不同沉積路徑下鈦合金葉片等離子弧增材制造過程的數(shù)值模擬

陶瑜杰,韓 磊,張浩權(quán),陳希章

(溫州大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院,浙江 溫州 325800)

因具有較高的成型性和制造效率,增材制造(AM)技術(shù)近年來得到了迅速的發(fā)展[1]。與傳統(tǒng)的減材制造相比,增材制造加工余量小、材料利用率高、周期短、成本低[2]。絲材電弧增材制造(wire-arc additive manufacturing,WAAM)為增材制造的一種工藝類型,其又可根據(jù)電弧類型分為氣體保護(hù)金屬電弧焊(GMAW)、氣體保護(hù)鎢極電弧焊(GTAW)、等離子弧焊(PAW)和混合電弧焊。在這些弧焊方式中,PAW因其低成本和高沉積率[3-4],被用來制造大型航空航天部件,其中鈦合金因其優(yōu)異的減重效果在飛機(jī)上的使用占比越來越高[5]。

然而PAW增材制造過程中,因其過大的熱輸入和迅速的加熱冷卻會在基板與沉積層之間產(chǎn)生很大的溫度梯度,導(dǎo)致制造的零部件產(chǎn)生過大的殘余應(yīng)力,使零部件發(fā)生變形、裂紋甚至斷裂。這些問題會極大地影響零部件的力學(xué)性能與尺寸精度,為解決這些問題需增加后期加工和熱處理的成本。因此,了解如何通過工藝優(yōu)化控制溫度梯度和熱應(yīng)力的大小是十分重要的。

除實(shí)驗(yàn)方法之外,有限元分析法常被用來研究增材制造中熱機(jī)械過程。有限元建?？梢蕴岣邇?yōu)化增材制造工藝的效率,還可以觀察模型的動態(tài)熱過程,進(jìn)而了解熱應(yīng)力和變形的演變過程。例如,Hejripour等提出了三維瞬態(tài)熱模型,研究并且揭示了模型計(jì)算出的冷卻速度與增材過程中相形成的相關(guān)性[6]。Bai等建立了WAAM模型,研究并發(fā)現(xiàn)實(shí)時(shí)預(yù)熱和后熱都可減少零件的殘余應(yīng)力,不過預(yù)熱的效果更好[7]。Xiong等建立了圓形零件的三維瞬態(tài)傳熱模型,研究發(fā)現(xiàn)在沉積過程中,基板的高溫區(qū)和熔池內(nèi)的最高溫度會隨著基板預(yù)熱溫度的升高而增加[8]。

調(diào)整零件沉積路徑可以有效地降低熱應(yīng)力,它可以使增材制造過程中的溫度分布更加均勻。除了材料特性和模型形狀因素外,增材制造過程中的熱影響歷史是產(chǎn)生熱應(yīng)力和裂紋的主要原因。據(jù)了解,多數(shù)關(guān)于調(diào)整沉積路徑對熱過程的影響的研究都集中在激光增材制造領(lǐng)域[9-11]。而在電弧增材制造領(lǐng)域的相關(guān)研究,也多是基于簡單的單道多層或者多道單層模型[12-13]。Zhang等通過實(shí)驗(yàn)研究表明,在填充內(nèi)部道次時(shí),外部輪廓的偏移有利于WAAM堆積層的殘余應(yīng)力分布和形狀輪廓精度[14]。Lu等建立了矩形與“S”形的3D熱機(jī)械耦合模型,研究發(fā)現(xiàn)調(diào)整預(yù)熱與沉積掃描策略,可以使零件溫度保持得均勻,進(jìn)而減小殘余應(yīng)力[15]。

本研究利用ANSYS軟件建立了PAW增材制造截面為“月牙”形的航天發(fā)動機(jī)葉片毛坯單層和多層的三維瞬態(tài)有限元模型,用來研究其增材制造過程中的熱變化和瞬態(tài)應(yīng)力分布。實(shí)驗(yàn)使用K型熱電偶來監(jiān)測基板上各點(diǎn)熱循環(huán)。將計(jì)算的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較,驗(yàn)證模型的可靠性。然后,用經(jīng)過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證的模型來研究不同沉積路徑對溫度場變化、熱循環(huán)特性和殘余應(yīng)力分布的影響。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

