激光定向能量沉積的粉末尺度多物理場數(shù)值模擬1)

黃辰陽 陳嘉偉 朱言言 廉艷平 ,2)

* (北京理工大學先進結構技術研究院,北京 100081)

? (北京航空航天大學前沿科學技術創(chuàng)新研究院,北京 100191)

引言

金屬增材制造技術作為一種具有變革性的先進數(shù)字化制造技術,在航空、航天、交通等領域中具有廣泛的應用前景[1-2],得到了國內外學者和工業(yè)界的廣泛關注和高度重視.同軸送粉激光定向能量沉積(laser directed energy deposition,L-DED)技術則是其中的一種代表性技術,具有成形精度高、速度快且加工尺寸限制小的優(yōu)點.該技術主要通過輸送氣流裹挾金屬粉末進入高功率激光熱源作用區(qū)域,使材料熔化沉積在基體表面凝固后形成熔覆層,通過逐道掃描逐層搭接實現(xiàn)構件的制備.現(xiàn)階段,在實際加工過程中,L-DED 成形件受制于表面質量差、尺寸偏差大等形貌缺陷[3-4],以及微裂紋、孔洞等冶金缺陷[5-6].這些缺陷制約了該技術的進一步發(fā)展和廣泛應用.因此探究不同工藝參數(shù)下的熔覆層成形機理,對實現(xiàn)增材制造控形控性以及提高成形效率具有重要意義.然而,L-DED 制造過程是一個十分復雜的多尺度、多物理場耦合問題,包括高度動態(tài)且隨機性強的粉末傳輸[7-8]、高熱源能量密度下的激熱激冷和金屬熔池的動態(tài)凝固,并且涉及工藝參數(shù)量巨大[9-10],單純通過實驗手段進行熔覆層成形機理研究十分困難且具有效率低、周期長、代價高昂等缺點[11].因此,采用數(shù)值模擬方法研究該問題是一項重要且高效的手段.

目前,國內外學者針對L-DED 的熔覆層成形機理已開展了相關研究工作.依據(jù)所建立的分析模型不同,已有L-DED 數(shù)值模擬工作可大致分為兩類.第一類為基于連續(xù)體假設的熱流耦合模擬[12-13],將落入熔池的粉末等效成為連續(xù)體,不顯式考慮粉末的輸送過程,側重于高效求解熔覆層形貌與溫度場.為簡化計算,Knapp 等[14]依據(jù)實驗結果將落入熔池的粉末所形成的熔覆層假設為半橢球形狀并結合生死單元技術,建立了L-DED 的熱流耦合模型,研究了考慮Marangoni 效應的熔池內流動和傳熱過程.Lian 等[15]則將粉末所形成的熔覆層假設為立方體,建立了更加高效的L-DED 熱流耦合模型,分析了IN718 合金單道多層中各層熔池的尺寸和溫度場演化過程.為獲得更為準確的熔覆層演化形貌.Zhao等[16]則通過水平集函數(shù)法進行熔池自由表面追蹤,避免了對熔覆層形貌的假設,研究了L-DED 成形316L 不銹鋼材料,所預測的熔池尺寸與實驗結果吻合良好.雖然可高效求解熔池的尺寸與溫度場,該類模型由于未顯式考慮粉末輸送過程及其對熔池的影響,并暗含進入熔池的粉末材料溫度為同一均值的假設,則無法用于研究與粉末顆粒相關的熔覆層成形機理.

