分区扫描对激光沉积修复钛合金热力耦合场的影响

分区扫描对激光沉积修复钛合金热力耦合场的影响

杨 光, 周佳平, 钦兰云, 王 维

(沈阳航空航天大学 航空制造工艺数字化国防重点学科实验室,沈阳 110136)

摘 要：为了控制激光沉积修复过程中残余应力，减少基材的变形，利用ANSYS参数化设计编程语言实现了激光沉积修复面缺陷损伤零件热力耦合场的数值模拟，得到了短光栅连续扫描和分区扫描情况下的节点热循环特性、温度场和残余应力场分布规律. 结果表明，不同扫描方式下节点的热循环分布规律相似，但分区扫描时基材热量累积明显减小，且温度分布较为均匀，从而改善了基材中应力集中，使残余应力降低. 为了验证结果的正确性，采用红外测温仪和压痕应变仪对不同扫描方式下激光沉积修复温度场和修复件表面残余应力进行了测量，并绘制了基材变形曲线. 二者具有较好的一致性.

关键词：分区扫描;热力耦合;激光修复;数值模拟

0 序 言

TA15钛合金具有密度低、比强度高、耐腐蚀等优点，目前广泛应用在航空航天领域中[1-5]. 激光沉积修复技术以激光熔覆和快速成形技术为基础，可以在不影响零件使用性能的前提下，达到节约钛合金资源、提高零件有效利用率的目的，因此近年来激光沉积修复技术已成为研究热点[6,7].

激光沉积修复的质量取决于沉积修复的组织性能和尺寸精度，这与激光束、基材、粉末之间相互热作用密切相关. 因此，为更好地控制沉积修复的质量，深入研究沉积修复过程中热/应力演化规律非常重要. 目前国内外学者对激光熔覆过程热力耦合场研究较多，但对分区扫描激光沉积修复钛合金热力耦合场的研究报道较少. 其中，Labudovic等人[8]采用参数化设计语言，研究了如何建立准确的激光金属粉末沉积成形过程三维数值模型；Farahmand等人[9]采用有限元模拟的方法，对激光熔覆单层多道温度场、应变应力及熔池的尺寸演变规律进行了研究. DAI等人[10]建立了激光熔覆多种组合材料的三维数值模型，分析了瞬态热应力、残余应力及变形的产生原因，指出瞬态热应力、残余应力和变形与激光沉积工艺及材料的热物理性能有关. Nickel等人[11]研究了沉积方式对激光沉积金属零件残余应力和变形的影响，研究表明激光沉积工艺对零件应力和变形有着重要的影响. 孔源等人[12]对激光沉积成形TC4热力耦合场进行了数值模拟，研究了温度场与应力场之间的关系；龙日升等人[13]建立了多道多层块状零件的温度场及热应力场数值模型，对不同扫描方式下激光金属沉积成形热应力的分布规律及原因进行了研究分析. 上述研究结果表明，激光熔覆热/应力演变与激光沉积工艺密切相关. 其中，激光沉积路径对于控制粉末输入质量和热输入过程具有十分重要的意义. 因此，针对在钛合金加工和服役过程中产生的面缺陷[14]损伤的特点，采用参数化设计语言，结合“单元生死”技术，建立了针对面缺陷损伤零件激光沉积修复多道多层热力耦合场数值模型，通过对比分析不同扫描方式下激光沉积修复面缺陷损伤的温度场、应力场及变形的演变规律，揭示沉积路径对修复面缺陷损伤模型热/应力场的影响，以期为优化激光沉积修复钛合金工艺参数、改善修复质量提供理论支持.

1 热力耦合场数值模拟模型的建立

1.1 条件假设

激光沉积修复是激光束与金属粉末、修复基材之间复杂的热交换过程，为了真实反映激光沉积修复的特点，基于材料的热-弹塑性理论，做出以下基本假设.

(1) 激光热源采用侧面轮廓为高斯分布，忽略深焦点效应的高斯热源模型.

(2) 修复基材和沉积粉末视为各向同性材料.

(3) 熔池内部化学反应和熔池流动不予考虑.

(4) 固相和液相为严格意义的连续统一体.

(5) 与温度相关的力学性能、应力应变都视为温度的函数.