1.1 實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)采用旁軸送絲的方式,KUKA 20 R1810-2和飛馬特電源Transmig 550i分別是組成PAW增材制造系統(tǒng)的機(jī)器人和電源。實(shí)驗(yàn)材料為TC4基板和直徑為1.2 mm的TC4絲材,其化學(xué)成分見表1。等離子弧在鎢極和沉積層之間產(chǎn)生,絲材被送入電弧并熔化,以熔滴的形態(tài)與基板相結(jié)合。

表1 實(shí)驗(yàn)材料的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Chemical compositions of experimental materials (mass fraction/%)

圖1給出了單層與九層葉片毛坯相關(guān)的幾何尺寸?；彘L150 mm、寬100 mm、厚10 mm。位于基板中心的葉片截面,其具體形狀及尺寸如圖1所示,除第一層的高度為2.8 mm外,其余每一層高度為2 mm。

圖1 葉片毛坯的幾何形狀(a)單層的俯視圖;(b)多層的前視圖Fig.1 Geometry of the blade blank(a)top view of single layer;(b)front view of multiple layers

PAW增材制造實(shí)驗(yàn)的過程如圖2所示。實(shí)驗(yàn)以等離子電弧為熱源,采用的工藝參數(shù)見表2。由于是否進(jìn)行輪廓沉積[14]會導(dǎo)致不同的熱過程和熱應(yīng)力,因此設(shè)計(jì)了光柵式填充為主[14,16]的兩個(gè)沉積方式,如圖3 所示,路徑沉積方向已使用黑色箭頭及相應(yīng)顏色的線進(jìn)行標(biāo)記,沉積順序?yàn)?紅色→黃色→藍(lán)色。每沉積完一層,為防止后續(xù)沉積過程出現(xiàn)坍塌[17],冷卻120 s[18]以確保適當(dāng)?shù)膶娱g溫度。每沉積完一層焊槍升高約2 mm再沉積下一層,每一次沉積之間的冷卻時(shí)間是相同的。沉積結(jié)束并進(jìn)行充分的冷卻,最終成型的零件如圖2(b)所示。

圖2 PAW增材制造的實(shí)驗(yàn)過程 (a)單層零件;(b)最終成型零件Fig.2 Experimental process of PAW-based additive manufacturing (a)single-layer deposition;(b)final deposition

圖3 沉積路徑示意圖(a)輪廓偏移;(b)全光柵式Fig.3 Schematic diagram of deposition path(a)zigzag with contour-offset;(b)full zigzag

表2 基于PAW的增材制造工藝參數(shù)Table 2 Process parameters for PAW-based additive manufacturing

實(shí)驗(yàn)過程中,采用鎳鉻鎳硅材料制成的K型熱電偶測量了如圖1(a)所示的基板表面A,B,C點(diǎn)的溫度,具體實(shí)驗(yàn)過程如圖2(a)所示。熱電偶與基板相接,外邊裹覆一層不導(dǎo)電的高溫黏土以避免電弧的直接加熱。

1.2 有限元模型

使用商業(yè)軟件ANSYS MESH建立了單層與多層葉片毛坯的3D有限元網(wǎng)格,如圖4所示。由于零件形狀較復(fù)雜且計(jì)算機(jī)算力有限,因此僅沉積前十層零件。同時(shí)為了提高計(jì)算效率并保持模擬精度,故僅對沉積層采用細(xì)化的六面體網(wǎng)格,基板采用四面體網(wǎng)格。通過網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證,最終確定沉積層和基板的網(wǎng)格尺寸為1～1.5 mm。最終的網(wǎng)格劃分結(jié)果是:單層零件模型有77867個(gè)節(jié)點(diǎn)和38501個(gè)單元;多層零件模型有590415個(gè)節(jié)點(diǎn)和179321個(gè)單元。

圖4 單層(a)與十層(b)零件的三維有限元網(wǎng)格Fig.4 Three-dimensional finite element mesh for the one-layer(a) and ten-layer part(b)

