大幅面激光選區熔化成型倉流場特性研究

劉國勇 ，張銅鑫，張文鵬，朱冬梅

（北京科技大學 機械工程學院，北京 100083）

隨著傳統的制造業逐漸向國際化轉型，傳統的制造成型技術會暴露出工序繁多、成本較高以及材料利用率低等問題，已經難以滿足多個行業高精度復雜零件產品的設計和制造要求［1］.增材制造技術有多種分支［2］，其中金屬增材制造技術是增材制造技術中最重要的分支［3］.金屬增材制造技術可以用于生產復雜度高、精度高等高要求的金屬部件，比如在航天領域中很多精度要求高的微小零件［4］.

激光選區熔化（Selective Laster Melting，SLM）技術是金屬增材制造領域里最有前景的主流技術之一［5］.該技術在理論上可以加工出任何形狀的零件，極大地提高了金屬零件的制造效率［6］.目前，激光選區熔化技術愈發成熟，在國內外都得到了廣泛應用.肖建軍等［7］、孫宏睿等［8］通過改進成型倉進氣口的結構來研究煙塵顆粒在成型倉內部的分布規律.蒲志新等［9］建立了小型SLM成型倉，使用Fluent通過離散顆粒模型（Discrete Phase Model，DPM）對煙塵顆粒進行追蹤，通過改變保護氣體吹氣和吸氣結構的位置來分析對成型倉內部煙塵的影響.Ladewig 等［10］研究了激光與粉末作用過程中產生的飛濺物、噴射的粉末、冷凝液等副產品對SLM 工藝的影響.Gunenthiram等［11］通過試驗發現，使用低體積能量密度和大斑點結合的方法，用來確保足夠深的熔池穿透，可以完全抑制飛濺.Bin Anwar等［12-13］對SLM280成型倉內部進行數值模擬仿真.Ly 等［14］總結了粉末顆粒與蒸發驅動的氬氣流的相互作用.

目前，對于SLM 成型倉內部流場的研究，大多涉及小型SLM 成型倉，有關大幅面成型倉流場仿真的報道較少，并且對于保護氣體流場的考慮都只針對成型倉面上方位置，沒有關注保護氣體在成型倉內部整體形成的流場及激光振鏡下方等關鍵位置的流動情況.本文通過建立多種典型的大幅面成型倉結構，利用Fluent 流體力學軟件研究保護氣體在成型倉內部空間的流動規律，通過分析成型臺面上方和激光鏡頭下方保護氣體的流動，說明保護氣體流場的合理性，得到最優的成型倉結構.

1 計算流體動力學仿真模型建立

保護氣體在SLM 成型倉內部的流動有很多影響因素.進氣結構和出氣結構等對于保護氣體的流場均勻性有很大影響，尤其是進氣結構在SLM 成型倉流場設計中占有重要地位.本文擬分析多種1 000 mm×1 000 mm×600 mm 大幅面成型倉結構，成型臺面大小為500 mm×500 mm.根據進氣結構與出氣結構的不同，參考常用成型倉結構，設計4 種成型倉模型.為了對其分類方便，4種成型倉結構均按照保護氣體進氣方式對成型倉結構進行命名，分別是分腔進氣成型倉，優點是成型倉進口處氣流比單獨進口更加均勻進入成型倉；阻尼板進氣成型倉，與分腔進氣成型倉結構相比，在進氣處設置阻尼板，利用阻尼板使進入成型倉內部的氣流流場穩定；上進下出式成型倉，優點是保護氣體在重力的作用下，從上至下將成型倉內部的顆粒吹出；多孔風墻成型倉，不僅增加了進氣面積，并且利用風墻使保護氣體更加均勻地進入成型倉.

1.1 分腔進氣成型倉流場模型建立

分腔進氣成型倉三維模型如圖1 所示，主要包括進氣結構、出氣結構、成型倉頂部的激光振鏡.進氣結構由半徑為3 cm 的進氣口，為了提高保護氣體流動均勻性以及進氣效率，設置5塊進氣擋板形成6個獨立腔體輸運保護氣體，單個腔體尺寸為50 mm×100 mm，達到分腔進氣目的.通過SpaceClaim 中的體積抽取工具獲取分腔進氣成型倉流場模型，如圖2所示.

