发布日期：2025-3-19 9:40:45
电弧增材制造技术(WAAM)作为一种先进的增材制造方法[1],在航空航天、汽车和船舶制造等行业得到了广泛的应用[2]。钛合金因其卓越的比强度、耐腐蚀性能和抗拉强度而显示出极大的应用潜力[3]。然而,电弧增材钛合金零件却面临着一个挑战:由于钛合金具有优异的高温性能和独特的物理属性,加之电弧增材制造本身的特点,增材制造钛合金零件时复杂的热循环和不均匀的冷却速率往往会导致零件内部产生较高的残余应力[4]。这些残余应力不仅会影响零件的尺寸稳定性,还可能引起零件的裂纹[5]、变形[6-7],甚至是失效,从而限制了电弧增材制造钛合金零件的应用范围和可靠性。因此,深入探索和理解电弧增材制造钛合金零件过程中残余应力的生成原理、分布特性及其影响对于改善制造工艺、提升零件质量和延长使用寿命至关重要。
国内外的许多研究者在电弧增材制造的热应力有限元分析领域进行了深入的研究。Kamble等[8]利用ANSYS模拟软件对单道单层电弧增材进行了温度和应力模拟,预测了温度和应力分布。Mukherjee等[9-11]探讨了在电弧增材制造过程中,熔池的几何形状、冷却速度以及凝固参数如何影响增材制造过程中的应力和变形。北京工业大学的韩文涛等[12]利用数值模型对2Cr13薄壁材料在不同层间等待时间下的热力学行为进行了分析。Lei等[13]对层间停留时间如何影响电弧增材制造薄壁圆柱部件的热行为进行了研究,并研究了在不同的层间停留时间下,沉积部件内部的温度梯度如何变化。Zhao等[14-15]研究了电弧增材制造单道多层薄壁部件的热历程和热应力。
然而,在利用有限元模拟预测增材制造钛合金残余应力时大多数学者都会近似处理增材件的几何形状,但在实际增材过程中,增材件的形状往往是不规则的,如果近似处理为规则的几何形状,这会降低模拟计算的精度。
因此,本文通过精确定义模型几何形状[16],用接近实际增材件的几何形状进行模拟,从而提高计算精度,使模拟结果更具可靠性,同时通过模拟多层增材进而研究增材层数对熔池温度、尺寸、应力分布的影响,从而预测电弧增材钛合金过程中温度的演变规律和残余应力的分布规律。
1、实验材料与方法
实验采用母材为TC4的钛合金板作为基板,基板尺寸为200mm×60mm×4mm,实验前用砂纸打磨基板表面以去除基表面的氧化层,焊丝采用直径为1.2mm的TC4钛合金焊丝,焊丝和母材的化学成分如表1所示。
实验采用FroniusTPS400i数字焊机作为弧焊电源搭配FANUCM-10iD/12六轴机器人进行增材实验,采用单道多层增材的方式在基板上进行电弧增材实验,增材方向为单向增材。焊接模式选用MIG(Metalinertgas)脉冲模式,采用纯氩气作为保护气体防止沉积层氧化,增材过程中控制层间温度为45℃,具体的参数如表2所示。
对实验后的增材件用Autocut250自动切割机进行切割,然后对切割后的试样进行砂纸打磨,再使用MP-2B型金相试样磨抛机进行抛光,最后利用腐蚀液(2mLHF+5mLHNO3+28mLH2O)进行腐蚀,即可得到焊缝区域与母材区域的分界线(熔合线)。
通过对增材后的增材件进行磨平,然后在待测部位钻孔、粘贴三轴应变片来获取应变,由于钻孔后的区域金属材料被切除,所以导致盲孔处的应力被释放,在盲孔附近的应力场平衡会遭到破坏导致附近的残余应力场发生变化,使用DH-3816N静态应变采集仪采集盲孔处的应变,而应变变化量与应力变化量具有一定的对应关系,通过测量盲孔附近的应变变化量,即可计算出钻孔处应力释放前的残余应力[17-20]。
2、有限元模型
2.1 网格划分
