不同工藝下GH4169鎳基高溫合金電弧增材制造熱力場(chǎng)數(shù)值模擬

白少昀，呂彥明,2，趙 鵬，潘 宇，劉昊程，黃 強(qiáng)

(1.江南大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，無(wú)錫 214122；2.江蘇省食品先進(jìn)制造裝備技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，無(wú)錫 214122)

0 引 言

電弧增材制造技術(shù)基于傳統(tǒng)焊接技術(shù)發(fā)展而來(lái)，具有成本低、生產(chǎn)效率高、材料利用率高等優(yōu)點(diǎn)，且制備得到的成形件成分均勻,致密度高，廣泛應(yīng)用于航空航天、國(guó)防軍工等領(lǐng)域[1-2]；同時(shí)該技術(shù)的開(kāi)放環(huán)境對(duì)成形件尺寸無(wú)限制，便于成形大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)件，成形速率可達(dá)10 kg·h-1，具有其他增材制造技術(shù)不可比擬的生產(chǎn)效率和成本優(yōu)勢(shì)[3-5]。

在電弧增材制造過(guò)程中，熱源作用時(shí)間較長(zhǎng)，沉積方式多樣，溫度場(chǎng)分布不均勻，成形件內(nèi)部會(huì)產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，導(dǎo)致出現(xiàn)微裂紋、變形等缺陷，成形質(zhì)量難以控制[6-8]。DING等[9-10]利用瞬態(tài)熱力學(xué)有限元模型研究了電弧增材制造過(guò)程中溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)的變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)成形件的殘余應(yīng)力與成形過(guò)程中的熔池最高溫度呈線性關(guān)系，并基于此改進(jìn)了電弧增材制造熱力場(chǎng)的計(jì)算模型，可明顯提高計(jì)算效率。KAMBLE等[11]通過(guò)研究多層單道電弧增材制造成形件的熱力場(chǎng)，發(fā)現(xiàn)堆焊層區(qū)域的熱積累最嚴(yán)重，當(dāng)設(shè)置層間冷卻后，在堆焊層與基體交界處產(chǎn)生應(yīng)力集中。XIONG等[12]研究發(fā)現(xiàn)，電弧增材制造過(guò)程中道間等待時(shí)間對(duì)散熱的效果會(huì)受成形件內(nèi)部的熱積累效應(yīng)影響。FILIPPO等[13]引入基于撞擊空氣射流的成形件冷卻系統(tǒng)來(lái)改善電弧增材制造過(guò)程的散熱能力，并建立有限元分析熱模型進(jìn)行溫度場(chǎng)仿真，發(fā)現(xiàn)該冷卻系統(tǒng)可有效穩(wěn)定熔池尺寸和層間溫度。王桂蘭等[14]在研究基板厚度對(duì)電弧增材制造熱力場(chǎng)演變過(guò)程的影響時(shí)發(fā)現(xiàn)，基板厚度的增加有利于減小殘余應(yīng)力的影響范圍和成形件的翹曲變形。目前，國(guó)內(nèi)外有關(guān)電弧增材制造過(guò)程中不同工況條件下的溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)和熱變形的定量研究較少，而探索工況對(duì)增材制造過(guò)程溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的影響機(jī)制，進(jìn)而優(yōu)化電弧增材制造工藝參數(shù)以實(shí)現(xiàn)高精度成形十分重要。為此，作者采用Simufact Welding有限元分析軟件，建立了多層單道電弧增材制造GH4169鎳基高溫合金的有限元模型，并對(duì)其進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證；對(duì)不同沉積路徑(單向沉積，往復(fù)沉積)和不同層間冷卻時(shí)間(0，60，120 s)條件下的電弧增材成形高溫合金的熱力場(chǎng)和變形量進(jìn)行了模擬。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料選用直徑為1.6 mm的GH4169鎳基高溫合金焊絲，由北京億達(dá)昆泰科技有限公司提供，化學(xué)成分見(jiàn)表1；基板材料為45鋼，化學(xué)成分見(jiàn)表2，其尺寸為210 mm×110 mm×10 mm，試驗(yàn)前用丙酮擦拭基板上表面以去除油污。增材制造試驗(yàn)平臺(tái)由松下YC-315TC型鎢極氬弧焊電源、WF007A型送絲機(jī)、VMC600型加工中心、FANUC LR Mate200iD 型機(jī)器人構(gòu)成，增材制造工藝參數(shù)為電流180 A，焊接速度150 mm·min-1，送絲速度750 mm·min-1，往復(fù)沉積路徑，層間冷卻時(shí)間60 s。在基板上堆焊出單道10層長(zhǎng)150 mm的成形件，成形件的幾何模型見(jiàn)圖1，用壓板將基板固定在試驗(yàn)臺(tái)上。

