threshold segmentation，threshold optimization and porosity calculation process（a）metallographic diagram；（b）threshold segmentation；（c）threshold optimization；（d）porosity area statistics

圖3 為掃描速度恒定時送絲速度對試樣不同區域孔隙率的影響。由圖3（a）可知，當電弧增材制造2319鋁合金掃描速度恒定為0.02 m/s 時，隨著送絲速度（Vf）的增加，試樣的頂部、中部、底部的孔隙率均呈上升趨勢，具體數值見表3。當電弧增材制造2319 鋁合金掃描速度（Vt）恒定為0.025 m/s 時，隨著送絲速度的增加，試樣頂部與中部的孔隙率均呈下降趨勢，而試樣底部卻呈上升趨勢，如圖3（b）所示。由圖3（c）可知，當電弧增材制造2319 鋁合金掃描速度恒定為0.03 m/s 時，隨著送絲速度的增加，試樣不同區域的孔隙率呈波浪式變化。隨著送絲速度從5.0 m/min 增加至6.0 m/min 的過程中，各區域平均孔隙率均呈上升趨勢，說明熱輸入對孔隙率的影響較大，氣泡長大現象明顯，如圖3（d）所示。

表3 不同送絲速度下不同區域孔隙率統計Table3 Porosity statistics of different regions at different wire feeding speeds

圖3 掃描速度恒定時不同送絲速度下不同區域的孔隙率統計（a）Vt=0.020 m/s；（b）Vt=0.025 m/s；（c）Vt=0.035 m/s；（d）試樣不同區域平均孔隙率Fig.3 Porosity statistics of different areas at different wire feeding speeds at constant scanning speed（a）Vt=0.020 m/s；（b）Vt=0.025 m/s；（c）Vt=0.035 m/s；（d）average porosity of different areas of the sample

圖4 為送絲速度恒定時掃描速度對不同區域孔隙率的影響。由圖4（a）可知，當電弧增材制造2319 鋁合金送絲速度恒定為5.0 m/min 時，隨著掃描速度的增加，試樣的頂部與中部的孔隙率均呈先上升后下降的趨勢，而試樣底部呈均勻上升趨勢，具體數值見表4。當電弧增材制造2319 鋁合金送絲速度恒定為5.5 m/min 時，隨著掃描速度的增加，試樣頂部的孔隙率呈先下降后上升的趨勢，試樣中部呈先上升后下降的趨勢，而試樣底部呈均勻上升趨勢，如圖4（b）所示。由圖4（c）可知，當電弧增材制造2319 鋁合金送絲速度恒定為6.0 m/min 時，隨著掃描速度的增加，試樣各區域的孔隙率均呈下降的趨勢。隨著掃描速度從0.020 m/s 增加至0.035 m/s，試樣頂部平均孔隙率呈明顯下降趨勢，而試樣中部與底部變化不明顯，如圖4（d）所示。

表4 不同掃描速度下不同區域孔隙率統計Table4 Porosity statistics of different regions at different scanning speeds

圖4 送絲速度恒定時不同掃描速度下不同區域的孔隙率統計（a）Vf=5.0 m/min；（b）Vf=5.5 m/min；（c）Vf=6.0 m/min；（d）試樣不同區域的平均孔隙率Fig.4 Porosity statistics of different areas at different wire feeding speeds at constant scanning speed（a）Vf=5.0 m/min；（b）Vf=5.5 m/min；（c）Vf=6.0 m/min；（d）average porosity of different areas of the sample

圖5 為電弧增材制造2319 合金送絲速度、掃描速度與試樣孔隙率三者之間的對應關系。隨著掃描速度的降低，孔隙率基本呈下降的趨勢。這是由于熱輸入減小后，氣孔無法長大，且形成的氣孔數量也較少。當送絲速度為5.0 m/min 且掃描速度為0.020 m/s時，試樣平均孔隙率最低。而當送絲速度為6.5 m/min 且掃描速度為0.020 m/s 時，熱輸入量最大，導致溫度梯度較大，氣泡還沒完全溢出就已凝固，氣孔數量增多。同時，氣孔在熱作用下長大，其尺寸明顯粗化，最終導致試樣內部孔隙率顯著增高。

