激光熔覆沉積TC11 鈦合金基板應(yīng)力預(yù)測和微觀組織研究

高佳麗，黃雪玲，郝云波，郭 怡

（1.上海理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，上海 200093；2.上海航天設(shè)備制造總廠有限公司，上海 200245）

TC11鈦合金（Ti-6.5Al-3.5Mo-1.5Zr-0.3Si）是500 ℃以下熱強(qiáng)性最好的合金，在航空航天領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用，主要用于制造壓氣機(jī)盤、葉片、環(huán)形件和緊固件等零件以及飛機(jī)結(jié)構(gòu)件。而對損傷的TC11 鈦合金零部件進(jìn)行激光熔覆沉積修復(fù)，可以在不影響零件使用性能的前提下，達(dá)到節(jié)約貴重鈦合金資源、提高零件有效利用率的目的。然而，激光沉積修復(fù)過程中，高能量激光束瞬間將能量輸入到修復(fù)基體當(dāng)中，導(dǎo)致修復(fù)過程中溫度場和溫度梯度伴隨激光束移動(dòng)不斷發(fā)生動(dòng)態(tài)連續(xù)變化且非常劇烈。這種快速熱淬火過程容易在熔覆層和基材中形成內(nèi)應(yīng)力，是造成熔覆層和基材開裂的直接原因，并嚴(yán)重影響修復(fù)零件的疲勞強(qiáng)度、耐腐蝕性等物理化學(xué)性能，這一問題已成為制約激光修復(fù)技術(shù)發(fā)展的難題。同時(shí)，熔覆層和基板之間巨大的溫度梯度增加了控制晶粒生長方向和熔覆層內(nèi)部的元素組成的均勻性的難度。因此，開展TC11 鈦合金激光熔覆區(qū)應(yīng)力分布和微觀組織研究是激光熔覆沉積修復(fù)技術(shù)提高的重要基礎(chǔ)。

目前，研究者們主要針對鈦合金激光熔覆沉積后的組織性能、溫度和應(yīng)力演變展開研究。組織性能分析研究方面，研究者們通過制備TC11 鈦合金熔覆層，研究了激光波長、層間停留時(shí)間等工藝參數(shù)對TC11 顯微組織的影響，并詳細(xì)分析了TC11 沉積態(tài)顯微組織及其對顯微硬度、殘余應(yīng)力的影響。部分研究者針對激光增材制造的鈦合金件開展了拉伸性能、疲勞強(qiáng)度的分析研究。溫度和應(yīng)力演變研究方面，研究者主要基于有限元方法開展數(shù)值分析，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)研究鈦合金材料激光熔覆過程中沉積速率、光斑直徑、激光功率、掃描速度和層間停留時(shí)間等激光加工工藝參數(shù)對溫度場和應(yīng)力分布的影響。

綜上，大部分研究聚焦在鈦合金激光熔覆沉積過程中的溫度場、應(yīng)力場演變和沉積后成形件的組織、性能與殘余應(yīng)力等方面，缺乏對TC11 鈦合金激光熔覆后基板熱影響區(qū)的組織分析與熱應(yīng)力的預(yù)測研究。而分析熔覆后熔覆層和基材的組織性能和開裂傾向是激光熔覆沉積修復(fù)工藝的基礎(chǔ)研究工作。因此，本文針對損傷TC11 鈦合金航空航天零部件的修復(fù)需求，以基礎(chǔ)的單層單道熔覆為例，首先建立了基于高斯分布熱源的單道單層激光熔覆應(yīng)力預(yù)測三維數(shù)值模型，研究了單層單道激光熔覆基板的應(yīng)力分布規(guī)律。同時(shí)，為了驗(yàn)證預(yù)測模型的有效性，并進(jìn)一步探究基板的開裂傾向，研究了沉積態(tài)TC11 鈦合金熔覆區(qū)（熔覆層及基板）顯微組織。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