表1 GH4169鎳基高溫合金焊絲的化學(xué)成分

表2 45鋼基板的化學(xué)成分

圖1 成形件幾何模型示意Fig.1 Geometry model diagram of formed part

在電弧增材制造過(guò)程中，采用Fluke-Ti400型紅外熱成像儀對(duì)成形件的溫度進(jìn)行記錄，測(cè)試位置位于成形件中垂線上距成形件中心20 mm的基板處，并用SmartView軟件進(jìn)行數(shù)據(jù)處理。增材制造結(jié)束后，將應(yīng)變花粘貼在位于成形件中垂線的基板上，采用JHMK-10型應(yīng)力檢測(cè)系統(tǒng)應(yīng)用盲孔法測(cè)成形件的殘余應(yīng)力分布，盲孔孔徑為2 mm。

2 有限元模擬

2.1 有限元模型

利用Simufact Welding焊接模擬軟件對(duì)電弧增材制造過(guò)程進(jìn)行熱彈塑性分析，有限元模擬的工藝參數(shù)與試驗(yàn)參數(shù)一致。采用Hypermesh軟件劃分網(wǎng)格，單元類型為八節(jié)點(diǎn)六面體單元，為保證計(jì)算的精度以及效率，基板處引入過(guò)渡網(wǎng)格，采用1…2與1…3過(guò)渡，在堆焊的第1層通過(guò)內(nèi)插法均勻布置節(jié)點(diǎn)種子從而建立圓弧模型，第2層至10層的網(wǎng)格利用第1層焊道上邊緣的節(jié)點(diǎn)依次向上保持形狀一致，整體呈現(xiàn)“瓦片狀”的堆疊結(jié)構(gòu)。模型的網(wǎng)格總數(shù)為41 428，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為62 071，具體網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 有限元網(wǎng)格劃分示意Fig.2 Finite element meshing diagram

2.2 材料熱物理性能參數(shù)

材料的熱物理性能隨著溫度變化呈典型非線性變化，尤其難以得到在金屬固/液界面較高溫度下的性能參數(shù)。為確保仿真的準(zhǔn)確性，借助專業(yè)材料性能模擬軟件JMatPro來(lái)得到材料的熱物理性能參數(shù)。將試驗(yàn)材料的化學(xué)成分輸入JMatPro軟件中計(jì)算出不同溫度下45鋼和GH4169鎳基高溫合金的熱物理性能參數(shù)，并與已有的材料熱物理性能參數(shù)進(jìn)行對(duì)比來(lái)修正，最終計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖3。

圖3 計(jì)算得到45鋼和GH4169鎳基高溫合金的熱物理性能參數(shù)隨溫度的變化曲線Fig.3 Thermophysical property parameter vs temperature curves of 45 steel (a) and GH4169 nickel-based superalloy (b)

2.3 熱源模型及邊界條件

雙橢球熱源模型充分考慮了電弧熱流沿板厚方向的分布以及電弧對(duì)熔池的攪拌作用，因此采用雙橢球熱源模型對(duì)GH4169鎳基高溫合金的電弧增材制造過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬。前、后半部分橢球的熱流密度分布表達(dá)式如下：

(1)

(2)

式中：qf，qb分別為前、后半部分橢球的熱流密度分布函數(shù)；a為熔池寬度；b為熔池深度；cf為前半軸長(zhǎng)度；cb為后半軸長(zhǎng)度；Q為熱輸入有效功率；ff，fb分別為前、后半部分橢球的熱流密度分配系數(shù)，ff+fb=2。

雙橢球熱源模型參數(shù)如表3所示。

有限元模擬過(guò)程中的邊界條件主要包括熱分析中的對(duì)流及輻射換熱條件和力分析中的位移邊界條件，成形件主要通過(guò)與空氣進(jìn)行熱輻射、對(duì)流以及與基板接觸進(jìn)行熱傳導(dǎo)來(lái)實(shí)現(xiàn)散熱。設(shè)置初始溫度為20 ℃，與空氣的對(duì)流傳熱系數(shù)為50 W·m-2·K-1，輻射換熱系數(shù)為0.6；由于金屬基板的散熱條件良好，設(shè)置傳熱系數(shù)為500 W·m-2·K-1。為防止電弧增材制造過(guò)程中發(fā)生由熱積累過(guò)大導(dǎo)致的基板變形，在基板四周通過(guò)向壓板施加載荷來(lái)限制基板z軸方向的變形，設(shè)置螺栓剛度為1×106N·m-1，壓板載荷經(jīng)多次試驗(yàn)對(duì)比最終設(shè)置為150 N。

