劉 煜，王敏杰，戚文軍，劉建業(yè)，牛留輝，張佳琪，史振偉，王金海

（1.大連理工大學(xué)模塑制品教育部工程研究中心，遼寧大連 116024；2.廣東漢邦激光科技有限公司，廣東中山 528427）

1 引言

隨著產(chǎn)品更新?lián)Q代速度的加快，對(duì)模具制造的響應(yīng)速度也提出了更高的要求。模具結(jié)構(gòu)復(fù)雜、零件眾多，按模具零件的外形結(jié)構(gòu)特征與加工工藝，可將模具零件分為軸類、套類、板類、型腔類等4大類。傳統(tǒng)的機(jī)械加工方式適用于軸類、套類與板類等外形結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單的零件制造，而在復(fù)雜型腔類零件制造中存在制造工序多、生產(chǎn)周期長(zhǎng)等問題。激光選區(qū)熔化（SLM）是近年來發(fā)展迅速的金屬增材制造工藝之一[1～2]，其基于分層制造、層層疊加原理，通過激光逐層選擇性的熔化金屬粉末制造零件，成型零件具有致密度高、尺寸精度高、力學(xué)性能好等優(yōu)點(diǎn)，在復(fù)雜結(jié)構(gòu)零部件制造方面具有顯著優(yōu)勢(shì)。

在采用SLM工藝打印模具零件過程中，對(duì)于三維方向尺寸相近且較大的零件，由于打印過程高溫引起的熱應(yīng)力不均，往往會(huì)導(dǎo)致打印零件開裂，造成零件報(bào)廢。為此，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)SLM過程中的開裂問題進(jìn)行了研究。楊益等對(duì)SLM成型鈦鋁合金的研究表明[3]，殘余應(yīng)力高于材料的抗拉強(qiáng)度時(shí)，裂紋在缺陷處萌生，脆性相的存在易導(dǎo)致裂紋的產(chǎn)生與擴(kuò)展，通過基板預(yù)熱可有效減小試樣的殘余應(yīng)力，從而減少裂紋的產(chǎn)生。張升等對(duì)SLM成型TC4鈦合金出現(xiàn)的開裂行為進(jìn)行了研究[4]，認(rèn)為通過調(diào)整工藝參數(shù)可改變?cè)嚇咏M織，并減小殘余應(yīng)力，從而消除裂紋。張新瑞對(duì)2195鋁鋰合金SLM成型產(chǎn)生的裂紋缺陷進(jìn)行了研究[5]，發(fā)現(xiàn)較大的凝固區(qū)間與殘余應(yīng)力共同導(dǎo)致了裂紋的產(chǎn)生。Marcel等與Luke等均對(duì)SLM成型CM247LC鎳基合金出現(xiàn)的開裂問題進(jìn)行了研究[6～7]，前者發(fā)現(xiàn)減小光斑直徑可增加熔深，較大的熔深對(duì)裂紋進(jìn)行重熔減少了裂紋數(shù)量，后者發(fā)現(xiàn)熱等靜壓處理可有效去除試樣內(nèi)的微裂紋。隨著SLM工藝應(yīng)用的不斷深入，打印零件的開裂逐漸受到學(xué)者的關(guān)注，劉延輝等對(duì)激光3D打印TC4鈦合金工件的根部開裂進(jìn)行了研究[8]，認(rèn)為外表面應(yīng)力較大和微觀缺陷是導(dǎo)致工件開裂的主要原因。Karolien等在SLM成型M2高速鋼時(shí)也出現(xiàn)了明顯的宏觀開裂[9]，并研究了不同基板預(yù)熱溫度對(duì)零件開裂的影響趨勢(shì)，發(fā)現(xiàn)預(yù)熱200℃時(shí)可打印出完全無裂紋的零件。以上研究表明，應(yīng)力較大是導(dǎo)致成型零件開裂的直接原因，通過調(diào)整打印工藝參數(shù)與基板預(yù)熱溫度可減少裂紋的產(chǎn)生。

上述研究多為小尺寸試樣的微裂紋研究，對(duì)于實(shí)際應(yīng)用打印零件的開裂問題研究較少。本研究主要針對(duì)生產(chǎn)現(xiàn)場(chǎng)420不銹鋼模具零件3D打印過程中的開裂現(xiàn)象，通過溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)的模擬分析，探討開裂原因及其影響因素，根據(jù)分析結(jié)果調(diào)整打印工藝參數(shù)，避免模具零件在3D打印過程中的開裂。

