高溟江 樊丁 侯英杰

摘要：針對電弧增材制造過程中嚴重的熱積累所導致的成形件成形質(zhì)量差、尺寸精度低以及晶粒粗大等問題，提出通過隨弧激冷電弧增材制造方法來改善電弧增材制造過程中的熱積累。采用數(shù)值模擬與試驗相結(jié)合的方法研究隨弧激冷對電弧增材制造過程溫度場的影響，分析施加冷源對成形件的成形質(zhì)量以及組織性能的影響。結(jié)果表明，施加冷源能夠有效改善電弧增材制造過程中的熱積累，提高成形件的成形質(zhì)量以及尺寸精度，優(yōu)化成形件的顯微組織以及力學性能。

關鍵詞：電弧增材制造;隨弧激冷;溫度場;成形質(zhì)量;組織性能

0? ? 前言

增材制造技術又稱為3D打印技術，相較于傳統(tǒng)的加工工藝，極大地減少了零件的加工工序、縮短了加工周期、提高了材料的利用率[1]。近年來，增材制造技術發(fā)展迅速，在汽車、生物醫(yī)療、航空航天以及模具制造等領域應用廣泛。電弧增材制造是極具潛力的增材制造技術，相較于激光以及電子束增材制造，具有成形效率高、成本低、材料范圍廣、成形件致密度高等優(yōu)勢，在制造大型零件時優(yōu)勢更加明顯[2]。但其也有不足之處，電弧增材制造是以電弧作為熱源熔化焊絲形成高溫熔滴進而過渡累積到堆積路徑上形成堆積層，電弧熔融過程中熱輸入量高，熱積累嚴重，熔池體積較大容易向下流淌，影響堆積層的成形質(zhì)量[3-4]，同時在電弧增材制造過程中由于過高的熱輸入在成形件內(nèi)部產(chǎn)生較大的殘余應力，從而引起較大的變形，進一步影響成形件的尺寸精度[5]。電弧增材制造成形件除滿足尺寸精度要求外，還需要滿足其組織性能要求，在電弧增材制造過程中可以通過調(diào)控電流、成形速度、基板預熱溫度和后續(xù)熱處理等方法改變成形件內(nèi)部顯微組織的大小和形態(tài)，進而獲得理想的力學性能[6]。文獻[7]通過增加層間等待時間來降低電弧增材制造過程中的熱積累進而提高成形質(zhì)量，但大大降低了成形效率?；孱A熱和后續(xù)熱處理是控制增材制造成形件殘余應力和變形的有效方法[8-10]，但對于大型金屬構(gòu)件而言，基板加熱和成形件整體保溫難度較大。

目前電弧增材制造技術面臨的關鍵性問題就是控形控性，即如何在利用電弧優(yōu)勢的同時控制和優(yōu)化其成形精度、力學性能。文中采用隨弧激冷電弧增材制造方法來提高成形件尺寸精度并優(yōu)化成形件的組織性能，在不影響成形效率的前提下有效改善了電弧增材制造過程中嚴重的熱積累，提高了成形件的成形質(zhì)量，優(yōu)化了成形件的組織性能?；跀?shù)值模擬軟件ANSYS分別建立了施加冷源和不加冷源增材制造條件下溫度場有限元模型，深入分析隨弧激冷對電弧增材制造成形過程中溫度場的影響，分析溫度場的改變對成形件的尺寸精度以及組織性能的影響。

1 隨弧激冷電弧增材制造試驗

1.1 隨弧激冷電弧增材制造試驗成形系統(tǒng)

隨弧激冷電弧增材制造成形系統(tǒng)主要由TIG焊機、自制液氮冷卻裝置和焊接自動行走小車組成，文中將液氮冷卻后的低溫氬氣作為激冷劑噴射于電弧后方的堆積層上，TIG焊槍與冷卻裝置噴管之間設計了專門的夾具，可實現(xiàn)同步移動。特制液氮冷卻裝置可使氬氣溫度低至-30 ℃，在電弧增材制造過程中熱源后方同步跟隨冷源，有效地增加冷源作用區(qū)域堆積層上表面的對流換熱系數(shù)，起到有效的激冷作用。試驗成形系統(tǒng)如圖1所示。