模型采用生死單元技術(shù)模擬增材制造中材料逐層堆積的過程。該技術(shù)在建模時(shí)預(yù)先建立基板和全部沉積層的模型,然后在開始計(jì)算之前,停用沉積層的所有單元。隨著模擬過程的進(jìn)行,停用的單元隨著熱源的移動逐步激活。

模型選用雙橢球熱源作為熱源[19],Ding等[20]證明該熱源模型適合等離子弧熱源的模擬。電弧中心前部和后部區(qū)域的功率密度分布由方程(1)～(3)描述:

(1)

(2)

ff+fr=2

(3)

式中:q是電弧輸入熔池的有效功率,可按式(4)計(jì)算;a為熱源半球長度;f為能量分配系數(shù);下標(biāo)f, r分別表示前、后熱源半球;b為熱源寬度;c為熱源深度。

q=ηIU

(4)

式中:I是焊接電流;U為焊接電壓;η是熱源效率系數(shù),假設(shè)其數(shù)值為0.85。熱源尺寸參數(shù)(af,ar,b,c)的確定方法見參考文獻(xiàn)[19-20]。在十層零件沉積過程中,熱源模型的形狀分布參數(shù)不變。溫度場和應(yīng)力場的分析理論及材料的熱物性參數(shù)見參考文獻(xiàn)[21],模型各工藝參數(shù)見表2。

2 結(jié)果與討論

2.1 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

圖5給出了單層零件按照圖3(a)所示沉積時(shí)的模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較。溫度首先在A點(diǎn)開始上升,然后是B點(diǎn)和C點(diǎn),各點(diǎn)溫度升高的順序與輪廓偏移路徑的熱源運(yùn)動軌跡表現(xiàn)一致。在沉積階段,從A,B,C點(diǎn)的溫度隨時(shí)間變化曲線中可以觀察到有兩個(gè)局部峰。B點(diǎn)的最高溫度(386 ℃)高于A點(diǎn)和C點(diǎn)的最高溫度(202 ℃和255 ℃)。在冷卻階段,與A點(diǎn)和B點(diǎn)相比,C點(diǎn)的溫度下降得更快。預(yù)測的溫度趨勢與實(shí)驗(yàn)結(jié)果很好地吻合,但是計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)值之間存在誤差。誤差來源可能由幾個(gè)因素造成:K型熱電偶的測量誤差;高溫黏土裹覆導(dǎo)致的誤差;在計(jì)算過程中,不考慮沉積層表面與周圍環(huán)境之間的熱輻射。這些導(dǎo)致計(jì)算的結(jié)果略高于實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

圖5 單層零件沉積過程中模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較 (a)A點(diǎn);(b)B點(diǎn);(c)C點(diǎn)Fig.5 Comparison between simulation and experiment results in one-layer-part deposition (a)point A;(b)point B;(c)point C

比較結(jié)果不僅驗(yàn)證了有限元模型中的參數(shù)設(shè)置適用于PAW增材制造的溫度場預(yù)測,而且表明計(jì)算得到的溫度場結(jié)果適用于瞬態(tài)應(yīng)力的計(jì)算。

2.2 單層零件沉積路徑比較結(jié)果

兩種沉積路徑溫度場歷史的計(jì)算結(jié)果比較如圖6所示。當(dāng)沉積結(jié)束,即t=286.5 s時(shí)熱量在熄弧點(diǎn)周圍區(qū)域積累,輪廓偏移路徑較之全光柵式路徑的峰值溫度更高。保證其他工藝參數(shù)不變,輪廓偏移路徑的熱量消散得更快,這表明輪廓偏移路徑在沉積階段具有更好的散熱情況。經(jīng)過120 s的冷卻,即t=406.5 s時(shí),沉積層與基板間溫差逐漸減小,與靠近基板邊緣的區(qū)域相比,靠近中心的區(qū)域熱量消散得較慢。輪廓偏移路徑的溫度場分布更靠近中心。

