梁暉，李攀，沈鑫，陳力帆，戴俊輝，李東，楊東青,

(1.南京理工大學(xué),受控電弧智能增材技術(shù)工業(yè)與信息化部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,南京,210094；2.中國(guó)兵器工業(yè)集團(tuán),晉西工業(yè)集團(tuán)有限責(zé)任公司,太原,030000；3.中船黃埔文沖船舶有限公司,廣東省艦船先進(jìn)焊接技術(shù)企業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,廣州,510715)

0 序言

電弧增材制造(wire and arc additive manufacture，WAAM)技術(shù)以電弧為載能束，采用逐道逐層的方式直接成形實(shí)體金屬，在制造大中型零件方面具有巨大優(yōu)勢(shì)[1-2]，并且由于設(shè)備成本低、材料利用率高、沉積效率高等特點(diǎn)引起國(guó)內(nèi)外廣泛關(guān)注.在實(shí)際成形過程中，由于電弧多次加熱致使構(gòu)件受熱不均勻引起較大的熱應(yīng)力[3]，在增材完成后存在較大的殘余應(yīng)力和變形，嚴(yán)重影響增材質(zhì)量和成形精度，除此之外，較大的殘余應(yīng)力是裂紋擴(kuò)展、疲勞強(qiáng)度降低的重要因素[4]，減小殘余應(yīng)力是電弧增材制造領(lǐng)域的研究熱點(diǎn).權(quán)國(guó)政等人[5]就電弧熔絲增材制造殘余應(yīng)力形成機(jī)理中介紹殘余應(yīng)力是在消除外力或不均勻的溫度場(chǎng)等作用后仍留在材料內(nèi)部的平衡應(yīng)力，絕大多數(shù)制造工藝都會(huì)產(chǎn)生殘余應(yīng)力.姚波等人[6]在成形過程的熱應(yīng)力變形規(guī)律的過程中，針對(duì)電弧增材制造過程中3 種典型薄壁結(jié)構(gòu)，采用特定的基板約束方式，深入分析了不同基板厚度下結(jié)構(gòu)件的熱應(yīng)力變形規(guī)律，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，增加基板厚度不僅可以提高剛度，增加約束，而且能強(qiáng)化散熱，降低熱累積，對(duì)減小成形件最終變形和殘余應(yīng)力非常有利；對(duì)于矩形框構(gòu)件來說，基板結(jié)構(gòu)和約束方式對(duì)成形件熱應(yīng)力變形演化行為有較大影響.Ding 等人[7]研究發(fā)現(xiàn)，在WAAM 的熱循環(huán)過程中所經(jīng)歷的峰值溫度決定該點(diǎn)的殘余應(yīng)力，并建立預(yù)測(cè)WAAM 過程中殘余應(yīng)力演變的有限元模型，為殘余應(yīng)力控制和工藝參數(shù)優(yōu)化提供了依據(jù).

已有研究發(fā)現(xiàn)，在熔敷金屬加入超聲沖擊(ultrasonic impact，UI)引起的聲流和空化效應(yīng)能有效細(xì)化材料的晶體結(jié)構(gòu)[8-11].在電弧增材制造過程中施加超聲輔助，不僅會(huì)對(duì)熔池中傳入超聲沖擊，還能對(duì)沉積層施加高頻載荷，起到消除電弧增材制造過程的殘余應(yīng)力的作用[12-14].Zhou 等人[15]對(duì)激光金屬沉積得到的304 不銹鋼樣品進(jìn)行超聲沖擊處理，研究超聲沖擊對(duì)增材構(gòu)件的塑性變形的影響，結(jié)果表明，探頭的速度、沖擊應(yīng)力和動(dòng)能大于臨界值時(shí)，會(huì)發(fā)生塑性變形，殘余應(yīng)力狀態(tài)從拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，提高了零件的疲勞性能.Yang 等人[16]施加超聲沖擊輔助WAAM Ti-6Al-4V 合金單墻體，研究發(fā)現(xiàn)，施加超聲輔助后工件的平均抗拉強(qiáng)度得到提升，殘余應(yīng)力有效減低.