1.2 增材制造成形試驗及工藝參數(shù)

試驗前需清理基板的上表面，首先使用鋼刷打磨基板上表面，然后用酒精擦拭，清理完成后調(diào)整焊槍位置，使焊槍與基板保持垂直。增材制造成形試驗焊接電流為80 A，焊接電壓20 V，堆積10層，焊槍每一層的抬升高度為1.6 mm，焊槍移動速度為60 mm/min，送絲速度210 mm/min，堆積層的長度為140 mm，保護氣體流量為15 L/min。冷源工藝參數(shù)為：經(jīng)液氮冷卻后的氬氣氣體流量為10 L/min，噴管出口半徑為3 mm，噴管出口與堆積層間的距離為5 mm，噴管與焊槍之間的距離為10 mm。試驗采用單向堆積成形，每一層堆積完成后，焊槍以及冷源噴管都需要回到初始位置，因此需要準備時間，每一層堆積完成后層間等待時間60 s，然后開始下一層的堆積。

2 建立溫度場有限元模型及結(jié)果分析

2.1 溫度場有限元模型的建立

2.1.1 材料熱物理性能

試驗中的基板材料為304不銹鋼，填充焊絲材料為ER304不銹鋼焊絲。電弧增材制造成形過程中，焊絲在短時間內(nèi)熔化形成熔池，熔池又在短時間內(nèi)將熱量傳遞給堆積層以及基板，整個過程是一個復雜的非線性熱傳導問題，在高溫環(huán)境下，材料的熱物理性能參數(shù)是隨溫度變化的，為保證模擬計算結(jié)果的準確性，需要考慮材料熱物理性能隨溫度的變化情況，參考相應文獻得到材料的熱物理性能參數(shù)如表1所示。

2.1.2 單元選擇及網(wǎng)格劃分

在ANSYS有限元分析中，需要確定模型的單元類型，文中選用Solid70單元，該單元具有三個方向的熱傳導能力，有8個節(jié)點，每個節(jié)點只有一個溫度自由度，可用于三維瞬態(tài)熱分析。

有限元計算模型中網(wǎng)格劃分的質(zhì)量直接影響到計算結(jié)果的準確性，網(wǎng)格劃分越密，計算結(jié)果越精確，但網(wǎng)格劃分越密會降低計算效率且占用大量內(nèi)存，對于復雜模型，網(wǎng)格劃分細密一次計算耗時很長，為兼顧計算精度與效率，在保證計算精度的前提下，盡量減少網(wǎng)格數(shù)量，提高計算效率。對于文中有限元模型而言，由于電弧的反復移動，堆積層以及堆積層附近的基板區(qū)域經(jīng)歷了劇烈的熱變化，遠超過遠離堆積層的基板部分，因此堆積層及其附近的基板區(qū)域采用細化的網(wǎng)格，而在遠離堆積層的基板區(qū)域采用較粗的網(wǎng)格。

2.1.3 熱源模型的建立

在電弧增材制造過程中，電弧熔化焊絲形成熔池并逐層堆積在堆積層上，電弧所產(chǎn)生的有效熱量在堆積層表面以及內(nèi)部均有效果，因此文中選用具有體熱源分布的雙橢球熱源對電弧增材制造進行數(shù)值模擬，雙橢球熱源模型如圖2所示。

雙橢球熱源模型采用不同的數(shù)學表達式來分別表示熱源前后半部分的生熱率。

2.1.4 冷源模型的建立

采用液氮冷卻后的氬氣作為激冷劑進行隨弧激冷，噴射于熱源后方仍處于高溫的堆積層表面，冷卻后的氬氣對堆積層的表面產(chǎn)生激冷作用，在進行數(shù)值模擬時，可以用一個局部較高的對流換熱系數(shù)來代替冷源的冷卻效果，只要選取合適的散熱系數(shù)以及冷源的形狀尺寸，編寫APDL命令流，便可以實現(xiàn)冷源模型的建立。

