電弧增材制造典型構(gòu)件熱應(yīng)力變形仿真分析

姚波,馬良*，,陳靜,王振男

(1.西北工業(yè)大學(xué) 凝固技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安 710072;2.西北工業(yè)大學(xué) 金屬高性能增材制造與創(chuàng)新設(shè)計(jì)工業(yè)和信息化部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安 710072)

增材制造(Additive manufacturing,AM)是一種基于離散-堆積原理,由三維數(shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)和計(jì)算機(jī)自動(dòng)控制的逐層增加材料直接制造金屬零件的典型制造技術(shù)[1]。尤其是電弧增材制造(Wire and arc additive manufacturing,WAAM)成為目前眾多增材制造方法中研究的熱點(diǎn)之一,電弧增材制造技術(shù)以電弧為載能束,熱輸入高、成形速率高、成形件致密度高等技術(shù)特點(diǎn),廣泛應(yīng)用于航空航天大尺寸復(fù)雜結(jié)構(gòu)件低成本、高效快速的近凈成形[2]。但是,由于電弧增材制造成形過(guò)程中熔池和熱影響區(qū)尺寸較大,導(dǎo)致成形過(guò)程熱積累嚴(yán)重,產(chǎn)生較大的溫度梯度,并在隨后的快速冷卻中產(chǎn)生巨大的殘余應(yīng)力,尤其針對(duì)薄壁結(jié)構(gòu),不僅是導(dǎo)致零件變形的根源,也是導(dǎo)致成形結(jié)構(gòu)件產(chǎn)生開裂等缺陷的主要原因,從而嚴(yán)重降低成形件的質(zhì)量。因此,準(zhǔn)確認(rèn)識(shí)成形過(guò)程的熱應(yīng)力變形規(guī)律顯得尤為重要。采用實(shí)驗(yàn)研究不僅成本高,周期長(zhǎng),而且很難準(zhǔn)確認(rèn)識(shí)成形過(guò)程中熱應(yīng)力演化規(guī)律并針對(duì)性的提出解決措施。相比之下,有限元數(shù)值仿真技術(shù)因成本低、周期短、信息量大等優(yōu)點(diǎn)成為增材制造過(guò)程認(rèn)識(shí)熱應(yīng)力演化的有力手段,更有效的預(yù)測(cè)結(jié)構(gòu)件的殘余應(yīng)力和變形,對(duì)實(shí)際成形提供了科學(xué)指導(dǎo)。

近年來(lái),一些國(guó)內(nèi)外研究學(xué)者相繼開展了相關(guān)研究。主要包括對(duì)電弧增材制造仿真模型優(yōu)化[3-6]的研究、工藝參數(shù)對(duì)成形件組織性能以及應(yīng)力變形[7-13]的研究、沉積路徑[14-16]對(duì)結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力變形影響研究等。Venturini等[15]針對(duì)T型交叉結(jié)構(gòu)采用實(shí)驗(yàn)過(guò)程進(jìn)行沉積路徑優(yōu)化,得到了較好的成形質(zhì)量。但僅靠實(shí)驗(yàn)不能深入理解沉積路徑對(duì)熱應(yīng)力演化規(guī)律,無(wú)法為實(shí)際成形過(guò)程提供指導(dǎo)。Mehnen等[16]采用有限元仿真對(duì)十字交叉結(jié)構(gòu)在不同沉積路徑下的熱應(yīng)力變形規(guī)律進(jìn)行分析。但是增材制造技術(shù)是一種材料-工藝-結(jié)構(gòu)強(qiáng)耦合工藝,因此需要深入分析不同典型構(gòu)件成形過(guò)程的熱應(yīng)力變形規(guī)律。同時(shí)由于電弧增材制造熱輸入量大,容易導(dǎo)致基板和薄壁件產(chǎn)生扭曲變形,嚴(yán)重影響了成形精度而無(wú)法使用。故基板厚度對(duì)成形過(guò)程熱應(yīng)力變形演化有重要意義。而目前關(guān)于基板厚度對(duì)成形過(guò)程應(yīng)力變形[17-18]影響研究相對(duì)較少。

