楊立寧，王金業(yè)，張永弟，常宏杰，楊光

（河北科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，河北 石家莊 050018）

近年來(lái)，以選區(qū)激光熔化成型[1-5]、激光近凈成型[6]、電子束選區(qū)熔化成型[7-8]為主的金屬材料增材制造技術(shù)被廣泛應(yīng)用于航空、航天、醫(yī)療等領(lǐng)域。這些技術(shù)基于離散-堆積的成型原理，相對(duì)于傳統(tǒng)制造工藝方法，在具有復(fù)雜外形及內(nèi)腔結(jié)構(gòu)金屬零部件的高效率、柔性化制造方面具有顯著優(yōu)勢(shì)。為了實(shí)現(xiàn)金屬材料增材制造技術(shù)在汽車、機(jī)床等量大面廣制造行業(yè)中的推廣應(yīng)用，本文第一作者攻讀博士研究生期間提出一種金屬熔融三維直寫技術(shù)[9-11]，該技術(shù)可以實(shí)現(xiàn)鋅合金、錫鉍合金等中低熔點(diǎn)金屬材料的逐層熔融沉積成型，并有望在小批量、多品種試制金屬模具及零部件的直接制造方面得到廣泛應(yīng)用。本文采用連續(xù)碳纖維增強(qiáng)相與金屬基體同步熔融-浸漬-復(fù)合-擠出-沉積的方式，來(lái)實(shí)現(xiàn)金屬基復(fù)合材料增材制造工藝，可以使三維直寫成型金屬零部件的力學(xué)性能進(jìn)一步提高。

通過(guò)廣泛查閱相關(guān)技術(shù)文獻(xiàn)得知，目前國(guó)內(nèi)外對(duì)碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料增材制造技術(shù)及設(shè)備的研究較多，但主要是以熱固性、熱塑性樹(shù)脂作為基體材料[12-18]，而針對(duì)連續(xù)碳纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料增材制造的相關(guān)報(bào)道極少，且僅有我國(guó)西安交通大學(xué)汪鑫等[19-20]開(kāi)展了相關(guān)工藝探索。

本文通過(guò)理論分析和工藝試驗(yàn)相結(jié)合的方法，系統(tǒng)研究了連續(xù)碳纖維表面改性、路徑搭接率、打印噴頭溫度、基板溫度、打印速度等過(guò)程處理方法及工藝參數(shù)對(duì)所制備金屬基復(fù)合材料抗拉強(qiáng)度的影響。相關(guān)成果可為連續(xù)碳纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料增材制造技術(shù)的進(jìn)一步研究提供支撐。

1 實(shí)驗(yàn)材料和方法

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)所用金屬基體材料為東莞市沃昌金屬制品有限公司生產(chǎn)的直徑為1.5mm的錫鉍合金絲材（成分配比為Sn48Bi52，熔點(diǎn)為138℃）。

實(shí)驗(yàn)所用碳纖維為日本東麗公司生產(chǎn)的聚丙烯腈（PAN）系1K 碳纖維束，每一束碳纖維含單絲約1000根，單絲直徑約為6～8μm。

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置

本文對(duì)東莞一邁智能科技有限公司生產(chǎn)的MAGIC-HT-M型高性能材料3D打印機(jī)進(jìn)行改造，完成了如圖1所示的連續(xù)碳纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料增材制造實(shí)驗(yàn)裝置的搭建。該裝置打印尺寸為220mm（長(zhǎng)）×220mm（寬）×220mm（高），噴頭最高可加熱溫度為450℃，基板最高可加熱溫度為120℃。

圖1 連續(xù)碳纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料增材制造實(shí)驗(yàn)裝置

1.3 分析測(cè)試儀器

掃描電鏡（SEM），S-4800 型，日本日立公司；倒置顯微鏡平臺(tái)，LEICA DMi8 型，德國(guó)徠卡公司；電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，UTM6503 型，深圳三思縱橫科技股份有限公司。