2 3D打印模具零件的開裂現(xiàn)象

在生產(chǎn)現(xiàn)場(chǎng)，采用廣東漢邦激光科技有限公司生產(chǎn)的HBD-280金屬3D打印機(jī)，打印一種420不銹鋼模具零件完成后，零件出現(xiàn)了嚴(yán)重的開裂，如圖1所示。開裂起始于打印零件的一個(gè)棱角處，裂紋源接近并平行于基板平面，裂紋沿零件兩側(cè)擴(kuò)展，在末端分叉，分叉不久后裂紋擴(kuò)展終止，在零件背面存在微裂紋。打印零件在三維方向尺寸相近且較大（84.5×62.2×50.7mm），打印時(shí)間較長(zhǎng)（16.1h），而且420不銹鋼材料導(dǎo)熱性較差（17W/（m·K）），導(dǎo)致激光掃描過程中熱影響區(qū)體積增加，熱量在打印零件內(nèi)積累多，零件溫度分布不均勻且溫差大，打印零件冷卻收縮產(chǎn)生的應(yīng)力較大，造成嚴(yán)重的開裂現(xiàn)象。

圖1 開裂模具零件

3 3D打印過程的溫度場(chǎng)模擬分析

如圖2所示，在采用SLM工藝3D打印過程中，金屬粉末通過吸收激光束的能量熔化形成熔池，隨著激光束的掃描移動(dòng)，熔融金屬逐漸冷卻凝固形成熔道，同一層多條熔道順序搭接形成打印層，打印層金屬逐層疊加堆積后形成三維零件。金屬粉末吸收的激光能量轉(zhuǎn)化為熱能后，通過熱傳導(dǎo)、熱對(duì)流和熱輻射的方式向周圍擴(kuò)散，其中一部分熱量傳導(dǎo)至已成型層與基板，另一部分通過對(duì)流和輻射向空氣中擴(kuò)散。

圖2 SLM工藝3D打印過程示意圖

3.1 移動(dòng)熱源

在3D打印過程中，激光光斑按照一定路徑在粉末層表面移動(dòng)，相當(dāng)于一個(gè)移動(dòng)熱源。通過設(shè)定內(nèi)熱源沿掃描路徑以掃描速度移動(dòng)可對(duì)移動(dòng)熱源進(jìn)行模擬。激光作用于粉末層表面的同時(shí)，還在粉末顆粒間發(fā)生了多次反射，導(dǎo)致激光束對(duì)金屬粉末具有一定的穿透深度，高斯體熱源模型不僅考慮了激光在平面內(nèi)呈高斯分布，而且將激光對(duì)金屬粉末的穿透作用通過深度方向的能量密度分布來體現(xiàn)，高斯體積熱源輸入表達(dá)式為[10]：

式中q（x，y，z，t）——能量密度

P——激光功率

η——粉末對(duì)激光能量的吸收率，值為0.7[11]

x、y、z——激光作用中心位置坐標(biāo)

v——掃描速度

rx、ry、rz——激光作用位置半徑

3.2 初始條件與邊界條件

3D打印開始時(shí)，粉末層與基板均處于室溫狀態(tài)，所以溫度場(chǎng)分析的初始條件為：

式中，T0為初始溫度，本文中根據(jù)實(shí)際環(huán)境溫度設(shè)定為25℃。

邊界條件是指求解域邊緣與周圍環(huán)境間的能量交換，3D打印過程中的熱邊界條件包括粉末層受到激光束的能量輸入、模型表面與周圍環(huán)境間的熱對(duì)流以及熔池和打印層表面對(duì)環(huán)境的熱輻射。激光能量輸入已在2.1中說明，熱對(duì)流散失的熱量（qc）與熱輻射散失的熱量（qr）可表示為[12]：

式中Ta——環(huán)境溫度

σ——波茨坦常量

?——熱輻射系數(shù)

∝——表面對(duì)流換熱系數(shù)

3D打印過程中，金屬粉末發(fā)生了由固相-液相-固相的轉(zhuǎn)變過程，這一過程中的相變潛熱對(duì)模擬結(jié)果具有重要影響，通過定義金屬材料熱焓隨溫度的變化可將相變潛熱的影響考慮在內(nèi)：

