任維彬, 董世運, 徐濱士, 閆世興, 方金祥

(裝甲兵工程學(xué)院 裝備再制造技術(shù)國防科技重點實驗室，北京 100072)

FV520(B)鋼葉片激光再制造動態(tài)形變規(guī)律及試驗優(yōu)化

任維彬, 董世運, 徐濱士, 閆世興, 方金祥

(裝甲兵工程學(xué)院 裝備再制造技術(shù)國防科技重點實驗室，北京 100072)

針對體積損傷壓縮機葉片的激光再制造成形形變控制難題，采用有限單元 “生死”控制方法，模擬脈沖激光優(yōu)化工藝下成形過程，獲取成形形變動態(tài)歷程及規(guī)律，優(yōu)化了脈沖激光成形工藝并采用IPG光纖激光再制造系統(tǒng)開展了葉輪激光再制造成形試驗. 采用PowerScan II型藍光三維反求測量儀精確測量了再制造成形形變尺寸，驗證了有限元分析結(jié)論的正確性. 試驗結(jié)果表明：增加首末兩成形層之間時間間隔，可控制整體形變在1 mm以內(nèi)，熱影響區(qū)形變控制在0.28～0.50 mm以內(nèi)，經(jīng)機械加工后尺寸誤差精度不超過0.02 mm，角度誤差精度不超過0.03°，驗證了脈沖激光工藝的優(yōu)化性，為葉片類部件再制造成形提供工藝參考.

激光再制造；FV520(B)鋼；壓縮機葉片；形變規(guī)律；試驗優(yōu)化

激光再制造的熱累積效應(yīng)作用于壓縮機葉片非規(guī)則曲面薄壁時，將產(chǎn)生微小、離散的非線性形變，影響喉道寬度及葉邊距等重要性能指標，引發(fā)葉輪偏轉(zhuǎn)及喘振等運行異常，嚴重影響機組整體運行的穩(wěn)定性及可靠性[1]. 已有研究主要通過成形路徑規(guī)劃、成形前預(yù)熱、成形后熱處理以及成形后形狀矯正的方式實現(xiàn)形變的控制[2-8]，但都存在一定局限性. 例如：路徑規(guī)劃在薄壁結(jié)構(gòu)的成形中難以實現(xiàn)；預(yù)熱及成形后熱處理的方式受工藝限制，不具有通用性，且增加工藝復(fù)雜度和再制造周期；設(shè)計特定工裝夾具控制形變的方式，難以實現(xiàn)葉尖部位的成形.

為此，本文以尖部體積損傷FV520(B)鋼壓縮機葉片激光再制造形變控制為目標，采用有限元理論分析葉片再制造形變動態(tài)歷程及規(guī)律，基于薄壁結(jié)構(gòu)多層成形的一般過程，實現(xiàn)再制造成形工藝優(yōu)化和形變控制，并通過三維反求精確量化和評價成形形變，驗證有限元分析結(jié)論，為同類結(jié)構(gòu)部件的激光再制造提供工藝借鑒及方法參考.

1 葉片再制造形變建模過程

1.1 條件假設(shè)與簡化

葉片的激光再制造成形是一個瞬態(tài)的熔化、凝固冶金過程，為簡化計算，建立如下邊界條件：

1)忽略熔化及凝固的瞬態(tài)時間，視成形層生長速度等于激光掃描速度；

2)成形后較短時間間隔內(nèi)即進入準穩(wěn)態(tài)，熔池大小及溫度場保持恒定；

3)與溫度相關(guān)力學(xué)性能及應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系在微小時間增量內(nèi)呈線性變化；

4)假定材料初始應(yīng)力為零，服從雙線性強化準則，服從Von-Mises屈服準則.

1.2 成形過程導(dǎo)熱控制

再制造成形遵循如下導(dǎo)熱控制過程[9]：

與空氣接觸表面換熱控制方程為

-K(T·n)=-hc(T-Ta).

式中：n為與空氣接觸的表面數(shù)，hc為換熱系數(shù)，Ta為環(huán)境溫度.

基材下方為銅質(zhì)底座，視為理想換熱條件，與環(huán)境溫度保持一致，即

T=Ta.

