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1、目录摘要2Abstract2第1章绪论31.1 激光增材制造技术的简介31.2 LENS成形金属零件的国内外研究现状41.3 LENS成形金属零件存在的问题以及解决措施61.4 本文研究思路7第2章有限元热分析理论基础与模型建立92.1有限元传热理论模型92.2有限元热弹塑性理论模型102.3物理模型建立122.3.1模型假设122.3.2结构单元的选择131.1.1 3.3材料热物性参数131.3.4 几何模型的建立与网格划分141.3.5 激光热源模型142. 4采用ANSYS的关键技术152.1.1 生死单元法152.1.2 激光热源模型的加载16第3章LENS熔覆层温度场及应力场计算分
2、析173. 1正交实验法的介绍与设计173.2温度场模拟计算181.1 3应力场模拟计算203.4 正交实验结果的分析与讨论223.5 优化结果的验证与分析26第4章结论30参考文献31致谢错误!未定义书签。2激光近净成形技术(Iaserengineerednetshaping,LENS)是增材制造中具有代表性的一种先进制造工艺，可以制造具有复杂结构和性能优异的金属零件。然而，利用该技术在成形金属零件时，由于局部急冷急热的特点，会在成形零件内部出现较大残余应力，进而影响零件的力学性能与精度。因此探索如何减小残余应力在激光增材制造领域中具有重大的研究意义。本文利用ANSYS软件模拟LENS成形金
3、属零件的过程，并对成形过程中的温度场和应力场进行分析。采用正交实验法来探究激光工艺参数(如：激光功率，扫描速度与光斑直径)对残余应力的影响规律，并且研究各个参数对残余应力的影响权重，最后找出最优参数。得到最优的参数组合是：激光功率IO(X)W,扫描速度5机燧，光斑直径2.5如，此时熔覆层上的残余应力为192MR?。关键字：增材制造，LENS,数值模拟，正交实验Abstract1.aserengineerednetshaping(LENS),whichisasatypicalrepresentativeofadditivemanufacturing,canfabricatemetalpartsw
4、ithcomplexstructureandfineproperties.However,theresidualstressinthemetalpartswillbeproducedinmanufacturingprocessduetothefeaturesoflocalhightemperatureandfastcoolingrate,whichwillhaveabadeffectonthemechanicalpropertiesandprecisionofmetalparts.Therefore,itisimportanttoexplorehowtoreduceresidualstress
5、inmetalparts.ANSYSsoftwarewasusedtosimulatetheLENSprocessofmetalpartsanditstemperaturefieldsandresidualstressfieldswerealsoinvestigated.Adoptingorthogonalexperiments,theeffectsoflaserparameterssuchaslaserpower,scanningspeedandspotdiameterontheresidualstressdistributionsincladdinglayerswereanalyzedan
6、dtheinfluenceweightofdifferentparameterswerealsoexplored.Accordingtotheresults,thebestparameterscombinationwaslaserpowerI(XX)卬，scanningspeed5tnnsandspotdiameterwas2.5mm,whichcanleadtotheminimumresidualstress(192MPa)inmetalpartsdepositedbyLENS.Keywords:AdditiveManufacturing,LENS,ANSYSSimulation,Ortho