式中H——熱焓

ρ——材料密度

c——材料的比熱容

T——溫度

3.3 打印材料特性

打印材料為420不銹鋼，其物性參數(shù)通過JmatPro材料性能模擬軟件獲得[13]，如表1所示。材料在不同溫度、應(yīng)變、應(yīng)變速率下的屈服強(qiáng)度不同，本研究采用JmatPro軟件計(jì)算了在晶粒尺寸1.5μm下的屈服強(qiáng)度，表1列出了應(yīng)變?yōu)?.1和應(yīng)變速率為100/s時(shí)不同溫度的屈服強(qiáng)度。

表1 420不銹鋼物性參數(shù)

3.4 熱傳導(dǎo)方程

3D打印過程中粉末層吸收的激光能量大部分通過熱傳導(dǎo)向周圍已成型層與基板傳輸，由于激光束的移動(dòng)掃描，導(dǎo)致打印層與零件內(nèi)的溫度隨時(shí)間不斷變化，對(duì)這一過程的傳熱分析屬于典型的非線性熱傳導(dǎo)分析，其控制方程為[11]：

式中ρ——材料密度

c——材料比熱容

T——粉末的溫度

t——激光與粉末作用時(shí)間

k——材料熱傳導(dǎo)率

Q——內(nèi)熱源強(qiáng)度

3.5 模擬模型

根據(jù)以上對(duì)3D打印中傳熱過程的分析，針對(duì)打印零件的外形結(jié)構(gòu)特征，采用MSC.Marc中的8節(jié)點(diǎn)六面體單元建立模擬模型進(jìn)行溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)分析。模型如圖3所示，共包括20層，每個(gè)單元的尺寸為0.05×0.05×0.065mm，采用單元逐步激活的方式來模擬激光逐步熔化金屬粉末形成實(shí)體的過程，在每一層激光掃描過程模擬結(jié)束后增加一個(gè)冷卻模擬過程，來模擬實(shí)際零件打印過程中較長(zhǎng)的冷卻時(shí)間與鋪粉時(shí)間。模擬所采用的工藝參數(shù)與零件打印參數(shù)一致，激光功率、掃描速度、掃描間距與層厚分別為300W、700mm/s、0.13mm、50μm。

圖3 模擬模型

3.6 溫度場(chǎng)模擬結(jié)果分析

（1）溫度場(chǎng)分布特點(diǎn)

3D打印過程的溫度場(chǎng)模擬部分結(jié)果如圖4所示，圖4a為打印完成第一層時(shí)的溫度場(chǎng)分布。激光束作用區(qū)域由于具有持續(xù)的熱輸入，以及熱量來不及向周圍金屬傳導(dǎo)，具有很高的溫度。遠(yuǎn)離激光束作用區(qū)域受到熱輸入的影響較小，且熱量已向周圍傳導(dǎo)，溫度較低。這就導(dǎo)致打印層表面溫度分布極不均勻，存在很大的溫度梯度。圖4b為打印完成第八層時(shí)的溫度場(chǎng)分布，激光束作用區(qū)域的最高溫度與最低溫度均有所升高，激光束熱影響區(qū)也有所擴(kuò)大。這是由于隨著打印層數(shù)的增加，熱量不斷在零件與基板內(nèi)部積累，導(dǎo)致已成型層與基板的溫度均有所升高。

圖4 3D打印完成不同層時(shí)的溫度場(chǎng)分布

（2）熱循環(huán)溫度分析。

為了對(duì)比打印過程中不同位置的熱循環(huán)過程差異，對(duì)第一層不同點(diǎn)與不同層中心點(diǎn)的熱循環(huán)曲線進(jìn)行分析，第一層分析點(diǎn)如圖5所示。

圖5 第一層分析點(diǎn)

圖6a所示為第一層中心至邊緣不同點(diǎn)A、B、C的熱循環(huán)溫度曲線，各點(diǎn)經(jīng)歷了相同的熱循環(huán)過程，在打印第二層與第三層時(shí)，第一層表面仍會(huì)被加熱至熔點(diǎn)（1,478℃）以上，隨打印層數(shù)的增加，熱循環(huán)溫度逐漸降低。不同點(diǎn)的區(qū)別在于掃描第一層時(shí)邊緣點(diǎn)C處的溫度最高，這是由于在激光轉(zhuǎn)向相鄰熔道過程中對(duì)金屬粉末作用時(shí)間延長(zhǎng)導(dǎo)致的，并且從第七層開始中心點(diǎn)A處的熱循環(huán)峰值溫度開始高于靠近邊緣的兩點(diǎn)，這與中心位置散熱困難有關(guān)。進(jìn)一步對(duì)圖6a中熱循環(huán)曲線的最低溫度觀察發(fā)現(xiàn)，隨打印層數(shù)增加，打印層冷卻的最低溫度先逐漸升高，然后趨于穩(wěn)定，這也證明了打印過程中的熱積累導(dǎo)致已成型層的溫度逐漸升高。