因此,在上述研究成果的基礎(chǔ)上,本文針對(duì)電弧增材制造過(guò)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,旨在為復(fù)雜結(jié)構(gòu)件的電弧增材制造及工藝優(yōu)化提供理論指導(dǎo)。

1 實(shí)驗(yàn)方法及有限元模型驗(yàn)證

鋁合金成形材料因具有斷裂韌性好、比強(qiáng)度高、密度小、抗腐蝕性好等一系列優(yōu)點(diǎn)而成為電弧增材制造常用的優(yōu)選材料[19],選取AlSi10Mg鋁合金。首先,采用西北工業(yè)大學(xué)自行搭建的電弧增材制造系統(tǒng)進(jìn)行成形實(shí)驗(yàn),該系統(tǒng)由焊接電源、數(shù)控工作臺(tái)、送絲機(jī)、氣氛保護(hù)箱組成如圖1所示。

圖1 電弧增材制造設(shè)備

其次,使用原位測(cè)量裝置對(duì)成形薄壁墻過(guò)程中基板溫度進(jìn)行實(shí)時(shí)測(cè)量,根據(jù)溫度測(cè)量結(jié)果對(duì)模型參數(shù)進(jìn)行驗(yàn)證。需要說(shuō)明的是由于K型熱電偶無(wú)法緊固的焊接在AlSi10Mg鋁合金基板上,因此實(shí)驗(yàn)前在基板熱電偶測(cè)溫位置使用鉆孔機(jī)進(jìn)行鉆孔,將熱電偶插入孔中來(lái)獲取成形過(guò)程中基板的溫度變化,具體測(cè)量位置以及基板尺寸如圖2所示。其中熱電偶使用美國(guó)Omega GG-K30型熱電偶,其測(cè)量誤差為2.2 ℃。實(shí)驗(yàn)成形件如圖2a)所示,薄壁墻尺寸為50 mm×5 mm×20 mm。表1為實(shí)驗(yàn)工藝參數(shù)。

圖2 零件尺寸和原位熱電偶實(shí)驗(yàn)示意圖

表1 電弧增材制造AlSi10Mg合金成形工藝參數(shù)

圖3為實(shí)驗(yàn)熱電偶測(cè)溫結(jié)果和數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果對(duì)比。

圖3 模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

需要說(shuō)明的是在實(shí)驗(yàn)測(cè)溫過(guò)程中,由于數(shù)據(jù)采集儀離工作臺(tái)較近,受輻射熱過(guò)高而導(dǎo)致在第二道成形過(guò)程中采集儀工作失常,故本文建立單熔覆道模型來(lái)計(jì)算溫度場(chǎng)。其次,考慮到實(shí)驗(yàn)在基板的四分之一區(qū)域沉積單壁墻,故為了減少網(wǎng)格數(shù)量,選擇基板四分之一大小來(lái)建立模型,見圖4。模型中選取與實(shí)驗(yàn)測(cè)量位置相對(duì)應(yīng)的節(jié)點(diǎn)溫度數(shù)據(jù),可以看出在成形過(guò)程中隨著熱源規(guī)律性的移動(dòng),基板溫度先逐漸升高后降低。模擬計(jì)算和實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合。

圖4 有限元模型

2 有限元仿真

基于原位實(shí)驗(yàn)測(cè)量對(duì)單壁墻構(gòu)件熱力耦合模型的驗(yàn)證,本文利用驗(yàn)證后的模型分析三種典型薄壁構(gòu)件的熱-應(yīng)力場(chǎng)演變,并探究了基板厚度對(duì)成形過(guò)程熱應(yīng)力變形演化的影響。采用商業(yè)有限元分析軟件ABAQUS進(jìn)行熱力耦合分析。整個(gè)分析過(guò)程采用熱力順序耦合,首先,通過(guò)三維瞬態(tài)熱分析計(jì)算溫度場(chǎng);其次,將溫度結(jié)果作為應(yīng)力分析模型的初始條件來(lái)求解應(yīng)力場(chǎng)和變形;此外,使用移動(dòng)熱源(DFLUX)與單元生死(EPA)子程序來(lái)模擬熱源的移動(dòng)和材料的添加過(guò)程,對(duì)整個(gè)過(guò)程熱應(yīng)力場(chǎng)演化進(jìn)行求解分析。