1.3 熱源模型能量分布

假設(shè)激光光束能量滿足理想高斯分布[10]：

式中：A為基體材料對激光的吸收系數(shù)，P為激光功率，ra為最大峰值密度的光斑半徑. 當光粉相互作用時，受熔池上方氣體阻擋而衰減，光束能量在熔池表面分布可近似為[11]

I(x,y)=I0(x,y)[1-βn(x,y)].

式中：β為衰減系數(shù)，n(x,y)為垂直光束平面粉流顆粒分布函數(shù).

1.4 模型構(gòu)建與成形工藝

采用Ansys13.0有限元分析軟件控制單元“生死”狀態(tài)，實現(xiàn)成形過程的動態(tài)模擬，采取六面體單元Solid70劃分網(wǎng)格[8-10]，成形部位及界面附近區(qū)域網(wǎng)格劃分較密，其他部位劃分相對較疏[11-12]. 成形參數(shù)設(shè)定如下：激光功率1.1kW，掃描速度5mm/s，載氣流量150L/h，脈寬10ms，占空比為10∶1，單層成形高度為1.2mm，寬度為3.2mm，共計成形6層. 為實現(xiàn)體積損傷部位與側(cè)傾斜表面良好的形狀擬合，成形采用側(cè)傾斜表面預(yù)成形工藝，在體積損傷部位的側(cè)傾斜表面預(yù)先單道成形，然后再從底面向上逐層堆積成形，以實現(xiàn)形狀的較好擬合[13]. 葉尖體積損傷部位尺寸參數(shù)為：壁厚3mm，長度20mm，高度6.5cm，葉輪尺寸按照實際尺寸計算.

2 葉片再制造形變動態(tài)歷程

圖1(a)所示為再制造成形第8.4s時，成形結(jié)束時刻葉片整體形變分布；圖1(b)所示為成形第18.4s時，葉片冷卻過程中整體形變分布；圖1(c)、(d)分別為葉片冷卻至38.4s和第308.4s時的葉片整體形變. 從圖1(a)可以看出，成形剛結(jié)束時刻，葉片整體形變在0.5～1.2mm，熱影響區(qū)形變范圍在0.5mm左右. 對比圖1(a)、(b)可知，隨著熱量向基體的進一步傳導(dǎo)，基體形變范圍不斷擴大，但基體大部分形變隨著基體熱量的散失得以恢復(fù)；對比圖1(b)、(c)、(d)可知，從成形后18s開始，葉片整體形變保持不變，基體形變主要集中在熱影響區(qū)部位，形變大小為0.4～0.5mm，成形層形變在0.5～1.1mm，這主要是因為成形部位頂部與環(huán)境接觸，溫度梯度相對較大，產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，從而導(dǎo)致變形也相對較大. 而底層作為受熱累積作用最為明顯的成形層，形變卻小于中間的成形層，這主要是因為在多層堆積過程中，層間散熱相對較為充分，并且該層直接與基體接觸，具有較好的傳導(dǎo)條件，因此形變相比中間成形層有所降低.

圖2所示為熱影響區(qū)及各成形層中間位置點形變歷程. 從圖2可知，0～1.8s過程中，側(cè)傾斜表面預(yù)補償成形產(chǎn)生的熱輸入對底層熱影響區(qū)產(chǎn)生微小變形，而隨后逐層堆積成形中，熱影響區(qū)及首層成形層形變隨加熱過程呈峰谷波動，每一個峰谷變化歷程對應(yīng)一個成形層形成過程，熱影響區(qū)位置點形變趨勢與首層成形層基本一致，且具有一定的時間滯后性. 這主要是因為熱量由熔池傳導(dǎo)至基體熱影響區(qū)并使溫度升高，受基體材料導(dǎo)熱性能影響，存在短暫的時間差. 其中，熱影響區(qū)形變最大值出現(xiàn)在首層成形熱過程中，過程中基體溫度迅速上升，與其他較冷區(qū)域形成較大的溫度梯度，產(chǎn)生熱變形，最大值達到1.3mm左右，而后階段性回落；從首層成形的變化歷程知，熱影響區(qū)形變主要受首層及第二層成形過程熱輸入影響，且同樣的變化趨勢也體現(xiàn)在其他成形層形變歷程中. 最終穩(wěn)定時，熱影響區(qū)形變約為0.5mm，首層成形層形變約為0.9mm，成形層形變值按成形順序的先后，依次遞增，最后成形的熔覆層形變達到1.3mm. 隨著成形層數(shù)的增加，層間熱累積逐漸減小，但形變逐漸增大，說明各成形層形變量大小主要受散熱條件差異影響.