利用超聲沖擊方法減少電弧增材應(yīng)力，建立超聲沖擊模型，采取有限元分析的方法，以獲得低應(yīng)力、小變形的電弧增材工藝，為工程實(shí)際應(yīng)用中提供性能更加良好的材料和工件.

1 電弧增材制造有限元模型

1.1 幾何模型的建立

以實(shí)際試驗(yàn)中所得到的多層多道沉積件為依據(jù)，對(duì)有限元分析所用的構(gòu)件進(jìn)行建模.由于基板對(duì)電弧增材制造過程中的散熱和變形有著很大的影響，因此在多層多道沉積過程的模擬中均將基板包含于模型中.圖1 為電弧增材2219 鋁合金試件.圖1b 為在增材成形時(shí)電弧后方40mm 熔敷金屬上施加超聲沖擊鋁合金試件.試驗(yàn)使用直徑為1.2 mm 的ER2319 鋁合金絲材，在尺寸400 mm×300 mm×10 mm 的2A12 鋁合金板上進(jìn)行多層多道堆積.電弧增材制造工藝為CMT+Pulse 模式，送絲速度為0.45 m/min，電弧移動(dòng)速度為8.0 m/min，每一層中沉積道的搭接間距為4.1 mm.超聲沖擊工藝參數(shù)：超聲功率為1 kW，沖擊頻率為40 kHz，沖擊振幅為100 μm.多層多道模型分為5 層，每一層為5 道，每一道的沉積時(shí)間同樣為15 s，層間等待時(shí)間為10 s.所建立的幾何模型如圖2 所示，沉積件尺寸140 mm×40 mm×20 mm.

圖1 電弧增材制造2219 鋁合金多層多道沉積件Fig.1 2219 aluminum alloy multi-layer multi-pass parts deposited by WAAM.(a) without UI; (b) with UI

圖2 多層多道沉積件幾何模型Fig.2 Geometric model of multi-layer multi-pass parts

在進(jìn)行電弧增材制造有限元模擬時(shí)所用的材料熱物理性能參數(shù)如圖3 所示.

圖3 2219 鋁合金熱物理性能參數(shù)Fig.3 Thermophysical properties of 2219 aluminum alloy.(a) coefficient of thermal expansion and specific heat capacity; (b) elastic modulus, yield strength and thermal conductivity

1.2 熱源模型及邊界條件

根據(jù)所使用的電弧增材制造方式、基板厚度以及沉積道尺寸，選擇常規(guī)雙橢球熱源模型來進(jìn)行電弧增材熱力耦合計(jì)算.

在電弧增材制造過程的初始階段，熱源還未產(chǎn)生，將整個(gè)工件溫度視為與室溫相同.即整個(gè)模型為均勻分布的22 ℃.由于初始狀態(tài)的工件內(nèi)部存在的殘余應(yīng)力較小，故做簡(jiǎn)化處理，將初始狀態(tài)下模型的應(yīng)力、應(yīng)變均設(shè)定為0.

對(duì)于邊界條件，需要對(duì)工件狀態(tài)進(jìn)行分析.在電弧增材制造過程中，工件外表面一直與空氣接觸，不斷發(fā)生換熱，其中主要以對(duì)流換熱為主.在有限元分析中，將工件的外表面設(shè)定了一個(gè)隨溫度變化的換熱系數(shù)，其具體值如圖4 所示.對(duì)工件力學(xué)狀態(tài)進(jìn)行分析，在實(shí)際電弧增材制造過程中，為了防止增材制造中產(chǎn)生的應(yīng)力使工件發(fā)生大變形影響沉積件的精度，會(huì)使用4 個(gè)夾具分別對(duì)基板的4 個(gè)角進(jìn)行固定，限制其變形.因此，為了模擬這種夾具的影響，將基板的4 個(gè)邊角均附加上了固定支撐，使其位移為零.同時(shí)，在電弧增材制造過程中，基板下底面一直與工作臺(tái)接觸，使下底面位移受到限制.在有限元分析中，同樣對(duì)下底面施加支撐，使下底面無法發(fā)生垂直于底面方向上的位移.

