2020, Vol. 41
在激光熔丝增材制造领域, 钛合金因具有比强度高、耐腐蚀性强等特点, 在航空航天、深海船舶等领域被广泛应用.在激光熔丝沉积过程中经历了高能激光束的长期周期性剧烈加热和冷却, 在零件内部产生了极其复杂的热应力和组织应力[1], 容易产生变形和残余应力问题, 并且影响后续加工作业, 使得增材制造(AM)零件常常达不到设定的要求, 是制约其发展的重要因素[2-3].数值模拟是解决这类问题的有力工具, 可以测试不同沉积模式对温度场和残余应力场的影响, 优化工艺流程, 国内外很多学者广泛采用有限元法来进行研究[4-6].
Zhao等[7-8]利用三维瞬态传热数值模拟方法, 研究了单道多层焊接快速成形过程中的热应力演化、残余应力分布及沉积方向对残余应力和残余应变的影响.戴德平等[9]以ABAQUS软件为平台, 开发了用于模拟激光熔覆过程的温度场和应力场的非线性有限元计算方法, 对激光熔覆的温度场特征和焊接应力的演化过程进行了探究.Ali等[10]研究了扫描策略对选择性激光熔覆Ti-6Al-4V钛合金残余应力和力学性能的影响.逯世杰等[11]比较了不同有限元软件对Q390钢厚板T型接头焊接残余应力和变形预测的精度与效率.目前, 针对激光熔丝式增材制造的相关研究还较少, 在进行数值模拟时大都采用顺序热力耦合方法而没有考虑变形对温度的影响, 完全热力耦合分析相对较少.
本文以Ti-6Al-4V钛合金丝材为研究对象, 以ABAQUS软件为平台建立了激光熔丝增材制造过程完全热力耦合有限元模型, 对激光熔丝成形过程的温度场和应力场进行模拟.为钛合金激光熔丝增材制造工艺优化、减少沉积层变形与裂纹提供理论依据和参考.
1 试验材料和方法本文建立的数值模型数据来自文献[12]中的试验数据.增材试验在压强为20 Pa的真空腔体内进行；激光热源的最大功率为200 W, 光斑直径为0.8 mm, 可通过输入激光功率百分比来调节激光功率的大小；采用FLIRA655sc系红外热像仪, 图像分辨率为640×480, 帧频为25 Hz, 测温区间为300~2 000 ℃；试验基板和焊丝均为Ti-6Al-4V钛合金, 其中焊丝直径为0.4 mm.试验前对基板进行预处理.
工艺参数设置为激光功率180 W, 光斑直径0.8 mm, 扫描速度6 mm/s, 送丝速度6 mm/s, 基板预热100 ℃, 层间停留时间60 s.激光熔丝增材试验使用的Ti-6Al-4V钛合金基板材料尺寸为150 mm×80 mm×10 mm.在保证沉积层尺寸不变的情况下, 适当减小基板尺寸以提高计算效率, 减少计算时间, 将模型基板尺寸设定为60 mm×14 mm×5 mm.沉积层长度为50 mm, 单道11层沉积层的厚度为4.93 mm, 平均宽度为0.85 mm.单道11层试样几何形状如图 1所示.
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图 1 薄壁件试样的几何尺寸(mm) Fig.1 Geometric dimension of thin-walled specimen |
模型中基板和沉积层均采用8节点温度-位移耦合6面体单元, 共有52 502个单元, 63 160个节点, 有限元模型及网格划分如图 2所示.为了在保证计算结果精度的前提下提高计算效率, 对模型进行过渡网格划分, 沉积层网格划分最致密, 其最小单元尺寸为0.25 mm×0.25 mm×0.22 mm, 热影响区次之, 基板网格比较稀疏.为了更真实地模拟激光熔丝沉积过程中沉积层的生成, 采用生死单元(MODEL CHANGE/ADD)技术模拟材料的添加.
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图 2 模型网格划分和约束条件 Fig.2 Model meshing and constraints |
激光沉积过程瞬态温度场控制方程为
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(1) |
式中：c(θ)为比热容, J/(kg·K)；k(θ)为热导率, W/(m·℃)；ρ是材料密度；v是激光扫描速度；t是时间；▽是梯度算子；Q(x, y, z)是内热生成速率[13].
设定仿真模拟初始温度为20 ℃, 周围环境与基板传热的自然边界条件为
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(2) |
式中：P是基板和沉积层吸收的激光总功率；h是对流换热系数；T和T0分别是表面温度和环境温度；n是外表面法向量；ε是材料的辐射率，在计算中取值为0.4；σ为Stefan-Boltzmann常数(5.67×10-11mW/(mm2·℃)).
为了准确模拟激光穿透效应并捕获成形过程中的瞬态热传输现象, 本文使用Goldak等[14]提出的移动高斯热源分布, 其中椭球热源的表达式为
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(3) |
式中：a，b，c为体热源的外形参数；P为激光功率；η为能量吸收率，在本文中取值为0.5.使用FORTRAN语言编写ABAQUS用户子程序DFLUX，实现连续高斯分布热源的加载.单道多层沉积时的激光热源扫描方向如图 3所示.
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图 3 激光热源扫描方向 Fig.3 Laser source scanning direction |
在本文的仿真模拟计算中, 沉积层和基板材料均为Ti-6Al-4V钛合金, 计算中采用的材料高温热物理性能参数和高温力学性能参数见文献[6].材料性能参数随温度的变化如图 4所示.
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图 4 材料性能参数随温度的变化 Fig.4 Variation of material performance parameters with temperature (a)—热物理性能参数；(b)—力学性能参数. |
根据激光熔丝增材制造实际的物理过程, 在建立有限元模型时做出以下假设：
1) 材料弹性应力-应变关系服从各向同性Hooke定律, 塑性行为服从Von Mises准则.
