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图 1 连续碳纤维增强金属基复合材料增材制造工艺原理

Fig.1 Principle of additive manufacturing process of continuous carbon fiber reinforced metal matrix composites

1.2.3. 单道复合材料成形实验

在连续碳纤维增强金属基复合材料增材制造工艺研究过程中，设定打印喷头加热温度θ₁=160 ℃，基板加热温度θ₂=100 ℃，喷头孔径d=2 mm，喷头距离基板高度h=1 mm，喷头移动速度v₁=5 mm/s，在该条件下进行单道复合材料的沉积成形实验.

1）采用一段分区域改性的碳纤维进行单道实验. 截取一段100 mm长的碳纤维，并进行高温煅烧处理，然后将碳纤维分成两部分，一端50 mm长度进行电镀铜处理，另一端50 mm长度不做电镀铜处理，采用该碳纤维丝束进行单道打印成形，最后观察两部分碳纤维分别与金属基体的复合效果，并采用德国徕卡公司所生产的LEICA DMi8型号倒置显微镜平台对2段打印单道的断面进行观察.

2）采用完全改性后的碳纤维进行实验. 通过改变锡铋合金丝材送入喷头的速度v₂，来研究其对单道沉积路径宽度w、纤维体积分数φ及成形质量的影响. 单道沉积路径宽度w采用千分尺进行等距多点测量并求平均值的方法获得，纤维体积分数φ通过以下公式计算得到：

(1) $ \varphi = \frac{{{V_{\rm{f}}}}}{{{V_{\rm{f}}} + {V_{\rm{a}}}}} = \frac{{{S_{\rm{f}}}{v_1}}}{{{S_{\rm{f}}}{v_1} + {S_{\rm{a}}}{v_2}}}. $

式中：V_f为单位时间内所沉积路径中碳纤维的体积，假设单道沉积路径长度与路径内碳纤维长度相等，则V_f可以采用单束碳纤维截面积S_f（按照1000根直径为8 μm碳纤维单丝的总截面积来计算）与喷头移动速度v₁的乘积计算；V_a为单位时间内所沉积路径中锡铋合金的体积，可以采用锡铋合金丝材截面积S_a与送丝速度v₂的乘积得到.

1.2.4. 单层复合材料成形实验

在单道实验的基础上，设定送丝速度v₂的值（即确定路径宽度w），通过改变沉积路径搭接率 $ \delta $，来研究其对单层复合材料成形质量的影响.

如图2所示为两相邻单道沉积路径之间形成搭接区域的示意图. 图中，l为搭接区域的宽度，则路径搭接率 $ \delta $可以表示为

(2) $ \delta = {l}/{w} . $

图 2

图 2 相邻两沉积路径之间形成搭接区示意图

Fig.2 Schematic diagram of overlap region formed between two adjacent trajectories

1.2.5. 复合材料薄壁件成形实验

在上述实验研究以及工艺参数优化的基础上，进行连续碳纤维增强金属基复合材料薄壁件的增材制造，并采用徕卡显微镜观察薄壁件内改性后碳纤维与金属基体的结合情况，从而验证该工艺方法的可行性.

1.2.6. 复合材料力学性能测试实验

设定打印喷头加热温度θ₁=160 ℃，基板加热温度θ₂=100 ℃，喷头孔径d=2 mm，打印首层时喷头距离基板高度h以及打印层厚为1 mm，喷头移动速度v₁=5 mm/s，送丝速度v₂=4 mm/s，沉积路径搭接率 $ \delta $=50%. 在以上条件下进行2层复合材料样件的沉积成形实验. 然后参照GB/T 228.1—2010^[21]标准，将成型原样件进行机加工处理，得到具有标准尺寸87.5 mm（长）×12.5 mm（宽）×2.0 mm（高）的拉伸试样. 最后采用深圳三思纵横科技股份有限公司所生产的UTM6503型号电子万能试验机对机加后的试样进行拉伸性能测试，并与普通挤压铸造所成型单一锡铋合金材质零件的抗拉强度进行对比分析.

2. 实验结果与分析

2.1. 碳纤维表面改性及其与金属基体浸渍复合的实验结果与分析

碳纤维表面改性及其与金属基体浸渍复合的实验结果如图3所示. 可以看出，未经改性处理的碳纤维表面由于包裹了有机胶膜，较为光滑. 在采用该段碳纤维与金属基体复合打印的单道路径中，金属基体未能对碳纤维形成完整包覆，碳纤维分散于固化金属基体上部深凹处，这是由于打印过程中未经改性处理碳纤维与熔融金属完全不浸润.

