7075铝合金是一种以Zn作为主要合金化元素的7系高强铝合金，具有比强度和疲劳强度高、断裂韧性好的特点，是汽车和航空航天领域广泛应用的轻量化结构性材料之一[1-4]。然而，7075铝合金可焊性较差，这是由于其在经历增材制造熔化和凝固过程后，微观组织以粗大树枝晶为主，而粗大树枝晶之间会留下残余液相构成微长通道，随着温度和液相体积分数的降低，通道中的体积凝固收缩和热收缩会产生孔洞和热撕裂裂纹，这些裂纹可能贯穿整个柱状晶粒长度，并会向其他晶界区域扩展[5]。目前，常用于7075铝合金的3D打印工艺主要是以激光束为能量源的粉末床熔融或定向能量沉积技术，这些技术的凝固速率在0.1～5.0m/s范围内，高于传统铸造工艺一个数量级。粉末床熔融技术引起的局部温度梯度甚至可达106 K/m，冷却速率高达106K/s，导致打印工件存在很高的残余应力并出现层间剥离缺陷[5-6]。此外，由于打印过程中铝合金粉末对激光的高反射性及未熔合等缺陷，孔洞也会存在于7075铝合金工件中，所以需要更高的激光能量以克服上述不足。然而，激光功率过高会引起合金元素的蒸发和氧化[7-10]。
7075铝合金由于其可焊性差，不仅在3D打印中产生诸多冶金缺陷，还会在打印薄壁件时面临加工困难的挑战。当前，铝合金薄壁件凭借其既能满足轻量化要求，又具备可靠性能的优势，已成为航空航天和汽车工业中的核心承力构件[11]。薄壁件在加工过程中受到应力、热量和振动的影响，容易发生变形，传统的成型方法仅能加工一般尺寸或形状简单的薄壁件[12]。在这种情况下，需采用新型加工方法来加工金属薄壁件。Fan等[11]采用梯度超低温成型方法成功冲压成型了厚度为1 mm的7075铝合金半球壳工件，该工艺需要严格控制成型温度以及压边力大小。Panchagnul等[13]利用冷金属过渡技术与气体保护金属电弧焊技术的协同优势，最终获得具有内凹特征的复杂低碳钢薄壁件。Yadroitsev等[14]采用选择性激光熔融技术成功制备出厚度仅0.4mm的精细三维多孔过滤元件。Jayanthi等[15]采用电子束选区熔化成形技术制备了具有生物医学应用特性的Ti6Al4V多孔结构件。然而，上述成型方法需要严格控制工艺参数，且有些技术尚不成熟。对于选择性激光熔融和电子束选区熔化技术而言，加工设备则较为昂贵，且需要提前制粉。综上所述，为了减少7075铝合金内部冶金缺陷，并高效打印7075铝合金薄壁件，有必要开发新的加工技术。
金属熔滴增材技术是基于“离散-叠加”的成型原理，通过液滴喷射器产生均匀金属微滴，同时控制三维基板运动，使金属微滴精确沉积在特定位置并相互融合、凝固，逐点逐层“堆积”，从而实现复杂三维结构的快速打印[16]。由于熔滴作为成型单元，且熔滴本身直径微小(30～1 000 μm)，故金属熔滴增材技术在加工薄壁件方面具有显著优势。Chao等[12]以锡铅合金为原料，利用金属熔滴增材技术成功制备出厚度可薄至400 μm的蜂窝状薄壁件。该技术无需事先制粉，还易于回收原料，故大大降低了加工成本，缩短了工期。此外，熔滴增材过程的凝固速率和冷却速度较低，工件的微观组织主要以等轴晶为主，所以能够在很大程度上减少裂纹和残余应力缺陷的产生[17-18]。金属熔滴增材按照单个熔滴的产生方式分类，可以分为压电式、气动式和磁流体式3种类型。其中，磁流体熔滴增材是基于交变电磁场在液态金属内部产生洛伦兹力压力脉冲挤压液态金属的原理以产生单个熔滴，与压电式和气动式相比，磁流体熔滴增材设备简单，更适合于中高熔点合金熔滴的喷射成型。取决于喷嘴直径，磁流体熔滴增材产生的熔滴直径范围为50～500 μm，熔滴喷射频率范围为40～1 000Hz。目前，Sukhotskiy等[19]已经通过实验表明，采用磁流体熔滴增材打印4043、6061及7075铝合金薄壁件，壁厚可达2mm。
虽然磁流体熔滴增材在加工7075铝合金薄壁件方面更具优势，但是仍存在以下问题：①由于7075铝合金是一种析出强化型合金，工件内部成分均匀性决定着工件最终的力学性能是否满足服役要求，所以不同时刻滴落的熔滴彼此成分应该尽量保持相同。②7075铝合金在熔滴生成器内熔化时会释放或者裹入杂质气体，在熔滴喷射过程中，这些气体形成的微气泡很容易存在于熔滴内部，影响沉积时熔滴间的热交换及熔滴和基板间的碰撞行为[20]。
