引言

框类构件作为飞行器主承力结构件是保障飞机安全性和靠得住性的关键部件[1-4]。。此类构件通常蕴含承担重要载荷传递职能的框架主体，，，以及提供部门衔接和装置接口的筋条结构。。随着对飞行器机能要求的进一步提高，，，拥有部门高筋特点的非等截面框类构件整体化制作成为趋向[5-6]。。在传统制作步骤中，，，这类零件的预成形件重要选取铸造和热拉弯工艺制成[7-8]。。由于受到铸造设备吨位和尺寸限度，，，大型构件常选取分段铸造后焊接衔接的步骤。。近年来，，，增材与传统塑性成形技术相结合的复合制作技术在航空航天领域得到宽泛关注[9-11]。。如将旋压成形与电弧熔丝增材制作相结合，，，通过在旋压薄壁筒段内壁执行电弧增材制作(图1a和图1b)，，，实现高筋、、、凸台等复杂部门特点的一体化成形[12];渐进成形与选择性激光烧结工艺相结合，，，通过对板料进行部门增材增厚(图1c)，，，提升毛坯刚度，，，可提高零件成形精度[13];翻边与激光增材制作相结合，，，通过部门增材预先增宠遇翻边区域(图1d)，，，为后续精密加工(如螺纹加工)创制前提，，，同时加强构件的耐磨性[14]。。这些钻研为复合制作技术在提升制作效能、、、降低成本方面的发展提供了思路。。

将型材热拉弯与部门筋条增材制作相结合，，，能够阐扬增材制作在部门特点构建的矫捷性以及热拉弯在急剧批量化出产的优势，，，为非等截面框类构件的高效制作提供了新思路。。在增材制作-热拉弯复合制作工艺中，，，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存应力可能会影清脆续热拉弯的变形行为，，，而型材几何特点的扭转又会影响热拉弯自阻加热期间温度散布，，，这些成分的耦合作用势必影响最终构件的成形精度。。因而，，，成立涵盖制作全流程的数值仿照步骤，，，有助于深刻分析工序间的相互作用机理并领导工艺参数优化[15]。。

ZHAO H等[16]别离选取“生死单元”和“渐进单元激活”步骤成立了钛合金激光增材制作的数值仿照。。通过将两种步骤仿照了局和尝试了局进行对比，，，验证了该两种步骤的正确性。。陈树君等[17]通过成立增减材结合仿真步骤，，，揭示了电弧增材阶段的应力累积特点及后续铣削过程残存应力开释、、、再散布与二次变形法规。。了局批注残存应力峰值地位会迁徙并降低，，，铣削引起构件二次变形，，，呈两端大、、、中央小，，，为变形调控提供凭据。。余天锡等[18]成立了铝合金激光增材制作的三维流体传热有限元模型，，，钻研了激光功率和扫描速度对熔池描摹及温度场的影响，，，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]系统钻研了冷金属过渡电弧增材制作中焊接速度和送丝速度对高强钢焊道几何概括的影响，，，送丝速度是影响焊道描摹的重要成分，，，并成立了分歧概括状态下的最优拟合模型。。PARRY L等[20]钻研了Ti-6Al-4V合金单层激光粉末床熔融工艺中残存应力的演变过程。。选取Goldak双椭球体仿照了激光束的加热效应，，，了局批注，，，扫描蹊径的选择影响残存应力的散布和量级。。BARATHKMD等[21]对电弧增材制作工艺仿照进行了回首,批注热机械有限元模型能够有效预测温度场演变(25~1725K)和残存应力散布，，，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。。上述钻研为预测增材制作中的温度散布和应力演变提供了有效步骤。。为实现复合制作的多工艺仿照，，，有必要进前进一步钻研并将其利用于后续的成形过程仿照。。

