电弧增材连接TA15合金构件高精度成形方法

增材制造 (additive manufacturing, AM) 是一种将离散材料逐点逐层累积形成三维实体的加工方法 [1]。与激光增材制造和电子束增材制造相比，电弧增材制造 (wire arc additive manufacturing, WAAM) 由于其沉积效率更高、成本更低而广泛应用于航空航天等先进领域 [2-3], 在大型和超大型零件快速制造领域具有较大的应用前景 [4]。对于大尺寸的结构件，通常将整个结构件分段成形后再对各分段进行成形连接 [5]。然而，值得注意的是，电弧增材连接过程中较大的热输入以及升温和降温的循环交替将不可避免地导致结构件产生较大的变形 [6], 这对结构件的尺寸精度和力学性能是不利的 [7]。

在增材连接中，参数优化与工艺改进是改善成形质量、控制结构件变形常用的方式 [8]。Dogan 等 [9] 研究了保护气体流量、焊条摆动、焊枪角度对钢板连接时角变形的影响，但其只是定性分析了这几种因素对角变形的影响。Cao 等 [10] 针对电弧定向能量沉积提出了一种交替扫描的方法，可以有效地提高结构件的成形质量，然而此方法对于抑制结构件的变形作用较小。Chaudhary 等 [11] 研究了送丝速度、电压和焊接速度对结构件采用埋弧焊连接时角变形的影响，并给出了产生变形最小的具体参数，不过此参数仅适用结构件埋弧焊的连接。增加约束条件也常被用于控制结构件的变形 [12]。Li 等 [13] 针对结构件变形较大的位置设置了多种约束方案，研究了约束点数量和约束去除顺序对最终变形的影响。Wu 等 [14] 提出了一种多点阵列约束的方法，有效地控制了 T 形接头肋板的连接变形，然而约束力的增大和约束位置的增多都会引起较大的残余应力。此外，变形补偿也是控制结构件变形的一种有效方式。Lam 等 [15] 通过有限元模型分析了具有不同横截面和曲率半径的弯曲空心截面的收缩和变形，提出并验证了一种补偿薄壁空心件收缩变形的方法，可是此方法仅适用于薄壁空心件。目前，针对坡口构型对增材连接件进行变形补偿的研究较少，对于增材连接件角变形的变形补偿，大多采用经验法，可重复性差，难以满足高精度的要求。

为了提高连接件的尺寸精度，本工作运用 Abaqus 有限元分析软件，采用热弹塑性有限元计算方法，基于 WAAM-TIG 技术研究了增材成形连接件的坡口构型和连接尺寸对增材连接件角变形的影响，获得了不同坡口角度和厚度的模型在增材成形连接后其产生的角变形的大小，并通过具体实验验证了仿真结果，再根据总结的变形规律，对连接件实施预变形，实现了对增材连接结构件变形的有效控制。

1、模型建立

1.1 热源模型

热源模型的正确选择可以保证增材沉积过程温度场、应力场计算结果的准确性。热源主要分为体热源和面热源，其中体热源主要有半球形体热源、椭球形体热源、双椭球形体热源、旋转体体热源，圆柱体热源、圆锥体热源等；面热源主要是高斯平面热源。

考虑到实际连接过程中电弧的不对称性，Goldak 提出的双椭球热源最符合模拟 TIG 连接时热源的真实形状 [16], 适用于厚板连接的数值分析 [17]。本工作选择双椭球热源模型用于模拟电弧增材连接过程。热源模型如图 1 所示（图 1 双椭球热源模型 Fig. 1 Double ellipsoidal heat source model）。

双椭球热源是由 2 个四分之一的椭球组成，模型前半部分椭球的体热流密度分布为:

模型后半部分椭球的体热流密度分布为:

式中：a、b、cf、cb为椭球形状参数；q0为有效热输入功率；ff、fb为模型前后椭球的能量分配系数。

1.2 仿真模型

利用 Abaqus 有限元软件建立增材连接数值模型，并通过 “model change” 技术模拟增材连接过程，选择增材连接构件的材料为 TA15, 其热物性参数如表 1 所示。