本研究采用上海航天設(shè)備制造總廠有限公司自行研制的激光熔覆設(shè)備開展鈦合金激光熔覆實(shí)驗(yàn)。設(shè)備由光學(xué)模組、送粉系統(tǒng)、同軸送粉噴嘴、水冷系統(tǒng)和七軸聯(lián)動(dòng)運(yùn)動(dòng)臺組成。實(shí)驗(yàn)基板為TC11 鈦合金冷軋板，厚度10 mm。熔覆粉末為TC11鈦合金粉末，粒徑范圍45～150 μm。根據(jù)GB/T 3620.1—2007《鈦及鈦合金牌號和化學(xué)成分》，TC11 鈦合金粉末對應(yīng)化學(xué)成分如表1 所示。實(shí)驗(yàn)前對基板進(jìn)行噴砂處理并用酒精清洗表面。將TC11 粉末放置在真空烘干箱內(nèi)進(jìn)行70 ℃烘干400 min，以降低粉末中的水含量，增加粉末的流動(dòng)性。熔覆實(shí)驗(yàn)中，采用的光斑直徑為6 mm，送粉速率為2.0 kg/h，掃描速率為19 mm/s，激光功率在2 500～4 500 W 內(nèi)變化。實(shí)驗(yàn)完成后，采用激光輪廓傳感器（scanCONTROL 2600-50）對單道熔覆結(jié)果進(jìn)行測量，并對熔覆層的截面進(jìn)行線切割、拋光，然后使用Kroll’s 試劑腐蝕15 s，再用金相顯微鏡觀察熔覆區(qū)域顯微組織。

表1 TC11 鈦合金粉末化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%）Tab.1 Chemical compositions of TC11 titanium alloy (mass fraction/%)

2 基板應(yīng)力分布預(yù)測

2.1 激光熔覆應(yīng)力預(yù)測數(shù)值模擬理論基礎(chǔ)

2.1.1 熱彈塑性理論

激光熔覆成形過程涉及復(fù)雜的熱力學(xué)過程，在成形過程中和成形完成后工件都會(huì)產(chǎn)生較大的應(yīng)力和變形。目前，研究者們多采用熱彈塑性理論解釋這種應(yīng)力和變形產(chǎn)生的原因。高密度的激光照射金屬粉末使其熔化并凝固在基板上面，產(chǎn)生大量的熱量使熔池附近的溫度迅速升高，材料受熱膨脹。而未被激光照射到的區(qū)域即遠(yuǎn)離熔池的基板仍保持較低溫度，并且具有較高的彈性模量和屈服極限，從而限制了熔池附近材料的受熱膨脹，產(chǎn)生了彈性變形，其示意圖如圖1 所示。同時(shí)，材料的熱物性參數(shù)的非線性，如彈性模量、屈服強(qiáng)度、塑性切線模量及泊松比等隨溫度變化的參數(shù)，也會(huì)影響激光熔覆成形后應(yīng)力和變形分布。

圖1 激光熔覆熱彈塑性機(jī)理Fig.1 Thermoelastoplastic mechanism of laser cladding

為了準(zhǔn)確模擬激光熔覆的熱應(yīng)力-應(yīng)變過程，針對激光熔覆成形應(yīng)力場分析的高度非線性問題，本文在熱彈塑性理論分析基礎(chǔ)上，作以下假設(shè)：

（1）激光熔覆材料的屈服準(zhǔn)則服從馮米塞斯(Mises)屈服準(zhǔn)則；

（2）塑性變形區(qū)域內(nèi)的力學(xué)行為遵循塑性流動(dòng)準(zhǔn)則和強(qiáng)化準(zhǔn)則；

（3）塑性變形滿足體積不變原則；

（4）隨溫度變化的力學(xué)性能和應(yīng)力應(yīng)變在時(shí)間區(qū)間較小時(shí)可認(rèn)為線性變化。

2.1.2 屈服準(zhǔn)則

屈雷斯加（Tresca）屈服準(zhǔn)則和米塞斯（Mises）屈服準(zhǔn)則是最基本的兩種屈服準(zhǔn)則。對于絕大多數(shù)金屬材料而言，Mises 屈服準(zhǔn)則更接近于試驗(yàn)數(shù)據(jù)。因此，在本文激光熔覆仿真實(shí)驗(yàn)中，采用Mises 屈服準(zhǔn)則進(jìn)行應(yīng)力預(yù)測分析。

