增材制造 (additive manufacturing, AM) 是一種將離散材料逐點(diǎn)逐層累積形成三維實(shí)體的加工方法 [1]。與激光增材制造和電子束增材制造相比，電弧增材制造 (wire arc additive manufacturing, WAAM) 由于其沉積效率更高、成本更低而廣泛應(yīng)用于航空航天等先進(jìn)領(lǐng)域 [2-3], 在大型和超大型零件快速制造領(lǐng)域具有較大的應(yīng)用前景 [4]。對于大尺寸的結(jié)構(gòu)件，通常將整個(gè)結(jié)構(gòu)件分段成形后再對各分段進(jìn)行成形連接 [5]。然而，值得注意的是，電弧增材連接過程中較大的熱輸入以及升溫和降溫的循環(huán)交替將不可避免地導(dǎo)致結(jié)構(gòu)件產(chǎn)生較大的變形 [6], 這對結(jié)構(gòu)件的尺寸精度和力學(xué)性能是不利的 [7]。

在增材連接中，參數(shù)優(yōu)化與工藝改進(jìn)是改善成形質(zhì)量、控制結(jié)構(gòu)件變形常用的方式 [8]。Dogan 等 [9] 研究了保護(hù)氣體流量、焊條擺動(dòng)、焊槍角度對鋼板連接時(shí)角變形的影響，但其只是定性分析了這幾種因素對角變形的影響。Cao 等 [10] 針對電弧定向能量沉積提出了一種交替掃描的方法，可以有效地提高結(jié)構(gòu)件的成形質(zhì)量，然而此方法對于抑制結(jié)構(gòu)件的變形作用較小。Chaudhary 等 [11] 研究了送絲速度、電壓和焊接速度對結(jié)構(gòu)件采用埋弧焊連接時(shí)角變形的影響，并給出了產(chǎn)生變形最小的具體參數(shù)，不過此參數(shù)僅適用結(jié)構(gòu)件埋弧焊的連接。增加約束條件也常被用于控制結(jié)構(gòu)件的變形 [12]。Li 等 [13] 針對結(jié)構(gòu)件變形較大的位置設(shè)置了多種約束方案，研究了約束點(diǎn)數(shù)量和約束去除順序?qū)ψ罱K變形的影響。Wu 等 [14] 提出了一種多點(diǎn)陣列約束的方法，有效地控制了 T 形接頭肋板的連接變形，然而約束力的增大和約束位置的增多都會(huì)引起較大的殘余應(yīng)力。此外，變形補(bǔ)償也是控制結(jié)構(gòu)件變形的一種有效方式。Lam 等 [15] 通過有限元模型分析了具有不同橫截面和曲率半徑的彎曲空心截面的收縮和變形，提出并驗(yàn)證了一種補(bǔ)償薄壁空心件收縮變形的方法，可是此方法僅適用于薄壁空心件。目前，針對坡口構(gòu)型對增材連接件進(jìn)行變形補(bǔ)償?shù)难芯枯^少，對于增材連接件角變形的變形補(bǔ)償，大多采用經(jīng)驗(yàn)法，可重復(fù)性差，難以滿足高精度的要求。

為了提高連接件的尺寸精度，本工作運(yùn)用 Abaqus 有限元分析軟件，采用熱彈塑性有限元計(jì)算方法，基于 WAAM-TIG 技術(shù)研究了增材成形連接件的坡口構(gòu)型和連接尺寸對增材連接件角變形的影響，獲得了不同坡口角度和厚度的模型在增材成形連接后其產(chǎn)生的角變形的大小，并通過具體實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了仿真結(jié)果，再根據(jù)總結(jié)的變形規(guī)律，對連接件實(shí)施預(yù)變形，實(shí)現(xiàn)了對增材連接結(jié)構(gòu)件變形的有效控制。

1、模型建立

1.1 熱源模型

熱源模型的正確選擇可以保證增材沉積過程溫度場、應(yīng)力場計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。熱源主要分為體熱源和面熱源，其中體熱源主要有半球形體熱源、橢球形體熱源、雙橢球形體熱源、旋轉(zhuǎn)體體熱源，圓柱體熱源、圓錐體熱源等；面熱源主要是高斯平面熱源。