(6) 材料初始应力为零，服从双线性强化准则.

(7) 材料服从冯米赛斯(Von Mises)屈服准则.

1.2 有限元模型的建立

文中采用ANSYS APDL语言，建立了多道多层激光沉积修复热力耦合过程有限元数值模型. 运用有限元方法中的“单元生死”技术，实现了粉末材料的逐层添加. 在建模过程中，沉积粉末与修复基材均采用TA15钛合金，其部分热物性参数见表1. 有限元模型见图1. 修复基材长度为200 mm×40 mm×5 mm，修复层尺寸长度为60 mm×30 mm×6 mm，共沉积6层. 为了便于研究基材和修复层上各节点温度及残余应力的分布规律，在不影响计算精度的前提下，采用统一的网格划分(图2)，单元类型分别选择SOLID70和SOLID45. 激光沉积修复扫描方式如图3a,b所示，其中图3a为短光栅连续扫描路径示意图，图3b为短光栅分区扫描路径示意图. 在分区扫描中，采用不同的算法按照图3b所示的顺序逐层将不同区域依次逐个激活. 与此同时，每块区域内部均采用短光栅扫描方式逐个激活扫描路径上的单元网格，所建立有限元模型如图1所示. 数值模拟相关工艺参数设定为激光功率1 700 W,扫描速度为5 mm/s，光斑直径为5 mm，送粉速度为9 g/min，搭接率为50%. 文中采用基于金属材料的热-弹塑性理论，将温度场分析结果作为体载荷施加到残余应力分析模型上，从而实现残余应力的数值模拟.

表1 TA15钛合金的部分热物性参数

Table 1 Partial thermo-physical parameters of TA15 titanium alloy

温度T/℃密度ρ/(kg·m-3)热传导系数λ/(W·m-1·℃-1)比热容C/(J·kg-1·℃-1)热膨胀系数a/(10-5℃-1)20445085200.9200445010.25870.9400445012.26700.9600445015.17550.94154044502511620.97165044502212000.972000445020.512000.97

图1 有限元模型

Fig.1 Finite element model

图2 节点位置示意图

Fig.2 Schematic plot of points

图3 扫描方式示意图

Fig.3 Schematic diagram of different scanning pattern

2 模拟计算结果及分析

2.1 分区扫描对温度场的影响

图4为不同扫描方式下温度场分布，图4a,b为192.8 s时刻，对第四层第一区域第二道分别进行分区扫描和连续扫描时的温度分布. 随着激光热源的不断移动，激光束的热影响区域有增大的趋势，激光束照射中心温度分布大致呈圆形，且温度分布最高可达2 200 ℃左右，超过TA15钛合金的熔点，基材熔化形成熔池. 熔池周围区域，温度近似呈椭圆形彗尾状分布，这主要是由于激光沉积修复过程中热量累积效应造成的，初始沉积修复时，由于熔池前沿温度为室温(20 ℃)，温度梯度大，故熔池前沿等温线较为密集；激光束辐照过后，光斑后沿经过激光束的加热作用，热量不断累积，温度梯度变小，所以激光束后沿等温线逐渐变疏. 同时，对比云图可以发现，采用分区扫描修复基材热量累积要比连续扫描热量累积要低，温度影响范围小，这表明采用分区扫描在一定程度上有利于降低修复基材热量累积效应，减小修复过程中温度对修复基材的影响，分析原因可能是扫描方式的改变引起热边界条件和基材散热条件的变化.

图4 不同扫描方式温度场分布云图

Fig.4 Temperature distributions of different scanning pattern

2.2 中心高度上不同节点温度时间历程

图5为不同扫描方式下修复基材节点热循环对比，节点位置如图2所示. 可见两种扫描方式下，节点温度均随时间呈周期性波动. 初始修复时由于激光热的输入基材节点温度呈现上升趋势，随着沉积修复的进行，基材节点温度曲线共出现多个峰值，温度逐渐升高. 当激光束每次到达节点正上方时，节点温度迅速升高，由于热量累积效应，节点温度逐渐上升并趋于平稳. 分区扫描方式下的节点热循环曲线波动幅值比连续扫描明显减小，并且温度上升速度缓慢，这表明采用分区扫描方式可以有效降低基材温度幅值，使温度梯度分布更加均匀，从而有利于控制热应力集中.

