2. 中国科学院 重庆绿色智能技术研究院, 重庆 400714
2. Chongqing Institute of Green and Intelligent Technology, Chinese Academy of Sciences, Chongqing 400714, China
高速风洞试验模型为金属模型，制造精度要求高，风洞试验时经常需要对模型的某个部件进行快速补加工或修复，对中空、异型模型加工有急迫的需求，而传统机械加工已经无法满足这些特殊要求。
增材制造(Additive Manufacturing)技术，又叫3D打印(3D Printing)，是一种全新的制造技术，采用离散/堆积成型原理，通过三维至二维的转化，可针对任意复杂形状的零件进行加工，制造周期和成本较低，具有传统机械切削加工所不具备的独特优势[1]，在高速风洞试验模型加工中具有广泛的应用前景。
现在应用最为广泛的增材制造技术包括激光近净成形(LENS)、电子束熔融(EBM)、激光选区烧结(SLS)、激光选区熔融(SLM)等成型技术，各成型技术的特点如表 1所示[2-8]。
| 成型技术 | 适应成型材料 | 适应成型尺寸 | 成型精度 | 应用范围 |
| LENS | 金属粉末 | 大 | 低，需要3mm左右加工余量 | 大型难加工金属构件、金属零件修复 |
| EBM | 金属粉末 | 中、小 | 中 | 生物医学 |
| SLS | 高分子粉末 | 中、小 | 高 | 原型使用 |
| SLM | 金属粉末 | 中、小 | 高 | 高精度复杂结构件 |
当前，在非金属风洞试验模型上的研究较多，但非金属增材制造模型不适用于高速风洞高马赫数、高冲击载荷状态[9-13]，而金属增材制造技术在高速风洞试验模型制造中研究成果较少，尚处于起步阶段, 全面系统的研究成果更少，中国空气动力研究与发展中心高速所在2015年开展了一次金属模型增材制造，但模型尺寸误差和粗糙度不能满足风洞试验的要求。
当前，增材制造技术仍然需要在制造件的强度、刚度、疲劳性能、微观组织结构等方面开展深入的研究[14]，为此，针对高速风洞模型制造要求的精度高、结构件复杂、强度刚度要求高等特点，本文选择激光选区熔融(SLM)技术作为研究对象(其成型原理见图 1)，采用模型加工中常用的30CrMnSiA作为制造材料，通过对增材制造技术工艺的研究，利用增材制造测试件数据作为材料性能输入参数，结合增材制造工艺，设计了传统机械加工无法制造的中空机翼结构AgardB模型，利用Ansys有限元分析软件，进行了该模型流固耦合仿真分析，并开展了优化设计，得到了能够满足高速风洞试验要求的增材制造数模，为下一步开展风洞试验验证奠定了基础。
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| 图 1 激光选区熔融(SLM)成型原理 Fig.1 Molding principle of SLM |
姚妮娜、彭雄厚等开展了不同粉末颗粒增材制造研究，得出了满足增材制造技术的金属粉末必须具备粒径细小、粒度分布窄、球形度高、流动性好和松装密度高等要求[15]。制造金属粉末的工艺有很多种，一般对于合金采用雾化法工艺，该工艺是通过机械的方法使金属溶液粉碎成尺寸小于150μm的颗粒。本文利用真空氩气雾化法制造基础粉末颗粒，采用射频等离子体技术对基础粉末进行进一步球化，其设备及原理如图 2和3所示。通过射频等离子体球化技术形成的粉末材料前后对比如图 4所示。
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| 图 2 射频等离子体球化设备 Fig.2 RF plasma spheroidization equipment |
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| 图 3 射频等离子体球化粉末原理 Fig.3 Principle of RF plasma spheroidization powder |
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| 图 4 射频等离子体球化技术形成的球形粉微观结构对比 Fig.4 Comparison of spherical powder microstructure formation of RF plasma spheroidization technology |
在粉末材料制备完成后，主要开展粉末粒度成分、粒度分布范围及流动性测试，其粒度成分测试结果如表 2所示。从表中可以看出，球化粉末成分基本符合国标范围，氧含量低于同类进口粉(同类进口粉氧含量一般大于500ppm)。
| 化学组分(wt.pct) | C | Si | Mn | Cr | Ni | Co | Mo | Cu | Fe | O/ppm |
| GB | 0.28~0.34 | 0.9~1.2 | 0.8~1.1 | 0.2~0.5 | Balance | |||||
| 球化30CrMnSiA粉 | 0.25 | 1.05 | 0.9 | 0.54 | 1.99 | 0.058 | 0.48 | 0.05 | Balance | 500 |
粒度分布如图 5所示，从图中可以看出，粒度分布集中在10~90μm，且属于正态分布，中位直径约38μm，符合试件制造要求。
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| 图 5 30CrMnSiA球化粉末粒径分布 Fig.5 Particle size distribution of 30CrMnSiA spheroidization powder |