1.4 實(shí)驗(yàn)方法

連續(xù)碳纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料增材制造工藝原理如圖2所示。

圖2 連續(xù)碳纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料增材制造工藝原理

復(fù)合材料增材制造工藝過(guò)程為：首先建立預(yù)成型零件的三維模型，然后對(duì)三維模型進(jìn)行分層處理并得到逐層數(shù)據(jù)；逐層數(shù)據(jù)被轉(zhuǎn)換成能夠驅(qū)動(dòng)增材制造設(shè)備運(yùn)轉(zhuǎn)的驅(qū)動(dòng)信息；增材制造設(shè)備三軸運(yùn)動(dòng)系統(tǒng)在驅(qū)動(dòng)信號(hào)的控制下，按照規(guī)劃好的路徑帶動(dòng)打印噴頭和基板進(jìn)行逐層相對(duì)運(yùn)動(dòng)；同時(shí)送絲輪按照預(yù)設(shè)速度將金屬絲材導(dǎo)入噴頭；金屬絲材在噴頭下部被高效加熱熔化，并與同步送入的連續(xù)碳纖維進(jìn)行浸漬復(fù)合；復(fù)合材料在噴頭末端被擠出，并隨著噴頭的相對(duì)移動(dòng)沉積于基板上；復(fù)合材料逐道沉積、逐層疊加，最終獲得預(yù)成型連續(xù)碳纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料整體零件。

2 結(jié)果與討論

2.1 連續(xù)碳纖維表面改性對(duì)復(fù)合材料抗拉強(qiáng)度的影響

2.1.1 界面復(fù)合效果對(duì)拉伸試樣斷裂模式的影響分析

對(duì)于增材制造連續(xù)碳纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料，連續(xù)碳纖維增強(qiáng)相和金屬基體之間的界面結(jié)合性能將決定拉伸試樣的斷裂方式，圖3 所示為不同界面復(fù)合效果對(duì)應(yīng)的拉伸試樣斷裂模式示意圖。圖3(a)所示在增材制造形成的復(fù)合材料試樣內(nèi)部，連續(xù)碳纖維增強(qiáng)相將均勻分布于金屬基體內(nèi)。如果連續(xù)碳纖維與金屬基體之間形成了良好的界面復(fù)合，則在試樣被拉伸過(guò)程中，金屬基體發(fā)生塑性變形且通過(guò)復(fù)合界面將拉伸載荷有效地傳遞給碳纖維，因此表現(xiàn)出優(yōu)異的力學(xué)性能，并最終形成如圖3(b)所示的理想斷裂模式，斷裂后試樣內(nèi)部連續(xù)碳纖維與金屬基體無(wú)明顯脫離現(xiàn)象。但是，當(dāng)連續(xù)碳纖維與金屬基體之間未形成良好的界面復(fù)合時(shí)，試樣在被拉伸過(guò)程中會(huì)有大量連續(xù)碳纖維脫離金屬基體且被拔出，試樣將呈現(xiàn)出較差的力學(xué)性能，且最終形成如圖3(c)所示的斷裂模式。

圖3 不同界面復(fù)合效果對(duì)應(yīng)的拉伸試樣斷裂模式示意圖

2.1.2 采用表面未改性連續(xù)碳纖維制備的復(fù)合材料的性能分析

采用表面未改性的連續(xù)碳纖維原材料，使用孔徑為2mm 的打印噴頭，在設(shè)定噴頭加熱溫度150℃、基板加熱溫度80℃、打印層厚1mm、噴頭移動(dòng)速度5mm/s、送絲速度4mm/s、路徑搭接率50%的參數(shù)條件下，進(jìn)行了2層復(fù)合材料樣件的打印成型。然后參照ISO 6892-1:2009 標(biāo)準(zhǔn)，將打印成型的原樣件進(jìn)行機(jī)加工處理，得到具有標(biāo)準(zhǔn)尺寸87.5mm（長(zhǎng)）×12.5mm（寬）×2mm（高）的拉伸試樣。最后對(duì)機(jī)加后的試樣進(jìn)行拉伸性能測(cè)試，并對(duì)拉斷后試樣截面的微觀形貌進(jìn)行觀察。試驗(yàn)過(guò)程中，打印原樣件、機(jī)加后樣件、拉斷后樣件如圖4所示。

圖4 打印、機(jī)加、拉斷樣件

采用表面未改性連續(xù)碳纖維制備的金屬基復(fù)合材料的抗拉強(qiáng)度為69MPa，低于普通擠壓鑄造成型的單一錫鉍合金材質(zhì)零件的抗拉強(qiáng)度（約為75MPa），可見(jiàn)連續(xù)碳纖維不僅未對(duì)復(fù)合材料抗拉強(qiáng)度起到增強(qiáng)作用，還對(duì)材料的抗拉強(qiáng)度造成了負(fù)面影響。

