面向增材制造稳定性的钛合金激光熔覆多因素协同：粉斑直径-熔池温度-马兰戈尼对流对粉末捕获与熔化沉积的定量关联

钛合金依靠其优异的比强度与耐腐蚀性，广泛应用于航空发动机叶片、飞机框架等关键部件[1]，而激光熔覆技术作为增材制造领域的重要技术分支，能通过高能量密度激光，实现金属粉末的原位熔化与沉积，所以在钛合金构件的修复和直接制造中，优势显著[2]。然而，该工艺中钛合金粉末效率(定义为沉积体积与送粉体积的比值)存在显著波动，不同钛合金体系的效率范围为77.5%~85%，这一现象严重制约了工艺稳定性与材料利用率，成为阻碍其工程化应用的关键瓶颈[3]。研究表明，粉末效率的波动与粉斑直径、熔池温度场及流动行为的协同作用密切相关，其中熔池流速作为连接激光能量、材料行为与工艺参数的核心媒介，对粉末熔化效率与沉积均匀性起决定性作用[4]。例如,Ti60在5.79mm/s的熔池流速下可实现85%的粉末效率，而TC4(Ti-6Al-4V)因熔池流速仅4.91mm/s,效率降至77.5%，但目前针对钛合金体系中熔池流场的多尺度调控机制仍缺乏系统性认知,亟需从材料本征属性角度展开深入研究[5]。

激光熔覆中，熔池流动的主导驱动力为Marangoni对流，其强度由表面张力温度系数(dT与马兰戈尼对流数(Ma)共同决定[6]。Kou[7]的研究发现，流体流动在焊接过程中扮演关键角色，尤其是Marangoni对流对熔池流场和材料行为具有显著影响。这一观点与本研究的发现高度一致，即钛合金激光熔覆中熔池流速(如纯Ti5.88mm/s、Ti605.79mm/s)和粉末效率的差异直接受Marangoni对流强度调控。此外，Kou强调了合金元素对表面张力温度系数的抑制作用，与本研究中TC4因含Al、V元素导致熔池流速最低(4.91mm/s)的结论相呼应,共同印证了材料本征属性对熔池流动行为的决定性作用。

DebRoy[8]研究发现,金属增材制造过程中,工艺参数与材料特性共同影响熔池的热-流耦合行为,进而决定沉积组织的结构与性能。强调了熔体粘度和表面张力梯度对流动行为的关键作用，揭示了材料本征属性在多因素协同机制中的基础性地位。

Zhao[9]揭示了熔池动态行为的多物理场耦合机制,在空心激光定向能量沉积中,熔池温度场和流场受工艺参数显著影响。Marangoni对流强度与表面张力温度系数正相关，熔体粘度主导流动阻力。激光功率从1500W增至2000W时，熔池最高温度提升12%,中心流速从4.2增至6.8mm/s。合金元素(如Al、V)会降低表面张力梯度，使流速减少15%~20%。此外，熔池长度超过8mm时会引发涡流分离，增加粉末飞溅风险。

本研究中，纯Ti熔池呈现强环形对流，而TC4表现出低流速特征，进一步说明材料本征属性对熔池流场的调控作用[10]。基于当前对钛合金激光熔覆中多因素耦合机制研究的不足，本文以纯Ti、TC4及Ti603种钛合金粉末为对象，结合高速摄影、红外测温和示踪粒子法，探究粉斑直径、熔池温度、熔池流速及送粉体积对粉末效率的影响机制，揭示各因素协同作用规律，为提升激光熔覆钛合金工艺稳定性与材料利用率提供理论支撑。

1、实验材料及方法

1.1 实验材料

本实验选用3种钛合金粉末作为研究对象,分别为纯Ti、TC4(Ti-6Al-4V)和Ti60,均通过气雾化法制备,粒度分布范围为53~106μm。3种粉末的化学成分(质量分数)如表1所示,其中TC4主要含6.0%Al和4.0%V,Ti60则含5.6%Al、3.8%Sn、3.2%Zr及少量Ta、Mo、Nb、Si元素，纯Ti不含合金元素。

本实验用的基材是TC4钛合金板材，尺寸规格是70mmx40mmx10mm。要确保后续熔覆实验的质量,实验开始前需要对基材及粉末做预处理,具体步骤如下，基材表面处理:第一步先用NaOH溶液去除表面的油污，然后用酸性溶液清除掉表面的氧化层,之后再用砂纸把基材表面打磨平整,最后用丙酮或乙醇清洗一遍，将残留的杂质清理干净。粉末处理:将3种粉末放进真空干燥箱中,在120℃的条件下干燥8h,主要是为了消除粉末中的水分,防止后续熔覆过程中，因为水汽产生气孔，影响实验效果。