实验所得沉积层截面轮廓线与椭圆形轮廓线接近,因此,采用椭圆的形状参数进行沉积层的建模以达到接近实际几何形状的目的,测量沉积层的平均宽度为7mm,以此宽度作为椭圆长轴长度,沉积层平均厚度为3mm,以此厚度作为椭圆短半轴长度,沉积层的平均长度为110mm,使用以上数据在有限元模拟软件Abaqus中对增材件进行模型建立,网格的密度与计算的精确度[21]和所需时间成正比,为了保证精确度的同时提高计算速度,需要根据不同区域的特性采用不同的网格划分策略。在热影响区附近,由于温度变化梯度较大,需要进行更细致的网格划分,网格尺寸为1mm×1mm×1mm。而在远离热影响区的地方,由于温度变化梯度较小,可以进行较为粗糙的网格划分,网格尺寸为2mm×2mm×1mm。在这两种区域之间,使用2∶1过渡网格来实现平滑过渡,网格类型均为六面体网格,网格划分示意图及路径节点选取位置示意图如图1所示,单元总数为36780,结点总数为45303。
为了能反映实际工况,采用“生死单元法”模拟沉积层填充过程,选用热力完全耦合[22]的方式进行残余应力分析,因为它能够反映出应力场对温度场的影响,采用C3D8T单元实现热力双向耦合仿真。
TC4钛合金的热物理属性随温度的变化而变化,其热物理属性如图2所示。另外,TC4钛合金的固相线温度为1600℃,液相线温度为1650℃,潜热为2.86×105J/kg。
2.2 热传导方程和应力应变方程
在增材过程中,传热控制方程可用式(1)表示:
式中:c为材料的比热容;ρ为材料的密度;T为温度;t为时间;λ为材料的导热系数;Q为内热源强度;x、y、z是空间坐标系中的3个方向变量。热源模型在热力学分析中起着至关重要的作用。本研究采用Goldak等[23]提出的双椭球热源模型。根据实际熔池形状调整热源参数,保证了焊接残余应力的计算精度。热源模型前半部分和后半部分的热流分布函数可由式(2)和式(3)描述:
式中:Q为热输入;af、ar、b、c为双椭球形状参数(取af=6,ar=12,b=3.5,c=6.5);ff、fr分别为前、后椭球的热输入分配比(取ff∶fr=1∶2);Q=ηUI(U为焊接电压;I为焊接电流;η为电弧效率,在本研究中,η假设为0.85)。
本文的有限元模型考虑了焊接过程中的热损失,焊件与环境之间的热交换包括对流散热和辐射散热两种形式。热损失由式(5)牛顿定律和式(6)斯蒂芬-玻尔兹曼定律描述:
式中:h为对流换热系数(20W/(m-2·℃));T1为增材件表面温度;T0为环境温度(20℃);ε为辐射换热系数(0.85W/(m-2·℃));σ为Stefan-Boltzman常数。在力学分析中,将热分析的结果作为热载荷加载到弹塑性分析中,有限元模型中在温度场下单元的热应力可以用式(7)来描述:
式中:εth表示热应变;α表示热膨胀系数;θI表示初始温度。由热应变导致的热应力可以用式(8)来描述:
式中:D(θ)为依赖温度变量的刚度矩阵,在材料参数上描述为热应力-应变曲线。
3、结果与讨论
3.1 增材层数对熔池温度的影响
由于TC4的液相线温度为1650℃,故在有限元模拟时将大于1650℃的区域称为熔池[24],而实际熔池大小可根据熔合线来判断,图3清晰地展示了第一层和第四层模拟计算后得到的瞬态熔池形状和实验得到的熔池形状的对比图。可以看出,熔合区的温度高于1650℃,第一层和第四层模拟熔池的面积几乎等于实际熔池的面积,因此熔池的计算结果与实验结果吻合良好,这也表明了温度场计算结果是有效合理的。
增材过程中不同层t=21.6s时温度场分布云图如图4(a)和4(b)所示,从图中可以发现,在靠近热源的区域,温度梯度较大,远离热源的区域,温度梯度较小,而且热源走过的区域热影响区所占区域也比较大,这是因为热源作用的位置恰好是材料的熔化区域,这里的温度能够上升至材料的熔点甚至更高。随着热能沿着热源前进的路径以及向材料内部扩散,温度会逐步下降,而距离热源走过时间越长的区域,温度扩散的区域越大。还可以发现第四层的熔池尺寸比第一层大,这是因为随着层数的增加,之前层残余的热量会与新的增材层的热量累积,使得底层的温度逐渐上升。这种温度的连续累积导致熔池随时间吸收更多热能,从而使其体积逐步扩大。