基于此，本文提出在原有熔滴增材工艺基础上增加电磁搅拌环节以解决上述问题。电磁搅拌的工作原理基于电磁感应定律和洛伦兹力原理，依靠交变磁场在液态金属内部产生洛伦兹力以实现搅拌效果，从而促进成分均匀和杂质气体排出。然而，由于电磁搅拌过程中，坩埚内流场无法用肉眼或其他手段直接观察，所以本文利用数值模拟探究电磁搅拌对磁流体驱动式坩埚内部液态7075合金流场的影响规律，并根据模拟结果为磁流体熔滴增材选择合适的电磁搅拌方案，以初步验证电磁搅拌工艺的可行性和有效性。
1 电磁搅拌有限元模型的建立
使用COMSOL软件对金属熔滴增材工艺中的电磁搅拌环节进行有限元模拟，模拟过程主要通过湍流流场模型和电磁场模型进行耦合以实现计算[21]。选取磁流体熔滴增材坩埚内部的液态7075铝合金为研究对象。图1a为磁流体熔滴增材中涉及到的电磁搅拌模型，包括液态7075铝合金、氮化硼坩埚、12个线圈绕组以及放置线圈的铁芯。其中坩埚内液态金属液面高度h为52mm，坩埚上端内壁半径r为5 mm，线圈绕组的径向厚度t为5mm，线圈绕组的轴向高度l为3.5 mm。在该模型中，可将系统简化为二维轴对称模型进行计算。采用二维轴对称模型的原因有3点：①本文拟采用线性电磁搅拌，所以液态金属的流动主要为线性环流(轴向流动)；②坩埚尺寸微小，坩埚直径尺寸远小于坩埚高度尺寸，因此主要研究内容是坩埚高度方向的液态金属流动情况(影响坩埚高度范围内的成分分布和气泡上浮)；③流场以及电磁场均呈二维轴对称分布。表1为本次模拟中所需要的液态7075铝合金的相关材料物性参数。图1b为电磁搅拌线圈绕组模型示意图，12个线圈绕组被分为6组，每组线圈的电流分别用IA、IZ、IB、IX、IC和IY表示，它们之间的相位差为φ。按照产生搅拌磁场的绕组电流相位差，电磁搅拌磁场的类型主要有两种，当绕组电流相位差φ为0°时，为单相搅拌磁场；当绕组电流相位差φ为60°时，绕组产生的磁场称为行波磁场。根据上述搅拌磁场形成原理，设计了3种基于不同绕组排序的电磁搅拌模型，即单相搅拌磁场，12个线圈绕组的相位差为0，用Case 1表示，以及另外两种行波搅拌磁场，分别用Case 2和Case 3表示。将相位相同的绕组两两相邻，根据相位差有序排列为Case 2；将相位相邻的绕组彼此相邻排列为一组，且下一组倒序排列时为Case 3。按照以上描述，Case 1、Case 2和Case 3的绕组排列如图1b右侧所示。图1c为有限元网格划分情况，为了使网格划分能够更加适配于流场和电磁场，且同时考虑到集肤效应，在模拟过程中，网格划分方式为物理场控制的网格划分。可以看出，网格从坩埚中心到外壁由疏到密，同时由于搅拌磁场来源于线圈，故线圈的网格也划分得更密一些，而远离线圈和铁芯的其他计算域的网格则较粗。在COMSOL中，网格单元质量用0～1之间的数字表示，网格单元质量显示1为最好，而网格质量低于0.1，在许多应用中被认为质量较差。本次模拟中的网格单元数量为16445，网格单元质量最小值为0.495 4，网格单元质量平均值0.918 5，认为本次划分网格得到的网格质量可以保证模拟精度。
表1 液态7075铝合金的物性参数[22]
Tab.1 Properties of 7075 aluminium alloy[22]
Density/(kg·m-3) Viscosity/(mPa·s) Electrical conductivity/(S·m-1) Relative permittivity Relative permeability7075Aluminium alloy 2447.9 1.37 3.7×106 1 1
图1 电磁搅拌有限元模型：(a)电磁搅拌二维轴对称模型；(b)3种不同搅拌磁场的线圈绕组组合；(c)模型网格划分
