0.   引言

激光選區(qū)熔化（SLM）是一種重要的金屬增材制造技術(shù),該方法以激光為熱源,選擇性地使金屬粉末快速熔化后凝固,并逐層堆積形成需要的零件。金屬的快速熔化和凝固會造成零件內(nèi)部顯著的殘余應(yīng)力累積,導(dǎo)致成形零件出現(xiàn)大變形或開裂問題[1-2],從而降低零件的承載能力,影響其服役性能[3-4]。增材制造過程中殘余應(yīng)力的產(chǎn)生受工藝參數(shù)、支撐板的使用、成形件尺寸和形狀等因素的影響[5]。在相同的材料和增材制造工藝條件下,直接成形的不同尺寸和形狀試樣的殘余應(yīng)力分布和幅值不同[6],這使得基于不同尺寸和形狀的試樣獲得的力學(xué)性能結(jié)果也不同,從而影響對成形件的性能評價和預(yù)測。 

目前,增材制造試樣中應(yīng)力分布特征的研究多集中在采用X射線衍射法測試塊狀試樣表面一條線上的應(yīng)力分布[5],或采用中子衍射法獲得柱狀試樣一條直徑線上的內(nèi)部應(yīng)力分布[6]等方面,少有對某一平面應(yīng)力二維分布進(jìn)行研究的報道。輪廓法[7]是一種經(jīng)濟(jì)高效、測試精度和空間分辨率均很高的破壞性殘余應(yīng)力測試方法,可獲得可視化的構(gòu)件截面殘余應(yīng)力二維分布。該測試方法主要包括工件切割、輪廓測量、數(shù)據(jù)處理和有限元建模計算4個步驟：將構(gòu)件切割成兩半釋放內(nèi)部殘余應(yīng)力,測量切割面輪廓獲得因應(yīng)力釋放而導(dǎo)致的切割面變形數(shù)據(jù),以變形數(shù)據(jù)為邊界條件,采用有限元法構(gòu)造切割面上的應(yīng)力分布[8-11],得到切割前該平面的原始應(yīng)力分布。輪廓法測試殘余應(yīng)力的準(zhǔn)確性已得到X射線衍射[12]、中子衍射[13]、同步輻射X射線衍射[14]等測試方法和數(shù)值計算[15]的驗證。 

作者以TC4鈦合金粉末為原料,采用SLM直接成形4種形狀和尺寸的試樣,基于輪廓法獲得了試樣內(nèi)部殘余應(yīng)力分布,研究了試樣形狀和尺寸對殘余應(yīng)力的影響。研究成果可為SLM成形TC4鈦合金構(gòu)件的殘余應(yīng)力分析提供指導(dǎo)。 

1.   試樣制備與試驗方法

試驗原料為粒徑約30 μm的TC4鈦合金粉末,由德國TLS3D打印金屬粉末制造公司提供。采用EOS-M280型商用SLM增材制造機通過選區(qū)激光熔化成形制備如圖1所示的4種試樣（z為成形方向）,工藝參數(shù)參考文獻(xiàn)[16]確定：激光光斑直徑為100 μm,激光功率為260~300 W,掃描速度為1 000~1 400 mm·s−1,掃描間距為0.14 mm,相鄰層間掃描路徑夾角為67°,相同層掃描時激光光斑搭接率為25%。 

圖  1  SLM直接成形試樣的形狀與尺寸

Figure  1.  Shape and size of specimens directly formed by SLM: (a) columnar specimen; (b) fatigue specimen; (c) 10 mm-thick plate specimen and (d) 22 mm-thick plate specimen

