周祥曼，秦敬平，田啟華，杜義賢，付君健

(三峽大學(xué)，湖北 宜昌 443002)

0 前言

增材制造俗稱3D打印，是根據(jù)三維CAD模型數(shù)據(jù)自下而上逐層堆積出復(fù)雜零件的新型制造技術(shù)[1]。電弧增材制造是增材制造技術(shù)的一種，因其具有低成本、高效優(yōu)勢(shì)，以及可以直接滿密度成形的特性，被認(rèn)為是最有前途的中大型零件低成本增材制造技術(shù)，在航空航天、船舶制造、模具制造等領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景[2-3]。在電弧增材制造過程中，隨著材料的逐層堆積，成形件和基板經(jīng)歷反復(fù)的加熱和冷卻會(huì)產(chǎn)生較大的溫度梯度及焊接熱應(yīng)力，導(dǎo)致零件變形甚至開裂，從而極大地降低了成形件的尺寸精度和性能。為此，學(xué)者們?cè)陔娀≡霾闹圃鞖堄鄳?yīng)力和變形的控制方面進(jìn)行了大量的研究。通過合理的路徑規(guī)劃可以在一定程度上解決這一問題，如相較于同向堆積成形，交錯(cuò)式堆積使成形件具有更小的變形和殘余應(yīng)力[4]。使用夾具強(qiáng)制約束基板的方法可以顯著減小基板變形[5]，但會(huì)增加收縮應(yīng)力，可能導(dǎo)致局部裂紋和開裂?？刂茖娱g溫度、基板預(yù)熱可以在一定程度上降低焊道中的殘余應(yīng)力，緩解基板變形[6]，但控制層間溫度增加了額外的控制成本，而基板預(yù)熱會(huì)影響焊道的散熱，不可避免地降低堆積轉(zhuǎn)角質(zhì)量。同時(shí)，通過提高堆積速度、降低熱輸入功率和增加單層焊道高相結(jié)合可以減小殘余應(yīng)力和變形[7]，但掃描速率和層高的增加會(huì)降低成形件表面質(zhì)量。還有研究者提出在基板下加銅板水冷來改善基板散熱，提高成形件精度[8]，但這種影響隨著堆積層高度的增加而減小。此外，使用圓柱形軋輥對(duì)堆積金屬進(jìn)行層間軋制[9]和成形件焊后超聲沖擊[10]等方式可以有效降低成形件殘余應(yīng)力。

上述研究均可看作是通過工藝參數(shù)優(yōu)化和使用輔助工藝等手段減小成形件變形和改善殘余應(yīng)力分布，但這些方法增加了工藝的復(fù)雜性或限制了工藝的靈活性。同時(shí)，上述研究均是在基板的一側(cè)進(jìn)行材料堆積成形，單面連續(xù)的熱輸入不可避免會(huì)使成形件產(chǎn)生較大的變形。文中提出采用雙面交替堆積策略即采用雙面對(duì)稱堆積來平衡成形件中性軸的彎矩，并采用有限元仿真和試驗(yàn)驗(yàn)證的方法，對(duì)單面堆積成形和雙面堆積成形的4層單道直壁件增材制造過程進(jìn)行數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)研究，分析雙面堆積策略對(duì)基板及成形件變形及應(yīng)力分布影響規(guī)律。

1 試驗(yàn)工藝參數(shù)及仿真模型

1.1 試驗(yàn)材料及工藝參數(shù)

試驗(yàn)用基板尺寸為150 mm×50 mm×10 mm，如圖1所示。焊絲直徑為1.2 mm，基板和焊絲均為304不銹鋼。焊接方式為TIG焊，鎢極直徑3.2 mm，焊接電流190 A，行走速度4 mm/s，送絲速度40 mm/min，保護(hù)氣體為純氬氣，流量18 L/min。

試驗(yàn)時(shí)基板一端用臺(tái)鉗夾緊固定，如圖2所示，并在基板上選取圖1a所示的特征點(diǎn)A和B，使用K型熱電偶測(cè)量特征點(diǎn)A的溫度變化；使用精度為0.01 mm的數(shù)顯百分表測(cè)量基板自由端特征點(diǎn)B豎直方向上的變形量。試驗(yàn)所堆積直壁件雙面均為4層，每層高度為1.6 mm，層間采用交錯(cuò)式堆積，冷卻時(shí)間為2 000 s，堆積順序和道次方向如圖3所示。