圖6b所示為不同層中心點(diǎn)（A）熱循環(huán)溫度曲線，圖6中的數(shù)字分別代表層數(shù)。由圖可知，隨著打印層數(shù)的增加，不同層中心點(diǎn)的溫度增加，后續(xù)熱循環(huán)所能達(dá)到的溫度也隨之升高，這與打印過程中的熱積累效應(yīng)有關(guān)，隨著打印層數(shù)的增加，基板與已成型層的溫度逐漸升高，對(duì)于后續(xù)層的打印具有一定的預(yù)熱作用，使激光掃描區(qū)域溫度升高、熱影響范圍增大。

圖6 不同點(diǎn)的熱循環(huán)曲線

4 3D打印過程的應(yīng)力場(chǎng)模擬分析

金屬粉末吸收激光能量熔化形成熔池，隨著光斑的迅速移動(dòng)，熔融金屬來不及完全凝固，使得熔池具有前短后長(zhǎng)的形態(tài)特征，如圖7所示。熔體受熱膨脹（εth）時(shí)受到周圍金屬的限制而發(fā)生塑性壓縮變形（εpl），冷卻收縮（εth）時(shí)熔池及熱影響區(qū)受到約束而產(chǎn)生拉應(yīng)力（σtens），而遠(yuǎn)離熔池區(qū)域則產(chǎn)生壓應(yīng)力（σcomp），如圖8所示[14]。對(duì)比圖7a與圖7b可知，打印過程中的熱積累效應(yīng)導(dǎo)致激光掃描區(qū)域溫度升高、熔池尺寸增加、熱影響范圍增大，這將導(dǎo)致冷卻收縮產(chǎn)生的應(yīng)力增加[15]。

圖7 模擬熔池形態(tài)

圖8 溫度梯度引起的熱應(yīng)力

3D打印過程中，基板固定在工作臺(tái)上，相當(dāng)于基板受到固定約束。以溫度場(chǎng)分析得到的各節(jié)點(diǎn)溫度分布作為依據(jù)進(jìn)行應(yīng)力場(chǎng)分析計(jì)算，應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算過程中材料應(yīng)力應(yīng)變行為遵循熱彈塑性理論，塑性變形過程中材料遵循米塞斯屈服準(zhǔn)則。

4.1 應(yīng)力場(chǎng)分布特點(diǎn)

圖9所示為打印完成不同層時(shí)層厚方向（Z方向）正應(yīng)力分布情況，圖9中單位為Pa。由圖9a可知，打印完成第一層時(shí)，Z方向正應(yīng)力整體較小，拉應(yīng)力最大值出現(xiàn)在邊角位置。對(duì)比圖9a與圖9b可知，隨打印層數(shù)增加，Z方向正應(yīng)力最大值增加，并且應(yīng)力較大區(qū)域也由打印層與基板連接處轉(zhuǎn)移至打印零件的棱角處。這是由于隨打印層數(shù)的增加，熱積累效應(yīng)逐漸體現(xiàn)，熔池的尺寸以及熱影響區(qū)體積均有所增加，冷卻收縮過程中產(chǎn)生的應(yīng)力也隨之增大。而棱角處受到整個(gè)零件冷卻收縮產(chǎn)生的拉應(yīng)力，所以此處的應(yīng)力最大。

