钛合金带筋框构件激光熔化沉积-热拉弯复合成形机理与多工艺联合仿真研究，揭示多工序温度应力传递规律及筋条结构对成形精度与回弹特性的调控机制

引言

框类构件作为飞行器主承力结构件是保证飞机安全性和可靠性的关键部件[1-4]。此类构件通常包含承担主要载荷传递功能的框架主体，以及提供局部连接和安装接口的筋条结构。随着对飞行器性能要求的进一步提高，具有局部高筋特征的非等截面框类构件整体化制造成为趋势[5-6]。在传统制造方法中，这类零件的预成形件主要采用锻造和热拉弯工艺制成[7-8]。由于受到锻造设备吨位和尺寸限制，大型构件常采用分段锻造后焊接连接的方法。近年来，增材与传统塑性成形技术相结合的复合制造技术在航空航天领域得到广泛关注[9-11]。如将旋压成形与电弧熔丝增材制造相结合，通过在旋压薄壁筒段内壁实施电弧增材制造(图1a和图1b)，实现高筋、凸台等复杂局部特征的一体化成形[12];渐进成形与选择性激光烧结工艺相结合，通过对板料进行局部增材增厚(图1c)，提升毛坯刚度，可提高零件成形精度[13];翻边与激光增材制造相结合，通过局部增材预先增厚待翻边区域(图1d)，为后续精密加工(如螺纹加工)创造条件，同时增强构件的耐磨性[14]。这些研究为复合制造技术在提升制造效率、降低成本方面的发展提供了思路。

将型材热拉弯与局部筋条增材制造相结合，可以发挥增材制造在局部特征构建的灵活性以及热拉弯在快速批量化生产的优势，为非等截面框类构件的高效制造提供了新思路。在增材制造-热拉弯复合制造工艺中，温度场和应力场均存在复杂的传递与叠加效应。激光增材过程产生的残余应力可能会影响后续热拉弯的变形行为，而型材几何特征的改变又会影响热拉弯自阻加热期间温度分布，这些因素的耦合作用势必影响最终构件的成形精度。因此，建立涵盖制造全流程的数值模拟方法，有助于深入分析工序间的相互作用机理并指导工艺参数优化[15]。

ZHAO H等[16]分别采用“生死单元”和“渐进单元激活”方法建立了钛合金激光增材制造的数值模拟。通过将两种方法模拟结果和实验结果进行对比，验证了该两种方法的准确性。陈树君等[17]通过建立增减材联合仿真方法，揭示了电弧增材阶段的应力累积特征及后续铣削过程残余应力释放、再分布与二次变形规律。结果表明残余应力峰值位置会迁移并降低，铣削引起构件二次变形，呈两端大、中间小，为变形调控提供依据。余天锡等[18]建立了铝合金激光增材制造的三维流体传热有限元模型，研究了激光功率和扫描速度对熔池形貌及温度场的影响，发现重力、反冲压力和马兰戈尼效应共同影响熔池行为，并确定了6061铝合金的最优工艺参数为功率为86W、扫描速度为1300mm·s^-1。刘倩等[19]系统研究了冷金属过渡电弧增材制造中焊接速度和送丝速度对高强钢焊道几何轮廓的影响，送丝速度是影响焊道形貌的主要因素，并建立了不同轮廓形状下的最优拟合模型。PARRY L等[20]研究了Ti-6Al-4V合金单层激光粉末床熔融工艺中残余应力的演变过程。采用Goldak双椭球体模拟了激光束的加热效应，结果表明，扫描路径的选择影响残余应力的分布和量级。BARATHKMD等[21]对电弧增材制造工艺模拟进行了回顾,表明热机械有限元模型可以有效预测温度场演变(25~1725K)和残余应力分布，其中在纵向上观察到高达1000MPa的拉应力，而在基材中则以压应力为主。上述研究为预测增材制造中的温度分布和应力演变提供了有效方法。为实现复合制造的多工艺模拟，有必要进行进一步研究并将其应用于后续的成形过程模拟。