圖1 分腔進氣成型倉三維模型Fig.1 3D model of multi-cavity inlet forming bin

圖2 分腔進氣成型倉流場模型Fig.2 Flow field model of multi-cavity inlet forming bin

1.2 阻尼板進氣成型倉流場模型建立

圖3 為阻尼板進氣成型倉三維模型，主要包括多孔阻尼進氣結構、出氣結構、成型倉頂部的激光振鏡.

圖3 阻尼板進氣成型倉三維模型Fig.3 3D model of damping plate inlet forming bin

設置3 排半徑為5 mm 的阻尼孔，阻尼槽尺寸為710 mm×60 mm，這種多孔阻尼的形式能夠進一步提高保護氣體的進氣效率，同樣可以提高流動均勻性.出口仍采用分腔出氣的結構，主要包括多孔阻尼進氣結構、出氣結構、成型倉頂的激光振鏡.通過SpaceClaim 中的體積抽取工具獲取阻尼板進氣成型倉流場模型，如圖4所示.

圖4 阻尼板進氣成型倉流場模型Fig.4 Flow field model of damping plate inlet forming bin

1.3 上進下出式成型倉流場模型建立

圖5 為上進下出式成型倉三維模型，主要包括進氣結構、出氣結構、成型倉頂部的多激光振鏡.進氣口設計在成型倉上方，通過優化設計后采用的是橢圓形進氣口，出氣結構在成型倉底端兩側，多激光鏡頭加工時，此種結構適合于多激光加工形成一個上方進氣，下兩側出氣的保護氣體流場.其中出氣結構和分腔進氣成型倉進氣結構相同，進氣結構為橢圓形進氣口.通過SpaceClaim 中的體積抽取工具獲取上進下出式成型倉流場模型，如圖6所示.

圖5 上進下出式成型倉三維模型Fig.5 3D model of top-in and bottom-out forming bin

圖6 上進下出式成型倉流場模型Fig.6 Flow field model of top-in and bottom-out forming bin

1.4 多孔風墻成型倉流場模型建立

圖7 為多孔風墻成型倉三維模型，這種模型的結構彌補了阻尼板進氣成型倉不能在保護氣體進入時覆蓋成型倉底面的缺點，并且在進氣口采用了更優良的分腔進氣結構，矩形進氣口可以保護氣體在進入擋板之前有更充分的流動，可以穩定地流入分腔結構中.風墻尺寸為1 000 mm×600 mm，孔的半徑為10 mm，孔按照一排14 個，一排13 個交替布置，共布置15排.

圖7 多孔風墻成型倉三維模型Fig.7 3D model of porous wind wall forming bin

保護氣體通過多孔風墻結構，讓成型倉內部形成大面積的前置氣流，有利于提高排煙效率.這種成型倉結構主要包括上部的進氣結構、多孔風墻結構、出氣結構以及成型倉頂部的激光振鏡部分.通過SpaceClaim 中的體積抽取工具獲取多孔風墻成型倉流場模型，如圖8所示.

圖8 多孔風墻成型倉流場模型Fig.8 Flow field model of porous wind wall forming bin

1.5 網格劃分與無關性驗證

對建立的4 種成型倉流場模型劃分網格，均采用先Mesh 劃分再使用多面體優化網格的方式.由于采用的劃分方法一致，下面僅展示分腔進氣成型倉流場模型的網格，其他成型倉流場網格不再贅述.分腔進氣成型倉流場網格模型如圖9所示.

圖9 分腔進氣成型倉流場網格模型Fig.9 Grid model of multi-cavity inlet forming bin

流場數值模擬精度受網格的數量和質量的影響，而網格數量和質量又受到計算機資源配置的限制，因此，需要進行網格獨立性驗證.采用Fluent 流體仿真軟件對成型倉進行穩態計算，根據網格數量與出口流量的關系來驗證網格無關性.結果如表1所示.

表1 網格無關性驗證Tab.1 Grid independence validation

由表1 可知，當網格數量大于146 萬時，成型倉出口流量的誤差值在1.0%以內，且隨著網格數量增多誤差越來越小，基本可以認為網格數量達到146萬后，仿真結果與網格數量無關.在保證精度的前提下，為了節省資源，故選取方案d 作為后續仿真模擬的網格數量.4種結構網格無關性驗證如表2所示.