7、gonalExperiment第1章绪论1.l激光增材制造技术的简介激光增材制造技术(AdditiVeManUfaCtUring,AM)俗称3D打印，该技术是基于离散堆积原理，以计算机辅助制造，设计为基础，通过将三维数字模型逐层离散化处理，通过逐层累积的方式来成形金属零件。具体来说，激光增材制造技术在成形金属筌件的过程中，以激光为热源，由送粉装置将金属粉末送入激光产生的熔池中，基于零件单层的数据，数控系统会引导激光喷嘴和工作台的相互移动,形成单道熔覆层，再通过逐层堆积成形金属零件川阀网M,6。这种制备工艺具有以下几种优势：产品设计制造周期短,提高生产效率，同时采用“加法制造”，提高材料利用率，
8、降低生产成本,提高产品竞争力；。成型零件的复杂程度对加工难度影响较小，可以实现任意复杂零件的加工制造；通过激光增材制造方法成形的零件，具有良好的组织和力学性能。激光增材制造技术是一门结合了机械，计算机，材料等多学科的交叉技术，突破了传统工艺成形金属零件的限制，成为当今世界热点课题，具有广阔的应用前景。本文采用的一种是基于同轴送粉的激光近净成型技术(IaSerengineerednetshaping,LENS)oLENS是激光增材制造中非常典型的一种技术，它可以直接成形全致密的金属零件，且其成形的零件性能达到甚至优于锻造零件的性能网。LENS的工作原理具体是在成型过程中，利用喷嘴将粉末聚集在工作
9、台表面上，同时激光束也聚集在该点，使得光粉的作用点重合。这时，粉末熔化形成熔池，通过工作台与激光头相互的移动，形成单道熔覆层。经过逐层累积，形成熔覆实体零件叫图1.1LENS原理示意图1.21.3 1.ENS成形金属零件的国内外研究现状西方发达国家最早开展LENS技术的研究。在1979年，美国联合技术中心的D.B.Snow等人采用大功率激光器制造出大尺寸的银基合金零件。同时在上世纪90年代，美国Sandia国家实验室与UnitedTechnologiesPratt&Whitney(UTPW)商业公司成为战略合作伙伴，并且成功研发了LENS。这项综合了大功率激光器与同轴输送粉末系统的技术引起了全
10、世界广泛的关注。在1998年，Sandia实验室获得了C)PtOmeCDeSign集团的支持，成功研发了用于商业的激光近净成形系统LENS750。截止目前为止，Sandia国家实验室与其合作伙伴已经推出了三代LENS装备，其LENS工艺成形件如图1.2(a)所示。1994年美国LoSAlamoS国家实验室在能源部的支持下，与SyntheMet公司合作共同开发了直接光学制造技术(DirectedLightFabrication,DLF),91o利用这项技术对一些难熔金属例如锦、钺、铜和鸨等材料进行成形研究。结果表明该技术可以获得和实际非常接近的金属零件，而且制备零件的精度达到了微米级别，机械性能
11、远高于传统工艺制造的金属零件,表面粗糙度和熔铸件相当101。目前，SyntheMet正致力于该技术的商业开发。Michigan大学在1999年成功研发金属沉积技术术(DirectMetalDeposition,DMD),并首次应用于大尺寸零件的制造，如图1.2(b)所示。美国斯坦福大学将去除法和添加法结合在一起，研发形状沉积制造技术(ShapeDepositionManufacturing,SDM),成形的金属零件可以获得很高的精度，并利用该技术制造了不锈钢叶片等零件“L(a)Sandia实验室工艺成形件(b)密歇根大学工艺成形件图1.2美国LENS工艺研究成果其他国家在激光快速成形技术上也取