Mises 屈服準(zhǔn)則的數(shù)學(xué)表達(dá)式為下式：

式中：σ、σ、σ分別為X、Y、Z 方向上的主應(yīng)力；τ、τ、τ為 X、Y、Z 方向上的切應(yīng)力；σ為材料的屈服點(diǎn)。

由胡克定律可得應(yīng)力分量的函數(shù)表達(dá)式為:

式中：為材料泊松比；為材料彈性模量。則其等效應(yīng)變的數(shù)學(xué)表達(dá)式為：

式中：ε、ε、ε分 別為X、Y、Z 方向上的主應(yīng)變；γ、γ、γ分別為X、Y、Z 方向上的切應(yīng)變。

在激光熔覆過程中的每一點(diǎn)的總應(yīng)變表達(dá)式為：

式中：?ε、?ε、?ε分別為彈性應(yīng)變、塑性應(yīng)變和熱應(yīng)變增量。

2.2 TC11 單道熔覆應(yīng)力預(yù)測有限元模型建立

2.2.1 TC11 材料參數(shù)

為了探究激光加工功率對熔覆區(qū)組織與應(yīng)力分布的影響規(guī)律，本文首先建立TC11 激光熔覆應(yīng)力預(yù)測三維數(shù)值模型，對熔覆過程中基板應(yīng)力分布規(guī)律進(jìn)行預(yù)測。熔覆基板為TC11 鈦合金冷軋板，厚度10 mm。熔覆粉末為TC11 鈦合金粉末，粒徑范圍45～150 μm。TC11 的熱物性參數(shù)如圖2所示。

圖2 TC11 鈦合金的熱物性參數(shù)Fig.2 Thermophysical parameters of TC11 titanium alloy

2.2.2 有限元模型建立

利用COMSOL 多物理場仿真軟件中的固-熱耦合的模塊，模擬單道單層激光熔覆成型，來求解熔覆過程中應(yīng)力場的演變。圖3 為單道單層激光熔覆的幾何模型?？紤]到節(jié)約計(jì)算成本與時(shí)間，采用25 mm×38 mm×10 mm 的對稱基板。采用長38 mm的圓弧形的熔覆層，熔寬和熔高根據(jù)實(shí)驗(yàn)加工熔覆層測得的尺寸而確定。本文采用掃掠網(wǎng)格劃分幾何模型，并且細(xì)化熔覆層以及其基板附近區(qū)域。在計(jì)算應(yīng)力場時(shí)，模型采用“十字”約束。先在基板上下表面上的中線上施加Y 方向上的約束（U=0），再在對稱面上的中線上施加X 方向上的約束(=0)，最后約束基板正中間的點(diǎn)，使其Z 方向上的位移為0。這樣既能保證熔覆時(shí)模型可以自由變形，又能保證模型不會(huì)扭曲或者旋轉(zhuǎn)。

圖3 單道熔覆幾何模型Fig.3 Single-pass cladding geometric model

在COMSOL 中通過插值函數(shù)的辦法定義TC11 的熱物性參數(shù)。同時(shí)，設(shè)置表面對流系數(shù)為15 W/(m·K)，采用高斯熱源模擬激光熱源。本文利用COMSOL 中活化功能模擬激光熔覆過程，設(shè)置基板上圓弧狀區(qū)域?yàn)榛罨瘏^(qū)域，活化表達(dá)式為：

式中：()為 單元的y 坐標(biāo)；為熔覆掃描速度；為當(dāng)前加工的時(shí)間。當(dāng)熱源經(jīng)過單元的中心，該單元就被激活。根據(jù)既定的掃描速率，設(shè)置熔覆過程中時(shí)間步長為0.1 s，熔覆總時(shí)長為2.0 s。

