電弧增材制造技術(WAAM)作為一種先進的增材制造方法[1],在航空航天、汽車和船舶制造等行業得到了廣泛的應用[2]。鈦合金因其卓越的比強度、耐腐蝕性能和抗拉強度而顯示出極大的應用潛力[3]。然而,電弧增材鈦合金零件卻面臨著一個挑戰:由于鈦合金具有優異的高溫性能和獨特的物理屬性,加之電弧增材制造本身的特點,增材制造鈦合金零件時復雜的熱循環和不均勻的冷卻速率往往會導致零件內部產生較高的殘余應力[4]。這些殘余應力不僅會影響零件的尺寸穩定性,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、提升零件質量和延長使用壽命至關重要。

國內外的許多研究者在電弧增材制造的熱應力有限元分析領域進行了深入的研究。Kamble等[8]利用ANSYS模擬軟件對單道單層電弧增材進行了溫度和應力模擬,預測了溫度和應力分布。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如何影響增材制造過程中的應力和變形。北京工業大學的韓文濤等[12]利用數值模型對2Cr13薄壁材料在不同層間等待時間下的熱力學行為進行了分析。Lei等[13]對層間停留時間如何影響電弧增材制造薄壁圓柱部件的熱行為進行了研究,并研究了在不同的層間停留時間下,沉積部件內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力。

然而,在利用有限元模擬預測增材制造鈦合金殘余應力時大多數學者都會近似處理增材件的幾何形狀,但在實際增材過程中,增材件的形狀往往是不規則的,如果近似處理為規則的幾何形狀,這會降低模擬計算的精度。

因此,本文通過精確定義模型幾何形狀[16],用接近實際增材件的幾何形狀進行模擬,從而提高計算精度,使模擬結果更具可靠性,同時通過模擬多層增材進而研究增材層數對熔池溫度、尺寸、應力分布的影響,從而預測電弧增材鈦合金過程中溫度的演變規律和殘余應力的分布規律。

1、實驗材料與方法　　

實驗采用母材為TC4的鈦合金板作為基板,基板尺寸為200mm×60mm×4mm,實驗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,焊絲和母材的化學成分如表1所示。

實驗采用FroniusTPS400i數字焊機作為弧焊電源搭配FANUCM-10iD/12六軸機器人進行增材實驗,采用單道多層增材的方式在基板上進行電弧增材實驗,增材方向為單向增材。焊接模式選用MIG(Metalinertgas)脈沖模式,采用純氬氣作為保護氣體防止沉積層氧化,增材過程中控制層間溫度為45℃,具體的參數如表2所示。

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

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

2、有限元模型

2.1　網格劃分

實驗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進行沉積層的建模以達到接近實際幾何形狀的目的,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,使用以上數據在有限元模擬軟件Abaqus中對增材件進行模型建立,網格的密度與計算的精確度[21]和所需時間成正比,為了保證精確度的同時提高計算速度,需要根據不同區域的特性采用不同的網格劃分策略。在熱影響區附近,由于溫度變化梯度較大,需要進行更細致的網格劃分,網格尺寸為1mm×1mm×1mm。而在遠離熱影響區的地方,由于溫度變化梯度較小,可以進行較為粗糙的網格劃分,網格尺寸為2mm×2mm×1mm。在這兩種區域之間,使用2∶1過渡網格來實現平滑過渡,網格類型均為六面體網格,網格劃分示意圖及路徑節點選取位置示意圖如圖1所示,單元總數為36780,結點總數為45303。

為了能反映實際工況,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]的方式進行殘余應力分析,因為它能夠反映出應力場對溫度場的影響,采用C3D8T單元實現熱力雙向耦合仿真。

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　熱傳導方程和應力應變方程　　

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為時間;λ為材料的導熱系數;Q為內熱源強度;x、y、z是空間坐標系中的3個方向變量。熱源模型在熱力學分析中起著至關重要的作用。本研究采用Goldak等[23]提出的雙橢球熱源模型。根據實際熔池形狀調整熱源參數,保證了焊接殘余應力的計算精度。熱源模型前半部分和后半部分的熱流分布函數可由式(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(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(20W/(m-2·℃));T1為增材件表面溫度;T0為環境溫度(20℃);ε為輻射換熱系數(0.85W/(m-2·℃));σ為Stefan-Boltzman常數。在力學分析中,將熱分析的結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力可以用式(7)來描述:

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

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

3、結果與討論

3.1　增材層數對熔池溫度的影響

由于TC4的液相線溫度為1650℃,故在有限元模擬時將大于1650℃的區域稱為熔池[24],而實際熔池大小可根據熔合線來判斷,圖3清晰地展示了第一層和第四層模擬計算后得到的瞬態熔池形狀和實驗得到的熔池形狀的對比圖。可以看出,熔合區的溫度高于1650℃,第一層和第四層模擬熔池的面積幾乎等于實際熔池的面積,因此熔池的計算結果與實驗結果吻合良好,這也表明了溫度場計算結果是有效合理的。