在热拉弯工艺中，自阻加热和高温塑性变形是两个关键环节。针对自阻加热过程，YANAGIMOTO J等[22]研究了Ti-6Al-4V合金和CP2合金等多种金属板料的电流密度、加热时间和温升速率之间的定量关系，其中Ti-6Al-4V合金由于具有较高的电阻率而表现出最快的升温特性。在变形行为研究方面，ASTARITA A等[23]利用Deform-3D软件平台，建立了等温条件下U形截面钛合金型材热拉弯蠕变过程的数值模型，结果显示应力松弛时间对截面应力分布具有显著影响，经过20min的应力松弛后，型材截面内外侧的应力水平分别降低了87%和90%。夏源渊等[24]对铸造Ti-6Al-4V开展了电脉冲处理实验，研究了电流密度、频率及通电时间对组织与性能的影响。结果表明电脉冲可在较低温度、短时间内细化晶粒，促使等轴组织向双态或网篮组织转变，综合力学性能得到改善。LIY等[25]开发了融合高温下钛合金蠕变和粘塑性机制的模型。该模型考虑了基于微观结构的背应力和应变速率相关的应力敏感性，在预测拉伸、蠕变和应力松弛行为时的误差为4.9%。对于薄壁钛合金部件的热成形，与单一机制模型相比，该模型将回弹预测误差降低了71.8%~90.8%。

现有研究大多针对单一工序进行分析，缺乏对激光增材制造与热拉弯复合工艺全流程的系统研究。增材制造引入的残余应力、型材增筋后几何结构的变化等因素对后续热成形过程的影响机理尚不明确，这使得工艺参数的优化设计缺乏有效的理论支撑。

为了将激光沉积制造的无模具化的灵活性和热拉弯的快速批量化制造优势结合起来，本文提出了一种新的复合制造工艺链，如图2所示。该工艺链首先采用激光熔化沉积(Laser Melting Deposition,LMD)技术在U形截面型材局部制造筋条结构，随后施加大电流实现工件的快速升温，当零件升温至成形温度后，再通过热拉弯(Hot Stretch Bending，HSB)工艺使增筋后的型材整体曲面成形。

在这种复合制造工艺中，型材基体的曲面特征和增材后的非均匀截面显著影响了各工序的温度分布和应力变化。在增材制造阶段，材料经历的瞬时加热与冷却会在构件内部形成显著的温度不均匀，容易导致型材变形和应力累积[26-28]。该问题在曲面基板上更为突出，凹形曲率对热流路径和散热边界条件的改变可能导致温度场差异，进而影响残余应力的累积过程，并可能使应力分布更加复杂。在自阻加热过程中，带筋结构改变了型材的截面形状，不均匀的几何结构使电流密度和温度分布更为复杂[30-31]。热拉弯成形中，温度梯度分布与不均匀截面的共同作用使材料流动表现出明显的变形不均匀性，在后续应力松弛过程中持续影响残余应力的重分布，而构件的回弹特性受控于这一复杂的残余应力场，因此成形精度的有效控制需充分考虑此影响机制。

为了预测复合制造过程中的多物理场演化规律并优化工艺参数,建立了包含3个主要模块的全流程数值模拟方法，通过温度场和应力场的传递机制实现模块间的数据映射，确保仿真过程的连续性。图3展示了全流程仿真中各模块之间的数据传递流程:

(1)激光熔化沉积模块:建立热-力耦合模型，通过模拟局部增筋过程，分析沉积过程的热循环特征，计算温度场和残余应力分布。

(2)自阻加热模块:将带筋直型材导入电-热耦合模型，考虑筋条引起的截面变化对温度场和电流密度分布的影响，计算加热过程中的温度场分布，获得非等截面型材在工艺温度区间下的温度分布特征。

(3)热拉弯模块:将沉积获得的残余应力和自阻加热获得的温度信息传递至热拉弯热-力耦合模型中,以计算型材在热拉弯及应力松弛过程中的变形、应力演化和最终回弹量。

1、实验过程

1.1激光熔化沉积

使用激光熔化沉积设备(BLT-C1000，2000 W Yb-fibre激光发生器)进行U形截面TC4钛合金型材的局部沉积增筋，型材长度为1m，截面几何尺寸如图4所示。整个实验在氩气氛围中进行，氧含量小于50ppm。所使用的Ti-6Al-4V合金粉末化学成分如表1所示，工艺参数如表2所示。增筋后的实验件如图5a所示。