2.3 分区扫描对残余应力场的影响

2.3.1 不同扫描方式下残余应力分布

图6为不同扫描方式室温条件(20 ℃)下残余应力的分布云图，此时零件已修复结束. 由云图可以知，在两种不同扫描方式下，残余应力沿长度方向基本呈对称分布的特点，残余应力的最大值分布在平行于扫描方向的修复层区域，且最大值分布范围比较小. 同时可以发现，采用分区扫描方式修复层残余应力最大值分布范围较小且残余应力的分布梯度较为缓和，可见采用分区扫描方式在一定程度上可以降低残余应力.

图5 不同扫描方式节点热循环对比

Fig.5 Node thermal cycle of different scanning pattern

图6 不同扫描方式下残余应力分布

Fig.6 Residual stress distribution of different scanning pattern

2.3.2 不同扫描方式下表层残余应力分布

图7为不同扫描方式下，沿基材长度方向表面残余应力分布曲线. 从图7a可以看出，在修复层区域，表面残余应力峰值出现在修复层两端，变化幅度较大；在修复基材区域，随着基材远离修复层区域，基材表面残余应力逐渐下降. 一方面，这是由于在修复层的一端时，初始基材表面温度较低，高能激光束照射到修复基材上时，温度梯度较大，当完成一层扫描后，送粉头回到起光点开始下一层扫描，起光点处的温度早已冷却，温度梯度再次变大，故导致残余应力值变大. 另一方面，距离修复层两端较近的基材区域，由于激光不直接辐照该区域，温度相对较低，在修复过程中该区域对修复层新层起始点处材料的受热膨胀和冷却收缩产生了一定的抑制约束作用，因此对修复层两端造成一定的应力累积. 远离修复区域的基材表面残余应力逐渐降低是因为该区域距修复区较远，受到激光能量集中输入所造成修复材料快速加热及冷却的影响较小，因此该区域的残余应力幅值较小. 图7b沿y方向表面残余应力分布同样也是这个道理. 同时，从图7可以看出，采用分区扫描表面残余应力比连续扫描表面残余应力要低，波动幅度也小的多，应力集中减小，应力分布更加均匀. 这是由于按照一定扫描顺序分区激光扫描时，可以避免相邻区域的连续沉积，前一沉积区域能够进行有效的散热，同时避免了连续沉积的热量累积，使得温度分布较为均匀，减少了应力集中，降低了表面的残余应力.

图7 不同扫描方式下表面残余应力分布

Fig.7 Sample surface residual stress distributions of different scanning pattern by simulation

3 试验验证

3.1 温度场验证试验

为验证温度场数值模拟结果的正确性，搭建了激光沉积修复温度测量系统，对修复过程中温度场进行测量. 试验利用6 kW光纤激光器在配有气体循环净化系统的氩气保护箱中制备试验样件. 试验基材选择锻造退火态TA15钛合金板材，试验前先对基材打磨抛光，去除表面氧化皮，然后用丙酮对其做进一步的清洗处理. 试验金属粉末选择TA15钛合金真空等离子旋转电极球形粉，其质量分数：6.53%Al，1.53%Mo，1.47%V，1.78%Zr，0.13%Fe，0.033%Si，0.012%C，0.014%N，0.005%H，0.11%O，余量为Ti，粉末经真空烘干处理后干燥备用. 试验采用的成形工艺参数与数值模拟完全一致，采用红外测温仪对温度场进行定点实时跟踪测量，该仪器测量精度为±0.5%，测温范围为500～3 000 ℃.

图8为采用红外测温仪对沉积修复过程温度实时跟踪测量结果，记录下前50 s熔池表面温度测量值，修复时表面实际温度在2 000 ℃上下波动，将模拟最高温度平均值与实测温度平均值进行比较，误差为6.04%，两者较为接近,吻合较好. 误差是由于红外测量仪与测量点之间的存在距离，能量传播衰减造成的.

