電弧增材制造技術(shù)(WAAM)作為一種先進(jìn)的增材制造方法[1],在航空航天、汽車和船舶制造等行業(yè)得到了廣泛的應(yīng)用[2]。鈦合金因其卓越的比強(qiáng)度、耐腐蝕性能和抗拉強(qiáng)度而顯示出極大的應(yīng)用潛力[3]。然而,電弧增材鈦合金零件卻面臨著一個(gè)挑戰(zhàn):由于鈦合金具有優(yōu)異的高溫性能和獨(dú)特的物理屬性,加之電弧增材制造本身的特點(diǎn),增材制造鈦合金零件時(shí)復(fù)雜的熱循環(huán)和不均勻的冷卻速率往往會(huì)導(dǎo)致零件內(nèi)部產(chǎn)生較高的殘余應(yīng)力[4]。這些殘余應(yīng)力不僅會(huì)影響零件的尺寸穩(wěn)定性,還可能引起零件的裂紋[5]、變形[6-7],甚至是失效,從而限制了電弧增材制造鈦合金零件的應(yīng)用范圍和可靠性。因此,深入探索和理解電弧增材制造鈦合金零件過程中殘余應(yīng)力的生成原理、分布特性及其影響對于改善制造工藝、提升零件質(zhì)量和延長使用壽命至關(guān)重要。

國內(nèi)外的許多研究者在電弧增材制造的熱應(yīng)力有限元分析領(lǐng)域進(jìn)行了深入的研究。Kamble等[8]利用ANSYS模擬軟件對單道單層電弧增材進(jìn)行了溫度和應(yīng)力模擬,預(yù)測了溫度和應(yīng)力分布。Mukherjee等[9-11]探討了在電弧增材制造過程中,熔池的幾何形狀、冷卻速度以及凝固參數(shù)如何影響增材制造過程中的應(yīng)力和變形。北京工業(yè)大學(xué)的韓文濤等[12]利用數(shù)值模型對2Cr13薄壁材料在不同層間等待時(shí)間下的熱力學(xué)行為進(jìn)行了分析。Lei等[13]對層間停留時(shí)間如何影響電弧增材制造薄壁圓柱部件的熱行為進(jìn)行了研究,并研究了在不同的層間停留時(shí)間下,沉積部件內(nèi)部的溫度梯度如何變化。Zhao等[14-15]研究了電弧增材制造單道多層薄壁部件的熱歷程和熱應(yīng)力。

然而,在利用有限元模擬預(yù)測增材制造鈦合金殘余應(yīng)力時(shí)大多數(shù)學(xué)者都會(huì)近似處理增材件的幾何形狀,但在實(shí)際增材過程中,增材件的形狀往往是不規(guī)則的,如果近似處理為規(guī)則的幾何形狀,這會(huì)降低模擬計(jì)算的精度。

因此,本文通過精確定義模型幾何形狀[16],用接近實(shí)際增材件的幾何形狀進(jìn)行模擬,從而提高計(jì)算精度,使模擬結(jié)果更具可靠性,同時(shí)通過模擬多層增材進(jìn)而研究增材層數(shù)對熔池溫度、尺寸、應(yīng)力分布的影響,從而預(yù)測電弧增材鈦合金過程中溫度的演變規(guī)律和殘余應(yīng)力的分布規(guī)律。

1、實(shí)驗(yàn)材料與方法　　

實(shí)驗(yàn)采用母材為TC4的鈦合金板作為基板,基板尺寸為200mm×60mm×4mm,實(shí)驗(yàn)前用砂紙打磨基板表面以去除基表面的氧化層,焊絲采用直徑為1.2mm的TC4鈦合金焊絲,焊絲和母材的化學(xué)成分如表1所示。

實(shí)驗(yàn)采用FroniusTPS400i數(shù)字焊機(jī)作為弧焊電源搭配FANUCM-10iD/12六軸機(jī)器人進(jìn)行增材實(shí)驗(yàn),采用單道多層增材的方式在基板上進(jìn)行電弧增材實(shí)驗(yàn),增材方向?yàn)閱蜗蛟霾摹：附幽Ｊ竭x用MIG(Metalinertgas)脈沖模式,采用純氬氣作為保護(hù)氣體防止沉積層氧化,增材過程中控制層間溫度為45℃,具體的參數(shù)如表2所示。