Fig.1 Finite element model of electromagnetic stirring:(a)2D axisymmetric model for electromagnetic stirring;(b) coil winding configurations for different types of stirring magnetic fields;(c) meshing of the model
2 实验结果及讨论
2.1 不同电磁搅拌模型的磁通量分布
3种电磁搅拌模型的磁感应强度分布如图2所示。在图2中，磁感应强度的大小用不同颜色来表示，磁感应强度的方向用红色箭头表示，且箭头长短表示磁感应强度的大小，最终这些箭头组成的轨迹代表磁感应线在空间的分布状态。经过对比可以看出，这3种电磁搅拌模型的磁感应强度大小和磁感应线在空间中的分布状态存在明显差异。当电磁搅拌模型为Case 1时，经过液态7075铝合金横截面的磁感应强度平均值为0.25882 T，磁感应线轨迹只存在一种闭合轨迹(图2a)；当电磁搅拌模型为Case 2时，经过液态7075铝合金横截面的磁感应强度平均值为0.18212 T，磁感应线轨迹将空间至上而下分为3个区域，相邻区域间磁感应线轨迹方向不同(图2b)；当电磁搅拌模型为Case 3时，经过液态7075铝合金横截面的磁感应强度平均值为0.11 339 T,磁感应线轨迹将空间在上而下分为了5个区域，与Case 2类似，相邻区域间的磁感应线轨迹方向存在差异(图2c)。以上模拟结果表明，不同绕组代表的不同电磁搅拌模型会影响磁通量密度大小和磁感应线分布状态，进而影响最终的电磁搅拌结果。
图2 3种电磁搅拌模型的磁感应强度分布：(a) Case 1;(b) Case 2;(c) Case 3
Fig.2 Magnetic flux density distributions of the three electromagnetic stirring models:(a) Case 1;(b) Case 2;(c) Case 3
2.2 不同电磁搅拌模型的洛伦兹力分布
图3为经过模拟得到的3种电磁搅拌模型的洛伦兹力分布情况。模拟参数为：电流幅值100A，加载频率50Hz。由于洛伦兹力是由感应电流J和感应磁场B耦合产生的，在图3中，颜色图代表感应电流值的大小，洛伦兹力的方向用黑色箭头表示，黑色箭头的长短则代表洛伦兹力的大小。从图3可以看出，由于趋肤效应，在3种电磁搅拌模型中，靠近坩埚壁面的感应电流值和洛伦兹力值均最高。如图3a所示，当电磁搅拌模型为Case 1时，液态7075铝合金内部的洛伦兹力方向垂直于壁面，即洛伦兹力方向几乎为径向，所以此时坩埚内的液态7075铝合金受挤压力。当电磁搅拌模型为Case 2或Case 3时，液态7075铝合金内部的洛伦兹力方向则几乎平行于壁面(图3b和c)，这是由行波磁场的特性所决定的，即洛伦兹力方向与行波磁场的传播方向一致，此时液态7075铝合金受沿着轴线方向的推动力。由于Case 2和Case 3的绕组排列方式存在差异，所以其洛伦兹力的分布也有所差异。当相位相同的绕组两两相邻，并随后根据相位差有序排列时，液态7075铝合金截面上的洛伦兹力方向相同；当相位相邻的绕组彼此相邻排列为一组，且下一组倒序排列时，则液态7075铝合金上下两半部截面上的洛伦兹力方向相反。
图3 3种电磁搅拌模型的洛伦兹力和感应电流分布：(a) Case 1;(b) Case 2;(c) Case 3
Fig.3 Lorentz force and induced current distributions of the three electromagnetic stirring models:(a) Case 1;(b) Case 2;(c) Case3
