不同沉积路径下钛合金叶片等离子弧增材制造过程的数值模拟

陶瑜杰,韩 磊,张浩权,陈希章

(温州大学 机电工程学院,浙江 温州 325800)

因具有较高的成型性和制造效率,增材制造(AM)技术近年来得到了迅速的发展[1]。与传统的减材制造相比,增材制造加工余量小、材料利用率高、周期短、成本低[2]。丝材电弧增材制造(wire-arc additive manufacturing,WAAM)为增材制造的一种工艺类型,其又可根据电弧类型分为气体保护金属电弧焊(GMAW)、气体保护钨极电弧焊(GTAW)、等离子弧焊(PAW)和混合电弧焊。在这些弧焊方式中,PAW因其低成本和高沉积率[3-4],被用来制造大型航空航天部件,其中钛合金因其优异的减重效果在飞机上的使用占比越来越高[5]。

然而PAW增材制造过程中,因其过大的热输入和迅速的加热冷却会在基板与沉积层之间产生很大的温度梯度,导致制造的零部件产生过大的残余应力,使零部件发生变形、裂纹甚至断裂。这些问题会极大地影响零部件的力学性能与尺寸精度,为解决这些问题需增加后期加工和热处理的成本。因此,了解如何通过工艺优化控制温度梯度和热应力的大小是十分重要的。

除实验方法之外,有限元分析法常被用来研究增材制造中热机械过程。有限元建模可以提高优化增材制造工艺的效率,还可以观察模型的动态热过程,进而了解热应力和变形的演变过程。例如,Hejripour等提出了三维瞬态热模型,研究并且揭示了模型计算出的冷却速度与增材过程中相形成的相关性[6]。Bai等建立了WAAM模型,研究并发现实时预热和后热都可减少零件的残余应力,不过预热的效果更好[7]。Xiong等建立了圆形零件的三维瞬态传热模型,研究发现在沉积过程中,基板的高温区和熔池内的最高温度会随着基板预热温度的升高而增加[8]。

调整零件沉积路径可以有效地降低热应力,它可以使增材制造过程中的温度分布更加均匀。除了材料特性和模型形状因素外,增材制造过程中的热影响历史是产生热应力和裂纹的主要原因。据了解,多数关于调整沉积路径对热过程的影响的研究都集中在激光增材制造领域[9-11]。而在电弧增材制造领域的相关研究,也多是基于简单的单道多层或者多道单层模型[12-13]。Zhang等通过实验研究表明,在填充内部道次时,外部轮廓的偏移有利于WAAM堆积层的残余应力分布和形状轮廓精度[14]。Lu等建立了矩形与“S”形的3D热机械耦合模型,研究发现调整预热与沉积扫描策略,可以使零件温度保持得均匀,进而减小残余应力[15]。

本研究利用ANSYS软件建立了PAW增材制造截面为“月牙”形的航天发动机叶片毛坯单层和多层的三维瞬态有限元模型,用来研究其增材制造过程中的热变化和瞬态应力分布。实验使用K型热电偶来监测基板上各点热循环。将计算的结果与实验结果进行比较,验证模型的可靠性。然后,用经过实验验证的模型来研究不同沉积路径对温度场变化、热循环特性和残余应力分布的影响。

1 实验材料与方法

1.1 实验

实验采用旁轴送丝的方式,KUKA 20 R1810-2和飞马特电源Transmig 550i分别是组成PAW增材制造系统的机器人和电源。实验材料为TC4基板和直径为1.2 mm的TC4丝材,其化学成分见表1。等离子弧在钨极和沉积层之间产生,丝材被送入电弧并熔化,以熔滴的形态与基板相结合。

表1 实验材料的化学成分(质量分数/%)Table 1 Chemical compositions of experimental materials (mass fraction/%)

图1给出了单层与九层叶片毛坯相关的几何尺寸。基板长150 mm、宽100 mm、厚10 mm。位于基板中心的叶片截面,其具体形状及尺寸如图1所示,除第一层的高度为2.8 mm外,其余每一层高度为2 mm。

图1 叶片毛坯的几何形状(a)单层的俯视图;(b)多层的前视图Fig.1 Geometry of the blade blank(a)top view of single layer;(b)front view of multiple layers

PAW增材制造实验的过程如图2所示。实验以等离子电弧为热源,采用的工艺参数见表2。由于是否进行轮廓沉积[14]会导致不同的热过程和热应力,因此设计了光栅式填充为主[14,16]的两个沉积方式,如图3 所示,路径沉积方向已使用黑色箭头及相应颜色的线进行标记,沉积顺序为:红色→黄色→蓝色。每沉积完一层,为防止后续沉积过程出现坍塌[17],冷却120 s[18]以确保适当的层间温度。每沉积完一层焊枪升高约2 mm再沉积下一层,每一次沉积之间的冷却时间是相同的。沉积结束并进行充分的冷却,最终成型的零件如图2(b)所示。