表1 纯Ti、TC4和Ti60合金粉末的化学成分(质量分数，%)

1.2 实验设备及参数

实验采用HLAAM10红/蓝激光-CMT电弧复合3D打印系统作为核心激光熔覆设备,该系统可实现金属粉末送粉、激光熔化沉积过程的一体化控制(示意图见图1)。为观测熔覆过程中的动态行为，配备以下辅助设备:高速摄影系统(Acuteye V4.0):用于捕捉粉斑形态及熔池动态变化;红外测温系统(VICTEKNIX·Weld Master 3 Pro):用于实时监测熔池温度场分布。

激光熔覆过程的工艺参数设定如下:激光功率为1800 W、激光光斑直径为2mm、扫描速度为4mm/s、送粉速率为1.2g/min,保护气体采用纯Ar气体进行惰性保护，气流量为18L/min。

1.3 测量方法

粉斑直径测量:利用高速摄影系统(帧率4000帧/秒,曝光时间25μs)拍摄粉末流汇聚后的形态，通过图像分析软件测量粉斑直径,表征粉末流的聚焦性与稳定性。

熔池温度测量:采用红外测温系统(VICTEKNIX·Weld Master 3 Pro)记录熔覆过程中熔池的温度分布,采集熔池最高平均温度及温度梯度数据。

熔池流动行为观测:通过示踪粒子法(在粉末中混入微量高熔点惰性示踪粒子),结合高速摄影系统追踪粒子在熔池内的运动轨迹，计算熔池前部、中部的平均熔池流速分析熔池流场特性。

粉末效率(Powder efficiency,PE)计算:通过测量熔覆层的几何尺寸(长度、宽度、高度)计算沉积体积(V沉积=LxS,其中L为熔覆层长度,S为熔覆层横截面积),结合送粉体积(V送粉=mxt/p,其中m为送粉质量,t为送粉时间,ρ为粉末密度),按公式PE=(V沉积/V送粉)x100%计算。

2、结果

2.1 粉末动态行为

粉末流动的高速摄影结果如图2所示。3种粉末的汇聚性均较好。纯Ti、TC4和Ti60的粉斑直径分别为1.83、1.75和1.90mm。其中,TC4粉斑直径最小,边缘模糊,存在粉末飞溅或偏离中心现象;Ti60粉斑直径最大，粉末流稳定性好，形状规则，边界清晰。

2.2 熔池温度场和流场

激光熔覆过程中熔池温度红外测温结果如图3所示。纯Ti、TC4和Ti603种材料的熔池长度分别为7.38、7.06和7.21mm;纯Ti、TC4和Ti603种材料的熔池高度分别为4.46、4.75和4.70mm。TC4的高温区域最小而纯Ti的高温区域最大。3种材料的熔池最高温度的平均值排序为纯Ti(2037℃)>Ti60(2002℃)>TC4(1957℃)。

熔池流动示踪粒子结果如图4所示。熔池内的示踪粒子均从高温区域流向低温区域，呈现明显的Marangoni对流。纯Ti、TC4和Ti603种材料熔池前部的平均熔池流速分别为6.98、6.86和7.31mm/s。纯Ti、TC4和Ti603种材料熔池中部的平均熔池流速分别为5.88、4.91和5.79mm/s。

2.3 熔覆成型与粉末效率

熔覆实验中,粉末效率(Powder efficiency,PE)是衡量粉末利用率的重要指标,其计算方法为沉积体积与送粉体积的比值。3种材料的粉末效率计算结果如图5所示，Ti60的粉末效率最高，为85.0%，TC4的粉末效率最低，为77.5%。实验结果表明，3种材料粉末在粉末流动、熔池对流和粉末利用率方面存在明显差异。

沉积层俯视图与横截面图如图6所示,3种材料成型良好，无缺陷产生。纯Ti、TC4和Ti603种材料沉积层的高度分别为1.97、1.46和1.23mm,宽度分别为6.56、6.54和6.71mm，结果如图7所示。

