不同工藝下GH4169鎳基高溫合金電弧增材制造熱力場(chǎng)數(shù)值模擬

來(lái)源 ：材料與測(cè)試網(wǎng)

導(dǎo)讀:采用SimufactWelding軟件建立電弧增材制造 GH4169鎳基高溫合金的有限元模型, 對(duì)該模型進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證,模擬分析了不同沉積路徑(單向沉積、往復(fù)沉積)和不同層間冷卻時(shí)間 (0,60,120s)下多層單道成形過(guò)程中的熱力場(chǎng)及變形量。結(jié)果表明:模擬得到電弧增材制造過(guò)程 中的熱循環(huán)曲線和殘余應(yīng)力與試驗(yàn)結(jié)果相吻合,相對(duì)誤差分別小于9%和3%,驗(yàn)證了該模型的準(zhǔn) 確性;與單向沉積路徑相比,往復(fù)沉積路徑可以改善成形件熱分布和應(yīng)力場(chǎng)分布的均勻性,應(yīng)力場(chǎng) 和熱積累的影響范圍較小,溫度和殘余應(yīng)力較低,變形對(duì)稱性較好;隨著層間冷卻時(shí)間的延長(zhǎng),熱積 累、殘余應(yīng)力和變形量均降低,但降低幅度逐漸減小。采用往復(fù)沉積路徑且層間冷卻60s時(shí),電弧 增材制造 GH4169鎳基高溫合金的成形質(zhì)量較好。

電弧增材制造技術(shù)基于傳統(tǒng)焊接技術(shù)發(fā)展而 來(lái),具有成本低、生產(chǎn)效率高、材料利用率高等優(yōu)點(diǎn),且制備得到的成形件成分均勻,致密度高,廣泛應(yīng)用 于航空航天、國(guó)防軍工等領(lǐng)域[1-2] ;同時(shí)該技術(shù)的開 放環(huán)境對(duì)成形件尺寸無(wú)限制,便于成形大型復(fù)雜結(jié) 構(gòu)件,成形速率可達(dá)10kg·h -1,具有其他增材制造 技術(shù)不可比擬的生產(chǎn)效率和成本優(yōu)勢(shì)[3-5]。

