【摘要】針對3D打印420不銹鋼模具零件發(fā)生的開裂現(xiàn)象， 通過建立激光選區(qū)熔化 （SLM）3D打印過程的熱-結(jié)構(gòu)耦合有限元模型， 模擬了打印過程的溫度場和應(yīng)力場， 對打印開裂進行了分析。結(jié)果表明， 隨打印層數(shù)增加和熱量在零件內(nèi)積累， 激光掃描區(qū)域的溫度峰值增加， 熔池尺寸變大， 冷卻收縮產(chǎn)生的應(yīng)力增加。層厚方向的熱應(yīng)力隨著打印層數(shù)的增加而增大， 應(yīng)力超過材料強度極限時， 裂紋萌生， 并在循環(huán)應(yīng)力作用下擴展。降低激光功率和提高基板預(yù)熱溫度使熱應(yīng)力明顯減小， 有助于抑制打印零件的開裂。

關(guān)鍵詞：3D打?。患す膺x區(qū)熔化；開裂；溫度場；應(yīng)力場；不銹鋼

1 引言

隨著產(chǎn)品更新?lián)Q代速度的加快， 對模具制造的響應(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)的機械加工方式適用于軸類、 套類與板類等外形結(jié)構(gòu)簡單的零件制造， 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， 在復(fù)雜結(jié)構(gòu)零部件制造方面具有顯著優(yōu)勢。

在采用SLM工藝打印模具零件過程中， 對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， 往往會導(dǎo)致打印零件開裂， 造成零件報廢。為此， 國內(nèi)外學(xué)者對SLM過程中的開裂問題進行了研究。楊益等對 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度時， 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SLM成型TC4鈦合金出現(xiàn)的開裂行為進行了研究 [4] ， 認為通過調(diào)整工藝參數(shù)可改變試樣組織， 并減小殘余應(yīng)力， 從而消除裂紋。張新瑞對2195 鋁鋰合金 SLM 成型產(chǎn)生的裂紋缺陷進行了研究 [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 SLM 成 型CM247LC鎳基合金出現(xiàn)的開裂問題進行了研究 [6~7] ， 前者發(fā)現(xiàn)減小光斑直徑可增加熔深， 較大的熔深對裂紋進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， 劉延輝等對激光3D打印TC4鈦合金工件的根部開裂進行了研究 [8] ， 認為外表面應(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)熱溫度對零件開裂的影響趨勢， 發(fā)現(xiàn)預(yù)熱200℃時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， 對于實際應(yīng)用打印零件的開裂問題研究較少。本研究主要針對生產(chǎn)現(xiàn)場420不銹鋼模具零件3D打印過程中的開裂現(xiàn)象， 通過溫度場與應(yīng)力場的模擬分析， 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， 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， 打印一種420不銹鋼模具零件完成后， 零件出現(xiàn)了嚴重的開裂， 如圖1所示。開裂起始于打印零件的一個棱角處， 裂紋源接近并平行于基板平面， 裂紋沿零件兩側(cè)擴展， 在末端分叉， 分叉不久后裂紋擴展終止， 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） ， 打印時間較長 （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， 造成嚴重的開裂現(xiàn)象。

圖1 開裂模具零件

a — —零件背面 b — —零件左側(cè)面 c — —零件三維模型 d — —零件右側(cè)面 e — —零件前面

3 3D打印過程的溫度場模擬分析

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， 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)、 熱對流和熱輻射的方式向周圍擴散，其中一部分熱量傳導(dǎo)至已成型層與基板， 另一部分通過對流和輻射向空氣中擴散。

圖2 SLM工藝3D打印過程示意圖

3.1 移動熱源

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， 相當(dāng)于一個移動熱源。通過設(shè)定內(nèi)熱源沿掃描路徑以掃描速度移動可對移動熱源進行模擬。激光作用于粉末層表面的同時， 還在粉末顆粒間發(fā)生了多次反射， 導(dǎo)致激光束對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式為 [10] ：

式中 q （x， y， z， t） — —能量密度

P — —激光功率

η — —粉末對激光能量的吸收率， 值為0.7 [11]

x、 y、 z — —激光作用中心位置坐標

v — —掃描速度

r x 、 r y 、 r z — —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， 粉末層與基板均處于室溫狀態(tài)，所以溫度場分析的初始條件為：