随后对粉末流动性进行了测试，如图 6所示，粉末材料流动性较好，能够开展试件增材制造。
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| 图 6 30CrMnSiA球化粉末流动性 Fig.6 Flowability of 30CrMnSiA spheroidal powder |
为确保风洞试验模型增材制造质量，开展了制造工艺研究，主要包括粉末层厚、扫描线间距、扫描速率、扫描点距、扫描路径设计、曝光时间、激光功率等，通过前期研究，对粉末层厚、扫描线间距、扫描速率、扫描点距、扫描路径设计固定不变，调节激光曝光时间(50、70、90、110、130和150μs)和激光功率(150、160、170、180、190和200W)。进行了3版试制造，通过逐步缩小工艺范围，确定了最终工艺条件，具体如图 7~10所示。
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| 图 7 增材制造过程 Fig.7 Additive manufacturing process |
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| 图 8 第1版激光能量选择 Fig.8 Laser energy selection of the front page |
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| 图 9 第2版缩小工艺参数范围 Fig.9 The narrowed parameter range of the second edition |
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| 图 10 第3版进一步缩小工艺参数范围 Fig.10 The further narrowed parameter range of the third edition |
对增材制造件开展相对致密度分析，与样件进行对比，增材制造试件相对致密度在95%以上，最高相对致密度可达到99.5%以上，显微硬度(HV)达到500，大于锻件的350，如图 11所示，相对致密度符合要求。
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| 图 11 不同激光功率和曝光时间条件下增材制造件的相对致密度分析 Fig.11 Relative density of additive manufacturing test specimen made by different laser powers and exposure times |
在对试件表面吹扫完和初步打磨后，表面粗糙度Ra为2.603μm(见图 12)，而风洞试验金属模型要求的表面粗糙度Ra为0.8μm，可以在模型制造完毕后精细打磨达到该表面粗糙度要求。通过检测，测试件制造的尺寸精度达到0.15mm以上，能够满足风洞试验模型制造要求。
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| 图 12 吹扫后试件表面粗糙度 Fig.12 Surface roughness of specimen after blowing |
在确定增材制造工艺后，开展了激光曝光时间为130μs，功率分别为180、190和200W共3组试件的制造(见图 13)，并对试件进行了拉伸性能和断面形貌测试，测试结果如图 14、15和表 3所示。
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| 图 13 增材制造测试件 Fig.13 Additive manufacturing test specimen |
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| 图 14 拉伸试验应力-应变曲线 Fig.14 Tensile stress strain curve |
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| 图 15 断口形貌图 Fig.15 Morphology of fracture surface |
| 激光功率及试样编号 | 温度 | Rm /MPa |
Rp0.2 /MPa |
A /% |
E /GPa |
| 180W1# | 23 | 1695 | 1223 | 8.1 | 216 |
| 180W2# | 23 | 1486 | 1170 | 5.6 | 204 |
| 180W3# | 23 | 1545 | 1208 | 6.7 | 203 |
| 180W平均 | 1575 | 1200 | 6.8 | 207 | |
| 190W1# | 23 | 1600 | 1205 | 5.9 | 205 |
| 190W2# | 23 | 1495 | 1155 | 5.8 | 204 |
| 190W3# | 23 | 1527 | 1190 | 6.4 | 199 |
| 190W4# | 23 | 1532 | 1175 | 6.5 | 208 |
| 190W平均 | 1539 | 1181 | 6.2 | 204 | |
| 200W1# | 23 | 1614 | 1224 | 8.1 | 235 |