在電弧增材制造過(guò)程中,熱源作用時(shí)間較長(zhǎng),沉 積方式多樣,溫度場(chǎng)分布不均勻,成形件內(nèi)部會(huì)產(chǎn)生 較大的熱應(yīng)力,導(dǎo)致出現(xiàn)微裂紋、變形等缺陷,成形 質(zhì)量難以控制[6-8]。DING 等[9-10]利用瞬態(tài)熱力學(xué)有 限元模型研究了電弧增材制造過(guò)程中溫度場(chǎng)與應(yīng)力 場(chǎng)的變化規(guī)律,發(fā)現(xiàn)成形件的殘余應(yīng)力與成形過(guò)程 中的熔池最高溫度呈線性關(guān)系,并基于此改進(jìn)了電 弧增材制造熱力場(chǎng)的計(jì)算模型,可明顯提高計(jì)算效 率。KAMBLE等[11]通過(guò)研究多層單道電弧增材制 造成形件的熱力場(chǎng),發(fā)現(xiàn)堆焊層區(qū)域的熱積累最嚴(yán) 重,當(dāng)設(shè)置層間冷卻后,在堆焊層與基體交界處產(chǎn)生 應(yīng)力集中。XIONG 等[12]研究發(fā)現(xiàn),電弧增材制造 過(guò)程中道間等待時(shí)間對(duì)散熱的效果會(huì)受成形件內(nèi)部 的熱積累效應(yīng)影響。FILIPPO 等[13]引入基于撞擊 空氣射流的成形件冷卻系統(tǒng)來(lái)改善電弧增材制造過(guò) 程的散熱能力,并建立有限元分析熱模型進(jìn)行溫度 場(chǎng)仿真,發(fā)現(xiàn)該冷卻系統(tǒng)可有效穩(wěn)定熔池尺寸和層 間溫度。王桂蘭等[14]在研究基板厚度對(duì)電弧增材 制造熱力場(chǎng)演變過(guò)程的影響時(shí)發(fā)現(xiàn),基板厚度的增 加有利于減小殘余應(yīng)力的影響范圍和成形件的翹曲 變形。目前,國(guó)內(nèi)外有關(guān)電弧增材制造過(guò)程中不同 工況條件下的溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)和熱變形的定量研究 較少,而探索工況對(duì)增材制造過(guò)程溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng) 的影響機(jī)制,進(jìn)而優(yōu)化電弧增材制造工藝參數(shù)以實(shí) 現(xiàn)高精度成形十分重要。為此,作者采用 Simufact Welding有限元分析軟件,建立了多層單道電弧增 材制造 GH4169鎳基高溫合金的有限元模型,并對(duì) 其進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證;對(duì)不同沉積路徑(單向沉積,往 復(fù)沉積)和不同層間冷卻時(shí)間(0,60,120s)條件下 的電弧增材成形高溫合金的熱力場(chǎng)和變形量進(jìn)行了 模擬。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法
試驗(yàn)材料選用直徑為1.6mm 的 GH4169鎳基 高溫合金焊絲,由北京億達(dá)昆泰科技有限公司提供, 化學(xué)成分見表1;基板材料為45鋼,化學(xué)成分見表 2,其尺寸為210mm×110mm×10mm,試驗(yàn)前用 丙酮擦拭基板上表面以去除油污。增材制造試驗(yàn)平 臺(tái)由松下 YC-315TC 型鎢極氬弧焊電源、WF007A型送 絲 機(jī)、VMC600 型 加 工 中 心、FANUC LR Mate200iD 型機(jī)器人構(gòu)成,增材制造工藝參數(shù)為電 流180 A,焊 接 速 度 150 mm·min -1,送 絲 速 度 750mm·min -1,往復(fù)沉積路徑,層間冷卻時(shí)間60s。 在基板上堆焊出單道10層長(zhǎng)150mm 的成形件,成 形件的幾何模型見圖1,用壓板將基板固定在試驗(yàn) 臺(tái)上。

在電弧增材制造過(guò)程中,采用 Fluke-Ti400型 紅外熱成像儀對(duì)成形件的溫度進(jìn)行記錄,測(cè)試位置 位于成形件中垂線上距成形件中心20mm 的基板 處,并用SmartView 軟件進(jìn)行數(shù)據(jù)處理。增材制造 結(jié)束后,將應(yīng)變花粘貼在位于成形件中垂線的基板 上,采用JHMK-10型應(yīng)力檢測(cè)系統(tǒng)應(yīng)用盲孔法測(cè) 成形件的殘余應(yīng)力分布,盲孔孔徑為2mm。

2 有限元模擬
2.1 有限元模型
利用 Simufact Welding焊接模擬軟件對(duì)電弧 增材制造過(guò)程進(jìn)行熱彈塑性分析,有限元模擬的工 藝參數(shù)與試驗(yàn)參數(shù)一致。采用 Hypermesh軟件劃 分網(wǎng)格,單元類型為八節(jié)點(diǎn)六面體單元,為保證計(jì)算 的精度以及效率,基板處引入過(guò)渡網(wǎng)格,采用1∶2與 1∶3過(guò)渡,在堆焊的第1層通過(guò)內(nèi)插法均勻布置節(jié)點(diǎn) 種子從而建立圓弧模型,第2層至10層的網(wǎng)格利用 第1層焊道上邊緣的節(jié)點(diǎn)依次向上保持形狀一致, 整體呈現(xiàn)“瓦片狀”的堆疊結(jié)構(gòu)。模型的網(wǎng)格總數(shù)為 41428,節(jié)點(diǎn) 總 數(shù) 為 62071,具 體 網(wǎng) 格 劃 分 如 圖 2 所示。

2.2 材料熱物理性能參數(shù)

材料的熱物理性能隨著溫度變化呈典型非線性 變化,尤其難以得到在金屬固/液界面較高溫度下的 性能參數(shù)。為確保仿真的準(zhǔn)確性,借助專業(yè)材料性 能模擬軟件JMatPro來(lái)得到材料的熱物理性能參 數(shù)。將試驗(yàn)材料的化學(xué)成分輸入JMatPro軟件中 計(jì)算出不同溫度下45鋼和 GH4169鎳基高溫合金 的熱物理性能參數(shù),并與已有的材料熱物理性能參 數(shù)進(jìn)行對(duì)比來(lái)修正,最終計(jì)算結(jié)果見圖3。