表 1 TA15 钛合金的部分热物性参数 Table 1 Some thermophysical parameters of TA15 titanium alloy

综合考虑模拟精度和效率，对有限元模型的不同区域 (连接区、热影响区、基材区) 设置不同的网格单元尺寸，其单元类型为 C3D8T, 包括 25600 个六面体单元。网格划分示意图如图 2 所示, 图 2 所示是本工作所使用的仿真模型之一，其模型尺寸为 100 mm× 60 mm×5 mm, 坡口角度为 90°。本工作对自由状态下 (无夹具) 的试样进行模拟仿真，扫描方式为沿 Y 方向单向扫描，环境温度设置为 20 ℃, 材料的辐射率设置为 0.3, 对流换热系数为 20 W/（m2.℃） 扫描间隔时间设置为 60 s。

2、实验验证

为了验证模拟结果的准确性，本工作采用如图 3 所示电弧增材连接设备进行连接实验, 连接试样的材质为 TA15, 连接件几何尺寸如图 3 (b) 所示。在电弧电流 170 A, 电弧扫描速度 3 mm/s, 送丝速度 1.5 m/min 的情况下，对试样进行连接。实验所使用的电弧增材连接设备每填充一层约为 2 mm, 因此，增材连接数值模拟分层厚度为 2 mm。实验过程中，将连接试样置于工作台上，未设置夹具进行约束。

为了验证仿真方法和结果的准确性和有效性，分别对比试样连接过程中的温度变化和连接后的变形。其中，实验过程中测温点选择为如图 4 所示的 T 点。为了对比连接过程横向收缩应力和纵向收缩应力所引起的变形，本工作选择平行于连接区纵向路径 Ⅰ 的变形和垂直于连接区横向路径 Ⅱ 的变形分别与仿真结果进行对比，对比路径如图 4 所示。

图 5 所示是连接过程中热电偶测得的温度曲线和仿真得到的温度曲线对比图。由图 5 (a) 可以看出实验和仿真得到的温度曲线的整体趋势一致，由于热积累的增加，测温点位置的温度周期性增大。图 5 (b) 是测量点所测得的每层的峰值温度对比图，测温点测得的 3 个波峰温度偏差分别为 6.5%、1.6%、5.6%, 表明本工作的仿真方法可以准确预测增材连接过程的温度场。

试样连接完成以后，采用三维坐标测量机对连接试样如图 4 所示的两条路径进行坐标测量，获得试样纵向和横向的变形情况，图 6 所示即两条路径上的各点位在 Z 向的位移对比图。

对比图 6 可以发现，连接试样横向上的变形要远大于纵向上的变形。路径 Ⅰ 方向的变形表现为中间凹陷、两端翘曲的纵向弯曲变形，受连接方向的影响试样连接起始位置比结束位置的位移要低 0.34 mm; 路径 Ⅱ 上所采集点位的变形是明显的角变形，连接件在此路径上的变形近似呈 V 形，两端基本对称。模拟结果和实验结果变化趋势相同。

3、影响因素分析

增材连接时坡口构型、连接尺寸均会影响连接构件的变形，从而影响尺寸精度，本工作采用数值模拟方法分别研究坡口构型、连接尺寸对连接构件变形的影响规律。在连接过程中，试样的变形主要表现为角变形，为了便于对比，本工作采用角变形α（α=α₁+α₂）作为连接构件 Z 方向上变形的评价指标。通过分析可以判断出，连接试样 X 方向尺寸的改变只能影响连接试样 X 方向两端的位移，不影响角变形 α 的大小。连接试样的厚度方向 (Z 方向) 尺寸的改变以及连接区域坡口角度的改变，都会直接影响连接区域的横向收缩 (即角变形)。平行于连接区方向 (Y 方向) 的尺寸改变会导致连接区域长度的增加，使扫描路径变长，进行影响残余应力的累积，也会对连接试样的变形产生影响。角变形示意图如图 7 所示。