12、得很大的进展。加拿大国家科学院集成制造技术研究所推出了激光光固化技术(LaSerConSOlidation,LC),利用316L不锈钢等金属粉末材料，可以制造满足机械性能要求的零件1，如图1.3所示。英国UniversityofBirmingham和UniVerSityofLiVerPool等在政府的资助下，研究了不锈钢、工具钢、银基合金、金属间化合物、复合材料以及功能梯度材料的金属零件近成形制造技术,也都取得了一定的研究成果。图1.3加拿大国家科学院IC工艺研究成果图14西北工业大学LSF工艺成形件1.4 相比于国外，国内对LENS技术研究开展的相对较晚，但是越来越多的学者和科研单位认识到这
13、项技术的重要性，开展了大量的研究工作，也取得了很大的进展。西北工业大学的黄卫东首先提出了激光立体成形技术(LaSerSoIidForming,LSF),并开展探索性的研究网，如图1.4所示。九十年代初，西北工业大学对不同种类的金属粉末用于激光增材制造进行了详细的探究,并在1997年与北京航空研究所合作，在航空基金重点项目的支持下，开展金属材料激光直接成形技术的研究。通过对工艺参数的调整，获得了外观无缺陷，表面质量良好的金属零件。北京有色金属研究总院张永忠等人在国家“863”项目的支持下，建立了激光快速成形的专用系统，针对不锈钢、锡青铜等高温金属粉末材料与复合粉末材料，进行了激光熔覆快速成形实验
14、口叫清华大学钟敏霖，天津工业大学的杨洗陈也对LENS技术的发展做出了巨大的贡献1。北京航空航天大学的王华明教授利用激光熔覆成形技术，成形耐腐蚀的多功能涂层材料，并且制造出中国国产大飞机C911主受力结构件，并通过评审I。1.5 1.ENS成形金属零件存在的问题以及解决措施尽管激光增材技术取得了重大的进展，但是还是面临着许多问题。最主要的问题就是制造的零件会存在较大的残余应力。这是因为在成形的过程中熔池会发生复杂的变化，例如熔池会经历熔融沉积凝固等一系列非平衡变化过程，这就会导致在熔池内部出现较大的温度梯度，且存在极为复杂传质和对流过程。而且激光增材制造本身就是急冷急冷的加工过程，零件上会产生不
15、均匀温度场，冷却之后也会存在残余热应力。残余内应力在微观上会影响凝固过程，组织的微观结构；在宏观上影响成形金属零件的尺寸、形状，也会导致裂纹、气孔的产生，进而会影响金属成形零件的力学性能，例如静载荷强度，疲劳强度和抗应力腐蚀等此。针对激光快速成形金属零件内部的残余应力，目前主要有以下解决办法。首先是根据实验结果中残余应力的分布，来反馈调节工艺参数。但是调控工艺参数只能在一定程度上调整残余应力的分布网。此外就是利用热处理来降低残余应力。具体操作方式是将金属零件加热到一定温度，在保温一段时间后再缓慢冷却到室温。它的原理是随着温度的升高，金属材料的屈服极限会减小，当材料的屈服极限小于残余热应力时,材
16、料会发生一定程度的塑性变形，以此来减小残余应力。对于不同的金属材料有着不同热处理工艺例如不同的加热时间，保温时间以及冷却速度。采用这种方式来处理金属材料，只要退火温度和时间选择合适，一般就可以在一定程度上的降低残余应力。但是这种处理方式也有弊端，那就是会改变金属材料的组织，从而影响材料的性能U叫最后是通过优化扫描路径来改善成形零件中的残余内应力。中国科学院研究生院的龙日升的研究结果表明，采用层间正交变向平行往复时各应力值的幅值比采用单一沿长边或者短边平行往复扫描时要小。所以层间正交变向平行往复扫描方式可以降低成形过程中的热应力，有助于提高成形件的质量20。1.6 本文研究思路综上所述，发现以上
17、研究主要针对单一因素对熔覆层内部残余应力的影响，而关于多因素的研究较少。由于激光增材制造成形金属零件是一个很复杂的加工过程，其成形金属零件内部的残余应力会涉及到多个因素的影响。但是不同激光参数对残余应力的影响权重以及多因素作用下激光近净成形金属零件的最优参数组合缺少系统的研究。另外，如前文所述激光增材是个快速加热，快速冷却的制造过程，用实验的方式很难准确的确定在某一个时刻激光熔覆层的瞬态温度场以及应力场，而且现在对测量残余内应力还存在一定的困难，测量金属零件内部残余应力时会对熔覆层组织产生一定的破坏，会影响以后对熔覆层微观组织的观察。所以，本文采用ANSYS仿真软件模拟基于同轴送粉的激光增材制
