电弧熔丝增材制造316L的温度场仿真及对基体的影响

电弧熔丝增材制造316L的温度场仿真及对基体的影响 Temperature Field Simulation and the Effect on the Substrate During Wire Arc Additive Manufacturing of 316L first-author 邸艳艳（1995—），女，博士研究生，主要从事锻造、增材复合制造的工艺结构性能关系模型的研究。E-mail：diyanyan@hust.edu.cn。 邸艳艳（1995—），女，博士研究生，主要从事锻造、增材复合制造的工艺结构性能关系模型的研究。E-mail：diyanyan@hust.edu.cn。 diyanyan@hust.edu.cn 华中科技大学 材料成形与模具技术国家重点实验室，湖北 武汉 430074 华中科技大学 材料成形与模具技术国家重点实验室，湖北 武汉 430074 State Key Laboratory of Materials Processing and Die & Mould Technology, Huazhong University of Science and Technology,Wuhan 430074, China State Key Laboratory of Materials Processing and Die & Mould Technology, Huazhong University of Science and Technology,Wuhan 430074, China 电弧熔丝增材（WAAM）是一种利用电弧将焊丝熔积成型的新型制造方法，基本原理是“分层制造，逐层堆积”。在连续的热循环作用下，WAAM成型件内部易产生较大的残余应力和变形，影响零件的性能。为了研究电弧增材制造过程中温度演变规律及对基体的影响，基于有限元法，采用“生死单元”技术建立了三维瞬态仿真模型，进行了层间停留温度为400 ℃条件下306L不锈钢电弧增材制造过程温度场的模拟；采用热成像仪测量增材过程的温度，将模拟结果与实测结果进行对比研究。结果表明：模拟结果和测试结果有高度的一致性，验证了模型的准确性；在增材制造过程中，会发生热积累现象，高温区域增大；堆积过程中前四层会对基板产生较大的热影响；基体的热影响敏化区的深度大约为基板下6 mm。 In order to investigate the temperature evolution law and the influence on the substrate during the wire arc additive manufacturing process, this paper establishes a three-dimensional transient simulation model based on the finite element method and carries out the simulation of the temperature field in the wire arc additive manufacturing process; the temperature of the additive process is measured by the thermal imager, and the simulation results are compared with the actual measurement results. The results show that: the simulation results and test results match well and verify the accuracy of the model; during the wire arc additive manufacturing process, the heat accumulation phenomenon increases in the high temperature region; the first four layers in the stacking process have a large thermal impact on the substrate; the sensitized depth of the heat affected zone of the substrate is about 6 mm below the substrate. 电弧熔丝增材 温度场 热循环 基体 敏化区 wire arc additive manufacturing temperature field thermal cycle characteristics substrate sensitization zone 前言 1 电弧增材制造技术（wire and arc additivemanufacturing，WAAM）是利用电弧作为热源，采用金属丝作为原料，根据三维实体建立CAD模型实现了近净形状零件的逐层制造工艺 ［ 1 1 - 3 3 1-3 ］ 。相比于激光增材制造和电子束增材制造，电弧增材制造能够成形高性能的大型金属构件，材料利用率高，并且采用成本相对较低的现成焊接设备，在工业制造领域得到了广泛应用 ［ 4 4 - 7 7 4-7 ］ 。但是，电弧熔丝增材是在基体上逐层堆积，是一个快热快冷的过程，会产生极不均匀的温度场，影响增材区及基体组织的演化，导致构件内部产生残余应力、裂纹及变形，影响构件性能。因此，研究增材制造过程中堆积层与基体的热场演变规律很关键。 然而，电弧熔丝增材过程是一个涉及多物理场的耦合的高度非线性过程，实验室很难对其内部物理特性及温度分布进行观察与研究。数值模拟技术则能通过对数学模型计算求解得到温度演变的特征。国内外许多学者在电弧增材制造温度场仿真方面做了大量工作。刘东帅 ［ 8 8 ］ 基于ANSYS研究了不同基板厚度下TIG电弧增材制造ER50-6过程温度场的变化规律，得到了最佳基板厚度，基板散热对前4层焊道的影响较为明显，随着堆焊层数增加，上层熔覆层对已堆焊层的热影响范围增大；Lei ［ 9 9 ］ 等人研究了不同层间停留时间下电弧增材成形薄壁圆柱件的温度演变和内部温度梯度变化规律；Xiong ［ 10 10 ］ 等人通过建立三维瞬态传热模型研究了基板预热对热行为的影响，结果表明基体预热使热循环更加平稳。但是，国内外学者通过仿真手段主要研究增材区温度场的演变，并未考虑增材过程对基体的热影响，而在一些复合制造工艺中增材基体会作为构件的一部分保留下来，例如大型构件核电主管道的管嘴的局部增材，需要考虑增材过程对基体的组织及性能的影响。因此，研究增材过程对基体的影响具有重要的意义。 本文通过有限元仿真和实验相结合的方法，采用“生死单元”技术，建立三维瞬态传热模型，研究层间停留温度一定时，电弧熔丝过程的温度场演变规律及对基体的影响。 