2.1 網(wǎng)格模型和邊界條件

在模型建立中,單個(gè)沉積層寬度為5 mm,厚度為1 mm,將沉積區(qū)域的單元沿X或Y方向尺寸設(shè)置為2.5 mm,即熔池單元?jiǎng)澐譃?×2?；宀捎眠^(guò)渡網(wǎng)格,即遠(yuǎn)離沉積區(qū)域的基板網(wǎng)格逐漸粗化,在保證精度的同時(shí)又提高了計(jì)算效率?？紤]到夾具和基板底面的熱傳導(dǎo)效應(yīng),將其對(duì)流換熱系數(shù)設(shè)為50 W/(m2·℃),其余表面均按照自然對(duì)流換熱系數(shù)10 W/(m2·℃)來(lái)設(shè)置。整個(gè)過(guò)程中基板初始溫度均設(shè)置為25℃,掃描速度10 mm/s,成形結(jié)束后冷卻時(shí)間為180 s。

使用均勻分布的平均體熱源作為等效熱源來(lái)模擬成形過(guò)程中電弧熱源的移動(dòng)。體熱源的能量密度分布表達(dá)式為

(1)

式中:U為電壓；I為電流；η為材料的吸收系數(shù),在本文中η取值為0.6；x、y和z分別是熔池單元的長(zhǎng)、寬和高,xyz即熔池的體積。

2.1.1 基板單邊夾持的薄壁墻有限元網(wǎng)格模型和邊界條件

圖5為薄壁墻有限元網(wǎng)格幾何模型?；宄叽鐬?40 mm×50 mm×H，其中H為6 mm,15 mm,30 mm,單個(gè)沉積層尺寸為80 mm×5 mm×1 mm,分別在3種厚度基板上成形3層。

圖5 薄壁墻有限元網(wǎng)格模型

在仿真過(guò)程中,基板的左側(cè)被完全約束,其他邊均處于自由變形狀態(tài)。圖6為基板尺寸和溫度和變形的數(shù)據(jù)提取位置示意圖。D1為熔覆層末端投影在基板下表面的變形測(cè)量點(diǎn),T1為基板上表面距離邊緣10 mm的溫度測(cè)量點(diǎn)。

圖6 構(gòu)件尺寸及溫度和變形的數(shù)據(jù)測(cè)量位置

2.1.2 基板完全固定的矩形框有限元網(wǎng)格模型和邊界條件

圖7為矩形框有限元網(wǎng)格幾何模型?；宄叽鐬?00 mm×100 mm×H，其中H為6 mm,15 mm,30 mm,分別在3種厚度基板上成形3層。

圖7 基板完全固定時(shí)框型有限元網(wǎng)格模型

在仿真過(guò)程中,基板底端被完全約束,其他單元均處于自由協(xié)調(diào)狀態(tài)。圖8所示為掃描方向和測(cè)量位置。

圖8 基板完全固定的掃描方向及溫度測(cè)量位置示意圖

2.1.3 基板自由放置的矩形框有限元網(wǎng)格模型和邊界條件

圖9為不同基板厚度H下的有限元網(wǎng)格幾何模型?；宄叽鐬?00 mm×100 mm×H，其中H為6 mm、15 mm、30 mm,分別在3種厚度基板上沉積2層。在實(shí)驗(yàn)中,基板無(wú)夾持水平放置在工作臺(tái)面上。在仿真時(shí),需要計(jì)算無(wú)約束情況下基板的熱應(yīng)力場(chǎng),但是如果不施加任何邊界約束條件,則計(jì)算過(guò)程中基板會(huì)發(fā)生旋轉(zhuǎn)和扭曲等問(wèn)題導(dǎo)致計(jì)算不收斂。故采用“十字對(duì)稱”約束[20],即將基板中心下表面結(jié)點(diǎn)的自由度完全約束,垂直于X軸的中心對(duì)稱面施加X方向約束,同樣在垂直于Y軸的中心對(duì)稱面施加Y方向約束,從而既可以將基板完全約束又保證基板可以自由變形而不會(huì)發(fā)生旋轉(zhuǎn)或扭曲。圖10為掃描方向和溫度測(cè)量位置。

