分區預熱對金屬激光沉積成形溫度場的影響

卞宏友，雷 洋，王 婷，楊 光，欽蘭云，王 維，韓雙隆

(沈陽航空航天大學航空制造工藝數字化國防重點學科實驗室，遼寧 沈陽110136)

1 引言

金屬零件激光沉積成形技術利用高能激光束局部熔化金屬表面形成熔池，同時將金屬原材料送入熔池從而實現高性能復雜結構、致密金屬零件的直接成形制造技術，它具有加工材料范圍廣泛、能量輸入可控、柔性化程度高等獨特優點，在航空、航天等領域中復雜貴重金屬零件的直接制造和修復領域具有廣闊的發展前景［1－5］。但成形制造過程中所具有的能量集中輸入、快速加熱冷卻等特點使得成形件內部以及成形件與基板間存在著巨大的溫度梯度，進而產生巨大的熱應力，當應力達到成形件材料極限時，會直接引發工件變形和裂紋缺陷［4］;特別對于激光修復應用而言，由于待修復工件加工余量小，修復時要防止工件開裂，也不能發生工件變形，因為即使很小的變形量也將破壞工件結構的完整性;如何防止工件變形開裂更成為激光沉積成形技術實現拓展應用的一個亟待解決的關鍵問題［4－5］。

降低成形過程溫度梯度是減小應力的主要途徑，而基板預熱法是降低溫度梯度的有效方法，它在有效地降低成形過程中成形件和基板的溫度梯度的同時，還可以讓成形過程的溫度場更加均勻穩定［6－8］。另外，在焊接領域，在所有減小焊接殘余應力和變形的方法中，溫差法具有明顯優勢，溫差法是用外部冷卻源和熱源來調節焊接過程的溫度場，造成與常規焊接不同的溫度分布，達到控制焊接殘余應力和變形的目的［9－10］。但目前基于溫差法消減應力控制工件變形在激光沉積成形加工過程中的應用尚未見報道。本文提出通過設計制造兩區感應加熱裝置實現對基板成形區和近成形區的成形前預熱，并形成近成形區預熱溫度相對高和成形區預熱溫度相對低的梯度溫度場，通過成形區和近成形區的梯度溫度場調控，利用溫差拉伸效應主動控制和降低應力的思路。為解析分區預熱對成形過程溫度場的影響規律，本文利用有限元分析中的“單元生死”技術，通過APDL編程研究了基板分區預熱對單道多層激光金屬沉積成形過程中溫度場、溫度梯度的影響，詳細分析和探討了在基板預熱溫差為100℃、200℃、300℃和分區預熱不同溫度時成形過程溫度場和溫度梯度分布規律，為分區預熱裝置設計及預熱溫度的選擇優化提供指導依據。

2 數值模擬模型的建立

要準確反映激光沉積成形過程中成形件各點溫度隨時間的變化規律，就需要建立與實際成形過程相一致的溫度場計算模型。

如圖1所示，利用ANSYS有限元軟件的高級分析技術中的“單元生死”技術建立基板分區預熱對激光沉積成形過程溫度場影響的數值模擬模型［11－12］。模型采用的基板和沉積材料均為BT20，其不同溫度下的部分熱物性參數如表1所示［13］。計算模型中基板和單道成形件的長寬高X、Z、Y分別為30 mm×12 mm×8 mm和20 mm×2 mm×3 mm。為了避免網格過密帶來的巨大計算量，成形件采用較細的規則映射網格，基板采用較粗的網格，成形件被分成五層一道，每一層的高度為0．6 mm，寬度為2 mm，即等于激光光斑直徑。

圖1 基板分區預熱過程數值模擬模型

表1 不同溫度下BT20鈦合金的熱物性參數表

如圖2所示，模型采用了單道往復掃描方式，奇數層采用沿X軸正向掃描，偶數層采用沿X軸負方向掃描。模擬過程中激光束首先在沿設定的掃描方式沿X軸正向掃描，當第一次沉積完成之后，沿Y軸方向上升一個層的高度，然后開始沉積下一層。