圖5 電弧增材制造2319 鋁合金送絲速度、掃描速度與孔隙率對應關系圖Fig.5 Relationship between wire feeding speed，scanning speed and porosity of 2319 aluminum alloy manufactured by WAAM

2.2 電弧增材制造“工藝-組織-性能”對應法則研究

圖6 為掃描速度恒定時送絲速度-孔隙率-抗拉強度三者之間的關系。對不同送絲速度與孔隙率下的抗拉強度數據進行曲面擬合，具體數據見表5。根據擬合的曲面，獲取工藝-缺陷-性能對應法則，并探尋不同工藝參數下孔隙率與力學性能的關聯性。當掃描速度為0.020 m/s 時，隨著送絲速度的減小及孔隙率的升高，抗拉強度值較高，如圖6（a）所示。一般情況下，孔隙率升高會導致強度降低，這說明該工藝參數下孔隙率與力學性能的關聯性較低，決定系數（coefficient of determiation，COD）為0.8。在該掃描速度下，送絲速度-孔隙率-抗拉強度值空間曲面表達式為：

表5 不同送絲速度與孔隙率下的抗拉強度值統計Table5 Statistics of tensile strength value at different wire feeding speed and porosity

圖6 掃描速度恒定時送絲速度-孔隙率-抗拉強度擬合曲面圖（a）Vt=0.020 m/s；（b）Vt=0.025 m/s；（c）Vt=0.035 m/s 與擬合曲面函數系數表Fig.6 Fitting curve of wire feeding speed-porosity-tensile strength at constant scanning speed（a）Vt=0.020 m/s；（b）Vt=0.025 m/s；（c）Vt=0.035 m/s and fitting surface function coefficient table

式中：x為送絲速度；y為孔隙率；z為抗拉強度值。

當掃描速度為0.025 m/s 時，隨著送絲速度的減小，氣孔不會明顯粗化，孔隙率相對較低，因此抗拉強度值較高，如圖6（b）所示，此時該工藝參數下孔隙率與力學性能的關聯性較高，此時COD 高達1.0。在該掃描速度下，送絲速度-孔隙率-抗拉強度值空間曲面表達式為：

當掃描速度為0.035 m/s 時，隨著送絲速度的增加，熱輸入增加，氣孔明顯粗化，孔隙率也隨之升高，同時抗拉強度值也有顯著提升，如圖6（c）所示。該工藝參數下抗拉強度峰值對應著送絲速度最大且孔隙率最高的情況，說明該工藝參數下孔隙率與力學性能的關聯性最低，COD 僅為0.6。在該掃描速度下，送絲速度-孔隙率-抗拉強度值空間曲面表達式為：

對比式（3）~（5）可以看出，當y為0 時，隨著掃描速度從0.020 m/s 增加至0.035 m/s，曲線斜率顯著下降，這說明掃描速度越小，抗拉強度隨送絲速度的變化越明顯。當x為0 時，隨著掃描速度從0.020 m/s 增加至0.035 m/s，曲線斜率的絕對值先增加后減小。因此，當掃描速度為0.025 m/s 時，抗拉強度隨孔隙率的變化最顯著。

圖7 為送絲速度恒定時掃描速度-孔隙率-抗拉強度三者之間的關系。當送絲速度為5.0 m/min 時，隨著掃描速度的減小，熱輸入量增加，試樣孔隙率升高，但抗拉強度值較高，如圖7（a）所示，說明該工藝參數下孔隙率與力學性能的關聯性較低。在該掃描速度下，送絲速度-孔隙率-抗拉強度值空間曲面表達式為：

圖7 送絲速度恒定時掃描速度-孔隙率-抗拉強度擬合曲面圖（a）Vf=5.0 m/min；（b）Vf=5.5 m/min 時；（c）Vf=6.0 m/min 與擬合曲面函數系數表Fig.7 Scanning speed-porosity-tensile strength fitting curve at constant wire feeding speed（a）Vf=5.0 m/min；（b）Vf=5.5 m/min；（c）Vf=6.0 m/min and fitting surface function coefficient table

