劉偉,魏正英,趙光喜,姚云飛,杜軍

(西安交通大學(xué)機(jī)械制造系統(tǒng)工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,710049,西安)

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Sn63Pb37熔融涂覆成形數(shù)值模擬及掃描方式對(duì)力學(xué)性能的影響

劉偉,魏正英,趙光喜,姚云飛,杜軍

(西安交通大學(xué)機(jī)械制造系統(tǒng)工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,710049,西安)

針對(duì)現(xiàn)有增材制造技術(shù)對(duì)打印材料要求較高、成本較高、成形速率低的問(wèn)題,提出了金屬涂覆成形新工藝。以低熔點(diǎn)合金Sn63Pb37為數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)材料,研究了涂覆成形過(guò)程的溫度場(chǎng)及速度場(chǎng),分析了數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)中兩個(gè)主要參數(shù)(基板移動(dòng)速度v、涂覆頭距基板初始距離H)對(duì)涂覆層尺寸的影響,并將同樣參數(shù)下模擬所得涂覆層尺寸與實(shí)驗(yàn)件尺寸進(jìn)行對(duì)比。將涂覆件制作拉伸測(cè)試件,分別測(cè)試其平行于涂覆方向和垂直于涂覆方向的抗拉強(qiáng)度。研究發(fā)現(xiàn):數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)所得涂覆層高度和寬度的最大誤差分別為6.45%、6.51%,隨基板運(yùn)動(dòng)速度的增加,仿真與實(shí)驗(yàn)件的高度和寬度均呈下降趨勢(shì);當(dāng)初始距離在1.2 mm以下時(shí),隨H的增加,仿真與實(shí)驗(yàn)件的高度與寬度均增加,且增加速度較快,當(dāng)H大于1.2 mm時(shí),趨于平穩(wěn);涂覆成形件平行于涂覆方向和垂直于涂覆方向的抗拉強(qiáng)度均高于原鑄件,其中平行于涂覆方向的抗拉強(qiáng)度最大,達(dá)到46.63 MPa,比鑄件高出30.49%;平行于涂覆方向較垂直于涂覆方向的韌窩密且深,從而平行于涂覆方向的抗拉強(qiáng)度要高于垂直于涂覆方向的抗拉強(qiáng)度。

增材制造;涂覆;溫度場(chǎng);速度場(chǎng);Sn63Pb37;抗拉強(qiáng)度

增材制造技術(shù)是利用三維造型軟件建立零件的幾何模型,通過(guò)分層軟件處理模型信息,得到分層數(shù)據(jù)信息,然后在計(jì)算機(jī)的控制下通過(guò)逐層累積制造零件的技術(shù)[1]。傳統(tǒng)增材制造技術(shù)如電子束自由成形制造(EBF)[2]、直接金屬激光燒結(jié)(DMLS)[3]、選擇性激光熔化成型(SLM)[4]存在設(shè)備昂貴、能耗高等缺點(diǎn)。微滴沉積成形技術(shù)可以利用粉材、絲材等,具有能耗低、成形效率高等優(yōu)點(diǎn),但是微滴沉積在逐滴逐層成形過(guò)程中會(huì)出現(xiàn)冷疊及內(nèi)部孔隙,且成形件表面凹凸不平,這種缺陷影響成形件的形貌及使用性能[5]。現(xiàn)有的金屬增材制造技術(shù)對(duì)材料的要求普遍較高,因此成本較高,一定程度上限制了增材制造技術(shù)的大規(guī)模普及應(yīng)用。

結(jié)合現(xiàn)有金屬增材制造技術(shù)的特點(diǎn),本文提出了一種全新的工藝——涂覆成形工藝。該工藝?yán)酶袘?yīng)加熱對(duì)坩堝內(nèi)金屬(粉末、絲材)進(jìn)行加熱使其熔化,通過(guò)施加一定的壓力使熔融金屬?gòu)耐扛矅婎^流出,使用計(jì)算機(jī)控制,使均勻噴出液流在經(jīng)過(guò)加熱的基板上進(jìn)行準(zhǔn)確定位,逐層進(jìn)行堆積,成形出復(fù)雜的幾何形狀。涂覆成形取材廣泛,可以使用粉材、絲材、棒材等原料,不僅可以適用于低熔點(diǎn)金屬的涂覆成形,也可以適用于鋁合金、銅等高熔點(diǎn)金屬的涂覆成形。