3、讨论

3.1 粉末特性对熔池热对流的影响机制

合金元素对钛合金激光能量吸收的影响与元素自身的光学特性密切相关，合金元素对红外激光1064 nm的反射率存在显著差异(如图8a),其中Al是典型的高反射金属，对该波长激光的反射率可达85%以上,远高于Ti的65%~70%;V元素的反射率略低于Al,但仍高于Ti,而Sn、Zr的反射率与Ti接近[11]。因此，合金中高反射元素的含量越高，整体反射率越高，激光能量的吸收率越低。

3种钛合金中,TC4含6.0%Al(如表1所示),是高反射元素含量最高的体系,Ti60含5.6%的Al及低反射的Sn、Zr,纯Ti无合金元素干扰。因此,激光能量的有效吸收率排序为:纯Ti>Ti60>TC4,这直接导致熔池温度呈现纯Ti(2037℃)>Ti60(2002℃)>TC4(1957℃)的差异。

比热容是另一关键热学属性,TC4因含Al、V元素,比热容达544J/(kg·K),较纯Ti高出4.6%。3种钛合金的比热容大小趋势为TC4>Ti60>纯Ti(如图8b),熔池峰值温度呈现纯Ti(2037℃)>Ti60(2002℃)>TC4(1957℃)的排序,两者高度吻合[12]。所以比热容对熔池热积累起决定性作用。纯Ti的比热容 520 J/(kg·K)和 Ti60的比热容 530 J/(kg·K)相对较低,激光能量更易转化为熔池热能。纯Ti无合金元素干扰,热吸收效率最高,熔池温度达到最高;Ti60虽比热容略高于纯Ti,但 Sn、Zr元素优化了热传导路径,部分抵消了比热容的微弱劣势,使熔池温度仅比纯 Ti低 35℃,仍显著高于 TC4。这种温度差异直接影响了熔池的热状态,进而对Marangoni对流强度产生影响[13]。

Marangoni对流的驱动力可通过公式(1)定量描述:

式中: τ_ma 为 Marangoni剪切应力(单位: N/m²), γ 为表面张力(单位:N/m), T为温度(单位:K), s为沿界面的坐标(单位:m)。公式(1)表明, Marangoni剪切应力由表面张力的温度梯度(∂γ/∂T)与温度沿界面的梯度(∂T/∂s)共同决定。

对于钛合金体系, (∂γ/∂T) 为负值(表面张力随温度升高而降低),温度沿界面的梯度越大, τ_ma 的绝对值越高, Marangoni对流驱动力越强。 3种钛合金的 (∂γ/∂T) 存在显著差异:纯 Ti无合金元素干扰, (∂γ/∂T) 绝对值最大(约-0.32 mN/(m·K)),且其熔池温度分布不均,温度沿界面的梯度大; Ti60因含 Sn、 Zr元素, (∂γ/∂T) 绝对值略低于纯 Ti(约-0.28 mN/(m·K)),温度沿界面梯度也次之;TC4因Al、V元素抑制 (∂γ/∂T) (绝对值降至-0.19 mN/(m·K)),同时熔池温度相对均匀,温度沿界面梯度小。双重因素作用下,纯 Ti的 τ_ma 绝对值最大, Marangoni对流驱动力最强;TC4的 τ_ma 绝对值最小,驱动力显著降低。

3.2 温度梯度与表面张力特性对马兰戈尼对流及粉末效率的影响

表面张力(σ)的温度依赖性是驱动 Mangani对流的核心,其关系可通过表面张力与温度的线性拟合方程(2)描述。

式中: σ₀ 为参考温度 T₀ (本研究取熔点温度)下的表面张力(单位: mN/m), (∂σ/∂T) 为表面张力温度系数(单位: mN/(m·K)), T为熔池的温度(单位:K)。对于钛合金体系, (∂σ/∂T) 为负值 (∂σ/∂T < 0),表明表面张力随温度升高而降低,这是形成高温区向低温区流动的Marangoni对流的前提[14]。 3种钛合金的表面张力结果如图9(a)所示。

Marangoni对流的强度本质由温度梯度(ΔT,熔池最高温度与熔点的差值)决定。结合马兰戈尼数公式如式(3)所示:

由式(3)可知,当 (∂σ/∂T)、X(熔池特征长度)、μ(动态粘度)、α(热扩散系数)等参数相对稳定时,温度梯度 ΔT 成为影响 Ma值的主导变量: ΔT 越大, Ma值越高, Marangoni对流越强。