圖4 對(duì)流換熱系數(shù)Fig.4 Convective heat transfer coefficient

2 超聲沖擊載荷的簡(jiǎn)化

由于模型的限制以及簡(jiǎn)化計(jì)算的考慮，將這種高頻沖擊簡(jiǎn)化為正弦分布的高頻移動(dòng)載荷.其他學(xué)者在研究超聲沖擊處理對(duì)焊接過程殘余應(yīng)力的研究中，往往通過對(duì)沖擊頭施加的運(yùn)動(dòng)方程來模擬超聲沖擊過程[7-8].

式中：t為超聲沖擊時(shí)間；A為超聲沖擊振幅；f為超聲沖擊頻率.由此可以得出，超聲沖擊過程中沖擊頭對(duì)構(gòu)件產(chǎn)生的壓力載荷方程為

式中：m為變幅桿加上沖擊頭的質(zhì)量.

將超聲沖擊產(chǎn)生的壓力視為作用于一點(diǎn)，而在實(shí)際中沖擊載荷的作用范圍為整個(gè)沖擊頭的半徑范圍，并且范圍內(nèi)沖擊載荷分布并不均勻.將沖擊載荷視為中心點(diǎn)作用力最大，并在三維空間內(nèi)呈正態(tài)分布.由此所得沖擊載荷表達(dá)式為

式中：r為超聲沖擊頭半徑；沖擊載荷最大值Fm=4(πf)2mA.

3 結(jié)果與分析

3.1 多道多層沉積過程的溫度場(chǎng)

附加超聲沖擊對(duì)增材制造過程中的溫度分布影響很小.圖5 為無超聲沖擊多道多層沉積過程中第一層沉積完成時(shí)(第75 s)、第三層沉積至中段時(shí)(第207.5 s)、沉積完成時(shí)(第415 s)、沉積件冷卻至500 s 以及沉積件冷卻至900 s 時(shí)的溫度場(chǎng)分布情況.從圖5 可以看出，在增材過程中高溫區(qū)域主要集中在熱源中心附近.隨著沉積層不斷堆積，沉積件中的溫度峰值不斷提高，雖然有層間冷卻，但在多道多層沉積過程中的熱積累效應(yīng)依然嚴(yán)重.當(dāng)沉積完成冷卻至500 s 時(shí)，沉積件與基板之間仍然存在一定的溫差，并且沉積件右側(cè)的溫度也要略高于左側(cè)溫度.當(dāng)冷卻至900 s 時(shí)，沉積件溫度基本均勻，整個(gè)工件的狀態(tài)可視為穩(wěn)定.

圖5 不同時(shí)刻多層多道沉積過程溫度分布Fig.5 Temperature distribution of multi-layer multi-pass deposition at different time.(a) 75 s; (b) 207.5 s; (c) 415 s; (d)500 s; (e) 900 s

3.2 多道多層沉積過程的應(yīng)力演變

圖6 為未附加超聲下和附加超聲沖擊兩種條件下，工件第1 層沉積完成時(shí)、第3 層沉積至中段時(shí)、沉積完成時(shí)、以及沉積件冷卻至900 s 時(shí)表面的等效應(yīng)力分布情況.在第1 層沉積完成時(shí)，多道多層的應(yīng)力集中區(qū)域主要集中在沉積件的邊緣位置、基板與沉積件的交界處以及基板的4 個(gè)邊角處.另外，每一道沉積道之間也存在較大的應(yīng)力集中.這主要是由于降溫較快，新的沉積道與舊的沉積道之間存在較大的溫差，變形趨勢(shì)不一致導(dǎo)致的.在附加超聲沖擊的情況下，由于沖擊載荷帶來的應(yīng)力釋放，沉積層之中道間的應(yīng)力集中現(xiàn)象得到了明顯的緩解.附加超聲沖擊后，道間交界處的應(yīng)力范圍由71.4～162.8 MPa 下降至63.9～137.4 MPa，基板邊角處的最大應(yīng)力沒有明顯變化，沉積件邊緣處的最大應(yīng)力值由209.9 MPa 下降至187.4 MPa，基板與沉積件的交界處的最大應(yīng)力值由203.9 MPa下降至173.5 MPa.