第二類L-DED 數(shù)值模擬工作則為顯式考慮粉末的熱流耦合模型,簡稱為粉末尺度熱流耦合模型.在該類模型中,粉末處理方式依據(jù)求解精度不同可分為3 種.第1 種是將粉末在控制方程中以源項的形式予以考慮[17-18],即在熔池上表面施加相應攜帶溫度、速度信息的質量源.基于該種方式,Sun 等[19]模擬了L-DED 成形316L 不銹鋼合金材料單道熔覆層形貌,結果表明粉末對于其在熔池落點的流場和溫度場有顯著的影響,即導致落點處熔池溫度降低并且流場方向發(fā)生改變.第2 種方式是采用拉格朗日質點法模擬粉末的輸運過程,其中將粉末等效為一個包含材料信息(質量、速度、溫度)的質點[20-21].基于該種方式,Wang 等[22]建立了L-DED 全過程的粉末尺度熱流耦合模型,分析了激光焦平面和加工平面相對位置與單道多層的表面不平整缺陷的內在關聯(lián),結果表明多層打印中正離焦狀態(tài)是造成上表面粗糙的關鍵因素.第3 種方式則是對粉末顆粒采用離散元[23-24]或者無網格法[25]進行精確離散求解,對粉末輸送、落入熔池過程進行統(tǒng)一建模求解.針對該類高精度粉末尺度模型,Dao 和Lou[26]采用光滑粒子流體動力學無網格法進行求解,初步模擬了處于半熔或未熔狀態(tài)的粉末落入熔池的全過程,但限于計算規(guī)模小而沒有將數(shù)值模擬結果與實驗結果進行對比.對比3 種方法可知,計算規(guī)模和精度依次提高,但計算效率和求解問題的規(guī)模依次降低.同時,相比于第3 種方法,前兩種方法均將進入熔池粉末的溫度設為同一溫度值,如液相線溫度,并沒有準確考慮粉末依賴于飛行路徑的加熱過程以及相應的粉末基板能量分配比例.然而,Tan 等[27]開展的不同粉末速度下L-DED 單層單道實驗結果表明,粉末落入熔池前的溫度分布和粉末基板能量分配比例對實際熔覆層形貌具有顯著的影響.因此,亟需發(fā)展一種即考慮依賴于飛行路徑的粉末溫度分布以及相應的粉末基板能量分配比例,又具有高效計算效率的LDED 粉末尺度多物理場模型.

本文在第2 種粉末尺度的熱流耦合模型基礎上,發(fā)展了激光-粉末交互拉格朗日質點模型,并結合熔池的熱流耦合模型,建立了考慮激光-粉末-熔池交互過程的粉末尺度多物理場模型.基于該模型,本文預測了不同工藝參數(shù)、送粉模式下TC17 合金材料單道熔覆層尺寸與形貌和相應的粉末溫度分布和粉末基材能量吸收比,揭示了L-DED 技術單道熔覆層成形機理并深入討論了粉末溫度對熔覆層形貌的影響機理.

1 多物理場模型及其實現(xiàn)

針對激光直接能量沉積增材制造技術,本文建立了考慮了激光-粉末-熔池交互過程的高保真多物理場模型,如圖1 所示.其中,全局坐標系以激光掃描方向為x軸正向,建造方向為z軸正向,垂直于xz平面的方向為y軸正向;高保真多物理場模型包括3 部分: 激光高斯面熱源模型、粉末顆粒的拉格朗日質點模型、金屬熔池的熱流耦合模型,具體如下.

圖1 (a)激光DED 成形原理;(b)高保真多物理場模型Fig.1 (a) Schematic diagram of laser DED.(b) High fidelity multiphysics model

1.1 激光高斯面熱源模型

為簡化計算,本文假設激光能量在光束橫截面上服從高斯分布,如圖1(b)所示.不考慮粉末遮蔽的情況下,激光照射范圍內的熱流密度ql(x,y,z) 采用下式計算

其中,P為熱源功率,(x0,y0,z0) 為激光中心初始坐標,v表示激光沿掃描方向的移動速度.r(z) 為激光下方不同z位置處光束橫截面半徑,如下

其中,r0與rfocus分別為激光半徑與激光焦平面半徑,zfocus為激光焦平面的坐標,lfocus為激光焦距.

1.2 粉末顆粒的拉格朗日質點模型

激光-粉末-熔池的交互問題極其復雜,且具有較強的隨機性.本文采用如下假設建立粉末與激光以及粉末與熔池交互作用的拉格朗日質點模型.