采用輪廓法測試應(yīng)力：如圖2所示,將試樣夾持后,使用Seibu M50型慢走絲線切割機將其切割成兩半,切割絲為直徑0.25 mm的純銅絲,切割速度約為1.0 mm·min−1,切割過程在去離子水中進(jìn)行,以減小切割造成的熱應(yīng)力；采用蔡司PRISMO型三坐標(biāo)測量儀測試切割面輪廓,掃描測試精度約為1.2 µm,輪廓數(shù)據(jù)經(jīng)過剔除誤差點、插值平均和光滑擬合后,作為有限元模擬的邊界條件；按照切割后試樣的有效尺寸數(shù)據(jù)建立有限元模型（見圖3）,將光滑擬合的切割面變形數(shù)據(jù)作為位移邊界條件施加到有限元模型的相應(yīng)切割面節(jié)點上,經(jīng)過彈性有限元計算,即可獲得切割前切割面上的z向殘余應(yīng)力分布。在建立有限元模型時,考慮到切割面變形量小（約20 μm）以及為了建模和加載位移方便,將疲勞試樣模型簡化為直徑7 mm的圓柱體。采用ANSYS軟件的Solid185六面體劃分單元,疲勞試樣切割面網(wǎng)格尺寸為0.15 mm×0.15 mm,柱狀試樣切割面網(wǎng)格尺寸為0.4 mm×0.4 mm,兩種板狀試樣切割面網(wǎng)格尺寸為0.5 mm×0.5 mm。柱狀試樣模型包含40 680個單元和43 183個節(jié)點,疲勞試樣模型包含35 820個單元和38 388個節(jié)點；10 mm和22 mm厚板狀試樣模型的單元數(shù)分別為25 650個和45 150個,節(jié)點數(shù)分別為29 120和49 984個。材料的彈性模量和泊松比分別為105 GPa[16]和0.34[17]。 

圖  2  不同試樣的夾持及切割方式

Figure  2.  Clamping and cutting methods of different specimens: (a) columnar specimen; (b) fatigue specimen and (c) plate specimen

圖  3  對半切割后4種試樣的有限元模型

Figure  3.  Finite element models of four kinds of specimens after cutting in half: (a) columnar specimen; (b) fatigue specimen; (c) 10 mm-thick plate specimen and (d) 22 mm-thick plate specimen

2.   試驗結(jié)果與討論

2.1   柱狀試樣和疲勞試樣的z向殘余應(yīng)力分布

由圖4可以看出,柱狀試樣和疲勞試樣的內(nèi)部z向殘余應(yīng)力均為壓應(yīng)力,其分布形狀基本呈圓形,與試樣截面形狀一致,表層z向殘余應(yīng)力為拉應(yīng)力。這種內(nèi)部為壓應(yīng)力表層為拉應(yīng)力的分布特征與文獻(xiàn)[6]的研究結(jié)果一致。在SLM增材制造過程中,試樣邊緣材料的散熱快,收縮大,故試樣內(nèi)部會因受到邊緣材料的壓縮而形成壓應(yīng)力,表層則產(chǎn)生拉應(yīng)力與之平衡。由圖4還可以看出,試樣切出端出現(xiàn)了高達(dá)2 000 MPa的拉應(yīng)力,遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過TC4鈦合金的屈服強度（1 094 MPa）和抗拉強度（1 267 MPa）[16],這是由于輪廓法測試存在較大邊緣誤差。線切割時,切出端的材料迅速減少,影響切割參數(shù)的穩(wěn)定性,后續(xù)表面輪廓測定時表層會產(chǎn)生較大位移誤差[7,18-19],從而得到較高的表層應(yīng)力值。 

圖  4  柱狀試樣和疲勞試樣切割面上的z向殘余應(yīng)力分布

Figure  4.  Distribution of z-directional residual stress on cutting surface of columnar (a) and fatigue (b) specimens

將柱狀試樣和疲勞試樣切割面直徑線上的應(yīng)力提取出來。由圖5可見,兩種試樣的殘余應(yīng)力沿切割面直徑線的分布曲線形狀基本一致,直徑較大的柱狀試樣的壓應(yīng)力峰值（690 MPa）大于直徑較小的疲勞試樣（493 MPa）,這與文獻(xiàn)[6]采用中子衍射法測試SLM成形不同直徑柱狀試樣的結(jié)果一致。 

圖  5  柱狀試樣和疲勞試樣切割面直徑線上的z向殘余應(yīng)力分布曲線

Figure  5.  Distribution curves of z-directional residual stress along diameter line on cutting surface of columnar and fatigue specimens

2.2   板狀試樣的z向殘余應(yīng)力分布

由圖6可以看出：兩種板狀試樣的內(nèi)部z向殘余應(yīng)力均為壓應(yīng)力,表層則均為拉應(yīng)力,內(nèi)部壓應(yīng)力分布形狀與其切割面形狀相似,呈近矩形,與文獻(xiàn)[17]采用輪廓法和數(shù)值模擬方法得到的SLM成形塊狀試樣的應(yīng)力分布一致；22 mm厚板狀試樣的壓應(yīng)力峰值達(dá)400 MPa左右,10 mm厚板狀試樣壓應(yīng)力峰值略低,為200 MPa左右；兩種板狀試樣的邊緣部分均出現(xiàn)較大幅值的拉應(yīng)力,這是輪廓法的邊緣測試誤差造成的。22 mm厚試樣切割初期出現(xiàn)了斷絲現(xiàn)象,造成切入端約15 mm區(qū)域的變形數(shù)據(jù)失真,因此在數(shù)據(jù)處理和構(gòu)建應(yīng)力分布時舍棄了這部分?jǐn)?shù)據(jù)（圖6中虛線框出區(qū)域）,最終測試結(jié)果仍能反映內(nèi)部應(yīng)力分布。 