近年來(lái),中外研究學(xué)者對(duì)相關(guān)金屬增材制造進(jìn)行了深入研究。文獻(xiàn)[6]就金屬微滴沉積成形過(guò)程建立二維數(shù)值模型,研究了微滴噴射過(guò)程中速度場(chǎng)和壓力場(chǎng),但并未模擬研究不同成形參數(shù)對(duì)三維尺寸的影響;文獻(xiàn)[7]研究了不同掃描方法下激光直接沉積成形方法所成形金屬薄壁件的熱應(yīng)力及失效問(wèn)題;文獻(xiàn)[8]研究了金屬沉積方法,通過(guò)調(diào)整參數(shù),可以成形單道寬度為5～20 mm的鈦合金元件,并研究了成形件的拉伸力學(xué)性能。這些研究,對(duì)于涂覆成形新工藝的研究提供了思路與指導(dǎo)。

本文以低熔點(diǎn)合金Sn63Pb37為仿真和實(shí)驗(yàn)材料,基于Flow-3D軟件平臺(tái),建立數(shù)值分析模型,對(duì)涂覆過(guò)程中的溫度場(chǎng)及速度場(chǎng)進(jìn)行研究,并對(duì)涂覆成形過(guò)程中的關(guān)鍵參數(shù)對(duì)涂覆層尺寸的影響進(jìn)行研究,分別測(cè)試涂覆件平行于掃描方向和垂直于掃描方向的抗拉強(qiáng)度,并對(duì)斷口形貌進(jìn)行微觀分析。

1 理論和模型的建立

涂覆成形涉及金屬熔化理論、金屬凝固理論和相變理論,由于金屬特性與溫度有關(guān),所以涂覆過(guò)程是典型的非線性瞬態(tài)熱傳導(dǎo)過(guò)程。金屬液流可以視為穩(wěn)定不可壓縮牛頓流體,并且忽略周?chē)h(huán)境氣流的影響。

1.1 控制方程

VOF(Volume of Fluid)方法[9-11]用于液、固兩相界面追蹤。不可壓縮牛頓流體的控制方程如下

(1)

守恒方程式是基于單元體積的流體體積分?jǐn)?shù)(F)建立的,當(dāng)F=1時(shí),單元內(nèi)充滿(mǎn)流體,F=0時(shí),單元內(nèi)充滿(mǎn)固體,0

(2)

精確跟蹤每一個(gè)單元內(nèi)的流體體積分?jǐn)?shù)是確定自由界面的基礎(chǔ)。自由表面上方的空氣被定義為一個(gè)統(tǒng)一的溫度和壓力,并且忽略氣體的流動(dòng)。黏度的動(dòng)量守恒方程如下

(3)

能量守恒方程為

(4)

關(guān)于基體熔化的相變問(wèn)題,根據(jù)焓和溫度[12]的關(guān)系,有

(5)

式中:h為熔化潛熱;ρs為固化密度;Ts為固化溫度;Tl為熔化溫度;ρl為液體密度;Cs為固體的比熱容;Cl為金屬熔體的比熱容。

熔化潛熱是指從固體到液體或從液體到固體的相變時(shí)所吸收或釋放的熱,這是非常重要的相變分析,不能忽視。

1.2 仿真模型的建立

在本文中,應(yīng)用Flow-3D軟件,建立仿真模型以模擬涂覆過(guò)程的溫度場(chǎng)和速度場(chǎng),模型與邊界條件設(shè)定如圖1所示,其中涂覆噴頭內(nèi)徑為1 mm,長(zhǎng)度為8 mm,角度θ為45°,距基板距離為1.2 mm。xmax、xmin與ymax均設(shè)定為連續(xù)性邊界。為提高計(jì)算速度,采用對(duì)稱(chēng)性,對(duì)稱(chēng)面為xoz平面,并將ymin的邊界條件設(shè)置為對(duì)稱(chēng)邊界。zmax設(shè)定為壓力邊界,zmin設(shè)定為壁面。重力方向?yàn)?z方向。本文采用Sn63Pb37材料進(jìn)行模擬仿真,其熔點(diǎn)低、流動(dòng)性好、性能穩(wěn)定、收縮性小,便于研究涂覆成形工藝溫度場(chǎng)與速度場(chǎng)。為了使涂覆層與基板達(dá)到良好的結(jié)合效果,基板材料亦使用Sn63Pb37,材料屬性如表1所示。

圖1 仿真模型與邊界條件的設(shè)定

參數(shù)數(shù)值熔點(diǎn)/℃183密度/kg·m-38420黏度/Pa·s00014比熱容/J·(kg·K)-1150熔化潛熱/J·kg-147560表面張力/N·m-10517傳熱系數(shù)/W·(m·K)-150