| 200W2# | 23 | 1535 | 1220 | 7.1 | 211 |
| 200W3# | 23 | 1510 | 1167 | 7.6 | 202 |
| 200W平均 | 1553 | 1204 | 7.6 | 216 |
从拉伸性能测试结果可以看出，增材制造试件抗拉强度Rm一般能达到1500MPa，屈服强度Rp0.2一般能达到1100MPa以上，其强度性能好于锻件(锻件Rm=1080MPa，Rp0.2=835MPa[16])，但断后伸长率约为6.5%，塑性变形小，属脆性断裂，锻件的塑性变形(断后伸长率大于10%)性能优于增材制造试件。从断面形貌可以看出，试件属韧脆混合断裂形态，韧窝直径和深度较小，尺寸小于1μm。
通过对比不同功率条件下的试件拉伸性能及微观组织变化，确定采用激光功率180W、曝光时间130μs工艺条件开展AgardB模型的增材制造。
3 增材制造模型设计及流固耦合分析 3.1 模型选取本文选取AgardB模型开展增材制造技术研究，模型数模如图 16所示，模型底部直径为Φ52mm，其中机身采用传统机械加工，材料选用国标30CrMnSiA，2个机翼采用增材制造技术，材料选用增材制造30CrMnSiA粉末，2种制造条件下材料的性能如表 4所示。
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| 图 16 AgardB模型二维和三维图 Fig.16 The AgardB model of two and three dimension |
| 材料 | Rm /MPa |
Rp0.2 /MPa |
E /GPa |
密度ρ /(kg·m-3) |
| 30CrMnSiA | 1080 | 835 | 196 | 7928.6 |
| 增材制造30CrMnSiA | 1575 | 1200 | 207 | 7928.6 |
根据增材制造工艺要求，机翼采用中空设计，如图 17所示，在机翼壁厚为0.8、1.5mm时，机翼重量从194.79g减至140.26和176.66g，机翼减重率分别为28%、9.3%，为选择最优增材制造模型，分别对实心机翼和壁厚为0.8和1.5mm空心机翼开展流固耦合分析。
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| 图 17 中空机翼 Fig.17 Cavity wing |
(1) 流体控制方程
对于一般的可压缩牛顿流来说其守恒定律的控制方程如下:
质量守恒方程：
(1)
动量守恒方程：
(2)
能量方程：
(3)
式中：t表示时间；ff是体积力矢量；ρf是流体密度；v是流体速度矢量；τf是剪切力张量；htot表示总焓；λ表示导热系数；SE表示能量源项。
(2) 固体控制方程
固体守恒方程可由牛顿第二定律给出：
(4)
能量方程：
(5)
式中：ρs是固体密度；σs为柯西应力张量；fs是体积力矢量；
(3) 流固耦合方程
流固耦合需遵守最基本的守恒原则，因此在流固耦合交界面处，应满足流体与固体应力τ、位移d、热流量q和温度T等变量的相等或守恒，即满足以下4个方程：
(6)
式中：下标f表示流体，下标s表示固体。
在流固耦合求解过程中，一般有2种解算方法：直接耦合式解法(Directly coupled solution)和分离解法(Partitioned solution)，本文采用基于Ansys workbench的分离式解法。流固耦合分析过程如图 18所示。
3.3.2 结果分析
按照FL-32风洞(1.8m(长)×0.6m(宽)×0.6m(高))开展试验的模型建立流场域，分别进行实心机翼、壁厚分别为0.8和1.5mm空心机翼模型在Ma4.5、速压44.08kPa、迎角10°状态下流固耦合分析，将流体与结构接触面定义为流固耦合面，为提高计算效率，以模型中心设置对称面，仅计算半模型，其计算模型、流体和结构计算网格分别如图 19、20和21所示，共有流体网格105 396个，实心机翼、壁厚分别为0.8和1.5mm空心机翼模型结构网格分别有152 273、148 386和148 760个。
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| 图 19 计算模型 Fig.19 Computational model |
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| 图 20 流体计算网格 Fig.20 Fluid computational grid |
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| 图 21 结构计算网格 Fig.21 Structural computational grid |
流体采用Fluent中Standard k-ε湍流模型进行计算，结构部分将天平安装部位设为固支，机翼与模型、模型头段与尾段接触面均设置为绑定约束，模型所受载荷由流固耦合界面进行传递，如图 22所示。通过计算，气流对模型作用的最大压强为15 468Pa，直接通过流固耦合面对结构进行加载，如图 23所示，流体和结构计算结果如图 24~33所示。根据《高速风洞模型设计准则》(GJB569A-2012)[19]，从计算结果图中可以看出，模型最大应力出现在机翼部分，而机翼材料为增材制造，因此模型最大极限应力不超过33.33MPa，翼尖最大变形不超过0.1361mm，模型流固耦合计算结果如表 5所示。
