发布日期：2026-4-6 20:40:53
钛合金凭借高强度、优异的耐腐蚀性和耐高温特性[1-2]，能够承受各种环境载荷，并在受到冲击或突然外力作用下避免脆性断裂，保障服役过程结构完整性[3]。其中，TA15是近α型钛合金，具有高强度、良好热稳定性及焊接性能[4-5]，广泛应用于航空航天领域。传统制造技术(切削、铸造、锻造等)制备复杂钛合金构件时，存在加工周期长[6]、加工过程复杂、材料利用率低[7]等问题。增材制造技术(additive manufacturing,AM)凭借高灵活性和高材料利用率[8]成为航空航天[9]、汽车工业[10]和海工装备[11]等领域复杂结构件高效制造的理想方案。电弧熔丝增材制造(wire-arc additive manufacturing,WAAM)作为增材制造技术的重要分支，具有低成本、可连续成形等优势，已成功应用于镁合金[12]、铝铜合金[13]、钛合金[14]等大尺寸构件制造。
然而，WAAM制造大尺寸钛合金复杂结构件时，热源长时间作用于已沉积层与基板，热输入引发的热应力及冷却后的残余应力易导致构件形变甚至开裂[15-16],影响构件成形质量。尤其当构件含多个交叉节点时，热源多次作用于交叉节点会造成节点处应力升高，此处应力远高于其他区域的残余应力，诱发节点处变形。因此，需通过合理的路径规划[17-18],避免同一堆积层中单个节点短时间内反复承受热输入。现有路径规划模拟研究已取得一些进展:Liu等[19]通过ANSYS软件模拟TC4钛合金增材制造路径，发现往复式双向扫描路径较单向扫描路径能有效减少热积累变形;Amal等[20]使用有限元软件模拟二段栅格式、锯齿状与螺旋形式、栅格式、锯齿式和螺旋式5种增材路径的残余应力与变形情况，单层构件采用螺旋式路径和栅格式路径时，温度变化最小，残余应力和总变形最优;Kelly等[21]研究5183铝合金WAAM增材制造的转点路径规划问题，发现较直接90°偏转和70°偏转,连续2次45°偏转,偏移量为1个熔道宽可最小化孔隙率,零件成形质量最佳。
栅格结构是航空航天领域的重要结构形式[22],广泛用于飞机机身、机翼与火箭壳体[23]。大尺寸栅格状构件含大量直角转点，路径合理性直接决定成形质量。本工作以TA15钛合金大尺寸栅格构件WAAM制备为切入点，通过校准后的有限元仿真，提出适用于栅格构件单元体的WAAM路径，减少节点热输入次数与应力集中与变形;结合实验制备验证路径可行性，揭示其成形机理。
1、实验材料与方法
1.1 实验材料
采用电弧熔丝增材制造制备TA15钛合金栅格构件，选用直径1.2mm的TA15钛合金焊丝，其化学成分如表1所示;基板尺寸为250mmx250mmx15mm。定义工件坐标系:原点为路径起始点,Z轴垂直于基板向上，XOY平面与基板重合，X、Y、Z轴满足笛卡尔坐标系，且机床坐标系与工件坐标系一致。
表1 TA15焊丝的实际化学成分(质量分数/%)
| Ti | Al | Zr | V | Mo | Ta | Nb |
| Bal. | 6.69 | 2.14 | 2.11 | 1.65 | <0.01 | <0.01 |
1.2 实验方法
1.2.1 制造方法与设备
采用北京理工大学自主研发的多丝共熔增材制造设备(图1)制备试样，设备由三轴数控机床、钨极氩弧焊系统、多送丝装置、热丝电源、控制系统、氩气保护系统及高温电弧追踪相机组成，搭载4台送丝机和4台热丝电源，可实现单丝至四丝协同沉积。三轴数控机床由立式龙门数控加工中心改造(运动主轴Z轴更换为钨极氩弧焊枪),重复定位精度±0.01mm,具有X、Y、Z三轴自由度,最大成形尺寸(长宽高)1800mmx1500mmx2000mm,通过G代码控制焊枪按预设路径逐层沉积。
热源系统包括焊机与热丝机。焊机是WSME-500逆变式多功能弧焊电源,输入电源为三相380V/50Hz交流电，最大输出电流为500A，电源工作程序如图2（a）所示。起弧时电流经爬升阶段至焊接电流，结束时电流先衰减，熄弧完成沉积过程。焊接电流为脉冲直流式，存在基值和峰值，基值电流熔化丝材，峰值电流使熔池均匀成形。热丝电源设备是奥太HW-200逆变式多功能热丝电源，输入三相380V/50Hz交流电，最大热丝电流400A。实验设备搭载4组热丝电源，其正极分别连接送丝机构，负极共同连接基板，丝材尖端接触沉积层或基板时形成电流回路，电流通过焦耳热加热丝材，热丝电源工作原理见图2（b）。
TA15钛合金高温易氧化，实验在99%纯度氩气保护下进行，确保沉积过程全程处于惰性氛围。栅格构件制备仅启用1组送丝机构。
1.2.2 试样尺寸
栅格结构可简化为“井”字形单元体(图2)，外形尺寸为130mmx130mm，壁厚8mm，总高75mm。为降低仿真计算量，取一半高度进行仿真，即37.5mm。
1.2.3 有限元模型