圖  6  不同厚度板狀試樣切割面上的z向殘余應(yīng)力分布

Figure  6.  Distribution of z-directional residual stress on cutting surface of plate specimens with 10 mm thickness (a) and 22 mm thickness (b)

提取板狀試樣切割面中心線上的殘余應(yīng)力。由圖7（a）可以看出：兩種板狀試樣y方向（厚度方向）中心線上的殘余應(yīng)力分布基本一致,表層均為拉應(yīng)力,內(nèi)部均為壓應(yīng)力；22 mm厚和10 mm厚板狀試樣內(nèi)部壓應(yīng)力的分布跨度分別為15.5 mm（約為厚度的70%）和9 mm（為厚度的90%）；10 mm厚板狀試樣的壓應(yīng)力峰值（240 MPa）約為22 mm厚板狀試樣壓應(yīng)力峰值（約440 MPa）的1/2。可見,板狀試樣在厚度減薄后,y方向中心線上的壓應(yīng)力分布跨度和峰值均降低。由圖7（b）可以看出,兩種板狀試樣在x方向(寬度方向）中心線上的殘余應(yīng)力分布趨勢基本一致,壓應(yīng)力分布跨度基本相同,10 mm厚板狀試樣的壓應(yīng)力峰值（220 MPa左右）約為22 mm厚板狀試樣壓應(yīng)力峰值（約420 MPa）的1/2,說明當(dāng)SLM增材制造TC4鈦合金板狀試樣寬度變化不大時,其厚度大小對內(nèi)部x方向中心線上的壓應(yīng)力分布跨度沒有影響,僅造成壓應(yīng)力幅值變化。 

圖  7  不同厚度板狀試樣切割面不同方向中心線上的z向殘余應(yīng)力分布曲線

Figure  7.  Distribution curves of z-directional residual stress along different-directional centerline on cutting surface of plate specimens with different thicknesses: (a) y-direction and (b) x-direction

試樣內(nèi)部殘余壓應(yīng)力的分布形狀與其切割面形狀相似,這是試樣的自拘束狀態(tài)導(dǎo)致的。柱狀試樣各方向的自拘束度一致,形成了內(nèi)部圓形壓應(yīng)力分布形式；板狀試樣的寬度和厚度尺寸不同,各方向的拘束度不一致,造成內(nèi)部壓應(yīng)力和表層拉應(yīng)力在這兩個方向上的分布跨度均不一致。兩種板狀試樣的寬度基本一致,因此x方向中心線上的壓應(yīng)力分布跨度基本一致；厚度差距較大,較小厚度試樣y方向中心線上的壓應(yīng)力分布跨度較小。此外,直徑較大柱狀試樣和厚度較大板狀試樣的拘束度大,因此內(nèi)部壓應(yīng)力峰值大。綜上可知,SLM直接成形試樣的內(nèi)部壓應(yīng)力分布及大小受試樣形狀及尺寸影響大,可歸因于成形不同形狀和尺寸試樣時的拘束度不同。 

3.   結(jié)論

（1）采用輪廓法測得SLM成形TC4鈦合金試樣的內(nèi)部z向（成形方向）殘余應(yīng)力均為壓應(yīng)力,表層則為拉應(yīng)力,內(nèi)部壓應(yīng)力分布形狀與切割面形狀相似,柱狀試樣呈近圓形,板狀試樣呈近矩形。 

（2）較大直徑（16 mm）柱狀試樣切割面上的壓應(yīng)力幅值大于較小直徑（7 mm）疲勞試樣；與20 mm厚板狀試樣相比,10 mm厚板狀試樣的內(nèi)部壓應(yīng)力在厚度方向中心線上的分布跨度和幅值降低,在寬度方向中心線上的分布跨度基本不變,但壓應(yīng)力峰值降低約1/2。內(nèi)部壓應(yīng)力分布形狀和幅值受試樣形狀和尺寸影響較大,可歸因為不同形狀和尺寸試樣在成形過程中的拘束度不同。

文章來源——材料與測試網(wǎng)