2.3 熱源模型及邊界條件
雙橢球熱源模型充分考慮了電弧熱流沿板厚方 向的分布以及電弧對(duì)熔池的攪拌作用,因此采用雙 橢球熱源模型對(duì) GH4169 鎳基高溫合金的電弧增 材制造過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬。前、后半部分橢球的熱 流密度分布表達(dá)式如下:

式中:qf,qb 分別為前、后半部分橢球的熱流密度分 布函數(shù);a 為熔池寬度;b 為熔池深度;cf 為前半軸 長(zhǎng)度;cb 為后半軸長(zhǎng)度;Q 為熱輸入有效功率;ff, fb 分別為前、后半部分橢球的熱流密度分配系數(shù), ff+fb=2。 雙橢球熱源模型參數(shù)如表3所示。

有限元模擬過(guò)程中的邊界條件主要包括熱分析 中的對(duì)流及輻射換熱條件和力分析中的位移邊界條 件,成形件主要通過(guò)與空氣進(jìn)行熱輻射、對(duì)流以及與 基板接觸進(jìn)行熱傳導(dǎo)來(lái)實(shí)現(xiàn)散熱。設(shè)置初始溫度為 20 ℃,與空氣的對(duì)流傳熱系數(shù)為50 W·m -2·K -1, 輻射換熱系數(shù)為0.6;由于金屬基板的散熱條件良 好,設(shè)置傳熱系數(shù)為500W·m -2·K -1。為防止電弧 增材制造過(guò)程中發(fā)生由熱積累過(guò)大導(dǎo)致的基板變形,在基板四周通過(guò)向壓板施加載荷來(lái)限制基板z 軸方向的變形,設(shè)置螺栓剛度為1×10 6 N·m -1,壓 板載荷經(jīng)多次試驗(yàn)對(duì)比最終設(shè)置為150N。

3 模型的試驗(yàn)驗(yàn)證

將基板上距成形件中心20mm 處溫度的模擬結(jié) 果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。由圖4可知,模擬得到電弧 增材制造過(guò)程中測(cè)試點(diǎn)的熱循環(huán)曲線與試驗(yàn)結(jié)果相 吻合,相對(duì)誤差小于9%,驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性。電弧增材制造過(guò)程中測(cè)試點(diǎn)溫度經(jīng)歷了10次波 動(dòng),表明發(fā)生了10次溫度驟增與驟降的過(guò)程。

將基板上垂直于成形件中垂線上的殘余應(yīng)力 的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。由圖5可以看 出:電弧增材 制 造 成 形 件 試 樣 的 殘 余 應(yīng) 力 分 布 模 擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,相對(duì)誤差小于3%, 證明了有限 元 模 型 的 準(zhǔn) 確 性;成 形 件 試 樣 的 殘 余 應(yīng)力均為拉應(yīng)力,且在堆焊層區(qū)域的拉應(yīng)力較高, 這主要是由 于 堆 焊 層 經(jīng) 歷 多 次 熱 循 環(huán) 過(guò) 程,溫 度 變化較大所致。

4 不同工藝下的熱力場(chǎng)與變形量模擬結(jié)果

4.1 不同沉積路徑下的溫度場(chǎng)
電弧增材制造的沉積路徑?jīng)Q定熱源移動(dòng)方式, 從而影響成形件的熱力場(chǎng)。由圖6可以看出:電弧 增材制造結(jié)束后,成形件的熱量由熄弧端向起弧端 傳遞,成形件和基板上的溫度以成形件中垂線為中 心呈對(duì)稱分布;與往復(fù)沉積路徑相比,單向沉積路徑 下成形件的散熱能力較弱,成形件熄弧端產(chǎn)生的熱 積累較嚴(yán)重,且熱積累分布區(qū)域較大�？芍�,往復(fù)沉 積路徑可以改善成形件整體的溫度分布均勻性,對(duì) 提高成形質(zhì)量具有重要作用。