18、造的整个过程,并且根据仿真结果来探究其关键参数例如激光功率等对成形熔覆层内部残余应力影响规律，为降低残余应力的工艺参数的调整提供指导。本文所要研究的三个激光工艺参数是激光功率，扫描速度和光斑直径。基于正交实验的优势，利用正交表将不同工艺参数进行组合来进行正交实验。然后将实验参数在ANSYS软件上分别进行模拟计算来分析这三个参数对残余应力的影响，并通过对正交实验结果的处理与分析来选择最合适的一组激光工艺参数。最后将优化出来的参数再进行一次仿真实验，通过分析此时熔覆层内部的残余内应力值来验证此优化激光工艺参数的合理性。第2章有限元热分析理论基础与模型建立2.1 有限元传热理论模型如前文所述，在激光
19、增材制造的过程中，金属粉末在高功率激光的作用下快速熔化形成熔池，之后又会迅速冷却凝固。由此可见，激光增材制造的温度场的分析是非线性的瞬态热分析。根据热力学第一定律和傅里叶定律，可以得出在三维问题中瞬态温度场所满足的微分方程如下式所示RI(2-1)CaT.r.e、,r.e、txxyyzz其中：夕为材料的密度，C为材料的比热容，为时间，0为体生热率，即物体内部的热源密度，KsKV,K二分别为材料在X,y,z三个方向上的导热系数。该式子的左项表达了该材料单位时间升温所需要的热量，右边前三项表达了从外界X,y,z三个方向传入微单元的热量，右边最后一项表达的是微单元内部自身产生的热量。该微分方程的物理意
20、义是，微单元内部温度的上升所需要的热量，与外界传入的和自身产生的相持平。为了求解该微分方程的唯一解，还需要设定边界条件与初始条件，即定解条件。传热学中的边界条件一共有三类：(1)第一类边界条件：任何时刻物体边界上的温度值为定值，即1=tw(2-2)式中：下标S表示界面，Q表示在边界面S的给定值。对于稳态导热，Q为常数,不随时间的变化而变化：对于非稳态导热，儿会随着时间而改变。(2)第二类边界条件：任何时刻物体边界面上的热流密度为定值。根据傅里叶定律,可知热流密度矢量与温度梯度之间的关系，所以第二类边界条件等于已知任何时刻物体边界面S法向的温度梯度的值。公式如下：-更IS=史(2-3)n其中：q
21、vv为边界面上的热流密度，对于稳态导热qw是定值：对于非稳态导热qw会随着时间而改变。(3)第三类边界条件：已知边界面周围流体的温度tf和边界面和周围流体的换热系数瓦根据牛顿冷却公式，第三类边界条件可以表达为：shtstj)(2-4)n在/=O时，基板具有和周围环境一样的初始温度，所以初始条件如下式所示：T(x,y,z,t)t=O=To(2-5)根据本文后续所提出的的热源模型，考虑激光熔覆成形的金属零件内部传热与周围环境的对流换热，结合三种类型的边界条件，边界条件可以表示为：T=T*(2.6)KxFix+KyHy+KZUz-Cl(2-7)(2-8)xyzK.,nx+Kyny+Kzn=h(Ta-
22、T)yz其中：g为热流量；凡为边界外法线的方向余弦；为零件表面与空气的换热系数；。为周围的环境温度，T为金属零件的温度。同时在激光增材制备金属零件的过程中，会发生固体到液体的相变，也会伴随着热能的改变，也就是组织在发生物态变化时会放出或者吸收潜热，这个过程也会影响组织性能和冷却时间。现在在仿真的过程中，有很多种方法来处理潜热，比如等价比热容，温度回升法和热焰法。本文采用热焰法来处理相变潜热，具体来说就是已知材料在相变前后，材料随温度变换的比热，利用ANSYS软件来计算不同温度下的热焰。具体的公式表达如下式所示：H(T)=rpc(fMf(2-9)JO其中：H为热焰值，P为材料密度，。为材料比热容
23、。2.2 有限元热弹塑性理论模型由于激光增材制造是一个快速加热，快速冷却的加工过程，激光光斑处的粉末会被迅速加热形成熔池，同时有的材料会因为受热而膨胀，但是在膨胀过程中会受到周围较冷的材料的约束，因此这部分温度较低的材料会受到一个压应力的作用。此外，随着温度的升高，熔池附近较冷的材料的屈服极限会降低，因此这部分材料的压应力值可能会达到屈服极限强度，所以熔池附近的材料可能存在弹性变形，也可能同时存在塑性变形。同样的，当激光作用停止时，熔池会迅速冷却形成固体金属材料与周围材料结合。熔池区域在收缩的同时，由于受到材料整体性的限制，不会无限收缩，会对熔池周围材料产生一个拉应力的作用。综上所述，分析熔覆
