摘要：目的 針對(duì)汽車(chē)高強(qiáng)鋼SG1000焊接接頭惡化等問(wèn)題，研究了SG1000激光復(fù)合焊接的力學(xué)性能。方法 選用等強(qiáng)匹配焊絲MG90-G對(duì)高強(qiáng)鋼SG1000進(jìn)行激光復(fù)合焊接，對(duì)焊接接頭進(jìn)行拉伸和低溫沖擊韌性試驗(yàn)，并結(jié)合掃描和硬度監(jiān)測(cè)等手段對(duì)焊縫組織和斷口形貌進(jìn)行分析。結(jié)果 由于激光的預(yù)熱作用，高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接成形件的焊縫美觀，焊接過(guò)程穩(wěn)定可靠，焊接熔池深度較大，有效改善了傳統(tǒng)焊接的咬邊、飛濺、氣孔等缺陷。焊縫組織主要由板條馬氏體和奧氏體晶粒組成，熱影響區(qū)的過(guò)熱區(qū)內(nèi)部板條馬氏體和奧氏體晶粒比較粗大，而焊接母材主要為細(xì)小的板條馬氏體和奧氏體晶粒。焊接拉伸斷口主要為細(xì)小且較淺的韌窩，且韌窩底部存在第二相粒子及夾雜物，焊接拉伸斷口斷裂于熱影響區(qū)且微觀形貌為韌性斷裂；沖擊微觀形貌主要由準(zhǔn)解理小平面及河流花樣組成，且存在一定數(shù)量大小不一的韌窩交錯(cuò)分布，焊接沖擊斷口斷裂于熱影響區(qū)且微觀形貌也為韌性斷裂。結(jié)論 焊縫熱影響區(qū)的晶粒比非熱影響區(qū)的晶粒粗大，拉伸和沖擊斷裂均發(fā)生于熱影響區(qū)；隨著激光功率的增大，復(fù)合焊接接頭的力學(xué)性能呈現(xiàn)逐漸增強(qiáng)的趨勢(shì)；隨著焊接速度的增大，復(fù)合焊接接頭的力學(xué)性能呈現(xiàn)先增強(qiáng)后削弱的趨勢(shì)。高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接最佳工藝參數(shù)如下：激光功率為9.5 kW，焊接速度為0.8 m/min，對(duì)應(yīng)屈服強(qiáng)度為1 072 MPa，抗拉強(qiáng)度為1 175 MPa，斷裂伸長(zhǎng)率為13.5%，沖擊斷裂吸收的能量為30.8 J、焊縫中心顯微硬度為342 HV。
關(guān)鍵詞：汽車(chē)高強(qiáng)鋼SG1000；激光復(fù)合焊接；焊接熔池；焊縫組織；力學(xué)性能
高強(qiáng)鋼板作為汽車(chē)、工程機(jī)械等領(lǐng)域的重要原材料，其質(zhì)量及綜合力學(xué)性能的好壞直接影響了相關(guān)產(chǎn)品的使用壽命。為了提升高強(qiáng)鋼板的焊接質(zhì)量、焊接效率并控制焊接變形量，一種新型高效、高質(zhì)激光復(fù)合焊接技術(shù)應(yīng)運(yùn)而生。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)高強(qiáng)鋼板的焊接及激光復(fù)合焊接特性進(jìn)行了較為深入的研究。羅應(yīng)明等[1]以水電站用800 MPa級(jí)高強(qiáng)鋼板SX780CF為研究對(duì)象，開(kāi)發(fā)了低焊接裂紋敏感性特殊鋼。賈朋剛等[2]以某型抽蓄機(jī)組高強(qiáng)鋼板為研究對(duì)象，對(duì)其焊接接頭的斷裂韌性進(jìn)行了研究。趙鵬等[3]運(yùn)用試驗(yàn)的方法對(duì)某水電站壓力管道高強(qiáng)鋼開(kāi)孔封焊及其風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行了分析。董現(xiàn)春等[4]對(duì)Q690CFD高強(qiáng)鋼板及NM450耐磨鋼板在150 t自卸礦車(chē)上的輕量化應(yīng)用進(jìn)行了研究。趙國(guó)昌等[5]研究了500 MPa級(jí)S500QL調(diào)質(zhì)高強(qiáng)鋼板的在線直接淬火（DQ）工藝及該工藝在實(shí)際生產(chǎn)中的應(yīng)用。王麗敏等[6]對(duì)調(diào)質(zhì)高強(qiáng)度Q890D鋼板制備工藝及其焊接特性進(jìn)行了研究。郭明星等[7]對(duì)烏東德800 MPa級(jí)高強(qiáng)鋼蝸殼焊接的關(guān)鍵技術(shù)進(jìn)行了研究。祝小龍等[8]運(yùn)用試驗(yàn)的方法對(duì)27SiMn高強(qiáng)鋼板拉伸應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€和破壞形態(tài)進(jìn)行了研究。