(1)粉末為實心球體,在粉末源中均勻分布;

(2)粉末以給定的速度在空中飛行,略去粉末顆粒之間的相互作用;

(3)粉末顆粒受激光照射面為上半球面,彼此不存在能量遮蔽情形,略去其與外界環(huán)境的對流換熱;

(4)粉末若處于熔化狀態(tài)并處于液體中,則完全被吸收,否則獨立存在.

粉末-激光交互拉格朗日質點模型的基本思想是,通過積分粉末顆粒空中飛行軌跡上所獲得的溫升獲得粉末撞擊熔池或熔覆層表面前的溫度.粉末在給定噴嘴處均勻生成,以給定速度下落并經過激光作用區(qū)域,落入待加工表面.在該模型中,采用時間步長 Δt對粉末空中飛行總耗時tf進行離散,并根據(jù)當前粉末顆粒位置結合式(1)和式(2)計算每個時間步的溫升;飛行總耗時則由粉末噴嘴口到粉末沉積表面豎直方向距離 Δh,以及粉末z 方向速度vz決定.生成相同粉末數(shù)的激光作用時間tp由送粉速率Vf和噴嘴同時噴出粉末顆?？倲?shù)np確定

由式(1)和式(2)可知,第i個時間步,粉末顆粒p的溫度值為其中,為當前步溫升,計算如下

其中,mp為粉末顆粒質量,為粉末受激光加熱的面積,rp為粉末顆粒半徑,ηp為粉末的激光能量吸收率,則由粉末顆初始位置、粉末顆粒速度和當前時間確定,并根據(jù)粉末坐標與激光中心的相對距離,確定對應位置熱流密度Ts和Tl分別為材料的固相線和液相線溫度,ΔH為固液相變焓值.

進一步,本文采用粉末空中飛行時吸收激光能量與基板表面吸收激光能量之比度量粉末的遮蔽效應[28].依據(jù)粉末飛行時間tf與激光作用時間tp的大小關系,粉末吸收能量計算為

其中,tfp表示tf及tp的最小整數(shù)倍.相應的,激光總輸入能量為EL=Ptp或EL=Ptfp.根據(jù)粉末吸收能量,基板上表面吸收的能量為

粉末落入熔池或基板表面,其處理方式為: 若粉末顆粒溫度達液相線溫度,則將其動量、體積、溫度映射到其所在的流體網格單元上,并將該粉末顆粒進行刪除;若粉末顆粒未熔化,則保留該粉末并將其按非彈性碰撞處理,并將其粘附于所在單元.

1.3 金屬熔池的熱流耦合模型

本文不考慮材料凝固區(qū)域的熱應力/應變問題以及保護氣體和粉末載氣對熔池的影響,假設金屬熔池內液體的流動可視作不可壓牛頓流體,材料凝固區(qū)域則可視作高黏性系數(shù)無流速的液體區(qū)域.因此,該熱-流耦合問題的控制方程采用歐拉描述,包括連續(xù)性方程、動量守恒方程和能量守恒方程以及相應的熱-流邊界條件和初始條件,具體如下[29-30].

連續(xù)性方程

動量守恒方程

能量守恒方程

其中,u為流體速度,表示熔池有效捕獲的粉末質量,ρ 為流體密度,t為時間,p為壓力,μ 為流體黏性系數(shù),g為重力加速度,K0表示熔池在多孔介質中流動的拖曳力系數(shù),fl代表液體體積分數(shù),B為避免分母為0 而設置的小數(shù),pp為有效捕獲的粉末所提供的動量,h為焓值,k,c分別為材料熱傳導系數(shù)和比熱容,s為體熱源,具體表示由被熔池有效捕獲粉末而帶來的能量輸入以及熔池與未熔粉末發(fā)生的熱量交換.本文中,,pp和s采用下式計算

其中,為單位時間內在某一控制體積內與流體發(fā)生熱量交換的粉末數(shù)量,n*為內實際有效的粉末捕獲量,cp代表粉末材料比熱容,mp代表粉末的質量,ΔTp代表粉末的溫度變化量,Vcell代表粉末所在單元的體積.