對實(shí)驗(yàn)后的增材件用Autocut250自動(dòng)切割機(jī)進(jìn)行切割,然后對切割后的試樣進(jìn)行砂紙打磨,再使用MP-2B型金相試樣磨拋機(jī)進(jìn)行拋光,最后利用腐蝕液(2mLHF+5mLHNO₃+28mLH₂O)進(jìn)行腐蝕,即可得到焊縫區(qū)域與母材區(qū)域的分界線(熔合線)。

通過對增材后的增材件進(jìn)行磨平,然后在待測部位鉆孔、粘貼三軸應(yīng)變片來獲取應(yīng)變,由于鉆孔后的區(qū)域金屬材料被切除,所以導(dǎo)致盲孔處的應(yīng)力被釋放,在盲孔附近的應(yīng)力場平衡會(huì)遭到破壞導(dǎo)致附近的殘余應(yīng)力場發(fā)生變化,使用DH-3816N靜態(tài)應(yīng)變采集儀采集盲孔處的應(yīng)變,而應(yīng)變變化量與應(yīng)力變化量具有一定的對應(yīng)關(guān)系,通過測量盲孔附近的應(yīng)變變化量,即可計(jì)算出鉆孔處應(yīng)力釋放前的殘余應(yīng)力[17-20]。

2、有限元模型

2.1　網(wǎng)格劃分

實(shí)驗(yàn)所得沉積層截面輪廓線與橢圓形輪廓線接近,因此,采用橢圓的形狀參數(shù)進(jìn)行沉積層的建模以達(dá)到接近實(shí)際幾何形狀的目的,測量沉積層的平均寬度為7mm,以此寬度作為橢圓長軸長度,沉積層平均厚度為3mm,以此厚度作為橢圓短半軸長度,沉積層的平均長度為110mm,使用以上數(shù)據(jù)在有限元模擬軟件Abaqus中對增材件進(jìn)行模型建立,網(wǎng)格的密度與計(jì)算的精確度[21]和所需時(shí)間成正比,為了保證精確度的同時(shí)提高計(jì)算速度,需要根據(jù)不同區(qū)域的特性采用不同的網(wǎng)格劃分策略。在熱影響區(qū)附近,由于溫度變化梯度較大,需要進(jìn)行更細(xì)致的網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格尺寸為1mm×1mm×1mm。而在遠(yuǎn)離熱影響區(qū)的地方,由于溫度變化梯度較小,可以進(jìn)行較為粗糙的網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格尺寸為2mm×2mm×1mm。在這兩種區(qū)域之間,使用2∶1過渡網(wǎng)格來實(shí)現(xiàn)平滑過渡,網(wǎng)格類型均為六面體網(wǎng)格,網(wǎng)格劃分示意圖及路徑節(jié)點(diǎn)選取位置示意圖如圖1所示,單元總數(shù)為36780,結(jié)點(diǎn)總數(shù)為45303。

為了能反映實(shí)際工況,采用“生死單元法”模擬沉積層填充過程,選用熱力完全耦合[22]的方式進(jìn)行殘余應(yīng)力分析,因?yàn)樗�能夠反映出�?yīng)力場對溫度場的影響,采用C3D8T單元實(shí)現(xiàn)熱力雙向耦合仿真。

TC4鈦合金的熱物理屬性隨溫度的變化而變化,其熱物理屬性如圖2所示。另外,TC4鈦合金的固相線溫度為1600℃,液相線溫度為1650℃,潛熱為2.86×105J/kg。

2.2　熱傳導(dǎo)方程和應(yīng)力應(yīng)變方程　　

在增材過程中,傳熱控制方程可用式(1)表示:

式中:c為材料的比熱容;ρ為材料的密度;T為溫度;t為時(shí)間;λ為材料的導(dǎo)熱系數(shù);Q為內(nèi)熱源強(qiáng)度;x、y、z是空間坐標(biāo)系中的3個(gè)方向變量。熱源模型在熱力學(xué)分析中起著至關(guān)重要的作用。本研究采用Goldak等[23]提出的雙橢球熱源模型。根據(jù)實(shí)際熔池形狀調(diào)整熱源參數(shù),保證了焊接殘余應(yīng)力的計(jì)算精度。熱源模型前半部分和后半部分的熱流分布函數(shù)可由式(2)和式(3)描述:

式中:Q為熱輸入;af、ar、b、c為雙橢球形狀參數(shù)(取af=6,ar=12,b=3.5,c=6.5);ff、fr分別為前、后橢球的熱輸入分配比(取ff∶fr=1∶2);Q=ηUI(U為焊接電壓;I為焊接電流;η為電弧效率,在本研究中,η假設(shè)為0.85)。

本文的有限元模型考慮了焊接過程中的熱損失,焊件與環(huán)境之間的熱交換包括對流散熱和輻射散熱兩種形式。熱損失由式(5)牛頓定律和式(6)斯蒂芬-玻爾茲曼定律描述:

式中:h為對流換熱系數(shù)(20W/(m-2·℃));T1為增材件表面溫度;T0為環(huán)境溫度(20℃);ε為輻射換熱系數(shù)(0.85W/(m-2·℃));σ為Stefan-Boltzman常數(shù)。在力學(xué)分析中,將熱分析的結(jié)果作為熱載荷加載到彈塑性分析中,有限元模型中在溫度場下單元的熱應(yīng)力可以用式(7)來描述:

式中:εth表示熱應(yīng)變;α表示熱膨脹系數(shù);θI表示初始溫度。由熱應(yīng)變導(dǎo)致的熱應(yīng)力可以用式(8)來描述:

式中:D(θ)為依賴溫度變量的剛度矩陣,在材料參數(shù)上描述為熱應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

3、結(jié)果與討論

3.1　增材層數(shù)對熔池溫度的影響

由于TC4的液相線溫度為1650℃,故在有限元模擬時(shí)將大于1650℃的區(qū)域稱為熔池[24],而實(shí)際熔池大小可根據(jù)熔合線來判斷,圖3清晰地展示了第一層和第四層模擬計(jì)算后得到的瞬態(tài)熔池形狀和實(shí)驗(yàn)得到的熔池形狀的對比圖�？梢钥闯�,熔合區(qū)的溫度高于1650℃,第一層和第四層模擬熔池的面積幾乎等于實(shí)際熔池的面積,因此熔池的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好,這也表明了溫度場計(jì)算結(jié)果是有效合理的。

增材過程中不同層t=21.6s時(shí)溫度場分布云圖如圖4(a)和4(b)所示,從圖中可以發(fā)現(xiàn),在靠近熱源的區(qū)域,溫度梯度較大,遠(yuǎn)離熱源的區(qū)域,溫度梯度較小,而且熱源走過的區(qū)域熱影響區(qū)所占區(qū)域也比較大,這是因?yàn)闊嵩醋饔玫奈恢们『檬遣牧系娜刍瘏^(qū)域,這里的溫度能夠上升至材料的熔點(diǎn)甚至更高。隨著熱能沿著熱源前進(jìn)的路徑以及向材料內(nèi)部擴(kuò)散,溫度會(huì)逐步下降,而距離熱源走過時(shí)間越長的區(qū)域,溫度擴(kuò)散的區(qū)域越大。還可以發(fā)現(xiàn)第四層的熔池尺寸比第一層大,這是因?yàn)殡S著層數(shù)的增加,之前層殘余的熱量會(huì)與新的增材層的熱量累積,使得底層的溫度逐漸上升。這種溫度的連續(xù)累積導(dǎo)致熔池隨時(shí)間吸收更多熱能,從而使其體積逐步擴(kuò)大。