圖2 單道往復掃描示意圖

3 數值模擬結果及分析

通過在基板上的成形區和近成形區分別施加不同預熱溫度，對形成不同溫差的三種情況分別進行數值模擬，圖3為基板分區預熱示意圖。模擬過程中，假設激光功率為2200 W，激光光斑直徑為2 mm，掃描速率為5 mm/s，環境溫度為20℃，整個模擬過程歷時25 s。分區預熱數值模擬是通過ANSYS中的APDL命令程序實現的。首先定義不同的初始溫度，然后通過坐標選擇不同位置區域施加不同的初始溫度，來實現成形區和近成形區不同預熱的溫度。

圖3 基板分區預熱示意圖

為使計算結果更為準確，激光熱源模型選擇高斯熱源模型，如圖4所示。

圖4 高斯熱源模型示意圖

熱流密度到加熱中心任何一點A的位置均可表示為如下形式:

式中，qm為加熱斑點中心最大熱流密度;R為激光有效加熱半徑;r為A點離激光加熱斑點中心的距離。用該方法得到單位體積熱生產率，采用ANSYS有限元軟件的APDL語言，把載荷定義為時間的函數，完成移動熱源的加載。

3．1 分區預熱溫差為100℃、200℃、300℃時數值模擬分析

三種預熱溫差的確定:首先設定基板上低溫區域成形區的初始溫度為200℃，基板上的高溫區域近成形區初始溫度分別為300℃、400℃、500℃。

圖5為2．8 s、17．2 s時刻基板上成形區和近成形區兩個區域預熱溫差為100℃、200℃、300℃時模型的溫度分布云圖。如圖5(a)所示，預熱溫差為100℃時，模型熔池的高溫區域和基板之間的溫差非常大，2．8 s時溫差達2488．38℃，17．2 s時溫差達2567．91℃，17．2 s時基板的絕大部分區域溫度都在480℃左右，熔池附近區域溫度在2192℃以上，熔池區域溫度甚至在2200℃以上。如圖5(b)所示，預熱溫差為200℃時，2．8 s時溫差達2402℃，17．2 s時溫差達2492℃，17．2 s時基板的絕大部分區域溫度都在566℃左右，熔池附近區域溫度在2233℃以上。當預熱溫差為300℃時，如圖5(c)所示，2．8 s時溫差達2316．29℃，17．2 s時溫差達2448．98℃，17．2 s時基板的絕大部分區域溫度都在635℃左右，熔池附近區域溫度在2500℃以上。

通過2．8 s、17．2 s時刻溫差和基板溫度的變化可以得出:隨著預熱溫差的增大，基板溫度隨之增大，熔池最高溫度有明顯增高，而且模型熔池的高溫區域和基板之間的溫差減小;所以，除熔池區域溫度較高以外，基板與成形件熔池附近區域之間的溫差有顯著降低的趨勢，這有助于降低成形過程試樣內部以及試樣與基板間的溫度梯度，有利于降低成形過程的熱應力。所以預熱溫差300℃時較好。

圖5 不同基板分區預熱溫差下的溫度分布云圖

圖6 為成形第20 s時刻基板分區預熱溫差為100℃、200℃和300℃時模型的溫度梯度矢量圖。如圖6(a)所示，基板預熱溫差為100℃時模型的溫度梯度非常大，受激光能量影響的域內溫度梯度強而且集中，熔池及其附近區域的溫度梯度非常大。圖6(b)為基板預熱溫差為200℃時模型的溫度梯度，沉積層中已掃描區域內的溫度梯度較預熱溫差為100℃時的溫度梯度變小，沿Y軸正方向的趨勢有所降低。如圖6(c)所示，基板預熱溫差為300℃時模型的溫度梯度明顯降低，模型中受激光能量影響域內的溫度梯度幅值較預熱溫差為100℃、200℃時的溫度梯度明顯小很多，沿Y軸正方向的趨勢也明顯減弱。

三種預熱溫差模擬結果分析得出，隨著預熱溫差的增大，沉積成形過程中溫度梯度逐漸變小。這是因為預熱溫差大時，相當于近成形區域的預熱溫度比成形區域預熱溫度大很多，也就是預熱溫差為300℃時基板的相對溫度比預熱溫差為100℃時基板的相對溫度大，溫差大等于提高基板的溫度，也就降低了成形件與基板間的溫差，從而降低了成形過程的溫度梯度。