24、件的变形过程要采用弹塑性的方法，所产生的应力应变曲线也会分为弹性变形阶段和塑性变形阶段。在弹性变形阶段，应力与应变关系是一条直线，符合胡克定律。当金属材料进入塑性变形阶段的时候，随着应力的增大，应变值几乎保持不变。因此在解决金属材料的弹塑性变形的问题时候，需要借助材料弹塑性的本构方程：d&+dW,=d(2-10)其中：e表示弹性，表示塑性。该式子的意义是在小应变的情况下，应变的增量是由弹性应变和塑性应变两部分组成。在塑性变形阶段，无法建立最终的应力值与应变值的数学关系，只能反映沿着加载路径的应力与应变的关系：d=De,d-CdT(2-11)其中：Db是塑性矩阵，C是与温度有关的向量。考虑结构的
25、某一单元，有如下平衡方程1221：YKedeY(dFY+dRe)(2-其中：Kr为单位刚度矩阵，dbe为节点单位位移增量，dFe为单元节点力的增量，dRc为有温度引起的单位初应变等效节点力增量。Ke=BrDBiV(2-13)dKe=BrCJraV(2-14)其中：阴为联系单元中应变向量与节点位移向量的矩阵。根据单元所处在弹性变形与塑性变形的不同区域,会分别用OC或者0gC来代替(13)(14)中的0、C。材料发生塑性变形时的塑性理论主要有屈服准则、流动法则和强化准则。屈服准则2叫当等效应力大于屈服应力时，零件发生屈服变形。=a(ox-Oy)+y-z)+(z-)+6(,+yz+)/2(2-15)
26、式中：a、6、CE为x,y,z三个方向的正应力；的、加、数为个,yz,xz三个方向的切应力。流动准则：是指材料发生材料发生塑性变形时塑性应变分量的大小与方向。其微分方程如下34：dg=典-d储+退dk(2-16),i然Udk其中：Z为硬化参数，R为总应力，闻为总塑性变形。强化准则，用于表述屈服面的变化情况，屈服面中心在应力空间沿着屈服的方向移动，但屈服面的大小和形状不发生改变。2.3 物理模型建立2.3.1 模型假设有限元分析的整体思路就是将一个物理实验的过程转化为一个准确的数学模型，通过计算机的迭代计算来得到最后的结果。以本文模拟的实验为例，通过设定单元类型，材料属性，几何尺寸，网格划分方式
27、以及与温度场、应力场有关的几个关键参数,来构建激光增材制造的模型，再通过载荷的加载与移动来实现温度场应力场分布的求解。另外在构建模型的同时，还需要一些假设条件来使问题简化。这里在构建激光增材制造过程模型时，所需要的假设如下：(1)金属粉末与基板材料各项同性，并且忽略温度对材料密度的影响。(2)熔覆件的初始温度和室温一致，为20。(3)熔覆层表面空气的对流系数一致，不随温度的改变而改变。(4)不考虑基板与金属粉末的汽化作用。(5)不考虑在加工过程中基板的变形。(6)忽略熔池的流动对温度场、应力场分布的影响。(7)金属粉末材料与基板的屈服准则符合VonMiSeS准则。2.3.2 结构单元的选择为了
28、尽可能得使仿真结果准确，还要根据计算量的大小，模型大小，以及满足计算温度场和应力场的需要，就要选择合适的单元类型。本文所用的有限元模型单元是八节点的三维实体单元solid70和Solid45。其中SoIid70用于温度场热分析，在应力场分析的时候，结构单元转化为SOIid45。由于ANSYS中在同一表面不能加载两种边界条件，而在激光增材制造的过程中即存在热源热源也存在金属零件表面与空气的对流换热，所以本文用SUrfl52表面效应单元上加载对流换热，在Solid70上加载热源。233材料热物性参数本文所采用的金属粉末和基板材料都是316L不锈钢,由于材料的一些物理参数例如比热，传热系数与温度不成