表2 4種結構網格無關性驗證Tab.2 Grid independence validation of four structures

1.6 邊界條件及求解器設置

采用Fluent 軟件對多種成型倉結構進行全流場仿真，邊界條件的設置在整個流場模擬中有重要影響，能夠直接影響模擬結果.成型倉純流場仿真的邊界條件主要包括保護氣體入口，保護氣體流動出口和壁面邊界.各邊界條件如下：保護氣體采用氬氣（Ar），密度為1.622 8 kg/m3，全局設置重力9.81 m/s2，黏性系數為2.1×10-5Pa·s，方向為Z方向向下，進氣口采用速度入口（Velocity Inlet），出氣位置處采用壓力出口（Pressure Outlet）.成型倉最適宜速度根據文獻［9］得到.由于本文分析的4 種結構從進氣口到進入成型倉的距離并不相同，為了使4 種結構的流場具有可比性，經過試驗仿真，各個成型倉結構采用的進氣速度分別為：分腔進氣成型倉3 m/s、阻尼板進氣成型倉1 m/s、上進下出式成型倉1 m/s、多孔風墻成型倉3 m/s.利用公式（1）計算雷諾數Re來判斷成型倉的流動狀態.

式中：ρ、v、μ、d分別為流體的密度、流速、黏度系數和特征尺寸.分腔進氣成型倉、阻尼板進氣成型倉、上進下出式成型倉和多孔風墻成型倉的特征尺寸分別為50 mm、110 mm、75 mm、114 mm，利用公式（1），得到4 種成型倉結構的雷諾數分別為11 591、25 640、17 387、26 428，均大于雷諾數臨界值4 000［15］，所以4種結構均采用湍流模型計算.

2 計算結果與分析

2.1 分腔進氣成型倉保護氣體流動特性分析

分腔進氣結構在保護氣體進入空間的基礎上，能保證一定的氣流穩定性.通過穩態仿真模擬，當迭代收斂時，得到分腔進氣成型倉中間截面流場速度矢量圖如圖10 所示.保護氣體從右側底部分腔進氣口射入，首先向前形成一股射流，流速及流向比較穩定.由于成型倉壁面的限制，有一部分保護氣流沿著壁面向上運動，到成型倉左側隅角處向右側折返，流速減慢后保護氣流擴散，形成回流.由于倉體壁面的限制，有一小部分保護氣體在進入倉體時，向成型倉頂部運動，最終與經過壁面折返的保護氣流匯聚形成小部分漩渦.

圖10 分腔進氣成型倉中間截面流場速度矢量圖Fig.10 Velocity vector diagram of the middle section of multi-cavity inlet forming bin

SLM 加工過程中，煙塵一般產生在成型臺面上方10～30 mm 處.分腔進氣成型倉成型臺面上方20 mm 處截面氣體速度矢量圖如圖11 所示.從圖11可以看出，此保護氣流從進氣口進入后，一部分氣流可以到達出氣口，形成以入口主流為軸線，左右兩側有小型湍流的流動現象.由于進氣口氣流的不均勻性，會有部分氣流在進入成型倉時向周圍擴散，最終會在壁面隅角處形成小型漩渦.由此可以看出，進氣裝置對保護氣體形成的流場有重要影響.

圖11 分腔進氣成型倉成型臺面上方20 mm處截面氣體速度矢量圖Fig.11 Velocity vector diagram of 20 mm section above forming table of multi-cavity inlet forming bin

圖12為分腔進氣成型倉成型臺面上方20 mm處氣體平均流速曲線.從圖12 中可以看出，在成型臺面上方，最低流速為145 mm/s，最高流速為250 mm/s，流速在145～250 mm/s 內，整個平面內氣流均勻性有待提高.其原因在于，分腔式進氣結構仍然會引起部分氣流在進入成型倉體前導致氣流的不均勻，與圖11得到的結論一致.

圖12 分腔進氣成型倉成型臺面上方20 mm處氣體的平均流速曲線Fig.12 Average velocity curve of 20 mm above forming table of multi-cavity inlet forming bin

圖13為分腔進氣成型倉激光鏡頭下方20 mm處氣體平均流速曲線.從圖13 中可以看出，在激光鏡頭下方，最低流速為11 mm/s，最高流速達到24 mm/s，整體流速在11～24 mm/s 內.保護氣流需要在激光鏡頭下方流動，目的是不讓煙塵顆粒滯留在鏡頭下方，導致激光在達到成型臺面前受到衰減，所以在鏡頭下方只需要小流速的保護氣體，因此，本結構在該位置處的流速是合理的.

