增材制作 (additive manufacturing, AM) 是一种将离散资料逐点逐层累积形成三维实体的加工步骤 [1]。。与激光增材制作和电子束增材制作相比，，电弧增材制作 (wire arc additive manufacturing, WAAM) 由于其沉积效能更高、成本更低而宽泛利用于航空航天等先进领域 [2-3], 在大型和超大型零件急剧制作领域拥有较大的利用远景 [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衔接 [5]。。然而，，值妥贴心的是，，电弧增材衔接过程中较大的热输入以及升和善降温的循环交替将不成预防线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机能是不利的 [7]。。

在增材衔接中，，参数优化与工艺改进是改善成形质量、节制结构件变形常用的方式 [8]。。Dogan 等 [9] 钻研了珍视气体流量、焊条摆动、焊枪角度对钢板衔接时角变形的影响，，但其只是定性分析了这几种成分对角变形的影响。。Cao 等 [10] 针对电弧定向能量沉积提出了一种交替扫描的步骤，，能够有效地提高结构件的成形质量，，然而此步骤对于克制结构件的变形作用较小。。Chaudhary 等 [11] 钻研了送丝速度、电压和焊接速度对结构件选取埋弧焊衔接时角变形的影响，，并给出了产生变形最小的具体参数，，不外此参数仅合用结构件埋弧焊的衔接。。增长约束前提也常被用于节制结构件的变形 [12]。。Li 等 [13] 针对结构件变形较大的地位设置了多种约束规划，，钻研了约束点数量和约束去除挨次对最终变形的影响。。Wu 等 [14] 提出了一种多点阵列约束的步骤，，有效地节制了 T 形接头肋板的衔接变形，，然而约束力的增大和约束地位的增多城市引起较大的残存应力。。此外，，变形赔偿也是节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拥有分歧横截面和曲率半径的弯曲空心截面的收缩和变形，，提出并验证了一种赔偿薄壁空心件收缩变形的步骤，，但是此步骤仅合用于薄壁空心件。。目前，，针对坡口构型对增材衔接件进行变形赔偿的钻研较少，，对于增材衔接件角变形的变形赔偿，，大多选取经验法，，可反复性差，，难以满足高精度的要求。。

为了提高衔接件的尺寸精度，，本工作使用 Abaqus 有限元分析软件，，选取热弹塑性有限元推算步骤，，基于 WAAM-TIG 技术钻研了增材成形衔接件的坡口构型和衔接尺寸对增材衔接件角变形的影响，，获得了分歧坡吵嘴度和厚度的模型在增材成形衔接后其产生的角变形的巨细，，并通过具体尝试验证了仿真了局，，再凭据总结的变形法规，，对衔接件执行预变形，，实现了对增材衔接结构件变形的有效节制。。

1、模型成立

1.1 热源模型

热源模型的正确选择能够保障增材沉积过程温度场、应力场推算了局的正确性。。热源重要分为体热源和面热源，，其中体热源重要有半球形体热源、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；面热源重要是高斯平面热源。。

思考到现实衔接过程中电弧的不合称性，，Goldak 提出的双椭球热源最切合仿照 TIG 衔接时热源的真实状态 [16], 合用于厚板衔接的数值分析 [17]。。本工作选择双椭球热源模型用于仿照电弧增材衔接过程。。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，，模型前半部门椭球的体热流密度散布为:

模型后半部门椭球的体热流密度散布为:

式中：：a、b、cf、cb为椭球状态参数；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 有限元软件成立增材衔接数值模型，，并通过 “model change” 技术仿照增材衔接过程，，选择增材衔接构件的资料为 TA15, 其热物性参数如表 1 所示。。

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

综合思考仿照精度和效能，，对有限元模型的分歧区域 (衔接区、热影响区、基材区) 设置分歧的网格单元尺寸，，其单元类型为 C3D8T, 蕴含 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, 坡吵嘴度为 90°。。本工作对自由状态下 (无夹具) 的试样进行仿照仿真，，扫描方式为沿 Y 方向单向扫描，，环境温度设置为 20 ℃, 资料的辐射率设置为 0.3, 对流换热系数为 20 W/（m2.℃） 扫描距离功夫设置为 60 s。。

2、尝试验证

为了验证仿照了局的正确性，，本工作选取如图 3 所示电弧增材衔接设备进行衔接尝试, 衔接试样的材质为 TA15, 衔接件几何尺寸如图 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，，对试样进行衔接。。尝试所使用的电弧增材衔接设备每填充一层约为 2 mm, 因而，，增材衔接数值仿照分层厚度为 2 mm。。尝试过程中，，将衔接试样置于工作台上，，未设置夹具进行约束。。