图4为在距离坩埚底端25 mm处3种电磁搅拌模型的洛伦兹力值分布。根据图3中不同电磁搅拌模型下洛伦兹力方向呈现的特点，在图4中选取洛伦兹力的r分量作为Case 1洛伦兹力值的评价指标，而选取洛伦兹力的z分量作为Case 2和Case 3洛伦兹力值的评价指标。图4一方面体现了趋肤效应，即靠近坩埚壁位置处的洛伦兹力值最高，另一方面反映了不同电磁搅拌模型之间洛伦兹力值的大小关系。当电磁搅拌模型为Case2时，液态金属受到的洛伦兹力值最大，其值为12 867N/m3；而当电磁搅拌模型为Case 1时，液态金属受到的洛伦兹力值最小，Case1条件下的洛伦兹力最大值仅为521.06N/m3。造成这种差异的原因在于，尽管Case 1的磁感应强度略高于Case 2和Case 3，但是从图3可以看出，由于直接贡献于洛伦兹力的感应电流密度值显著低于Case 2和Case 3的感应电流密度值，因此，Case 1对应的洛伦兹力值最小，Case 3居中，Case 2对应的洛伦兹力值最高。
图4 3种电磁搅拌模型的洛伦兹力分布曲线
Fig.4 Lorentz force distribution curves of the three electromagnetic stirring models
2.3 不同电磁搅拌磁场模型流场分析
2.3.1 3种电磁搅拌模型的流场特征分析
图5为液态7075铝合金在3种电磁搅拌模型框架下达到稳态时的流场分布。其中，不同颜色代表流场中每点速度值的大小，而液态金属经受搅拌作用而呈现的流动轨迹则用带有箭头的流线表示。图5a为Case 1模型相应的流场分布。可以看出，由于液态7075铝合金受到径向洛伦兹力的挤压作用，坩埚内部的液态金属较多一部分流向上端，较少一部分流向下端。坩埚上部和下部液态金属的流动方向相反。以坩埚右半部分为例，较多的液态金属在坩埚上部分顺时针流动，而较少的液态金属在坩埚下部分逆时针流动。此外，靠近坩埚底端的搅拌强度高于其他区域。图5b为Case 2模型相应的流场分布。如图3所示，由于液态金属受到左右壁面处沿轴向向下的洛伦兹力的推力作用，所以在图5b中，坩埚右半部分的液态金属在整个坩埚高度范围内呈顺时针方向流动，左半部分的液态金属则呈逆时针方向流动，这与Case 1模型的流场轨迹有明显差异。此外，除了靠近坩埚底端的搅拌强度较高外，坩埚中央部分的搅拌强度也有所升高。图5c为Case 3模型相应的流场分布。以坩埚右半部分液态金属为分析对象如图3所示，由于此时坩埚上半部分液态金属受到壁面处轴向向下的洛伦兹力，而坩埚下半部分的液态金属受到壁面处轴向向上的洛伦兹力，所以在图5c中，上部分的液态金属呈顺时针方向流动，下部分的液态金属呈逆时针方向流动，但与Case 1模型相比，坩埚上下两部分流动的金属体积几乎相同。另外，Case 3模型搅拌强度高的区域仍位于靠近坩埚底端的位置。
图5 3种电磁搅拌模型对应的流场分布：(a) Case 1;(b) Case 2;(c) Case 3
Fig.5 Flow field distributions of the three electromagnetic stirring models:(a) Case 1;(b) Case 2;(c) Case 3
2.3.2 3种电磁搅拌模型的流场速度演化分析
在电磁搅拌工艺中，流场中每点的速度在搅拌过程的变化规律是值得关注的。这是因为流场中每一点的速度都和搅拌强度息息相关。由于液态金属受到的电磁搅拌力，本质上是液态金属内部的电荷在交变磁场中运动而产生的洛伦兹力。液态金属的流动速度显然会改变其内部的电荷速度，从而改变洛伦兹力大小，最终改变搅拌强度。所以在本文中，流场速度可作为搅拌强度的评价指标。图6为3种电磁搅拌模型各自对应的流场速度演化曲线，搅拌时间是30 s。逐一分析流场中每点的速度演化规律是繁杂的，为了简化分析，如图6a所示，在坩埚中间轴线上选取了3个具有代表性的点，自下而上距离底端5、15和30mm，分别记做A点、B点和C点，坐标分别是(0,5 mm)，(0,15 mm)和(0,30mm)。点A靠近坩埚喷嘴，结合图5可知，点B位于坩埚内部搅拌强度最高的区域，点C则位于坩埚上部分以表示该区域的速度。图6b为Case 1对应的流场速度演化曲线。以点C为例，根据速度随时间的变化规律，可以在图6b中划分出3个阶段，其中Ⅰ为流速升高阶段，Ⅱ为流速降低阶段，Ⅲ为流速稳定阶段。