圖9 基板自由放置時(shí)不同厚度下的框型結(jié)構(gòu)有限元網(wǎng)格模型

圖10 基板自由放置時(shí)掃描方向及溫度測(cè)量位置

2.2 材料參數(shù)

本文所用實(shí)驗(yàn)材料為AlSi10Mg合金,基板和熔覆層均采用相同的材料參數(shù)，具體如表2所示。

表2 AlSi10Mg合金熱力學(xué)參數(shù)[21]

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 基板單邊夾持薄壁墻熱力演化

3.1.1 溫度

圖11可以看出,在單向掃描(從基板夾持端開始)過(guò)程中,當(dāng)熱源逐漸靠近測(cè)量點(diǎn)T1時(shí),溫度急劇上升,當(dāng)?shù)谝粚映练e結(jié)束,熱源到達(dá)測(cè)量點(diǎn)時(shí)溫度達(dá)到最大。在第二層沉積時(shí),由于熱源距離測(cè)量點(diǎn)T1相對(duì)較遠(yuǎn),此時(shí)散熱過(guò)程起主要作用,溫度逐漸下降,當(dāng)熱源再次靠近時(shí),溫度又一次增大,并且峰值溫度隨著沉積層數(shù)增加而增大,整個(gè)過(guò)程溫度隨著熱源的移動(dòng)呈現(xiàn)規(guī)律性的變化。當(dāng)沉積過(guò)程結(jié)束后,溫度迅速降低。其次,對(duì)比不同基板厚度的溫度變化曲線可以看出,隨著基板厚度的增加,基板熱傳導(dǎo)作用明顯,導(dǎo)致峰值溫度逐步降低,但變化趨勢(shì)是一樣的。

圖11 不同厚度基板(單邊夾持)成形過(guò)程中T1點(diǎn)溫度變化

3.1.2 變形

圖12可以看出,當(dāng)基板厚度H=6 mm時(shí),沉積剛開始,由于高溫?zé)嵩醋饔檬沟幕迳媳砻媸軣峒眲∨蛎泴?dǎo)致基板自由端沿Z軸負(fù)方向翹曲變形,變形量約-0.1 mm。

圖12 不同厚度基板D1點(diǎn)變形過(guò)程

隨著熔覆過(guò)程進(jìn)行,熱態(tài)冷卻的沉積金屬體積增加并產(chǎn)生更大的收縮應(yīng)力,該應(yīng)力對(duì)基板牽制使基板沿Z軸正方向翹曲變形,在第一層沉積結(jié)束,基板自由端變形量約0.48 mm,這主要是高溫熔池和室溫基板所引起的巨大的溫度梯度所致。在第二層沉積過(guò)程中,由于基板溫度上升,溫度梯度減小,使得變形波幅降低。在整個(gè)成形過(guò)程中,由于熔池在夾持端與自由端移動(dòng),靠近熔池區(qū)的材料受熱膨脹,而熔池遠(yuǎn)離后材料冷卻收縮,導(dǎo)致基板變形量呈現(xiàn)規(guī)律性波動(dòng)。在冷卻階段,由于熱源停止,熔覆層和基板迅速冷卻收縮,在較短時(shí)間內(nèi)基板變形量高達(dá)0.5 mm。此外,當(dāng)基板厚度增加時(shí),自由端的變形幅值降低,但變形趨勢(shì)是一樣的。同時(shí),隨著基板厚度的增加,基板整體剛度增加,使得基板變形逐漸降低,如圖13所示。當(dāng)基板厚度H=6 mm時(shí),變形高達(dá)約0.5 mm,而基板厚度H=30 mm時(shí),最大變形約為0.2 mm。因此,針對(duì)基板單邊夾持薄壁構(gòu)件,可以通過(guò)適當(dāng)增加基板厚度的方法來(lái)降低構(gòu)件整體變形。