实验设备和材料 1 本实验采用冷金属过渡（CMT）电弧熔丝增材制造技术成型316L不锈钢直臂件，其增材系统主要由CMT 4000 Advanced焊机、KUKA六轴机器人和保护气装置组成，实验用焊丝为316L不锈钢，焊丝直径为1.2 mm，其化学成分如 表1 表1 所示。基板为锻造态316L不锈钢基板。增材过程的工艺参数如下：增材速度5 mm/s，送丝速度83 mm/s，电压18.2 V，电流162 A，往返式堆积路径。此外，为保证每层的平均层间停留温度为400 ℃，堆积过程中层间停留时间为53 s、74 s、67 s、73 s、67 s、90 s、87 s、91 s、76 s、103 s、101 s、130 s、130 s、172 s、155 s、140 s、174 s。保护气为 φ （Ar）80%+ φ （CO 2 ）20%，气流量为25 L/min。 C Si Mn P S Ni N Cr Mo Fe 0.02 0.81 1.69 0.015 0.015 12.5 0.013 18.39 2.25 Bal. 增材过程温度场数值仿真有限元模型 1 几何模型的建立 2 根据实验获得的仿真有限元几何模型如 图1 图1 所示，基板尺寸为310 mm×100 mm×15 mm，增材区尺寸为210 mm×7.9 mm×40 mm，共19层，除顶层外每层层高为2 mm。另外，为了提高计算的精确度，增材区及其附近区域采用了细密的网格，如 图2 图2 所示。 材料热物性参数数据库的建立 2 随着热源的移动，增材过程中温度随时间和空间变化，材料的热物理性能也随温度变化，文中316L的热物性参数如 表2 表2 所示 ［ 11 11 ］ 。 温度 T /℃ 密度 ρ /（g·cm -3 ） 比热容 c /［J·（kg·K） -1 ］ 导热系数 λ /［W·（m·K） -1 ］ 10 7.74 450 13.1 100 7.71 500 14 300 7.68 650 23 500 7.58 750 36 800 7.47 850 38 1 200 7.35 780 35 1 500 7.00 920 70 增材过程的传热和边界条件 2 在增材过程中，热源既作用在表面也作用在深度方向上，因此选择体热源较为合适，往往采用双椭球热源来模拟电弧热源 ［ 12 12 - 14 14 12-14 ］ ，双椭球热源如 图3 图3 所示。双椭球热源前半部分热流密度函数为： <math display="block" id="M1"><msub><mrow><mi>q</mi></mrow><mrow><mi>f</mi></mrow></msub><mfenced separators="|"><mrow><mi>x</mi><mo>,</mo><mi>y</mi><mo>,</mo><mi>z</mi></mrow></mfenced><mo>=</mo><mfrac><mrow><mn mathvariant="normal">6</mn><mroot><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn></mrow><mrow/></mroot><msub><mrow><mi>f</mi></mrow><mrow><mi>f</mi></mrow></msub><mi>Q</mi></mrow><mrow><msub><mrow><mi>a</mi></mrow><mrow><mi>f</mi></mrow></msub><mi>b</mi><mi>c</mi><mi mathvariant="normal">π</mi><mroot><mrow><mi mathvariant="normal">π</mi></mrow><mrow/></mroot></mrow></mfrac><mi mathvariant="normal">e</mi><mi mathvariant="normal">x</mi><mi mathvariant="normal">p</mi><mfenced separators="|"><mrow><mo>-</mo><mfrac><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn><msup><mrow><mi>x</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msup></mrow><mrow><msubsup><mrow><mi>a</mi></mrow><mrow><mi>f</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msubsup></mrow></mfrac><mo>-</mo><mfrac><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn><msup><mrow><mi>y</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msup></mrow><mrow><msup><mrow><mi>b</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msup></mrow></mfrac><mo>-</mo><mfrac><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn><msup><mrow><mi>z</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msup></mrow><mrow><msup><mrow><mi>h</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msup></mrow></mfrac></mrow></mfenced></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=27427762&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=27427761&type= 71.28932953 11.26066685 双椭球热源后半部分热流密度函数为： <math display="block" id="M2"><msub><mrow><mi>q</mi></mrow><mrow><mi>r</mi></mrow></msub><mfenced separators="|"><mrow><mi>x</mi><mo>,</mo><mi>y</mi><mo>,</mo><mi>z</mi></mrow></mfenced><mo>=</mo><mfrac><mrow><mn