29、线性关系，所以有必要确定在不同温度下材料的物理参数的值。查阅相关文献326】,运用外推法和插值法，可以获得在模拟的温度范围内的材料的热物性参数与力学参数，如表2-1所示：表27316L不锈钢的热物性参数Temp(V)C(J(kgV)Kxx(W(mV)Dens(Kgmi)E(Pa)小1)pry%(Pa)E(Pa)2047712.682.21ell15.3e-060.30.297e92.21el020051516.381.96ell15.3e-060.30.221e91.96el040055019.881.86ell15.3e-060.30.202e91.86el060058222.6870061
30、123.981.55ell15.3e-060.30.099e91.55el080064025.5890066926.48100067527.580.50ell15.3e-060.30.089e90.50el0120073929.780.35ell15.3e-060.30.059e90.35el0143076031.78234几何模型的建立与网格划分本文所用的ANSYS有限元模型，如图2.1所示,主要包括熔覆层和基板两部分，其中熔覆层的尺寸是(对应实验1参数：激光功率600v,扫描速度5nms,光斑直径1.5m机所采用的熔覆层尺寸)，基板的尺寸是50三50三8三o在有限元中分析中，网格划分的合适
31、与否与计算效率和计算结果精度有着很大的关系。网格划分越细，计算结果精度越高，但是计算花费的时间也就越多。由于LENS成形金属零件的过程是一个急冷急热的加工过程，会产生很大的温度梯度，所以为了满足温度场和应力场的计算精度，在熔覆层及其附近的基板采用较小的网格划分，在离熔覆层较远的区域采用较大的网格划分。采用映射网格划分结果如图21(a)所示。图2.1(b)的最小的网格为O.27a三xO.3如xO.17z117(a)整体图(b)局部放大图图2.1激光增材制造有限元模型及网格划分235激光热源模型本文采用热源是经典热源模型高斯热源模型，如图2.2所示。高斯热源模型的热流函数如27下式所示：(2-17
32、)Q=即占-3了)其中：。为光斑内任意点的热流密度，P为激光功率，为光斑半径，R为任点到激光中心的距离，为激光利用率。同时热源模型在产生高功率激光的同时，也会在空间内沿着纵向移动，所以也要定义热源模型与时间空间的变化关系。假设热源中心点的坐标是(私次)，则%,y。随时间的变化关系是：(2-18)Xo=Oyo=Vt其中：U是激光扫描速度，是扫描时间。计算熔覆层中任意一点到激光中心的距离是：(2-19)/？=(x-x0)2+(y-y0)2(2-20)所以熔覆层任意一点的热流密度可以表示为：Hflux=QRrHflux=0|/?r图2.2高斯激光热源模型2.4 采用ANSYS的关键技术2.4.1 生
33、死单元法为了模拟基于同轴送粉的激光增材制造的过程，在数值模拟过程中采用了ANSYS的“生死单元法虫8。首先将熔覆层上的所有单元“杀死”，随着激光热源的移动，被激光照射到的单元会被激活，来模拟实现金属粉末的添加过程。只有单元被激活才会进行温度场和应力场的求解。在ANSYS中“杀死”单元并不是指删除单元，而是将单元的刚度矩阵乘以一个很小的因子，默认值为1.0E-6,从而不对载荷向量生效。同样被“杀死”的单元的质量，比热等一系列热物性参数与力学参数都为零，不会对温度场应力场的求解产生影响。当激光热源模型移动到“杀死”的单元上面时，这些“杀死”的单元才会被重新激活，它的刚度，质量和单元载荷才恢复到初始
34、值，以此来模拟金属粉末的添加并且在高功率激光的作用下，在基板上形成熔池的过程。根据激光移动路径，逐步的激活单元，来实现激光增材制造的整个过程。由于在ANSYS中处理实体单元只有零和全实体这两种状态，因此生死单元法适用于基于同轴送粉的激光增材制造过程中。2.4.2 移动激光热源的加载本文主要采用下面的方法来实现：利用ANSYS的APDL控制语言提取所要加载激光热源表面的节点编号，定义所要加载的载荷值，利用循环语句实现在节点加载载荷。具体方法是：沿LENS成形单道熔覆层方向将熔覆层长度(Length)分为N段，将各段的后点作为激光热源加载的中心来加载高斯热源。设成形单道熔覆层的速度为V,光斑直径为