王寬貴等[9]以白鶴灘水電站800 MPa高強(qiáng)鋼為研究對(duì)象，對(duì)其焊接性能進(jìn)行了分析。程惠等[10]研究了多次返修對(duì)白鶴灘水電站800 MPa高強(qiáng)鋼板焊接接頭組織及性能的影響。宋新華等[11-12]運(yùn)用數(shù)值模擬與試驗(yàn)的方法對(duì)復(fù)合阻尼鋼板激光深熔焊接特性進(jìn)行了研究。姚遠(yuǎn)等[13]對(duì)后橋鋼板激光-MIG復(fù)合焊接進(jìn)行了優(yōu)化分析。江國(guó)梁等[14]對(duì)薄板拼板激光復(fù)合焊接工藝進(jìn)行了研究。趙艷秋等[15]研究了激光功率對(duì)2195鋁鋰合金光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合焊接形貌與氣孔的影響。史亞貝等[16]對(duì)藍(lán)光半導(dǎo)體與光纖激光復(fù)合焊接紫銅工藝進(jìn)行了研究。曹忠民等[17]研究了Nd：YAG激光與半導(dǎo)體激光復(fù)合焊接對(duì)鋁合金焊縫組織和性能的影響。趙孔標(biāo)等[18]對(duì)激光-MAG復(fù)合焊接工藝及焊接接頭性能進(jìn)行了分析。劉昊等[19]對(duì)電子銅箔和液晶聚合物的激光復(fù)合焊接進(jìn)行了研究。馬彥龍等[20]對(duì)1 000 MPa級(jí)超高強(qiáng)鋼激光復(fù)合焊接頭力學(xué)性能進(jìn)行了研究。王志鵬[21]對(duì)Q355C激光-MAG復(fù)合焊接工藝及接頭性能進(jìn)行了研究。張瑜[22]對(duì)船用高強(qiáng)度鋼Q355的激光復(fù)合焊接工藝進(jìn)行了探究與優(yōu)化。王琳[23]對(duì)大功率激光復(fù)合焊接匙孔形態(tài)及其對(duì)焊縫成形的影響進(jìn)行了研究。周愿愿等[24]對(duì)殼體激光復(fù)合焊接設(shè)備進(jìn)行了設(shè)計(jì)與仿真分析。吳虎[25]對(duì)中厚板Q345B鋼的激光復(fù)合焊接頭微觀組織與力學(xué)性能進(jìn)行了研究。溫鵬等[26]對(duì)擺動(dòng)光纖激光-CMT復(fù)合焊接6A01- T5鋁合金型材接頭的氣孔特征及組織性能進(jìn)行了研究。李斌等[27]對(duì)BS960E高強(qiáng)鋼激光-電弧復(fù)合高速焊接接頭的組織及性能進(jìn)行了研究。眾多學(xué)者對(duì)高強(qiáng)鋼焊接性能及激光復(fù)合焊接進(jìn)行了研究，但是對(duì)高強(qiáng)鋼板激光復(fù)合焊接的研究比較少。基于此，本文以汽車(chē)高強(qiáng)鋼SG1000為研究對(duì)象，對(duì)其激光復(fù)合焊接特性進(jìn)行了研究，以期為提升汽車(chē)高強(qiáng)鋼產(chǎn)品焊接質(zhì)量和焊接效率及減小焊接變形等方面提供理論依據(jù)及技術(shù)支持。
1、 試驗(yàn)
焊接設(shè)備由額定功率為10 000 W的光纖激光器、福尼斯焊機(jī)、法蘭克機(jī)器人及采集和控制系統(tǒng)等組成，激光復(fù)合焊接試驗(yàn)設(shè)備如圖1所示。激光復(fù)合焊接預(yù)先采用激光引導(dǎo)的方式，且以二氧化碳為激光頭保護(hù)氣；焊接電弧保護(hù)氣體為體積分?jǐn)?shù)80%的氬氣+體積分?jǐn)?shù)20%的二氧化碳，激光復(fù)合焊接及焊縫激光識(shí)別原理如圖2所示。
由圖1和圖2可知，與激光焊接相比，激光復(fù)合焊接具有獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)，由于復(fù)合焊接系統(tǒng)增加了電弧熱源，激光束對(duì)電弧有一定的引導(dǎo)和吸引作用，所以在焊接工藝參數(shù)相同的情況下可以獲得更深的焊縫熔池。
圖1 激光復(fù)合焊接試驗(yàn)設(shè)備
Fig.1 Laser composite welding test equipment
圖2 激光復(fù)合焊接及焊縫激光識(shí)別原理
Fig.2 Principle of laser composite welding and weld laser identification: a) laser composite welding; b) weld laser identification