图5为不同层相同位置处的节点温度随时间变化规律,节点选取位置如图1所示,选取的节点为每一层距增材结束位置10mm处上表面中间位置的节点,可以看出当热源移动至节点位置时(t=20s),节点温度迅速上升至最高温度,当热源离开节点位置时,节点温度缓慢下降,当热源结束作用时,节点温度下降速度开始加快,直至温度降为室温(20℃)。从图中还可以发现节点的最高温度随着增材层数的增加而逐渐上升,然而冷却速率却逐渐降低,这是由于在单道多层直壁零件的增材过程中,由于散热条件的变化会导致热积累效应,这种热积累效应导致熔池温度随着增材层数的增加随之升高,同时冷却速率逐渐降低。
3.2 增材层数对应力分布的影响
增材后冷却至室温(T=20℃)时Mises应力场分布云图如图6所示,可以明显看出,第一层和第四层冷却后Mises应力在增材层的起始位置和增材层的结束位置处较高,而增材层的中间区域Mises应力分布比较均匀,第一层最高Mises应力可达1132MPa,第四层最高可达971MPa,这是因为材料沉积过程的不连续性导致的,这种不连续性会使得材料在这些区域的冷却和收缩过程中呈现出不同的特性,与连续沉积的区域相比,在此部位更容易产生应力集中。此外,在增材过程中,新沉积的材料通常处于较高的温度状态,但随着时间的推移会逐步冷却并凝固。在起始和结束的位置,由于热量的输入和输出发生突变,会形成较大的温度梯度,这会导致这些区域的材料以及其周围的材料收缩不均,从而产生应力集中。
图7对比了不同层增材后Mises应力以及x、y、z方向上的残余应力随路径方向变化曲线,每一层的路径选取位置示意图如图1所示,从图7(a)和7(b)可以看出,随着增材层数的升高,Mises应力和x向应力在增材开始处和增材结束处呈现逐渐下降的趋势,而在增材中间区域Mises应力和x向应力变化不大,保持在一个相对平稳的状态,这是由于应力释放后重新分布的原因,在多层增材的过程中,每一层材料的沉积都会导致整个结构的热循环和应力重新分布。在最开始的一层,由于增材的材料较少,热量的集中和冷却速度的不均匀,使得开始和结束位置的应力集中更为突出。然而,由于增材重熔作用和应力释放效应,增材层数的增加会降低应力集中,因此开始和结束位置的应力集中效应会逐步减小。而增材开始处和增材结束处应力集中又比较明显,因此在此区域应力释放更为明显,而在中间区域,由于应力分布比较均匀,因此应力释放在此区域表现的并不明显。从图7(c)可以看出,y向应力都为负值,这表明在y方向上材料受到的是压应力,y向应力总体上表现为第2、3、4层压应力相比第1层较高,这是因为在增材过程中,每增材一层时,都会在与前一层的界面处产生熔合和固化过程,这个过程伴随着材料的热膨胀和随后的冷却收缩,所以每一层的应力变化都是在前一层已经存在残余应力的基础上进行的,所以第2、3、4层增材会比第1层积累更多的应力。从图7(d)可以看出,随着增材层数的增加,z向应力总体上表现为先升高后降低,这是由于随着增材层数的增加,增材高度也逐渐增加,然而每一层材料的熔化和固化过程都伴随着显著的热输入和热传导。在多层增材过程中,随着增材层数的增加,底部层会经历反复的热循环,这导致热在垂直方向(z向)上累积,进而增加了材料内部的温度梯度,从而在冷却和固化过程中产生更大的残余应力;同时增材件内部与外部的冷却速率差异也会增加,而层与层之间的冷却速率差异会导致不均匀收缩,尤其是在z向,从而在材料内部形成较大的温度梯度和相应的应力梯度,导致z向残余应力先升高。随着层数的增加,材料开始经历重复的加热和冷却周期,增材部位的温度逐渐稳定,使得材料能更有效地释放应力,从而导致z向残余应力在达到一定高度后开始降低。
3.3 实验验证
为验证残余应力数据的可靠性,采用盲孔法对增材件进行了残余应力测试[25],这里对四层的增材件进行盲孔法实验,图8为盲孔法打孔位置示意图。
各个盲孔处的z向模拟应力值及实验均值与模拟均值的对比如图9所示,由于无法精确定位到孔的具体位置处的模拟应力值,因此根据打孔位置将数据化分为两组:(a)组为孔1、3、5,(b)组为孔2、4、6,取两组数据的平均值作为参考,以此来验证模拟的可靠性,模拟结果根据打孔位置选取相同位置处的路径进行数据提取,提取的应力结果如图9曲线所示,然后对提取的结果求平均值,得出模拟均值结果,从图9(a)可以得出实验均值为41.33MPa,模拟均值为31.10MPa,从图9(b)可以得出计算均值为21.33MPa,模拟均值为20.23MPa,不难看出,模拟结果与实验结果拟合良好,说明模拟结果是十分可靠的。
