不同沉積路徑下鈦合金葉片等離子弧增材制造過程的數值模擬

陶瑜杰,韓 磊,張浩權,陳希章

(溫州大學 機電工程學院,浙江 溫州 325800)

因具有較高的成型性和制造效率,增材制造(AM)技術近年來得到了迅速的發展[1]。與傳統的減材制造相比,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,其又可根據電弧類型分為氣體保護金屬電弧焊(GMAW)、氣體保護鎢極電弧焊(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,其中鈦合金因其優異的減重效果在飛機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生很大的溫度梯度,導致制造的零部件產生過大的殘余應力,使零部件發生變形、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化控制溫度梯度和熱應力的大小是十分重要的。

除實驗方法之外,有限元分析法常被用來研究增材制造中熱機械過程。有限元建模可以提高優化增材制造工藝的效率,還可以觀察模型的動態熱過程,進而了解熱應力和變形的演變過程。例如,Hejripour等提出了三維瞬態熱模型,研究并且揭示了模型計算出的冷卻速度與增材過程中相形成的相關性[6]。Bai等建立了WAAM模型,研究并發現實時預熱和后熱都可減少零件的殘余應力,不過預熱的效果更好[7]。Xiong等建立了圓形零件的三維瞬態傳熱模型,研究發現在沉積過程中,基板的高溫區和熔池內的最高溫度會隨著基板預熱溫度的升高而增加[8]。

調整零件沉積路徑可以有效地降低熱應力,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生熱應力和裂紋的主要原因。據了解,多數關于調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域[9-11]。而在電弧增材制造領域的相關研究,也多是基于簡單的單道多層或者多道單層模型[12-13]。Zhang等通過實驗研究表明,在填充內部道次時,外部輪廓的偏移有利于WAAM堆積層的殘余應力分布和形狀輪廓精度[14]。Lu等建立了矩形與“S”形的3D熱機械耦合模型,研究發現調整預熱與沉積掃描策略,可以使零件溫度保持得均勻,進而減小殘余應力[15]。

本研究利用ANSYS軟件建立了PAW增材制造截面為“月牙”形的航天發動機葉片毛坯單層和多層的三維瞬態有限元模型,用來研究其增材制造過程中的熱變化和瞬態應力分布。實驗使用K型熱電偶來監測基板上各點熱循環。將計算的結果與實驗結果進行比較,驗證模型的可靠性。然后,用經過實驗驗證的模型來研究不同沉積路徑對溫度場變化、熱循環特性和殘余應力分布的影響。

1 實驗材料與方法

1.1 實驗

實驗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增材制造系統的機器人和電源。實驗材料為TC4基板和直徑為1.2 mm的TC4絲材,其化學成分見表1。等離子弧在鎢極和沉積層之間產生,絲材被送入電弧并熔化,以熔滴的形態與基板相結合。

表1 實驗材料的化學成分(質量分數/%)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的幾何尺寸。基板長150 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增材制造實驗的過程如圖2所示。實驗以等離子電弧為熱源,采用的工藝參數見表2。由于是否進行輪廓沉積[14]會導致不同的熱過程和熱應力,因此設計了光柵式填充為主[14,16]的兩個沉積方式,如圖3 所示,路徑沉積方向已使用黑色箭頭及相應顏色的線進行標記,沉積順序為:紅色→黃色→藍色。每沉積完一層,為防止后續沉積過程出現坍塌[17],冷卻120 s[18]以確保適當的層間溫度。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間是相同的。沉積結束并進行充分的冷卻,最終成型的零件如圖2(b)所示。

圖2 PAW增材制造的實驗過程 (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Table 2 Process parameters for PAW-based additive manufacturing

實驗過程中,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點的溫度,具體實驗過程如圖2(a)所示。熱電偶與基板相接,外邊裹覆一層不導電的高溫黏土以避免電弧的直接加熱。

1.2 有限元模型

使用商業軟件ANSYS MESH建立了單層與多層葉片毛坯的3D有限元網格,如圖4所示。由于零件形狀較復雜且計算機算力有限,因此僅沉積前十層零件。同時為了提高計算效率并保持模擬精度,故僅對沉積層采用細化的六面體網格,基板采用四面體網格。通過網格無關性驗證,最終確定沉積層和基板的網格尺寸為1～1.5 mm。最終的網格劃分結果是:單層零件模型有77867個節點和38501個單元;多層零件模型有590415個節點和179321個單元。

圖4 單層(a)與十層(b)零件的三維有限元網格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模擬增材制造中材料逐層堆積的過程。該技術在建模時預先建立基板和全部沉積層的模型,然后在開始計算之前,停用沉積層的所有單元。隨著模擬過程的進行,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)計算;a為熱源半球長度;f為能量分配系數;下標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,假設其數值為0.85。熱源尺寸參數(af,ar,b,c)的確定方法見參考文獻[19-20]。在十層零件沉積過程中,熱源模型的形狀分布參數不變。溫度場和應力場的分析理論及材料的熱物性參數見參考文獻[21],模型各工藝參數見表2。