初始條件:涂覆噴頭、金屬熔液溫度和基板溫度分別為200、200、150 ℃,金屬熔液所加壓力為300 Pa,基板移動(dòng)速度為20 mm/s,涂覆噴頭距基板距離為1.2 mm。

2 計(jì)算結(jié)果分析

模擬得到涂覆成形工藝不同時(shí)刻的溫度和速度場(chǎng),t=0.05 s、t=0.25 s和t=0.5 s時(shí)的溫度場(chǎng)與速度場(chǎng)如圖2所示。

(a)t=0.05 s時(shí)刻的溫度場(chǎng)

(b)t=0.05 s時(shí)刻的速度場(chǎng)

(c)t=0.25 s時(shí)刻的溫度場(chǎng)

(d)t=0.25 s時(shí)刻的速度場(chǎng)

(e)t=0.5 s時(shí)刻的溫度場(chǎng)

(f)t=0.5 s時(shí)刻的速度場(chǎng)圖2 數(shù)值模擬不同時(shí)刻溫度場(chǎng)與速度場(chǎng)

如圖2a所示,當(dāng)t=0.05 s時(shí)金屬熔液在重力和壓力的作用下沿涂覆噴頭流出,當(dāng)金屬熔液接觸到基板后,熔體的熱量傳遞至基板,在基板接觸表面形成熔池,凝固后使涂覆層與基板實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合。金屬熔液在水平方向上向兩邊鋪展,使涂覆層具有一定的寬度。隨著基板的繼續(xù)移動(dòng),t=0.25 s時(shí),涂覆層由于底部與基板達(dá)到冶金結(jié)合,在冶金結(jié)合力的作用下使涂覆層沿基板一起運(yùn)動(dòng),并逐漸成形出單道涂覆層。另一方面,如圖2c和圖2d顯示,未凝固的涂覆層上金屬熔體向涂覆噴頭側(cè)壁攀升,這是由于金屬熔體與涂覆頭端面的潤(rùn)濕性,使熔體沿涂覆頭端面鋪展,并沿側(cè)壁浸潤(rùn),使得該處的液面高于涂覆層其他地方的液面。由于金屬熔液與基板之間存在溫度梯度,熱量由熔體向基板擴(kuò)散,t=0.5 s時(shí),涂覆層前沿的速度場(chǎng)顯示金屬熔液與基板間已無(wú)相對(duì)拖動(dòng)現(xiàn)象。隨著基板的運(yùn)動(dòng)和涂覆層的凝固,逐漸成形出單道涂覆層。

圖3 涂覆層單道仿真結(jié)果截面圖

單道涂覆的模擬結(jié)果如圖3所示,圖中涂覆層與基板之間的孔洞為成形過(guò)程中發(fā)生卷氣[13-14]現(xiàn)象而產(chǎn)生的。由Flow-3D自帶的后處理軟件計(jì)算可知,涂覆層單道截面的高度為1.61 mm,寬度為2.13 mm。

3 金屬涂覆成形實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)和裝置

3.1 涂覆平臺(tái)

自行研制了涂覆成形實(shí)驗(yàn)臺(tái),并進(jìn)行涂覆成形實(shí)驗(yàn)。利用感應(yīng)加熱方式,對(duì)坩堝內(nèi)金屬(粉末、絲材)進(jìn)行加熱使其熔化,通過(guò)施加一定的壓力使熔融金屬?gòu)耐扛矅婎^流出,根據(jù)計(jì)算機(jī)的控制,使均勻噴出液流在經(jīng)過(guò)加熱的基板上進(jìn)行準(zhǔn)確定位,逐層進(jìn)行堆積,成形出復(fù)雜的幾何形狀。為了防止金屬氧化,整個(gè)裝置處在氬氣保護(hù)中,液流形態(tài)變化及鋪展過(guò)程用高速相機(jī)進(jìn)行拍攝記錄。

在涂覆成形實(shí)驗(yàn)臺(tái)上按模擬所設(shè)參數(shù)進(jìn)行實(shí)驗(yàn),得到Sn63Pb37單道涂覆層樣品。圖4為實(shí)驗(yàn)所得單道涂覆層在共聚焦顯微鏡下的外形和尺寸圖,制件的高度為1.68 mm,寬度為2.21 mm。樣品高度和寬度與模擬結(jié)果的誤差分別為4.34%、3.76%。