mathvariant="normal">6</mn><mroot><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn></mrow><mrow/></mroot><msub><mrow><mi>f</mi></mrow><mrow><mi>r</mi></mrow></msub><mi>Q</mi></mrow><mrow><msub><mrow><mi>a</mi></mrow><mrow><mi>r</mi></mrow></msub><mi>b</mi><mi>c</mi><mi mathvariant="normal">π</mi><mroot><mrow><mi mathvariant="normal">π</mi></mrow><mrow/></mroot></mrow></mfrac><mi mathvariant="normal">e</mi><mi mathvariant="normal">x</mi><mi mathvariant="normal">p</mi><mfenced separators="|"><mrow><mo>-</mo><mfrac><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn><msup><mrow><mi>x</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msup></mrow><mrow><msubsup><mrow><mi>a</mi></mrow><mrow><mi>r</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msubsup></mrow></mfrac><mo>-</mo><mfrac><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn><msup><mrow><mi>y</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msup></mrow><mrow><msup><mrow><mi>b</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msup></mrow></mfrac><mo>-</mo><mfrac><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn><msup><mrow><mi>z</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msup></mrow><mrow><msup><mrow><mi>h</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msup></mrow></mfrac></mrow></mfenced></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=27427764&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=27427763&type= 71.71266174 11.26066685 式中　 Q 为有效热输入量； a f 为前半球长半轴； a r 为后半球长半轴； b 为短半轴； h 为热源深度； f f 为热输入在热源前部分的能量分布系数； f r 为热输入在热源后部分的能量分布系数。 增材过程的温度场分析属于典型的非线性瞬态热传导问题，建立三维瞬态传热方程为： <math display="block" id="M3"><mi>ρ</mi><mi>c</mi><mfrac><mrow><mo>∂</mo><mi>T</mi></mrow><mrow><mo>∂</mo><mi>t</mi></mrow></mfrac><mo>=</mo><mfrac><mrow><mo>∂</mo></mrow><mrow><mo>∂</mo><mi>x</mi></mrow></mfrac><mfenced separators="|"><mrow><mi>λ</mi><mfrac><mrow><mo>∂</mo><mi>T</mi></mrow><mrow><mo>∂</mo><mi>x</mi></mrow></mfrac></mrow></mfenced><mo>+</mo><mfrac><mrow><mo>∂</mo></mrow><mrow><mo>∂</mo><mi>y</mi></mrow></mfrac><mfenced separators="|"><mrow><mi>λ</mi><mfrac><mrow><mo>∂</mo><mi>T</mi></mrow><mrow><mo>∂</mo><mi>y</mi></mrow></mfrac></mrow></mfenced><mo>+</mo><mfrac><mrow><mo>∂</mo></mrow><mrow><mo>∂</mo><mi>z</mi></mrow></mfrac><mfenced separators="|"><mrow><mi>λ</mi><mfrac><mrow><mo>∂</mo><mi>T</mi></mrow><mrow><mo>∂</mo><mi>z</mi></mrow></mfrac></mrow></mfenced><mo>+</mo><mi>Q</mi></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=27427742&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=27427765&type= 73.15200043 9.22866726 式中　 ρ 为材料密度； c 为材料比热容； T 为温度； λ 为材料导热系数。 