試驗(yàn)材料為6 mm厚的高強(qiáng)鋼SG1000，試樣尺寸為200 mm×30 mm×6 mm，采用對(duì)接接頭，對(duì)接間隙為1 mm。焊接填充材料為直徑1.2 mm的實(shí)芯MG90-G，焊接母材SG1000鋼及焊絲填充材料的化學(xué)成分如表1所示，對(duì)應(yīng)的力學(xué)性能如表2所示。結(jié)合表1、表2與激光復(fù)合焊接試驗(yàn)原理，設(shè)計(jì)激光復(fù)合焊接工藝參數(shù)，如表3所示。
利用表3中的激光復(fù)合焊接工藝參數(shù)進(jìn)行高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接試驗(yàn)。焊接前先對(duì)板材進(jìn)行打磨處理再用酒精清洗。按照GB/T 2651—2008《焊接接頭拉伸試驗(yàn)方法》和GB/T 2650—2008《焊接接頭沖擊試驗(yàn)方法》對(duì)焊接完成后的試樣進(jìn)行加工拉伸和沖擊試驗(yàn)，所有試驗(yàn)樣均為6 mm鋼板，相關(guān)試樣如圖3所示。每種試樣測(cè)試5組數(shù)據(jù)，去掉最大值和最小值后，取3組數(shù)據(jù)的平均值作為最終試驗(yàn)結(jié)果。拉伸試驗(yàn)在DNS-300型電子萬(wàn)能拉伸機(jī)上進(jìn)行，沖擊試驗(yàn)在JBN-300型沖擊試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。采用AXio Scope A1光學(xué)顯微鏡和EVO18型掃描電子顯微鏡及WILSON VH11.2維氏硬度計(jì)對(duì)試樣微觀組織、沖擊斷口及維氏硬度進(jìn)行掃描和測(cè)量，試樣微觀組織、沖擊斷口及維氏硬度試驗(yàn)設(shè)備如圖4所示。
表1 母材SG1000鋼及焊絲填充材料的化學(xué)成分
Tab.1 Chemical compositions of base metal SG1000 steel and welding wire filler material wt.%
表2 母材SG1000鋼及焊絲填充材料的力學(xué)性能
Tab.2 Mechanical properties of base metal SG1000 steel and welding wire filler material
表3 激光復(fù)合焊接工藝參數(shù)
Tab.3 Process parameters of laser composite welding
圖3 激光復(fù)合焊接拉伸、沖擊試驗(yàn)試樣
Fig.3 Laser composite welding tensile and impact test specimens: a) tensile test specimens; b) impact test specimens
圖4 試樣微觀組織、沖擊斷口及維氏硬度試驗(yàn)設(shè)備
Fig.4 Specimen microstructure, impact fracture, and Vickers hardness testing equipment: a) Axio Scope A1 optical microscope; b) EVO18 scanning electron microscope; c) WILSON VH11.2 Vickers hardness tester
2、 結(jié)果與分析
在不同焊接工藝條件下，采用激光復(fù)合焊接實(shí)現(xiàn)焊接對(duì)接接頭的雙面成形，當(dāng)激光功率不同、焊接速度為0.8 m/min時(shí)，高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接宏觀形貌如圖5所示。
圖5 激光功率不同、焊接速度為0.8 m/min時(shí)的高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接宏觀形貌
Fig.5 Macro morphology of laser composite welding of high-strength steel SG1000 at different laser power when the welding speed is 0.8 m/min:
由圖5可知，當(dāng)激光功率為9.5 kW、焊接速度為0.8 m/min時(shí)，高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接成形件的焊縫美觀且其可靠性優(yōu)于激光功率為8 kW、焊接速度為0.8 m/min時(shí)焊縫的。高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接成形件的焊縫美觀，焊接過(guò)程穩(wěn)定可靠，主要原因?yàn)樵诩す鈴?fù)合焊接過(guò)程中，激光的預(yù)熱作用導(dǎo)致焊接的能量損失大大減少，更多的熱量作用在焊接母材上，熔敷金屬流動(dòng)到焊縫兩邊及底部，導(dǎo)致熔池深度增大，從而有效改善了傳統(tǒng)焊接的咬邊、飛濺、氣孔等缺陷。試驗(yàn)得到的激光功率為9.5 kW、焊接速度為0.8 m/min的高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接對(duì)接接口及接口形貌如圖6所示。
由圖6可知，高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接成形件對(duì)接接口的焊縫美觀，焊接熔池較深且無(wú)氣孔和咬邊等不良現(xiàn)象。焊縫正面雙端為焊接電弧作用區(qū)即圖6中橫線上部區(qū)域，中間橢圓形區(qū)域的深熔池為激光作用區(qū)，焊縫與母材接觸區(qū)域即矩形區(qū)域?yàn)楹附訜嵊绊憛^(qū)。試驗(yàn)得到的激光功率為9.5 kW、焊接速度為0.8 m/min的高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊縫探傷結(jié)果如圖7所示。由圖7可知，高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊縫基本不存在可見(jiàn)氣孔，氣孔產(chǎn)生率極低，焊接匙孔穩(wěn)定性好，無(wú)塌陷等缺陷。
為了研究不同激光功率對(duì)高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接焊縫熔池的影響，通過(guò)試驗(yàn)得到不同激光功率下高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接焊縫熔池形貌，如圖8所示?？芍诩す鈴?fù)合焊接其他工藝參數(shù)不變的情況下，激光功率越大，焊縫越均勻，焊縫余高過(guò)渡段越圓滑，焊縫熔池深度和寬度越大且焊縫缺陷也越少。這主要是因?yàn)殡S著激光功率的增大，激光密度和能量增大，焊接的穩(wěn)定性和成形性逐漸上升。
為了研究焊接速度對(duì)高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接焊縫熔池的影響，通過(guò)試驗(yàn)得到不同焊接速度下高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接焊縫熔池形貌，如圖9所示。可知，在激光復(fù)合焊接其他工藝參數(shù)不變的情況下，隨著焊接速度的增大，焊縫缺陷等呈現(xiàn)先增加后減少的趨勢(shì)，這主要是因?yàn)樵诤附铀俣容^低時(shí)，激光和焊接電弧對(duì)一定長(zhǎng)度的焊縫熔池作用的時(shí)間較長(zhǎng)，焊接能量較大，導(dǎo)致焊接過(guò)程不穩(wěn)定，焊接不美觀，且存在氣孔等不良缺陷；當(dāng)焊接速度較高時(shí)，焊縫熔池深度明顯減小。
試驗(yàn)得到的激光功率為9.5 kW、焊接速度為0.8 m/min的高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接焊縫與熱影響邊界組織形貌如圖10所示，其中HAZ為激光作用區(qū)，WZ為電弧作用區(qū)。可知，高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接的熱影響區(qū)與焊縫區(qū)的組織存在明顯區(qū)別且界限清晰，電弧作用區(qū)的熱影響區(qū)比激光作用區(qū)的寬，電弧作用區(qū)的晶粒比激光作用區(qū)的粗大。
圖6 激光功率為9.5 kW、焊接速度為0.8 m/min的高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接對(duì)接接口及接口形貌
Fig.6 Docking interface and interface morphology of high-strength steel SG1000 laser composite welding when the laser power is 9.5 kW and the welding speed is 0.8 m/min: a) docking interface; b) docking interface morphology