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| 图 22 结构模型载荷及约束 Fig.22 Loads and constraints of structural model |
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| 图 23 结构模型流固耦合加载载荷 Fig.23 Fluid structure coupling loads of structural model |
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| 图 24 流场Ma数分布图 Fig.24 Ma distribution of flowing field |
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| 图 25 实心机翼模型总变形图 Fig.25 The total deformation of solid wing model |
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| 图 26 实心机翼模型von-Mises应力图 Fig.26 The von-Mises stress of solid wing model |
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| 图 27 实心机翼模型von-Mises应变图 Fig.27 The von-Mises strain of solid wing model |
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| 图 28 壁厚1.5mm空心翼模型总变形图 Fig.28 The total deformation of 1.5mm wall thickness hollow wing model |
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| 图 29 壁厚1.5mm空心翼模型von-Mises应力云图 Fig.29 The von-Mises stress of 1.5mm wall thickness hollow wing model |
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| 图 30 壁厚1.5mm空心翼模型von-Mises应变云图 Fig.30 The von-Mises strain of 1.5mm wall thickness hollow wing model |
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| 图 31 壁厚0.8mm空心翼模型总变形图 Fig.31 The total deformation of 0.8mm wall thickness hollow wing model |
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| 图 32 壁厚0.8mm空心翼模型von-Mises应力云图 Fig.32 The von-Mises stress of 0.8mm wall thickness hollow wing model |
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| 图 33 壁厚0.8mm空心翼模型von-Mises应变云图 Fig.33 The von-Mises strain of 0.8mm wall thickness hollow wing model |
| 实心翼模型 | 壁厚1.5mm空心翼模型 | 壁厚0.8mm空心翼模型 | 最大允许值 | |
| von-Mises应力/MPa | 5.515 | 7.377 | 7.961 | 33.33 |
| von-Mises应变 | 2.558×10-5 | 3.429×10-5 | 3.829×10-5 | -- |
| 最大变形/mm | 0.0752 | 0.0903 | 0.0985 | 0.1361 |
从以上计算结果可以看出，不论实心机翼模型还是空心机翼模型均能满足试验要求，因此，为使模型达到减重效果，发挥增材制造优势，将选用壁厚为0.8mm空心翼模型开展模型增材制造。
4 结论(1) 利用射频等离子体技术，进一步球化基础金属粉末，制造符合风洞试验模型增材制造要求的金属粉末。通过增材制造工艺优化设计，确定采用激光功率180W、曝光时间130μs工艺条件下开展增材制造，生产的试件在密度、硬度、强度、微观组织等方面能够满足高速风洞试验要求，但试件塑性性能较锻件差。
(2) 基于增材制造工艺，设计了不同壁厚的空心机翼模型，通过流固耦合分析，结果表明，选用壁厚为0.8mm空心翼AgardB模型不仅能减轻模型重量(机翼减重率达28%)，而且其强度、刚度均符合风洞试验要求，达到了设计目的。
(3) 根据测试和计算结果，下一步将通过调整制造工艺(如改变激光波长和功率、激光的扫描层厚和路径等)和增材制造结构的退火处理等方式，提高结构的各项性能包括塑性性能等，并开展壁厚为0.8mm空心翼AgardB模型高速风洞试验研究，与传统机械加工实心翼模型试验数据进行对比，实现增材制造技术在高速风洞金属模型制造领域的应用。
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