圖5 所示為采用表面未改性連續(xù)碳纖維制備的金屬基復(fù)合材料試樣經(jīng)拉伸斷裂后的斷口形貌。由圖可以看出，在復(fù)合材料內(nèi)部，連續(xù)碳纖維與金屬基體之間存在明顯的未復(fù)合分界面，且在分界面的邊緣處形成了裂紋擴(kuò)展高發(fā)生區(qū)域。復(fù)合材料在受力過(guò)程中，極易在此分界面及其邊緣處形成應(yīng)力集中，從而發(fā)生脆性斷裂。由此可見(jiàn)，表面未改性連續(xù)碳纖維的添加會(huì)破壞原有材料的機(jī)械強(qiáng)度。

圖5 采用表面未改性連續(xù)碳纖維制備的試樣經(jīng)拉伸斷裂后的斷口形貌

2.1.3 采用表面改性連續(xù)碳纖維制備的復(fù)合材料的性能分析

為了實(shí)現(xiàn)成型過(guò)程中碳纖維與金屬基體的有效復(fù)合，提高復(fù)合材料的抗拉強(qiáng)度，對(duì)原材料碳纖維進(jìn)行了表面改性處理。首先，將碳纖維在加熱爐中于400℃下高溫煅燒40min，以去除表面有機(jī)膠膜；然后，將碳纖維置入配制好的電鍍銅溶液中，在1.2V 電壓下電鍍30min。圖6 所示為表面改性前后碳纖維的微觀形貌，可以看出，未經(jīng)改性處理的碳纖維表面較為光滑，很難與金屬基體形成良好結(jié)合。經(jīng)過(guò)改性處理的碳纖維表面形成了連續(xù)致密且厚度較均勻的銅鍍層，銅鍍層厚度約為2.5μm。

圖6 表面改性前后碳纖維的微觀形貌

同樣采用經(jīng)表面改性后的連續(xù)碳纖維制備出標(biāo)準(zhǔn)尺寸拉伸試樣，并進(jìn)行拉伸性能測(cè)試，測(cè)試結(jié)果顯示其抗拉強(qiáng)度為101MPa，相比普通擠壓鑄造成型的單一錫鉍合金材質(zhì)零件的抗拉強(qiáng)度提高了約34.7%?？梢?jiàn)經(jīng)表面改性后，連續(xù)碳纖維增強(qiáng)相的添加對(duì)復(fù)合材料抗拉強(qiáng)度起到較好的增強(qiáng)作用。

圖7所示為采用經(jīng)表面改性后連續(xù)碳纖維制備的金屬基復(fù)合材料試樣經(jīng)拉伸斷裂后的斷口形貌。由圖可以看出，改性后碳纖維隨打印單道路徑分布于成型復(fù)合材料試樣內(nèi)部，連續(xù)碳纖維與金屬基體之間形成了良好的復(fù)合界面，且打印單道和打印層之間均形成了良好的金屬熔合。

圖7 采用經(jīng)表面改性后的連續(xù)碳纖維制備的試樣拉伸斷裂后的斷口形貌

2.2 路徑搭接率對(duì)復(fù)合材料抗拉強(qiáng)度的影響

2.2.1 路徑搭接率對(duì)復(fù)合材料抗拉強(qiáng)度的影響分析

圖8為復(fù)合材料成型過(guò)程中兩相鄰打印路徑之間形成搭接區(qū)域的示意圖。圖中w為單道打印路徑寬度，l為路徑搭接區(qū)域的寬度，則打印路徑搭接率δ可用式(1)表示。

圖8 相鄰兩打印路徑之間形成搭接區(qū)示意圖

由圖9可以看出，當(dāng)設(shè)計(jì)的成型試樣尺寸一定時(shí)，增大打印路徑搭接率，則打印路徑數(shù)量需要相應(yīng)增加，因此制備的試樣內(nèi)碳纖維的含量也會(huì)增大，使得試樣的抗拉強(qiáng)度升高。