表1 Ti-6Al-4V合金粉末的化学成分(%，质量分数)

Tab.1 Chemical composition of Ti-6Al-4V alloy powder(%, mass fraction)

表2复合制造工艺中的加工参数

Tab.2 Processing parameters in hybrid manufacturing process

1.2自阻加热与热拉弯

带筋型材的热拉弯成形在自主设计的热拉弯成形实验平台上进行，如图5b所示。该平台主要由最大张力为50kN的数控拉弯机、最大电流为10000A的自阻加热系统组成。成形工艺参数如表3所示。

表3复合制造工艺中热拉弯工艺参数

Tab.3 Process parameters of hot stretch bending in hybrid manufacturing processes

热拉弯成形主要分成3个步骤:自阻加热、热拉弯和应力松弛。首先对型材通电，约7min使型材表面中心的温度升高到成形温度(710℃)。型材整体温度趋于稳定后，使用Fotric226s热像仪测量并记录筋条温度和型材长度方向的温度分布。随后，拉弯机将型材预拉伸0.4%，按照设计的运动轨迹对型材进行拉伸包覆。型材与模具完全贴靠后，夹钳保持位置不动，自阻加热系统控制型材温度保持在710℃，进行30min的应力松弛。最终型材按照预定的控温程序降温，拉伸油缸随动以消除型材的收缩变形，最终型材冷却至室温。图5b为最终的成形试验件。使用FreeSCAN X3手持式三维扫描仪对成形后的验证样件进行几何轮廓测量，并将测得的实际模型与设计模型进行对比，从而确定回弹变形量。

1.3残余应力检测

为了表征激光熔化沉积增筋后型材中的残余应力分布，采用配备Cu-Kα辐射源(波长λ=1.542nm)的Proto-LXRD应力分析仪进行测量。分析仪工作电压为30kV，电流为25mA，衍射角为142°，根据标准GB/T7704-2017[32]，采用双探测器固定倾角法(入射束相对试样表面法线的倾角β=35°，摆动角为3°，曝光10次)。如图6所示，在型材的左侧、右侧和底面的代表性位置进行测量，每个点重复测量3次。

2、复合制造多工艺联合仿真方法

2.1激光熔化沉积工步仿真

在激光熔化沉积的热力单向耦合特性下，采用顺序耦合方法可有效计算温度场与应力场[31-34]。ABAQUS仿真中，生死单元法虽能准确模拟材料逐层沉积且已获实验验证，但存在前处理复杂、参数调整需重构分析步等效率问题。而且新激活单元与热源已扫描区域间的温度跃变会在单元界面产生瞬态高温度梯度，引发较大的应力集中现象，与实际过程不符[36-37]。针对这些问题，本研究采用渐进单元激活技术进行建模，来规避此类数值震荡问题[16]。

整个模型分为U形截面型材(基板)和增材区域两部分，如图7所示。增材区域按照实际工艺路径依次划分为3个沉积段，按顺序逐段进行沉积仿真。增材区和界面附近基板区域的单元尺寸为1mm 1mmx1mm，远离温度剧烈变化区域的网格尺寸逐渐增加，以平衡计算效率与精度。热源采用双椭球模型，传热分析和应力分析分别采用DC3D8和C3D8R单元。

激光熔化沉积中使用的Ti-6Al-4V合金温度相关材料属性列于表4[37]中。已有研究表明，增材制造残余应力预测中，材料塑性参数的温度依赖性对最终残余应力分布影响较小[38-40]，以此为参考，本文仿真模型中简化为使用室温屈服强度(850MPa)进行计算。

表4 Ti-6Al-4V合金温度相关材料属性[37]