圖7 激光功率為9.5 kW、焊接速度為0.8 m/min的高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊縫探傷結(jié)果
Fig.7 Flaw detection results of weld seams of high-strength steel SG1000 laser composite welding when the laser power is 9.5 kW and the welding speed is 0.8 m/min
圖8 不同激光功率下高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接焊縫的熔池形貌
Fig.8 Welding pool morphology of weld seams of high-strength steel SG1000 laser composite welding under different laser power
圖9 不同焊接速度下高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接焊縫熔池形貌
Fig.9 Welding pool morphology of weld seams of high-strength steel SG1000 laser composite welding under different welding speeds
試驗(yàn)得到的激光功率為9.5 kW、焊接速度為0.8 m/min的高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接內(nèi)部形貌如圖11所示?？芍邚?qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接焊縫組織主要由板條馬氏體和奧氏體晶粒組成，熱影響區(qū)中過(guò)熱區(qū)內(nèi)部的板條馬氏體和奧氏體晶粒都比較粗大，熱影響區(qū)中正火區(qū)和不完全正火區(qū)內(nèi)部的板條馬氏體比較粗大而奧氏體晶粒比較細(xì)小，而焊接母材主要為細(xì)小的板條馬氏體和奧氏體晶粒。
試驗(yàn)得到的不同激光功率、焊接速度為0.8 m/min的高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接拉伸、沖擊斷口SEM形貌如圖12所示?？芍?，高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接拉伸斷口主要為細(xì)小且較淺的韌窩，且韌窩底部存在第二相粒子及夾雜物，焊接拉伸斷口斷裂于熱影響區(qū)且其微觀形貌為韌性斷裂，激光功率為9.5 kW時(shí)的韌窩比8 kW時(shí)的韌窩細(xì)小；沖擊微觀形貌主要由準(zhǔn)解理小平面及河流花樣組成，且存在一定數(shù)量大小不一的韌窩交錯(cuò)分布，焊接沖擊斷口斷裂于熱影響區(qū)且微觀形貌也為韌性斷裂，激光功率為9.5 kW時(shí)的韌窩也比8 kW時(shí)的韌窩細(xì)小。
為了研究激光功率、焊接速度對(duì)屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、斷裂伸長(zhǎng)率、沖擊斷裂韌性、焊縫中心顯微硬度等特性的影響，通過(guò)試驗(yàn)得到不同激光功率、焊接速度下，復(fù)合焊接接頭的力學(xué)性能，如表4所示?？芍?，在焊接其他參數(shù)不變的情況下，隨著激光功率的增大，復(fù)合焊接接頭的力學(xué)性能呈現(xiàn)逐漸增強(qiáng)的趨勢(shì)；隨著焊接速度的增大，復(fù)合焊接接頭的力學(xué)性能呈現(xiàn)先增強(qiáng)后削弱的趨勢(shì)。綜上可得，高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接的最佳工藝參數(shù)如下：激光功率為9.5 kW，焊接速度為0.8 m/min，對(duì)應(yīng)屈服強(qiáng)度為1 072 MPa，抗拉強(qiáng)度為1 175 MPa，斷裂伸長(zhǎng)率為13.5%，在−40 ℃下沖擊斷裂吸收的能量為30.8 J，焊縫中心顯微硬度為342HV。
圖10 高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接熱影響邊界組織形貌
Fig.10 Microstructure and morphology of heat affected zone boundary in high-strength steel SG1000 laser composite welding: a) weld seam zone; b) heat affected zone