采用Ansys Workbench有限元软件，建立“井”字形构件的有限元模型(图3)。基板尺寸为250mmx250mmx15mm，划分网格时对沉积层进行加密处理。为简化计算，采用均匀网格划分，网格尺寸为2mmx2mmx2mm，沉积层共划分网格单元数约52000个。沉积层与基板之间定义为绑定接触，基板底面定义为固定约束。环境温度设为25℃，考虑对流换热与辐射换热，对流换热系数取15W/(m²·K)，辐射率取0.4。采用“生死单元”技术模拟逐层沉积过程，每层沉积时间为6s，层间冷却时间为30s。
表2 TA15钛合金模拟材料参数
| Type | Value |
| Melting point/℃ | 1600 |
| Density/(kg·m⁻³) | 4405(20℃),3850(1800℃),3700(2500℃) |
| Coefficient of thermal expansion/℃ | 8.5x10⁻⁶(20℃)-1.2x10⁻⁵(2500℃) |
| Young's modulus/GPa | 110(20℃)-0.9(2000℃ and above) |
| Poisson's ratio | 0.32(20℃)-0.42(2000℃ and above) |
| Yield strength/MPa | 1000(20℃)-20(2000℃ and above) |
| Thermal conductivity of X&Y/(W·m⁻¹·℃⁻¹) | 8.0(20℃),10.0(800℃),35.0(2000℃ and above) |
| Thermal conductivity of Z/(W·m⁻¹·℃⁻¹) | 7.0(20℃),15.5(800℃),33.0(2000℃ and above) |
| Specific heat capacity/(J·kg⁻¹·℃⁻¹) | 580(20℃)-830(2500℃) |
1.2.4 热源模型
采用Goldak双椭球热源模型24-25模拟电弧热输入。模型的前后两部分椭球有着不同的表达式,沿焊枪移动方向的前四分之一椭球内热源分布采用式(1)表示,后四分之一椭球热源分布采用式(2)表示:
式中: q f 、 q r 分别为前后半椭球的热流密度; q为总热流密度; f f 、 f r 分别为前后椭球能量分配系数且满足 f f + f r = 2[26],本次仿真采用能量分配系数 f f = 0.6, f r = 1.4[27]; a f 、 a r 为前后椭球半轴长度; b、c为前后椭球宽度和深度,两椭球宽度深度一样,取相同值; x、y、z为椭球对应坐标系中x、y、z轴坐标位置参数。
为保证仿真准确性,采用GThermalIR1.2.1.0红外测温仪校准有限元模型(图5),由图5可知:校准后红外云图与有限元热源温度分布和数值基本一致，热源正下方的熔池温度在2800K左右，热源附近热影响区温度在1800~2600K之间，热影响区外侧沉积区域在300~1300K之间，验证了模型可靠性。
2、栅格薄壁结构件路径规划与数值模拟结果
2.1 栅格构件路径规划
栅格结构可拆分为多个“井”字形单元体(图6),每个单元体含4个交叉点。电弧熔丝增材制造时，直接采用交叉路径，热源多次作用于交叉点，丝材在此重复熔融，会导致成形质量差、残余应力高。为保证成形质量，降低残余应力和应变，设计两种沉积路径，即未优化交叉路径和优化路径(图7)。图7(a)为未优化路径示意图,非连续路径,实线为沉积路径,虚线为机床空走路径,数字代表沉积顺序，空走路径不起弧、不送丝，每层起弧4次,节点处直接搭接,该路径在节点处作用2次,该处高度增加;图7(b)为优化路径示意图,实线为沉积路径，虚线为空走路径，圆点为起弧和熄弧点，交错搭接路径,奇数层和偶数层路径方向互补;每层起弧2次,搭接处沿135°方向偏移 h 2 (h为熔道宽度)，避免节点处材料冗余与热积累，减少未熔合、坍塌等缺陷。
2.2 残余应力数值模拟
通过Ansys软件得到两种路径温度场、应力场和变形场(图8)。图8(a-1)、(a-2)为未优化和优化路径温度场，由图可知:1600s冷却后，两种路径温度场均呈轴对称分布，沉积层温度降至130℃左右;冷氩气强制对流使沉积层温度较基板低50℃左右，传热路径为沉积层→基板→机床。图8(b-1)、(b-2)为未优化和优化路径应力场,由图可知:未优化路径节点处应力显著高于熔道末端;优化路径应力分布更均匀。图8(c-1)、(c-2)为未优化和优化路径变形场,由图可知:未优化路径每一道路径结束处位移较大,最大变形(约0.3mm)出现在基板与第一层熔道连接处;优化路径因熔道连贯，变形大致均匀分布于整个构件。