式中， T 0 為初始溫度， 本文中根據(jù)實際環(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)境間的熱對流以及熔池和打印層表面對環(huán)境的熱輻射。激光能量輸入已在2.1中說明， 熱對流散失的熱量 （q c ） 與熱輻射散失的熱量 （q r ） 可表示為 [12] ：

式中 T a — —環(huán)境溫度

σ — —波茨坦常量

? — —熱輻射系數(shù)

∝ — —表面對流換熱系數(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)變速率下的屈服強度不同， 本研究采用JmatPro軟件計算了在晶粒尺寸1.5μm下的屈服強度，表1列出了應(yīng)變?yōu)?.1和應(yīng)變速率為100/s時不同溫度的屈服強度。

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， 由于激光束的移動掃描， 導(dǎo)致打印層與零件內(nèi)的溫度隨時間不斷變化， 對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 — —激光與粉末作用時間

k — —材料熱傳導(dǎo)率

Q — —內(nèi)熱源強度

3.5 模擬模型

根據(jù)以上對3D打印中傳熱過程的分析， 針對打印零件的外形結(jié)構(gòu)特征， 采用MSC.Marc中的8節(jié)點六面體單元建立模擬模型進行溫度場和應(yīng)力場分析。模型如圖 3 所示， 共包括 20 層， 每個單元的尺寸為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體的過程， 在每一層激光掃描過程模擬結(jié)束后增加一個冷卻模擬過程， 來模擬實際零件打印過程中較長的冷卻時間與鋪粉時間。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 溫度場模擬結(jié)果分析

（1） 溫度場分布特點

3D打印過程的溫度場模擬部分結(jié)果如圖4所示，圖4a為打印完成第一層時的溫度場分布。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的溫度場分布， 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打印完成不同層時的溫度場分布

a — —第一層打印完成時刻 b — —第八層打印完成時刻

（2） 熱循環(huán)溫度分析。

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

圖5 第一層分析點

圖6a所示為第一層中心至邊緣不同點A、 B、 C的熱循環(huán)溫度曲線， 各點經(jīng)歷了相同的熱循環(huán)過程， 在打印第二層與第三層時， 第一層表面仍會被加熱至熔點（1,478℃） 以上， 隨打印層數(shù)的增加， 熱循環(huán)溫度逐漸降低。不同點的區(qū)別在于掃描第一層時邊緣點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金屬粉末作用時間延長導(dǎo)致的， 并且從第七層開始中心點A處的熱循環(huán)峰值溫度開始高于靠近邊緣的兩點， 這與中心位置散熱困難有關(guān)。進一步對圖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 （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， 不同層中心點的溫度增加， 后續(xù)熱循環(huán)所能達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 不同點的熱循環(huán)曲線

a — —第一層不同點 b — —不同層中心點

4 3D打印過程的應(yīng)力場模擬分析

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， 熔融金屬來不及完全凝固， 使得熔池具有前短后長的形態(tài)特征， 如圖7所示。熔體受熱膨脹（ε th ） 時受到周圍金屬的限制而發(fā)生塑性壓縮變形（ε pl ） ， 冷卻收縮 （ε th ） 時熔池及熱影響區(qū)受到約束而產(chǎn)生拉應(yīng)力 （σ tens ） ， 而遠離熔池區(qū)域則產(chǎn)生壓應(yīng)力（σ comp ） ， 如圖8所示 [14] 。對比圖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)

a — —打印第二層時 b — —打印第八層時

圖8 溫度梯度引起的熱應(yīng)力

3D打印過程中， 基板固定在工作臺上， 相當(dāng)于基板受到固定約束。以溫度場分析得到的各節(jié)點溫度分布作為依據(jù)進行應(yīng)力場分析計算， 應(yīng)力場計算過程中材料應(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則。

4.1 應(yīng)力場分布特點

圖9所示為打印完成不同層時層厚方向 （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， 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 打印完成不同層時的Z方向正應(yīng)力分布

a — —第一層打印完成時刻 b — —第八層打印完成時刻

4.2 應(yīng)力循環(huán)分析

為進一步了解打印過程中各主應(yīng)力的演變規(guī)律，采用圖5中的分析點對應(yīng)力循環(huán)過程進行分析。圖10所示為第一層A、 B、 C點應(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)力均隨時間不斷波動變化。這是由于激光掃描過程中， 打印層受熱對周圍金屬產(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)力波動變化的幅度也減小。