圖1 基板和焊道幾何模型

圖2 裝夾及測(cè)量條件

圖3 堆積順序和道次方向

1.2 仿真建模

1.2.1幾何模型及網(wǎng)格劃分

使用ABAQUS軟件建立與試驗(yàn)成形件比例為1∶1的有限元仿真模型，如圖4所示。為了提高計(jì)算精度，減少計(jì)算時(shí)間，焊縫部分采用密度較高的網(wǎng)格，離焊縫較遠(yuǎn)的區(qū)域使用密度較低的網(wǎng)格。單面堆積有限元模型由27 320個(gè)八節(jié)點(diǎn)六面體網(wǎng)格單元(C3D8T)組成，雙面堆積模型網(wǎng)格分布與單面堆積模型類似，由28 600個(gè)八節(jié)點(diǎn)六面體網(wǎng)格單元(C3D8T)組成。

圖4 有限元網(wǎng)格模型

1.2.2初始條件及邊界條件

對(duì)局部網(wǎng)格的節(jié)點(diǎn)進(jìn)行固定以等效實(shí)際焊接中臺(tái)鉗的約束作用(圖4)。材料初始溫度和環(huán)境溫度設(shè)置為20 ℃，絕對(duì)零度-273.15 ℃，Stefan-Boltzmann常數(shù)為5.67×10-8W/(m2·K4)。使用等效散熱系數(shù)模擬成形件在空氣中的散熱，不銹鋼與空氣的對(duì)流換熱系數(shù)設(shè)置為20 W/(m2·K4)，輻射換熱系數(shù)設(shè)置為0.7。不銹鋼的熱、力學(xué)性能參數(shù)均采用隨溫度變化的參數(shù)[11]，采用雙橢球熱源模型模擬熔池?zé)嵩吹姆植糩12]，并使用生死單元模擬增材制造逐點(diǎn)、逐層堆積的成形過程。

2 結(jié)果及分析

2.1 特征點(diǎn)溫度對(duì)比

特征點(diǎn)A試驗(yàn)和仿真的熱循環(huán)曲線對(duì)比如圖5所示。由于試驗(yàn)測(cè)量和仿真均有一定誤差，因此實(shí)測(cè)特征點(diǎn)溫度和仿真溫度有一定差異，但總體變化趨勢(shì)基本一致，驗(yàn)證了模型的有效性。

圖5 不同堆積策略A點(diǎn)試驗(yàn)與仿真熱循環(huán)曲線對(duì)比

2.2 熱變形分析

2.2.1焊后基板變形對(duì)比

圖6為實(shí)測(cè)成形件焊后翹曲變形和仿真焊后變形云圖，從圖中可以看出，因?yàn)榕_(tái)鉗的約束作用，基板在約束端基本沒有變形，距離約束端越遠(yuǎn)，基板翹曲變形越大。實(shí)測(cè)單面堆積成形件和雙面堆積成形件基板自由端最大翹曲變形量分別為為6.75 mm和1.25 mm，仿真變形量分別為6.5 mm和1.1 mm，誤差百分比分別為3.7%和12%，在可接受范圍之內(nèi)，試驗(yàn)和仿真的雙面堆積成形件相較于單面堆積成形件變形分別減小了81.5%和83.1%。

圖6 不同堆積策略基板實(shí)測(cè)變形與仿真結(jié)果對(duì)比

2.2.2特征點(diǎn)B變形對(duì)比

圖7為試驗(yàn)和仿真過程中特征點(diǎn)B的變形對(duì)比，可以看到每一層堆積完后，B點(diǎn)的變形仿真值和實(shí)測(cè)值均接近。而從圖中仿真結(jié)果可以看出，在每一層焊道開始堆積的時(shí)候，特征點(diǎn)B豎直位移先減小后迅速增加，隨著熱源的移動(dòng)，B點(diǎn)變形量持續(xù)增大，每一層堆積完成后變形曲線逐漸趨于穩(wěn)定，冷卻過程中無明顯變化。這是因?yàn)樵诿恳粚悠鸹↑c(diǎn)處，電弧熱對(duì)基板和成形件應(yīng)力有短暫松弛作用，從而導(dǎo)致自由端變形回落，隨著熱源繼續(xù)移動(dòng)，基板及成形件再次經(jīng)歷類似上一層熱循環(huán)過程，再次產(chǎn)生單向翹曲變形，直至穩(wěn)定。

圖7 不同堆積策略特征點(diǎn)B實(shí)測(cè)變形與仿真結(jié)果對(duì)比

上述對(duì)比進(jìn)一步驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性，并證明雙面堆積策略可以有效減小基板和成形件圍繞成形件中性軸的變形，提高成形件精度。

2.3 橫向熱應(yīng)力分析

圖8為堆積過程中焊道中心橫向路徑CD上的橫向熱應(yīng)力仿真結(jié)果的對(duì)比，其中雙面堆積成形件應(yīng)力為基板兩面堆積完成后測(cè)量值，可以看到，基板兩側(cè)部分應(yīng)力變化較小，焊道附近部分應(yīng)力變化明顯。