Tab.4 Temperature-dependent material properties of Ti-6Al-4V alloy

2.2自阻加热工步仿真

热拉弯过程中,采用自阻加热使型材快速升温至成形温度。仿真对象为截面积为1837mm2的U形截面带筋型材(如图8所示，含3个筋条)。材料参数(密度、热导率、比热容和电阻率)均考虑温度依赖性[41-43]。电热耦合仿真的关键边界条件设置如图8所示:电学边界为沿型材长度方向的电流输入与零电势约束;热学边界涵盖型材表面自然对流、外表面对环境的辐射以及U形槽内表面之间的辐射。

2.3热拉弯工步仿真

热拉弯成形作为复合成形工艺的最终环节,仿真模型包含型材、模具和夹钳3部分(图9)。网格划分上,型材和模具采用热-力耦合六面体单元C3D8RT，网格尺寸分别为1~3mm和5mm;夹钳简化为四边形离散刚体单元R3D4，网格尺寸为5 mm。材料本构考虑激光沉积筋条与挤压型材基体的温度相关塑性行为和应力松弛特性[44-45]。

热拉弯仿真分为热拉弯、应力松弛和回弹3个阶段。将激光沉积增筋残余应力场和自阻加热温度场作为热拉弯仿真的初始条件。热拉弯阶段使用热-力耦合动态显式分析步，设计的夹钳运动轨迹作为夹钳的移动边界条件，同时对模具施加固定约束。应力松弛阶段采用粘性分析步，将热拉弯计算后的应力场、应变场和温度场作为初始场，删除夹钳和模具，并对型材整体施加固定约束。回弹阶段采用热-力耦合分析步，将应力松弛计算结果作为预定义初始状态场，仅对型材对称面施加固定约束。

3、结果

3.1激光熔化沉积过程温度与应力演化

激光功率为900W时的温度场分布如图10所示，热量分布呈现明显的各向异性。在第1阶段沉积过程中(图10a)，激光作用区域温度超过熔点(1650℃)，熔池周围形成明显的温度梯度，型材表面呈现同心圆状温度分布，热影响区域约为熔池直径的3~4倍。沉积完成后(图10b)，筋条区域温度维持在300~400℃，型材表面温度梯度约为50℃·cm^-1;第3阶段沉积进行时(图10c)，累积的热量使底部筋条温度升至500~600℃;沉积结束5 min后(图10d)，温度场趋于稳定。筋条表面温度为220~250℃，型材表面形成了对称的温度分布。

选取型材上边缘(P1)、型材底面中心(P2)和增材内壁中心(P3)3个特征点(图11a)进行温度历程分析(如图11b所示)。P1在第1阶段沉积时达到峰值温度，第2阶段沉积过程中因距离激光较远呈现轻微振荡，第3阶段沉积时，由于激光逐渐接近并产生热量累积，振荡幅度逐步增大。P2在第3阶段沉积过程中达到最高温度，随后受邻近层的热传导影响，随着激光逐渐远离，温度呈现振荡下降趋势。P3与P1类似，在第1阶段沉积时达到峰值，但因更接近后续扫描路径，在第3阶段沉积时较P1更早出现显著的温度振荡。各测量点的温度演化模式取决于其与激光扫描路径的空间位置关系。

如图12所示，增材区域的残余应力呈现双峰正态分布，残余应力从筋条内部向外逐渐增大。高应力区(500~600MPa)占筋条体积的10.9%，主要分布在增材区近表面，呈现上窄下厚的形态，在型材与增材界面附近达到最大厚度(1.88mm)，这种分布特征与热循环过程中的约束状态和变形累积有关。

图13为残余应力测量值与仿真值的对比。测量点(点1~点12)按图6所示分布于试样表面。仿真预测值与实际测量值吻合良好，仿真误差范围为12.7%~24.3%。对于高应力区域(点4~点6)的预测误差较小(12.7%~16.4%)。筋条表面残余应力呈现中心高、四周低的分布特征，型材侧面和底面检测到的残余应力明显低于筋条区域，与仿真结果一致。

3.2自阻加热过程温度演化

图14展示了典型工况条件下(电流为3300A，加热时间为900s)温度场分布的仿真结果和实验结果。在加热初期(100s)，型材表面温度升至225℃，筋条区域峰值温度为120℃。根据焦耳定律,筋条处截面积增大使局部电流密度降低,加热功率减小,且筋条热容量较大,降低了升温速率。加热进入中期阶段(400s)时，型材表面达到647℃，筋条区域温度相对较低(442~510℃)。经过900s加热后，温度场趋于稳态，型材心部达到最高温度756℃，表面最高温度为701℃，筋条温度较低为613~721℃。型材主体的升温速率明显快于筋条区域。