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]钻研了Ti-6Al-4V合金和CP2合金等多种金属板料的电流密度、、、加热功夫和温升速度之间的定量关系，，，其中Ti-6Al-4V合金由于拥有较高的电阻率而阐发出最快的升温个性。。在变形行为钻研方面，，，ASTARITA A等[23]利用Deform-3D软件平台，，，成立了等温前提下U形截面钛合金型材热拉弯蠕变过程的数值模型，，，了局显示应力松弛功夫对截面应力散布拥有显著影响，，，经过20min的应力松弛后，，，型材截面内外侧的应力水平别离降低了87%和90%。。夏源渊等[24]对铸造Ti-6Al-4V发展了电脉冲处置尝试，，，钻研了电流密度、、、频率及通电功夫对组织与机能的影响。。了局批注电脉冲可在较低温度、、、短功夫内细化晶粒，，，促使等轴组织向双态或网篮组织转变，，，综合力学机能得到改善。。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。。该模型思考了基于微观结构的背应力和应变速度有关的应力敏感性，，，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%。。

现有钻研大多针对单一工序进行分析，，，不足对激光增材制作与热拉弯复合工艺全流程的系统钻研。。增材制作引入的残存应力、、、型材增筋后几何结构的变动等成分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不足有效的理论支持。。

为了将激光沉积制作的无模具化的矫捷性和热拉弯的急剧批量化制作优势结合起来，，，本文提出了一种新的复合制作工艺链，，，如图2所示。。该工艺链首先选取激光溶解沉积(Laser Melting Deposition,LMD)技术在U形截面型材部门制作筋条结构，，，随后施加大电流实现工件的急剧升温，，，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。。

在这种复合制作工艺中，，，型材基体的曲面特点和增材后的非均匀截面显著影响了各工序的温度散布和应力变动。。在增材制作阶段，，，资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凸起，，，凹形曲率对热流蹊径和散热天堑前提的扭转可能导致温度场差距，，，进而影响残存应力的累积过程，，，并可能使应力散布越发复杂。。在自阻加热过程中，，，带筋结构扭转了型材的截面状态，，，不均匀的几何结构使电流密度和温度散布更为复杂[30-31]。。热拉弯成形中，，，温度梯度散布与不均匀截面的共同作用使资料流动阐发出显著的变形不均匀性，，，在后续应力松弛过程中持续影响残存应力的重散布，，，而构件的回弹个性受控于这一复杂的残存应力场，，，因而成形精度的有效节制需充分思考此影响机制。。

为了预测复合制作过程中的多物理场演化法规并优化工艺参数,成立了蕴含3个重要
？？榈娜鞒淌捣抡詹街，，，通过温度场和应力场的传递机制实现
？？榧涞氖萦成，，，确保仿真过程的陆续性。。图3展示了全流程仿真中各
？？橹涞氖荽萘鞒:

(1)激光溶解沉积
？？:成立热-力耦合模型，，，通过仿照部门增筋过程，，，分析沉积过程的热循环特点，，，推算温度场和残存应力散布。。

(2)自阻加热
？？:将带筋直型材导入电-热耦合模型，，，思考筋条引起的截面变动对温度场和电流密度散布的影响，，，推算加热过程中的温度场散布，，，获得非等截面型材在工艺温度区间下的温度散布特点。。

(3)热拉弯
？？:将沉积获得的残存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,以推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、、、尝试过程

1.1激光溶解沉积

使用激光溶解沉积设备(BLT-C1000，，，2000 W Yb-fibre激光产生器)进行U形截面TC4钛合金型材的部门沉积增筋，，，型材长度为1m，，，截面几何尺寸如图4所示。。整个尝试在氩空气围中进行，，，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。。增筋后的尝试件如图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复合制作工艺中的加工参数

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尝试平台上进行，，，如图5b所示。。该平台重要由最大张力为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复合制作工艺中热拉弯工艺参数

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

热拉弯成形重要分成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使型材理论中心的温度升高到成形温度(710℃)。。型材整体温度趋于不变后，，，使用Fotric226s热像仪丈量并纪录筋条温度和型材长度方向的温度散布。。随后，，，拉弯机将型材预拉伸0.4%，，，依照设计的活动轨迹对型材进行拉伸包覆。。型材与模具齐全贴靠后，，，夹钳维持地位不动，，，自阻加热系统节制型材温度维持在710℃，，，进行30min的应力松弛。。最终型材依照预约的控温法式降温，，，拉伸油缸随动以解除型材的收缩变形，，，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概括丈量，，，并将测得的现实模型与设计模型进行对比，，，从而确定回弹变形量。。