由圖7可知,單向與往復(fù)沉積路徑下成形件中 點(diǎn)的最高溫度與堆焊層數(shù)呈正相關(guān)。2種路徑下第 1堆焊層中點(diǎn)的最高溫度相同,隨著堆焊層數(shù)的增 加,散熱條件變差,最高溫度升高。單向沉積路徑下 每層中點(diǎn)的最高溫度均高于往復(fù)沉積路徑下,并且 最高溫度的差值隨著堆焊層數(shù)的增加而增大。原因 在于單向沉積路徑下成形件散熱條件較差,熱積累 逐漸增加,使溫度升高較大,而往復(fù)沉積路徑下,熱 源呈S形運(yùn)動(dòng),此過(guò)程中成形件的散熱條件較好, 熱積累較少,因此最高溫度較低。

4.2 不同沉積路徑下的應(yīng)力場(chǎng)及變形量

由圖8可知:單向與往復(fù)沉積路徑下成形件的 整體殘余應(yīng)力基本以成形件中垂線為中心呈對(duì)稱分 布,最大應(yīng)力位于成形件與基板接觸處;往復(fù)沉積路 徑下成形件的應(yīng)力場(chǎng)比單向沉積路徑下更均勻,影 響范圍較小,單向沉積路徑下熄弧端成形件與基板 接觸處的應(yīng)力較大,這是由于往復(fù)沉積路徑下,焊接 熱源呈 S形運(yùn)動(dòng),起熄弧交替變化,成形件整體熱 量分布較均勻,溫度梯度較小,而在單向沉積路徑下,熱源移動(dòng)方向不變導(dǎo)致熄弧端的溫度梯度較大 所致。

由圖9可知:單向和往復(fù)沉積路徑下成形件距 基板距離較近處的殘余應(yīng)力較大,隨著距基板距離 的增加,殘余應(yīng)力先略微增大后大幅減小;往復(fù)沉積 路徑下成形件沿高度方向的整體殘余應(yīng)力比單向沉 積路徑下小,其中單向與往復(fù)沉積路徑下成形件的 最大殘余應(yīng)力分別為829.6,825.1MPa。

由圖10可以看出:單向和往復(fù)沉積路徑下成形 件均發(fā)生彎曲變形,且成形件邊緣變形量最大;2種沉積路徑下成形件的最大變形量相差較小,但在單 向沉積路徑下,后幾道堆焊層變形的不對(duì)稱程度較 高。隨著堆焊層數(shù)的增加,成形件的散熱能力逐漸 降低,在往復(fù)沉積路徑的成形過(guò)程中,成形件經(jīng)歷的 溫度梯度較小,因此成形件的變形對(duì)稱性較好。

4.3 不同層間冷卻時(shí)間下的溫度場(chǎng)

電弧增材制造成形件在起弧端由于熱源停留作 用易形成熔滴積累,而熄弧端易形成凹坑,導(dǎo)致兩端 的溫度變化較復(fù)雜,因此僅對(duì)往復(fù)沉積路徑下不同 層間冷卻時(shí)間時(shí)成形件各堆焊層起弧端和熄弧端的 溫度差進(jìn)行分析。由圖11可知:往復(fù)沉積路徑下起 弧端與熄弧端輪流交替,導(dǎo)致二者的溫度差正負(fù)交 替,但是當(dāng)層間冷卻時(shí)間為0時(shí),第2層的起弧端為 第1層的熄弧端,中途未經(jīng)歷冷卻過(guò)程,熱積累嚴(yán) 重,因此第1層和第2層起弧端與熄弧端的溫度差 未出現(xiàn)正負(fù)交替的現(xiàn)象;隨著層間冷卻時(shí)間的延長(zhǎng), 成形件兩端的溫度差有減小的趨勢(shì),可知延長(zhǎng)層間冷 卻時(shí)間有利于減小成形件起弧端與熄弧端的溫度差。