本实验中, 3种钛合金的温度梯度 ΔT 差异显著:纯 Ti熔池最高温度 2037℃,与钛合金熔点 1668℃的 ΔT 为 369℃;Ti60熔池最高温度 2002℃,ΔT 为 334℃;TC4熔池最高温度 1957℃,ΔT 仅为 289℃。代入公式(3)计算,当 (∂σ/∂T)、L等参数相近时,纯 Ti因 ΔT 最大, Ma值达 76.8; Ti60 ΔT 次之, Ma值为 54.7;TC4 ΔT 最小, Ma值仅 34.8。结果如图9(b)所示。这一结果直接证明:温度梯度越大, Ma值越高,熔池流速越快:纯 Ti的 ΔT 最大,熔池中部流速 5.88 mm/s;TC4的 ΔT 最小,流速仅 4.91 mm/s,充分体现温度梯度对 Marangoni对流的决定性影响[15]。

不同钛合金的 Ma值差异会进一步导致对流模式与粉末效率的分化。纯 Ti的 Ma值最高,强驱动力使其形成"中心下降-边缘上升"的闭合环形对流,熔池流速达 5.88 mm/s,能够保证粉末颗粒充分混合与熔化,粉末效率达 84%; Ti60的 Ma值虽低于纯 Ti,但因含 Sn、 Zr元素降低了熔体粘度、减少流动阻力,对流呈现均匀放射状,边缘与中心流速差异小,整体流速达 5.79 mm/s,且粉斑直径最大,粉末效率达 85%[16];TC4的 Ma值最低,且因 Al、V元素使熔体粘度升高 25%~30%,双重作用导致对流强度显著减弱,形成"左侧涡旋-右侧滞流"的不对称模式,流速仅4.91 mm/s,粉末捕获与熔化不充分,效率降至 77.5%[17]。

此外,温度梯度通过调控 Marangoni对流,进一步影响粉末效率。纯Ti与Ti60较高的 ΔT,使熔池形成强对流循环,不仅能快速将激光能量传递至粉末颗粒,确保粉末充分熔化,还能减少熔池内温度分布不均导致的飞溅;而TC4较低的 ΔT,使对流强度减弱,熔池内局部温度不足,部分粉末因熔化不充分难以沉积,同时低温区域易形成气流漩涡,加剧粉末飞溅,最终导致其粉末效率最低。

综上,温度梯度是影响 Marangoni对流与粉末效率的核心因素,马兰戈尼数与粉末效率的正相关,本质是温度梯度与表面张力梯度耦合作用的结果,充分证明其调控作用[18]。

3.3 熔池特性与粉末飞溅对粉末效率的影响

粉末效率的高低由粉斑直径与熔池的尺寸匹配度、熔池温度、材料熔点与比热容的热学适配性及粉末飞溅共同决定。Ti60粉斑直径最大为1.9mm,其熔池长度7.21mm和高度4.70mm处于中等水平，粉斑直径与熔池尺寸的匹配性最好，绝大多数颗粒能够精准落入熔池区域[19];纯Ti粉斑直径为1.83mm，熔池长度最大为7.38mm、高度最小为4.46mm,粉斑直径与熔池的横向匹配性较好，仍然能够保证大部分粉末进入熔池;TC4粉斑直径最小为1.75mm,其熔池长度7.06mm和高度4.75mm与纯Ti、Ti60接近，总体来讲对粉末效率影响较小[20]。

在粉末进入熔池后，熔池温度、材料熔点与比热容的协同作用直接影响粉末的熔化与沉积效率[21-22]。纯Ti的熔池温度最高，为2037℃，且比热容最低，为520 J·kg^-1·K^-1，激光能量更容易转化为熔池热能，能够确保进入熔池的粉末快速、充分的熔化，减少未熔颗粒残留;Ti60与TC4的熔点相近，均为1600~1660℃,但是两者热学特性差异显著,Ti60的比热容为530 J·kg^-1·K^-1,介于纯Ti与TC4之间,热积累效率适中，熔池温度为2002℃，虽然低于纯Ti，但也能满足粉末完全熔化的需求;TC4的比热容最高,为544 J·kg-1·K-1,在相同激光能量输入下热积累速度最慢，而且其熔池温度最低，为1957℃，二者结合作用导致部分粉末因熔化不充分难以沉积,直接降低效率[23]。

粉末飞溅也是导致效率损失的重要因素。根据高速摄影(如图2)显示，TC4因粉斑边缘模糊，存在明显的粉末飞溅现象(如图10),低温熔池对粉末的捕获力较弱，飞溅容易导致已进入熔池边缘的粉末被气流或表面张力波动带出，进一步降低效率;而Ti60粉斑稳定、熔池温度适宜，飞溅现象极少，粉末在熔池内的留存率更高[24]。