表3 雙橢球熱源模型參數(shù)

3 模型的試驗(yàn)驗(yàn)證

將基板上距成形件中心20 mm處溫度的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。由圖4可知，模擬得到電弧增材制造過(guò)程中測(cè)試點(diǎn)的熱循環(huán)曲線與試驗(yàn)結(jié)果相吻合，相對(duì)誤差小于9%，驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性。電弧增材制造過(guò)程中測(cè)試點(diǎn)溫度經(jīng)歷了10次波動(dòng)，表明發(fā)生了10次溫度驟增與驟降的過(guò)程。

圖4 試驗(yàn)和模擬得到的電弧增材制造過(guò)程中測(cè)試點(diǎn)溫度變化曲線 Fig.4 Temperature change curves of test point during arc additive manufacturing by test and simulation

將基板上垂直于成形件中垂線上的殘余應(yīng)力的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。由圖5可以看出：電弧增材制造成形件試樣的殘余應(yīng)力分布模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，相對(duì)誤差小于3%，證明了有限元模型的準(zhǔn)確性；成形件試樣的殘余應(yīng)力均為拉應(yīng)力，且在堆焊層區(qū)域的拉應(yīng)力較高，這主要是由于堆焊層經(jīng)歷多次熱循環(huán)過(guò)程，溫度變化較大所致。

圖5 試驗(yàn)和模擬得到電弧增材制造成形件試樣的殘余應(yīng)力分布Fig.5 Residual stress distribution of arc additive manufactured formed part sample by test and simulation

4 不同工藝下的熱力場(chǎng)與變形量模擬結(jié)果

4.1 不同沉積路徑下的溫度場(chǎng)

電弧增材制造的沉積路徑?jīng)Q定熱源移動(dòng)方式，從而影響成形件的熱力場(chǎng)。由圖6可以看出：電弧增材制造結(jié)束后，成形件的熱量由熄弧端向起弧端傳遞，成形件和基板上的溫度以成形件中垂線為中心呈對(duì)稱分布；與往復(fù)沉積路徑相比，單向沉積路徑下成形件的散熱能力較弱，成形件熄弧端產(chǎn)生的熱積累較嚴(yán)重，且熱積累分布區(qū)域較大?？芍?，往復(fù)沉積路徑可以改善成形件整體的溫度分布均勻性，對(duì)提高成形質(zhì)量具有重要作用。

圖6 不同沉積路徑下堆焊第5層結(jié)束后成形件試樣的溫度場(chǎng)(層間冷卻時(shí)間60 s)Fig.6 Temperature field of formed part sample after surfacing the fifth layer under different deposition paths (interlayer cooling time of 60 s): (a) unidirectional deposition and (b) reciprocating deposition

由圖7可知，單向與往復(fù)沉積路徑下成形件中點(diǎn)的最高溫度與堆焊層數(shù)呈正相關(guān)。2種路徑下第1堆焊層中點(diǎn)的最高溫度相同，隨著堆焊層數(shù)的增加，散熱條件變差，最高溫度升高。單向沉積路徑下每層中點(diǎn)的最高溫度均高于往復(fù)沉積路徑下，并且最高溫度的差值隨著堆焊層數(shù)的增加而增大。原因在于單向沉積路徑下成形件散熱條件較差，熱積累逐漸增加，使溫度升高較大，而往復(fù)沉積路徑下，熱源呈S形運(yùn)動(dòng)，此過(guò)程中成形件的散熱條件較好，熱積累較少，因此最高溫度較低。

圖7 不同沉積路徑下成形件中點(diǎn)的最高溫度與堆焊層數(shù)的關(guān)系(層間冷卻時(shí)間60 s)Fig.7 Relation of maximum temperature at midpoint in formed part and surfacing layer number under different deposition paths (interlayer cooling time of 60 s)