建立冷源模型最主要的是確定冷源作用區(qū)域?qū)α鲹Q熱系數(shù)，其影響因素很多，其中最主要的因素是冷卻氣流的溫度以及冷卻氣流流量，材料的密度以及比熱等也會影響對流換熱系數(shù)。在本試驗進行直壁墻的堆積過程中，很難用試驗測試的方法準確地獲得冷源作用區(qū)域的對流換熱系數(shù)，文中將模擬溫度場結(jié)果與試驗實測結(jié)果進行對比，從而確定冷源作用區(qū)域的對流換熱系數(shù)，并根據(jù)試驗實測的溫度場結(jié)果反復修正，使模擬溫度場結(jié)果與試驗實測結(jié)果一致，通過綜合對比分析將冷源作用中心區(qū)域的對流換熱系數(shù)設置為4 200 W/ （m2·K）。

2.2 溫度場模擬結(jié)果分析

2.2.1 基板上表面點的熱循環(huán)曲線測試及模擬結(jié)果驗證

為了驗證有限元模擬結(jié)果的準確性，試驗過程中采用K型熱電偶測試基板上表面A、B、C三點的熱循環(huán)曲線，然后將試驗實測結(jié)果與模擬結(jié)果進行對比，A、B、C三點位于基板上表面中心線上，距離堆積層中心的距離分別為10 mm、20 mm、30 mm。

A、B、C三點的熱循環(huán)曲線如圖3所示。由圖3a、3b可知，不加冷源增材制造條件下A、B、C三點模擬熱循環(huán)曲線與實測熱循環(huán)曲線變化規(guī)律保持一致，且數(shù)據(jù)吻合較好。由圖3c、3d可知，施加冷源增材制造條件下A、B、C三點模擬熱循環(huán)曲線與試驗實測熱循環(huán)曲線的變化規(guī)律以及數(shù)據(jù)吻合度也很高，充分證明了模擬結(jié)果的準確性。

如圖3所示，施加冷源和不加冷源增材制造條件下基板都經(jīng)歷了反復的加熱和冷卻過程，基板上A、B、C三點的熱循環(huán)曲線都出現(xiàn)了10個明顯的波峰波谷，與堆積層的總數(shù)相同。對比施加冷源與不加冷源增材制造條件下基板上A、B、C三點的熱循環(huán)曲線（見圖3a、3c），施加冷源增材制造條件下基板上A、B、C三點的溫度峰值相比不加冷源增材制造條件下的明顯降低，說明熱源后方同步跟隨冷源，會以強對流換熱的方式帶走堆積層上的部分熱量而使傳遞到基板的熱量明顯減小，施加冷源可以有效地減少堆積層以及基板上的熱積累量。

2.2.2 成形過程溫度場模擬結(jié)果分析

分析不加冷源和施加冷源增材制造條件下成形過程中成形件的溫度場分布情況，如圖4所示，分別給出了不加冷源和施加冷源增材制造條件下熱源到達第10層堆積層中點位置時成形件上的溫度場分布情況。

由圖4a可知，不加冷源增材制造條件下，增材至第10層中間位置時熔池的最高溫度達1 818 ℃，基板溫度達427 ℃。由圖4b可知，施加冷源增材制造條件下，由于冷源的冷卻作用在熔池后方形成一個明顯的低溫區(qū)域，熔池體積較小且堆積層上高溫區(qū)的面積相比較于不加冷源增材制造條件有明顯減小，增材至第10層中間位置時熔池的最高溫度達1 726 ℃，基板溫度達到314 ℃，相較于不加冷源增材制造，施加冷源增材制造條件下熔池的最高溫度降低了92 ℃，基板溫度降低了113 ℃。

為了研究冷源對液態(tài)熔池冷卻速率的影響，提取第10層堆積層中點局部時間段的熱循環(huán)曲線，如圖5所示，不加冷源增材制造條件下，在熱源到達第10層中點處，該點溫度達到最高，熱源經(jīng)過后，該點溫度緩慢下降，且下降曲線較平緩。施加冷源增材制造條件下，熱源到達第10層的中點處，該點溫度也達到最高，熱源經(jīng)過后，該點溫度快速下降，下降曲線陡峭，并且出現(xiàn)一個溫度低谷，這是由于冷源到達該點使其溫度降到最低，當冷源經(jīng)過后，該點的溫度由于熱傳導的作用又有所回升。比較發(fā)現(xiàn)，冷源可以明顯縮短液態(tài)熔池的存在時間，加快熔池的凝固速率，有效抑制液態(tài)金屬的流淌，提高成形件質(zhì)量。