圖4 單道涂覆實(shí)驗(yàn)件外形和尺寸

3.2 基板移動(dòng)速度和涂覆頭距基板初始距離對(duì)成形件尺寸的影響

為了研究不同基板移動(dòng)速度v對(duì)成形件尺寸的影響,在上文模型的基礎(chǔ)上,分別以16、18、20、22、24 mm/s的速度移動(dòng)基板,并保持其他參數(shù)不變的情況下,建立數(shù)值模擬,得到不同速度下的涂覆層高度和寬度。同樣實(shí)驗(yàn)獲得對(duì)應(yīng)參數(shù)下涂覆成形件,并測(cè)量其高度和寬度。仿真和實(shí)驗(yàn)件的高度和寬度對(duì)比曲線見(jiàn)圖5。

圖5 不同基板移動(dòng)速度下的仿真與實(shí)驗(yàn)件尺寸

由圖5可以看出,隨著基板移動(dòng)速度的增加,仿真與實(shí)驗(yàn)件的高度和寬度均呈下降趨勢(shì)。這是由于涂覆過(guò)程流量一定,當(dāng)基板移動(dòng)速度增加時(shí),單位長(zhǎng)度涂覆層的熔體質(zhì)量減小,引起涂覆層高度和寬度均減小。其中仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)件的最大高度誤差為4.34%,最大寬度誤差為3.76%。

同樣,研究了不同初始距離H對(duì)涂覆件外形和尺寸的影響。以上文數(shù)值模型為基礎(chǔ),在初始距離H分別為0.8、1.0、1.2、1.4、1.6 mm,并保持其他參數(shù)不變的情況下,建立5組數(shù)值模擬。在涂覆成形實(shí)驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行同樣5組參數(shù)的成形實(shí)驗(yàn)。比較仿真和實(shí)驗(yàn)件的高度和寬度,并作曲線如圖6所示。

圖6 不同涂覆初始距離下的仿真與實(shí)驗(yàn)件尺寸

由圖6可以看出,當(dāng)初始距離H<1.2 mm時(shí),隨H的增加,仿真與實(shí)驗(yàn)件的高度與寬度均增加,且增加速度較快,當(dāng)H>1.2 mm時(shí)趨于平穩(wěn)。這是因?yàn)楫?dāng)H<1.2 mm時(shí),涂覆頭端面對(duì)涂覆層約束作用明顯,當(dāng)H>1.2 mm時(shí),端面離開(kāi)涂覆層,對(duì)成形過(guò)程失去約束作用。仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)件的最大高度誤差為6.45%,最大寬度誤差為6.51%。

3.3 掃描填充方式

為了研究掃描填充方式對(duì)成形件拉伸性能的影響,對(duì)涂覆成形零件進(jìn)行了平行于涂覆方向和垂直于涂覆方向的拉伸性能的測(cè)試,并和原材料進(jìn)行了對(duì)比。圖7a、圖7b是Sn63Pb37涂覆成形試件,成形參數(shù)為坩堝溫度Tg=285 ℃、涂覆頭溫度Tp=280 ℃、初始距離H=1.2 mm、基板移動(dòng)速度v=24 mm/s。試樣按照國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T228—2010,分別從圖7a和圖7b所示的成形件上用線切割切取,并用銑削加工試樣表面。

(a)平行于涂覆方向的成形件

(b)垂直于涂覆方向的成形件

(c)拉伸試樣尺寸圖7 不同掃描方式下的成形件及拉伸試樣尺寸

在INSTRON 1195拉伸實(shí)驗(yàn)平臺(tái)上進(jìn)行拉伸測(cè)試,拉伸實(shí)驗(yàn)采用的速度為1 mm/min,拉伸測(cè)試件和拉伸測(cè)試結(jié)果見(jiàn)圖8和表2。

圖8 拉伸測(cè)試件

序號(hào)試樣類(lèi)型屈服強(qiáng)度/MPa抗拉強(qiáng)度/MPa1平行于涂覆方向384345902平行于涂覆方向364847363垂直于涂覆方向325439114垂直于涂覆方向352343145原材料鑄件280234966原材料鑄件29253651

由拉伸測(cè)試所得數(shù)據(jù)可以得出:涂覆成形件的抗拉強(qiáng)度均比原材料鑄件的抗拉強(qiáng)度要高,即涂覆成形件的拉伸力學(xué)性能優(yōu)于鑄件;平行于涂覆方向的抗拉強(qiáng)度最大,達(dá)到46.63 MPa,平均抗拉強(qiáng)度要比鑄件高出30.49%。