考慮到實(shí)際連接過程中電弧的不對稱性，Goldak 提出的雙橢球熱源最符合模擬 TIG 連接時(shí)熱源的真實(shí)形狀 [16], 適用于厚板連接的數(shù)值分析 [17]。本工作選擇雙橢球熱源模型用于模擬電弧增材連接過程。熱源模型如圖 1 所示（圖 1 雙橢球熱源模型 Fig. 1 Double ellipsoidal heat source model）。

雙橢球熱源是由 2 個(gè)四分之一的橢球組成，模型前半部分橢球的體熱流密度分布為:

模型后半部分橢球的體熱流密度分布為:

式中：a、b、cf、cb為橢球形狀參數(shù)；q0為有效熱輸入功率；ff、fb為模型前后橢球的能量分配系數(shù)。

1.2 仿真模型

利用 Abaqus 有限元軟件建立增材連接數(shù)值模型，并通過 “model change” 技術(shù)模擬增材連接過程，選擇增材連接構(gòu)件的材料為 TA15, 其熱物性參數(shù)如表 1 所示。

表 1 TA15 鈦合金的部分熱物性參數(shù) Table 1 Some thermophysical parameters of TA15 titanium alloy

綜合考慮模擬精度和效率，對有限元模型的不同區(qū)域 (連接區(qū)、熱影響區(qū)、基材區(qū)) 設(shè)置不同的網(wǎng)格單元尺寸，其單元類型為 C3D8T, 包括 25600 個(gè)六面體單元。網(wǎng)格劃分示意圖如圖 2 所示, 圖 2 所示是本工作所使用的仿真模型之一，其模型尺寸為 100 mm× 60 mm×5 mm, 坡口角度為 90°。本工作對自由狀態(tài)下 (無夾具) 的試樣進(jìn)行模擬仿真，掃描方式為沿 Y 方向單向掃描，環(huán)境溫度設(shè)置為 20 ℃, 材料的輻射率設(shè)置為 0.3, 對流換熱系數(shù)為 20 W/（m2.℃） 掃描間隔時(shí)間設(shè)置為 60 s。

2、實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，本工作采用如圖 3 所示電弧增材連接設(shè)備進(jìn)行連接實(shí)驗(yàn), 連接試樣的材質(zhì)為 TA15, 連接件幾何尺寸如圖 3 (b) 所示。在電弧電流 170 A, 電弧掃描速度 3 mm/s, 送絲速度 1.5 m/min 的情況下，對試樣進(jìn)行連接。實(shí)驗(yàn)所使用的電弧增材連接設(shè)備每填充一層約為 2 mm, 因此，增材連接數(shù)值模擬分層厚度為 2 mm。實(shí)驗(yàn)過程中，將連接試樣置于工作臺(tái)上，未設(shè)置夾具進(jìn)行約束。

為了驗(yàn)證仿真方法和結(jié)果的準(zhǔn)確性和有效性，分別對比試樣連接過程中的溫度變化和連接后的變形。其中，實(shí)驗(yàn)過程中測溫點(diǎn)選擇為如圖 4 所示的 T 點(diǎn)。為了對比連接過程橫向收縮應(yīng)力和縱向收縮應(yīng)力所引起的變形，本工作選擇平行于連接區(qū)縱向路徑 Ⅰ 的變形和垂直于連接區(qū)橫向路徑 Ⅱ 的變形分別與仿真結(jié)果進(jìn)行對比，對比路徑如圖 4 所示。

圖 5 所示是連接過程中熱電偶測得的溫度曲線和仿真得到的溫度曲線對比圖。由圖 5 (a) 可以看出實(shí)驗(yàn)和仿真得到的溫度曲線的整體趨勢一致，由于熱積累的增加，測溫點(diǎn)位置的溫度周期性增大。圖 5 (b) 是測量點(diǎn)所測得的每層的峰值溫度對比圖，測溫點(diǎn)測得的 3 個(gè)波峰溫度偏差分別為 6.5%、1.6%、5.6%, 表明本工作的仿真方法可以準(zhǔn)確預(yù)測增材連接過程的溫度場。