圖13 分腔進氣成型倉激光鏡頭下方20 mm處氣體的平均流速曲線Fig.13 Average velocity curve of 20 mm under the laser lens of multi-cavity inlet forming bin

2.2 阻尼板進氣成型倉保護氣體流動特性分析

通過穩態仿真模擬，當迭代收斂并且進、出口流量達到穩定狀態時，阻尼板進氣成型倉中間截面的氣體流速矢量圖如圖14 所示.由圖14 可知，保護氣體從成型倉底端阻尼板進氣后，沿著成型倉壁面向前射流，隨著流速逐漸衰減，大部分保護氣體從成型倉出氣位置處排出.剩余部分的保護氣流沿著成型倉壁面向上運動，到成型倉左側隅角處向右側折返，由于內部空間較大，流速減慢后保護氣流擴散，形成回流.阻尼板結構增加了氣流穩定性，在保護氣體從進氣口進氣后小范圍擴散，相比分腔進氣結構，成型倉上部隅角處的渦流消失.可以看出這種進氣結構對于保護氣體形成的流場有重要影響.

圖14 阻尼板進氣成型倉中間截面的氣體流速矢量圖Fig.14 Velocity vector diagram of the middle section of damping plate inlet

阻尼板進氣成型倉成型臺面上方20 mm 處截面氣體速度矢量圖如圖15 所示.保護氣流從阻尼板進氣口進入成型倉后，可以向前形成均勻的流場，隨著氣流衰減，可以看出，成型倉中心氣體流速較快，形成了以入口主流為軸線，左右兩側有小型湍流的流動現象.由于阻尼板邊緣氣體流速較低，在成型倉末端隅角處形成了兩個小型渦流，可以看出，進氣結構對于保護氣體形成的流場有重要影響.在成型臺面上方流場中，進入成型倉前保護氣體流速較大，流速為750～1 000 mm/s，經過分流進入倉內后，風速逐漸降低，在成型臺中心面上方最大流速為810 mm/s，最小流速為710 mm/s.整個成型倉臺面上方流速為715～810 mm/s.從出口流出的保護氣體流速在500～750 mm/s 內，形成回流的氣體流速為250～500 mm/s，渦流處的保護氣體流速較小，容易滯留小部分煙塵.

圖15 阻尼板進氣成型倉成型臺面上方20 mm處截面的氣體速度矢量圖Fig.15 Velocity vector diagram of 20 mm section above forming table of damping plate inlet forming bin

圖16為阻尼板進氣成型倉成型臺面上方20 mm處氣體平均流速曲線.從圖16 中可以看出，在成型臺面上方，最低流速為728 mm/s，最高流速為791 mm/s，流速在728～791 mm/s 內，可以看出整個平面內氣流均勻性有明顯提高.成型臺面上方中間部分流速較大，兩側較低，和截面速度矢量圖得到的規律一致.多孔阻尼板進氣口可以獲得比較均勻的保護氣體氣流，但是成型倉兩側仍有部分回流.

圖16 阻尼板進氣成型倉成型臺面上方20 mm處氣體的平均流速曲線Fig.16 Average velocity curve of 20 mm above forming table of damping plate inlet forming bin

圖17為阻尼板進氣成型倉激光鏡頭下方20 mm處氣體的平均流速曲線.由圖17 可知，保護氣體流速最小為225 mm/s，最高為320 mm/s，流速在225～320 mm/s內，激光鏡頭下方的保護氣體流場是由保護氣體沿著成型倉壁面向上流動經過形成的，由于保護氣體流速衰減程度不同，導致鏡頭下方的Y方向的流速略有不同，形成了沿Y方向遞增的趨勢.