为验证仿真结果，进行实验测量。自阻加热实验中，经过900s恒电流加热后采集型材整体温度(图14d)。为定量表征温度分布，绘制了3个筋条的温度分布曲线并与仿真结果进行对比，如图15a所示。数据显示中心区域(横坐标35mm处)温度最低，筋条表面温度在中心处达到最小值，在坐标10和60mm处出现两个温度峰值。仿真结果与实验温度分布趋势吻合，仿真计算的温度值误差在5%以内。

提取型材长度方向的温度测量值，并与仿真结果进行对比，如图15b所示。温度分布呈现明显的周期性特征:在3个筋条位置(横坐标-250、0和250mm处)出现约70℃的局部温度降低，而筋条之间的区域保持较高的温度水平。仿真结果与测量的周期性温度波动具有良好的一致性。

3.3热拉弯过程应力和变形演化

为分析沉积增筋产生的残余应力对热拉弯成形的影响，分别在含有/不含初始残余应力两种条件下进行了仿真。图16对比了两种条件下不同阶段的应力分布。

在热拉弯前，无应力模型中的型材呈现均匀的零应力状态，而预应力模型中的型材最大残余应力为587 MPa(图16a)。热拉弯后，两种条件下都显示出相似的应力分布模式，但应力幅值存在显著差异。在无应力模型中，最大应力约为205MPa，主要集中在筋条根部和型材内部区域，筋条顶部应力相对较低(70~95MPa)。相比之下，预应力模型保持587MPa的最大应力，位于筋条侧表面，与热拉弯前状态相似。整体应力水平始终高于无应力模型，最大应力超出后者40%。与无应力模型相比，高应力区域向型材端部扩展。这表明初始残余应力不仅与热拉弯过程产生的应力叠加，还改变了整体应力分布模式(图16b)。

应力松弛后，两个模型的残余应力都显著降低。在无应力模型中，最大应力降至13.2MPa且分布均匀，筋条区域的应力水平低于型材主体。在预应力模型中，最大应力降至68.6MPa。型材在U形内表面保持较高应力水平，而与模具接触的侧面表现出相对较低的应力;在3个筋条中，中央筋条应力水平较低，两侧筋条存在较高的应力集中(图16c)。

对比分析表明，忽略初始残余应力会导致成形过程中峰值应力减小约65.1%，应力松弛后减小80.8%。如果忽略初始残余应力，会导致型材局部塑性变形和回弹行为的预测不准确。在复合工艺仿真中，需要考虑增材制造产生的残余应力对整个制造链中带来的影响。

在热拉弯初期阶段，型材发生弹性变形，未观察到塑性应变(图17a)。随着变形进行，塑性应变首先出现在中央筋条两侧的型材上，筋条本身由于局部刚度增加，并未发生塑性应变(图17b)。在型材逐渐贴合模具的过程中，塑性应变向型材两端扩展，峰值在中央筋条区域附近(图17c)。型材完全贴合模具后，塑性应变区扩展至两侧筋条附近(图17d)。最终应变分布显示，塑性变形集中在所有3个筋条附近，而型材其他区域保持相对均匀的应变水平。

图18为仿真与实验测量的回弹对比图。仿真结果显示，回弹在应力松弛初期快速降低，在20min后趋于稳定，经过40min应力松弛后，测量的回弹值为0.30mm，而仿真预测值为0.28mm，预测精度达93.3%。

4、讨论

4.1工艺参数和筋条结构对温度分布影响

4.1.1激光熔化沉积

为对比分析功率对温度场的影响，设置了500、900和1400W功率下的仿真方案(表5)。从图11a所示的3个位置(P1、P2、P3)提取温度-时间曲线如图19所示,对增材制造过程中的峰值温度和冷却速率进行定量分析。