为了验证仿真步骤和了局的正确性和有效性，，别离对比试样衔接过程中的温度变动和衔接后的变形。。其中，，尝试过程中测温点选择为如图 4 所示的 T 点。。为了对比衔接过程横向收缩应力和纵向收缩应力所引起的变形，，本工作选择平行于衔接区纵向蹊径 Ⅰ 的变形和垂直于衔接区横向蹊径 Ⅱ 的变形别离与仿真了局进行对比，，对比蹊径如图 4 所示。。

图 5 所示是衔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) 能够看出尝试和仿真得到的温度曲线的整体趋向一致，，由于热堆集的增长，，测温点地位的温度周期性增大。。图 5 (b) 是丈量点所测得的每层的峰值温度对比图，，测温点测得的 3 个波峰温度误差别离为 6.5%、1.6%、5.6%, 批注本工作的仿真步骤能够正确预测增材衔接过程的温度场。。

试样衔接实现以来，，选取三维坐标丈量机对衔接试样如图 4 所示的两条蹊径进行坐标丈量，，获得试样纵向和横向的变形情况，，图 6 所示即两条蹊径上的各点位在 Z 向的位移对比图。。

对比图 6 能够发现，，衔接试样横向上的变形要弘远于纵向上的变形。。蹊径 Ⅰ 方向的变形阐发为中央凹陷、两端翘曲的纵向弯曲变形，，受衔接方向的影响试样衔接肇始地位比实现地位的位移要低 0.34 mm; 蹊径 Ⅱ 上所采集点位的变形是显著的角变形，，衔接件在此蹊径上的变形近似呈 V 形，，两端根基对称。。仿照了局和尝试了局变动趋向一样。。

3、影响成分分析

增材衔接时坡口构型、衔接尺寸均会影响衔接构件的变形，，从而影响尺寸精度，，本工作选取数值仿照步骤别离钻研坡口构型、衔接尺寸对衔接构件变形的影响法规。。在衔接过程中，，试样的变形重要阐发为角变形，，为了便于对比，，本工作选取角变形α（α=α₁+α₂）作为衔接构件 Z 方向上变形的评价指标。。通过度析能够判断出，，衔接试样 X 方向尺寸的扭转只能影响衔接试样 X 方向两端的位移，，不影响角变形 α 的巨细。。衔接试样的厚度方向 (Z 方向) 尺寸的扭转以及衔接区域坡吵嘴度的扭转，，城市直接影响衔接区域的横向收缩 (即角变形)。。平行于衔接区方向 (Y 方向) 的尺寸扭转会导致衔接区域长度的增长，，使扫描蹊径变长，，进行影响残存应力的累积，，也会对衔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衔接过程中应力累积的了局，，坡口构型直接影响着衔接试样的应力散布和应力累积。。本工作针对 V 形坡口衔接试样的坡口构型 (衔接区厚度、坡吵嘴度) 进行了仿照钻研。。在增材成形衔接的过程中，，坡吵嘴度过大会增大衔接试样的变形；坡吵嘴度过小所造成的最直接的问题是熔深不及，，熔深不及会导致衔接区强度较低 [18]。。以厚度为 7 mm, 坡吵嘴度 90° 的模型为例，，图 8 (a) 所示是其衔接实现后在厚度方向上的位移云图，，图 8 (b) 所示为其残存应力的散布情况。。凭据仿真了局能够得到增材衔接后试样各个地位 Z 方向上的位移，，再通过位移来推算模型的角变形。。

由图 8 能够观察到，，模型变形的重要阐发大局为角变形，，且其较大的残存应力集中衔接区及热影响区。。从应力的角度分析，，产生角变形的原因是衔接区及热影响区的资料在剧烈的温度变动下产生应力进而产生应变，，由于模型的高低理论的横向收缩水平分歧，，导致角变形的出现。。

为了钻研坡口构型对衔接试样角变形的影响，，设置分歧的衔接厚度和坡吵嘴度获得衔接件的角变形如图 9 (a) 所示。。为了钻研衔接过程衔接区应力演化法规，，提取衔接区某点应力变动过程如图 9 (b) 所示, 思考到大的残存应力集平散布在衔接区域，，其衔接区最底层所经历的热循环最多，，因而选择分歧厚度的模型的黄色点位处进行应力分析。。

由图 9 (a) 可知，，坡吵嘴度一按时，，厚度越大，，模型的角变形越大，，角变形的增长速度随着厚度的增长而逐步减小。。统一厚度的模型，，衔接试样的角变形随着坡吵嘴度的增大而增大。。图 9 (b) 能够观察到，，衔接层数较少时 (1~3 层), 此点位的应力变动幅值较大，，应力由拉伸应力和收缩应力交替变动，，随着衔接层数的增长，，此点的应力变动幅值显著减小，，最终阐发为拉伸残存应力。。衔接过程中衔接区应力的变动受温度影响，，随着升和善降温过程的交替进行，，应力在不休地堆集和开释。？？Ｄ芄淮Ф瘸，，坡吵嘴度和厚度越大，，衔接试样衔接区各地位所经历的温度变动过程越复杂，，模型的残存应力和角变形也越大。。