當送絲速度為5.5 m/min 時，與上一組工藝參數相比，紅色區域面積較小，說明該工藝參數下孔隙率與力學性能的關聯性較高，此時送絲速度-孔隙率-抗拉強度值空間曲面表達式為：

當送絲速度為6.0 m/s 時，與前兩組工藝參數相比，紅色區域面積較大，這意味著該工藝參數下孔隙率與力學性能的關聯性最低，證明隨著送絲速度的增加，工藝參數、微觀組織與力學性能之間的關聯性急劇下降，此時送絲速度-孔隙率-抗拉強度值空間曲面表達式為：

對比式（6）~（8）可以看出，當y為0 時，隨著送絲速度從5.0 m/min 增加至6.0 m/min，曲線斜率的絕對值顯著增加，說明抗拉強度隨掃描速度的變化越明顯。當x為0 時，隨著送絲速度從5.0 m/min 增加至6.0 m/min，曲線斜率的絕對值也呈上升趨勢。因此，當送絲速度為6.0 m/s 時，抗拉強度隨孔隙率的變化最顯著。

綜上所述，對不同掃描速度與孔隙率下的抗拉強度統計見表6。當送絲速度為5.0 m/min 且掃描速度為0.025 m/s 時，孔隙率與抗拉強度的關聯性較低，則更適合用該工藝參數進行增材，在保證氣孔適當存在的條件下具有較優異的力學性能。

表6 不同掃描速度與孔隙率下的抗拉強度值統計Table6 Statistics of tensile strength values at different scanning speeds and porosity

2.3 基于“工藝-組織-性能”的歸一化模糊評定模型研究

根據電弧增材試樣中的微觀組織形貌變化，通過引入晶粒尺寸指標來定量衡量該成形件的微觀組織形貌，同時確定晶粒尺寸綜合評判指標A1及A11（晶粒尺寸粗化）、A12（晶粒尺寸中等）、A13（晶粒尺寸細化）三個分層評價指標；根據電弧增材試樣中的缺陷數量，通過引入孔隙率指標來定量衡量該成形件的質量，同時確定缺陷綜合評判指標A2及A21（高孔隙率）、A22（中孔隙率）、A23（低孔隙率）三個分層評價指標；根據電弧增材試樣中的力學性能要求，通過引入抗拉強度指標來定量衡量該成形件的性能，同時確定抗拉強度綜合評判指標A3及A31（抗拉強度較高）、A32（抗拉強度中等）、A33（抗拉強度較低）三個分層評價指標。

圖8 為電弧增材制造2319 鋁合金不同工藝參數下試樣微觀組織形貌，并對該圖中的晶粒尺寸進行統計，具體數據記錄見表7。圖9 為電弧增材制造2319鋁合金不同工藝參數下試樣晶粒尺寸分布直方圖。圖10 為不同工藝參數下的電弧增材制造試樣抗拉強度的變化，具體數據記錄見表7。

表7 電弧增材制造2319 合金不同工藝參數試樣質量評估表Table7 Quality evaluation table of 2319 alloy made by WAAM with different process parameters

圖9 電弧增材制造2319 鋁合金不同工藝參數下試樣晶粒尺寸分布直方圖Fig.9 Histogram of grain size distributions of 2319 aluminum alloy sample manufactured by WAAM under different process parameters

圖10 不同工藝參數下電弧增材制造2319 鋁合金試樣的抗拉強度值Fig.10 Tensile strength value of 2319 aluminum alloy sample manufactured by WAAM under different process parameters

按照專家評估表的方法確定各指標的權重A=(A1，A2，A3)=(0.2，0.2，0.6)，并根據等差打分法的原理對各評語Vij=(j=1，2，3)進行等差打分，設評分集F=(f1，f2，f3)T=(100，75，50)T。由5 人組成專家評分團對每個實驗指標的評語Vij進行評判。如對電弧增材制造2319 鋁合金試樣晶粒尺寸進行評價，5 位專家對指標A1作出細化（2 人）、中等（3 人）、粗化（0 人）的評價，則有指標A1評價矩陣V1=(V11，V12，V13)=(0.4，0.6，0)，同理求出V2和V3，最后可得電弧增材制造2319 鋁合金實驗的歸一化評價矩陣R1為：