2.2.3 有限元仿真結(jié)果

圖4 為激光功率2 500 W 的單道熔覆應(yīng)力結(jié)果，此時(shí)應(yīng)力聚集在熔覆層下方。激光熔覆是一個(gè)急冷急熱的過程，大量的熱量聚集在熔覆層并重熔了部分基板，熔覆層與未受到重熔的基板之間存在較大的溫度梯度，故形成了較高的內(nèi)應(yīng)力。

圖4 單道應(yīng)力仿真結(jié)果Fig.4 Single channel stress simulation results

3 單道熔覆實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

3.1 實(shí)驗(yàn)宏觀形貌

如圖5 所示為激光功率在2 500～4 500 W 內(nèi)的TC11 單層單道激光熔覆結(jié)果。獲得的沉積態(tài)TC11 合金熔覆層表面平整，成形過程中已成形熔覆層未發(fā)生明顯熔化流淌現(xiàn)象，表面無宏觀裂紋或氣孔等缺陷。分別選取在圖中標(biāo)明的5 個(gè)測點(diǎn)進(jìn)行單道熔覆寬度及高度測量，測量結(jié)果如表2 所示。結(jié)果表明，隨著激光功率的增大，單道熔寬不斷增大，而熔高影響不大。

圖5 TC11 單層單道激光熔覆實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.5 Experimental results of TC11 single-layer and single-pass laser cladding

表2 TC11 鈦合金單道熔覆幾何形貌參數(shù)Tab.2 Geometric parameters of TC11 titanium alloy single-pass cladding

3.2 熔覆區(qū)顯微組織與性能分析

圖6 所示為激光功率在2 500～4 500 W 內(nèi)的TC11 鈦合金單道熔覆區(qū)橫截面圖。由圖6 可知，隨著激光功率的增大，熔覆材料對基板的稀釋率逐漸增大，熔覆層和基板結(jié)合面面積亦隨之逐漸增大。因此，在激光熔覆過程中提高輸入能量雖有利于增大熔寬，提高熔覆效率，但是同時(shí)增加了基板的稀釋率及其邊緣開裂傾向。圖6（d）中，本文根據(jù)熔覆區(qū)域的組織特點(diǎn)，將其分為熔覆層、熱影響區(qū)和熱應(yīng)力層。其中熔覆層為激光熔覆過程中增材堆積而成的部分，熱影響區(qū)和熱應(yīng)力層位于基板，是基板受熔覆影響組織和性能發(fā)生改變的區(qū)域。由熔覆區(qū)橫截面圖可知，基板受到熱影響的區(qū)域面積大于熔覆層面積。熔池凝固過程中固液界面隨凝固的進(jìn)行不斷向熔池頂部推移。當(dāng)熔覆層凝固后，與熱影響區(qū)連接處形成黑色的熔合線，這是由于激光熔覆過程中固態(tài)基板鈦合金表面與少量氧氣發(fā)生氧化反應(yīng)形成的氧化帶。從圖6（f）可知，熔覆層與熱影響區(qū)在黑色氧化帶位置存在連續(xù)的金相組織，表明熔覆層與熱影響區(qū)之間具有較好的結(jié)合性。

圖6 不同激光功率下TC11 單道熔覆橫截面Fig.6 Cross section of TC11 after single-pass cladding under different laser powers