對于邊界條件,動量守恒方程在金屬液體自由表面上的邊界條件為

其中,hc為對流換熱系數(shù),T∞為參考環(huán)境溫度(取值為293 K),qsource=η*ql(x,y,z) 為激光高斯面熱源.對于初始條件,計算域內材料初始速度為0,初始溫度為293 K.

對于金屬熔池的自由表面,本文采用VOF 進行重構.其中,單元流體體積分數(shù) φ 的演化方程為

當 φ 處于0～ 1 之間時會被判斷為自由表面單元.

1.4 計算方法

上述多物理場模型通過FLOW-3D v12.0 軟件進行建模求解,采用拉格朗日質點跟蹤方法計算粉末-激光交互過程,采用瞬態(tài)FVM 并結合VOF 計算粉末與熔池相互作用、熔池自由表面形狀演化和熔覆層沉積過程,時間積分算法采用顯式時間積分.

2 實驗方法和數(shù)值模型設置

本文采用北京航空航天大學自主研發(fā)的LMDV 型同軸送粉激光直接能量沉積設備制備單道熔覆試樣.該系統(tǒng)配備有YLS-10000 型光纖激光器(最大輸出功率10 kW)、一套BSF-2 同軸送粉裝置、一套Fagor-8055 四軸數(shù)控機床和一套自主研發(fā)的動態(tài)密封氣氛保護裝置;其粉末匯聚平面與激光焦平面位置相同且相對固定,采用氬氣作為保護氣氛并且保護腔內氧含量低于80 ppm.本工作選用粒徑為70～ 250 μm 的TC17 鈦合金粉末,采用如表1 所示工藝參數(shù),在TC17 鈦合金基板開展單道加工;熔覆成形后取熔覆層穩(wěn)定段,沿垂直于掃描方向切取熔覆試樣,研磨拋光之后進行鑲樣、腐蝕,最后采用電鏡觀察試樣以獲得熔覆層和熔池的形貌尺寸,如圖2所示.

圖2 同軸送粉激光直接能量沉積TC17 單道掃描橫截面視圖,其中黑色虛線為熔合線Fig.2 Cross section view of the single track of TC17 by coaxial powder feeding laser directional energy deposition,where the black dashed line is the fusion line

表1 工藝參數(shù)Table 1 Process parameters

針對上述實驗工況,數(shù)值模型計算域沿X,Y,Z,3 個方向取值為 6 cm×4 cm×4 cm,如圖3 所示.采用局部加密規(guī)則化網格離散計算區(qū)域;經網格收斂性分析表明,局部熔覆層區(qū)域 6 cm×2 cm×1 cm 內采用尺寸為0.025 cm單元離散,其他區(qū)域材料采用尺寸為0.05 cm 單元離散可以較好的平衡計算精度與計算效率的需求.4 個粉末源分別以平行于掃描方向(X軸)以及垂直于掃描方向(Y軸)兩兩排布,并在每個粉末源的范圍內隨機生成不同粒徑的粉末粒子,對應粒徑的粉末數(shù)量按高斯分布形式分布.依據(jù)實驗設置,于粉末生成區(qū)域隨機生成粉末顆粒,其粉末直徑符合高斯分布.粉末顆粒生成后沿45°入射角,以565.6 cm/s 的恒定速度運動至加工表面.下文稱此為四噴嘴側向送粉模式.全計算域網格邊界均設為連續(xù)性邊界條件,所采用的材料物性參數(shù)是通過TC17 的合金組分[31],結合理論模型及參數(shù)手冊確定,具體參數(shù)如表2 所示.