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)會使材料進一步塑性變形， 冷卻收縮時應(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了這一點。

圖10 第一層沿X方向不同位置應(yīng)力循環(huán)曲線

a — —等效米塞斯應(yīng)力 b — —X方向正應(yīng)力

c — —Y方向正應(yīng)力 d — —Z方向正應(yīng)力

對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， 為進一步分析不同位置開裂程度不同的原因， 對邊緣位置 （圖5中D、 C、 E點）的Z方向正應(yīng)力應(yīng)力循環(huán)進行分析。如圖11所示， 不同點的應(yīng)力變化趨勢一致， 均為隨打印層數(shù)增加， 應(yīng)力在波動變化中先逐漸增大后趨于穩(wěn)定。但不同點的應(yīng)力值與波動幅度不同， 這是由于不同位置熱循環(huán)過程不同， D點上方打印層數(shù)較少， 熱循環(huán)次數(shù)較少，而E點上方打印層數(shù)較多， 熱循環(huán)次數(shù)較多， 所以E點應(yīng)力波動幅度較大， 較大體積的材料收縮也導(dǎo)致應(yīng)力更大， 較大的應(yīng)力值與波動幅度導(dǎo)致裂紋易從此處產(chǎn)生與擴展。而C點處于中間位置， 冷卻收縮程度較弱， 故應(yīng)力值與波動幅度均較小。

圖11 邊緣位置不同點應(yīng)力循環(huán)曲線

4.3 打印零件冷卻至室溫時的應(yīng)力分布

圖12所示為冷卻至室溫時的應(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度 （1,596MPa） ， 應(yīng)力較大的區(qū)域為打印零件與基板連接的位置， 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)力相對較小， 在打印零件與基板連接處和臺階位置存在應(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， 而基板對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。

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度極限時， 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， 隨著打印過程的進行， 在裂紋尖端應(yīng)力逐漸積累， 當(dāng)應(yīng)力達到一定值時， 裂紋在應(yīng)力的作用下進一步擴展。

圖12 打印零件冷卻至室溫時的應(yīng)力云圖

a — —等效米塞斯應(yīng)力 b — —X方向正應(yīng)力

c — —Y方向正應(yīng)力 d — —Z方向正應(yīng)力

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] ， 因此對打印工藝參數(shù)進行調(diào)整， 將激光功率從 300W 降低為 250W， 并采用200℃基板預(yù)熱進行打印模擬， 以對比工藝參數(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 （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14對比了打印完成時刻打印零件沿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、 整體的冷卻時間延長， 有利于減小溫度梯度、 釋放打印過程中產(chǎn)生的應(yīng)力。

圖13 打印工藝參數(shù)調(diào)整前后的熱循環(huán)曲線

圖14 打印完成時刻打印零件中心沿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 （圖5中E點） Z方向正應(yīng)力循環(huán)曲線對比。如圖15所示， 調(diào)整工藝參數(shù)前后Z方向正應(yīng)力隨時間變化的趨勢一致， 均為隨著打印層數(shù)的增加， 應(yīng)力在循環(huán)波動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應(yīng)力增加的量減少， 應(yīng)力波動幅度減小。

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

圖16所示為調(diào)整工藝參數(shù)后冷卻至室溫時的等效米塞斯應(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)后冷卻至室溫時的應(yīng)力云圖

a — —等效米塞斯應(yīng)力 b — —Z方向正應(yīng)力

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)力值和波動幅度， 此外冷卻至室溫時的應(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

a — —零件前面 b — —零件側(cè)面

6 結(jié)論

針對420不銹鋼模具零件打印開裂問題， 進行了打印過程的溫度場和應(yīng)力場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度極限時， 零件出現(xiàn)初始裂紋， 隨著打印過程的進行， 在裂紋尖端應(yīng)力逐漸積累， 當(dāng)應(yīng)力達到一定值時， 裂紋在應(yīng)力的作用下進一步擴展。

（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， 驗證了降低功率與基板預(yù)熱對抑制打印模具零件打印開裂的有效性。