其中第Ⅰ阶段为0～3.9 s，第Ⅱ阶段为3.9～15 s，第Ⅲ阶段为15～30s。Case 1模型的流速波动时间可以被视为Ⅰ阶段和Ⅱ阶段的时间之和。因此，Case1模型需要经过15 s左右流速才会达到稳定。此外，图6b也再次表明，当流速达到稳定阶段时，位于搅拌强度高的区域的点B速度要高于A点和C点。图6c和d分别是Case 2和Case 3对应的流场速度演化曲线，可以看出，两组流场速度演化曲线具有相似特征。在电磁搅拌初期，流场中A、B、C 3点速度瞬间上升，随后又迅速下降至某一值，此后在电磁搅拌过程中，流速保持不变。由于图6c和d的速度波动时间极短，分别为1.1和1.7 s，为了清晰展现流速演化曲线的分阶段过程，故相比于图6b做了两处改动：①将流速升高阶段和流速降低阶段合并为流动波动阶段Ⅰ；②该阶段所表示的区域将0 s之前的区域包括进来，目的是突显速度波动阶段的存在，并无实际物理含义。综上可以看出，电磁搅拌类型对流场速度随时间演化规律有显著影响，即Case 1电磁搅拌模型导致流场流速波动时间显著长于Case 2和Case 3模型的流速波动时间，且流场内各点的流速明显低于Case 2和Case 3的流速值。
图6 3种电磁搅拌模型的流场速度演化曲线：(a)坩埚内A、B、C点位置示意图；(b) Case 1 A、B、C 3点流速演化曲线；(c) Case 2 A、B、C 3点流速演化曲线；(d) Case 3 A、B、C 3点流速演化曲线
Fig.6 Flow velocity evolution curves of the three electromagnetic stirring models:(a) position schematic of points A,B,and C in the crucible;(b) velocity evolution curves at points A,B,and C for Case 1;(c) velocity evolution curves at points A,B,and C for Case 2;(d) velocity evolution curves at points A,B,and C for Case 3
2.4 电磁搅拌类型选择
在熔滴增材工艺之前，对液态7075铝合金进行电磁搅拌的原因有：①促进熔体的成分均匀；②将7075铝合金受热熔化时产生的气体加速排出。如前文所述，不同的电磁搅拌模型会对液态金属流场的轨迹和流速有着显著的影响，因此需要确定一种合适的电磁搅拌模型。
如图5所示，Case 1和Case 3模型的流场轨迹在坩埚上下两部分呈现出不同的方向，最终导致流场被分割成了上下不互通的2个区域。此外，针对Case 1模型，由于液态金属受到挤压作用，导致一部分液态金属向上流动，另一部分液态金属向下流动，如果此时没有及时的液态金属补充，根据质量守恒定律，这种挤压过程势必会引起坩埚内壁附近出现体积空缺，最终导致液体金属内部出现空穴[6]。相比之下，Case 2模型的流场轨迹在坩埚内部是完整的，没有出现流场被分割的现象。所以，从施加电磁搅拌的原因考虑，Case 2模型所表现出的流场轨迹更有利于整个坩埚内部液态金属的流动，而且也更有利于喷嘴位置的气体加速向上运动，以完成排气。除了对比3种电磁搅拌模型的流场轨迹外，搅拌强度也是需要进行对比的特征。图7为3种电磁搅拌模型的搅拌速度最大值随时间变化曲线。从图中可以明显看出，采用Case 2的电磁搅拌模型对液态金属产生更强的搅拌力，因而更加有利于促进熔体成分均匀以及加速杂质气体的排除。综上对比分析，Case 2电磁搅拌模型更适合于熔滴增材工艺。
图7 3种电磁搅拌模型搅拌速度最大值随时间变化曲线
Fig.7 Temporal variation curves of the maximum stirring velocity for the three electromagnetic stirring models