综合来看，Ti60因粉斑-熔池的匹配性较好、熔池温度与熔点-比热容的适配性好且飞溅较少，粉末效率最高;TC4因粉斑直径小、熔池温度低、比热容高而且飞溅严重的多因素影响，导致效率最低;纯Ti虽熔池温度高、熔化充分，但粉斑匹配性不如Ti60，且较高熔点抵消部分高温优势的影响，效率介于两者之间[25]。

4、结论

1)材料特性决定熔池热状态差异，合金元素的光学与热学属性显著影响激光能量吸收与热积累，TC4因含高反射率的Al和V,激光吸收率最低,且比热容最高(544 J·kg^-1·K^-1),导致熔池平均最高温度最低(1957℃);纯Ti无合金元素干扰，吸收率最高，比热容最低(520 J·kg-1·K-1),熔池温度最高达2037℃;Ti60含低反射的Sn、Zr,平衡了Al的高反射影响,熔池温度居中(2002℃);

2)熔池流场受材料特性影响,表面张力温度系数与熔体粘度共同决定Marangoni对流强度，且该强度可通过马兰戈尼数(Ma)定量表征，纯Ti的马兰戈尼数(Ma≈76.8)最高，形成强环形对流，熔池中部流速达5.88 mm/s,Ti60因Sn、Zr降低熔体粘度,Ma≈54.7,对流呈均匀放射状,流速5.79 mm/s与纯Ti接近且流场均匀性更优;TC4因Al、V抑制且粘度升高25%~30%,Ma≈34.8,对流最弱且呈不对称模式,流速仅4.91 mm/s;

3)粉斑行为与熔池特性协同影响粉末效率，Ti60粉斑直径最大(1.9 mm)且稳定性好，与熔池尺寸匹配性最优,结合适宜的温度(2002℃)与高流速(5.79 mm/s),粉末捕获与熔化充分,效率最高(85%);TC4粉斑最小(1.75 mm)且易飞溅,叠加低温(1957℃)与低流速(4.91 mm/s),导致效率最低(77.5%);纯Ti虽熔池温度最高,但粉斑稳定性与流场均匀性略逊于Ti60,效率介于两者之间。

参考文献

[1]王华明，王玉岱.高性能金属结构材料激光增材制造技术研究进展[J].钢铁钒钛,2024,45(6):1-6.

WANG Hua-ming,WANG Yu-dai. Progress of laser additive manufactured high-performance metal structural materials[J].Iron Steel Vanadium Titanium,2024,45(6):1-6.

[2]袁庆龙,冯旭东,曹晶晶,等.激光熔覆技术研究进展[J].材料导报,2010,24(3):112-116.

YUAN Qing-long,FENG Xu-dong,CAO Jing-jing,et al. Research progress in laser cladding technology[J]. Materials Reports,2010,24(3):112-116.

[3]Weng F,Yu H,Chen C,et al. Effect of process parameters on the microstructure evolution and wear property of the laser cladding coatings on Ti-6Al-4V alloy[J]. Journal of Alloys and Compounds,2017,692:989-996.

[4]Liu Y,Wang Y,Yang X,et al. Research on microstructure and properties of Ti-based coating prepared by laser cladding on titanium alloy:simulation and experiment[J].Journal of Materials Research and Technology,2022,20:3667-3682.

[5] Liang J,Jia X,Liu Y,et al. Microstructure and tribological properties of in-situ TiC reinforced Ti2AlNb-based coatings by laser cladding[J].Surface and Coatings Technology,2022,446:128787.

[6]Kou S,Limmaneeevichitr C. Visualization of marangoni convection in simulated weld pools containing a surface-active agent[J].Welding Journal,2000,79(11):324-330.

[7] Kou S. Fluid flow in welding:Recent developments[J]. Annual Review of Materials Research,2020,50:1-25.

[8] DebRoy T,Wei H L,Zuback J S,et al. Additive manufacturing of metallic components-process,structure and properties[J].Progress in Materials Science,2018,92:112-224.

[9]Zhao L,Zhu G,Luo J,et al. Numerical simulation and experimental research of the temperature field and flow field in the molten pool under different process parameters based on hollow-laser directed energy deposition[J]. Optics& Laser Technology,2025,187:112842.

[10]Anthony T R,Cline H E. Surface rippling induced by surface-tension gradients during laser surface melting and alloying[J].Journal of Applied Physics,1977,48(9):3888-3894.