圖9 不同路徑搭接率條件下制備的試樣內(nèi)纖維分布情況示意圖

2.2.2 不同路徑搭接率條件下制備的復(fù)合材料的性能分析

圖10(a)、(b)所示分別為路徑搭接率30%和60%時(shí)，打印的單層復(fù)合材料試樣的表面及斷面形貌?？梢钥闯霎?dāng)路徑搭接率為30%時(shí)，兩相鄰打印道無(wú)法實(shí)現(xiàn)較好搭接，道間存在明顯的間隙，碳纖維分布于打印單道內(nèi)部且整體碳纖維含量較少；當(dāng)路徑搭接率增加到60%時(shí)，相鄰打印道之間過(guò)度重疊而形成凸起，表面質(zhì)量較差，但整體碳纖維含量相對(duì)較多?；谝陨辖Y(jié)果，本文在路徑搭接率為35%～55%范圍內(nèi)進(jìn)行進(jìn)行了兩層復(fù)合材料樣件打印成型，并對(duì)打印樣件進(jìn)行機(jī)加工及拉伸性能測(cè)試。

圖10 不同路徑搭接率條件下所得單層試樣表面及斷面形貌

圖11 所示為不同路徑搭接率條件下成形的試樣的碳纖維體積分?jǐn)?shù)及其抗拉強(qiáng)度的變化情況。由圖11 可以看出，隨著路徑搭接率的增大，所得試樣的碳纖維體積分?jǐn)?shù)及其抗拉強(qiáng)度也隨之上升。當(dāng)路徑搭接率由30%增加到60%時(shí)，試樣內(nèi)的碳纖維體積分?jǐn)?shù)由4.42% 上升到8.12%，增長(zhǎng)約83.71%。在本試驗(yàn)條件下，采用增材制造工藝成型的連續(xù)碳纖維增強(qiáng)錫鉍合金試樣的抗拉強(qiáng)度均達(dá)到80MPa 以上；當(dāng)路徑搭接率由30%增加到35%時(shí)，復(fù)合材料試樣的抗拉強(qiáng)度提高較為明顯，這是由于當(dāng)路徑搭接率為30%時(shí)，相鄰打印道間存在間隙而無(wú)法形成一個(gè)整體，使得試樣抗拉強(qiáng)度也較低，而當(dāng)路徑搭接率增加至35%時(shí)，打印道間的間隙缺陷消除，基體相融合為一體，從而使得試樣抗拉強(qiáng)度顯著提升；當(dāng)路徑搭接率由35%增加到60%時(shí)，復(fù)合材料試樣的抗拉強(qiáng)度由原來(lái)的90MPa提高到107MPa，相對(duì)于單一錫鉍合金材質(zhì)零件強(qiáng)度提升了約42.67%，可見(jiàn)連續(xù)碳纖維對(duì)于復(fù)合材料起到了有效增強(qiáng)作用。

圖11 不同路徑搭接率條件下成形的試樣的碳纖維體積分?jǐn)?shù)及其抗拉強(qiáng)度的變化曲線

2.3 溫度參數(shù)對(duì)復(fù)合材料抗拉強(qiáng)度的影響

2.3.1 復(fù)合材料內(nèi)部氣孔缺陷形成過(guò)程分析

圖12 所示為連續(xù)碳纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料增材制造工藝過(guò)程中在復(fù)合材料內(nèi)部形成氣孔缺陷的示意圖。第一層復(fù)合材料成形過(guò)程中，由于從打印噴頭擠出的復(fù)合材料溫度相對(duì)于環(huán)境溫度較高，因此復(fù)合材料沉積到打印基板平面后，隨著溫度降低和體積收縮，將會(huì)在其表面形成微裂紋。同時(shí)，在相鄰兩打印路徑之間的搭接區(qū)域會(huì)形成凹坑，且搭接率越小形成的凹坑也越明顯。當(dāng)?shù)诙訌?fù)合材料沉積到第一層之上時(shí)，如果熔融金屬或打印基板的溫度不夠高，則其金屬液表面張力和黏度會(huì)增大，流動(dòng)性降低。一方面會(huì)導(dǎo)致兩層復(fù)合材料無(wú)法在接觸面形成充分的重熔復(fù)合，從而在第一層復(fù)合材料表面微裂紋處形成氣孔缺陷；另一方面，第二層復(fù)合材料內(nèi)的熔融金屬將無(wú)法充分填充第一層復(fù)合材料表面的搭接區(qū)凹坑，同樣會(huì)形成氣孔缺陷。由此可見(jiàn)，合理調(diào)控成型過(guò)程中打印噴頭和打印基板的溫度，可以有效避免上述復(fù)合材料內(nèi)部氣孔缺陷的形成。