仿真过程的边界条件和初始条件为： 第一类边界条件： <math display="block" id="M4"><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mi>s</mi></mrow></msub><mo>=</mo><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mi>s</mi></mrow></msub><mfenced separators="|"><mrow><mi>x</mi><mo>,</mo><mi>y</mi><mo>,</mo><mi>z</mi></mrow></mfenced></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=27427743&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=27427766&type= 20.15066719 4.57200003 第二类边界条件： <math display="block" id="M5"><mi>k</mi><mfrac><mrow><mo>∂</mo><mi>T</mi></mrow><mrow><mo>∂</mo><mi>n</mi></mrow></mfrac><mo>=</mo><msub><mrow><mi>q</mi></mrow><mrow><mi>s</mi></mrow></msub><mfenced separators="|"><mrow><mi>x</mi><mo>,</mo><mi>y</mi><mo>,</mo><mi>z</mi></mrow></mfenced></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=27427768&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=27427767&type= 24.89200020 7.28133297 第三类边界条件： <math display="block" id="M6"><mi>k</mi><mfrac><mrow><mo>∂</mo><mi>T</mi></mrow><mrow><mo>∂</mo><mi>n</mi></mrow></mfrac><mo>=</mo><mi>h</mi><mfenced separators="|"><mrow><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mi>a</mi></mrow></msub><mo>-</mo><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mi>s</mi></mrow></msub></mrow></mfenced></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=27427770&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=27427769&type= 25.99266624 7.28133297 式中　 <math id="M7"><msub><mrow><mi>q</mi></mrow><mrow><mi>s</mi></mrow></msub><mfenced separators="|"><mrow><mi>x</mi><mo>,</mo><mi>y</mi><mo>,</mo><mi>z</mi></mrow></mfenced></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=27427772&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=27427771&type= 13.71599960 4.57200003 为热流密度； h 为对流换热系数； n 是边界表面外法线方向，初始温度为室温20 ℃。 结果与分析 1 温度场热循环曲线验证 2 为了验证模拟温度场结果的准确性，在试验过程中采用红外热成像仪FLIR A320及其配套软件对增材过程进行实时测温，如 图4 图4 所示。增材实验前在距离焊缝中心10 mm处划线，实验结束后把细铁棒竖直放在此处，热成像仪中能记录此处位置并选取该位置的温度曲线，其实际温度和仿真温度如 图5 图5 所示。从图中可以看出，在沉积时，通过红外热成像仪测得的测量点峰值温度为328.719 ℃，仿真结果为364.099 ℃，误差为10.76%，且模拟得到的热循环曲线和实际测量的热循环曲线走势基本一致。分析产生误差的原因是热成像仪本身的测量就存在一定的误差，仿真建模过程基于的各种假设，此次仿真结果误差在可接受范围内，故认为此模型能够较好地反映出增材制造过程中的温度变化。另外，测量点的热循环曲线呈先升高后降低的趋势，在沉积第三层时峰值温度最高。原因是在沉积时保持层间温度一定（此次实验为400 ℃），这样先前沉积层对后堆积层有一个预热作用，产生了热积累效应，随着堆积层的增加温度升高，但是，堆积到一定的高度后，堆积层对基板的热影响就会减小。 增材过程温度场结果 2 图6 图6 为堆积过程中的温度场演变。选取第一层、第四层、第七层、第十层中间位置的温度场进行比较，发现随着堆积层的增加，高温区域扩大。原因是在堆积过程中保持层间温度一定，对后续沉积层产生了预热作用，而后续沉积层对先前沉积层也会有热影响，热量输入强于热量损失，实际热输入量随着堆积层数的增加而增加，产生了热积累效应。 1;2;3;4; 对基板的热影响 2 主管道材料要求具有较高的耐腐蚀性能，而奥氏体不锈钢在焊接时热影响区容易出现敏化现象，降低耐腐蚀性能。因此增材过程中基体的热影响区的敏化很重要。与恒温加热不同，在焊接时热影响区加热到600~1 000 ℃会出现敏化区腐蚀 ［ 15 15 ］ 。为了研究增材过程中基体的热影响区敏化程度，选取了距基板上表面2 mm、4 mm、6 mm的位置，如 图7 图7 所示，其热循环特征如 图8 图8 所示。从结果可以看出，在沉积过程中，沉积第一层时对基板的热作用最明显，随着深度的增加，热作用效果减小，温度降低。随着沉积层数的增加，热作用效果明显降低。对于基板下2 mm处的点，随着沉积层数的增加，峰值温度降低，沉积前四层时峰值温度均高于600 ℃，到第五层时峰值温度为588.196 ℃，可见沉积时前四层对基体的影响最大。另外，基板下6 mm处的点在热循环过程中温度最高为594.739 ℃，不在热影响区敏化温度范围内，由此可以判断热影响敏化区的深度约为基板下6 mm。 结论 1 （1）模拟和测量的热循环曲线吻合良好。堆积时保持层间温度为400 ℃，基板上表面的点的峰值温度随着沉积层数的增加先升高后降低。（2）在增材制造过程中存在热积累效应，随着堆积层数的增加构件的高温区域增大。（3）基板内部的点的峰值温度随着堆积层数的增加而减小，堆积过程中前四层会对基板产生较大的热影响。（4）基体的热影响敏化区的深度大约为基板下6 mm。 参考文献 WANG L ， XUE J ， WANG Q . Correlation between arc mode, microstructure, and mechanical properties during wire arc additive manufacturing of 316L stainless steel [J]. Materials Science and Engineering：A ， 2019 ( 751 )： 183 - 190 . Correlation between arc mode, microstructure, and mechanical properties during wire arc additive manufacturing of 316L stainless steel 韩文涛 ， 林健 ， 雷永平 ， 等 . 