圖6 不同時(shí)刻多層多道沉積過程等效應(yīng)力分布Fig.6 Equivalent stress distribution of multi-layer multi-pass deposition at different time.(a) without UI 75 s; (b) without UI 207.5 s; (c) without UI 415 s; (d) without UI 900 s; (e) with UI 75 s; (f) with UI 207.5 s; (g) with UI 415 s; (h)with UI 900 s

當(dāng)沉積進(jìn)行至第3 層中段位置時(shí)，上述的應(yīng)力集中區(qū)域依然存在，并且新沉積成形的區(qū)域與上一層的沉積層之間存在著很大的應(yīng)力集中，同時(shí)道間的應(yīng)力集中程度有所加重.在附加超聲沖擊時(shí)，對(duì)道間應(yīng)力集中的緩解作用更加明顯，而在基板上同樣存在一定應(yīng)力，但分布更加均勻.在附加超聲沖擊后第3 層第3 道沉積道與上一層沉積層交界處的應(yīng)力范圍由210.4～233.2 MPa 下降至187.2～209.4 MPa，第3 層中道間交界處的應(yīng)力范圍由110.7～185.12MPa 下降至98.5～150.8 MPa.當(dāng)沉積件成形完成時(shí)，由于熱積累效應(yīng)嚴(yán)重并且在多層多道件中沉積道降溫速度較單道多層件中更快，導(dǎo)致最后一層中的道間溫差更大，產(chǎn)生的應(yīng)力集中更為嚴(yán)重.同時(shí)由于沉積件與基板間的溫差也變得更大，導(dǎo)致基板中靠近沉積件的區(qū)域的應(yīng)力集中范圍也變得更大.在附加超聲沖擊時(shí)，道間的應(yīng)力集中得到了明顯的緩解，最后一層表面的應(yīng)力分布基本均勻.在附加超聲沖擊后最后一層中道間交界處的應(yīng)力范圍由141.6～217.6 MPa 下降至127.3～184.7 MPa.

當(dāng)冷卻至900 s 時(shí)，由于基板溫度變得與沉積件溫度基本一致，原本由于基板與沉積件變形趨勢(shì)不一致導(dǎo)致的基板中靠近沉積件的區(qū)域的應(yīng)力集中基本得到了消除，但沉積件層內(nèi)道間的應(yīng)力集中的程度與范圍基本與沉積完成時(shí)一致，沒有得到緩解.而附加超聲沖擊的情況下，基板中應(yīng)力分布較為均勻但仍然存在一定應(yīng)力.道間的應(yīng)力集中程度相較于未附加超聲沖擊時(shí)得到了明顯的降低.在附加超聲沖擊后道間交界處的應(yīng)力范圍由156.1～211.6 MPa 下降至138.8～181.9 MPa.未加超聲沖擊和附加超聲沖擊沉積件表面平均殘余應(yīng)力分別約為167.6，130.3 MPa.

3.3 基板殘余應(yīng)力與變形

為了進(jìn)一步研究超聲沖擊對(duì)基板殘余應(yīng)力大小以及變形的影響，分別對(duì)兩種情況下冷卻至900 s時(shí)基板路徑AB 和路徑CD 上的應(yīng)力進(jìn)行了提取研究，選取路徑位置示意圖如圖7 所示.應(yīng)力分布情況如圖8 所示.將AB 方向定義為橫向，CD 方向定義為縱向.

圖7 選取路徑位置示意圖Fig.7 Schematic diagram of selecting path location

圖8 多層多道不同路徑上應(yīng)力分布情況Fig.8 Stress distribution in different paths.(a)transversal stress in AB path; (b) longitudinal stress in AB path; (c) transversal stress in CD path; (d) longitudinal stress in CD path