图2 PAW增材制造的实验过程 (a)单层零件;(b)最终成型零件Fig.2 Experimental process of PAW-based additive manufacturing (a)single-layer deposition;(b)final deposition

图3 沉积路径示意图(a)轮廓偏移;(b)全光栅式Fig.3 Schematic diagram of deposition path(a)zigzag with contour-offset;(b)full zigzag

表2 基于PAW的增材制造工艺参数Table 2 Process parameters for PAW-based additive manufacturing

实验过程中,采用镍铬镍硅材料制成的K型热电偶测量了如图1(a)所示的基板表面A,B,C点的温度,具体实验过程如图2(a)所示。热电偶与基板相接,外边裹覆一层不导电的高温黏土以避免电弧的直接加热。

1.2 有限元模型

使用商业软件ANSYS MESH建立了单层与多层叶片毛坯的3D有限元网格,如图4所示。由于零件形状较复杂且计算机算力有限,因此仅沉积前十层零件。同时为了提高计算效率并保持模拟精度,故仅对沉积层采用细化的六面体网格,基板采用四面体网格。通过网格无关性验证,最终确定沉积层和基板的网格尺寸为1～1.5 mm。最终的网格划分结果是:单层零件模型有77867个节点和38501个单元;多层零件模型有590415个节点和179321个单元。

图4 单层(a)与十层(b)零件的三维有限元网格Fig.4 Three-dimensional finite element mesh for the one-layer(a) and ten-layer part(b)

模型采用生死单元技术模拟增材制造中材料逐层堆积的过程。该技术在建模时预先建立基板和全部沉积层的模型,然后在开始计算之前,停用沉积层的所有单元。随着模拟过程的进行,停用的单元随着热源的移动逐步激活。

模型选用双椭球热源作为热源[19],Ding等[20]证明该热源模型适合等离子弧热源的模拟。电弧中心前部和后部区域的功率密度分布由方程(1)～(3)描述:

(1)

(2)

ff+fr=2

(3)

式中:q是电弧输入熔池的有效功率,可按式(4)计算;a为热源半球长度;f为能量分配系数;下标f, r分别表示前、后热源半球;b为热源宽度;c为热源深度。

q=ηIU

(4)

式中:I是焊接电流;U为焊接电压;η是热源效率系数,假设其数值为0.85。热源尺寸参数(af,ar,b,c)的确定方法见参考文献[19-20]。在十层零件沉积过程中,热源模型的形状分布参数不变。温度场和应力场的分析理论及材料的热物性参数见参考文献[21],模型各工艺参数见表2。

2 结果与讨论

2.1 实验验证

图5给出了单层零件按照图3(a)所示沉积时的模拟和实验结果的比较。温度首先在A点开始上升,然后是B点和C点,各点温度升高的顺序与轮廓偏移路径的热源运动轨迹表现一致。在沉积阶段,从A,B,C点的温度随时间变化曲线中可以观察到有两个局部峰。B点的最高温度(386 ℃)高于A点和C点的最高温度(202 ℃和255 ℃)。在冷却阶段,与A点和B点相比,C点的温度下降得更快。预测的温度趋势与实验结果很好地吻合,但是计算值和实验值之间存在误差。误差来源可能由几个因素造成:K型热电偶的测量误差;高温黏土裹覆导致的误差;在计算过程中,不考虑沉积层表面与周围环境之间的热辐射。这些导致计算的结果略高于实验结果。

图5 单层零件沉积过程中模拟和实验结果的比较 (a)A点;(b)B点;(c)C点Fig.5 Comparison between simulation and experiment results in one-layer-part deposition (a)point A;(b)point B;(c)point C

比较结果不仅验证了有限元模型中的参数设置适用于PAW增材制造的温度场预测,而且表明计算得到的温度场结果适用于瞬态应力的计算。

2.2 单层零件沉积路径比较结果

两种沉积路径温度场历史的计算结果比较如图6所示。当沉积结束,即t=286.5 s时热量在熄弧点周围区域积累,轮廓偏移路径较之全光栅式路径的峰值温度更高。保证其他工艺参数不变,轮廓偏移路径的热量消散得更快,这表明轮廓偏移路径在沉积阶段具有更好的散热情况。经过120 s的冷却,即t=406.5 s时,沉积层与基板间温差逐渐减小,与靠近基板边缘的区域相比,靠近中心的区域热量消散得较慢。轮廓偏移路径的温度场分布更靠近中心。

图6 冷却阶段两种沉积路径温度场历史的比较(俯视图)(a)轮廓偏移286.5 s; (b)轮廓偏移406.5 s;(c)全光栅式286.5 s; (d)全光栅式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

观察瞬态应力分布图(图7),在冷却120 s后,轮廓偏移路径下沉积的零件较之全光栅式路径,有着较小范围的高应力区域以及较低的应力峰值。两种沉积路径的高应力区均集中在沉积层与基板的连接区域,尤其是“月牙”的两端,存在严重的应力集中。这是因为靠近基板边缘的区域温度低,零件与基板连接的区域边缘处会产生较大的温度梯度,导致材料由于热塑性变形不均匀而产生较大的应力。“月牙”两端区域的热传导散热速率较之其他区域更快,有着更大的温度梯度,因而会导致更严重的应力集中。