圖17 阻尼板進氣成型倉激光鏡頭下方20 mm處氣體的平均流速曲線Fig.17 Average velocity curve of 20 mm under the laser lens of damping plate inlet forming bin

2.3 上進下出式成型倉保護氣體流動特性分析

上進下出式成型倉結構的特點是它可以減少由于大幅面成型倉內部空間過大而導致的保護氣體衰減的影響，保護氣體從頂部中間位置向兩邊擴散，在一定程度上減少了保護氣體流出至出氣口的行程.這種結構能形成大面積的保護氣體流場，覆蓋整個成型臺面，減少煙塵對材料加工的影響.通過穩態仿真模擬，當迭代收斂并且進出口流量達到穩定狀態時，獲得上進下出式成型倉中間截面的保護氣體流速矢量圖如圖18所示.

圖18 上進下出式成型倉中間截面的氣體流速矢量圖Fig.18 Velocity vector diagram of the middle section of top-in and bottom-out forming bin

由圖18 可知，保護氣體從成型倉頂端進氣口進入成型倉后，保護氣體會向成型倉底端流動，形成向下的保護氣體射流，隨著速度逐漸衰減，到達成型倉底面后，會沿著成型倉底面平鋪擴散，然后從成型倉底面兩側的出氣口處流出.由于成型倉壁面的限制，導致保護氣體不會全部流出，部分保護氣體會沿著成型倉側壁向上流動，到達成型倉頂端隅角后，向出氣口方向流動，最終同進氣口保護氣體匯聚，形成循環氣流.但是由于保護氣體流速的衰減，部分沿成型倉側壁流動的保護氣體無法流向成型倉頂端出氣口，最終在成型倉兩側形成渦流.

上進下出式成型倉成型臺面上方20 mm 處截面的氣體流速矢量圖如圖19 所示.由圖19 可知，保護氣流從成型倉頂端橢圓形進氣口進入成型倉并向下射流后，成型臺面中間位置處的速度最大，由于成型壁面的限制，保護氣流向四周擴散，部分氣流從兩側出氣結構中排出，還有部分氣流流至成型倉4 個隅角處，形成小型渦流，此渦流容易造成煙塵的滯留，不利于煙塵排出.在成型臺面上方流場中，形成從成型臺面中心向四周擴散的保護氣體流場，流速從中心向四周衰減，在成型臺中心面上方最大流速為325 mm/s，整個成型倉臺面上方流速在150～325 mm/s內.從出口流出的保護氣體流速在20～200 mm/s 內，形成回流的氣體流速在20～80 mm/s 內.此渦流容易滯留小部分煙塵.

圖19 上進下出式成型倉成型臺面上方20 mm處截面的氣體流速矢量圖Fig.19 Velocity vector diagram of 20 mm section above forming table of top-in and bottom-out forming bin

圖20為上進下出式成型倉成型臺面上方20 mm處氣體的平均流速曲線.由圖20 可知，在成型臺面上方，最低流速為160 mm/s，最高流速為280 mm/s，流速在160～280 mm/s 內，成型臺面上方形成了中心流速高，兩邊流速低，由中心向四周擴散的趨勢.此類型成型倉結構可以保證整個成型臺面上方均有保護氣流的覆蓋，減小煙塵對加工影響，但是由于兩側存在回流，仍無法高效地將煙塵排出成型倉.

圖20 上進下出式成型倉成型臺面上方20 mm處氣體的平均流速曲線Fig.20 Average velocity curve of 20 mm above forming table of top-in and bottom-out forming bin

圖21為上進下出式成型倉激光鏡頭下方20 mm處氣體的平均流速曲線.由圖21 可知，在該位置處流速最大為160 mm/s，最小為56 mm/s，整體流速在56～160 mm/s內，保證了激光鏡頭下方有保護氣流流動，減少煙塵對該位置的影響；但是從圖21 中看出，受到空間中湍流的影響，當保護氣體到達激光鏡頭下方位置時，整體的流速均勻性一般，造成該位置處氣流不穩定.

圖21 上進下出式成型倉激光鏡頭下方20 mm處氣體的平均流速曲線Fig.21 Average velocity curve of 20 mm under the laser lens of top-in and bottom-out forming bin

2.4 多孔風墻成型倉保護氣體流動特性分析

多孔風墻成型倉可以形成大面積保護氣體前置氣流，有助于煙塵的流動排出，并且內部可以形成從進口到出口的循環氣流，將沒有及時排出的煙塵在多次流動后排出成型倉.進氣口結構大小為200 mm×80 mm，通過穩態仿真模擬，當迭代收斂時，得到多孔風墻流場流速矢量圖，為更加方便地看出中間截面流場速度變化過程，調整圖例的上限至1 000 mm/s，如圖22所示.