圖9 打印完成不同層時(shí)的Z方向正應(yīng)力分布

4.2 應(yīng)力循環(huán)分析

為進(jìn)一步了解打印過程中各主應(yīng)力的演變規(guī)律，采用圖5中的分析點(diǎn)對(duì)應(yīng)力循環(huán)過程進(jìn)行分析。圖10所示為第一層A、B、C點(diǎn)應(yīng)力循環(huán)曲線。由圖10可知，打印過程中等效米塞斯應(yīng)力與各主應(yīng)力均隨時(shí)間不斷波動(dòng)變化。這是由于激光掃描過程中，打印層受熱對(duì)周圍金屬產(chǎn)生擠壓作用，使冷卻收縮產(chǎn)生的拉應(yīng)力迅速減小甚至轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，冷卻收縮時(shí)拉應(yīng)力又逐漸增加。隨打印層數(shù)增加，熱循環(huán)效應(yīng)減弱，應(yīng)力波動(dòng)變化的幅度也減小。

圖10 第一層沿X方向不同位置應(yīng)力循環(huán)曲線

如圖10a所示，前六層打印過程中靠近中心位置（A、B）的等效米塞斯應(yīng)力大于邊緣位置（C），而從第七層開始，中心位置的等效米塞斯應(yīng)力逐漸減小，然后趨于穩(wěn)定，而邊緣位置的等效米塞斯應(yīng)力逐漸增加，最終邊緣位置的等效米塞斯應(yīng)力大于中心位置。X方向正應(yīng)力循環(huán)曲線如圖10b所示，中心位置（A、B）的應(yīng)力先增大后減小，這與打印過程中的熱循環(huán)溫度有關(guān)，較高溫度的熱循環(huán)會(huì)使材料進(jìn)一步塑性變形，冷卻收縮時(shí)應(yīng)力增大，較低溫度的熱循環(huán)能夠釋放部分應(yīng)力，使應(yīng)力減小。而邊緣位置（C）的應(yīng)力值與變化幅度均較小，這是由于打印過程中邊緣受到的約束作用較小，應(yīng)力也較小。打印過程中的應(yīng)力除受熔池與熱影響區(qū)的凝固收縮影響外，已成型層的冷卻收縮也對(duì)其具有重要影響。如圖10c所示,中心位置（A、B）的Y方向正應(yīng)力變化趨勢(shì)與X方向正應(yīng)力相似，邊緣位置（C）的應(yīng)力先減小后增大，這是由于打印層數(shù)增加，已成型層冷卻收縮產(chǎn)生的應(yīng)力增大。圖10d為Z方向正應(yīng)力循環(huán)曲線，由圖10d可知，隨打印層數(shù)增加，Z方向正應(yīng)力不斷增加，中心位置（A、B）為壓應(yīng)力，邊緣位置（C）為拉應(yīng)力。這是由于Z方向正應(yīng)力受已成型層整體收縮的影響，隨打印層數(shù)的增加，已成型層體積增大，冷卻收縮產(chǎn)生的應(yīng)力也隨之增加。

以上分析表明，隨打印層數(shù)的增加，X方向正應(yīng)力總體減小，Y方向正應(yīng)力值與總體變化幅度均較小，Z方向正應(yīng)力不斷增加，且邊緣位置的拉應(yīng)力最大，所以零件打印過程中Z方向正應(yīng)力對(duì)零件的開裂具有重要影響，開裂零件裂紋源平行于基板平面也證實(shí)了這一點(diǎn)。

對(duì)開裂零件的分析表明，除零件前面的宏觀裂紋外，零件后面也存在微裂紋，為進(jìn)一步分析不同位置開裂程度不同的原因，對(duì)邊緣位置（圖5中D、C、E點(diǎn)）的Z方向正應(yīng)力應(yīng)力循環(huán)進(jìn)行分析。如圖11所示，不同點(diǎn)的應(yīng)力變化趨勢(shì)一致，均為隨打印層數(shù)增加，應(yīng)力在波動(dòng)變化中先逐漸增大后趨于穩(wěn)定。但不同點(diǎn)的應(yīng)力值與波動(dòng)幅度不同，這是由于不同位置熱循環(huán)過程不同，D點(diǎn)上方打印層數(shù)較少，熱循環(huán)次數(shù)較少，而E點(diǎn)上方打印層數(shù)較多，熱循環(huán)次數(shù)較多，所以E點(diǎn)應(yīng)力波動(dòng)幅度較大，較大體積的材料收縮也導(dǎo)致應(yīng)力更大，較大的應(yīng)力值與波動(dòng)幅度導(dǎo)致裂紋易從此處產(chǎn)生與擴(kuò)展。而C點(diǎn)處于中間位置，冷卻收縮程度較弱，故應(yīng)力值與波動(dòng)幅度均較小。