3.2 衔接尺寸影响

衔接试样长度的变动 (Y 方向长度增长), 会扭转衔接区每层所必要的扫描功夫，，使得增材衔接过程产生的热堆集和热应力也随之变动。。图 10 (a) 为厚度为 5 mm、坡吵嘴度 90° , 长度别离设置为 50、100、200 mm 的模型衔接后产生的角变形。。图 10 (b) 是分歧长度的模型沉积实现后，，模型纵向各地位上的变形情况。。

由图 10 分歧长度增材构件衔接变形对比可知：：衔接尺寸的扭转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%。。试样角变形的影响成分重要是坡口构型的拔取，，与衔接尺寸无关。。

4、变形调控

获得坡口构型对角变形的影响法规后，，钻研预变形角度与坡口构型的关系，，其道理图如图 11, 通过对衔接试样执行预变形，，使其在衔接后产生的角变形能够与预变形的角度相抵消，，从而提高衔接件的尺寸精度 [19]。。

Xie 等 [20] 钻研发现，，角变形与填充区的金属机能、塑性变形区的长度以及横截面概括沿厚度的不合称性 (即坡口构型) 有关，，但其只是定性地分析了影响角变形巨细的几种成分。。若何设置增材衔接构件的预变形量是实现增材衔接高精度成形的关键。。凭据前文分析获得衔接试样厚度、坡吵嘴度对角变形的影响，，成立预测模型 (图 12), 为增材衔接预变形的选择提供凭据。。

因而，，在本工作设置载荷及天堑前提下，，仅思考坡吵嘴度、厚度两个影响成分时，，TA15 钛合金衔接试样在增材成形衔接后其角变形巨细切合公式:

z = ax + y^b + c（3）

式中：：z为角变形，，（°）；x为坡吵嘴度，，（°）；y为试样衔接区厚度，，mm；a=0.042 是坡吵嘴度对角变形的影响；b= 0.736 是厚度对角变形的影响；c=-4.217 是由坡吵嘴度和厚度共同决定的常数。。此公式合用于TA15合金V形坡口衔接件衔接后的角变形预测。。

为了验证预变形预测模型的正确性，，本工作选择坡吵嘴度 90°, 厚度别离是 10 mm 和 15 mm 的衔接试样进行尝试，，通过三坐标丈量机获得衔接试样的变形数据和角变形，，并与预变形预测模型的了局进行对比。。其中衔接尝试试样的变形如图 13 所示。。

当坡吵嘴度为 90°, 厚度为 10 mm 和 15 mm 时，，由尝试获得增材衔接构件的角变形别离为 5.25° 和 7.01°。。通过预变形预测模型获得一样前提下衔接构件的角变形为 5.01° 和 6.90°, 两组衔接试样的误差别离是 4.6% 和 1.5%, 批注本工作成立的增材衔接预变形预测模型可正确预测增材衔接构件的变形。。

利用仿真来证明施加预变形是提高增材衔接构件的尺寸精度的有效伎俩。。成立两个坡吵嘴度 90°、厚度 8 mm 的模型，，一个施加预变形，，另一个未施加预变形，，两个模型的仿真了局对比图如图 14 所示。。

在没有施加预变形时，，仿真的角变形了局为 4.63°, 施加预变形后，，仿真的了局为 0.34°。。对比两组数据能够发现，，预变形的施加削减了衔接试样 92.6% 的角变形，，实现了对衔接试样角变形的有效节制。。

5、结论

(1) V 形坡口的试样增材成形件进行衔接时，，在坡吵嘴度 90°、衔接厚度 5 mm 的情况下，，衔接区的长度由 50 mm 扭转为 100 mm 和 200 mm 后，，角变形仅变动 2.8% 和 4.6%, 衔接尺寸对角变形影响很小。。

(2) 钻研了增材衔接试样坡吵嘴度、衔接件厚度对衔接构件变形的影响，，发现坡吵嘴度、衔接件厚度的增长城市推进角变形的增大。。坡吵嘴度一按时，，角变形的增长速度随着厚度的增长而逐步减小。。成立了坡吵嘴度和衔接件厚度耦合的预变形预测模型，，其模型表白式为 z = ax + y^b + c，，其 中 a=0.042，，b=0.736，，c=-4.217, 并通过增材衔接尝试验证了预测模型的正确性。。

(3) 为实现增材衔接构件变形的有效调控，，基于预变形预测模型在增材衔接前通过设置相应的预变形量，，尝试获得衔接后构件的角变形仅为 0.34°, 了局批注增材衔接时通过施加肯定的预变形量可有效提高衔接构件的尺寸精度。。

参考文件

[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作技术钻研近况与瞻望 [J]. 中国理论工程，，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利用 [J]. 航空制作技术，，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

国度重点研发打算项目 (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，，重要从事增材制作方面的钻研，，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