圖6 不同預熱溫差下成形第3 s、20 s時的溫度梯度矢量圖

圖7 為基板預熱溫差分別為100℃、200℃、300℃時模型第一層節點的溫度變化曲線圖。隨著預熱溫差的增大，三個節點的溫度逐漸升高。預熱溫差為100℃時，節點5、6和7的最低溫度在200℃左右，最高溫度在2800℃左右;預熱溫差為200℃時，節點5、6和7的最低溫在300℃左右，最高溫度在2800℃以上;預熱溫差為300℃時，節點5、6和7的最低溫在400℃以上，最高溫度在2800℃以上;隨著預熱溫差的增大，成形過程中溫度變化的幅度逐漸減小，這與前面分析的溫度梯度變化結果相一致。所以預熱溫差增大有助于減小沉積成形過程內部的溫度梯度，使整個過程溫度分布均勻，進而有利于降低成形過程中的熱應力。

圖7 基板分區預熱溫差下模型第一層節點溫度變化曲線

綜合基板分區預熱溫差為100℃、200℃、300℃時的溫度場云圖、溫度梯度圖以及溫度變化曲線圖可知，隨著預熱溫差的增大，熔池的溫度有明顯增大，基板與成形件熔池附近區域之間的溫差有顯著降低的趨勢，所以基板預熱溫差增大有利于降低成形過程中的熱應力。

3．2 基板分區預熱與整體預熱數值模擬對比分析

3．2．1 成形區和近成形區不同預熱溫度(溫差固定300℃)時數值模擬分析

圖8為基板上成形區和近成形區兩個區域分別改變預熱溫度時模型的溫度分布云圖。如圖8(a)所示，成形區預熱溫度為100℃，近成形區預熱溫度為400℃時，模型熔池的高溫區域和基板之間的溫差非常大，2．8 s時溫差達2401．92℃，17．2 s時溫差達2499．49℃，17．2 s時基板的絕大部分區域溫度都在566℃左右，熔池附近區域溫度在1724℃以上，圖(a)預熱溫度方式產生的溫度結果與預熱溫差為200℃時相當;當成形區預熱溫度為200℃，近成形區預熱溫度為500℃時，如圖8(b)所示，2．8 s時溫差達2316．29℃，17．2 s時溫差達2448．98℃;圖8(c)成形區預熱溫度為300℃，近成形區預熱溫度為600℃時，2．8 s時溫差達2230．98℃，17．2 s時溫差達2392．64℃，熔池的高溫區域和基板之間的溫差較前兩種預熱方式有明顯減小的趨勢，而且17．2 s時基板溫度均在700℃以上，熔池附近區域溫度在2000℃以上。

圖8 基板分區預熱不同溫度時模型的溫度分布云圖

分析得出:固定預熱溫差為300℃，隨著兩個區域預熱溫度的升高，基板的溫度明顯升高，熔池的溫度基本維持穩定，基板與熔池附近區域之間的溫差顯著降低，有利于降低成形過程成形件內部以及成形件與基板間的溫度梯度，進而降低成形過程的熱應力，所以成形區預熱300℃，近成形區預熱600℃較好。

圖9 基板分區預熱不同溫度下成形第3 s、20 s時的溫度梯度矢量圖

圖9 為成形第3 s、20 s時刻模型基板成形區與近成形區分別預熱不同溫度時模型的溫度梯度矢量圖。如圖9(a)所示，基板成形區和近成形區預熱溫度分別為100℃、400℃時模型的溫度梯度值非常大，沉積層中已掃描區域內的溫度梯度強而且集中;如圖9(b)所示，基板成形區和近成形區預熱溫度分別為200℃、500℃時模型的溫度梯度明顯降低，模型沉積層中已掃描區域內部的溫度梯度幅值較圖(a)預熱方式的溫度梯度明顯小很多，而且溫度在基板上分布的范圍更大、更均勻，圖9(c)所示，基板成形區和近成形區預熱溫度分別為300℃、600℃時模型溫度梯度明顯降低。這是因為:在相同激光工藝參數的成形過程中，基板分區預熱的溫度越大，激光輸入的能量在成形過程中向基板傳送時越慢，而且基板的溫度隨著成形過程的熱量輸入升高，這樣就降低了基板與成形層之間的溫差，有助于整個沉積成形過程內部溫度場的均勻化。