1.3残存应力检测

为了表征激光溶解沉积增筋后型材中的残存应力散布，，，选取建设Cu-Kα辐射源(波长λ=1.542nm)的Proto-LXRD应力分析仪进行丈量。。分析仪工作电压为30kV，，，电流为25mA，，，衍射角为142°，，，凭据尺度GB/T7704-2017[32]，，，选取双探测器固定倾角法(入射束相对试样理论法线的倾角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地位进行丈量，，，每个点反复丈量3次。。

2、、、复合制作多工艺结合仿真步骤

2.1激光溶解沉积工步仿真

在激光溶解沉积的热力单向耦合个性下，，，选取挨次耦合步骤可有效推算温度场与应力场[31-34]。。ABAQUS仿真中，，，生死单元法虽能正确仿照资料逐层沉积且已获尝试验证，，，但存在前处置复杂、、、参数调整需重构分析步等效能问题。。并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景象，，，与现实过程不符[36-37]。。针对这些问题，，，本钻研选取渐进单元激活技术进行建模，，，来躲避此类数值震荡问题[16]。。

整个模型分为U形截面型材(基板)和增材区域两部门，，，如图7所示。。增材区域依照现实工艺蹊径顺次划分为3个沉积段，，，按挨次逐段进行沉积仿真。。增材区和界面左近基板区域的单元尺寸为1mm 1mmx1mm，，，远离温度剧烈变动区域的网格尺寸逐步增长，，，以平衡推算效能与精度。。热源选取双椭球模型，，，传热分析和应力分析别离选取DC3D8和C3D8R单元。。

激光溶解沉积中使用的Ti-6Al-4V合金温度有关资料属性列于表4[37]中。。已有钻研批注，，，增材制作残存应力预测中，，，资料塑性参数的温度依赖性对最终残存应力散布影响较小[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)进行推算。。

表4 Ti-6Al-4V合金温度有关资料属性[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,选取自阻加热使型材急剧升温至成形温度。。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)。。资料参数(密度、、、热导率、、、比热容和电阻率)均思考温度依赖性[41-43]。。电热耦合仿真的关键天堑前提设置如图8所示:电学天堑为沿型材长度方向的电流输入与零电势约束;热学天堑涵盖型材理论天然对流、、、外理论对环境的辐射以及U形槽内理论之间的辐射。。

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,仿真模型蕴含型材、、、模具和夹钳3部门(图9)。。网格划分上,型材和模具选取热-力耦合六面体单元C3D8RT，，，网格尺寸别离为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。。资料本构思考激光沉积筋条与挤压型材基体的温度有关塑性行为和应力松弛个性[44-45]。。

热拉弯仿真分为热拉弯、、、应力松弛和回弹3个阶段。。将激光沉积增筋残存应力场和自阻加热温度场作为热拉弯仿真的初始前提。。热拉弯阶段使用热-力耦合动态显式分析步，，，设计的夹钳活动轨迹作为夹钳的移动天堑前提，，，同时对模具施加固定约束。。应力松弛阶段选取粘性分析步，，，将热拉弯推算后的应力场、、、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。。回弹阶段选取热-力耦合分析步，，，将应力松弛推算了局作为预约义初始状态场，，，仅对型材对称面施加固定约束。。

3、、、了局

3.1激光溶解沉积过程温度与应力演化

激光功率为900W时的温度场散布如图10所示，，，热量散布出现显著的各向异性。。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℃)，，，熔池周围形成显著的温度梯度，，，型材理论出现同心圆状温度散布，，，热影响区域约为熔池直径的3~4倍。。沉积实现后(图10b)，，，筋条区域温度维持在300~400℃，，，型材理论温度梯度约为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℃;沉积实现5 min后(图10d)，，，温度场趋于不变。。筋条理论温度为220~250℃，，，型材理论形成了对称的温度散布。。