試樣連接完成以后，采用三維坐標(biāo)測量機(jī)對連接試樣如圖 4 所示的兩條路徑進(jìn)行坐標(biāo)測量，獲得試樣縱向和橫向的變形情況，圖 6 所示即兩條路徑上的各點(diǎn)位在 Z 向的位移對比圖。

對比圖 6 可以發(fā)現(xiàn)，連接試樣橫向上的變形要遠(yuǎn)大于縱向上的變形。路徑 Ⅰ 方向的變形表現(xiàn)為中間凹陷、兩端翹曲的縱向彎曲變形，受連接方向的影響試樣連接起始位置比結(jié)束位置的位移要低 0.34 mm; 路徑 Ⅱ 上所采集點(diǎn)位的變形是明顯的角變形，連接件在此路徑上的變形近似呈 V 形，兩端基本對稱。模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果變化趨勢相同。

3、影響因素分析

增材連接時(shí)坡口構(gòu)型、連接尺寸均會(huì)影響連接構(gòu)件的變形，從而影響尺寸精度，本工作采用數(shù)值模擬方法分別研究坡口構(gòu)型、連接尺寸對連接構(gòu)件變形的影響規(guī)律。在連接過程中，試樣的變形主要表現(xiàn)為角變形，為了便于對比，本工作采用角變形α（α=α₁+α₂）作為連接構(gòu)件 Z 方向上變形的評價(jià)指標(biāo)。通過分析可以判斷出，連接試樣 X 方向尺寸的改變只能影響連接試樣 X 方向兩端的位移，不影響角變形 α 的大小。連接試樣的厚度方向 (Z 方向) 尺寸的改變以及連接區(qū)域坡口角度的改變，都會(huì)直接影響連接區(qū)域的橫向收縮 (即角變形)。平行于連接區(qū)方向 (Y 方向) 的尺寸改變會(huì)導(dǎo)致連接區(qū)域長度的增加，使掃描路徑變長，進(jìn)行影響殘余應(yīng)力的累積，也會(huì)對連接試樣的變形產(chǎn)生影響。角變形示意圖如圖 7 所示。

3.1 坡口構(gòu)型影響

角變形的產(chǎn)生是增材連接過程中應(yīng)力累積的結(jié)果，坡口構(gòu)型直接影響著連接試樣的應(yīng)力分布和應(yīng)力累積。本工作針對 V 形坡口連接試樣的坡口構(gòu)型 (連接區(qū)厚度、坡口角度) 進(jìn)行了模擬研究。在增材成形連接的過程中，坡口角度過大會(huì)增大連接試樣的變形；坡口角度過小所造成的最直接的問題是熔深不足，熔深不足會(huì)導(dǎo)致連接區(qū)強(qiáng)度較低 [18]。以厚度為 7 mm, 坡口角度 90° 的模型為例，圖 8 (a) 所示是其連接完成后在厚度方向上的位移云圖，圖 8 (b) 所示為其殘余應(yīng)力的分布情況。根據(jù)仿真結(jié)果可以得到增材連接后試樣各個(gè)位置 Z 方向上的位移，再通過位移來計(jì)算模型的角變形。

由圖 8 可以觀察到，模型變形的主要表現(xiàn)形式為角變形，且其較大的殘余應(yīng)力集中連接區(qū)及熱影響區(qū)。從應(yīng)力的角度分析，產(chǎn)生角變形的原因是連接區(qū)及熱影響區(qū)的材料在劇烈的溫度變化下產(chǎn)生應(yīng)力進(jìn)而發(fā)生應(yīng)變，由于模型的上下表面的橫向收縮程度不同，導(dǎo)致角變形的出現(xiàn)。