35、d所以成形时间f=(Length)v,然后将空间的连续运动转化到离散的时间域中，即将，分为N份，且在每一份中施加相同的载荷，这一操作可以利用ANSYS中time命令来实现。热源载荷的移动需要do-enddo命令来完成。在求解时，先确定每个载荷的位置和大小。当加载下一个激光热源时，必须消除之前加载的激光热流密度，而且上次计算结果作为本次加载计算的初始值。如此循环可以实现激光热源模型的移动。第3章LENS熔覆层温度场及应力场计算分析3.1 正交实验法的介绍与设计研究三因素三水平的实验，如果按照全面实验的要求，将所有工艺参数排列组合,需要进行27次实验，整个实验过程会变得耗时费力，所以就要借助正交实
36、验法优势,在不影响结果准确性的前提下，尽可能减少试验次数。正交实验法是研究多因素多水平的一种实验设计方法，具有高效率、快速、经济的特点。正交实验会根据正交表来安排，文本研究所采用的正交表是L,)(pO其中L正交表的代表符号，9代表要进行的试验次数。两个3分别代表因素的个数和因素的水平数。正交实验表具有以下两种性质：6每一列中，不同数字出现的次数相等，例如本实验中的三水平正交表中，任何一列都有力”,“2”,“3”，且在任何一列出现的次数相等；。任意两列中数字的排列方式齐全而且均衡。例如在三水平实验中，任何两列(同一横行内)有序对共有9种，(1,1)、(1,2)、(1,3)、(2,1)、(2,2)
37、、(2,3)、(3,1)、(3,2)、(3,3),且每对出现数也均相等。以上两点充分的体现了正交表的两大优越性，即“均匀分散性，整齐可比”。通俗的说，每个因素的每个水平与另一个因素各水平各碰一次，这就是正交性。如前文所述，本文主要探究激光功率，扫描速度与光斑直径对熔覆道中温度场和残余应力场的综合影响,并不是只关注单一的因素对温度场和应力场的影响。本文选择激光功率，扫描速度和光斑直径这三个要素的三个水平值来探究其对熔覆层残余应力的影响。根据查阅的相关资料以及预先做激光增材制造实验所积累的的经验，本文所选的激光功率的三个水平值分别是600叫800卬,和100Ow-所选择的扫描速度的三个水平值分别是
38、5mms,10nuns和5mms所选择的光斑直径分别为1.5Wn,2mm和2.5如。根据之前所述的正交实验表的性质，设计出本文所用的正交实验表如表3.1所示：表3.1仿真实验正交实验表实验号激光功率（W）扫描速度（卯y）光斑直径（小160051.52600102.53600152480052.558001026800151.5710005281000101.591000152.53.2 温度场模拟计算将以上表格所示的实验参数写入APDL控制语言中，通过ANSYS来模拟整个激光增材制造的过程。成形金属零件过程所需要的时间会因为激光功率，扫描速度等参数的不同而略有不同，但是包括零件冷却时间在内的整
39、个实验时间是相同的，都是100O秒。以实验1为代表，任取=6.05s时的瞬态温度场分布如图3.1所示：(a)(b)图3.1仁6.05S时的瞬态温度场（a）整体图（b）局部放大图(b)(a)图3.26.05s时温度场剖面示意图(a)沿X-Z平面剖切(b)沿Y-Z平面从图3.1(b)可以看出，在激光增材制造时的激光熔池呈一个拖着长尾的“彗星”状，与静止时激光光斑形状有很大的差别。同时熔池前端的温度梯度较大，而后端的温度梯度较小，这也是加工过程中的温度场的一个显著特点。同时移动的激光热源在截面上产生的温度分布呈“勺”型状，如图3.2(a)、(b)所示。不同参数下的温度场分布情况类似。同样以实验1为例
40、，研究在熔覆层中间位置处的点A(y=15w,z=0.17三h)处做X-Z截面，并规定沿着O,A,B,C,D,E,F方向为路径1,f,e,d,O,a,b,c方向为路径2。提取A点在整个加工过程中的温度值，制得A点温度随时间变化关系图如图3.4所示。由图3.4可以看出当=3.22s时，激光光源图3.3(a)所示的截面，此时A点温度迅速升高至温度最大值2385a经过0.1IS时候，激光热源离开该位置，但是由于激光热源的辐射，该位置的温度仍然有1992。之后随着热源的远离，该位置的温度迅速下降，最终冷却至室温。温度的迅速变化也就体现出了激光增材制造快冷快热的特点。图3.4A点温度变化规律时间为3.22