2) 激光热源定义为体高斯热源, 激光与材料的相互作用遵循传统传热学理论.
3) 忽略熔池流动及汽化对温度场的影响[15].
4) 忽略基板对工作台和夹具的热传导.
3 结果分析与讨论 3.1 温度场计算结果分析图 5为单道11层激光熔丝沉积成形的温度场演化过程.图中灰色部分表示温度高于熔点(1 668 ℃)的熔池区域.由图可知, 在熔池前端和两侧等温线较密集, 在熔池后端比较稀疏, 并且随着沉积层数量的增加, 沉积层的高温区域变得越来越大, 表明沉积形成过程中的热量累积是明显的.
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图 5 薄壁件成形过程温度场云图 Fig.5 Temperature field cloud diagram of the thin-walled part forming process (a)—第1层扫描结束；(b)—第5层扫描结束；(c)—第9层扫描结束；(d)—第11层扫描结束. |
图 6为单道多层试验与模拟所得的温度时间曲线对比图.由图 6a可知, 模拟数据误差在17%以内, 且变化趋势一致性良好.
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图 6 薄壁件成形过程热循环曲线比较 Fig.6 Comparison of thermal cycle curves in the forming process of thin-walled parts (a)—试验数据[12]；(b)—模拟数据. |
由图 6b可知, 随着沉积层高度的升高, 其热循环曲线的峰值温度呈非线性增加, 说明在沉积过程中存在着热累积效应.在第1层中点的热循环过程中, 第一个峰值为激光热源经过该点时熔池的形成过程；第二个峰值为热源经过第2层时该点的重熔过程；其他峰值温度不超过熔点(1 668 ℃), 没有重熔现象的发生.在第5层和第9层热循环过程中分别存在着3个超过熔点的连续峰, 说明层与层之间的冶金结合良好.
薄壁件层数对冷却速率的影响如图 7所示.由图 7可知, 模拟得到的冷却速率最大误差在19%左右.整体上, 与试验数据相比, 模拟温度峰值较高, 冷却速率较低.随着层数的增加, 冷却速率下降.这是由于沉积第1层热损失主要通过与基板的热传导所致, 随着沉积层数的增加对基板的热传导效应减弱, 沉积层表面的对流辐射散热效应逐渐增强, 散热条件变差，热累积效应增加, 这说明在散热机制中, 热传导散热占据的比重最大[15].
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图 7 薄壁件层数对冷却速率的影响 Fig.7 Effect of layers of thin-walled parts on cooling rate |
图 8为单道11层薄壁件沉积成形的残余应力分布云图.从图中可以看出, 薄壁件整体处于拉应力状态, 不同区域的应力状态有明显的差异, 中部区域残余应力相对稳定且基本一致, 在激光热源的起始点和结束点的两个区域应力波动较大, 最大残余应力集中在沉积层与基板交界处, 这主要由于热端效应的影响[16].其中, 最大等效Von Mises应力为1 304 MPa, x方向应力峰值为1 032 MPa, y方向应力峰值为976.5 MPa, 均大于材料常温时的屈服极限(920 MPa).
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图 8 薄壁件沉积模型的残余应力分布 Fig.8 Residual stress distribution of thin-walled part deposition model (a)—等效残余应力；(b)—x向应力；(c)—y向应力. |
选取如图 9所示的3条路径上的应力分布, 研究薄壁件应力场的分布特点.图 10a为路径AB上的残余应力, 可以看出, 沉积层与基板结合面及紧靠沉积层两侧基板表面上x向应力为拉应力状态, 且越靠近沉积层中心位置拉应力值越高.随着远离沉积层，基板表面上的应力逐渐转变为压应力状态.垂直扫描速度方向沉积层内部及靠近沉积层两侧基板的y向应力状态均为拉应力, 沿基板厚度方向的z向应力状态变化较为复杂.总体而言，x向拉应力值要大于y向和z向的应力, 因此沉积层容易在垂直于扫描方向产生裂纹, 主要是由于平行于激光扫描方向的温度梯度分量较高, x向应力明显高于y向应力[17].图 10b为路径CD上的残余应力分布.可以看出, 3个方向的残余应力变化较为均匀, 整体处于拉应力状态, 其中x向应力最大, y向和z向应力相对较小.图 10c为沿薄壁件中心线路径EF上不同层x向应力的残余应力分布, 可知, 在沉积层与基板表面的结合线上x向应力表现为拉应力状态, 且在起始点和结束点区域存在着较大的拉应力, 在沉积层上x向应力主要表现为中部拉伸, 起始点和结束点压缩, 中部残余应力值基本保持稳定.由于基板上的熔池与未熔化的热影响区直接相接, 受到未熔化热影响区的作用, 因此沉积层与基板表面的结合面处产生的拉应力最大.
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图 9 残余应力的路径定义 Fig.9 Path definition of residual stress |
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图 10 沿3条路径上的残余应力分布 Fig.10 Residual stress distribution along three paths (a)—路径AB；(b)—路径CD；(c)—路径EF. |
1) 计算的热循环曲线与试验测量值吻合良好, 在单道11层成形过程中, 随着薄壁件层数的增加, 热累积效应增强, 冷却速率下降, 相邻两层甚至多层之间出现重熔现象, 冶金结合条件良好.
2) 薄壁件残余应力整体呈现拉应力状态, x方向应力值较其他两个方向大得多, 在垂直于扫描方向易产生裂纹等缺陷.
3) 不同区域应力分布差异明显, 中部区域残余应力相对稳定, 两端应力分布比较复杂, 最大残余应力集中在沉积层两端与基板交界处.
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