圖22 多孔風墻成型倉中間截面流場速度矢量圖Fig.22 Velocity vector diagram of the middle section of porous wind wall forming bin

由圖22 可知，保護氣體從進氣結構中進入成型倉，流速沿著結構由上到下逐漸衰減，慣性氣流向成型倉底端流動，并流入多孔風墻進入成型倉體.從多孔風墻進入成型倉的保護氣體沿著成型倉壁向出氣口流動.由于倉體壁面的限制，部分保護氣體沿著成型倉壁向成型倉頂端流動，經過激光鏡頭向出氣結構流動，最終與從多孔風墻上端孔流出的保護氣體匯聚，并向成型倉下端流動，沒有形成渦流并且形成循環氣流.

由此可以看出，在成型臺面上方有均勻的保護氣體流動，能形成均勻的保護氣體流場.并且在激光鏡頭下方，也有低流速的氣流均勻流過，整個平面沒有形成小型渦流，可以看出多孔風墻結構較好.

圖23為多孔風墻成型倉成型臺面上方20 mm處截面的氣體流速矢量圖.由圖23可知，保護氣流從多孔風墻進入后，整個平面可以獲得沿著成型倉壁向前的前置氣流，形成流速較均勻的保護氣體流場，并且平面內沒有形成小型渦流，保護氣流能夠良好地攜帶加工煙塵，有良好排出效果，不會導致煙塵的滯留.在整個成型倉流場中，進入成型倉前保護氣體流速較大，流速在180～450 mm/s內.經過多孔風墻進入倉內后，整個平面向前形成前置氣流，保護氣體向前流動并且風速逐漸降低，在成型臺面上方流速為200～340 mm/s.出口位置的保護氣體流速為80～225 mm/s.

圖23 多孔風墻成型倉成型臺面上方20 mm處截面的氣體流速矢量圖Fig.23 Velocity vector diagram of 20 mm section above forming table of porous wind wall forming bin

圖24為多孔風墻成型倉成型臺面上方20 mm處氣體的平均流速曲線.由圖24可知，在成型臺面上方，最低平均流速為284 mm/s，最高流速為308 mm/s，流速在284～308 mm/s 內，可以看出整個平面內氣流均勻性有明顯提高.多孔風墻結構可以獲得比較均勻的保護氣體氣流.

圖24 多孔風墻成型倉成型臺面上方20 mm處氣體的平均流速曲線Fig.24 Average velocity curve of 20 mm above forming table of porous wind wall forming bin

圖25為多孔風墻成型倉激光鏡頭下方20 mm處氣體的平均流速曲線.由圖25 可知，最低的平均流速為142 mm/s，最高流速為175 mm/s，整體保護氣體流速在142～175 mm/s 內.可以看出在激光鏡頭下方位置整體氣流的均勻性較其他幾種結構有明顯提高，保護氣體更利于形成穩定均勻的氣體流場.

圖25 多孔風墻成型倉激光鏡頭下方20 mm處氣體的平均流速曲線Fig.25 Average velocity curve of 20 mm under the laser lens of porous wind wall forming bin

3 多種成型倉結構對比分析

為了對比各個成型倉結構形成的保護氣體流場均勻性，參考《電除塵器》（GB/T GB/T 40514―2021），流場的均勻性可以通過分析區域流過的流量差異性，所以本文選擇對成型臺面上方區域進行線性切分，通過流速波動比的方式來表征均勻性分析.

利用Fluent 中流體的標準差統計功能，結合所分析成型臺面上方斷面流速，得到斷面流速波動比如式（2）所示.根據式（2）得到的波動比越接近1，說明該斷面處氣流速度越均勻；波動比大于1，說明該位置處流速大于平均流速；小于1則反之.

式中：vi為成型臺面上方進氣口至出氣口方向保護氣體速度，i=1，2，3，…，n；為平面的平均速度；λi為對應位置處的波動比；共分割n塊平面區域.