3.1 坡口构型影响

角变形的产生是增材连接过程中应力累积的结果，坡口构型直接影响着连接试样的应力分布和应力累积。本工作针对 V 形坡口连接试样的坡口构型 (连接区厚度、坡口角度) 进行了模拟研究。在增材成形连接的过程中，坡口角度过大会增大连接试样的变形；坡口角度过小所造成的最直接的问题是熔深不足，熔深不足会导致连接区强度较低 [18]。以厚度为 7 mm, 坡口角度 90° 的模型为例，图 8 (a) 所示是其连接完成后在厚度方向上的位移云图，图 8 (b) 所示为其残余应力的分布情况。根据仿真结果可以得到增材连接后试样各个位置 Z 方向上的位移，再通过位移来计算模型的角变形。

由图 8 可以观察到，模型变形的主要表现形式为角变形，且其较大的残余应力集中连接区及热影响区。从应力的角度分析，产生角变形的原因是连接区及热影响区的材料在剧烈的温度变化下产生应力进而发生应变，由于模型的上下表面的横向收缩程度不同，导致角变形的出现。

为了研究坡口构型对连接试样角变形的影响，设置不同的连接厚度和坡口角度获得连接件的角变形如图 9 (a) 所示。为了研究连接过程连接区应力演化规律，提取连接区某点应力变化历程如图 9 (b) 所示, 考虑到大的残余应力集中分布在连接区域，其连接区最底层所经历的热循环最多，因此选择不同厚度的模型的黄色点位处进行应力分析。

由图 9 (a) 可知，坡口角度一定时，厚度越大，模型的角变形越大，角变形的增长速率随着厚度的增加而逐渐减小。同一厚度的模型，连接试样的角变形随着坡口角度的增大而增大。图 9 (b) 可以观察到，连接层数较少时 (1~3 层), 此点位的应力变化幅值较大，应力由拉伸应力和收缩应力交替变化，随着连接层数的增加，此点的应力变化幅值明显减小，最终表现为拉伸残余应力。连接过程中连接区应力的变化受温度影响，随着升温和降温过程的交替进行，应力在不断地积累和释放。可以推断出，坡口角度和厚度越大，连接试样连接区各位置所经历的温度变化过程越复杂，模型的残余应力和角变形也越大。

3.2 连接尺寸影响

连接试样长度的变化 (Y 方向长度增加), 会改变连接区每层所需要的扫描时间，使得增材连接过程产生的热积累和热应力也随之变化。图 10 (a) 为厚度为 5 mm、坡口角度 90° , 长度分别设置为 50、100、200 mm 的模型连接后产生的角变形。图 10 (b) 是不同长度的模型沉积完成后，模型纵向各位置上的变形情况。

由图 10 不同长度增材构件连接变形对比可知：连接尺寸的改变对角变形的影响很小，长度 100 mm 和 200 mm 的模型相较于长度为 50 mm 模型的角变形仅相差 2.8% 和 4.6%。对纵向上试样的尺寸精度影响较大，长度 100 mm 和 200 mm 的模型相较于长度为 50 mm 模型的位移最大值处相差 48.7% 和 120.5%。试样角变形的影响因素主要是坡口构型的选取，与连接尺寸无关。

4、变形调控

获得坡口构型对角变形的影响规律后，研究预变形角度与坡口构型的关系，其原理图如图 11, 通过对连接试样实施预变形，使其在连接后产生的角变形可以与预变形的角度相抵消，从而提高连接件的尺寸精度 [19]。

Xie 等 [20] 研究发现，角变形与填充区的金属性能、塑性变形区的长度以及横截面轮廓沿厚度的不对称性 (即坡口构型) 有关，但其只是定性地分析了影响角变形大小的几种因素。如何设置增材连接构件的预变形量是实现增材连接高精度成形的关键。根据前文分析获得连接试样厚度、坡口角度对角变形的影响，建立预测模型 (图 12), 为增材连接预变形的选择提供依据。