圖6 冷卻階段兩種沉積路徑溫度場歷史的比較(俯視圖)(a)輪廓偏移286.5 s; (b)輪廓偏移406.5 s;(c)全光柵式286.5 s; (d)全光柵式406.5 sFig.6 Comparison of the thermal history of two deposition paths in cooling stage(top view)(a)zigzag with contour-offset 286.5 s;(b)zigzag with contour-offset 406.5 s;(c)full zigzag 286.5 s;(d)full zigzag 406.5 s

觀察瞬態(tài)應(yīng)力分布圖(圖7),在冷卻120 s后,輪廓偏移路徑下沉積的零件較之全光柵式路徑,有著較小范圍的高應(yīng)力區(qū)域以及較低的應(yīng)力峰值。兩種沉積路徑的高應(yīng)力區(qū)均集中在沉積層與基板的連接區(qū)域,尤其是“月牙”的兩端,存在嚴(yán)重的應(yīng)力集中。這是因?yàn)榭拷暹吘壍膮^(qū)域溫度低,零件與基板連接的區(qū)域邊緣處會產(chǎn)生較大的溫度梯度,導(dǎo)致材料由于熱塑性變形不均勻而產(chǎn)生較大的應(yīng)力?！霸卵馈眱啥藚^(qū)域的熱傳導(dǎo)散熱速率較之其他區(qū)域更快,有著更大的溫度梯度,因而會導(dǎo)致更嚴(yán)重的應(yīng)力集中。

圖7 冷卻120 s后兩種沉積路徑瞬態(tài)應(yīng)力的比較(俯視圖及零件與基板橫截面圖) (a)輪廓偏移;(b)全光柵式Fig.7 Comparison of transient stress of two deposition paths after 120 s cooling(top view and cross section view)(a)zigzag with contour-offset;(b)full zigzag

圖8為冷卻120 s后沿基板表面L1,L2和L3路徑上的殘余應(yīng)力變化曲線圖。結(jié)合圖7零件與基板的截面圖,通過比較可知,在單層葉片的沉積過程中,輪廓偏移路徑沉積層的兩端殘余應(yīng)力明顯低于全光柵式路徑,而兩種路徑下沉積的零件內(nèi)部的殘余應(yīng)力差距較小。

圖8 兩種沉積路徑沿基板表面中心線的殘余應(yīng)力分布的比較(a)X方向;(b)Y方向;(c)自定義路徑Fig.8 Comparison of the residual stress distribution along the centerline of the substrate surface for the two deposition paths(a)X direction;(b)Y direction;(c)custom path

從單層零件溫度場歷史和瞬態(tài)應(yīng)力分布的比較結(jié)果可知,輪廓偏移路徑優(yōu)于全光柵式路徑,考慮到零件成型的表面質(zhì)量要求,可以通過對多層零件沉積過程的解釋,選擇輪廓偏移路徑。

2.3 多層零件的熱循環(huán)特性

圖9描述了多層零件在沉積過程中,熱源在每層輪廓起點(diǎn)時(shí)整個(gè)零件的瞬態(tài)溫度場,紅色區(qū)域表示瞬態(tài)溫度超過TC4熔點(diǎn)(1650 ℃)的熔池。熱場分布隨著熱源的移動同步發(fā)生變化,當(dāng)熱源移動至圖9所示的零件一端時(shí),因沉積區(qū)域狹小,熱傳導(dǎo)速率較小,極易造成熱量累積而引發(fā)坍塌。隨著新沉積層逐漸遠(yuǎn)離基板,熔池中心的峰值溫度逐漸上升,熔池的體積逐漸擴(kuò)大。沉積開始時(shí),第一層沉積層與基板直接接觸,熱量以熱傳導(dǎo)的方式直接傳遞到基板,因此具有較低的峰值溫度。然而隨著沉積零件高度的增加,通過基板散發(fā)的熱量逐漸減少,熱累積量增加,上層的峰值溫度提高。

圖9 電弧沉積過程中不同層的瞬態(tài)熱分布(a)第一層;(b)第四層;(c)第七層;(d)第十層Fig.9 Transient thermal distribution in different layers during arc deposition process(a)1st layer;(b)4th layer;(c)7th layer;(d)10th layer