(a) 成形第8.4 s，整體形變分布

(c)成形第38.4 s，整體形變分布

(b) 成形第18.4 s，整體形變分布

(d) 成形第308.4 s，整體形變分布

圖2 熱影響區(qū)及各成形層形變歷程

Fig.2 The deformation process of the heat-affected zone and other forming layers

因此，基于成形過程熱影響區(qū)形變考慮，可以采取以下形變控制優(yōu)化措施：

1)在首層和第二層成形過程中，采用寬光斑、低功率配合高掃描速度的脈沖激光工藝預(yù)先掃描基體，起到預(yù)熱并降低溫度梯度的作用，但應(yīng)控制基體溫度在300 ℃內(nèi)，以避免基體發(fā)生相變；

2)再制造多層成形過程中，增加首層和第二層之間的時間間隔，通過降低層間熱累積效應(yīng)，實現(xiàn)基體熱影響區(qū)形變量的控制；

3)在保證成形效率的基礎(chǔ)上，增加次末層與最末層間的成形時間間隔，利于已成形層內(nèi)累積熱量的散失，減小最末層與環(huán)境間溫度梯度，實現(xiàn)最末層形變的控制.

3 FV520(B)鋼葉片再制造形變控制

3.1 試驗材料及設(shè)備

為進一步驗證有限元分析的正確性，對葉尖體積損傷的FV520(B)鋼葉片開展再制造形變控制試驗. 試驗選擇成形性好，與基體成分接近的FeCrNiCu系合金粉末為成形材料，粒度-140～+325目. 試驗前對基材進行砂紙打磨，丙酮及無水乙醇清洗，去除表面氧化膜及銹蝕，將合金粉末置于DSZF-2型真空干燥箱內(nèi)以150 ℃干燥2 h，成形層及基體成分如表1所示[13].

試驗采用IPG光纖激光再制造系統(tǒng)進行，送粉方式為同軸送粉，過程中對熔池施加氬氣保護. 載氣流量為150 L/h，送粉速率為21.4 g/min，葉輪尺寸、葉尖體積損傷部位尺寸及其他激光工藝參數(shù)與有限元模型的構(gòu)建參數(shù)保持一致.

表1 合金與基板材料元素成分

3.2 試驗過程

試驗采用對比方式進行，樣本葉片(1)成形過程中，各成形層之間連續(xù)成形；樣本葉片(2)成形過程中，增加了首層與第二層、次末層與最末層間的時間間隔，間隔時間為3 s. 2個樣本葉片成形過程中，都在側(cè)傾斜表面預(yù)先進行單道成形，然后從底面向上逐層堆積成形，樣本葉片(1)、(2)成形后形貌分別如圖3(a) 、(b)所示.

(a)葉片(1)成形后整體形貌

(b) 葉片(2)成形后整體形貌

Fig.3 The whole morphology of the compressor blade after laserremanufacture

對比圖3(a) 、(b)成形外觀形貌可知，二者形狀恢復(fù)充分良好，但葉片(1)具有相對更為明顯的氧化燒蝕輪廓，說明葉片(1)成形過程中的熱累積效應(yīng)相對更為明顯.

3.3 形變?nèi)S反求分析

為進一步對比葉片(1) 、(2)再制造形變精度，采用激光三維反求測量儀對葉片成形前后進行點云數(shù)據(jù)采集和比對[14]，獲取葉片再制造前后形狀尺寸數(shù)據(jù)及形變分布，如圖4所示.

