發布日期：2026-4-27 8:47:59
1、引言
金屬增材制造技術能夠直接從三維數字模型制造復雜形狀零件，無需模具，生產周期短，在小批量、定制化生產中具有顯著成本優勢，在航空航天、汽車、醫療器械等領域受到廣泛關注[1-2]。根據熱源與原料的不同，金屬增材制造技術主要分為激光、電子束和電弧三類熱源，以及粉末和絲材兩類填充材料。其中，激光熔絲增材制造在沉積速率、成形靈活性以及生產成本等方面具有較好優勢。與送粉工藝相比，金屬絲材更易存儲和生產5、材料利用率高以及顯著降低環境污染與健康風險。然而，相較于粉末基激光定向能量沉積，激光熔絲增材制造通常面臨成形精度和分辨率較低的問題。采用微米細絲(Dwire<500μm)作為填充材料，有望在保持熔絲工藝優勢的同時，提高成形精度和細節分辨率[7]。材料選擇是影響成形件綜合性能的另一關鍵因素。鈦合金TC4具有優異的高強度密度比、耐腐蝕性和高溫力學性能，在工業中備受青睞{8}。因此，本研究選取TC4開展激光熔絲增材制造研究。
目前，已有學者圍繞鈦合金TC4激光熔絲增材的“工藝-成形-組織-性能”進行了研究。Brandl [9]等探討了激光功率、焊接速度和送絲速度因子對沉積層硬度分布和幾何尺寸的影響規律。研究發現，氧當量對熔合區硬度的影響顯著:基材氧當量較高，隨著激光功率增加，熔合區硬度上升;而隨著送絲速度增加，硬度下降。在幾何尺寸方面，激光功率增加導致沉積層寬度增加、高度降低、沉積角減小;掃描速度增加則使熔池尺寸縮小，沉積層變窄變高;送絲速度增加，沉積層高度和沉積角增加，但對寬度影響不顯著。Caiazzo [10]等針對鈦合金TC4的激光熔絲增材工藝進行了系統性實驗研究，探討了激光功率、掃描速度和送絲速度對單道沉積層幾何形貌、微觀組織及顯微硬度的影響。結果表明，沉積層的寬度和高度主要隨送絲量增加而增大，而熔深和稀釋率則隨之降低;激光功率對沉積層高度影響不顯著。Wang[11]等建立了三維數值模型，結合高速攝像實驗，系統研究了TC4合金在激光熔絲增材工藝中熔池的傳熱與流體流動行為。研究發現，在液橋過渡模式下，反沖壓力是驅動熔融金屬從絲材尖端剝離并流入熔池的關鍵動力，促使熔池向兩側鋪展，以形成高質量的沉積層。
盡管許多研究推動了TC4激光熔絲增材制造的工藝參數與力學性能的優化，但激光熔絲過程涉及到激光-絲材-平臺運動之間的復雜耦合過程，加工過程中的擾動會打破原有的動態平衡，進而降低沉積質量。為抑制擾動的影響，提高激光熔絲增材制造的沉積質量，深入理解熔融金屬轉移行為的物理機制至關重要。為此，國內外學者開展了大量研究。在工藝參數對轉移行為的影響方面，Syed和 Li [12]研究了 316L不銹鋼激光熔絲沉積中送絲方向和位置對熔池穩定性的影響，發現前向送絲，并將絲材置于熔池前緣時，熔池內渦流和氣體擾動最小，從而獲得最佳的表面質量和尺寸精度。Su [13]等人在Inconel625熱絲激光金屬沉積研究中發現，絲材尖端位于激光光斑后緣時，可建立穩定液橋轉移模式，實現了連續的熔融金屬轉移和良好的沉積層成形質量。Wang [14]等人研究了鈦基激光定向能量沉積中送絲位置對熔融金屬轉移行為的影響，發現送絲位置決定了液橋轉移的連續性，進而影響沉積過程穩定性和涂層微觀組織均勻性。楊鑫等人研究了激光熔絲增材制造中送絲角度與送絲方式對熔池流動行為的影響，發現送絲方式改變了焊絲熔液送入熔池的位置，直接影響了熔液在熔池中的流動方向和作用時間，進而決定了沉積層的形狀、尺寸及基板熔深特征。Huang [16]等人研究了5A06鋁合金高速激光熔絲增材制造中駝峰缺陷的形成機理，發現激光功率和送絲速度顯著影響熔池形態，其中金屬蒸氣反沖壓力驅動液態金屬向熔池后方高速流動，在表面張力和非均勻凝固共同作用下，導致液態金屬積聚形成駝峰缺陷。