層間冷卻能夠保證成形過(guò)程處于穩(wěn)定的熱環(huán) 境,隨著層間冷卻時(shí)間的延長(zhǎng),成形件內(nèi)部的熱量傳 導(dǎo)更加充分,且傳遞到環(huán)境的熱量也更多,使得成形 過(guò)程中成形件的熱量分布更加均勻,有利于降低溫 度。由圖12可知:當(dāng)焊接熱源接近成形件堆焊層中 心位置時(shí),熔池溫度迅速升高,隨著焊接熱源的遠(yuǎn) 離,該位置進(jìn)入冷卻階段,溫度逐漸降低;與未設(shè)置 層間冷卻(層間冷卻時(shí)間為0)時(shí)相比,設(shè)置層間冷 卻的堆焊層中點(diǎn)溫度較低,且60,120s層間冷卻時(shí) 間下的溫度下降速率極為接近。層間冷卻后成形件 的散熱時(shí)間較長(zhǎng),內(nèi)部熱量積累較少,溫度較低,但 當(dāng)層間冷卻時(shí)間達(dá)到一定值后,層間冷卻工藝對(duì)成 形件的冷卻作用減弱,因此從增材制造成形效率方 面考慮,成形過(guò)程中設(shè)置的層間冷卻時(shí)間不宜過(guò)長(zhǎng)。

4.4 不同層間冷卻時(shí)間下的應(yīng)力場(chǎng)及變形量
由圖13可以看出:不同層間冷卻時(shí)間下,隨距 起弧端距離的增加,第5堆焊層中心線處的殘余應(yīng) 力基本沿成形件長(zhǎng)度方向呈對(duì)稱分布,先迅速增大,距起弧端約20mm 后趨于穩(wěn)定,距熄弧端約20mm 處迅速減小;0,60,120s層間冷卻時(shí)間下穩(wěn)定區(qū)域 的殘余應(yīng)力分別約為965,880,862 MPa,無(wú)層間冷 卻時(shí)堆焊層的整體殘余應(yīng)力大于有層間冷卻;隨著 層間冷卻時(shí)間延長(zhǎng),堆焊層殘余應(yīng)力降低,且下降幅 度明顯減小。未設(shè)置層間冷卻時(shí),堆焊層熱量不能 及時(shí)傳遞,熱積累較嚴(yán)重,且熱影響范圍較大,致使 堆焊層內(nèi)部殘余應(yīng)力較大。

由圖14可知,堆焊層兩端變形量較大,0,60, 120s層間冷卻時(shí)間下的最大變形量分別為1.47, 1.32,1.23 mm,變形量隨層間冷卻時(shí) 間 延 長(zhǎng) 而 減 小,因此可適當(dāng)延長(zhǎng)層間冷卻時(shí)間以保證成形件的 尺寸精度。

5 結(jié) 論
(1)采用SimufactWelding有限元分析軟件模 擬得到的多層單道電弧增材制造過(guò)程中的熱循環(huán)曲 線和殘余應(yīng)力與試驗(yàn)結(jié)果相吻合,相對(duì)誤差分別小 于9%和3%,說(shuō)明該模型可以較準(zhǔn)確地模擬不同工 況下 GH4169鎳基高溫合金電弧增材制造過(guò)程中 的熱力場(chǎng)。

(2)模擬結(jié)果顯示在多層單道堆焊過(guò)程中,與 單向沉積路徑相比,往復(fù)沉積路徑下成形件的熱積 累較小,影響范圍較小,最高溫度較低,往復(fù)沉積路 徑可以改善成形件整體的熱分布均勻性;往復(fù)沉積 路徑下成形件的應(yīng)力場(chǎng)較均勻,影響范圍較小,熄弧 端靠近基板處的殘余應(yīng)力較低,沿高度方向的整體 殘余應(yīng)力較低,成形件的變形對(duì)稱性較好。

(3)隨著層間冷卻時(shí)間的延長(zhǎng),成形件堆焊層 起弧端與熄弧端的溫度差降低,中點(diǎn)溫度降低,但當(dāng) 層間冷卻時(shí)間大于60s時(shí),層間冷卻工藝對(duì)堆焊層的冷卻作用減弱;隨距起弧端距離的增加,成形件堆 焊層的殘余應(yīng)力先迅速增大,再趨于穩(wěn)定,然后迅速 降低,隨著層間冷卻時(shí)間延長(zhǎng),殘余應(yīng)力和變形量均 降低,但下降幅度明顯減小。

參考文獻(xiàn):
[1] 盧振洋,田宏宇,陳樹君,等.電弧增減材復(fù)合制造精度控制研 究進(jìn)展[J].金屬學(xué)報(bào),2020,56(1):83-98. LUZ Y,TIAN H Y,CHEN SJ,etal.Review onprecision control technologies of additive manufacturing hybrid subtractiveprocess[J].ActaMetallurgicaSinica,2020,56(1): 83-98.