不同层间停留时间下电弧增材制造2Cr13薄壁件热力学行为 [J]. 焊接学报 ， 2019 ， 40 ( 12 )： 47 - 52，163 . 不同层间停留时间下电弧增材制造2Cr13薄壁件热力学行为 HAN W T ， LIN J ， LEI Y P ， et al . Thermal-stress analysis of wire-arc additive manufacturing 2Cr13 parts with different interlayer idle time [J]. Transactions of the China Welding Institution ， 2019 ， 40 ( 12 )： 47 - 52，163 . Thermal-stress analysis of wire-arc additive manufacturing 2Cr13 parts with different interlayer idle time 杨罗扬 . 基于CMT的不锈钢电弧增材制造温度场、应力场及成型工艺研究 [D]. 江苏 ： 南京理工大学 ， 2017 . 基于CMT的不锈钢电弧增材制造温度场、应力场及成型工艺研究 YANG L Y . Research on temperature field，stress field and forming process of the stainless steel arc addictive manufacturing based on CMT [D]. Nanjing University of Science & Technology ， 2017 . Research on temperature field，stress field and forming process of the stainless steel arc addictive manufacturing based on CMT WEN D X ， LONG P ， LI J J ， et al . Effects of linear heat input on microstructure and corrosion behavior of an austenitic stainless steel processed by wire arc additive manufacturing [J]. Vacuum ， 2020 ( 173 )： 109131 . Effects of linear heat input on microstructure and corrosion behavior of an austenitic stainless steel processed by wire arc additive manufacturing ZHAO Y ， JIA Y ， CHEN S ， et al . Process planning strategy for wire-arc additive manufacturing：Thermal behavior considerations [J]. Additive Manufacturing ， 2020 ( 32 )： 100935 . Process planning strategy for wire-arc additive manufacturing：Thermal behavior considerations 张天雷 ， 徐刚 ， 沈艳涛 ， 等 . 基于MIG的电弧增材制造不同层间停留时间温度场仿真模拟 [J]. 轻工机械 ， 2020 ， 38 （ 3 ）： 37 - 42 . 基于MIG的电弧增材制造不同层间停留时间温度场仿真模拟 ZHANG T L ， XU G ， SHEN Y T ， et al . Numerical Simulation of Thermal Behavior of Different Interlayer Idle Time for MIG-Based Additive Manufacturing [J]. Light Industry Machinery ， 2020 ， 38 ( 3 )： 37 - 42 . Numerical Simulation of Thermal Behavior of Different Interlayer Idle Time for MIG-Based Additive Manufacturing WANG D ， SONG C ， YANG Y ， et al . Investigation of crystal growth mechanism during selective laser melting and mechanical property characterization of 316L stainless steel parts [J]. Materials & Design ， 2016 （ 100 ）： 291 - 299 . Investigation of crystal growth mechanism during selective laser melting and mechanical property characterization of 316L stainless steel parts 刘东帅 ， 吕彦明 ， 周文军 ， 等 . 基于ANSYS的TIG电弧增材制造温度场数值模拟分析 [J]. 激光与光电子学进展 ， 2019 ， 56 （ 24 ）： 181 - 187 . 基于ANSYS的TIG电弧增材制造温度场数值模拟分析 LIU D S ， LV Y M ， ZHOU W J ， et al . Numerical Simulation of Temperature Field in TIG Arc-Additive Manufacturing Based on ANSYS [J]. Laser & Optoelectronics Progress ， 2019 ， 56 ( 24 )： 181 - 187 . Numerical Simulation of Temperature Field in TIG Arc-Additive Manufacturing Based on ANSYS LEI Y ， XIONG J ， LI R . Effect of inter layer idle time on thermal behavior for multi-layer single-pass thin-walled parts in GMAW-based additive