4.2 不同沉積路徑下的應(yīng)力場(chǎng)及變形量

由圖8可知：?jiǎn)蜗蚺c往復(fù)沉積路徑下成形件的整體殘余應(yīng)力基本以成形件中垂線為中心呈對(duì)稱分布，最大應(yīng)力位于成形件與基板接觸處；往復(fù)沉積路徑下成形件的應(yīng)力場(chǎng)比單向沉積路徑下更均勻，影響范圍較小，單向沉積路徑下熄弧端成形件與基板接觸處的應(yīng)力較大，這是由于往復(fù)沉積路徑下，焊接熱源呈S形運(yùn)動(dòng)，起熄弧交替變化，成形件整體熱量分布較均勻，溫度梯度較小，而在單向沉積路徑下，熱源移動(dòng)方向不變導(dǎo)致熄弧端的溫度梯度較大所致。

圖8 不同沉積路徑下成形件試樣的殘余應(yīng)力云圖(層間冷卻時(shí)間60 s)Fig.8 Residual stress cloud diagram of formed part sample under different deposition paths (interlayer cooling time of 60 s): (a) unidirectional deposition and (b) reciprocating deposition

由圖9可知：?jiǎn)蜗蚝屯鶑?fù)沉積路徑下成形件距基板距離較近處的殘余應(yīng)力較大，隨著距基板距離的增加，殘余應(yīng)力先略微增大后大幅減??；往復(fù)沉積路徑下成形件沿高度方向的整體殘余應(yīng)力比單向沉積路徑下小，其中單向與往復(fù)沉積路徑下成形件的最大殘余應(yīng)力分別為829.6，825.1 MPa。

圖9 不同沉積路徑下成形件中線沿高度方向的殘余應(yīng)力分布(層間冷卻時(shí)間60 s)Fig.9 Residual stress distribution along height direction on center line of deformed part under different deposition paths (interlayer cooling time of 60 s)

圖10 不同沉積路徑下成形件試樣沿長(zhǎng)度方向的中心截面變形量云圖(層間冷卻時(shí)間60 s)Fig.10 Deformation cloud diagram of central section along length direction of formed part sample under different deposition paths (interlayer cooling time of 60 s)

由圖10可以看出：?jiǎn)蜗蚝屯鶑?fù)沉積路徑下成形件均發(fā)生彎曲變形，且成形件邊緣變形量最大；2種沉積路徑下成形件的最大變形量相差較小，但在單向沉積路徑下，后幾道堆焊層變形的不對(duì)稱程度較高。隨著堆焊層數(shù)的增加，成形件的散熱能力逐漸降低，在往復(fù)沉積路徑的成形過(guò)程中，成形件經(jīng)歷的溫度梯度較小，因此成形件的變形對(duì)稱性較好。

4.3 不同層間冷卻時(shí)間下的溫度場(chǎng)

電弧增材制造成形件在起弧端由于熱源停留作用易形成熔滴積累，而熄弧端易形成凹坑，導(dǎo)致兩端的溫度變化較復(fù)雜，因此僅對(duì)往復(fù)沉積路徑下不同層間冷卻時(shí)間時(shí)成形件各堆焊層起弧端和熄弧端的溫度差進(jìn)行分析。由圖11可知：往復(fù)沉積路徑下起弧端與熄弧端輪流交替，導(dǎo)致二者的溫度差正負(fù)交替，但是當(dāng)層間冷卻時(shí)間為0時(shí)，第2層的起弧端為第1層的熄弧端，中途未經(jīng)歷冷卻過(guò)程，熱積累嚴(yán)重，因此第1層和第2層起弧端與熄弧端的溫度差未出現(xiàn)正負(fù)交替的現(xiàn)象；隨著層間冷卻時(shí)間的延長(zhǎng)，成形件兩端的溫度差有減小的趨勢(shì)，可知延長(zhǎng)層間冷卻時(shí)間有利于減小成形件起弧端與熄弧端的溫度差。

圖11 不同層間冷卻時(shí)間下成形件各堆焊層起弧端和熄弧端的溫度差(往復(fù)沉積路徑)Fig.11 Temperature difference between arc-starting end and arc-extinguishing end of each surfacing layer in formed part for different interlayer cooling times (reciprocating deposition path)

層間冷卻能夠保證成形過(guò)程處于穩(wěn)定的熱環(huán)境，隨著層間冷卻時(shí)間的延長(zhǎng)，成形件內(nèi)部的熱量傳導(dǎo)更加充分，且傳遞到環(huán)境的熱量也更多，使得成形過(guò)程中成形件的熱量分布更加均勻，有利于降低溫度。由圖12可知：當(dāng)焊接熱源接近成形件堆焊層中心位置時(shí)，熔池溫度迅速升高，隨著焊接熱源的遠(yuǎn)離，該位置進(jìn)入冷卻階段，溫度逐漸降低；與未設(shè)置層間冷卻(層間冷卻時(shí)間為0)時(shí)相比，設(shè)置層間冷卻的堆焊層中點(diǎn)溫度較低，且60，120 s層間冷卻時(shí)間下的溫度下降速率極為接近。層間冷卻后成形件的散熱時(shí)間較長(zhǎng)，內(nèi)部熱量積累較少，溫度較低，但當(dāng)層間冷卻時(shí)間達(dá)到一定值后，層間冷卻工藝對(duì)成形件的冷卻作用減弱，因此從增材制造成形效率方面考慮，成形過(guò)程中設(shè)置的層間冷卻時(shí)間不宜過(guò)長(zhǎng)。