表5仿真中设定的工艺参数

Tab.5 Process parameters setting in simulation

500 W功率下(图19a)，P1、P2和P3点的峰值温度分别为1761.22、1682.87和1822.74℃。其中， P 2 点温度仅比材料熔点(1650℃)高32.87℃，接近熔化临界值，可能导致熔化不充分或熔池稳定性差。 P 1 、 P 2 和 P 3 点冷却速率相对较高，分别为1070.76、1155.48和 919.52℃· s −1，均接近1000℃·s-。这种快速冷却现象与低功率下形成的小熔池相关。虽然有利于晶粒细化，但这种快速冷却速率可能诱导Ti-6Al-4V合金中大量 α ′马氏体的形成[46-47]，导致硬度增加但延展性降低。

在1400W功率下(图19b)，P1、P2和P3点的峰值温度分别增至2377.99、2150.17和2713.19℃。 P 3 点温度比熔点高 1063.19℃，这种过热现象可能导致熔池中低熔点组分的汽化,从而改变材料性能[48-49]。冷却速率在各点分布不均, P1 、P2 和 P3点分别为568.12、555.14和1038.12℃·s^-1。P3点同时经历了极高温度和急速冷却，这种剧烈的热历程将导致显著的热应力积累。

在900W功率下(图11b)，P1、P2和P3点的峰值温度分别为1906.34、1810.46和2224.41℃。所有测量点的温度均超过Ti-6Al-4V合金的熔点(约1650℃)160~574℃,确保了完全熔化。冷却速率表现出更为均衡的特征: P1点的冷却速率为 166.26 ∘C.s⁻¹,显著低于其他工况; P2和 P3点分别为 694.88和 715.26 ∘C.s^-1,保持在适中水平。从峰值温度和冷却速率来看, 900 W功率下的温度场特征最接近理想的工艺窗口。

4.1.2自阻加热

针对不同筋条厚度和筋条间距的 U截面型材,设计了自阻加热工艺的仿真方案,如表 6所示。

表 6 U形截面带筋型材自阻加热仿真方案(mm)

Tab. 6 Simulation schemes for self-resistance heating of U-shaped cross-section ribbed profile(mm)

图 20展示了筋条厚度(10~60 mm)对温度场的影响。带筋型材的最高温度出现在内部 (757 ∘C),不受筋条厚度变化的影响。最低温度出现在筋条上表面,图 20中的箭头指示了不同筋条厚度下的最低温度位置。筋条厚度为 10 mm时，筋条上表面的最低温度出现在矩形长边;筋条厚度为 20 mm时,上表面温度开始提升,最低温度升至 613  ∘C;筋条厚度为 30mm时,最低温度同时出现在上表面的长边和短边;筋条厚度超过 40 mm时,最低温度转移至短边区域(图 20d～图 20f)。

对筋条的最低、最高和平均温度进行统计,如图 21所示。筋条的最高温度出现在筋条与型材的连接线处。仿真结果表明,随着筋条厚度增加,筋条平均温度和最低温度呈现先上升后下降的变化趋势,而最高温度持续下降。筋条厚度为 10~30 mm时,平均温度保持在较高水平;厚度进一步增加时,平均温度持续下降。

筋条几何形状不仅影响筋条温度,还影响两侧型材区域的温度分布,造成温度不均匀分布和降温。为评估筋条几何参数对型材温度的降温影响,沿图22a中箭头所示的位置和方向提取表面温度。与等截面型材相比,筋条几何参数不仅改变自身的电流和温度分布,还影响型材沿长度方向的温度均匀性。图 22a表明,增加筋条厚度对型材产生更显著的降温效应。

为定量比较筋条几何参数对型材温度的影响范围,定义筋条对型材的降温影响长度 l δ 为:

式中: δ为筋的厚度; l t⩽t 0  为温度小于 t 0 的型材长度; t 0 为等截面型材在相同位置的温度,即 710 ∘C;t为型材温度。

图22b为筋条厚度对型材降温影响长度的影响。在10~20mm厚度范围内，降温影响长度急剧增加(30~160mm)，超出该范围后趋于稳定(100~112.5mm)。