2.5 线圈电流工艺参数对搅拌效果的影响
2.5.1 线圈电流幅值对搅拌效果的影响
为了分析Case 2模型的线圈电流幅值对电磁搅拌效果的影响，通过有限元数值模拟得到了不同线圈电流幅值条件下的液态7075铝合金流场分布，如图8所示。其线圈电流幅值范围为50～300A，线圈输入频率为5 Hz。从图8可以发现，随着线圈电流幅值升高，坩埚内流场各点速度均随之升高，但是流场中的回流区分布并未发生变化。红色区域表示搅拌速度最高的区域，随着线圈电流幅值的增加，坩埚中间轴线处搅拌速度最高的区域沿轴线方向向上有所扩展。为了更清楚地展现这一趋势，根据模拟结果得到了不同电流幅值下沿坩埚轴线的速度分布曲线，如图9所示。从图中可以看出，随着线圈电流幅值的增加，坩埚轴线上每点的速度均有升高。以电流幅值分别为200、250、300A为例，当流速高于0.08m/s时，可以视为最高搅拌速度。从图8可以看出，电流幅值分别为200、250和300A的条件下，坩埚中间轴线上搅拌速度最高区域范围分别为A1A2、B1B2和C1C2，且A1A2＞B1B2＞C1C2。所以，随着电流幅值增加，流场内各点速度均会升高，而且坩埚中间处流速最高的区域会沿着轴向发生扩展。
图8 不用线圈电流幅值条件下的流场分布：(a)50A;(b)100A;(c)150A;(d)200A;(e)250A;(f)300A
Fig.8 Flow field distributions under different coil current amplitudes:(a)50A;(b)100A;(c)150A;(d)200A;(e)250A;(f)300A
图9 不同线圈电流幅值下流场速度沿坩埚轴线分布曲线
Fig.9 Axial velocity distribution curves along the crucible centerline at different coil current amplitudes
2.5.2 线圈电流频率对搅拌效果的影响
图10为经过模拟得到的不同线圈电流频率下的液态7075铝合金流场分布。线圈输入电流为100A，线圈电流频率分别为5、25、50、100、500和1 000Hz。可以看出，随着线圈输入频率的增加，流场中各点的速度均有所升高，表明线圈频率的升高同样会加强电磁搅拌效果。此外，随着电流频率的改变，流场中回流区的分布并未发生变化。为了分析线圈电流频率对液态7075铝合金内部搅拌强度高的区域分布范围的影响，根据模拟结果得到了不同线圈频率下的流场速度沿坩埚轴线的速度分布曲线，结果如图11所示。可以看出，不同频率下，流速最大值的位置均在距离坩埚底端16.3 mm处。定义搅拌强度高的区域流速范围为：最大流速值的60%～最大流速值。根据模拟结果和图11的数据，得到了不同频率下的搅拌强度高的区域范围变化曲线(图12)。在图12中，当频率为5 Hz时，搅拌强度高的区域范围可达33 mm，随着线圈频率的升高，这一范围开始缩小至11.0～12.5 mm，且当频率持续升高时，变化幅度很小，即搅拌强度高的区域范围基本保持不变，这种现象的出现是由趋肤效应导致的。随着线圈频率的升高，尽管流场内各点的速度均开始升高，但是由于趋肤效应，电磁搅拌的渗透程度开始下降，坩埚轴线处搅拌强度高的区域范围开始缩小。但是由于磁流体熔滴增材的坩埚体积较小，直径约为3～5 mm，高度为52mm,所以尽管频率持续增加，当搅拌强度高的区域范围缩小至一定值后，其后续变化幅度将会很小。此外，由于该模拟中的导电材料为液态7075铝合金，由于趋肤效应，表层的液态金属动能初始会较大，随后由于线性流动的特性，表层的液态金属会取代轴线处的液态金属，而原来轴线处的液态金属则会被驱赶至表层，周而复始，轴线处的液态金属也具有很大的速度，而由于趋肤效应，表层的液态金属速度高的区域则始终较窄，这一特征在电流频率较高时也较为明显。
图10 不同频率下的流场分布：(a)5Hz;(b)25Hz;(c)50Hz;(d)100Hz;(e)500Hz;(f)1 000Hz