表2 TC17 熱物性參數(shù)Table 2 Thermal properties of TC17

圖3 三維數(shù)值模型Fig.3 3D numerical model

3 結果分析與討論

3.1 模型驗證

首先通過單道熔覆層橫截面實驗結果與數(shù)值模擬結果對比以驗證本文所建立的多物理場模型.在粉末吸收能量的計算中粉末在空中的飛行時間tf為0.001 s,生成的粉末數(shù)為1764,并根據(jù)送粉速率確定激光作用時間tp.圖4(a)為四向送粉模式下熔覆層形成過程的數(shù)值模擬結果,其中基板及熔覆層上方的球體為粉末顆粒,箭頭表示熔池內流場.計算表明當達到3 s 時,熔池已達穩(wěn)定狀態(tài).圖4(b)為熔池穩(wěn)定狀態(tài)時的等溫線分布,其中黑色方框及標有數(shù)字的黑色線分別為粉末實際作用區(qū)域與粉末落入熔池前的等溫線分布,表明熔池溫度分布與粉末溫度分布有差異,從而落入熔池的粉末顆粒將對熔池的溫度場和流場產生影響.圖4(c)為穩(wěn)定狀態(tài)時單道熔覆層橫截面數(shù)值模擬結果,圖中“melt region”表示該單元材料的熔化程度,當且僅當該參數(shù)為1 時表示材料全部熔化并成為熔池的一部分,相應區(qū)域邊緣則構成液相線熔池邊界.與圖2 的實驗結果相比,兩者在基板上方熔覆層高度、熔池寬度與深度方面相吻合,表明數(shù)值模擬結果與實驗結果一致性良好.

圖4 TC17 合金單道掃描數(shù)值模擬結果Fig.4 Numerical results of TC17 single track

3.2 工藝參數(shù)對熔覆層形貌的影響分析

以3.1 節(jié)實驗工況的工藝參數(shù)為基準,采用本文多物理場數(shù)值模型進一步研究激光功率、送粉速率和激光移動速度對熔池尺寸形貌的影響趨勢,并分析其成形尺寸的物理機理.故通過固定所研究工藝參數(shù)外其余參數(shù),設計了3 組數(shù)值算例.

圖5 展示的是不同激光功率(4 kW,6 kW,8 kW)下的數(shù)值模擬計算結果.其中,圖5(a)列出了激光功率對于熔覆層尺寸及熔池峰值溫度的影響,表明激光功率越大熔覆層及熔池的尺寸越大,且熔池峰值溫度越高.這是由于熱輸入增加使得熔化的材料更多、熔池溫升更高、粉末熔化量更大,并可由圖5(b)證明.考慮到粉末落入熔池對于其溫度場的擾動,熔池的峰值溫度采用的是任意8 個時刻下熔池的峰值溫度,并經平均后獲得.圖5(b)為從X軸兩側噴嘴噴出的粉末落入熔池前沿Y軸分布的溫度分布,表明在相同的路徑與激光作用時間下,離散粉末溫度隨激光功率增加而顯著升高,同時基于式(6)和式(7)計算可得不同激光功率參數(shù)下的粉末基材能量吸收比均為0.13.熔池獲得的熱量隨之增加,從而熔池尺寸越大.圖5(c)為激光功率8 kW 時熔覆層橫截面,其熔覆層高度與熔池深度相較于基準算例均有所增加.

圖6 為不同送粉速率(0.17 g/s,0.33 g/s,0.67 g/s)下數(shù)值模擬計算結果.圖6(a)顯示,熔覆層高度、寬度與送粉速率正相關,但熔池深度則負相關,并且熔池峰值溫度也隨之降低,說明更多的粉末與熔池發(fā)生熱量的交換,也證明落入熔池前的粉末溫度會影響熔池的溫度場.隨著送粉速率增加,圖6(b)表明粉末落入熔池前的溫升并無顯著變化,圖6(c)則顯示激光能量吸收比值EP/EM隨之顯著增加.結合圖6(b)以及圖6(c)可知,粉末整體上獲得的能量占比隨送粉速率變大而增加,使得更多被激光加熱的粉末被熔池捕獲,增加了熔覆層的高度和寬度;EP/EM越大表明粉末對激光的遮蔽效應越強,使得熔池直接獲得激光熱量相對變少而使得基板熔深變淺.因此,在給定其他工藝參數(shù)情況下,調整送粉速率可提高激光能量使用效率和成形效率.圖6(d)為送粉速率0.67 g/s 時熔覆層橫截面,其熔覆層高度已大于基板下方熔池的深度,與圖4(c)和圖5(c)顯著不同.同時,由于更多的粉末與熔池發(fā)生熱量交換,導致熔池峰值溫度變小.此外,由于所采用激光-粉末交互模型的局限性,圖6(b)預測EP/EM與送粉速率的關系僅在粉末間遮蔽效應可忽略的工藝參數(shù)窗口范圍內成立.