圖13 不同厚度基板下構(gòu)件的變形

3.1.3 應(yīng)力場(chǎng)分析

圖14顯示了基板厚度H=6 mm的縱向應(yīng)力(σxx)場(chǎng)和橫向應(yīng)力(σyy)場(chǎng)演變。由縱向應(yīng)力(σxx)場(chǎng)可以看出,當(dāng)?shù)谝粚咏饘俪练e完成時(shí),沉積層快速的冷卻收縮和基板對(duì)沉積層的收縮的強(qiáng)烈約束作用導(dǎo)致極大的拉應(yīng)力,最大值約151 MPa。同時(shí),在基板上部熱影響區(qū)沿著掃描方向出現(xiàn)高的壓應(yīng)力區(qū),最大值約-76 MPa。在第二層沉積時(shí),熱源重新加熱,導(dǎo)致前一沉積層的拉應(yīng)力被釋放出來(lái),隨著熱源的遠(yuǎn)離,沉積金屬的冷卻收縮作用又產(chǎn)生拉應(yīng)力。第三層沉積結(jié)束時(shí),最大拉應(yīng)力和壓應(yīng)力隨著熱梯度的減小而迅速降低。此外,由橫向應(yīng)力(σyy)場(chǎng)可以看出,在沉積層和基板界面的熱影響區(qū)出現(xiàn)大的拉應(yīng)力,并且在沉積層兩端出現(xiàn)高的壓應(yīng)力區(qū)。隨著沉積層數(shù)增加,熱梯度的減小使得應(yīng)力值迅速降低。

圖14 基板厚度H=6 mm時(shí)縱向(σxx)和橫向(σyy)殘余應(yīng)力分布

圖15所示為成形過(guò)程中零件Mises殘余應(yīng)力場(chǎng)分布情況。由圖15a)～圖15c)應(yīng)力分布顯示最大拉應(yīng)力位于沉積層和基板之間的界面及熱影響區(qū),這是由于初始高的熱輸入和冷的基板所導(dǎo)致巨大的熱梯度。最高殘余應(yīng)力值分別為144 MPa、170 MPa、181 MPa。隨后沉積過(guò)程由于基板溫度的快速升高和熱梯度的減小,沉積層頂部沿著掃描方向的縱向拉應(yīng)力明顯減小。同時(shí),隨著基板厚度H的增大,基板對(duì)材料熱脹冷縮作用約束增大,故基板與沉積層界面處殘余應(yīng)力呈增大趨勢(shì)。

圖15 薄壁墻成形過(guò)程中Mises應(yīng)力分布

3.2 基板完全固定矩形框熱應(yīng)力變形演化

3.2.1 溫度

圖16溫度變化曲線和圖8掃描方向可以看出,由于溫度測(cè)量點(diǎn)位于兩個(gè)掃描邊的交點(diǎn)處,當(dāng)沉積開始時(shí),熱源逐漸靠近測(cè)量點(diǎn)T1時(shí),溫度急劇上升,當(dāng)熱源到達(dá)測(cè)量點(diǎn)時(shí)溫度達(dá)到最大,隨著熱源的遠(yuǎn)離,溫度值逐漸降低。第二層沉積時(shí),當(dāng)熱源距離測(cè)量點(diǎn)T1逐漸靠近,溫度又一次增大,整個(gè)過(guò)程溫度隨著熱源的移動(dòng)呈現(xiàn)規(guī)律性的變化。

圖16 不同厚度基板(完全固定)成形過(guò)程中T1點(diǎn)溫度變化

當(dāng)沉積過(guò)程結(jié)束后,基板迅速冷卻使得溫度迅速降低。其次,隨著基板厚度的增加,基板熱傳導(dǎo)作用明顯,散熱加快,導(dǎo)致溫度幅值逐步降低。