圖10為基板上成形區和近成形區分別預熱不同溫度時模型第一層節點的溫度變化曲線圖。如圖10(a)所示，成形區域預溫度100℃，近成形區域預溫度為400℃時，節點5、6和7的最低溫度在400℃以下，最高溫度在2800℃左右;如圖10(b)所示，成形區域預溫度200℃，近成形區域預溫度為500℃時，節點5、6和7的最低溫度在400℃左右，最高溫度在2800℃左右;當成形區域預溫度300℃，近成形區域預溫度為600℃時，如圖10(c)所示，節點5、6和7的最低溫度在400℃以上，最高溫度在2800℃左右;隨著基板上成形區和近成形區預熱溫度的增大，成形過程中溫度變化的幅度逐漸減小，這與前面分析的溫度梯度變化結果相一致。所以分別提高基板上成形區和近成形區預熱溫度有助于改善沉積成形過程溫度分布的均勻程度。進而降低成形過程中的熱應力。

圖10 基板分區預熱不同溫度時第一層節點溫度變化曲線

綜合基板上成形區和近成形區預熱不同溫度時的溫度場云圖、溫度梯度圖以及溫度變化曲線圖可知，隨著分區預熱溫度的增大，熔池的溫度變化趨于穩定，各節點的溫度變化曲線也逐漸變得更加平滑，成形過程的溫度梯度變小，所以分區預熱溫度的增大有利于降低成形過程中的熱應力。

3．2．2 基板整體預熱300℃時數值模擬分析

如圖11所示，基體整體預熱溫度為300℃時，2．8 s時溫差達2484．23℃，17．2 s時溫差達2568．93℃，熔池附近區域溫度在2000℃以上，熔池區域溫度甚至在2500℃以上，模型熔池的高溫區域和基板之間的溫差非常大。

圖11 基體整體預熱300℃時模型的溫度分布云圖

圖12 為成形第3 s、20 s時刻模型基板整體預熱300℃時模型的溫度梯度矢量圖。從圖中可以看出溫度梯度值非常大，模型沉積層中已掃描區域內部的溫度梯度幅值較圖9(c)預熱方式的溫度梯度明顯大很多?；逭w預熱300℃是模型的溫度梯度分布與基板分區域熱溫差為100℃時模型的溫度梯度分布相當。所以要得到均勻的溫度分布，整體預熱不如分區預熱效果好。

圖12 基體整體預熱300℃時模型的溫度梯度矢量圖

圖13 為基板整體預熱300℃時模型第一層節點的溫度變化曲線圖。如圖13所示，節點5、6和7的最低溫度在200℃左右，最高溫度在2800℃左右，溫度梯度非常大，這與前面分析的溫度梯度曲線圖結果相一致。

圖13 基板整體預熱300℃時模型第一層節點溫度變化曲線

基板分區預熱(固定溫差300℃)成形區預熱300℃，近成形區預熱600℃與基板整體預熱300℃數值模擬對比分析得出:分區域熱溫度梯度明顯減小，成形過程整體溫度更趨于均勻，更有利于降低成形過程的熱應力。

4 結論

通過分析研究基板分區預熱對激光沉積成形過程溫度場、溫度梯度影響的數值模擬，并進行詳細分析研究，得到結論如下:

(1)利用ANSYS有限元分析中的“單元生死”技術，通過APDL編程分別模擬分析了基板分區預熱不同溫度及兩區不同預熱溫差對單道多層激光沉積成形過程的溫度場的影響。

(2)基板預熱溫差為300℃時較預熱溫差為100℃、200℃的基板與成形熔池附近區域之間的溫差顯著降低，這有助于降低成形過程成形件內部以及成形件與基板間的溫度梯度，從而減低成形過程的熱應力。

(3)基板上成形區和近成形區預熱溫度分別增大，成形過程內部溫度梯度幅值變小，在成形高度生長的Y軸方向溫度變化幅度變小，溫度梯度趨向于減小。

(4)通過不同預熱方式的數值模擬結果對比分析，分區預熱方式較整體預熱方式的溫度梯度更趨于穩定，成形過程溫度更均勻，更有利于降低成形過程中的熱應力。

［1］ ZUO Tiechuan，CHEN Hong，ZHANG Dongyun，et al．Application of laser manufacturing technology in aviation industry［J］．Aeronautical Manufacturing Technology，2008，(21):32－34．(in Chinese)左鐵釧，陳虹，張冬云，等．激光制造技術在航空領域中的應用［J］．航空制造技術，2008，(21):32－34．