[11]Cottam R,Brandt M. Laser cladding of Ti-6Al-4V powder on Ti-6Al-4V substrate: Effect of laser cladding parameters on microstructure[J].Physics Procedia,2011,12:323-329.

[12]Zhao L,Zhu G,Luo J,et al. Numerical simulation and experimental research of the temperature field and flow field in the molten pool under different process parameters based on hollow-laser directed energy deposition[J]. Optics& Laser Technology,2025,187:112842.

[13]Wang L,Li Y,Yang X,et al. Thermal-fluid dynamic behavior and its effect on particle distribution and solidification characterization during the laser melting deposition of Ti-based composites[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2024,131(3):1081-1096.

[14]Schwabe D,Scharmann A,Preisser F,et al. Experiments on surface tension driven flow in floating zone melting[J]. Journal of Crystal Growth,1978,43(3):305-312.

[15]段舒尧.TC4表面激光熔覆高熵合金层熔池流动行为对元素分布的影响[D].南京:南京航空航天大学,2021.DUAN Shu-rao. Effect of molten pool flow on element distribution of laser cladded high-entropy alloy on TC4 surface[ D]. Nanjing:Nanjing University of Aeronautics and Astronautic,2021.

[16]舒宗富,黄春平,张耀祖,等.激光熔覆Ti60合金的工艺参数优化及组织性能研究[J].中国激光,2024,51(12):94-104.SHU Zong-fu, HUANG Chun-ping, ZHANG Yao-zu, et al. Process parameter optimization and microstructure and property investigation in laser cladding of Ti60 alloy[J].Chinese Journal of Lasers,2024,51(12):94-104.

[17]Fujii H,Sato T,Lu S,et al. Development of an advanced A-TIG(AA-TIG)welding method by control of Marangoni convection[J].Materials Science and Engineering A,2008,495(1/2):296-303.

[18]徐磊.同轴送粉激光熔覆粉末及熔池动态演变分析与熔覆质量研究[D].镇江:江苏大学,2022.XU Lei. Powder and melt pool dynamic evolution analysis and cladding quality study of coaxial powder feeding laser cladding[ D].Zhenjiang:Jiangsu University,2022.

[19]赵陈敏，练国富，冯美艳，等.基于激光光斑直径的激光熔覆粉末汇聚特性数值模拟[J].激光与红外，2021,51(6):727-733.ZHAO Chen-min,LIAN Guo-fu,FENG Mei-yan,et al. Numerical simulation of convergence characteristics of laser cladding powder based on laser spot diameters[J].Laser& Infrared,2021,51(6):727-733.

[20]孟令威，来永斌，王龙，等.激光熔覆内送粉汇聚性数值研究[J].皖西学院学报，2025,41(2):126-131.

MENG Ling-wei,LAI Yong-bin,WANG Long,et al. Numerical study on powder convergence of laser internal powder feeding nozzle[J].Journal of West Anhui University,2025,41(2):126-131.

[21]范红丽,齐海波,张钊,等.基于CFD-DEM的激光熔覆粉末利用率仿真分析[J].表面技术,2024,53(17):146-156.

FAN Hong-li,QI Hai-bo,ZHANG Zhao,et al.CFD-DEM simulation on powder catchment efficiency in laser cladding[J].Surface Technology,2024,53(17):146-156.

[22]李春雨.基于EDEM的激光熔覆粉末利用率仿真分析[J].福建工程学院学报,2019,17(6):569-574.

LI Chun-yu. Simulation and analysis on utilization ratio of laser cladding powder based on EDEM[J]. Journal of Fujian University of Technology,2019,17(6):569-574.

[23]Liu H,Hao J B,Yu G,et al. A numerical study on metallic powder flow in coaxial laser cladding[J]. Journal of Applied Fluid Mechanics,2016,9(5):2247-2256.

[24]宋收.激光熔覆同轴送粉的气粉流数值模拟与实验研究[D].郑州:中原工学院,2024.

SONG Shou. Numerical simulation and experimental study on gas-powder flow in coaxial powder feeding by laser cladding[ D].Zhengzhou:Zhongyuan University of Technology,2024.

[25] Limmaneevicitr C,Kou S. Experiments to simulate effect of Marangoni convection on weld pool shape[J]. Welding Journal,2000,79(8):231-237.

（注，原文标题：激光熔覆钛合金粉末效率的多因素协同作用分析_秦子艺）

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