圖5為不同層相同位置處的節(jié)點(diǎn)溫度隨時(shí)間變化規(guī)律,節(jié)點(diǎn)選取位置如圖1所示,選取的節(jié)點(diǎn)為每一層距增材結(jié)束位置10mm處上表面中間位置的節(jié)點(diǎn),可以看出當(dāng)熱源移動(dòng)至節(jié)點(diǎn)位置時(shí)(t=20s),節(jié)點(diǎn)溫度迅速上升至最高溫度,當(dāng)熱源離開節(jié)點(diǎn)位置時(shí),節(jié)點(diǎn)溫度緩慢下降,當(dāng)熱源結(jié)束作用時(shí),節(jié)點(diǎn)溫度下降速度開始加快,直至溫度降為室溫(20℃)。從圖中還可以發(fā)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)的最高溫度隨著增材層數(shù)的增加而逐漸上升,然而冷卻速率卻逐漸降低,這是由于在單道多層直壁零件的增材過程中,由于散熱條件的變化會(huì)導(dǎo)致熱積累效應(yīng),這種熱積累效應(yīng)導(dǎo)致熔池溫度隨著增材層數(shù)的增加隨之升高,同時(shí)冷卻速率逐漸降低。

3.2　增材層數(shù)對應(yīng)力分布的影響

增材后冷卻至室溫(T=20℃)時(shí)Mises應(yīng)力場分布云圖如圖6所示,可以明顯看出,第一層和第四層冷卻后Mises應(yīng)力在增材層的起始位置和增材層的結(jié)束位置處較高,而增材層的中間區(qū)域Mises應(yīng)力分布比較均勻,第一層最高M(jìn)ises應(yīng)力可達(dá)1132MPa,第四層最高可達(dá)971MPa,這是因?yàn)椴牧铣练e過程的不連續(xù)性導(dǎo)致的,這種不連續(xù)性會(huì)使得材料在這些區(qū)域的冷卻和收縮過程中呈現(xiàn)出不同的特性,與連續(xù)沉積的區(qū)域相比,在此部位更容易產(chǎn)生應(yīng)力集中。此外,在增材過程中,新沉積的材料通常處于較高的溫度狀態(tài),但隨著時(shí)間的推移會(huì)逐步冷卻并凝固。在起始和結(jié)束的位置,由于熱量的輸入和輸出發(fā)生突變,會(huì)形成較大的溫度梯度,這會(huì)導(dǎo)致這些區(qū)域的材料以及其周圍的材料收縮不均,從而產(chǎn)生應(yīng)力集中。

圖7對比了不同層增材后Mises應(yīng)力以及x、y、z方向上的殘余應(yīng)力隨路徑方向變化曲線,每一層的路徑選取位置示意圖如圖1所示,從圖7(a)和7(b)可以看出,隨著增材層數(shù)的升高,Mises應(yīng)力和x向應(yīng)力在增材開始處和增材結(jié)束處呈現(xiàn)逐漸下降的趨勢,而在增材中間區(qū)域Mises應(yīng)力和x向應(yīng)力變化不大,保持在一個(gè)相對平穩(wěn)的狀態(tài),這是由于應(yīng)力釋放后重新分布的原因,在多層增材的過程中,每一層材料的沉積都會(huì)導(dǎo)致整個(gè)結(jié)構(gòu)的熱循環(huán)和應(yīng)力重新分布。在最開始的一層,由于增材的材料較少,熱量的集中和冷卻速度的不均勻,使得開始和結(jié)束位置的應(yīng)力集中更為突出。然而,由于增材重熔作用和應(yīng)力釋放效應(yīng),增材層數(shù)的增加會(huì)降低應(yīng)力集中,因此開始和結(jié)束位置的應(yīng)力集中效應(yīng)會(huì)逐步減小。而增材開始處和增材結(jié)束處應(yīng)力集中又比較明顯,因此在此區(qū)域應(yīng)力釋放更為明顯,而在中間區(qū)域,由于應(yīng)力分布比較均勻,因此應(yīng)力釋放在此區(qū)域表現(xiàn)的并不明顯。從圖7(c)可以看出,y向應(yīng)力都為負(fù)值,這表明在y方向上材料受到的是壓應(yīng)力,y向應(yīng)力總體上表現(xiàn)為第2、3、4層壓應(yīng)力相比第1層較高,這是因?yàn)樵谠霾倪^程中,每增材一層時(shí),都會(huì)在與前一層的界面處產(chǎn)生熔合和固化過程,這個(gè)過程伴隨著材料的熱膨脹和隨后的冷卻收縮,所以每一層的應(yīng)力變化都是在前一層已經(jīng)存在殘余應(yīng)力的基礎(chǔ)上進(jìn)行的,所以第2、3、4層增材會(huì)比第1層積累更多的應(yīng)力。從圖7(d)可以看出,隨著增材層數(shù)的增加,z向應(yīng)力總體上表現(xiàn)為先升高后降低,這是由于隨著增材層數(shù)的增加,增材高度也逐漸增加,然而每一層材料的熔化和固化過程都伴隨著顯著的熱輸入和熱傳導(dǎo)。在多層增材過程中,隨著增材層數(shù)的增加,底部層會(huì)經(jīng)歷反復(fù)的熱循環(huán),這導(dǎo)致熱在垂直方向(z向)上累積,進(jìn)而增加了材料內(nèi)部的溫度梯度,從而在冷卻和固化過程中產(chǎn)生更大的殘余應(yīng)力;同時(shí)增材件內(nèi)部與外部的冷卻速率差異也會(huì)增加,而層與層之間的冷卻速率差異會(huì)導(dǎo)致不均勻收縮,尤其是在z向,從而在材料內(nèi)部形成較大的溫度梯度和相應(yīng)的應(yīng)力梯度,導(dǎo)致z向殘余應(yīng)力先升高。隨著層數(shù)的增加,材料開始經(jīng)歷重復(fù)的加熱和冷卻周期,增材部位的溫度逐漸穩(wěn)定,使得材料能更有效地釋放應(yīng)力,從而導(dǎo)致z向殘余應(yīng)力在達(dá)到一定高度后開始降低。