圖11 邊緣位置不同點(diǎn)應(yīng)力循環(huán)曲線

4.3 打印零件冷卻至室溫時(shí)的應(yīng)力分布

圖12所示為冷卻至室溫時(shí)的應(yīng)力分布云圖。如圖12a所示，等效米塞斯應(yīng)力最大值為1,436MPa，接近3D打印420不銹鋼材料的抗拉強(qiáng)度（1,596MPa），應(yīng)力較大的區(qū)域?yàn)榇蛴×慵c基板連接的位置，在棱角處應(yīng)力最大。如圖12b與12c所示，X方向正應(yīng)力與Y方向正應(yīng)力相對(duì)較小，在打印零件與基板連接處和臺(tái)階位置存在應(yīng)力較大區(qū)域。Z方向正應(yīng)力的分布情況如圖12d所示，在打印零件與基板連接棱角處應(yīng)力較大，應(yīng)力最大值為1,636MPa，大于420不銹鋼的抗拉強(qiáng)度，并且應(yīng)力沿零件高度方向逐漸減小。冷卻過程中，打印零件有向中心收縮的趨勢(shì)，而基板對(duì)打印零件的收縮具有約束作用，使打印零件與基板連接處產(chǎn)生應(yīng)力，棱角處受到的收縮拉伸程度最大，應(yīng)力也最大。尤其是在打印層數(shù)較多、收縮體積較大的一側(cè)，出現(xiàn)應(yīng)力最大值。

圖12 打印零件冷卻至室溫時(shí)的應(yīng)力云圖

零件打印過程中，隨打印層數(shù)的增加，零件體積增大，冷卻收縮在棱角位置產(chǎn)生的應(yīng)力也隨之增大，當(dāng)應(yīng)力最大值超過材料的強(qiáng)度極限時(shí)，零件出現(xiàn)初始裂紋，應(yīng)力部分釋放，并在裂紋尖端部位產(chǎn)生應(yīng)力集中，隨著打印過程的進(jìn)行，在裂紋尖端應(yīng)力逐漸積累，當(dāng)應(yīng)力達(dá)到一定值時(shí)，裂紋在應(yīng)力的作用下進(jìn)一步擴(kuò)展。

5 打印工藝參數(shù)調(diào)整前后的熱循環(huán)和應(yīng)力循環(huán)對(duì)比

相關(guān)研究表明降低激光功率與預(yù)熱基板可以有效減小打印零件的應(yīng)力[15～16]，因此對(duì)打印工藝參數(shù)進(jìn)行調(diào)整，將激光功率從300W降低為250W，并采用200℃基板預(yù)熱進(jìn)行打印模擬，以對(duì)比工藝參數(shù)調(diào)整前后熱循環(huán)和應(yīng)力循環(huán)的變化。

（1）熱循環(huán)。圖13所示為調(diào)整工藝參數(shù)前后第一層中心點(diǎn)（A）的熱循環(huán)曲線。第一層打印過程中調(diào)整參數(shù)前的溫度最大值略高于調(diào)整參數(shù)后，而后續(xù)層打印過程中調(diào)整參數(shù)后的熱循環(huán)峰值溫度更高，并且調(diào)整工藝參數(shù)的打印層冷卻最低溫度更高，打印過程中的熱循環(huán)溫度波動(dòng)更小。這是由于激光功率降低使打印過程中的溫度最大值下降，而基板預(yù)熱使打印零件整體的溫度升高，導(dǎo)致冷卻速度降低，并且使打印層冷卻至一定溫度后不再繼續(xù)冷卻。

圖13 打印工藝參數(shù)調(diào)整前后的熱循環(huán)曲線

圖14對(duì)比了打印完成時(shí)刻打印零件沿Z方向中心的溫度分布。如圖14所示，調(diào)整參數(shù)前沿Z方向的最低、最高溫度分別為203.4℃、1,481.4℃，最大溫度差為1,278℃，而調(diào)整參數(shù)后的最低、最高溫度分別為339.9℃、1,386.4℃，最大溫差為1,046.5℃，較調(diào)整前降低了200℃以上。這表明調(diào)整工藝參數(shù)后，溫度分布更加均勻，每一層打印完成后的冷卻最低溫度升高、整體的冷卻時(shí)間延長(zhǎng)，有利于減小溫度梯度、釋放打印過程中產(chǎn)生的應(yīng)力。