拔取型材上边缘(P1)、、、型材底面中心(P2)和增材内壁中心(P3)3个特点点(图11a)进行温度过程分析(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出现轻微振荡，，，第3阶段沉积时，，，由于激光逐步靠近并产生热量累积，，，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，，，随着激光逐步远离，，，温度出现振荡降落趋向。。P3与P1类似，，，在第1阶段沉积时达到峰值，，，但因更靠近后续扫描蹊径，，，在第3阶段沉积时较P1更早出现显著的温度振荡。。各丈量点的温度演化模式取决于其与激光扫描蹊径的空间地位关系。。

如图12所示，，，增材区域的残存应力出现双峰正态散布，，，残存应力从筋条内部向外逐步增大。。高应力区(500~600MPa)占筋条体积的10.9%，，，重要散布在增材区近理论，，，出现上窄下厚的状态，，，在型材与增材界面左近达到最大厚度(1.88mm)，，，这种散布特点与热循环过程中的约束状态和变形累积有关。。

图13为残存应力丈量值与仿真值的对比。。丈量点(点1~点12)按图6所示散布于试样理论。。仿真预测值与现实丈量值吻合优良，，，仿真误差领域为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%)。。筋条理论残存应力出现中心高、、、周围低的散布特点，，，型材侧面和底面检测到的残存应力显著低于筋条区域，，，与仿真了局一致。。

3.2自阻加热过程温度演化

图14展示了典型工况前提下(电流为3300A，，，加热功夫为900s)温度场散布的仿真了局和尝试了局。。在加热初期(100s)，，，型材理论温度升至225℃，，，筋条区域峰值温度为120℃。。凭据焦耳定律,筋条处截面积增大使部门电流密度降低,加热功率减小,且筋条热容量较大,降低了升温速度。。加热进入中期阶段(400s)时，，，型材理论达到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℃，，，理论最高温度为701℃，，，筋条温度较低为613~721℃。。型材主体的升温速度显著快于筋条区域。。

为验证仿真了局，，，进行尝试丈量。。自阻加热尝试中，，，经过900s恒电流加热后采集型材整体温度(图14d)。。为定量表征温度散布，，，绘制了3个筋条的温度散布曲线并与仿真了局进行对比，，，如图15a所示。。数据显示中心区域(横坐标35mm处)温度最低，，，筋条理论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。。仿真了局与尝试温度散布趋向吻合，，，仿真推算的温度值误差在5%以内。。

提取型材长度方向的温度丈量值，，，并与仿真了局进行对比，，，如图15b所示。。温度散布出现显著的周期性特点:在3个筋条地位(横坐标-250、、、0和250mm处)出现约70℃的部门温度降低，，，而筋条之间的区域维持较高的温度水平。。仿真了局与丈量的周期性温度颠簸拥有优良的一致性。。

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存应力对热拉弯成形的影响，，，别离在含有/不含初始残存应力两种前提下进行了仿真。。图16对比了两种前提下分歧阶段的应力散布。。

在热拉弯前，，，无应力模型中的型材出现均匀的零应力状态，，，而预应力模型中的型材最大残存应力为587 MPa(图16a)。。热拉弯后，，，两种前提下都显示出类似的应力散布模式，，，但应力幅值存在显著差距。。在无应力模型中，，，最大应力约为205MPa，，，重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，，，预应力模型维持587MPa的最大应力，，，位于筋条侧理论，，，与热拉弯前状态类似。。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大。。这批注初始残存应力不仅与热拉弯过程产生的应力叠加，，，还扭转了整体应力散布模式(图16b)。。

应力松弛后，，，两个模型的残存应力都显著降低。。在无应力模型中，，，最大应力降至13.2MPa且散布均匀，，，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形内理论维持较高应力水平，，，而与模具接触的侧面阐发出相对较低的应力;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)。。

对比分析批注，，，忽略初始残存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%。。若是忽略初始残存应力，，，会导致型材部门塑性变形和回弹行为的预测不正确。。在复合工艺仿真中，，，必要思考增材制作产生的残存应力对整个制作链中带来的影响。。