4、结论
1)通过模拟得到的熔合线和z向应力均值与实验结果吻合良好,验证了建模方法的有效性;
2)在单道多层直壁零件的增材过程中,由于散热条件的变化会导致热积累效应,这种热积累效应使得熔池温度随着增材层数的增加逐渐升高,同时冷却速率逐渐降低;
3)由于材料沉积过程的不连续性,增材层的起始和结束位置会形成较大的热梯度,从而引起这些区域的材料以及其周围的材料收缩不均,导致该部位应力集中较为明显,而增材层的中间区域由于持续的材料沉积,热量较为均匀地分布,因此冷却过程更加平稳,应力分布也更均匀,此外,由于增材重熔作用和应力释放效应,增材层数的增加会降低应力集中。
参考文献
[1]Rodrigues T A,Duarte V,Miranda R M,et al. Current status and perspectives on wire and arc additive manufacturing (WAAM) [J]. Materials,2019,12(7):1121.
[2]熊江涛,耿海滨,林鑫,等. 电弧增材制造研究现状及在航空制造中应用前景[J]. 航空制造技术,2015(Z2):80-85.
XIONG Jiang-tao,GENG Hai-bin,LIN Xin, et al. Research status of wire and arc additive manufacture and its application in aeronautical manufacturing[J]. Aeronautical Manufacturing Technology,2015(Z2):80-85.
[3]李雷,于治水,张培磊,等. TC4 钛合金电弧增材制造叠层组织特征[J]. 焊接学报,2018,39(12):37-43+130.
LI Lei,YU Zhi-shui,ZHANG Pei-lei,et al. Microstructural characteristics of wire and arc additive layer manufacturing of TC4 components[J]. Transactions of the China Welding Institution,2018,39(12):37-43+130.
[4]Li C,Liu Z Y,Fang X Y,et al. Residual stress in metal additive manufacturing[J]. Procedia CIRP,2018,71:348-353.
[5]王明宇. 增材制造 TC4 钛合金裂纹扩展特性的研究[D]. 沈阳:东北大学,2018.
WANG Ming-yu. Study on properties of addictive manufactured TC4 titanium alloy crack propagation[D]. Shenyang:Northeastern University,2018.
[6]Mondal K A,Biswas P,Bag S. Prediction of welding sequence induced thermal history and residual stresses and their effect on welding distortion[J]. Welding in the World,2017,61(4):711-721.
[7]宗培,曾宏军,彭飞. 焊接过程对焊接残余应力及残余变形的影响[J]. 海军工程大学学报,2002,14(4):77-80.