圖12 不同層間冷卻時(shí)間下成形件第5堆焊層中心處的溫度變化曲線(往復(fù)沉積路徑)Fig.12 Temperature change curves at center of the fifth surfacing layer of formed part for different interlayer cooling times (reciprocating deposition path)

4.4 不同層間冷卻時(shí)間下的應(yīng)力場(chǎng)及變形量

由圖13可以看出：不同層間冷卻時(shí)間下，隨距起弧端距離的增加，第5堆焊層中心線處的殘余應(yīng)力基本沿成形件長(zhǎng)度方向呈對(duì)稱分布，先迅速增大，距起弧端約20 mm后趨于穩(wěn)定，距熄弧端約20 mm處迅速減小；0，60，120 s層間冷卻時(shí)間下穩(wěn)定區(qū)域的殘余應(yīng)力分別約為965，880，862 MPa，無(wú)層間冷卻時(shí)堆焊層的整體殘余應(yīng)力大于有層間冷卻；隨著層間冷卻時(shí)間延長(zhǎng)，堆焊層殘余應(yīng)力降低，且下降幅度明顯減小。未設(shè)置層間冷卻時(shí)，堆焊層熱量不能及時(shí)傳遞，熱積累較嚴(yán)重，且熱影響范圍較大，致使堆焊層內(nèi)部殘余應(yīng)力較大。

圖13 不同層間冷卻時(shí)間下成形件第5堆焊層中心線上的縱向應(yīng)力分布曲線(往復(fù)沉積路徑)Fig.13 Longitudinal stress distribution curves on centerline of the fifth surfacing layer of formed part for different interlayer cooling times (reciprocating deposition path)

由圖14可知，堆焊層兩端變形量較大，0，60，120 s層間冷卻時(shí)間下的最大變形量分別為1.47，1.32，1.23 mm，變形量隨層間冷卻時(shí)間延長(zhǎng)而減小，因此可適當(dāng)延長(zhǎng)層間冷卻時(shí)間以保證成形件的尺寸精度。

圖14 不同層間冷卻時(shí)間下成形件第5堆焊層的變形量分布曲線(往復(fù)沉積路徑)Fig.14 Deformation distribution curves of the fifth surfacing layer of formed part for different interlayer cooling times (reciprocating deposition path)

5 結(jié) 論

(1) 采用Simufact Welding有限元分析軟件模擬得到的多層單道電弧增材制造過(guò)程中的熱循環(huán)曲線和殘余應(yīng)力與試驗(yàn)結(jié)果相吻合，相對(duì)誤差分別小于9%和3%，說(shuō)明該模型可以較準(zhǔn)確地模擬不同工況下GH4169鎳基高溫合金電弧增材制造過(guò)程中的熱力場(chǎng)。

(2) 模擬結(jié)果顯示在多層單道堆焊過(guò)程中，與單向沉積路徑相比，往復(fù)沉積路徑下成形件的熱積累較小，影響范圍較小，最高溫度較低，往復(fù)沉積路徑可以改善成形件整體的熱分布均勻性；往復(fù)沉積路徑下成形件的應(yīng)力場(chǎng)較均勻，影響范圍較小，熄弧端靠近基板處的殘余應(yīng)力較低，沿高度方向的整體殘余應(yīng)力較低，成形件的變形對(duì)稱性較好。

(3) 隨著層間冷卻時(shí)間的延長(zhǎng)，成形件堆焊層起弧端與熄弧端的溫度差降低，中點(diǎn)溫度降低，但當(dāng)層間冷卻時(shí)間大于60 s時(shí)，層間冷卻工藝對(duì)堆焊層的冷卻作用減弱；隨距起弧端距離的增加，成形件堆焊層的殘余應(yīng)力先迅速增大，再趨于穩(wěn)定，然后迅速降低，隨著層間冷卻時(shí)間延長(zhǎng)，殘余應(yīng)力和變形量均降低，但下降幅度明顯減小。