基于以上對分腔進氣成型倉、阻尼板進氣成型倉、上進下出式成型倉以及多孔風墻成型倉4 種結構保護氣體流場的分析，根據公式（2）可以得到成型臺面上方保護氣體波動比曲線，如圖26所示.由圖26可知，分腔進氣成型倉的波動比為0.70～1.15，并且形成多次波動，這是由于保護氣體進氣的不均勻性導致波動較大.阻尼板進氣成型倉波動比為0.95～1.02，可以在成型臺面上方形成穩定的保護氣體流場，氣流均勻性較好.上進下出式成型倉的波動比為0.75～1.25，該成型倉結構從頂部中間位置進氣，在300～500 mm內速度最大，兩側速度較小，所以會形成中間高，兩側低的波動曲線.多孔風墻成型倉波動比為0.97～1.01，波動范圍很小，可以在成型臺面上方形成穩定的保護氣體流場，從而利于煙塵向出口流動.

圖26 成型臺面上方保護氣體波動比曲線Fig.26 The fluctuation ratio curves of the shielding gas above the forming table

激光鏡頭下方保護氣體波動比曲線如圖27 所示.由圖27 可知，分腔進氣成型倉波動比為0.60～1.25，波動范圍較大，這是由于在進口處進氣的不均勻導致氣流沿著壁面向上流動至激光鏡頭下方處時，形成了不穩定的保護氣體流場.阻尼板進氣成型倉波動比為0.81～1.42，相比成型臺面上方位置波動范圍擴大，原由是阻尼板進氣結構的寬度可以覆蓋成型臺面的寬度，但是針對大幅面成型倉，成型倉兩側空間不能在進氣時被保護氣體覆蓋，而是由保護氣體的擴散形成兩側流場，所以當保護氣體沿著成型倉壁面向上流動至激光下方時，會形成不穩定的保護氣體流場，造成波動范圍擴大.上進下出式成型倉的波動比為0.50～1.50，進氣由頂部中間位置垂直進氣，并且激光振鏡在頂部中間位置，所以會形成方向相反的氣流在鏡頭下方位置匯聚.多孔風墻成型倉波動比為0.95～1.10，多孔風墻結構可以保證氣流覆蓋整個成型倉底部，向上可以形成循環氣流，在激光鏡頭下方可以形成相對穩定的保護氣體流場.

圖27 激光鏡頭下方保護氣體波動比曲線Fig.27 The fluctuation ratio curves of the shielding gas under the laser lens

在SLM 加工過程中，成型臺面上方位置處需要保證有平穩的保護氣流攜帶走加工產生的煙塵，激光鏡頭下方需要有保護氣流攜帶走擴散的煙塵，防止煙塵黏附在鏡頭下方，對激光造成衰減而影響加工質量，綜合以上對兩個位置處的保護氣流波動分析，多孔風墻成型倉結構更有利于形成穩定可靠的保護氣體流場.基于對純流場特性的仿真分析，可以確定多孔風墻成型倉是4種結構中最合理的結構.

4 結論

通過對多種成型倉流場區域進行定常仿真模擬分析，研究保護氣體在不同成型倉內部的流動規律，主要結論如下：

1）分腔進氣成型倉、阻尼板進氣成型倉、上進下出式成型倉中的保護氣體最終均會在成型倉中形成渦流，導致煙塵顆粒無法順利排出.多孔風墻成型倉保護氣體從進氣結構中進入成型倉結構，保護氣體沿著結構由上到下流動，流速逐漸衰減流至成型倉底端，并流入多孔風墻進入成型倉體.從多孔風墻進入成型倉的保護氣體沿著成型倉壁向出氣口流動.由于倉體壁面的限制，部分保護氣體沿著成型倉壁向成型倉頂端流動，經過激光鏡頭向出氣結構流動，最終與從多孔風墻上端孔流出的保護氣體匯聚，并繼續向成型倉下端流動至出口，沒有形成渦流并且形成循環氣流.

2）通過對多種成型倉結構保護氣體波動對比分析，在成型臺面上方位置阻尼板進氣成型倉波動比為0.95～1.02，多孔風墻成型倉波動比為0.97～1.01，兩種結構波動較小.在激光鏡頭下方位置多孔風墻成型倉波動比為0.95～1.10，相比其他3 種結構波動范圍最小.綜合對比考慮，多孔風墻成型倉是4 種成型倉結構中最合理結構.