本文進(jìn)一步采用掃描電子顯微鏡（scanning electron microscope，SEM）觀察4 500 W 激光功率加工TC11 單道熔覆層和基板不同區(qū)域的微觀組織。圖7（a）～（b）為熔覆層頂端SEM 圖。圖中晶粒呈近圓形，為等軸晶的形態(tài)，與圖8 中TC11 的兩相組織比較可知其中較為平滑的區(qū)域?yàn)榍蛐蔚容Sα 相，由于腐蝕等因素，該沉積態(tài)組織比較細(xì)。利用Image-Pro 軟件測量出圖7（a）中球形等軸α 相的面積比為41%，故此該區(qū)域?yàn)榈容S組織。圖7（c）～（d）為熔覆層中部SEM 圖。該區(qū)域晶粒豎向尺寸變長，呈柱狀晶形態(tài)。等軸晶和柱狀晶中都有明顯的雙相魏氏體特征。在圖7（e）～（f）的熔覆層底端SEM 圖中，存在一個(gè)柱狀晶粒由熔覆層與基體的結(jié)合面向外延生產(chǎn)的原始β 柱狀晶，晶內(nèi)主要為網(wǎng)籃組織或馬氏體組織，并且魏氏體也從此往上開始慢慢明顯。魏氏體組織的優(yōu)點(diǎn)是斷裂韌性高，這是因?yàn)榫Ы绂?的存在使晶間斷裂比例減小。在魏氏體組織中，斷裂往往沿α、β 相界面發(fā)展，這是因?yàn)楦鳓?束域取向不同，使裂紋擴(kuò)散受阻的緣故。魏氏體組織的另一個(gè)優(yōu)點(diǎn)是在較快冷卻（如空冷）狀態(tài)下，其蠕變抗力和持久強(qiáng)度較高。此外，魏氏體組織是β 相區(qū)熱加工的產(chǎn)物，在β 相區(qū)壓力加工時(shí)，變形抗力小，容易加工變形。

圖7 熔覆層微觀組織Fig.7 Microstructure of the cladding layers

圖8 TC11 合金兩相區(qū)組織[16]Fig.8 Microstructure of the two-phase region in TC11 alloy

圖9（a）～（c）分別為基板熱影響區(qū)、熱應(yīng)力區(qū)和未加熱區(qū)的SEM 圖。本實(shí)驗(yàn)中，采用的基板為退火態(tài)冷軋板。從圖9（c）中可以看出，基板中組織為片狀α（轉(zhuǎn)變態(tài)β）+β+初生β 晶界α，為鍛態(tài)基體，冷軋加工后，晶粒被拉長成纖維狀。在激光熔覆過程中，溫度的變化是引起組織轉(zhuǎn)變的根本原因，進(jìn)而產(chǎn)生內(nèi)應(yīng)力。而基板受到的是局部非均勻熱作用，在基板熱影響區(qū)，由于受到熔覆層傳導(dǎo)的熱量影響，鍛態(tài)基體再結(jié)晶后形成了魏氏體組織。同時(shí)，該區(qū)域加熱溫度高，魏氏體晶粒嚴(yán)重長大，故冷卻后形成了粗大的過熱組織，如圖9（a）所示。圖9（b）所示為熱應(yīng)力區(qū)，在快速冷卻過程中，由于從β 相轉(zhuǎn)變?yōu)棣?相的過程來不及進(jìn)行，β 相將轉(zhuǎn)變?yōu)槌煞峙c母相相同、晶體結(jié)構(gòu)不同的過飽和固溶體，即馬氏體。板條狀的馬氏體內(nèi)有密集的位錯(cuò)，基本上沒有孿晶。熱應(yīng)力層是熱影響區(qū)與基板上未發(fā)生組織變化區(qū)域的過渡區(qū)域，即受到激光熔覆影響的邊緣地帶。熱影響區(qū)由于受到高溫作用，晶粒經(jīng)歷了回復(fù)、動(dòng)態(tài)再結(jié)晶和生長變大的過程，而熱應(yīng)力層下方的大部分基板由于散熱未及回復(fù)溫度，基板組織基本未發(fā)生變化。因此，熱應(yīng)力層的晶粒一方面需協(xié)調(diào)熱影響區(qū)晶粒長大、位向改變帶來的變形，一方面又受到未加熱基板區(qū)域晶粒的限制，導(dǎo)致熱應(yīng)力區(qū)晶粒發(fā)生嚴(yán)重的畸變。此區(qū)域內(nèi)受到的熱應(yīng)力最大，且當(dāng)熱應(yīng)力過大時(shí)，會(huì)導(dǎo)致基板該區(qū)域發(fā)生變形乃至開裂。本文把基板上表面與熱應(yīng)力層域的距離設(shè)定為最大熱應(yīng)力深度，如圖6 中，隨著激光功率的增大，最大熱應(yīng)力深度逐漸增大，而熱應(yīng)力層晶粒的變形越來越清晰。

