利用电弧喷油与快速原形（RP） 技术相结合快 速制造模具的方法具有成本低、制造周期短的特点， 特别适合汽车、家电、塑料等行业的需求。该种工 艺首先根据模具的形状在计算机上设计出数据模型， 然后直接由快速原型装置加工出纸型或树脂型。随 后， 由这些RP 原型翻制出柔性硅胶型和刚性陶瓷 型， 最后利用电弧喷油在陶瓷型上逐层沉积出钢基 模具型面。通过修饰和加固后， 直接就可以在生产 中使用， 可以使模具的生产周期减少1/2 以上［1］。目 前， 这项技术在国外刚刚开始生产应用［2－3］， 国内还 研究得很少。 由于电弧喷油粒子温度高， 且热量是通过粒子的 沉积逐渐传递， 因此其沉积过程中应力变化复杂［4］。 内应力的存在对模具的尺寸精度影响很大， 但又很 难直接测量。在这种情况下， 可以采用有限元计算 对应力和变形进行模拟， 并通过试验对比修正来预 测模具变形和残余应力， 从而就可以避免大量的工 艺试验， 对于改进制备工艺、减少制造成本具有明 显的意义。为此， 本文采用ANSYS 计算软件分别计 算了单个喷油粒子温度和应力变化， 并采用“生死 单元法” 模拟了小型模具制造过程中的温度和应力 的变化过程， 为喷油工艺的选择和改进提供了有价 值的依据。 1 单个喷油粒子扁平化后温度及应力分析 在电弧喷油制模过程中， 沉积的金属层是由大量 扁平化的金属液滴所构成。为了给涂层的应力分析提 供基础数据， 首先对一个电弧喷油液滴进行了模拟， 分析了熔滴扁平化后温度和应力的变化。 图1 是对一个熔滴形成的扁平化粒子所建立的有 限元模型， 熔滴的材料为3Cr13， 基体材料为Al2O3 陶瓷。它们的热物理参数分别见文献［5］和［6］。计算 中假定熔滴先撞击到基体， 完成扁平化过程后， 才开 始凝固。采用有限元计算分析了1 000 μs 内的温度 和应力的连续变化情况。 在进行模拟计算时， 熔滴施加的初始温度为1 500 ℃， 基体施加的初始温度为20 ℃。熔滴外表面与空 气对流系数和热辐射系数都以等效热对流系数的方式 施加， 对流系数为110。环境中空气温度设为20 ℃。 熔滴与基体界面对流系数为25。 由于喷油材料在冷却过程中要发生马氏体相变， 收稿日期： 2009－11－23 基金项目： 沈阳市科技攻关项目（200726164） 文章编号：1002－025X(2010)03-0020-04 电弧喷油沉积钢基模具过程的计算模拟 张洪兵， 李德元， 张忠礼， 刘勇 （沈阳工业大学材料科学与工程学院， 辽宁沈阳110178） 摘要： 为了分析电弧喷油制备钢基模具过程中的残余应力和变形， 运用有限元计算分析了喷油沉积层的温度场和应力场。在计算过程 中首先分析了金属液滴的扁平化过程和传热问题； 然后采用温度场与应力场耦合计算， 模拟了钢基模具的喷油制备过程， 获得了不同 时刻喷油层内温度和应力的分布情况。并在此计算的基础上， 分析了温度的分布对沉积层内残余应力和最终变形的影响， 为模具尺寸 设计和喷油工艺制订提供了依据。 关键词： 模具； 电弧喷油； 有限元； 温度场； 应力场 中图分类号： TG404 文献标志码： B 20 Welding Technology Vol．39 No．3 Mar. 2010 释放潜热， 会发生热焓在Ms 点附近的增大。根据 资料， 首先确定了3Cr13 的Ms 点为273 ℃， 再根据 相变吉布斯能的计算公式， 得到相变热焓变化值为 2 864．46 kJ。 图2 是该熔滴扁平化后100 μs 的温度云图。由图 中可以看到， 粒子外缘由于对流冷却作用， 温度下降 得比较快， 在100 μs 后， 温度已经接近室温， 但此时 熔滴中心处温度仍然很高， 还高达500 ℃以上。图3 是熔滴中心处上、下表面的温度对比图， 其中A 线代 表熔滴中心处上表面的温度变化， B 线则代表该处下 表面与陶瓷基面接触部位的温度。从图中可以看出， 当熔滴撞击到基体后， 在开始的10 μs 内， 熔滴表面 温度并没有出现急剧下降， 但基底处温度却急剧上 升， 此时熔滴整体温度很高， 其热量迅速传到熔滴下 表面。在10～50 μs 内， 是熔滴下表面温度下降最剧烈 的阶段， 而下表面的温度则趋于稳定， 在约25 μs 时 达到最大值， 然后开始缓慢下降。并且从模拟试验中 还可知， 50 μs 后熔滴上下表面温度下降速度都逐渐 放缓， 最后在200 μs 左右两者温度趋于基本一致， 然 后开始整体缓慢降温。500 μs 后， A 点的温度降低到 100℃左右； 1 000 μs 后， 该点的温度降低到52℃。 熔滴冷却过程中其自身温度分布不均匀， 内高外 低， 受向外和向内的拉应力共同作用。其100 μs 时 的等效应力分布如图4 所示。由图中可看出， 最大应 力在粒子中心部位的下表面附近。