用S-570掃描電子顯微鏡對(duì)斷口進(jìn)行觀察,斷口形貌圖見(jiàn)圖9。

(a)平行于涂覆方向 (b)平行于涂覆方向放大圖

(c)垂直于涂覆方向 (d)垂直于涂覆方向放大圖圖9 拉伸試樣斷口形貌

平行于涂覆方向拉伸試樣的斷口形態(tài)平坦、纖維狀、呈暗灰色。其微觀形貌為韌窩,而且韌窩密且深,見(jiàn)圖9b,為延性斷裂。垂直于涂覆方向試樣微觀形貌也為韌窩,但韌窩較淺,且數(shù)量較平行于涂覆方向少,如圖9c所示。因此,垂直于涂覆方向的抗拉強(qiáng)度要低于平行于涂覆方向的抗拉強(qiáng)度,在成形零件的過(guò)程中,要沿著零件的受拉方向成形,以提高成形件的抗拉強(qiáng)度。

4 結(jié) 論

本文提出了一種新的金屬增材制造技術(shù)——涂覆成形,具有成形效率高、成形速度快、成本低的優(yōu)點(diǎn)。計(jì)算了涂覆過(guò)程中的溫度場(chǎng)和速度場(chǎng),并發(fā)現(xiàn)在基板界面附近存在卷氣現(xiàn)象。在其他參數(shù)不變的條件下,研究了涂覆模擬和實(shí)驗(yàn)下單道的寬度和高度,其中最大誤差為6.51%,表明建模過(guò)程具有可行性。隨基板運(yùn)動(dòng)速度的增加,仿真與實(shí)際實(shí)驗(yàn)件的高度和寬度均呈下降趨勢(shì)。當(dāng)H<1.2 mm時(shí),隨H的增加,仿真與實(shí)驗(yàn)件的高度與寬度均增加,且增加速度較快,當(dāng)H>1.2 mm時(shí)趨于平穩(wěn)。對(duì)成形件平行于涂覆方向和垂直于涂覆方向以及原鑄件制作了拉伸實(shí)驗(yàn)件進(jìn)行拉伸測(cè)試并進(jìn)行斷口形貌分析,平行于涂覆方向較垂直于涂覆方向的韌窩密且深。結(jié)果表明:與鑄造工藝相比,涂覆成形工藝具有更高的抗拉強(qiáng)度,其中平行于涂覆方向的實(shí)驗(yàn)件平均抗拉強(qiáng)度要比鑄件高出30.49%。

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(編輯 杜秀杰)

Numerical Simulation for Sn63Pb37 Fused Coating Additive Manufacturing and Effect of Scanning Strategy on Mechanical Properties

LIU Wei,WEI Zhengying,ZHAO Guangxi,YAO Yunfei,DU Jun

(State Key Laboratory of Manufacturing System Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

A new process of fused coating additive manufacturing is proposed to solve the problems of high requirements for printed materials, high cost and low manufacturing efficiency in the traditional additive manufacturing. Considering low melting point alloys Sn63Pb37 as the experimental material, the temperature field and flow field of coating are numerically investigated. The effects of two main parameters, substrate velocity and distance from the substrate to coating head, on the width and height of coating parts are also discussed. The obtained size of the coating parts is compared with that of the experimental one. The experimental specimens are prepared for tensile testing to evaluate their tensile strength parallel and perpendicular to the scanning path, respectively. The deviations of the height and the width of the coating parts between numerical simulation and experiment get 6.45% and 6.51% respectively. With the increase in velocity of the substrate, the heights and widths from simulation and experiment decrease. With the increase in initial distanceH, the heights and widths increase rapidly, and the increasing rate tends stable asH>1.2 mm. The tensile strength of the coating parts parallel and perpendicular to the scanning path gets higher than the tensile strength of the raw materials, especially in the direction parallel to the scan path, it reaches the maximum 46.63 MPa, and 30.49% higher than that of casting. The dimples are denser and deeper in the direction parallel to the scanning path than in perpendicular direction, thus the tensile strength in the direction parallel to the scan path is superior to that in perpendicular direction.

additive manufacturing; fused coating; temperature field; velocity field; Sn63Pb37; tensile strength

2016-05-11。 作者簡(jiǎn)介:劉偉(1989—),男,碩士生;魏正英(通信作者),女,教授,博士生導(dǎo)師。 基金項(xiàng)目:江蘇省電力公司電力科學(xué)研究院資助項(xiàng)目(20140530);中國(guó)博士后科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2014m560764)。

時(shí)間:2016-09-23

10.7652/xjtuxb201612022

TG249.9

A

0253-987X(2016)12-0142-06

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