圖6 不同送粉速率工況下數(shù)值模擬結果Fig.6 Numerical results for the cases with different powder feed rates

此外,不同激光移動速度下(500 mm/min,1000 mm/min,2000 mm/min,2300 mm/min,3000 mm/min)的數(shù)值模擬結果如圖7 所示.圖7(a)表明,激光移動速度越大熔池尺寸及熔覆層尺寸均逐漸減小,但熔池的峰值溫度卻呈現(xiàn)先減小后增大再減少的變化趨勢.依據(jù)本文激光-粉末交互模型的假設,激光移動速度不影響粉末加熱時間與粉末路徑,以及粉末溫度分布與粉末基材能量吸收比.因此,熔覆層形貌及基板熔深主要是由于激光的線能量輸入變小和單位長度上的粉末輸入量變小所致.其峰值溫度變化則與粉末、基板的能量交換有一定的關系.由圖5(b)及圖6(b)可知,落入熔池中心的粉末由于其溫度低于熔池溫度及液相線溫度則在進入熔池后與之發(fā)生急劇熱交換.伴隨著激光移動速度的增大,單位長度上熱輸入減小,熔池寬度減小,在達到某一激光移動速度后,繼續(xù)增加該工藝參數(shù)會使得越來越多的粉末落在熔池邊緣或遠離熔池邊緣的位置,粉末無法進入熔池并與其發(fā)生熱量交換,被基板吸收的能量可以更多地儲存在基板內部,使得峰值溫度上升.當粉末影響幾乎可以忽略不計后,整個掃描過程開始傾向于純基板掃描,峰值溫度隨著熱輸入量的減小再次發(fā)生下降(掃描速度為3500 mm/min 工況下的峰值溫度為2693 K).圖7(b)為掃描速度為2000 mm/min時的熔覆層橫截面,其熔池尺寸相比于圖5(c)顯著變小.

圖7 不同激光掃描速度工況下的數(shù)值模擬結果Fig.7 Numerical results for the cases with different laser scan speeds

3.3 給定工藝參數(shù)下的粉末溫度影響機制

由3.2 節(jié)可知,粉末落入熔池前的溫度和粉末基材能量吸收比也是影響熔覆層形貌尺寸的重要因素.為進一步研究其與熔覆層形貌尺寸的關系,本節(jié)在固定基準工藝參數(shù)的基礎上,通過調整粉末的運動速度和送粉模式以實現(xiàn)粉末溫度的調控并開展相應的數(shù)值模擬.

圖8 為四向送粉模式下不同粉末速度工況的粉末溫度分布和粉末基板能量吸收比結果.其中,圖8(a)為3 種粉末速度(Z分量依次為800 cm/s,400 cm/s,200 cm/s)下粉末在未進入熔池前的落點平面處沿Y軸的溫度分布,表明粉末速度越大粉末峰值溫度越低、空中熔化的粉末數(shù)量越少、粉末與熔池的溫差越大.這是因為粉末速度越大則粉末基板能量吸收比呈單調非線性減小,粉末獲得的能量越少,如圖8(b)所示.此外,由于激光粉末交互模型中未考慮粉末的汽化,故圖8(a)中部分粉末的溫度大于材料的沸點.