按图3标注的位置，测温度及等效应力随着时间的变化。图9(a-1)为未优化路径温度变化曲线，可以看出沉积过程薄壁和节点处最高温度分别为 T W,max = 2689K, T N,max = 2674K, 高于TA15熔点 T melt (1878K)。图9(a-2)为未优化路径等效应力变化曲线，可以看出沉积过程薄壁处最大等效应力 σ W,max = 803MPa,冷却后等效残余应力 σ W,end = 361MPa;节点最大等效应力 σ N,max = 1100MPa,冷却后等效残余应力 σ N,end = 666MPa,节点应力显著高于薄壁。图9(b-1)为优化路径温度变化曲线，可以看出薄壁最高温度 T W,max = 2650K,节点1、2最高温度分别为 T N1,max = 2578K和 T N2,max = 2409K,均高于TA15的熔点 T melt = 1878K。图9(b-2)为优化路径等效应力变化曲线，可以看出沉积过程薄壁处最大等效应力 σ W,max = 436MPa,冷却后等效残余应力 σ W,end = 206MPa;节点1、2最大等效应力分别为 σ N1,max = 499MPa、 σ N2,max = 594MPa,冷却后等效残余应力分别为 σ N1,end = 260MPa、 σ N2,end = 427MPa,节点应力仍高于薄壁,但整体应力水平显著低于未优化路径。对比可知，优化路径通过减少节点热积累，可有效降低应力与应力集中,验证了路径优化的有效性。
3、钛合金栅格构件工艺制造验证与成形机理
3.1 栅格构件工艺验证
基于仿真优化路径,采用如下工艺参数制备TA15钛合金“井”字形构件:电弧热输入参数(峰值电流260A,基值电流40A,占空比30%,脉冲频率1.8Hz),热丝电流(120A、频率200Hz),送丝速度0.8~1.3m/min,扫描速度200mm/min,层高1.5mm。制备的“井”字形构件总高74mm,宽130mm,熔道宽度6~8mm,宏观形貌如图10所示:轮廓线条流畅,节点处过渡平滑自然,拐角处熔道结合紧密,无隆起或未搭接现象;层间纹路清晰,高度方向尺寸均匀,无明显裂纹及形变;侧面熔覆道形貌显示层间结合紧密,无明显宏观缺陷,合金整体成形质量良好，验证了优化路径的合理性。
3.2 栅格构件优化路径成形改善机理
有限元分析结果显示TA15钛合金栅格单元体构件在WAAM制备过程中熔池温度均维持在2700K左右，路径的选择对热源温度不产生影响[28]。从图9可以看出，热源经过节点时节点温度为2700K，说明短时间内热源移动方向的变换不会造成节点处最大温度升高，制备过程中热应力与单位时间内输入总热能量有关[29]。“井”字单元体构件的制备工艺参数保持不变，单位时间内输入热能相同，只有历经热源输入能量次数不同，因而节点处的热应力与残余应力集中只与单节点历经热源输入热量次数有关。在同一种制备路径中，节点处残余应力均大于薄壁处，未优化路径节点处残余应力比薄壁处高305MPa,优化路径两处节点残余应力比薄壁处分别高54、221MPa,优于未优化路径，制备的构件应力集中降低。未优化路径薄壁处残余应力361MPa,比优化路径的高155MPa,导致未优化路径制备的栅格构件薄壁更易发生形变[30],其较大节点与薄壁残余应力的差异导致节点处应力集中与形变严重[31-32]。
路径规划带来的温升点分离与偏移是减小变形的重要原因。两种制备路径同一堆积层中同一节点历经热输入的次数均为两次(图7)。未优化路径制备过程中，热源沿着水平和竖直方向移动时，同一堆积层的同一节点热源途径点完全重合，导致节点温升次数是薄壁处的两倍，且温升位置完全重合。完全重合的多次温升升高了节点处热输入，加重了热应力[34]，大应力导致大变形。优化路径制备过程中，同一节点处温升次数也是薄壁的两倍，但是温升位置点不重合，两个温升点间距离为 h/ 2 (h为TA15电弧熔丝的熔道宽度)。不完全重合的温升位置带来小的热应力，应力小形变也小，成形质量更好[35-36]。
4、结论
(1) 未优化路径“井”字形构件温度场呈轴对称分布，沉积过程中薄壁和节点最高温度分别为2689、2674K;冷却后薄壁处等效残余应力361MPa,节点处666MPa,节点处比薄壁处高305MPa,存在显著应力集中和变形风险。
(2) 优化路径温度场同样呈轴对称分布,薄壁处最高温度为2650K，节点1、2最高温度分别为2578、2409K;冷却后薄壁等效残余应力206MPa,节点1、2处分别为260、427MPa,节点与薄壁应力差值缩小至54~221MPa,应力分布更为均匀。
(3) 有限元仿真与实验验证表明，优化路径使节点残余应力最大降幅61%，薄壁应力降幅43%，残余应力诱发的形变和缺陷显著减少;基于优化路径制备的TA15钛合金“井”字形构件熔道结合紧密，无明显宏观缺陷，成形质量良好。
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（注，原文标题：钛合金栅格薄壁结构电弧熔丝增材制造路径规划与应力控制_郑元翾）
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