圖12 復(fù)合材料內(nèi)部氣孔缺陷形成過(guò)程示意圖

2.3.2 不同打印噴頭溫度條件下制備的復(fù)合材料的抗拉強(qiáng)度

設(shè)定打印基板溫度為80℃，在不同打印噴頭溫度條件下進(jìn)行了兩層復(fù)合材料樣件打印成型，并對(duì)打印樣件進(jìn)行機(jī)加工及拉伸性能測(cè)試，測(cè)試結(jié)果如圖13所示。

由圖13可以看出，隨著打印噴頭溫度的升高，成型試樣的抗拉強(qiáng)度也呈現(xiàn)逐步增大的趨勢(shì)，這是由于打印噴頭溫度的升高一方面有利于試樣成型過(guò)程中層間和道間的重熔復(fù)合，另一方面由于高溫會(huì)使得金屬基體的表面張力和黏度降低，流動(dòng)性增強(qiáng)，從而避免在試樣內(nèi)部形成氣孔缺陷，致密度增高，因此其抗拉強(qiáng)度也會(huì)增大。當(dāng)打印噴頭溫度從155℃升高到160℃時(shí)，試樣的抗拉強(qiáng)度均呈現(xiàn)最大幅度增大，且之后隨溫度的升高變化不明顯，這說(shuō)明在本試驗(yàn)條件下，當(dāng)打印噴頭溫度為160℃時(shí)，即可以實(shí)現(xiàn)打印試樣抗拉性能的有效提升，且達(dá)到約108MPa，與圖13 中所示最大抗拉強(qiáng)度約111MPa（打印噴頭溫度為170℃）相差甚小。

圖13 不同打印噴頭溫度條件下成型試樣的抗拉強(qiáng)度

2.3.3 不同打印基板溫度條件下制備的復(fù)合材料的抗拉強(qiáng)度

設(shè)定打印噴頭溫度為160℃，在不同打印基板溫度條件下進(jìn)行了兩層復(fù)合材料樣件打印成型，并對(duì)打印樣件進(jìn)行機(jī)加工及拉伸性能測(cè)試，測(cè)試結(jié)果如圖14所示。

由圖14可以看出，隨著打印基板溫度的升高，成型試樣的抗拉強(qiáng)度也呈現(xiàn)逐步增大的趨勢(shì)；當(dāng)打印基板溫度從100℃升高到110℃時(shí)，試樣的抗拉強(qiáng)度均呈現(xiàn)最大幅度增大，且之后隨溫度的升高變化較小。這說(shuō)明在本試驗(yàn)條件下，當(dāng)打印基板溫度為110℃時(shí)，即可實(shí)現(xiàn)打印試樣抗拉性能的有效提升，且達(dá)到約114MPa，與圖14中所示最大抗拉強(qiáng)度約115MPa（打印基板溫度為120℃）相差甚小。

圖14 不同打印基板溫度條件下成型的試樣的抗拉強(qiáng)度

2.3.4 不同溫度參數(shù)條件下制備的復(fù)合材料的內(nèi)部氣孔分布情況

如圖15 所示，對(duì)不同溫度參數(shù)條件下打印成型的兩層復(fù)合材料樣件的內(nèi)部氣孔分布情況進(jìn)行了觀察，結(jié)果顯示，當(dāng)基板溫度和噴頭溫度分別為70℃和145℃時(shí)，在上下層之間的搭接區(qū)域凹坑處形成了明顯的氣孔缺陷；當(dāng)基板溫度和噴頭溫度進(jìn)一步升高至90℃和155℃時(shí)，上下層之間仍然存在氣孔缺陷，但相比之前顯著減??；當(dāng)基板溫度和噴頭溫度升高至110℃和160℃時(shí)，上下層之間僅存在一些較小的氣孔缺陷。以上結(jié)果驗(yàn)證了本文2.3.1節(jié)中對(duì)復(fù)合材料內(nèi)部氣孔缺陷形成過(guò)程的分析，并支撐了不同溫度參數(shù)條件下制備的復(fù)合材料抗拉強(qiáng)度的試驗(yàn)結(jié)果。