表4 列出了圖8(a)中3 種工況的熔覆層尺寸、熔池最大流速以及熔池峰值溫度數(shù)值模擬結果.結果顯示,粉末速度越大則基板上方熔覆層的尺寸越小、粉末的實際捕獲率減少,表明雖然粉末基板能量吸收比變小,但是熔池尺寸并沒有因基板吸收更多的熱量而變大.這是由于基板在熔化落入其中的固態(tài)粉末顆粒的同時,也在通過熱傳導進行散熱,所吸收能量并不能完全用于熔化粉末.同時,由于與落入熔池的粉末進行熱量傳遞,熔池峰值溫度隨著粉末速度的增大而不斷降低,熔池最大流速也相應變小,如圖9 所示.其中,圖9(a)與圖9(b)分別代表粉末速度Z分量為200 cm/s 與800 cm/s 的熔池等溫線數(shù)值模擬結果,方框內部為粉末達到落點平面的溫度分布等溫線.通過對比可以發(fā)現(xiàn),粉末與落點處的溫差大于500 K,因此通過熱傳導降低熔池峰值溫度和溫度梯度,使得Marangoni 效應變弱從而降低熔池流體速度.將表4 與圖5(a)不同激光功率下熔池的峰值溫度與熔池尺寸對比則可知,粉末速度對熔池的影響與激光功率的影響趨勢相反但影響程度相當.此外,相比于激光功率,粉末速度對基板下方的熔池深度影響較弱,如表4 所示.這是熔池對流傳熱減弱和落入粉末吸熱相互競爭的結果.綜上可得,粉末速度通過粉末溫度分布及粉末基材能量吸收比比例從熱量傳遞和熔池流動兩個方面對熔覆層尺寸有著重要的影響,兩者呈負相關.

圖8 不同粉末Z 向速度工況下計算結果Fig.8 Numerical results for the cases with different powder velocities along Z direction

表4 不同Z 向粉末速度工況下熔池模擬結果Table 4 Simulation results of melt pool for the cases with different powder velocities along Z direction

圖9 不同粉末Z 向速度工況下粉末(標有數(shù)值的黑色線)與熔池等溫線對比Fig.9 Comparison of isotherm for powders (the black line with values)and melt pool for the cases with different powder velocities along Z direction

表5 和圖10 為單噴嘴豎直送粉和四噴嘴側向送粉模式且保持其他參數(shù)設置一致下的數(shù)值模擬結果對比.其中,粉末Z方向速度均為400 cm/s,粉末基材能量吸收比分別為 16.7% 和 14.2%.單噴嘴豎直送粉模式下熔覆層尺寸略大于四噴嘴側向送粉模式下的結果,如表5 所示,所得熔覆層橫截面的輪廓線則如圖10(a)所示.結果表明,單噴嘴豎直送粉模式獲得的熔覆層體積更大,但表面較為粗糙.這是由于不同送粉模式下,粉末落入熔池時的溫度分布差異較大,如圖10(b)和圖10(c)所示.其中,箭頭表示熔池的流場,方框中黑色帶數(shù)字線為粉末落入熔池前的等溫線.與四噴嘴側向送粉模式下粉末溫度分布形式不同,單噴嘴豎直送粉模式下粉末達到落點平面的溫度分布以同心圓形式排布,與激光熱流密度高斯分布形式一致,也因此其粉末峰值溫度相對較高,進而導致熔池峰值溫度較高(如表5 所示).粉末溫度分布形式不同也將導致熔池流場不同,一定程度上決定了與熔池交匯處的流動方向.單噴嘴豎直送粉模式下,粉末溫度梯度方向呈徑向分布,其最大值約為15 000 K/cm;而四噴嘴側向送粉模式下,粉末最大溫度梯度約為3535 K/cm,其方向則如圖10(c)中的箭頭所示.粉末落入熔池后將一定程度上影響熔池表面的溫度梯度分布,進而通過Marangoni 效應影響熔池的流場.因此,在粉末與熔池交匯的平面內,單噴嘴豎直送粉模式導致熔池流動方向更傾向于徑向分布,而四噴嘴側向送粉模式導致熔池流動方向主要為側后方,對應于粉末的溫度梯度分布.同時,粉末的溫度梯度大則熔池的流速更快,如表5 所示.此外,對于單噴嘴豎直送粉模式,雖然粉末溫度分布沿X軸的正、負方向溫度梯度相同,但由于熔池尾部流體運動空間大于熔池前端,故熔池后端流體相較于熔池前端與側面流體的速度更大.