[2] 白濤,林健,程四華,等.冷金屬過(guò)渡電弧增材制造 H13鋼塊體 的顯微組織與力學(xué)性能[J].機(jī)械工程材料,2020,44(4):67- 71. BAI T,LIN J,CHENG S H,et al.Microstructure and mechanicalpropertiesofcold metaltransferwire-arcadditive manufactured H13steelblock[J].Materialsfor Mechanical Engineering,2020,44(4):67-71.

[3] MOREIRA A F,RIBEIRO KSB,MARIANIFE,etal.An initialinvestigationoftungsteninertgas(TIG)torchasheat sourceforadditivemanufacturing (AM)process[J].Procedia Manufacturing,2020,48:671-677.

[4] WUBT,PANZX,DINGDH,etal.Areviewofthewirearc additive manufacturing of metals:Properties,defects and qualityimprovement[J].JournalofManufacturingProcesses, 2018,35:127-139.

[5] 李雷,于治水,張培磊,等.TC4鈦合金電弧增材制造疊層組織 特征[J].焊接學(xué)報(bào),2018,39(12):37-43. LI L,YU Z S,ZHANG P L,et al.Microstructural characteristicsofwireandarcadditivelayermanufacturingof TC4components[J].Transactions ofthe China Welding Institution,2018,39(12):37-43.

[6] MARCHENKO H P.Influenceofresidualstressesonthe stressintensityfactorsforasurfacecrackintherailhead[J]. MaterialsScience,2010,46(1):64-69.

[7] 耿汝偉,杜軍,魏正英.電弧增材制造成形規(guī)律、組織演變及殘 余應(yīng)力的研究現(xiàn)狀[J].機(jī)械工程材料,2020,44(12):11-17. GENGR W,DUJ,WEIZ Y.Researchprocessofformation law,microstructureevolutionandresidualstressin wireand arc additive manufacturing [J].Materials for Mechanical Engineering,2020,44(12):11-17.

[8] FANGJX,DONG S Y,WANG Y J,etal.Residualstress modelingofthin wallbylasercladdingforming[J].China Welding,2017(3):34-38.

[9] DING J,COLEGROVE P,MEHNEN J,et al.Thermomechanical analysis of wire and arc additive layer manufacturing process on large multi-layer parts [J]. ComputationalMaterialsScience,2011,50(12):3315-3322.

[10] DING J,COLEGROVE P, MEHNEN J,et al. A computationallyefficientfiniteelementmodelofwireandarc additive manufacture [J].The International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2014,70(1/2/3/4): 227-236.

[11] KAMBLE A G,VENKATA RAO R.Effects of process parametersandthermo-mechanicalsimulationofgas metal arcweldingprocess[J].InternationalJournalof Modelling andSimulation,2016,36(4):170-182.

[12] LEIY Y,XIONGJ,LIR.Effectofinterlayeridletimeon thermalbehaviorformulti-layersingle-passthin-walledparts in GMAW-based additive manufacturing [J ]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2018,96(1/2/3/4):1355-1365.

[13] MONTEVECCHIF,VENTURINIG,GROSSIN,etal.Heat accumulation preventionin wire-arc-additive-manufacturing usingairjetimpingement[J].ManufacturingLetters,2018, 17:14-18.

[14] 王桂蘭,梅飛翔,張海鷗,等.基板厚度對(duì)電弧熔積成形應(yīng)力場(chǎng) 及基板翹曲變形的影響[J].熱加工工藝,2017,46(11):181- 184. WANG G L,MEIF X,ZHANG H O,etal.Influenceof substratethicknessonstressfieldandwarpingdeformationof substratein arc deposition forming [J].Hot Working Technology,2017,46(11):181-184.