图7 冷却120 s后两种沉积路径瞬态应力的比较(俯视图及零件与基板横截面图) (a)轮廓偏移;(b)全光栅式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

图8为冷却120 s后沿基板表面L1,L2和L3路径上的残余应力变化曲线图。结合图7零件与基板的截面图,通过比较可知,在单层叶片的沉积过程中,轮廓偏移路径沉积层的两端残余应力明显低于全光栅式路径,而两种路径下沉积的零件内部的残余应力差距较小。

图8 两种沉积路径沿基板表面中心线的残余应力分布的比较(a)X方向;(b)Y方向;(c)自定义路径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

从单层零件温度场历史和瞬态应力分布的比较结果可知,轮廓偏移路径优于全光栅式路径,考虑到零件成型的表面质量要求,可以通过对多层零件沉积过程的解释,选择轮廓偏移路径。

2.3 多层零件的热循环特性

图9描述了多层零件在沉积过程中,热源在每层轮廓起点时整个零件的瞬态温度场,红色区域表示瞬态温度超过TC4熔点(1650 ℃)的熔池。热场分布随着热源的移动同步发生变化,当热源移动至图9所示的零件一端时,因沉积区域狭小,热传导速率较小,极易造成热量累积而引发坍塌。随着新沉积层逐渐远离基板,熔池中心的峰值温度逐渐上升,熔池的体积逐渐扩大。沉积开始时,第一层沉积层与基板直接接触,热量以热传导的方式直接传递到基板,因此具有较低的峰值温度。然而随着沉积零件高度的增加,通过基板散发的热量逐渐减少,热累积量增加,上层的峰值温度提高。

图9 电弧沉积过程中不同层的瞬态热分布(a)第一层;(b)第四层;(c)第七层;(d)第十层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 多层零件的应力分布

图10显示了每层的沉积结束时不同层的瞬态应力分布。在整个电弧沉积过程中,沉积层和基板均只出现瞬态拉应力,当冷却至室温时,瞬态拉应力会保留并转化为零件内的残余应力。

图10 电弧沉积过程中的瞬态应力分布(a)第一层;(b)第四层;(c)第七层;(d)第十层Fig.10 Transient stress distribution in different layers during arc deposition process(a)1st layer;(b)4th layer;(c)7th layer;(d)10th layer

较大应力的位置位于顶层中部附近和沉积层底部的两端区域,其中沉积层与基板连接的区域依旧产生了极大的应力集中。随着新层在顶部不断沉积,应力场进行着有规律的演变,在第N层沉积结束并经过层间冷却后,应力在N层中部和底部两端附近积累。然而,当N+1层沉积在N层上面时,该区域应力被部分缓解,然后在N+1层中部和两端靠近基板附近积累,如图10所示。这种规则的交替变换现象主要与相应的热循环有关,多次的重新加热和重新冷却起到了应力释放的作用。较高的温度会使材料局部软化,因而在每层沉积结束瞬间,熔池及其周围会观察到一个应力相对较低的区域。

图11显示了两种沉积路径下零件冷却至室温后的残余应力分布情况。通过对比沉积件整体残余应力可以发现,轮廓偏移路径下的残余应力要明显小于全光栅式路径。

图11 冷却至室温后的残余应力分布(a)轮廓偏移; (b)全光栅式Fig.11 Residual stress distribution after cooling to room temperature(a)zigzag with contour-offset;(b)full zigzag

观察轮廓偏移路径的结果发现,只有拉伸残余应力保留在沉积的零件中,这主要是由于金属从熔融状态凝固再逐渐降温的过程中发生收缩,受到基板或者已沉积金属的限制后产生拉应力。由于受到的限制作用较小,零件顶层靠近边缘的区域最终产生的残余应力较小。对比图10(d)和图11(a),发现在整个冷却过程结束后,沉积层与基板连接处会发生应力集中,尤其是靠近零件两端的区域。同时基板处较高应力区域的分布与基板的散热情况和受“月牙”形沉积层的拘束作用有关。

3 结论

(1)在两种路径规划方式中,沉积结束并冷却一段时间后,沉积层与基板的连接区域都会产生较其余区域更高的残余应力。

(2)与全光栅式路径相比,利用轮廓偏移路径沉积的零件具有较好的散热条件,进而可以产生较小的残余应力。

(3)当新层开始沉积时,之前的沉积层会经历复杂的热循环,包括多次重新加热、重新冷却以及部分区域的重新熔化。峰值温度由底层向中间层逐渐升高。

(4)随着新层不断地沉积在顶部,零件瞬态应力分布进行着规律的变化,较大应力位于接近顶层中部区域和底部与基板相接区域,然后保持并逐渐转化为零件内的残余应力。