經過模糊關系的合成和矩陣乘積可得綜合評分S1為：S1=A?R1?F=80，則證明電弧增材制造過程中，采用0.02 m/s 的掃描速度及5.0 m/min 的送絲速度最終的綜合得分為80 分。最終，根據以上計算出的歸一化評價矩陣，可求出其他11 組實驗的綜合評分見表8。

表8 電弧增材制造2319 合金專家評分表Table8 Expert scoring table of WAAMed 2319 alloy

由評分表可以看出，試樣5 的評分最高（100 分），其次是試樣4（95 分）和試樣11（90 分）的評分較高，試樣3 和9 的評分最低（65 分）。其余試樣評分中等，均在70~90 分之間。結合不同工藝參數下的晶粒尺寸、孔隙率與抗拉強度數值可以看出，當掃描速度較慢時（0.020 m/s），評分基本在80 分以上。隨著送絲速度的增加，增材熱輸入值顯著增加，層間與道間無裂紋或其他缺陷出現，抗拉強度值基本呈升高趨勢。當掃描速度增加至0.025 m/s 時，評分波動較大。當送絲速度較小時（5.0 m/min），熱輸入較低，導致晶粒尺寸較細，同時孔隙率較低，因此抗拉強度值也有所提升，專家評分高達100 分。當送絲速度增加至6.0 m/min，熱輸入顯著增加，晶粒尺寸開始粗化，同時氣孔也隨之長大，且在快速凝固過程中無法完全溢出導致氣孔夾雜，因此試樣力學性能略有下降，專家評分僅為70分。當掃描速度增加至0.035 m/s 時，隨著送絲速度的增加，專家評分呈先下降后上升的趨勢。雖然隨著送絲速度增加，孔隙率有所減小，但晶粒尺寸在不斷增加的熱輸入下粗化，同時試樣的拉伸性能顯著惡化，導致專家評分降低。當送絲速度繼續增加時，雖然晶粒尺寸與孔隙率較大，但此時工藝參數、微觀組織與抗拉強度之間的關聯性較低，且層間與道間無裂紋或其他缺陷出現，抗拉強度值基本呈升高趨勢，專家評分也因此提升。

3 結論

（1）構建電弧增材制造送絲速度、掃描速度與試樣孔隙率三者之間的對應關系，隨著送絲速度增加，孔隙率基本呈上升趨勢；隨著掃描速度的降低，孔隙率基本呈下降的趨勢。當送絲速度為5.0 m/min 且掃描速度為0.020 m/s 時，試樣平均孔隙率最低，此時的熱輸入量較低，形成的氣孔較少且氣孔也無法快速長大；當送絲速度為7.0 m/min 且掃描速度為0.020 m/s時，熱輸入量最大，導致溫度梯度較大，氣泡還沒完全溢出就已凝固，試樣平均孔隙率最高。

（2）擬合了不同工藝參數、孔隙率與抗拉強度值之間的空間曲面表達式，構建了電弧增材制造“工藝-組織-性能”對應法則。研究發現，當掃描速度為0.035 m/s 時，孔隙率與抗拉強度的關聯性最低，COD僅為0.6。隨著送絲速度的增加，工藝參數、孔隙率與抗拉強度之間的關聯性急劇下降。當送絲速度為5.0 m/min 且掃描速度為0.025 m/s 時，孔隙率與抗拉強度的關聯性較低，則更適合用該工藝參數進行增材，在保證氣孔適當存在的條件下具有較優異的力學性能。

（3）基于廣義模糊合成運算法則，構建了2319 鋁合金電弧增材制造工藝參數、微觀組織和力學性能之間的歸一化模糊評定模型，對不同工藝參數下的構件質量進行量化評估，獲取最優工藝參數組合。當送絲速度為5.0 m/min 且掃描速度為0.025 m/s 時，專家綜合評分值最高，說明該工藝參數組合最優。此時熱輸入較低，晶粒尺寸較為細小，同時孔隙率也較低，因此抗拉強度值也有所提升。