3.2.2 變形

圖17可以看出,由于拐角處基板約束相對(duì)小,導(dǎo)致熔覆層的最大變形主要集中在四個(gè)邊角處。同時(shí),由圖17a)看出,由于矩形框的高度低(H=6 mm),固定的底端面對(duì)邊框約束大,因此整體變形相對(duì)小,約為0.35 mm。由圖17a)可以看出,當(dāng)矩形框高度H=15 mm時(shí),固定的底端面對(duì)邊框約束變小,出現(xiàn)大的變形,約為0.51 mm。由圖17c)可以看出,雖然矩形框高度增加,但是整體剛度變大,最大變形約為0.48 mm。

圖17 不同厚度基板的結(jié)構(gòu)件變形

圖18為成形結(jié)束后構(gòu)件放大10倍的變形圖?？梢钥闯?成形結(jié)束后沉積層迅速冷卻收縮導(dǎo)致各個(gè)邊框之間產(chǎn)生相互牽引作用,故最終整個(gè)矩形框會(huì)有向內(nèi)收縮的趨勢(shì),當(dāng)H=15 mm收縮趨勢(shì)最大。

圖18 不同厚度基板的結(jié)構(gòu)件最終變形對(duì)比(放大系數(shù)×10)

3.2.3 應(yīng)力場(chǎng)分析

圖19為沉積結(jié)束后不同厚度矩形框基板的殘余縱向應(yīng)力(σxx)分布?？梢钥闯?隨著矩形框基板厚度的增加,最大殘余拉應(yīng)力逐漸增加,當(dāng)基板厚度為H=30 mm,最大拉應(yīng)力約為103 MPa,且最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在底端固定位置。當(dāng)基板厚度H=6 mm和15 mm時(shí),由于矩形框基板對(duì)沉積層的約束作用,殘余拉應(yīng)力主要集中在沉積層和基板的熱影響區(qū)域,且當(dāng)基板厚度H=15 mm時(shí),矩形框中間大部分區(qū)域?yàn)闅堄嗬瓚?yīng)力,并且殘余拉應(yīng)力高達(dá)45 MPa。圖20所示為成形過(guò)程中構(gòu)件Mises應(yīng)力分布情況。

圖19 不同厚度基板的縱向殘余應(yīng)力(σxx)分布

圖20 成形過(guò)程中構(gòu)件的Mises應(yīng)力分布

由圖20可以看出,由于初始高的熱梯度和大的冷卻速率導(dǎo)致最大殘余應(yīng)力均發(fā)生在第一層沉積過(guò)程中。此外,由于矩形框拐角處約束小,故出現(xiàn)較小的殘余應(yīng)力。并且當(dāng)矩形框基板高度H=30 mm時(shí),最大殘余應(yīng)力集中在矩形框基板底部,這主要是隨著矩形框高度的增加,基板底端的約束作用而導(dǎo)致大的殘余應(yīng)力。

3.3 基板自由放置矩形框熱應(yīng)力變形演化

3.3.1 溫度

由圖21溫度變化曲線和圖11掃描方向可以看出,當(dāng)沉積開始時(shí),熱源逐漸靠近測(cè)量點(diǎn)T1時(shí),溫度急劇上升,當(dāng)熱源到達(dá)測(cè)量點(diǎn)正上方時(shí)溫度達(dá)到最大,隨著熱源的遠(yuǎn)離,溫度逐漸下降。當(dāng)散熱和熱輸入達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡時(shí),T1溫度值基本保持恒定直到第一層沉積結(jié)束。隨后,成形第二層時(shí),由于熱源距離測(cè)量點(diǎn)T1逐漸靠近,溫度又一次升高,整個(gè)過(guò)程溫度隨著熱源的移動(dòng)呈現(xiàn)規(guī)律性的變化。當(dāng)沉積過(guò)程結(jié)束后,基板溫度逐漸降低。

圖21 不同厚度基板(自由放置)成形過(guò)程中T1點(diǎn)溫度變化

圖22顯示了沉積結(jié)束冷卻180 s時(shí)的溫度分布云圖?？梢钥闯?在拐角處熱源減速變向出現(xiàn)大的熱累積,但是隨著基板厚度的增加,熱傳導(dǎo)作用使得散熱加快,在相同的冷卻時(shí)間內(nèi),整體溫度降低且分布逐漸均勻。