3.3　實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)的可靠性,采用盲孔法對增材件進(jìn)行了殘余應(yīng)力測試[25],這里對四層的增材件進(jìn)行盲孔法實(shí)驗(yàn),圖8為盲孔法打孔位置示意圖。

各個(gè)盲孔處的z向模擬應(yīng)力值及實(shí)驗(yàn)均值與模擬均值的對比如圖9所示,由于無法精確定位到孔的具體位置處的模擬應(yīng)力值,因此根據(jù)打孔位置將數(shù)據(jù)化分為兩組:(a)組為孔1、3、5,(b)組為孔2、4、6,取兩組數(shù)據(jù)的平均值作為參考,以此來驗(yàn)證模擬的可靠性,模擬結(jié)果根據(jù)打孔位置選取相同位置處的路徑進(jìn)行數(shù)據(jù)提取,提取的應(yīng)力結(jié)果如圖9曲線所示,然后對提取的結(jié)果求平均值,得出模擬均值結(jié)果,從圖9(a)可以得出實(shí)驗(yàn)均值為41.33MPa,模擬均值為31.10MPa,從圖9(b)可以得出計(jì)算均值為21.33MPa,模擬均值為20.23MPa,不難看出,模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果擬合良好,說明模擬結(jié)果是十分可靠的。

4、結(jié)論

1)通過模擬得到的熔合線和z向應(yīng)力均值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好,驗(yàn)證了建模方法的有效性;

2)在單道多層直壁零件的增材過程中,由于散熱條件的變化會(huì)導(dǎo)致熱積累效應(yīng),這種熱積累效應(yīng)使得熔池溫度隨著增材層數(shù)的增加逐漸升高,同時(shí)冷卻速率逐漸降低;

3)由于材料沉積過程的不連續(xù)性,增材層的起始和結(jié)束位置會(huì)形成較大的熱梯度,從而引起這些區(qū)域的材料以及其周圍的材料收縮不均,導(dǎo)致該部位應(yīng)力集中較為明顯,而增材層的中間區(qū)域由于持續(xù)的材料沉積,熱量較為均勻地分布,因此冷卻過程更加平穩(wěn),應(yīng)力分布也更均勻,此外,由于增材重熔作用和應(yīng)力釋放效應(yīng),增材層數(shù)的增加會(huì)降低應(yīng)力集中。

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