连续/脉冲激光再制造FeCrNiCu合金成形层温度场研究
发布时间：2022-01-06 00:01
采用非接触式红外高温测试仪对连续/脉冲激光成形两种模式下激光再制造FeCrNiCu合金成形层温度场进行分析,获取了熔池及热影响区温度场分布的一般规律,验证了脉冲激光工艺在控制热输入和成形形变以及降低熔池及热影响区温度方面的工艺优越性。结果表明:脉冲激光成形热影响区峰值温度为730.4810.5℃,熔池峰值温度为998.71383.4℃,明显低于相同工艺下连续输出模式;脉冲激光成形层具有更快的升温及降温速率,利于形成细晶组织和获得良好的力学性能;实际成形实验也进一步验证脉冲激光工艺具有更小的热影响区范围。
【文章来源】：材料工程. 2017,45(05)北大核心EICSCD
【文章页数】：6 页
【部分图文】：
图１温度测试点位置及成形顺序示意图Ｆｉｇ．１Ｄｉａｇｒａｍｏｆｐｏｓｉｔｉｏｎｓｏｆｔｈｅｔｅｓｔｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ
第４５卷第５期连续／脉冲激光再制造ＦｅＣｒＮｉＣｕ合金成形层温度场研究图２连续激光热影响区的热循环曲线（ａ）及峰值温度变化（ｂ）Ｆｉｇ．２Ｔｈｅｒｍａｌｃｙｃｌｅｃｕｒｖｅｏｆｈｅａｔ－ａｆｆｅｃｔｅｄｚｏｎｅｕｎｄｅｒＣＷｌａｓｅｒ（ａ）ａｎｄｖａｒｉａｔｉｏｎｆｏｒｐｅａｋｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ（ｂ）为均温，热传导主要沿长度和宽度两个方向进行，实验所采用的ＩＰＧ激光器光束在长宽平面内能量符合高斯分布，如式（１）所示［１４］。ｑ（ｒ）＝２ＡｐπＲ２ｅｘｐ（－２ｒ２Ｒ２）（１）式中：ｑ（ｒ）为距离光斑中心距离为ｒ处能量密度；Ａ为材料对激光的吸收系数；ｐ为激光输出功率；Ｒ为激光光斑半径；ｒ为某点至光斑中心的距离。由式（１）可知，测温点距光斑中心越近，该点温度越高。考虑测温点位置与成形顺序间关系可知，测温点距光斑中心距离为“先减小后增加”，成形过程中测温点对应的热循环曲线呈现“先上升后下降”的趋势。其中，测温点峰值温度“先增大后减斜是因为：测温点在光束能量输入的同时，不断与环境进行热交换并散失热量，在第１～３层成形过程中，测温点距光斑中心较近，激光热输入效率大于传热耗散效率，受热累积效应影响，测温点峰值温度不断升高；成形第４～８层过程中，光斑中心与测温点距离进一步增加，使得测温点热输入效率进一步降低，以致小于与周围环境传导耗散效率，导致峰值温度不断减校分析可知，再制造多层成形过程中应严格控制初始几层的热输入量，在保证单道成形形状的基础上，应采用相对较低的激光功率和较高的成形速率，避免过大的成形热输
心较近，激光热输入效率大于传热耗散效率，受热累积效应影响，测温点峰值温度不断升高；成形第４～８层过程中，光斑中心与测温点距离进一步增加，使得测温点热输入效率进一步降低，以致小于与周围环境传导耗散效率，导致峰值温度不断减校分析可知，再制造多层成形过程中应严格控制初始几层的热输入量，在保证单道成形形状的基础上，应采用相对较低的激光功率和较高的成形速率，避免过大的成形热输入造成基体力学性能的下降和热影响区晶粒尺寸的增大［１４，１５］。２．２不同输出模式成形温度场对比图３为连续和脉冲激光作用下熔池区测温点Ａ的热循环曲线，其中，连续输出模式下的工艺样本３的熔池区峰值温度由１１４１．８℃升至１４００℃，并从成形的第４层开始，熔池温度保持在１３９４．０～１４４９．９℃范围内；而脉冲输出模式下的工艺样本４熔池区峰值温度由１１８２．７℃升至１３８３．４℃，后逐渐降低至９９８．７℃。对比两种模式下熔池测温点热循环曲线可知，前４层成形过程中热作用相近，但后续４层连续模式热作用明显高于脉冲模式，具有更大的热累积效应。脉冲输出模式热累积作用小于连续输出模式，其主要原因在于：脉冲输出模式热累积过程为非连续性的，在１１０ｍｓ时间周期内，光闸开启和关闭的时间分别为１００ｍｓ和１０ｍｓ，由于脉冲模式每周期内有１０ｍｓ时间段不产生热输入，因此相同时间内热输入低于连续输出模式。同时，在光闸关闭的１０ｍｓ时间段内，脉冲输出模式可获得更多的冷却时间，利于成形层散热和形成更大的温度梯度，利于成形层细晶组织形成和力学性能的提升［１６］。图３两种模式下熔池区