路徑AB 上的橫向應(yīng)力分布在未附加超聲沖擊時(shí)與附加超聲沖擊時(shí)有明顯的區(qū)別.在未附加超聲沖擊的情況下，基板上的橫向應(yīng)力為較低的拉應(yīng)力，在0～25 MPa 之間.而在進(jìn)入沉積件區(qū)域時(shí)橫向應(yīng)力值迅速上升，在整個(gè)沉積件區(qū)域內(nèi)基本為100～150 MPa 的拉應(yīng)力.在附加超聲沖擊時(shí)，基板處的橫向拉應(yīng)力要略高于未附加超聲沖擊時(shí)，但在沖擊載荷的作用下沉積件區(qū)域內(nèi)未附加超聲沖擊時(shí)的較大的拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)榱溯^小的壓應(yīng)力.在未附加超聲沖擊時(shí)，路徑AB 上的縱向應(yīng)力分布與橫向應(yīng)力分布類似，呈現(xiàn)出兩邊低中間高的特點(diǎn).在基板區(qū)域內(nèi)縱向應(yīng)力值很小，但在沉積件區(qū)域內(nèi)為較大拉應(yīng)力.而在附加超聲沖擊時(shí)，沉積件中的縱向拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)榭v向壓應(yīng)力，并且應(yīng)力值有所下降.但在基板上原本較小的應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)榱溯^大的拉應(yīng)力.附加超聲沖擊下AB 路徑上沉積件區(qū)域內(nèi)的橫向應(yīng)力由85.6～157.8 MPa 范圍內(nèi)的拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)?7.59～-45.8 MPa 的壓應(yīng)力；縱向應(yīng)力由18.8～80.4 MPa 范圍內(nèi)的拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)榱?15.2～-44.7 MPa 的壓應(yīng)力.未附加超聲沖擊時(shí)CD 路徑上的橫向應(yīng)力在基板區(qū)域內(nèi)接近于0，但在基板與沉積件交界處突變?yōu)檩^大的壓應(yīng)力，而在進(jìn)入沉積件區(qū)域內(nèi)后壓應(yīng)力又轉(zhuǎn)變?yōu)橛沙练e件邊緣向中心位置波動(dòng)上升的拉應(yīng)力.而在附加超聲沖擊的情況下，沉積件中由邊緣向中心逐漸提高的拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)榱擞蛇吘壪蛑行闹饾u提高的壓應(yīng)力，并且應(yīng)力的值得到了降低.但在基板區(qū)域內(nèi)卻出現(xiàn)了較大的拉應(yīng)力.而對(duì)于縱向應(yīng)力，在未附加超聲沖擊時(shí)的分布特點(diǎn)與橫向應(yīng)力類似，在基板處應(yīng)力值很低，沉積件區(qū)域內(nèi)兩邊為較大的壓應(yīng)力，越靠近中心位置壓應(yīng)力逐漸向著拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變.而在附加超聲沖擊時(shí)，基板區(qū)域內(nèi)為較大的縱向拉應(yīng)力，但在沉積件區(qū)域內(nèi)縱向應(yīng)力較小，為由兩邊向中心逐漸提高的壓應(yīng)力.附加超聲沖擊下AB 路徑上沉積件區(qū)域內(nèi)的橫向應(yīng)力范圍由-131.3～135.4 MPa 轉(zhuǎn)變?yōu)榱?57.5～-7.1 MPa；縱向應(yīng)力范圍由-153.0～54.2 MPa 轉(zhuǎn)變?yōu)榱?37.4～46.7 MPa.為了研究附加超聲沖擊對(duì)多層多道增材完成后工件的變形情況的影響，分別提取了未附加超聲沖擊以及附加超聲沖擊的情況下冷卻至900 s 時(shí)沿路徑AB 以及路徑CD 上的變形量進(jìn)行了研究.所得到的變形量分布如圖9 所示.在路徑AB 上，變形量的分布呈現(xiàn)中間低兩邊高的特點(diǎn)，中心點(diǎn)位置變形量最低，A 點(diǎn)與B 點(diǎn)為最高的兩處.但其分布并非完全的對(duì)稱分布，由A 點(diǎn)至中心點(diǎn)的范圍內(nèi)，變形量下降較為均勻沒有明顯波動(dòng).而在B 點(diǎn)至中心點(diǎn)的范圍內(nèi)變形量呈現(xiàn)明顯的波動(dòng)式下降.而在附加超聲沖擊時(shí)的變形量分布與未附加超聲沖擊時(shí)分布特征類似，但變形量的數(shù)值均得到了明顯的降低.附加超聲沖擊下，AB 路徑上最大變形量由0.61 mm 下降至0.53 mm，平均變形量由0.33 mm 下降至0.27 mm.