圖9 基板微觀組織Fig.9 Microstructures of the substrate

3.3 基板應(yīng)力預(yù)測與實(shí)驗(yàn)結(jié)果

本文基于表2 中的熔覆層斷面的幾何尺寸，建立單道熔覆層的幾何模型，預(yù)測得到基板應(yīng)力的分布規(guī)律。圖10 為4 500 W 的激光熔覆下基板的應(yīng)力分布仿真圖與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比圖。由于著重分析基板內(nèi)的應(yīng)力分布規(guī)律，故把熔覆層的計(jì)算結(jié)果關(guān)閉。在仿真過程中為了簡化計(jì)算，忽略熔池的重熔，故基板上與熔覆層相接的面未形成弧度?？梢钥吹饺鄹矊酉路接幸粭l圓弧狀的應(yīng)力帶，此區(qū)域內(nèi)的應(yīng)力較高，與實(shí)際實(shí)驗(yàn)中熔覆橫截面的熱應(yīng)力層域的位置與形狀相似。應(yīng)力仿真圖中最大應(yīng)力處位于熔覆層的正下方熱應(yīng)力帶的最深處。

圖10 4 500 W 基板應(yīng)力分布仿真圖與實(shí)驗(yàn)結(jié)果圖對比Fig.10 Comparison of stress distribution simulation diagram of 4500 W substrate with experimental result

2 500～4 500 W 之間不同的激光功率下最大應(yīng)力深度變化的仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖11 所示，基板上應(yīng)力的深度隨著激光功率的增大而變深，與實(shí)驗(yàn)中獲得的趨勢相同。這是由于隨著激光功率的增大，熔覆區(qū)單位時(shí)間獲得的熱量隨之增大，對熔覆區(qū)的溫度分布和應(yīng)力分布有較大影響。

圖11 不同激光功率下最大應(yīng)力深度結(jié)果Fig.11 Results of maximum stress depth under different laser powers

在熔覆過程中，對熔覆的熱應(yīng)力進(jìn)行預(yù)測，并通過優(yōu)化的激光功率、掃描速度和送粉速率工藝參數(shù)組合，保證熔覆層質(zhì)量的同時(shí)有效控制熔覆層/基材界面、基材的內(nèi)應(yīng)力，是預(yù)防其開裂的重要措施。

4 結(jié) 論

單道單層激光熔覆鈦合金TC11 后的成型件橫截面可以根據(jù)組織的變化分為熔覆層、熱影響區(qū)和熱應(yīng)力層。熔覆層與熱影響區(qū)中間有明顯的黑色氧化帶，但這兩個(gè)區(qū)域組織結(jié)構(gòu)連貫，即熔覆層與基板的結(jié)合性較好。其中熔覆層的組織為雙相魏氏體，并且熔覆層頂端出現(xiàn)等軸晶，往下漸變?yōu)橹鶢罹?；熱影響區(qū)的組織為再結(jié)晶后的魏氏體組織，該區(qū)域組織勻稱，沒有明顯的晶粒；熱應(yīng)力層組織為板條狀的馬氏體。

基板上熱應(yīng)力層由于處于晶格受熱生長的熱影響區(qū)和未發(fā)生組織轉(zhuǎn)變的基底之間，受到較高的熱應(yīng)力，此塊區(qū)域即為基板上最大熱應(yīng)力所在位置。由實(shí)驗(yàn)測得2 500～4 500 W 之間不同的激光功率下基板的變化情況，得出：隨著激光功率的增大，熱應(yīng)力層越來越明顯，最大熱應(yīng)力深度也越來越大。