圖11 激光功率為9.5 kW、焊接速度為0.8 m/min的高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接內(nèi)部形貌
Fig.11 Internal morphology of high-strength steel SG1000 laser composite welding when the laser power is 9.5 kW and the welding speed is 0.8 m/min: a) microstructure of weld seam; b) morphology of over heated zone; c) welded joint; d) normalized zone microstructure of heat affected zone; e) incomplete normalized zone microstructure of heat affected zone; f) base metal microstructure
圖12 焊接速度為0.8m/min時(shí)的高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接斷口SEM形貌
Fig.12 SEM morphology of fracture surface of high-strength steel SG1000 laser composite welding when the welding speed of 0.8 m/min: a) tensile test (8 kW); b) tensile test (9.5 kW); c) impact test (8 kW); d) impact test (9.5 kW)
表4 不同激光功率、焊接速度激光下，復(fù)合焊接接頭的力學(xué)性能
Tab.4 Mechanical properties of composite welded joints under different laser power and welding speeds
3、 結(jié)論
高強(qiáng)鋼SG1000激光焊接接頭拉伸、沖擊試驗(yàn)均斷于熱影響區(qū)，表明母材的延伸率較好。激光熱源對(duì)焊接母材有預(yù)熱作用，會(huì)導(dǎo)致焊接的能量損失大大減少，熔池深度增大，從而有效改善了傳統(tǒng)焊接的咬邊、飛濺、氣孔等缺陷。高強(qiáng)鋼SG1000激光復(fù)合焊接的熱影響區(qū)與焊縫區(qū)的組織存在明顯區(qū)別且界限清晰，電弧作用區(qū)的熱影響區(qū)比激光作用區(qū)的寬，電弧作用區(qū)的晶粒比激光作用區(qū)的晶粒粗大。焊縫組織主要由板條馬氏體和奧氏體晶粒組成，熱影響區(qū)的過(guò)熱區(qū)內(nèi)部板條馬氏體和奧氏體晶粒比較粗大，而焊接母材主要為細(xì)小的板條馬氏體和奧氏體晶粒。隨著激光功率的增大，復(fù)合焊接接頭的力學(xué)性能呈現(xiàn)逐漸增強(qiáng)的趨勢(shì)；隨著焊接速度的增大，復(fù)合焊接接頭的力學(xué)性能呈現(xiàn)先增強(qiáng)后削弱的趨勢(shì)。綜上研究表明，在對(duì)接焊接接頭下，激光復(fù)合焊接件的成形性性良好，無(wú)咬邊、飛濺、氣孔等缺陷，激光復(fù)合焊接大大提高了生產(chǎn)效率并降低了生產(chǎn)成本。但是高強(qiáng)鋼SG1000激光焊接成形件的低溫沖擊性能依然比較薄弱，有待進(jìn)一步研究。未來(lái)獲得綜合力學(xué)性能更加優(yōu)異的高強(qiáng)鋼激光復(fù)合焊接件，需要開(kāi)發(fā)相匹配的焊絲，同時(shí)結(jié)合激光復(fù)合焊接熱源對(duì)焊接工藝參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，激光復(fù)合焊接新技術(shù)在各行各業(yè)中的應(yīng)用必將有良好的發(fā)展前景。
參考文獻(xiàn)：
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來(lái)源：《精密成形工程》 2023年第10期 P177-186
作者：倪晉尚（常州工程職業(yè)技術(shù)學(xué)院智能制造學(xué)院）
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