為了研究坡口構(gòu)型對連接試樣角變形的影響，設(shè)置不同的連接厚度和坡口角度獲得連接件的角變形如圖 9 (a) 所示。為了研究連接過程連接區(qū)應(yīng)力演化規(guī)律，提取連接區(qū)某點(diǎn)應(yīng)力變化歷程如圖 9 (b) 所示, 考慮到大的殘余應(yīng)力集中分布在連接區(qū)域，其連接區(qū)最底層所經(jīng)歷的熱循環(huán)最多，因此選擇不同厚度的模型的黃色點(diǎn)位處進(jìn)行應(yīng)力分析。

由圖 9 (a) 可知，坡口角度一定時(shí)，厚度越大，模型的角變形越大，角變形的增長速率隨著厚度的增加而逐漸減小。同一厚度的模型，連接試樣的角變形隨著坡口角度的增大而增大。圖 9 (b) 可以觀察到，連接層數(shù)較少時(shí) (1~3 層), 此點(diǎn)位的應(yīng)力變化幅值較大，應(yīng)力由拉伸應(yīng)力和收縮應(yīng)力交替變化，隨著連接層數(shù)的增加，此點(diǎn)的應(yīng)力變化幅值明顯減小，最終表現(xiàn)為拉伸殘余應(yīng)力。連接過程中連接區(qū)應(yīng)力的變化受溫度影響，隨著升溫和降溫過程的交替進(jìn)行，應(yīng)力在不斷地積累和釋放。可以推斷出，坡口角度和厚度越大，連接試樣連接區(qū)各位置所經(jīng)歷的溫度變化過程越復(fù)雜，模型的殘余應(yīng)力和角變形也越大。

3.2 連接尺寸影響

連接試樣長度的變化 (Y 方向長度增加), 會(huì)改變連接區(qū)每層所需要的掃描時(shí)間，使得增材連接過程產(chǎn)生的熱積累和熱應(yīng)力也隨之變化。圖 10 (a) 為厚度為 5 mm、坡口角度 90° , 長度分別設(shè)置為 50、100、200 mm 的模型連接后產(chǎn)生的角變形。圖 10 (b) 是不同長度的模型沉積完成后，模型縱向各位置上的變形情況。

由圖 10 不同長度增材構(gòu)件連接變形對比可知：連接尺寸的改變對角變形的影響很小，長度 100 mm 和 200 mm 的模型相較于長度為 50 mm 模型的角變形僅相差 2.8% 和 4.6%。對縱向上試樣的尺寸精度影響較大，長度 100 mm 和 200 mm 的模型相較于長度為 50 mm 模型的位移最大值處相差 48.7% 和 120.5%。試樣角變形的影響因素主要是坡口構(gòu)型的選取，與連接尺寸無關(guān)。

4、變形調(diào)控

獲得坡口構(gòu)型對角變形的影響規(guī)律后，研究預(yù)變形角度與坡口構(gòu)型的關(guān)系，其原理圖如圖 11, 通過對連接試樣實(shí)施預(yù)變形，使其在連接后產(chǎn)生的角變形可以與預(yù)變形的角度相抵消，從而提高連接件的尺寸精度 [19]。

Xie 等 [20] 研究發(fā)現(xiàn)，角變形與填充區(qū)的金屬性能、塑性變形區(qū)的長度以及橫截面輪廓沿厚度的不對稱性 (即坡口構(gòu)型) 有關(guān)，但其只是定性地分析了影響角變形大小的幾種因素。如何設(shè)置增材連接構(gòu)件的預(yù)變形量是實(shí)現(xiàn)增材連接高精度成形的關(guān)鍵。根據(jù)前文分析獲得連接試樣厚度、坡口角度對角變形的影響，建立預(yù)測模型 (圖 12), 為增材連接預(yù)變形的選擇提供依據(jù)。

因此，在本工作設(shè)置載荷及邊界條件下，僅考慮坡口角度、厚度兩個(gè)影響因素時(shí)，TA15 鈦合金連接試樣在增材成形連接后其角變形大小符合公式:

z = ax + y^b + c（3）

式中：z為角變形，（°）；x為坡口角度，（°）；y為試樣連接區(qū)厚度，mm；a=0.042 是坡口角度對角變形的影響；b= 0.736 是厚度對角變形的影響；c=-4.217 是由坡口角度和厚度共同決定的常數(shù)。此公式適用于TA15合金V形坡口連接件連接后的角變形預(yù)測。