manufacturing [J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology ， 2018 ， 96 ( 1 )： 1355 - 1365 . Effect of inter layer idle time on thermal behavior for multi-layer single-pass thin-walled parts in GMAW-based additive manufacturing XIONG J ， LEI Y ， LI R . Finite element analysis and experimental validation of thermal behavior for thin-walled parts in GMAW-based additive manufacturing with various substrate preheating temperatures [J]. Applied Thermal Engineering ， 2017 ( 126 )： 43 - 52 . Finite element analysis and experimental validation of thermal behavior for thin-walled parts in GMAW-based additive manufacturing with various substrate preheating temperatures RONG Y ， HUANG Y ， XU J ， et al . Numerical simulation and experiment analysis of angular distortion and residual stress in hybrid laser-magnetic welding [J]. Jou-rnal of Materials Processing Tech. ， 2017 ( 245 )： 270 - 277 . Numerical simulation and experiment analysis of angular distortion and residual stress in hybrid laser-magnetic welding 区达铨 ， 王发展 ， 赵申 ， 等 . 大型复杂框架结构焊接变形与应力控制仿真 [J]. 中国机械工程 ， 2018 ， 29 （ 5 ）： 616 - 622 . 大型复杂框架结构焊接变形与应力控制仿真 OU D Q ， WANG F Z ， ZHAO S ， et al . Welding Deformations and Stress Simulations Control of Large-scale Complex Structures [J]. China Mechanical Engineering ， 2018 ， 29 ( 5 )： 616 - 622 . Welding Deformations and Stress Simulations Control of Large-scale Complex Structures 谷京晨 ， 童莉葛 ， 黎磊 ， 等 . 焊接数值模拟中热源的选用原则 [J]. 材料导报 ， 2014 ， 28 （ 1 ）： 143 - 146 . 焊接数值模拟中热源的选用原则 GU J C ， TONG L G ， LI L ， et al . Selection Criteria of Heat Source Model on the Welding Numerical Simulation [J]. Materials Review ， 2014 ， 28 ( 1 )： 143 - 146 . Selection Criteria of Heat Source Model on the Welding Numerical Simulation John Goldak ， Aditya Chakravarti ， Malcolm Bibby . A new finite element model for welding heat sources [J]. Metallurgical Transactions B ， 1984 ， 15 ( 2 )： 299 - 305 . A new finite element model for welding heat sources 戴德平 . 奥氏体不锈钢焊接接头残余应力的数值模拟研究 [D]. 重庆 ： 重庆大学 ， 2016 . 奥氏体不锈钢焊接接头残余应力的数值模拟研究 DAI D P . Investigations on Welding Residual Stress in Austenitic Stainless Steel Joints by Means of Numerical Simulation [D]. Chongqing University ， 2016 . Investigations on Welding Residual Stress in Austenitic Stainless Steel Joints by Means of Numerical Simulation 10.7512/j.issn.1001-2303.2022.01.08 TG402 A 1001-2303（2022）01-0063-05 邸艳艳，胡仁志，熊逸博，等.电弧熔丝增材制造316L的温度场仿真及对基体的影响［J］.电焊机，2022，52（01）：63-67. 邸艳艳，胡仁志，熊逸博，等.电弧熔丝增材制造316L的温度场仿真及对基体的影响［J］.电焊机，2022，52（01）：63-67. DI Yanyan, HU Renzhi, XIONG Yibo, et al.Temperature field simulation and the effect on the substrate during wire arc additive manufacturing of 316L[J].Electric Welding Machine, 2022, 52(01): 63-67. DI Yanyan, HU Renzhi, XIONG Yibo, et al.Temperature field simulation and the effect on the substrate during wire arc additive manufacturing of 316L[J].Electric Welding Machine, 2022, 52(01): 63-67. 国家重点研发计划（2018YFB1106501、2018YFB1106505） 2021-06-25 2021-07-28 2022-01-20 2022-05-06 电焊机 1 52