4.2工艺参数和筋条结构对变形和回弹影响

筋条激光熔化沉积仿真的变形云图(图23a)显示，型材整体变形较小，但在筋条上边缘与基材界面处出现局部变形,最大位移为0.33 mm,呈轻微凹陷状。基于这一变形特征，可在筋条设计时预留适当的高度余量进行补偿，确保后续加工余量充足。

作为复合制造的第2阶段，热拉弯过程中的变形行为对最终构件几何形状具有决定性影响。筋条结构引入的局部截面积变化影响了型材的整体变形行为。

图23b和图23c为不同筋条厚度和间距下等效塑性应变的分布云图。总体而言,最大塑性应变区域集中分布在相邻筋条之间的外壁以及筋条根部过渡区域，筋条本身塑性变形相对较小。筋条厚度增加(25~45mm)使塑性变形区域更加集中，最大等效塑性应变值上升。筋条间距200~250mm时塑性应变分布保持相对均匀,应变峰值分布在3个筋条附近;间距增加到300mm时应变主要集中在中央筋条附近,两侧筋条附近的应变水平显著降低。

图24显示筋条结构对塑性应变峰值的影响。型材基体最大塑性应变(3.3%~4.2%)虽高于筋条最大塑性应变(1.7%~2.4%)，但筋条最大塑性应变对筋条参数变化更敏感。筋条厚度从25mm增至45mm时,筋条最大塑性应变增幅(41.2%)明显大于基体(27.3%)。筋条间距从200mm增至250mm时，型材基体的最大塑性应变从2.1%增至3.8%;筋条间距在250~300mm时最大塑性应变趋于稳定。筋条部分变化趋势相似，超过250mm后最大塑性应变趋于稳定。

图25显示筋条参数对型材长度方向塑性应变的影响。横坐标的坐标原点设置在型材中心位置,具体的坐标方向如图中左上角示意图所示。塑性应变主要集中在筋条之间的型材区域。如图25a所示,筋条厚度从25mm增加时,塑性应变从1.9%扩大至3.6%~4.1%。筋条间距虽不影响波动幅度(约3.7%)，但筋条间距增大使塑性应变分布更平缓。

图26展示了筋条参数对带筋型材热拉弯后的回弹影响。如图所示，筋条厚度从25mm增加到45mm时，回弹量随之增加，达到最大值0.248mm，这是由筋条厚度增加，在变形过程中储存更多弹性能量所致。在较小筋条间距(200mm)时，由于相邻筋条较近，局部刚度集中，导致更大的回弹。当筋条间距增加到250mm时，筋条间距与厚度之间的相互作用达到最佳平衡，回弹量达到最小;筋条间距增加到300mm时，回弹略有上升，这是由于过大间距导致应力松弛过程中的应力重新分布，造成不均匀的残余应力模式。仿真结果表明，采用较薄的筋条和250mm筋条间距可使回弹量最小。

5、结论

(1)在多工艺仿真中，激光熔化沉积增筋后残余应力预测误差范围为12.7%~24.3%，自阻加热后温度场预测误差保持在5%以内，精度水平能够满足后续仿真对初始条件的基本要求。

(2)激光熔化沉积仿真表明，900W下，测温点具有适宜的峰值温度(1810.46~2224.41℃)和冷却速率(166.26~715.26℃·s-1)，避免了500W时的熔化不充分和1400W时的组分汽化风险。在保证成形质量的前提下，选择较低的激光功率有助于降低温度梯度，减少残余应力积累。

(3)热拉弯后(应力松弛前)，塑性变形集中在相邻筋条之间的型材基体。随着筋条厚度从25mm增加到45mm,型材基体比筋条部分发生了更高的应变(3.3%~4.2%)。回弹量随筋条厚度增加而增加，在45mm时达到0.248mm，筋条间距为250mm时回弹量最小。

(4)在多工序仿真中考虑初始残余应力和温度分布提高了预测精度，回弹预测与实验测量结果吻合良好(应力松弛后预测精度达93.3%)。本研究形成的参数优化准则对控制应力分布和提高成形精度具有指导意义。

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（注，原文标题：局部带筋钛合金框激光熔化沉积-热拉弯复合成形多工艺联合仿真_吕海洋）