2.4 多層零件的應(yīng)力分布

圖10顯示了每層的沉積結(jié)束時(shí)不同層的瞬態(tài)應(yīng)力分布。在整個(gè)電弧沉積過程中,沉積層和基板均只出現(xiàn)瞬態(tài)拉應(yīng)力,當(dāng)冷卻至室溫時(shí),瞬態(tài)拉應(yīng)力會保留并轉(zhuǎn)化為零件內(nèi)的殘余應(yīng)力。

圖10 電弧沉積過程中的瞬態(tài)應(yīng)力分布(a)第一層;(b)第四層;(c)第七層;(d)第十層Fig.10 Transient stress distribution in different layers during arc deposition process(a)1st layer;(b)4th layer;(c)7th layer;(d)10th layer

較大應(yīng)力的位置位于頂層中部附近和沉積層底部的兩端區(qū)域,其中沉積層與基板連接的區(qū)域依舊產(chǎn)生了極大的應(yīng)力集中。隨著新層在頂部不斷沉積,應(yīng)力場進(jìn)行著有規(guī)律的演變,在第N層沉積結(jié)束并經(jīng)過層間冷卻后,應(yīng)力在N層中部和底部兩端附近積累。然而,當(dāng)N+1層沉積在N層上面時(shí),該區(qū)域應(yīng)力被部分緩解,然后在N+1層中部和兩端靠近基板附近積累,如圖10所示。這種規(guī)則的交替變換現(xiàn)象主要與相應(yīng)的熱循環(huán)有關(guān),多次的重新加熱和重新冷卻起到了應(yīng)力釋放的作用。較高的溫度會使材料局部軟化,因而在每層沉積結(jié)束瞬間,熔池及其周圍會觀察到一個(gè)應(yīng)力相對較低的區(qū)域。

圖11顯示了兩種沉積路徑下零件冷卻至室溫后的殘余應(yīng)力分布情況。通過對比沉積件整體殘余應(yīng)力可以發(fā)現(xiàn),輪廓偏移路徑下的殘余應(yīng)力要明顯小于全光柵式路徑。

圖11 冷卻至室溫后的殘余應(yīng)力分布(a)輪廓偏移; (b)全光柵式Fig.11 Residual stress distribution after cooling to room temperature(a)zigzag with contour-offset;(b)full zigzag

觀察輪廓偏移路徑的結(jié)果發(fā)現(xiàn),只有拉伸殘余應(yīng)力保留在沉積的零件中,這主要是由于金屬從熔融狀態(tài)凝固再逐漸降溫的過程中發(fā)生收縮,受到基板或者已沉積金屬的限制后產(chǎn)生拉應(yīng)力。由于受到的限制作用較小,零件頂層靠近邊緣的區(qū)域最終產(chǎn)生的殘余應(yīng)力較小。對比圖10(d)和圖11(a),發(fā)現(xiàn)在整個(gè)冷卻過程結(jié)束后,沉積層與基板連接處會發(fā)生應(yīng)力集中,尤其是靠近零件兩端的區(qū)域。同時(shí)基板處較高應(yīng)力區(qū)域的分布與基板的散熱情況和受“月牙”形沉積層的拘束作用有關(guān)。

3 結(jié)論

(1)在兩種路徑規(guī)劃方式中,沉積結(jié)束并冷卻一段時(shí)間后,沉積層與基板的連接區(qū)域都會產(chǎn)生較其余區(qū)域更高的殘余應(yīng)力。

(2)與全光柵式路徑相比,利用輪廓偏移路徑沉積的零件具有較好的散熱條件,進(jìn)而可以產(chǎn)生較小的殘余應(yīng)力。

(3)當(dāng)新層開始沉積時(shí),之前的沉積層會經(jīng)歷復(fù)雜的熱循環(huán),包括多次重新加熱、重新冷卻以及部分區(qū)域的重新熔化。峰值溫度由底層向中間層逐漸升高。

(4)隨著新層不斷地沉積在頂部,零件瞬態(tài)應(yīng)力分布進(jìn)行著規(guī)律的變化,較大應(yīng)力位于接近頂層中部區(qū)域和底部與基板相接區(qū)域,然后保持并逐漸轉(zhuǎn)化為零件內(nèi)的殘余應(yīng)力。