【参考文献】：
期刊论文
[1]同轴送粉式激光沉积制造分区扫描路径规划[J]. 王伟,何妍,钦兰云,卞宏友. 应用激光. 2016(04)
[2]TC轴承激光增材制造工艺及组织性能研究[J]. 杨胶溪,胡星,王艳芳. 材料工程. 2016(07)
[3]机器人激光熔覆三偏心蝶阀密封面的工艺路径规划[J]. 姜小霞,曹宇,黄子龙,张健,张耀平. 应用激光. 2016(02)
[4]预热对激光沉积修复TA15钛合金形貌尺寸和组织的影响[J]. 卞宏友,雷洋,李英,杨光,钦兰云,王维. 中国有色金属学报. 2016(02)
[5]后热处理对304不锈钢激光熔覆Ni60/h-BN自润滑耐磨复合涂层组织和摩擦学性能的影响[J]. 陆小龙,刘秀波,余鹏程,陈瑶,石皋莲,吴少华,徐东. 摩擦学学报. 2016(01)
[6]FV520（B）钢叶片模拟件激光再制造成形试验分析[J]. 任维彬,董世运,徐滨士,王玉江,闫世兴,方金祥. 红外与激光工程. 2014(10)
[7]钛合金表面激光熔覆修复技术[J]. 崔爱永,胡芳友,张忠文,卢长亮,易德先,邹刚. 中国表面工程. 2011(02)
[8]Fe314合金激光熔覆工艺优化与表征研究[J]. 闫世兴,董世运,徐滨士,王志坚,张晓东,刘卫红. 红外与激光工程. 2011(02)
[9]激光熔覆工艺参数对金属成形效率和形状的影响[J]. 王志坚,董世运,徐滨士,夏伟. 红外与激光工程. 2010(02)
[10]连续/脉冲CO2激光熔覆高温合金K403[J]. 钟如涛,熊征. 中国激光. 2010(03)
硕士论文
[1]大功率激光熔覆快速成形工艺实验研究[D]. 黄家胜.苏州大学 2006
本文编号：3571302
【文章来源】：材料工程. 2017,45(05)北大核心EICSCD
【文章页数】：6 页
【部分图文】：
图１温度测试点位置及成形顺序示意图Ｆｉｇ．１Ｄｉａｇｒａｍｏｆｐｏｓｉｔｉｏｎｓｏｆｔｈｅｔｅｓｔｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ
第４５卷第５期连续／脉冲激光再制造ＦｅＣｒＮｉＣｕ合金成形层温度场研究图２连续激光热影响区的热循环曲线（ａ）及峰值温度变化（ｂ）Ｆｉｇ．２Ｔｈｅｒｍａｌｃｙｃｌｅｃｕｒｖｅｏｆｈｅａｔ－ａｆｆｅｃｔｅｄｚｏｎｅｕｎｄｅｒＣＷｌａｓｅｒ（ａ）ａｎｄｖａｒｉａｔｉｏｎｆｏｒｐｅａｋｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ（ｂ）为均温，热传导主要沿长度和宽度两个方向进行，实验所采用的ＩＰＧ激光器光束在长宽平面内能量符合高斯分布，如式（１）所示［１４］。ｑ（ｒ）＝２ＡｐπＲ２ｅｘｐ（－２ｒ２Ｒ２）（１）式中：ｑ（ｒ）为距离光斑中心距离为ｒ处能量密度；Ａ为材料对激光的吸收系数；ｐ为激光输出功率；Ｒ为激光光斑半径；ｒ为某点至光斑中心的距离。由式（１）可知，测温点距光斑中心越近，该点温度越高。考虑测温点位置与成形顺序间关系可知，测温点距光斑中心距离为“先减小后增加”，成形过程中测温点对应的热循环曲线呈现“先上升后下降”的趋势。其中，测温点峰值温度“先增大后减斜是因为：测温点在光束能量输入的同时，不断与环境进行热交换并散失热量，在第１～３层成形过程中，测温点距光斑中心较近，激光热输入效率大于传热耗散效率，受热累积效应影响，测温点峰值温度不断升高；成形第４～８层过程中，光斑中心与测温点距离进一步增加，使得测温点热输入效率进一步降低，以致小于与周围环境传导耗散效率，导致峰值温度不断减校分析可知，再制造多层成形过程中应严格控制初始几层的热输入量，在保证单道成形形状的基础上，应采用相对较低的激光功率和较高的成形速率，避免过大的成形热输