增材過程中不同層t=21.6s時溫度場分布云圖如圖4(a)和4(b)所示,從圖中可以發現,在靠近熱源的區域,溫度梯度較大,遠離熱源的區域,溫度梯度較小,而且熱源走過的區域熱影響區所占區域也比較大,這是因為熱源作用的位置恰好是材料的熔化區域,這里的溫度能夠上升至材料的熔點甚至更高。隨著熱能沿著熱源前進的路徑以及向材料內部擴散,溫度會逐步下降,而距離熱源走過時間越長的區域,溫度擴散的區域越大。還可以發現第四層的熔池尺寸比第一層大,這是因為隨著層數的增加,之前層殘余的熱量會與新的增材層的熱量累積,使得底層的溫度逐漸上升。這種溫度的連續累積導致熔池隨時間吸收更多熱能,從而使其體積逐步擴大。

圖5為不同層相同位置處的節點溫度隨時間變化規律,節點選取位置如圖1所示,選取的節點為每一層距增材結束位置10mm處上表面中間位置的節點,可以看出當熱源移動至節點位置時(t=20s),節點溫度迅速上升至最高溫度,當熱源離開節點位置時,節點溫度緩慢下降,當熱源結束作用時,節點溫度下降速度開始加快,直至溫度降為室溫(20℃)。從圖中還可以發現節點的最高溫度隨著增材層數的增加而逐漸上升,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導致熱積累效應,這種熱積累效應導致熔池溫度隨著增材層數的增加隨之升高,同時冷卻速率逐漸降低。

3.2　增材層數對應力分布的影響

增材后冷卻至室溫(T=20℃)時Mises應力場分布云圖如圖6所示,可以明顯看出,第一層和第四層冷卻后Mises應力在增材層的起始位置和增材層的結束位置處較高,而增材層的中間區域Mises應力分布比較均勻,第一層最高Mises應力可達1132MPa,第四層最高可達971MPa,這是因為材料沉積過程的不連續性導致的,這種不連續性會使得材料在這些區域的冷卻和收縮過程中呈現出不同的特性,與連續沉積的區域相比,在此部位更容易產生應力集中。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,但隨著時間的推移會逐步冷卻并凝固。在起始和結束的位置,由于熱量的輸入和輸出發生突變,會形成較大的溫度梯度,這會導致這些區域的材料以及其周圍的材料收縮不均,從而產生應力集中。

圖7對比了不同層增材后Mises應力以及x、y、z方向上的殘余應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,隨著增材層數的升高,Mises應力和x向應力在增材開始處和增材結束處呈現逐漸下降的趨勢,而在增材中間區域Mises應力和x向應力變化不大,保持在一個相對平穩的狀態,這是由于應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導致整個結構的熱循環和應力重新分布。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,使得開始和結束位置的應力集中更為突出。然而,由于增材重熔作用和應力釋放效應,增材層數的增加會降低應力集中,因此開始和結束位置的應力集中效應會逐步減小。而增材開始處和增材結束處應力集中又比較明顯,因此在此區域應力釋放更為明顯,而在中間區域,由于應力分布比較均勻,因此應力釋放在此區域表現的并不明顯。從圖7(c)可以看出,y向應力都為負值,這表明在y方向上材料受到的是壓應力,y向應力總體上表現為第2、3、4層壓應力相比第1層較高,這是因為在增材過程中,每增材一層時,都會在與前一層的界面處產生熔合和固化過程,這個過程伴隨著材料的熱膨脹和隨后的冷卻收縮,所以每一層的應力變化都是在前一層已經存在殘余應力的基礎上進行的,所以第2、3、4層增材會比第1層積累更多的應力。從圖7(d)可以看出,隨著增材層數的增加,z向應力總體上表現為先升高后降低,這是由于隨著增材層數的增加,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。在多層增材過程中,隨著增材層數的增加,底部層會經歷反復的熱循環,這導致熱在垂直方向(z向)上累積,進而增加了材料內部的溫度梯度,從而在冷卻和固化過程中產生更大的殘余應力;同時增材件內部與外部的冷卻速率差異也會增加,而層與層之間的冷卻速率差異會導致不均勻收縮,尤其是在z向,從而在材料內部形成較大的溫度梯度和相應的應力梯度,導致z向殘余應力先升高。隨著層數的增加,材料開始經歷重復的加熱和冷卻周期,增材部位的溫度逐漸穩定,使得材料能更有效地釋放應力,從而導致z向殘余應力在達到一定高度后開始降低。

3.3　實驗驗證

為驗證殘余應力數據的可靠性,采用盲孔法對增材件進行了殘余應力測試[25],這里對四層的增材件進行盲孔法實驗,圖8為盲孔法打孔位置示意圖。

各個盲孔處的z向模擬應力值及實驗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力值,因此根據打孔位置將數據化分為兩組:(a)組為孔1、3、5,(b)組為孔2、4、6,取兩組數據的平均值作為參考,以此來驗證模擬的可靠性,模擬結果根據打孔位置選取相同位置處的路徑進行數據提取,提取的應力結果如圖9曲線所示,然后對提取的結果求平均值,得出模擬均值結果,從圖9(a)可以得出實驗均值為41.33MPa,模擬均值為31.10MPa,從圖9(b)可以得出計算均值為21.33MPa,模擬均值為20.23MPa,不難看出,模擬結果與實驗結果擬合良好,說明模擬結果是十分可靠的。

4、結論

1)通過模擬得到的熔合線和z向應力均值與實驗結果吻合良好,驗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導致熱積累效應,這種熱積累效應使得熔池溫度隨著增材層數的增加逐漸升高,同時冷卻速率逐漸降低;

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

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