圖22 不同厚度基板冷卻180 s時(shí)的溫度分布

3.3.2 變形

圖23顯示了冷卻180 s時(shí)構(gòu)件變形情況。在成形過(guò)程中,由于拐角處基板對(duì)沉積材料約束相對(duì)較小,故構(gòu)件變形較大。同時(shí),矩形框4個(gè)角發(fā)生向內(nèi)收縮變形,其中距離激光束結(jié)束位置最近的基板邊角收縮最大,而基板的中心位置變形最小。此外,基板邊角變形大小隨基板厚度增加逐漸減小。當(dāng)基板厚度H=6 mm、15 mm、30 mm時(shí),邊角最大變形分別約為0.51 mm、0.48 mm、0.32 mm。

3.3.3 應(yīng)力場(chǎng)分析

圖24顯示了基板厚度H=15 mm的縱向應(yīng)力(σxx)場(chǎng)和橫向應(yīng)力(σyy)場(chǎng)演變。由圖24a)可以看出,當(dāng)?shù)谝粚咏饘俪练e完成時(shí),沉積層快速冷卻收縮和基板對(duì)沉積層的收縮的強(qiáng)烈約束作用導(dǎo)致極大的拉應(yīng)力,最大值約159 MPa。同時(shí),壓應(yīng)力分布在沉積層的周圍區(qū)域熱影響區(qū),最大值約-76 MPa。由圖24c)可知，在第二層沉積時(shí),由于熱源重新加熱,使得之前沉積材料拉應(yīng)力被釋放出來(lái),隨后沉積材料冷卻收縮作用又產(chǎn)生拉應(yīng)力,但殘余應(yīng)力值降低,這是由于隨著沉積層數(shù)增加,熱梯度的減小使得應(yīng)力值迅速降低。此外,由于對(duì)稱性,σyy分布規(guī)律與σxx相似。

圖24 基板厚度H=15 mm時(shí)縱向(σxx)和橫向(σyy)殘余應(yīng)力分布

圖25所示為成形過(guò)程中矩形框構(gòu)件的Mises殘余應(yīng)力場(chǎng)分布情況,從左到右分別是成形1層、2層結(jié)束時(shí)的應(yīng)力分布?？梢钥闯?隨著沉積層數(shù)的增加,基板整體溫度升高使得溫度梯度減小,殘余應(yīng)力迅速降低。同時(shí),隨著基板厚度H的增大,對(duì)沉積層熱脹冷縮約束作用增大,導(dǎo)致沉積層的最大殘余應(yīng)力逐漸增大,而基板內(nèi)部殘余應(yīng)力逐漸降低。

圖25 結(jié)構(gòu)件殘余Mises應(yīng)力分布

4 結(jié)論

針對(duì)典型薄壁結(jié)構(gòu)零件的WAAM,通過(guò)分析基板厚度對(duì)熱變形和熱應(yīng)力的影響規(guī)律,建立基板厚度與零件熱變形的關(guān)系,給出基板厚度選擇的判據(jù),主要結(jié)論如下:

1) 零件的變形主要由沉積初期和冷卻階段決定。其中第一層沉積過(guò)程產(chǎn)生的熱梯度最大,瞬時(shí)熱應(yīng)力也最大,是導(dǎo)致零件大變形的最重要因素。

2) 不同零件在成形過(guò)程中最大殘余拉應(yīng)力始終位于靠近基板與沉積層界面處的熱影響區(qū)內(nèi),并且隨著沉積層數(shù)的增加而減小。

3) 完全固定的框型基板上WAAM框型零件,會(huì)導(dǎo)致框型零件整體向內(nèi)收縮變形。隨著基板厚度的增大,框型零件的整體變形先增大后減小,基板厚度為15 mm時(shí)構(gòu)件的變形最大,為0.51 mm。

4) 自由放置的矩形基板上WAAM框型零件大變形一般出現(xiàn)在拐角處,并且結(jié)束點(diǎn)拐角的變形量最大;隨著基板厚度的增加,整個(gè)零件的變形減小。