心较近，激光热输入效率大于传热耗散效率，受热累积效应影响，测温点峰值温度不断升高；成形第４～８层过程中，光斑中心与测温点距离进一步增加，使得测温点热输入效率进一步降低，以致小于与周围环境传导耗散效率，导致峰值温度不断减校分析可知，再制造多层成形过程中应严格控制初始几层的热输入量，在保证单道成形形状的基础上，应采用相对较低的激光功率和较高的成形速率，避免过大的成形热输入造成基体力学性能的下降和热影响区晶粒尺寸的增大［１４，１５］。２．２不同输出模式成形温度场对比图３为连续和脉冲激光作用下熔池区测温点Ａ的热循环曲线，其中，连续输出模式下的工艺样本３的熔池区峰值温度由１１４１．８℃升至１４００℃，并从成形的第４层开始，熔池温度保持在１３９４．０～１４４９．９℃范围内；而脉冲输出模式下的工艺样本４熔池区峰值温度由１１８２．７℃升至１３８３．４℃，后逐渐降低至９９８．７℃。对比两种模式下熔池测温点热循环曲线可知，前４层成形过程中热作用相近，但后续４层连续模式热作用明显高于脉冲模式，具有更大的热累积效应。脉冲输出模式热累积作用小于连续输出模式，其主要原因在于：脉冲输出模式热累积过程为非连续性的，在１１０ｍｓ时间周期内，光闸开启和关闭的时间分别为１００ｍｓ和１０ｍｓ，由于脉冲模式每周期内有１０ｍｓ时间段不产生热输入，因此相同时间内热输入低于连续输出模式。同时，在光闸关闭的１０ｍｓ时间段内，脉冲输出模式可获得更多的冷却时间，利于成形层散热和形成更大的温度梯度，利于成形层细晶组织形成和力学性能的提升［１６］。图３两种模式下熔池区
【参考文献】：
期刊论文
[1]同轴送粉式激光沉积制造分区扫描路径规划[J]. 王伟,何妍,钦兰云,卞宏友. 应用激光. 2016(04)
[2]TC轴承激光增材制造工艺及组织性能研究[J]. 杨胶溪,胡星,王艳芳. 材料工程. 2016(07)
[3]机器人激光熔覆三偏心蝶阀密封面的工艺路径规划[J]. 姜小霞,曹宇,黄子龙,张健,张耀平. 应用激光. 2016(02)
[4]预热对激光沉积修复TA15钛合金形貌尺寸和组织的影响[J]. 卞宏友,雷洋,李英,杨光,钦兰云,王维. 中国有色金属学报. 2016(02)
[5]后热处理对304不锈钢激光熔覆Ni60/h-BN自润滑耐磨复合涂层组织和摩擦学性能的影响[J]. 陆小龙,刘秀波,余鹏程,陈瑶,石皋莲,吴少华,徐东. 摩擦学学报. 2016(01)
[6]FV520（B）钢叶片模拟件激光再制造成形试验分析[J]. 任维彬,董世运,徐滨士,王玉江,闫世兴,方金祥. 红外与激光工程. 2014(10)
[7]钛合金表面激光熔覆修复技术[J]. 崔爱永,胡芳友,张忠文,卢长亮,易德先,邹刚. 中国表面工程. 2011(02)
[8]Fe314合金激光熔覆工艺优化与表征研究[J]. 闫世兴,董世运,徐滨士,王志坚,张晓东,刘卫红. 红外与激光工程. 2011(02)
[9]激光熔覆工艺参数对金属成形效率和形状的影响[J]. 王志坚,董世运,徐滨士,夏伟. 红外与激光工程. 2010(02)
[10]连续/脉冲CO2激光熔覆高温合金K403[J]. 钟如涛,熊征. 中国激光. 2010(03)
硕士论文
[1]大功率激光熔覆快速成形工艺实验研究[D]. 黄家胜.苏州大学 2006
本文编号：3571302
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