Fig.10 Flow field distributions at different frequencies:(a)5Hz;(b)25Hz;(c)50Hz;(d)100Hz;(e)500Hz;(f)1 000Hz
图11 不同频率下流场速度沿坩埚轴线分布曲线
Fig.11 Axial velocity distribution profiles along the crucible centerline under varying frequencies
图12 不同频率下沿坩埚轴线的高搅拌强度区域范围变化曲线
Fig.12 Variation curves of high intensity stirring zone scales along the crucible axis at different frequencies
2.5.3 线圈电流工艺参数选择
图13a为液态7075铝合金流场内最大速度、平均速度和最小速度随线圈电流幅值变化曲线。可以看出，随着电流幅值增加，流场内部的搅拌强度随之上升，然而表征速度变化的斜率值却有所变小。这表明，当电流增加到某一极限值时，流场内部搅拌强度的改善也会有所限制。图13b为液态7075铝合金流场内最大速度、平均速度和最小速度随线圈频率变化曲线。随着输入频率的增加，流场中的最大速度、平均速度和最小速度均呈升高趋势，然而，速度的变化趋势却逐渐变缓，这与电流幅值对其的影响是相似的，所以这也表明，当输入频率不断升高时，流场内部的搅拌效果的改善程度将变得不再明显。在实际电磁搅拌过程中，电磁搅拌强度过低，会导致液态金属内部成分分布不均匀，另外也不会加速杂质气体的排出。然而电磁搅拌强度过高，也可能会导致液态金属表面的不稳定，甚至会发生二次卷气。为此，需要选择恰当的电流幅值和频率以保证电磁搅拌效果。通过权衡电流值和频率值对电磁搅拌强度的影响，结合Xu等[23]在适当电流参数范围内得到的电磁搅拌流场速度值，在本研究中，流场内最大速度值不应超过0.15 m/s，这样可以保证搅拌强度处于适度状态。在这种要求下，电流幅值可以选择300A，而频率值可以选择5 Hz。另外，再次结合图10与12，当输入频率为5Hz时，坩埚搅拌强度高的区域范围最大，且此时流场内速度也不会过高。综上，电流幅值应选择300A，线圈输入频率选择5Hz为宜。
图13 线圈参数和流场内速度最大值、平均值和最小值的关系：(a)电流值；(b)频率
Fig.13 Relationship between the coil parameters and the maximum/mean/minimum velocities in the flow field:(a) current amplitude;(b) frequency
3 结论
(1)对3种电磁搅拌模型进行了有限元模拟，分析了流场内部的磁场分布特征及洛伦兹力演化规律。结果表明，流场内部的磁场分布形态和洛伦兹力作用方式与线圈绕组的电流相位及组合顺序具有显著的相关性。当线圈绕组通入单相交流电时，液态7075铝合金主要受到径向挤压形式的洛伦兹力作用；而当采用六相交流电激励时，洛伦兹力的作用方向转变为轴向推力模式。
(2)通过对比3种电磁搅拌模型的流场轨迹和相应流场内的最大流速，发现当电磁搅拌模型为Case 2时，液态7075铝合金内形成的流场轨迹线呈现完整的空间贯穿特性，即此时线性流动覆盖整个坩埚高度区域，无上下分层，其搅拌强度也明显高于其它两种电磁搅拌模型，故Case 2电磁搅拌模型作可作为7075铝合金熔滴增材制造的搅拌工艺方案。
(3)模拟分析了线圈电流幅值和电流频率对搅拌效果的影响。结果表明，增加线圈电流幅值和频率均会提升电磁搅拌强度，但随着其增加到一定值，电磁搅拌强度增加的幅度均逐渐变小，最优工艺参数为：电流幅值300 A、频率5 Hz，该参数组合可在保证熔体成分均匀性的同时，有效促进杂质气体的排出。
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