在图4 熔滴上取路 径B－C， 100 μs 时其上各处的应力值如图5 所示。 由图5 可见， 粒子中心部位下表面处的应力最 大， 为2．606×10－3 MPa。而且， 其应力和在距中心 40～60 μm 处出现一个突变， 由于此处的温度恰好在 200~300 ℃之间， 因此认为这是由于马氏体相变产生 的组织应力造成的。 2 关于小型模具的应力和变形计算 在对电弧喷油熔滴进行模拟分析后， 针对一个瓶 盖形的小型模具进行了应力及变形分析。该模具的外 观形状及单元划分情况见图6。该模型芯部为一个圆 柱状陶瓷型， 材料为Al2O3 陶瓷。其外面每层单元代 表一层涂层， 采用“生死单元法” 由内向外逐层将之 激活， 以模拟模具上喷油层逐渐增厚的过程。计算中 沉积层的材料仍为3Cr13 不锈钢， 施加初始温度为 1 500 ℃， 基体施加初始温度为常温20 ℃， 基体底线 施加位移约束。以前面对单个熔滴的模拟参数为依 据， 给定了沉积层厚度增加的速率， 并确定了激活后 涂层的原始温度数据。激活过程中， 第1 个微小涂层 喷油完成时间， 即第1 个载荷步时间为3．3 s， 第2 个微小喷油层喷油完成时间为3．8 s， 第3 个微小喷 ·试验与研究· 21 ·试验与研究· 焊接技术第39 卷第3 期2010 年3 月 涂层喷油结束所用时间为4．34 s， 第4 个微小涂层的 喷油时间为4．92 s， 总的喷油完成时间为16．36 s。 当该模具上单元被依次激活后， 整个模具开始逐 渐降温过程。在该模具顶部中心的上表面取点A， 下 表面取点B， 计算其温度随时间的变化， 其结果如图 7 所示。由图7 中可见， 由4．92 s 开始计时， 底部涂 层B 点的温度此时为480 ℃左右， 随后开始下降， 然 后由于上面的涂层逐渐激活产生热量传递， 温度又会 有所上升， 如此产生了上下震荡， 但振幅越来越小， 曲线趋于平缓。由于传热过程需要时间， 其所对应的 时间比激活单元的时刻有一定延迟。点A 的降温曲 线则震荡幅度很小， 呈现先急剧冷却， 然后温度下降 速度变缓。最后， 上、下表面温度趋于相同。 计算结果表明， 约1 700 s 后， 整个模具冷却到 室温附近， 其温度云图如图8 所示。 从图8 中可见， 此时模具的温度已基本一致， 但 涂层中温度最高处仍在涂层/基体界面附近； 模型顶 部涂层的中心温度比边缘部位稍高， 而在与侧壁拐角 处温度最低。 图9 是此时模具中各处的应力分布云图。由图可 见， 沉积层中最大应力分布于涂层与基体接触的下表面、 型腔的侧壁及上部内表面； 型腔顶部涂层中心附近部位 应力最小。涂层下表面的最大应力值达到79．7 MPa。 图10 显示了沉积层的变形情况。其整体向型腔 内部收缩， 收缩值从模型中心向外部递增， 边缘最大 变形量达到0．041 mm， 而型腔内壁的收缩量较小， 最大值为0．027 mm。 3 计算结果的实际验证 由于对喷油过程中温度测定和应力测定都十分困 难， 目前还找不到合适的测定手段， 因此只能通过最 后的变形测量对计算结果进行粗略的验证。 验证过程中， 采用了一个圆柱形陶瓷型作为母 模， 喷油制备了一个尺寸和计算模型相同的小型模 具， 如图11 所示。在陶瓷型上首先取8 个等分点， 测量各点直径， 取平均值为30．03 mm； 所制得的模 具脱模后， 也在对应部位进行了逐点测量， 其平均尺 寸为29．99 mm， 平均收缩值为0．04 mm， 与计算结果 图8 1 700 s 后模具上的温度分布接近， 说明计算值对实际应用是有参考价值的。 4 结论 （1） 围绕电弧喷油模具的过程， 采用有限元方法 模拟了金属液滴沉积在基体上的过程及喷油沉积层中 的温度场和应力场。 （2） 计算表明， 对于单个的喷油熔滴， 完成扁平 化后10～50 μs 内， 是熔滴下表面温度下降最剧烈的 阶段； 50 μs 后熔滴下表面温度下降速度放缓， 最后 在200 μs 左右两者温度趋于基本一致， 然后开始整 体缓慢降温。 （3） 对于所计算的小型模具， 当冷却到室温时， 涂层下表面的最大应力值达到79．7 MPa。模具型腔 总体向内部收缩， 收缩值从模型中心向外部递增， 边 缘最大变形量达到0．041 mm， 而型腔内壁的收缩量较 小， 最大值为0．027 mm。 （4） 笔者制作了与计算模型尺寸相同的小型模 具， 经过验证， 其收缩变形的实测值与计算结果 相近。 本公司承担了广西贵港工程2×600 MW 超临界火 力发电机组中2＃ 机组的安装， 其锅炉岛的高温再热 器现场安装中存在T91＋T23 异种钢焊接接头， 所涉 及的焊口数量达120 道。本公司首次接触此类异种钢 接头的焊接， 且这类接头介质参数高， 运行环境恶 劣， 因此研究其焊接特性并制定相应的焊接工艺对安 装工作的顺利进行， 以及投产后机组的安全运行显得 尤其重要。 |