圖9 不同路徑上變形量分布Fig.9 Deformation distribution in different paths.(a) AB path; (b) CD path

在路徑CD 上，基板區(qū)域內(nèi)的變形量同樣為由兩邊向中心區(qū)域逐漸降低并且與AB 路徑上不同兩側(cè)均為沒有波動(dòng)得均勻下降，但在沉積件區(qū)域內(nèi)變形量的分布沒有這種特征且分布較為均勻.在附加超聲沖擊時(shí)，兩側(cè)基板處的變形量雖然同樣為由兩邊向中心區(qū)域逐漸降低，但出現(xiàn)了較大的不對(duì)稱.基板區(qū)域中C 點(diǎn)側(cè)的變形量要明顯高于D 點(diǎn)側(cè).在沉積件區(qū)域內(nèi)變形量呈現(xiàn)出中間低兩邊高的特點(diǎn)，但最低點(diǎn)不處于中心點(diǎn)位置而是中心點(diǎn)偏向D 點(diǎn)8 mm 左右的位置.整體上看附加超聲沖擊能降低CD 路徑上的變形程度.附加超聲沖擊下，CD路徑上最大變形量由0.44 mm 下降至0.38 mm，平均變形量由0.24 mm 下降至0.19 mm.

3.4 應(yīng)力測(cè)量試驗(yàn)驗(yàn)證

為了進(jìn)一步研究附加超聲沖擊對(duì)2219 鋁合金電弧增材制造構(gòu)件殘余應(yīng)力的影響，并驗(yàn)證有限元模擬結(jié)果的可靠性.使用盲孔法對(duì)電弧增材制造多層多道沉積件的殘余應(yīng)力進(jìn)行檢測(cè).測(cè)試位置示意圖如圖10 所示.同時(shí)，提取了模擬所得的未附加超聲沖擊時(shí)以及附近超聲沖擊時(shí)多層多道沉積件上表面沿路徑EF 的應(yīng)力分布進(jìn)行對(duì)比研究，所得實(shí)測(cè)值與模擬值的結(jié)果如圖11 所示.

圖10 應(yīng)力測(cè)試位置示意圖Fig.10 Diagram of stress test location

圖11 沉積件表面等效應(yīng)力分布Fig.11 Surface equivalent stress distribution of deposited parts

從模擬結(jié)果來看，沉積件上表面的應(yīng)力分布特點(diǎn)為邊緣處應(yīng)力高，內(nèi)部應(yīng)力較小且分布較為均勻，在附加超聲沖擊后應(yīng)力值得到了明顯下降.通過實(shí)測(cè)值與模擬值對(duì)比可以看出，由于測(cè)試誤差以及模擬分析的局限性存在，實(shí)測(cè)值與模擬值不能完全吻合，但兩者的應(yīng)力分布規(guī)律以及超聲沖擊引起的應(yīng)力變化規(guī)律相近，證明了模擬結(jié)果的可靠性.

4 結(jié)論

(1)通過建立多層多道電弧增材有限元模型，簡(jiǎn)化超聲沖擊載荷，對(duì)多層多道電弧增材沉積件的應(yīng)力變形進(jìn)行數(shù)值模擬.

(2)多層多道沉積過程中附加超聲沖擊能有效降低沉積件內(nèi)部的應(yīng)力.在附加超聲沖擊后道間交界處的應(yīng)力范圍由156.1～211.6 MPa 下降至138.8～181.9 MPa，表面平均殘余應(yīng)力下降22.3%.

(3)附加超聲沖擊下，多層多道電弧增材構(gòu)件最大變形量由0.61 mm 下降至0.53 mm，平均變形量由0.33 mm 下降至0.27 mm.

(4)試驗(yàn)實(shí)際測(cè)量所得的與數(shù)值模擬所得的多層多道沉積件上表面的應(yīng)力分布規(guī)律以及超聲沖擊引起的應(yīng)力變化規(guī)律相近，證明模擬結(jié)果的可靠.