為了驗(yàn)證預(yù)變形預(yù)測模型的準(zhǔn)確性，本工作選擇坡口角度 90°, 厚度分別是 10 mm 和 15 mm 的連接試樣進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，通過三坐標(biāo)測量機(jī)獲得連接試樣的變形數(shù)據(jù)和角變形，并與預(yù)變形預(yù)測模型的結(jié)果進(jìn)行對比。其中連接實(shí)驗(yàn)試樣的變形如圖 13 所示。

當(dāng)坡口角度為 90°, 厚度為 10 mm 和 15 mm 時(shí)，由實(shí)驗(yàn)獲得增材連接構(gòu)件的角變形分別為 5.25° 和 7.01°。通過預(yù)變形預(yù)測模型獲得相同條件下連接構(gòu)件的角變形為 5.01° 和 6.90°, 兩組連接試樣的偏差分別是 4.6% 和 1.5%, 表明本工作建立的增材連接預(yù)變形預(yù)測模型可準(zhǔn)確預(yù)測增材連接構(gòu)件的變形。

利用仿真來證明施加預(yù)變形是提高增材連接構(gòu)件的尺寸精度的有效手段。建立兩個(gè)坡口角度 90°、厚度 8 mm 的模型，一個(gè)施加預(yù)變形，另一個(gè)未施加預(yù)變形，兩個(gè)模型的仿真結(jié)果對比圖如圖 14 所示。

在沒有施加預(yù)變形時(shí)，仿真的角變形結(jié)果為 4.63°, 施加預(yù)變形后，仿真的結(jié)果為 0.34°。對比兩組數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，預(yù)變形的施加減少了連接試樣 92.6% 的角變形，實(shí)現(xiàn)了對連接試樣角變形的有效控制。

5、結(jié)論

(1) V 形坡口的試樣增材成形件進(jìn)行連接時(shí)，在坡口角度 90°、連接厚度 5 mm 的情況下，連接區(qū)的長度由 50 mm 改變?yōu)?100 mm 和 200 mm 后，角變形僅變化 2.8% 和 4.6%, 連接尺寸對角變形影響很小。

(2) 研究了增材連接試樣坡口角度、連接件厚度對連接構(gòu)件變形的影響，發(fā)現(xiàn)坡口角度、連接件厚度的增加都會(huì)促進(jìn)角變形的增大。坡口角度一定時(shí)，角變形的增長速率隨著厚度的增加而逐漸減小。建立了坡口角度和連接件厚度耦合的預(yù)變形預(yù)測模型，其模型表達(dá)式為 z = ax + y^b + c，其 中 a=0.042，b=0.736，c=-4.217, 并通過增材連接實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了預(yù)測模型的準(zhǔn)確性。

(3) 為實(shí)現(xiàn)增材連接構(gòu)件變形的有效調(diào)控，基于預(yù)變形預(yù)測模型在增材連接前通過設(shè)置相應(yīng)的預(yù)變形量，實(shí)驗(yàn)獲得連接后構(gòu)件的角變形僅為 0.34°, 結(jié)果表明增材連接時(shí)通過施加一定的預(yù)變形量可有效提高連接構(gòu)件的尺寸精度。

參考文獻(xiàn)

[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，黃如峰，曹華軍，等?；?CMT 的鈦合金電弧增材制造技術(shù)研究現(xiàn)狀與展望 [J]. 中國表面工程，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，蘇亞東，吳斌。增材技術(shù)在飛機(jī)結(jié)構(gòu)研制中的應(yīng)用 [J]. 航空制造技術(shù)，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.

基金項(xiàng)目

國家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目 (2022YFE122600)

收稿及錄用日期

收稿日期：2024-02-05; 錄用日期：2024-03-04

通訊作者

楊光 (1978-), 男，教授，博士，主要從事增材制造方面的研究，聯(lián)系地址：沈陽航空航天大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院 (110136),E-mail: yangguang@sau.edu.cn