因此，在本工作设置载荷及边界条件下，仅考虑坡口角度、厚度两个影响因素时，TA15 钛合金连接试样在增材成形连接后其角变形大小符合公式:

z = ax + y^b + c（3）

式中：z为角变形，（°）；x为坡口角度，（°）；y为试样连接区厚度，mm；a=0.042 是坡口角度对角变形的影响；b= 0.736 是厚度对角变形的影响；c=-4.217 是由坡口角度和厚度共同决定的常数。此公式适用于TA15合金V形坡口连接件连接后的角变形预测。

为了验证预变形预测模型的准确性，本工作选择坡口角度 90°, 厚度分别是 10 mm 和 15 mm 的连接试样进行实验，通过三坐标测量机获得连接试样的变形数据和角变形，并与预变形预测模型的结果进行对比。其中连接实验试样的变形如图 13 所示。

当坡口角度为 90°, 厚度为 10 mm 和 15 mm 时，由实验获得增材连接构件的角变形分别为 5.25° 和 7.01°。通过预变形预测模型获得相同条件下连接构件的角变形为 5.01° 和 6.90°, 两组连接试样的偏差分别是 4.6% 和 1.5%, 表明本工作建立的增材连接预变形预测模型可准确预测增材连接构件的变形。

利用仿真来证明施加预变形是提高增材连接构件的尺寸精度的有效手段。建立两个坡口角度 90°、厚度 8 mm 的模型，一个施加预变形，另一个未施加预变形，两个模型的仿真结果对比图如图 14 所示。

在没有施加预变形时，仿真的角变形结果为 4.63°, 施加预变形后，仿真的结果为 0.34°。对比两组数据可以发现，预变形的施加减少了连接试样 92.6% 的角变形，实现了对连接试样角变形的有效控制。

5、结论

(1) V 形坡口的试样增材成形件进行连接时，在坡口角度 90°、连接厚度 5 mm 的情况下，连接区的长度由 50 mm 改变为 100 mm 和 200 mm 后，角变形仅变化 2.8% 和 4.6%, 连接尺寸对角变形影响很小。

(2) 研究了增材连接试样坡口角度、连接件厚度对连接构件变形的影响，发现坡口角度、连接件厚度的增加都会促进角变形的增大。坡口角度一定时，角变形的增长速率随着厚度的增加而逐渐减小。建立了坡口角度和连接件厚度耦合的预变形预测模型，其模型表达式为 z = ax + y^b + c，其 中 a=0.042，b=0.736，c=-4.217, 并通过增材连接实验验证了预测模型的准确性。

(3) 为实现增材连接构件变形的有效调控，基于预变形预测模型在增材连接前通过设置相应的预变形量，实验获得连接后构件的角变形仅为 0.34°, 结果表明增材连接时通过施加一定的预变形量可有效提高连接构件的尺寸精度。

参考文献

[1] JAKUB S, JAKUB F, JAN J, et al. Strategies for wire arc additive manufacturing of thin walls and overhangs[J]. Journal of Mechanical Science and Technology, 2023, 37(11):5529-5534.

[2] NILESH K, HET B, MAHESH P V S, et al. Wire arc additive manufacturing-a revolutionary method in additive manufacturing [J]. Materials Chemistry and Physics,2022,285:126144.

[3] KUMAR S A , PRAMANIK S , YAGATI K P. Research progress in arc based additive manufacturing of aluminium alloys-a review[J].Measurement, 2022, 200:111672.

[4] 伊浩，黄如峰，曹华军，等。基于 CMT 的钛合金电弧增材制造技术研究现状与展望 [J]. 中国表面工程，2021,34 (3):1-15. YI H, HUANG R F, CAO H J,et al.Research progress and prospects of CMT-based wire arc additive manufacturing technology for titanium alloys [J]. China Surface Engineering,2021,34 (3):1-15.