41、s时，激光热源来到图3.3(a)所示的X-Z截面上。图3.5所示为路径1与路径2上的温度梯度变化规律。此时可以看出在路径1与路径2上，z方向上温度梯度都是最大的，所以可以得到在激光增材制造中激光热源产生的热量在z方向传递最快，沿着x,y方向热量传递较慢。而且由图33(a),3.3(b)可以看到温度梯度最大的位置在OA段，所以这里的残余应力值会较大，有产生裂纹的倾向。而在熔覆层顶部的温度梯度和底部相比要小很多，开裂倾向较低。由图3.3(b)可以看出温度梯度在X方向上近似呈对称分布，温度梯度的最大值同样也出现在熔覆层中部的位置。三三一UH:(b)(a)完成温度场的模拟仿真之后，在得到的温度场的基础
42、上进行间接热力耦合的应力场仿真计算。进行残余应力分析时，在基板两侧施加线约束以模拟激光熔覆及冷却过程中夹板的固定。对增材制造零件使用性能产生影响的是其冷却后的残余应力，下面以实验1为例，对冷却100Os后的零件残余应力进行分析。图3.6为零件等效残余应力VonMises分布云图。图3.6等效残余应力VonMises分布图从图3.6可以看出，等效残余应力即VOnMiSeS应力主要集中在熔覆层基材的两端，所以整个应力云图呈现“哑铃状”，其中上图所示熔覆层上的等效应力最大值为239Mo本实验主要探究的是在不同激光工艺参数下，熔覆层上残余应力的分布以,所以本文主要研究的是等效应力的大小与分布。提取路径
43、1,路径2上各点的残余应力值制成图3.7。该图显示了不同路径下的残余应力变化规律。从图3.7(a)可以看出在路径1上，整体上等效应力的变化幅度不是很剧烈，但是在熔覆层表面位置的等效残余应力值是最大的。所以熔覆层表层的残余应力值可以认为是整个熔覆层上最大的残余应力值。从图3.7(b)可以看出在X方向上呈对称分布，最大残余应力的位置也出现在熔覆层的中间位置(即x=0处)。这与图3.5(b)的温度梯度分布结果相一致。根据图3.7显示结果可以认为熔覆层最大应力位置出现在x=0,Z=Imm处，即该位置出现裂纹缺陷的可能性较大。(a)路径1(b)路径2图3.7vonMises的应力分布曲线(a)路径1(b
44、)路径23.4 正交实验结果的分析与讨论(e)ANsg(f)(h)图3.8九组仿真实验云图结果第一组(a)第二组(b)第三组(C)第四组(d)第五组第六组(f)第七组(g)第八组(h)第九组(i)利用ANSYS后处理命令，将云图显示最大残余应力区域中的点提取出来，得到这些点的最大应力值即可得到整个熔覆层最大残余应力，制成表3.2,进行正交实验结果分析。这里采用的是利用极差的方法来直观分析正交实验数据。其中：K（j=123）分别对应的是激光功率（因素1）,扫描速度（因素2）,光斑直径（因素3）在第一水平值所在实验中的残余应力值之和。类似的K2j0=123）分别对应的是激光功率（因素1）,扫描速度
45、（因素2）,光斑直径（因素3）在第二水平值所在实验中的残余应力值之和；（j=123）分别对应的是激光功率（因素1）,扫描速度（因素2）,光斑直径（因素3）在第三水平值所在实验中的残余应力值之和。内,侬依这3行的3个数，分别是K,K2,K3这3行中的3个数的平均值。K,K2,K3这三个数字代表着当不考虑其他因素的影响时，激光功率和扫描速度与光斑直径中某个单一因素对熔覆层中残余应力的影响。由于正交实验表的正交性质，可以认为另外两个因素的影响可以相互抵消的。其中表格具体内容如表3.2所示：表3.2仿真实验正交实验结果试验号激光功率加扫描速度mm/s光斑直径三等效残余应力/MPa160051.52392600102.52043600152260480052.524458001022576800151.52537I(MM)522028I(XM)101.523591000152.5257Kl703685727K2754696719K3694770705kl234228242k3231257235极差20297k2251232240(b)扫描速度对残余应力的影响(a)激光功率对残余应力的