單面堆積成形件隨著堆積層數(shù)的增加，焊道邊界附近(圖中紅色的豎直雙點(diǎn)劃線外側(cè)附近)橫向應(yīng)力一直增大，如圖8所示。焊道中心處基板橫向應(yīng)力在第3層堆積完成后峰值達(dá)到70 MPa，第4層對(duì)成形件的后熱作用使基板橫向應(yīng)力得到釋放，該應(yīng)力值減小到11 MPa。同時(shí)，因?yàn)闊嵩催B續(xù)的熱作用，熔融金屬冷卻過程中受到周圍基板的約束，使基板兩側(cè)橫向應(yīng)力一直減小，且一直為壓應(yīng)力狀態(tài)。

圖8 CD上橫向應(yīng)力分布

雙面堆積成形件焊道邊界附近橫向應(yīng)力出現(xiàn)較大的波動(dòng)，處于拉、壓交替狀態(tài)。在第3層堆積完成后焊道中心橫向壓應(yīng)力增大到80 MPa，后續(xù)第4層對(duì)成形件的后熱作用使應(yīng)力得到釋放，焊道中心等效壓縮殘余應(yīng)力減小到24 MPa，基板兩側(cè)應(yīng)力無明顯變化。此外，由于雙面堆積使熱量分布更加均衡，從而使基板變形較小，基板表面應(yīng)力更小，而焊道下方的基板表面受到雙面焊道的擠壓和約束，一直為壓應(yīng)力狀態(tài)。

2.4 縱向熱應(yīng)力分析

圖9所示為基板縱向中心線 EF上的層間熱應(yīng)力變化對(duì)比?？梢钥吹剑v向應(yīng)力總體分布與橫向應(yīng)力類似，兩側(cè)基板部分(圖中紅色豎直雙點(diǎn)劃線外側(cè))應(yīng)力變化較小，焊道下方部分應(yīng)力變化較為明顯。同時(shí)，由于起弧點(diǎn)和熄弧點(diǎn)經(jīng)歷反復(fù)的驟冷驟熱及材料分布的突變，應(yīng)力峰值出現(xiàn)在焊道起始和末尾下方，且呈較大的拉應(yīng)力狀態(tài)。其中單面堆積焊道附近基板的熱應(yīng)力相對(duì)穩(wěn)定，而雙面堆積焊道下方基板的熱應(yīng)力有較大的起伏，且焊道下方部分應(yīng)力總體較單面堆積小。此外，雙面堆積成形件靠近E點(diǎn)(左側(cè))的位置由于臺(tái)鉗裝夾及雙面堆積熱的影響，呈較大的壓應(yīng)力狀態(tài)。

圖9 EF上縱向應(yīng)力分布

2.5 高度方向殘余應(yīng)力分析

圖10為焊道中高度方向的3條路徑分布和對(duì)應(yīng)的殘余應(yīng)力對(duì)比。如圖10b所示，位于焊道起弧點(diǎn)和收弧點(diǎn)的路徑1上殘余應(yīng)力曲線最陡峭，應(yīng)力峰值出現(xiàn)在基板表面上第一層焊道起點(diǎn)處，而路徑2和路徑3上殘余應(yīng)力曲線較平緩。對(duì)比3條路徑上殘余應(yīng)力分布可知，雙面堆積成形件高度方向上殘余應(yīng)力更小，分布更均勻。

圖10 高度方向路徑分布和對(duì)應(yīng)的殘余應(yīng)力對(duì)比

3 結(jié)論

(1)實(shí)測(cè)和仿真的溫度及變形對(duì)比分析結(jié)果驗(yàn)證了仿真模型的準(zhǔn)確性及雙面堆積策略對(duì)控制基板和成形件變形的有效性。

(2)單面和雙面堆積的橫向和縱向路徑上的應(yīng)力均有較為復(fù)雜的分布和變化。隨著堆積層數(shù)增加，雙面堆積使焊道邊界附近基板表面的橫向應(yīng)力處于拉、壓交替狀態(tài)，焊道中心下方的基板表面一直處于壓應(yīng)力狀態(tài)；同時(shí)，雙面堆積使焊道下方基板表面的縱向熱應(yīng)力有較大的起伏，且總體較單面堆積小；此外，雙面堆積的焊道內(nèi)部高度方向的殘余應(yīng)力更均勻且均小于單面堆積。

(3)雙面堆積策略在不調(diào)整工藝參數(shù)和使用其他輔助工藝的前提下，可以有效提高壁形件成形精度并改善其應(yīng)力分布，這為電弧增材制造工藝優(yōu)化及多零件并行制造及“形、性”并行的調(diào)控提供理論依據(jù)和參考。