［2］ CHEN Jilun．Application prospect of laser rapid fabrication technology in aerospace manufacturing field of our country［J］．Aerospace Manufacturing Technology，2010，(6):1－3．(in Chinese)陳濟輪．激光快速制造技術在我國航天制造領域的應用展望［J］．航天制造技術，2010，(6):1－3．

［3］ BIAN Hongyou，LIU Weijun，WANG Tianran，et al．Scanning mode for laser metal deposition shapling［J］．Journal of Mechanical Engineering，2006，42(10):170－175．(in Chinese)卞宏友，劉偉軍，王天然，等．激光金屬沉積成形的掃描方式［J］．機械工程學報，2006，42(10):170－175．

［4］WANGHuanming，ZHANG Shuquan，WANG Xiangming．Progress and challenges of laser direct manufacturing of large titanium structural components［J］．Chinese Journal of Lasers，2009，36(12):3204－3209．(in Chinese)王華明，張述泉，王向明．大型鈦合金結構件激光直接制造的進展與挑戰［J］．中國激光，2009，36(12):3204－3209．

［5］LIN Xin，XUE Lei，CHEN Jing，et al．Laser forming repair of Titanium Alloy parts［J］．Aviation manufacturing technology，2010，8:55－58．(in Chinese)林鑫，薛蕾，陳靜，等．鈦合金零件的激光成形修復［J］．航空制造技術，2010，8:55－58．

［6］YANG Jian，HUANG Weidong，CHEN Jing，et al．Residual stress on laser rapid forming metal part［J］．Applied Laser，2004，24(1):5－8．(in Chinese)楊健，黃衛東，陳靜，等．激光快速成形金屬零件的殘余應力［J］．應用激光，2004，24(1):5－8．

［7］ LONG Risheng，LIU Weijun，XING Fei，et al．Effects of substrate preheating on thermal stress during laser metal deposition shaping［J］．Journal of Mechanical Engineering，2009，45(10):241－247．(in Chinese)龍日升，劉偉軍，邢飛，等．基板預熱對激光金屬沉積成形過程熱應力的影響［J］．機械工程學報，2009，45(10):241－247．

［8］ 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．(in Chinese)龍日升，劉偉軍，卞宏友，等．掃描方式對激光金屬沉積成形過程熱應力的影響［J］．機械工程學報，2007，43(11):74－81．

［9］ XU Da．Controlling welding distortion and cold cracks based on external electromagnetic field［D］．Harbin:Harbin Institute of Technology，2011，6:28－40．(in Chinese)徐達．外加電磁場控制焊接變形及冷裂紋研究［D］．哈爾濱:哈爾濱工業大學，2011，6:28－40．

［10］LI Ju．Studies on the mechanism of low stress no distortion welding for a titanium alloy［D］．Beijing:Beijing University of Technology，2004，2:28－40．(in Chinese)李菊．鈦合金低應力無變形焊接過程機理研究［D］．北京:北京工業大學，2004，2:28－40．

［11］SHI Likai，GAO Shiyou，XI Mingzhe，et al．Finite element simulation for laser direct depositing processes of metallic vertical thin wall parts I:The simulat ion for temperature field during depositing processes［J］．Acta Metallurgica Sinica，2006，42(5):449－453．(in Chinese)石力開，高士右，席明哲，等．金屬直薄壁件激光直接沉積過程的有限元模擬I之沉積過程中溫度場的模擬［J］．金屬學報，2006，42(5):449－453．

［12］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．(in Chinese)孔源，劉偉軍，王越超，等．鈦合金激光直接成形過程中熱力耦合場的數值模擬［J］．機械工程學報，2011，47(24):74－82．

［13］CHEN Furong，HUO Lixing，ZHANG Yufeng，et al．BT20 titanium alloy electron beam welding residual stress in three－dimensional finite element numerical simulation［J］．Journal of Welding，2004，25(1):61－70．(in Chinese)陳芙蓉，霍立興，張玉鳳，等．BT20鈦合金電子束焊接殘余應力三維有限元數值模擬［J］．焊接學報，2004，25(1):61－70．