圖10 不同送粉模式工況下熔池流場、溫度場,其中標有數(shù)值的黑色線為粉末等溫線Fig.10 Flow field and temperature field of the melt pool with different powder feeding modes,where the black lines with values are the isotherm of the powders

表5 不同送粉模式下熔池模擬結果Table 5 Simulation results of the melt pool for the cases with different powder feeding modes

綜上可知,在給定熱輸入下,粉末基材能量吸收比例越高則熔覆層尺寸越大,同時,粉末溫度越高則熔池的峰值溫度越高,粉末的溫度梯度越大則熔池的流速越大,并且粉末的最大溫度梯度方向一定程度上決定了熔池上表面流場,進而可影響熔覆層表面粗糙度.

4 結論

針對同軸送粉激光定向能量沉積增材制造技術,本文建立了激光-粉末-熔池交互的高保真多物理場模型.其中,將激光等效處理為高斯面熱源,采用拉格朗日質點法計算粉末空中飛行時的溫升以及對激光遮蔽效應,采用有限體積法和流體體積法模擬粉末-熔池交互及熔池自由液面演化過程以獲得沉積層的形貌尺寸,并通過單道熔覆層橫截面實驗結果進行了驗證.采用該模型,對不同工藝參數(shù)和送粉方式下的單道掃描工況進行了數(shù)值模擬,獲得了粉末落入熔池前的溫度分布及粉末基板能量吸收比值,分析了熔池形貌的演化規(guī)律及其內在的物理機理,得到如下主要結論.

(1)工藝參數(shù)對于熔覆層形貌的影響規(guī)律及機理: 在本文所研究的工藝參數(shù)窗口范圍內,激光功率越大,熔覆層寬、高及基板熔深越大,其原因是熱輸入增大,導致粉末空中的溫升增大以及熔池熔化粉末能力提升;送粉速率越大,熔覆層寬、高增大但基板熔深減小,其原因在于粉末基板能量吸收比增加,導致粉末熔化量上升,有利于提高激光能量的利用率;激光移動速度越大,熔覆層寬高及基板熔深均減小,歸因于線能量輸入與單位長度上粉末數(shù)量同時降低.

(2)在數(shù)值模擬中,粉末落入加工表面前的溫度分布對于熔覆層形貌和熔池流場的影響不可忽略:在給定的工藝參數(shù)激光功率、掃描速度和送粉速率下,粉末速度越大熔覆層尺寸越小,其根本原因為粉末溫度降低、粉末基板能量吸收比減小;給定其他工藝參數(shù)單在不同的送粉模式下,豎直單口送粉較側向四口送粉獲得的粉末溫度更高、基板能量吸收比偏大,則獲得的熔覆層尺寸更大,同時由于前者粉末溫度場分布與后者顯著不同,導致相應的熔池流場迥異,進而可影響熔覆層的表面質量.

(3)為提高成形效率并改善熔覆層表面質量,在給定的激光功率、送粉速率、激光移動速度等基礎工藝參數(shù)外,還可通過調整粉末速度及送粉模式以進一步優(yōu)化工藝參數(shù)窗口.

本文建立的激光-粉末-熔池交互的高保真多物理場模型,能夠考慮依賴于飛行路徑的粉末空中溫升,可揭示其對熔池流場及熔覆層形貌的影響,有助于理解同軸送粉激光定向能量沉積的工藝機理,從而可輔助控形工藝參數(shù)優(yōu)化.

致謝

感謝沈淑馨為本文實驗開展和樣件處理所提供的幫助.