图 3

图 3 碳纤维表面改性及其与金属基体浸渍复合的实验结果图

Fig.3 Experimental results of surface modification of carbon fiber and its impregnation and composite with metal matrix

经改性处理后的碳纤维表面形成了连续致密且厚度较均匀的铜镀层，采用该段碳纤维与金属基体复合打印的单道路径质量较好，金属基体对碳纤维形成了完整的包覆，且碳纤维集中处于固化金属基体中间位置.

电镀铜碳纤维在经过不同次数冷热循环处理后，其质量损失率的变化曲线如图4所示. 图中，R为质量损失率，N为冷热循环次数. 可以看出，在电镀铜碳纤维经过6次冷热循环后，其质量损失率只有约3.5%，说明镀铜层未发生严重脱落现象，碳纤维表面镀铜层的结合强度较好.

图 4

图 4 镀铜碳纤维冷热循环后质量损失率变化

Fig.4 Change of mass loss rate of copper-plated carbon fiber after cooling and heating cycles

由此可见，对碳纤维进行表面改性处理可以明显改善打印过程中碳纤维与熔融金属的浸渍复合效果，从而有效增强复合后材料的机械性能.

2.2. 单道复合材料成形实验结果与分析

如图5（a）~（g）所示为不同送丝速度（v₂=1~7 mm/s）条件下所得复合材料单道沉积路径的形貌.可以看出，当v₂=1 mm/s时，单位时间内由打印喷头挤出的熔融金属量较少，不足以填充实际路径，从而导致单道沉积路径中出现熔融金属衔接不上的缺陷；当v₂=2、3 mm/s时，由打印喷头挤出的熔融金属量仍然较少，且挤出过程不稳定，导致沉积路径表面质量较差；当v₂=4、5 mm/s时，由喷头挤出的熔融金属量与实际路径填充所需量相匹配，此时所沉积路径表面质量也较好；当v₂=6、7 mm/s时，喷头所挤出的多余熔融金属在沉积路径中形成过堆积的凸起，进一步影响了沉积路径表面质量.

图 5

图 5 不同送丝速度条件下所得复合材料单道沉积路径的形貌

Fig.5 Morphology of single deposition path of composite material obtained under different wire feeding speed conditions

如图6所示为单道沉积路径的断面形貌，假设该断面可以近似为如图所示的矩形，且矩形的高度（即沉积路径高度）为喷头距离基板高度h，矩形的宽度为沉积路径宽度w，则单位时间内所填充路径的材料体积可以表示为

图 6

图 6 单道沉积路径断面形貌

Fig.6 Cross-section morphology of single deposition path

(3) $ V = hw{v_1} = {V_{\rm{f}}} + {V_{\rm{a}}} = {S_{\rm{f}}}{v_1} + {S_{\rm{a}}}{v_2}. $

则单道沉积路径宽度w可以表示为

(4) $ w = ({{{S_{\rm{f}}}{v_1} + {S_{\rm{a}}}{v_2}}})/({{h{v_1}}}). $

由式（4）可知，当其他打印参数一定时，随着送丝速度v₂的增加，单道沉积路径宽度w也会增大.

如图7所示为不同送丝速度（v₂=1~7 mm/s）条件下所得单道沉积路径宽度w及其纤维体积分数φ的变化曲线. 可以看出，当送丝速度v₂=1、7 mm/s时，单道沉积路径质量较差，无法实现路径宽度w的实际测量，因此无数据；当送丝速度v₂=2~6 mm/s时，随着v₂的增加，单道沉积路径宽度w也逐渐增大；沉积路径内的碳纤维体积分数φ随v₂的增加而降低，与式（1）的结果一致；当送丝速度v₂=4 mm/s时，单道沉积路径宽度w≈1.5 mm，碳纤维体积分数φ≈3.43%.