3 堆積成形質(zhì)量分析

不加冷源和施加冷源增材制造條件下堆積成形外觀形貌如圖6所示。對比發(fā)現(xiàn)，在無冷源作用時，堆積層間有明顯的熔池流淌痕跡，成形質(zhì)量較差;而在施加冷源時，由于熔池體積減小以及凝固速率加快，堆積層上熔池的流淌減少，成形質(zhì)量有所改善。

采用三軸坐標測量儀對增材成形件進行掃描，提取基板上表面的最大翹曲變形量，不加冷源增材制造條件下基板上表面的最大翹曲變形量達到了1.42 mm，施加冷源增材制造條件下基板上表面的最大翹曲變形量達到1.08 mm，較不加冷源增材制造減小了24%。成形件的翹曲變形是由殘余應力所引起的，隨弧激冷電弧增材制造由于冷源的施加使熔池周圍高溫區(qū)的體積減小，可以有效抑制壓縮塑性變形區(qū)的擴展，并且冷源作用區(qū)的金屬受冷收縮產(chǎn)生很強的拉伸作用，使熔池周圍高溫金屬的壓縮塑性變形量得到補償，減小其產(chǎn)生的壓縮塑性變形量，降低成形件內(nèi)部的殘余應力進而提高成形件的尺寸精度。

4 成形件組織性能分析

不加冷源和施加冷源增材制造條件下堆積層中心區(qū)域的顯微組織如圖7所示。如圖7a所示，不加冷源增材制造條件下，堆積層中心區(qū)域的顯微組織為尺寸較為粗大的樹狀枝晶。如圖7b所示，施加冷源增材制造條件下，堆積層中心區(qū)域樹狀枝晶尺寸較為細小。這是因為不加冷源增材制造條件下，液態(tài)熔池的冷卻速率較慢，較低的冷卻速率以及較長的生長時間會產(chǎn)生較為粗大的枝晶組織;施加冷源增材制造條件下，由于液態(tài)熔池冷卻速率快，得到的凝固組織晶粒細小。此外，不加冷源增材制造條件下堆積層的溫度高于施加冷源增材制造條件下堆積層的溫度，高溫停留時間也更長，導致304不銹鋼奧氏體晶粒長大，這也是不加冷源增材制造條件下堆積層中心區(qū)域晶粒尺寸大于施加冷源的一個原因。

由于施加冷源增材制造條件下堆積層的顯微組織較均勻、晶粒尺寸較為細小，在力學性能上表現(xiàn)為抗拉強度以及延伸率的提高，不加冷源和施加冷源增材制造條件下堆積層中心區(qū)域試樣的拉伸性能對比如圖8所示。施加冷源和不加冷源增材制造條件下，增材試樣的抗拉強度分別為912 MPa和826 MPa，延伸率分別為36%和28%，相較于不加冷源，施加冷源增材制造條件下堆積層中心區(qū)域的抗拉強度提高了10%，延伸率提高了28.6%。

5 結(jié)論

（1）采用數(shù)值模擬與試驗相結(jié)合的方法研究了隨弧激冷對電弧增材制造過程溫度場的影響，施加冷源能夠改善電弧增材制造過程中的熱積累，減小液態(tài)熔池的體積以及加快液態(tài)熔池的凝固速率。

（2）施加冷源能夠提高堆積層的成形質(zhì)量并減小成形件的變形，相比較于不加冷源增材制造，本試驗條件下施加冷源增材制造基板的最大翹曲變形量減小24%。

（3）施加冷源能夠細化堆積層金屬的晶粒，提高堆積層的抗拉強度以及延伸率，相比較于不加冷源增材制造，本試驗條件下施加冷源增材制造堆積層的抗拉強度提高10%，延伸率提高28.6%。

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