在热拉弯初期阶段，，，型材产生弹性变形，，，未观察到塑性应变(图17a)。。随着变形进行，，，塑性应变首先呈此刻中央筋条两侧的型材上，，，筋条自身由于部门刚度增长，，，并未产生塑性应变(图17b)。。在型材逐步贴合模具的过程中，，，塑性应变向型材两端扩大，，，峰值在中央筋条区域左近(图17c)。。型材齐全贴合模具后，，，塑性应变区扩大至两侧筋条左近(图17d)。。最终应变散布显示，，，塑性变形集中在所有3个筋条左近，，，而型材其他区域维持相对均匀的应变水平。。

图18为仿真与尝试丈量的回弹对比图。。仿真了局显示，，，回弹在应力松弛初期急剧降低，，，在20min后趋于不变，，，经过40min应力松弛后，，，丈量的回弹值为0.30mm，，，而仿真预测值为0.28mm，，，预测精度达93.3%。。

4、、、会商

4.1工艺参数和筋条结构对温度散布影响

4.1.1激光溶解沉积

为对比分析功率对温度场的影响，，，设置了500、、、900和1400W功率下的仿真规划(表5)。。从图11a所示的3个地位(P1、、、P2、、、P3)提取温度-功夫曲线如图19所示,对增材制作过程中的峰值温度和冷却速度进行定量分析。。

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点的峰值温度别离为1761.22、、、1682.87和1822.74℃。。其中，，， P 2 点温度仅比资料熔点(1650℃)高32.87℃，，，靠近溶解临界值，，，可能导致溶解不充分或熔池不变性差。。 P 1 、、、 P 2 和 P 3 点冷却速度相对较高，，，别离为1070.76、、、1155.48和 919.52℃· s ?1，，，均靠近1000℃·s-。。这种急剧冷却景象与低功率下形成的小熔池有关。。固然有利于晶粒细化，，，但这种急剧冷却速度可能诱导Ti-6Al-4V合金中大量 α ′马氏体的形成[46-47]，，，导致硬度增长但延展性降低。。

在1400W功率下(图19b)，，，P1、、、P2和P3点的峰值温度别离增至2377.99、、、2150.17和2713.19℃。。 P 3 点温度比熔点高 1063.19℃，，，这种过热景象可能导致熔池中低熔点组分的汽化,从而扭转资料机能[48-49]。。冷却速度在各点散布不均, P1 、、、P2 和 P3点别离为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，，，这种剧烈的热过程将导致显著的热应力堆集。。

在900W功率下(图11b)，，，P1、、、P2和P3点的峰值温度别离为1906.34、、、1810.46和2224.41℃。。所有丈量点的温度均超过Ti-6Al-4V合金的熔点(约1650℃)160~574℃,确保了齐全溶解。。冷却速度阐发出更为平衡的特点: P1点的冷却速度为 166.26 °C.s^?1,显著低于其他工况; P2和 P3点别离为 694.88和 715.26 °C.s^-1,维持在适中水平。。从峰值温度和冷却速度来看, 900 W功率下的温度场特点最靠近梦想的工艺窗口。。

4.1.2自阻加热

针对分歧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规划,如表 6所示。。

表 6 U形截面带筋型材自阻加热仿真规划(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呈此刻内部 (757 °C),不受筋条厚度变动的影响。。最低温度呈此刻筋条上理论,图 20中的箭头批示了分歧筋条厚度下的最低温度地位。。筋条厚度为 10 mm时，，，筋条上理论的最低温度呈此刻矩形长边;筋条厚度为 20 mm时,上理论温度起头提升,最低温度升至 613  °C;筋条厚度为 30mm时,最低温度同时呈此刻上理论的长边和短边;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、、、最高和均匀温度进行统计,如图 21所示。。筋条的最高温度呈此刻筋条与型材的衔接线处。。仿真了局批注,随着筋条厚度增长,筋条均匀温度和最低温度出现先上升后降落的变动趋向,而最高温度持续降落。。筋条厚度为 10~30 mm时,均匀温度维持在较高水平;厚度进一步增长时,均匀温度持续降落。。