图8 红外测温仪定点测温结果

Fig.8 Temperature result of tracking measurement by infrared thermometry

3.2 残余应力及变形检测

为验证分区扫描残余应力场数值模拟结果的正确性，同时避免对沉积修复区域造成较大二次机械损伤，文中采用压痕应变法对修复件表面残余应力进行测量. 在测试前，先用砂纸打磨测试表面至光滑平整并去除待测试样表面毛刺，然后用丙酮清洗待测试表面，最后用特定的快干胶将应变片粘贴在测试点处确保应变片与待测点金属表面紧密结合后，采用KJS-3型压痕应变残余应力测试仪对测试点进行压痕制造和数据处理. 应力测试点位置图9所示.

图10为试验测得的修复层表面沿基材长度方向残余应力变化曲线，可见无论采用哪一种扫描方式，修复层两端残余应力都比较高，远离修复层的基材区域残余应力值比较低；对于同一种扫描方式，x,y方向残余应力值大小相当；连续扫描修复层残余应力值较大，其值在-240～-400 MPa之间，且残余应力幅值波动较大，分区扫描修复层残余应力较小，其值在-120～-260 MPa之间，与图7所示数值模拟结果基本一致，两者吻合较好.

图9 应力测试点位置示意图

Fig.9 Schematic diagram of straingause location

图10 不同扫描方式试样表面残余应力对比

Fig.10 Sample surface residual stress distributions of different scanning pattern by experimentation

为了使基材在沉积过程中产生比较明显的挠曲变形便于形成鲜明的试验对比，在沉积成形时采用基材非夹持的方式使之产生自由变形的方法制备试验件. 不同扫描方式沉积修复试验件表面形貌及挠曲变形如图11所示. 从图中可以看出，基材翘曲变形沿长度方向相对于中心对称面近似呈对称分布特点，因此，试验仅对沿长度方向中心对称面一侧基材挠曲变形进行了测量，变形挠度曲线如图12所示. 其中，分区扫描基材最大变形量为4.21 mm，连续扫描基材最大变形量为9.08 mm；两者相比较，分区扫描基材最大变形较连续扫描基材最大变形降低了53.63%. 这是由于分区扫描方式使沉积表面温度分布相对更加均匀，温度梯度变小，从而降低了沉积修复过程中的弹性和塑性应变，因此基材变形量较小.

图11 不同扫描方式试验件表面形貌

Fig.11 Surface topography of repairing parts by different scanning pattern

图12 不同扫描方式基材变形挠度曲线对比

Fig.12 Deflection curve of different scanning pattern

由于沉积修复基材挠曲变形本质上是由高能激光束与材料相互作用形成的熔池，经历快速加热、熔化和快速冷却、凝固的过程，使熔池与其周围区域材料热膨胀与热压缩不协调，导致熔池及其周围区域产生弹性和塑性应变引起的，因此基材挠曲变形量在一定程度上可以定性反映沉积修复过程中的热力分布情况，由图12可知，分区域扫描可以有效降低热应力，进而降低残余应力，这与图7残余应力数值模拟结果相吻合.

4 结 论

(1) 分区扫描可以降低修复基材的热量累积，降低节点温度的变化幅度.

(2) 与连续扫描相比，采用分区扫描可以使修复层表面残余应力分布更加均匀，减少应力集中，降低表面的残余应力，减小基材挠曲变形.

(3) 通过对温度的实时监测以及对残余应力及变形的测量，证明模拟结果与实际情况吻合较好.

参考文献：

[1] He R J, Wang H M. Fatigue crack nucleation and growth behaviors of laser melting deposited Ti-6Al-2Zr-Mo-V[J]. Material Science and Engineering, 2010, 527(7-8): 1933-1937.

[2] 钦兰云, 王 婷, 杨 光, 等. 激光沉积修复BT20合金的试验研究[J]. 红外与激光工程, 2014, 43(2): 1-6. Qin Lanyun, Wang Ting, Yang Guang, et al. Experimental study on laser deposition repair BT20 alloy component[J]. Infrared and Laser Engineering, 2014, 43(2): 1-6.