图 7

图 7 不同送丝速度条件下所得单道沉积路径宽度及其纤维体积分数的变化曲线

Fig.7 Variation curve of width of single deposition path and its fiber volume fraction under different wire feeding speeds

2.3. 单层复合材料成形实验结果与分析

如图8（a）~（f）所示，在送丝速度v₂=4 mm/s的条件下，改变沉积路径搭接率（ $ \delta $=10%~60%），得到打印单层的表面形貌. 可以看出，当搭接率 $ \delta $=10%、20%时，两相邻沉积单道无法实现较好搭接，道间存在明显的间隙；当搭接率 $ \delta $=30%、40%时，沉积路径间隙仍然存在填充不完整的问题，相邻路径间出现较深的凹痕，单层表面质量也较差；当搭接率 $ \delta $=60%时，虽然沉积路径间隙被完全填充，但会造成熔融金属的局部过堆积，形成凸起，同样影响单层表面质量；在本实验条件下，当搭接率为50%时，打印单层表面质量相对较好.

图 8

图 8 不同搭接率条件下的打印单层表面形貌

Fig.8 Surface topography of printed monolayers under different overlap ratios

2.4. 复合材料薄壁件成形实验结果与分析

基于以上实验结果，进行连续碳纤维增强金属基复合材料薄壁件的直接增材制造. 如图9所示，该薄壁件共沉积10层，层高1 mm，外形尺寸为22 mm×22 mm×10 mm，壁厚约为1.5 mm.

图 9

图 9 增材制造连续碳纤维增强金属基复合材料薄壁件

Fig.9 Continuous carbon fiber reinforced metal matrix composite thin-walled parts formed by additive manufacturing

如图10（a）、（b）所示分别为薄壁件内部上下层之间熔合情况，以及碳纤维与金属基体的结合情况微观形貌. 可以看出，薄壁件内部未见明显缺陷，在上下层之间形成了较好的金属熔合，而且改性后碳纤维在复合材料零件内部与金属基体形成了较好结合.

图 10

图 10 薄壁件内部碳纤维与金属基体结合的微观形貌

Fig.10 Micro morphology of combination of carbon fiber and metal matrix inside thin-walled parts

2.5. 复合材料力学性能测试实验结果与分析

如图11所示为采用增材制造工艺所成型复合材料拉伸实验原样件、机加后样件，以及经过电子万能试验机拉断后样件的照片.

图 11

图 11 沉积成型、机械加工、拉断样件照片

Fig.11 Photographs of deposition molding, machining and breaking samples

试样拉伸性能测试结果显示，采用增材制造工艺所成型连续碳纤维增强金属基复合材料样件的抗拉强度可以达到约111 MPa，相比单一锡铋合金材质零件的抗拉强度（约为75 MPa）提升了48%，可见将表面改性后的连续碳纤维作为增强相添加入金属基体中，可以显著增强复合后材料的机械性能.

3. 结　论

针对具有高比强度、高耐磨性、低密度、耐腐蚀、抗疲劳等优良性能的连续碳纤维增强金属基复合材料的增材制造工艺开展实验研究，有望在汽车、机床这些量大面广机械制造行业中小批量、多品种试制金属模具及零部件的高效率、柔性化制备中得到应用.

（1）采用高温煅烧和电镀铜相结合的处理方法，可以对碳纤维进行有效表面改性，且碳纤维表面镀铜层的结合强度也较好，在打印过程中熔融金属基体与碳纤维之间可以实现良好浸润复合.

（2）在其他工艺参数一定的条件下，送丝速度对单道沉积路径表面质量、路径宽度及其纤维体积分数具有较大影响. 实验表明，当送丝速度为4 mm/s时，单道沉积路径表面质量较好，沉积路径宽度约为1.5 mm，碳纤维体积分数约为3.43%.

（3）在其他工艺参数一定的条件下，沉积路径搭接率对打印单层表面质量具有较大影响. 实验表明，当搭接率为50%时，打印单层表面质量相对较好.

（4）采用增材制造工艺方法，可以实现连续碳纤维增强金属基复合材料薄壁件的直接增材制造，且在薄壁件内部，改性后的碳纤维与金属基体形成了较好的结合.

（5）基于优化后的实验参数所制备连续碳纤维增强金属基复合材料样件的抗拉强度相比单一锡铋合金材质零件的抗拉强度提升了48%，连续纤维对于复合后材料抗拉强度起到了显著增强作用.

致　　谢

本研究获得河北科技大学引进人才科研启动基金以及河北省通用航空增材制造协同创新中心资助，特此感谢！

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