從圖4可知，葉片(1)成形部位整體形變尺寸在2 mm以內(nèi)，葉片內(nèi)部形變控制在1.5 mm以下. 葉片整體形變較大，主要是因為各成形層間熱量累積較大，引起基體熱變形增大. 而基體部分區(qū)域尺寸減少，是因為經(jīng)機械打磨除銹而引起尺寸減薄，而其他部位無明顯形變產(chǎn)生.

Fig.4 The overall deformation distribution of the (1) blade after remanufacture

圖5所示為葉片(2)成形后整體形變分布. 從圖5可知，成形部位形變量為0.8～1 mm，熱影響區(qū)部位形變約為0.28～0.50 mm，小于葉片(1)形變量，葉身除因機械打磨除銹有局部尺寸縮小外，其余部分基本無形變. 對比葉片(1)、(2)可知，葉片多層成形過程中，增加首末兩層成形層間的時間間隔，可減小成形整體及熱影響區(qū)部位形變，也進一步驗證有限元分析的正確性.

圖5 葉片(2)再制造后整體形變分布

Fig.5 The overall deformation distribution of the (2) blade after remanufacture

圖6所示為成形后葉片(1)經(jīng)機械加工后的整體形貌，從該葉片與相鄰兩葉片形貌對比可知，機加后葉片尺寸與原葉片一致. 從圖6(b)可知，機械加工后的葉片成形精度較高，扭曲角度與原件也具有較好擬合，經(jīng)三維反求測量驗證，采用形變優(yōu)化工藝再制造后葉片尺寸精度可達到0.02 mm，角度精度可達到0.03°.

(a)經(jīng)機械加工后葉片與原葉片對比

(b) 經(jīng)機械加工后葉片局部形貌

Fig.6 The overall morphology of the formed blades after mechanical processing

4 結(jié) 論

1) FV520(B)鋼壓縮機葉片激光再制造過程中，熱影響區(qū)形變主要受成形初始兩層成形過程熱輸入影響，成形形變最大值出現(xiàn)在最終成形層.

2)葉片再制造多層成形過程中，增加首末兩層成形時間間隔，可以有效減小成形熱影響區(qū)及成形層形變最大值，實現(xiàn)整體形變控制在1 mm以內(nèi)，熱影響區(qū)形變控制在0.28～0.50 mm以內(nèi).

3)文中形變規(guī)律和工藝優(yōu)化措施對再制造多層成形形變控制具有普遍適用性，控制首末兩層形變的具體方法可依據(jù)不同工藝及零件進行調(diào)整.

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(編輯 王小唯 苗秀芝)

Dynamic deformation and experimental optimization of FV520 (B) steel blade for laser remanufacture

REN Weibin， DONG Shiyun， XU Binshi， YAN Shixing， FANG Jinxiang

(National Key Laboratory for Remanufacturing，Academy of Armored Forces Engineering，Beijing 100072，China)

Aiming at the deformation controlling for compressor blades with volume damage, the birth and death finite element method was adopted to simulate the forming course of pulsed laser remanufacture. The dynamic deformation process and rules were got through the analysis. The pulsed laser forming process was optimized. The IPG optical fiber laser remanufacturing system was taken to experiment on the laser remanufacturing forming on impeller. The PowerScan II blue light three dimensional reverse seeking measuring instrument was taken to measure the size of the remanufacturing forming deformation precisely. The conclusion of the finite element analysis was validated. The results show that, through the time increasing of the first and last two layers, the whole forming deformation is controlled within 1 mm; the deformation precision of heat-affected zone is controlled between 0.28～0.50 mm; the dimension precision after mechanical machining is within 0.02 mm; the angle precision is within 0.03°. The optimization of pulsed laser technology is verified. The process is taken reference for the remanufacturing forming of blade parts.

laser remanufacture; FV520(B) steel; compressor blade; deformation rules; experimental optimization

10.11918/j.issn.0367-6234.201512038

2015-12-17

國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃(2011CB013403)

任維彬(1983—)，男，博士； 董世運(1973—)，男，研究員，博士生導(dǎo)師； 徐濱士(1931—)，男，教授，中國工程院院士

董世運， syd422@163.com

TN249

A

0367-6234(2017)05-0173-05