[5] 王向明，苏亚东，吴斌。增材技术在飞机结构研制中的应用 [J]. 航空制造技术，2014 (22):16-20. WANG X M, SU Y D, WU B.Application of additive manufacturing technology on aircraft structure development [J].Aeronautical Manufacturing Technology, 2014 (22):16-20.

[6] THAWARI N, GULLIPALLI C, CHANDAK A, et al. Influence of laser cladding parameters on distortion, thermal history and melt pool behaviour in multi-layer deposition of stellite 6: in-situ measurement[J]. Journal of Alloys and Compounds,2020,860: 157894.

[7] LIU D,LEE B,BABKIN A, et al. Research progress of arc additive manufacture technology[J]. Materials,2021, 14(6): 1415.

[8] GUO J, WANG Y, WANG Y, et al. Simulation study on the energy utilization efficiency of a turbine impeller based on a selective laser melting process[J]. Applied Sciences, 2023,13(19):10657.

[9] DOGAN E, AY M, KURTULMUS M, et al. Effects of welding parameters on the angular distortion of welded steel plates[J]. Open Chemistry, 2022, 20(1): 417-423.

[10] CAO H, HUANG R, YI H, et al. Asymmetric molten pool morphology in wire-arc directed energy deposition: evolution mechanism and suppression strategy [J]. Additive Manufacturing, 2022, 59: 103113.

[11] CHAUDHARY C S, KHANNA P. Effect of welding parameters on angular distortion of submerged arc welded low carbon steel plates[J]. IOP Conference Series: Materials Science and Engineering, 2021,1126(1):012015.

[12] GAO S, TAN Z, LAN L, et al. Effects of geometrical size and structural feature on the shape-distortion behavior of hollow Tialloy blade fabricated by additive manufacturing process[J]. Journal of Laser Applications, 2020, 32(3): 032005.

[13] LI C, ZHAI H, LIU Z, et al. Suppressing welding deformation instability of vacuum vessel considering external restraint and welding sequence[J]. Fusion Engineering and Design, 2023, 196: 114007.

[14] WU H, GUO Y, XU H, et al. Investigation of angular deformation control for T-joint rib using multi-point constraint method[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2024, 213: 108385.

[15] LAM N, JOHANNES B, RAMEEZ I, et al. Analysis and compensation of shrinkage and distortion in wire-arc additive manufacturing of thin-walled curved hollow sections[J]. Additive Manufacturing,2021,47:102365.

[16] VELAGA K S, RAVISANKAR A. Finite element based parametric study on the characterization of weld process moving heat source parameters in austenitic stainless steel[J]. International Journal of Pressure Vessels and Piping, 2017,157:63-73.

[17] TRUPIANO S, BELARDI V G, FANELLI P, et al. A semianalytical method for the calculation of double-ellipsoidal heat source parameters in welding simulation [J]. IOP Conference Series:Materials Science and Engineering, 2022, 1214 (1):012023.

[18] YU R, GUO S, HUANG Y, et al. Prediction of variable-groove weld penetration using texture features of infrared thermal images and machine learning methods[J]. Journal of Materials Research and Technology, 2023, 23: 1039-1051.

[19] ZHOU H, WANG J, ZHANG H, et al. Prediction and mitigation of out-of-plane welding distortion of a typical block in fabrication of a semi-submersible lifting and disassembly platform[J]. Marine Structures, 2021, 77: 102964.

[20] XIE D, ZHAO J, LIANG H, et al. Cause of angular distortion in fusion welding: asymmetric cross-sectional profile along thickness[J]. Materials, 2018,12(1):58.

基金项目

国家重点研发计划项目 (2022YFE122600)

收稿及录用日期

收稿日期：2024-02-05; 录用日期：2024-03-04

通讯作者

杨光 (1978-), 男，教授，博士，主要从事增材制造方面的研究，联系地址：沈阳航空航天大学机电工程学院 (110136),E-mail: yangguang@sau.edu.cn