筋条几何状态不仅影响筋条温度,还影响两侧型材区域的温度散布,造成温度不均匀散布和降温。。为评估筋条几何参数对型材温度的降温影响,沿图22a中箭头所示的地位和方向提取理论温度。。与等截面型材相比,筋条几何参数不仅扭转自身的电流和温度散布,还影响型材沿长度方向的温度均匀性。。图 22a批注,增长筋条厚度对型材产生更显著的降温效应。。

为定量比力筋条几何参数对型材温度的影响领域,界说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 为等截面型材在一样地位的温度,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厚度领域内，，，降温影响长度急剧增长(30~160mm)，，，超出该领域后趋于不变(100~112.5mm)。。

4.2工艺参数和筋条结构对变形和回弹影响

筋条激光溶解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部门变形,最大位移为0.33 mm,呈轻微凹陷状。。基于这一变形特点，，，可在筋条设计时预留适当的高度余量进行赔偿，，，确保：：笮庸び嗔砍渥。。

作为复合制作的第2阶段，，，热拉弯过程中的变形行为对最终构件几何状态拥有决定性影响。。筋条结构引入的部门截面积变动影响了型材的整体变形行为。。

图23b和图23c为分歧筋条厚度和间距劣等效塑性应变的散布云图。。总体而言,最大塑性应变区域集平散布在相邻筋条之间的外壁以及筋条根部过渡区域，，，筋条自身塑性变形相对较小。。筋条厚度增长(25~45mm)使塑性变形区域越发集中，，，最大等效塑性应变值上升。。筋条间距200~250mm时塑性应变散布维持相对均匀,应变峰值散布在3个筋条左近;间距增长到300mm时应变重要集中在中央筋条左近,两侧筋条左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动更敏感。。筋条厚度从25mm增至45mm时,筋条最大塑性应变增幅(41.2%)显著大于基体(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不变。。筋条部门变动趋向类似，，，超过250mm后最大塑性应变趋于不变。。

图25显示筋条参数对型材长度方向塑性应变的影响。。：：嶙甑淖暝闵柚迷谛筒闹行牡匚,具体的坐标方向如图中左上角示意图所示。。塑性应变重要集中在筋条之间的型材区域。。如图25a所示,筋条厚度从25mm增长时,塑性应变从1.9%扩大至3.6%~4.1%。。筋条间距虽不影响颠簸幅度(约3.7%)，，，但筋条间距增大使塑性应变散布更平缓。。

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增长到45mm时，，，回弹量随之增长，，，达到最大值0.248mm，，，这是由筋条厚度增长，，，在变形过程中贮存更多弹机能量所致。。在较小筋条间距(200mm)时，，，由于相邻筋条较近，，，部门刚度集中，，，导致更大的回弹。。当筋条间距增长到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;筋条间距增长到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散布，，，造成不均匀的残存应力模式。。仿真了局批注，，，选取较薄的筋条和250mm筋条间距可使回弹量最小。。

5、、、结论

(1)在多工艺仿真中，，，激光溶解沉积增筋后残存应力预测误差领域为12.7%~24.3%，，，自阻加热后温度场预测误差维持在5%以内，，，精度水平可能满足后续仿真对初始前提的根基要求。。

(2)激光溶解沉积仿真批注，，，900W下，，，测温点拥有合适的峰值温度(1810.46~2224.41℃)和冷却速度(166.26~715.26℃·s-1)，，，预防了500W时的溶解不充分和1400W时的组分汽化风险。。在保障成形质量的前提下，，，选择较低的激光功率有助于降低温度梯度，，，削减残存应力堆集。。

(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增长到45mm,型材基体比筋条部门产生了更高的应变(3.3%~4.2%)。。回弹量随筋条厚度增长而增长，，，在45mm时达到0.248mm，，，筋条间距为250mm时回弹量最小。。

(4)在多工序仿真中思考初始残存应力和温度散布提高了预测精度，，，回弹预测与尝试丈量了局吻合优良(应力松弛后预测精度达93.3%)。。本钻研形成的参数优化准则对节制应力散布和提高成形精度拥有领导意思。。

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（注，，，原文标题：：：部门带筋钛合金框激光溶解沉积-热拉弯复合成形多工艺结合仿真_吕海洋）