ZONG Pei,ZENG Hong-jun,PENG Fei. Effect of welding procedure on welding residual stress and strain[J]. Journal of Naval University of Engineering,2002,14(4):77-80.
[8]Kamble A G,Venkata Rao R. Effects of process parameters and thermo-mechanical simulation of gas metal arc welding process [J]. International Journal of Modelling and Simulation,2016,36(4):170-182.
[9]Mukherjee T,Zhang W,DebRoy T. An improved prediction of residual stresses and distortion in additive manufacturing [J]. Computational Materials Science,2017,126:360-372.
[10]Mukherjee T,Wei H L,De A,et al. Heat and fluid flow in additive manufacturing—Part I:Modeling of powder bed fusion[J]. Computational Materials Science,2018,150:304-313.
[11]Mukherjee T,Wei H L,De A,et al. Heat and fluid flow in additive manufacturing-Part II:Powder bed fusion of stainless steel,and titanium,nickel and aluminum base alloys[J]. Computational Materials Science,2018,150:369-380.
[12]韩文涛,林健,雷永平,等. 不同层间停留时间下电弧增材制造 2Cr13 薄壁件热力学行为[J]. 焊接学报,2019,40(12):47 -52.
HAN Wen-tao,LIN Jian,LEI Yong-ping,et al. Thermal-stress analysis of wire-arc additive manufacturing 2Cr13 parts with different interlayer idle time[J]. Transactions of the China Welding Institution,2019,40(12):47-52.
[13]Lei Y,Xong J,Li R. Effect of inter layer idle time on thermal behavior for multi-layer single-pass thin-walled parts in GMAW-based additive manufacturing[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2018,96(1 / 4):1355-1365.
[14]Zhao H,Zhang G, Yin Z, et al. A 3D dynamic analysis of thermal behavior during single-pass multi-layer weld-based rapid prototyping[J]. Journal of Materials Processing Technology,2011,211(3):488-495.
[15]Zhao H,Zhang G,Yin Z,et al. Three-dimensional finite element analysis of thermal stress in single-pass multi-layer weld-basedrapid prototyping[J]. Journal of Materials Processing Technology,2012,212(1):276-285.
[16]Vastola G,Zhang G,Pei Q,et al. Controlling of residual stress in additive manufacturing of Ti6Al4V by finite element modeling [J]. Additive Manufacturing,2016,12:231-239.
[17]Gibmeier J,Nobre J P,Scholtes B. Residual stress determination by the hole drilling method in the case of highly stressed surface layers[J]. Journal of the Society of Materials Science,Japan,2004,53(3):21-25.
[18]陈才善. 残余应力测试———小孔释放法[M]. 西安:西安交通大学出版社,1991.
[19]陆才善,侯德门. 高残余应力钻孔法测量[J]. 机械强度,1988(1):34-38.
CHEN Cai-shan,HOU De-men. Measuring high level residual stress by the hole drilling method [J]. Journal of Mechanical Strength,1988(1):34-38.
[20]庄茁. 基于 ABAQUS 的有限元分析和应用[M]. 北京:清华大学出版社,2009. [21]Wang J,Ueda Y,Murakawa H,et al. Improvement in numerical accuracy and stability of 3-D FEM analysis in welding[J]. Welding Journal,1996,75(4):129-134.
[22]Vong P K,Rodger D. Coupled electromagnetic-thermal modeling of electrical machines[J]. IEEE transactions on Magnetics,2003, 39(3):1614-1617.
[23]Goldak J,Chakravarti A,Bibby M. A new finite element model for welding heat sources[J]. Metallurgical Transactions B,1984, 15:299-305.
[24]张悟童. 电弧熔丝增材制造熔池特性及堆积成形机理研究[D]. 北京:中国石油大学,2023.
ZHANG Wu-tong. Research on the melt pool behavior and deposition forming mechanism of wire arc additive manufacturing[D]. Beijing:China University of Petroleum,2023.
[25]Withers P J,Turski M,Edwards L,et al. Recent advances in residual stress measurement[J]. International Journal of Pressure Vessels and Piping,2008,85(3):118-127.
tag标签:钛合金电弧增材制造