[3] 李嘉宁, 巩水利, 李怀学, 等. TA15钛合金激光非晶-纳米晶增强镍基涂层的组织结构及耐磨性[J]. 焊接学报, 2014, 35(10): 57-60. Li Jianing, Gong Shuili, Li Huaixue, et al. Microstructure and wear resistance of laser amorphousnanocrystals reinforced Ni-based coating on TA15 titanium alloy[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2014, 35(10): 57-60.

[4] 宋奎晶, 魏艳红, 马 瑞, 等. TA15钛合金焊接热影响区组织演变的数值模拟[J]. 焊接学报, 2014, 35(2): 28-32. Song Kuijing, Wei Yanhong, Ma Rui, et al. Numerical simulation of β to α phase transformation in HAZ during welding of TA15 alloy[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2014, 35(2): 28-32.

[5] 杨 光， 王向明， 王 维， 等. 激光熔覆制备TiC颗粒增强涂层的组织和性能[J]. 红外与激光工程， 2014, 43(3): 795-799. Yang Guang, Wang Xiangming, Wang Wei, et al. Microstructure and property of laser cladding TiC reinforced composition coating[J]. Infrared and Laser Engineering, 2014, 43(3): 795-799.

[6] 王华明, 张述泉, 王向明, 等. 大型钛合金结构件激光直接制造的进展与挑战[J]. 中国激光, 2010, 36(12): 3204-3209. Wang Huaming, Zhang Shuquan, Wang Xiangming, et al. Progress and challenges of laser direct manufacturing of large titanium structural components[J]. Chinese Journal of Lasers, 2009, 36(12): 3204-3209.

[7] 孟祥军, 刘秀波, 刘海青, 等. 钛合金表面激光熔覆高温自润滑耐磨复合涂层[J]. 焊接学报, 2015, 36(5): 59-64. Meng Xiangjun, Liu Xiubo, Liu Haiqing, et al. High temperature self-lubrication anti-wear composite coatings on titanium alloy by laser cladding[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2015, 36(5): 59-64.

[8] Labudovic M, Hu D, Kovacevic R. A three dimensional model for direct laser metal powder deposition and rapid prototyping[J]. Journal of Materials Science, 2003, 38(1): 35-49.

[9] Farahmand P, Kovacevic R. An experimental-numerical investigation of heat distribution and stress field in single-and multi-track laser cladding by a high-power direct diode laser[J]. Optics & Laser Technology, 2014, 63(4): 154-168.

[10] Dai K, Shaw L. Thermal and stress modeling of multi-material laser processing[J]. Acta Materialia, 2001, 49(20): 4171-4181.

[11] Nickel A H, Barnett D M, Prinz F B. Thermal stresses and deposition patterns in layered manufacturing[J]. Materials Science & Engineering A, 2001, 317(1-2): 59-64.

[12] 孔 源, 刘伟军, 王越超, 等. 钛合金激光直接成形过程中热力耦合场的数值模拟[J]. 机械工程学报, 2011, 47(24): 74-82. Kong Yuan, Liu Weijun, Wang Yuechao, et al. Numerical simulation of temperature field and stress field of direct laser metal deposition shaping process of titanium alloys[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2011, 47(24): 74-82.

[13] 龙日升, 刘伟军, 卞宏友, 等. 扫描方式对激光金属沉积成形过程热应力的影响[J]. 机械工程学报, 2007, 43(11): 74-81. Long Risheng, Liu Weijun, Bian Hongyou, et al. Effects of scanning methods on thermal stress during laser metal deposition shaping[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2007, 43(11): 74-81.

[14] 薛 蕾, 陈 静, 林 鑫, 等. 激光快速修复Ti-6Al-4V合金的显微组织与力学性能[J]. 稀有金属材料与工程, 2007, 36(6): 989-993. Xue Lei, Chen Jing, Lin Xin, et al. Microstructures and mechanical properties of laser rapid repaired Ti-6Al-4V[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2007, 36(6): 989-993.

收稿日期：2015-06-13

基金项目：国家自然科学基金资助项目(51305280，51505301，51375316); 航空科学基金资助项目(2014ZE54020)

中图分类号：TG 456.7

文献标识码：A

文章编号：0253-360X(2017)05-0063-06

作者简介：杨 光，男，1978年出生，博士，副教授. 主要从事激光沉积制造/修复方面的研究工作. 发表论文23篇. Email： [e-mail]