圖15 不同溫度參數(shù)條件下成型的試樣的內(nèi)部氣孔分布

2.4 打印速度對(duì)復(fù)合材料抗拉強(qiáng)度的影響

連續(xù)碳纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料增材制造工藝可近似為一個(gè)具有設(shè)定溫度的復(fù)合材料熱源進(jìn)行逐點(diǎn)沉積、逐道搭接排列、逐層疊加的過(guò)程。因此，如果采用較大的打印速度，則零件成型所需時(shí)間會(huì)縮短，零件內(nèi)積攢的熱量也會(huì)增多，導(dǎo)致零件整體溫度升高，這樣有利于增材制造過(guò)程中層間和道間的重熔復(fù)合以及氣孔等缺陷的減少，從而有利于零件致密度和抗拉強(qiáng)度的提高。本文在設(shè)定打印噴頭溫度為160℃、打印基板溫度為110℃的條件下，采用不同打印速度進(jìn)行了兩層復(fù)合材料樣件的打印成型，并對(duì)打印樣件的抗拉強(qiáng)度進(jìn)行了測(cè)試，結(jié)果如圖16所示。

圖16 不同打印速度條件下成型試樣的抗拉強(qiáng)度

由圖16 可以看出，隨著打印速度的增加，成型試樣的抗拉強(qiáng)度同樣呈現(xiàn)逐步增大的趨勢(shì)；當(dāng)打印速度從2mm/s增加到6mm/s時(shí)，試樣的抗拉強(qiáng)度由106MPa 上升到117MPa，增長(zhǎng)約10.38%，說(shuō)明在這一過(guò)程中，試樣內(nèi)部的致密度及其結(jié)合性能得到了提升。當(dāng)打印速度進(jìn)一步增加到7mm/s時(shí)，試樣的抗拉強(qiáng)度上升不明顯。

通過(guò)以上2.3節(jié)和2.4節(jié)的試驗(yàn)結(jié)果及分析可以看出，噴頭溫度、基板溫度、打印速度均會(huì)對(duì)金屬基復(fù)合材料增材制造過(guò)程中的溫度分布及變化產(chǎn)生影響，從而進(jìn)一步影響成型試樣的內(nèi)部缺陷、致密度及抗拉強(qiáng)度。本試驗(yàn)條件下所得3個(gè)最優(yōu)參數(shù)為噴頭溫度160℃、基板溫度110℃、打印速度5mm/s。同時(shí)在試驗(yàn)過(guò)程中發(fā)現(xiàn)，進(jìn)一步升高噴頭溫度、基板溫度、打印速度，均會(huì)造成制件因溫度過(guò)高而出現(xiàn)局部塌陷的現(xiàn)象，從而影響成型質(zhì)量。

3 結(jié)論

（1）采用對(duì)連續(xù)碳纖維進(jìn)行表面改性處理的方法，可以促進(jìn)增材制造過(guò)程中金屬基體與連續(xù)碳纖維之間的界面復(fù)合，從而改善復(fù)合材料在拉伸性能試驗(yàn)過(guò)程中的斷裂模式，以有效提高其抗拉強(qiáng)度。

（2）增大路徑搭接率，可以提升增材制造復(fù)合材料試樣的碳纖維體積分?jǐn)?shù)及其抗拉強(qiáng)度，但搭接率過(guò)大也會(huì)導(dǎo)致相鄰打印道過(guò)度重疊而形成凸起的問(wèn)題，本文所得較優(yōu)路徑搭接率范圍為35%～55%。

（3）采用增材制造工藝成型的復(fù)合材料試樣中，連續(xù)碳纖維增強(qiáng)相起到了有效的增強(qiáng)作用，其抗拉強(qiáng)度高于普通擠壓鑄造成型的單一錫鉍合金材質(zhì)零件的抗拉強(qiáng)度。

（4）升高打印噴頭溫度和打印基板溫度、增加打印速度，均有利于增材制造復(fù)合材料試樣層間和道間的重熔復(fù)合，也可使得試樣內(nèi)的氣孔等缺陷減少，致密度增高，從而實(shí)現(xiàn)試樣抗拉性能的有效提升，本文所得較優(yōu)參數(shù)為打印噴頭溫度160℃、打印基板溫度110℃、打印速度5mm/s。