2 結果與討論

2.1 實驗驗證

圖5給出了單層零件按照圖3(a)所示沉積時的模擬和實驗結果的比較。溫度首先在A點開始上升,然后是B點和C點,各點溫度升高的順序與輪廓偏移路徑的熱源運動軌跡表現一致。在沉積階段,從A,B,C點的溫度隨時間變化曲線中可以觀察到有兩個局部峰。B點的最高溫度(386 ℃)高于A點和C點的最高溫度(202 ℃和255 ℃)。在冷卻階段,與A點和B點相比,C點的溫度下降得更快。預測的溫度趨勢與實驗結果很好地吻合,但是計算值和實驗值之間存在誤差。誤差來源可能由幾個因素造成:K型熱電偶的測量誤差;高溫黏土裹覆導致的誤差;在計算過程中,不考慮沉積層表面與周圍環境之間的熱輻射。這些導致計算的結果略高于實驗結果。

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

比較結果不僅驗證了有限元模型中的參數設置適用于PAW增材制造的溫度場預測,而且表明計算得到的溫度場結果適用于瞬態應力的計算。

2.2 單層零件沉積路徑比較結果

兩種沉積路徑溫度場歷史的計算結果比較如圖6所示。當沉積結束,即t=286.5 s時熱量在熄弧點周圍區域積累,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。經過120 s的冷卻,即t=406.5 s時,沉積層與基板間溫差逐漸減小,與靠近基板邊緣的區域相比,靠近中心的區域熱量消散得較慢。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

觀察瞬態應力分布圖(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力區域以及較低的應力峰值。兩種沉積路徑的高應力區均集中在沉積層與基板的連接區域,尤其是“月牙”的兩端,存在嚴重的應力集中。這是因為靠近基板邊緣的區域溫度低,零件與基板連接的區域邊緣處會產生較大的溫度梯度,導致材料由于熱塑性變形不均勻而產生較大的應力。“月牙”兩端區域的熱傳導散熱速率較之其他區域更快,有著更大的溫度梯度,因而會導致更嚴重的應力集中。

圖7 冷卻120 s后兩種沉積路徑瞬態應力的比較(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路徑上的殘余應力變化曲線圖。結合圖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力明顯低于全光柵式路徑,而兩種路徑下沉積的零件內部的殘余應力差距較小。

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應力分布的比較結果可知,輪廓偏移路徑優于全光柵式路徑,考慮到零件成型的表面質量要求,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時整個零件的瞬態溫度場,紅色區域表示瞬態溫度超過TC4熔點(1650 ℃)的熔池。熱場分布隨著熱源的移動同步發生變化,當熱源移動至圖9所示的零件一端時,因沉積區域狹小,熱傳導速率較小,極易造成熱量累積而引發坍塌。隨著新沉積層逐漸遠離基板,熔池中心的峰值溫度逐漸上升,熔池的體積逐漸擴大。沉積開始時,第一層沉積層與基板直接接觸,熱量以熱傳導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 多層零件的應力分布

圖10顯示了每層的沉積結束時不同層的瞬態應力分布。在整個電弧沉積過程中,沉積層和基板均只出現瞬態拉應力,當冷卻至室溫時,瞬態拉應力會保留并轉化為零件內的殘余應力。

圖10 電弧沉積過程中的瞬態應力分布(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

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

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

圖11 冷卻至室溫后的殘余應力分布(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果發現,只有拉伸殘余應力保留在沉積的零件中,這主要是由于金屬從熔融狀態凝固再逐漸降溫的過程中發生收縮,受到基板或者已沉積金屬的限制后產生拉應力。由于受到的限制作用較小,零件頂層靠近邊緣的區域最終產生的殘余應力較小。對比圖10(d)和圖11(a),發現在整個冷卻過程結束后,沉積層與基板連接處會發生應力集中,尤其是靠近零件兩端的區域。同時基板處較高應力區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。

3 結論

(1)在兩種路徑規劃方式中,沉積結束并冷卻一段時間后,沉積層與基板的連接區域都會產生較其余區域更高的殘余應力。

(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,進而可以產生較小的殘余應力。

(3)當新層開始沉積時,之前的沉積層會經歷復雜的熱循環,包括多次重新加熱、重新冷卻以及部分區域的重新熔化。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,零件瞬態應力分布進行著規律的變化,較大應力位于接近頂層中部區域和底部與基板相接區域,然后保持并逐漸轉化為零件內的殘余應力。