圖14 打印完成時(shí)刻打印零件中心沿Z方向溫度分布

（2）應(yīng)力循環(huán)。圖15所示為調(diào)整工藝參數(shù)前后第一層邊緣點(diǎn)（圖5中E點(diǎn)）Z方向正應(yīng)力循環(huán)曲線對(duì)比。如圖15所示，調(diào)整工藝參數(shù)前后Z方向正應(yīng)力隨時(shí)間變化的趨勢(shì)一致，均為隨著打印層數(shù)的增加，應(yīng)力在循環(huán)波動(dòng)中先逐漸增加然后趨于穩(wěn)定。但調(diào)整工藝參數(shù)后完成每一層打印時(shí)應(yīng)力增加的量減少，應(yīng)力波動(dòng)幅度減小。

圖15 調(diào)整工藝參數(shù)前后的應(yīng)力循環(huán)曲線對(duì)比

圖16 所示為調(diào)整工藝參數(shù)后冷卻至室溫時(shí)的等效米塞斯應(yīng)力與各正應(yīng)力分布云圖。如圖16a所示，調(diào)整工藝參數(shù)后等效米塞斯應(yīng)力最大值由1,436MPa下降至1,115MPa，應(yīng)力較大區(qū)域與調(diào)整工藝參數(shù)前一致，均為打印零件與基板連接的棱角處。如圖16b所示，調(diào)整工藝參數(shù)后Z方向正應(yīng)力最大值由1,636MPa下降至1,388MPa，與圖12d對(duì)比可知，調(diào)整工藝參數(shù)后打印零件棱角處應(yīng)力較大區(qū)域的面積也有所減小。

圖16 調(diào)整工藝參數(shù)后冷卻至室溫時(shí)的應(yīng)力云圖

以上分析表明，降低激光功率與基板預(yù)熱有效減小了打印過程中的最大應(yīng)力值和波動(dòng)幅度，此外冷卻至室溫時(shí)的應(yīng)力最大值也明顯減小，等效米塞斯應(yīng)力與各正應(yīng)力值均減小至材料的拉伸強(qiáng)度以下。采用調(diào)整后的工藝參數(shù)重新打印模具零件，以驗(yàn)證調(diào)整工藝參數(shù)是否能有效抑制零件打印開裂。調(diào)整工藝參數(shù)后打印的模具零件如圖17所示，零件表面無裂紋，表明降低激光功率與提高基板預(yù)熱溫度有效抑制了打印零件的打印開裂。

圖17 調(diào)整工藝參數(shù)后打印的模具零件

6 結(jié)論

針對(duì)420不銹鋼模具零件打印開裂問題，進(jìn)行了打印過程的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)模擬分析和工藝參數(shù)調(diào)整。結(jié)論如下：

（1）3D打印過程中，每一層均經(jīng)歷多次熱循環(huán)過程，隨著打印層數(shù)的增加引起熱量積累，打印零件與基板的溫度均升高，熔池尺寸與熱影響區(qū)增大，導(dǎo)致冷卻收縮時(shí)產(chǎn)生應(yīng)力增加。

（2）由于熱循環(huán)過程的影響，應(yīng)力隨打印過程周期性波動(dòng)變化，已成型層的冷卻收縮使打印零件與基板連接處產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力，棱角處受到的收縮拉伸程度最大，應(yīng)力也最大。打印層數(shù)較多的位置，應(yīng)力波動(dòng)更為劇烈，棱角處的應(yīng)力值也更大。

（3）零件打印過程中，隨著打印層數(shù)增加，冷卻收縮在棱角位置產(chǎn)生的應(yīng)力增大，當(dāng)應(yīng)力最大值超過材料的強(qiáng)度極限時(shí)，零件出現(xiàn)初始裂紋，隨著打印過程的進(jìn)行，在裂紋尖端應(yīng)力逐漸積累，當(dāng)應(yīng)力達(dá)到一定值時(shí)，裂紋在應(yīng)力的作用下進(jìn)一步擴(kuò)展。

（4）降低激光功率（300W→250W）和基板預(yù)熱處理（預(yù)熱至200℃）可有效減小應(yīng)力最大值與波動(dòng)幅度，采用調(diào)整后的工藝參數(shù)可以打印出成型良好的模具零件，驗(yàn)證了降低功率與基板預(yù)熱對(duì)抑制打印模具零件打印開裂的有效性。