Shu [17]等人研究了316L不銹鋼微米絲材激光定向能量沉積中工藝參數對熔融金屬轉移行為的影響,發現絲材-激光相對位置決定了能量吸收比率和歸一化熔化時間，進而影響液橋穩定性，熔化-送絲比決定了是否出現不穩定熔滴轉移模式。激光熔絲增材制造過程中，能量與質量的匹配關系是成形的關鍵。為保證成形分辨率，微米細絲需匹配更小的能量輸入。然而，能量輸入的降低會減小熔池的尺寸，這對基板熔池承接輸入質量和能量的能力提出了更高要求，但激光功率和平臺運動行為如何協同調控熔池尺寸以實現穩定的熔體轉移，尚缺乏系統研究。對于微米細絲，由于絲材直徑與輸入能量的降低，熔體輸入與熔池體積同步減小，使得熔體的轉移更易受工藝波動的影響。更需從熔體輸入與熔池承接能力之間的動態匹配關系出發，建立工藝參數與轉移穩定性的定量關聯。
因此，本研究利用高速攝影技術實時捕捉熔融金屬向熔池過渡的動態行為，分析不同工藝參數下的轉移模式特征及其對單道沉積層成形質量的影響規律。利用Eagar-Tsai解析模型預測熔池特征尺度，提出無量綱填充系數 ξ，定量表征熔池體積對單位時間熔體輸入的承接能力。進一步提取沉積層幾何參數，構建高長比、高寬比、高深比等無量綱指標，從熔池容納能力與沉積層形貌特征兩個層面建立工藝參數與轉移穩定性的定量關聯。通過系統分析 ξ及幾何比值隨激光功率和平臺速度的演化規律，確定實現穩定液橋轉移的工藝窗口邊界，為微米細絲激光熔絲增材制造的工藝參數優化提供理論依據。
2、方法與材料
采用直徑為0.4mm的鈦合金TC4絲作為沉積材料，在尺寸為80mm50mm20mm的鈦合金TC4基板上進行了激光熔絲增材制造實驗，工藝參數設置如表1所示，送絲速度為15mm/s。為了防止TC4在沉積過程中氧化，使用純度為99.99%的氬氣作為保護氣體。絲材和基板的化學成分如表2。
表1 工藝參數
Table 1 Process parameters
| Experiment number | Laser power/ W | platform travel speed/(mm·s-1) |
| 1 | 300 | 5.0 |
| 2 | 400 | 5.0 |
| 3 | 500 | 5.0 |
| 4 | 600 | 5.0 |
| 5 | 300 | 7.5 |
| 6 | 400 | 7.5 |
| 7 | 500 | 7.5 |
| 8 | 600 | 7.5 |
| 9 | 300 | 10 |
| 10 | 400 | 10 |
| 11 | 500 | 10 |
| 12 | 600 | 10 |
表2 鈦合金TC4化學成分
Table 2 Chemical composition of TC4
unit:wt.%
| Element | Ti | Al | V | Fe | Si | C | O | N |
| Substrate | Bal | 4.0 | 6.0 | 0.003 | 0.001 | 一 | ||
| Wire | Bal | 6.2 | 4.3 | 0.28 | 0.1 | 0.09 | 0.2 | 0.05 |
激光熔絲增材制造過程的裝置如圖1所示，沉積過程使用連續波光纖激光系統，在其上搭建送絲裝置。利用二維運動平臺來控制基板的運動。采用高速攝像系統(i-speed221，ix-cameras)對絲材熔化過程及其與熔池之間的金屬轉移行為進行了監測。該相機以1000幀/秒的幀率拍攝，圖像分辨率為1200512像素。為確保沉積過程的清晰觀測，系統配備了工作波長為808nm的脈沖二極管激光照明系統。該照明激光器峰值功率為30W，最大脈沖頻率為20kHz。此外，在相機鏡頭前加裝了窄帶光學濾光片(中心波長:808nm，帶寬:10 nm)，以減少工藝過程中熔池與絲材表面產生的輻射光及反射光干擾。
3、分析與討論
3.1不同工藝參數下熔體轉移過程
本節使用高速攝影對于沉積過程進行觀測，以高速攝影系統開啟的時刻為0時刻，選取液橋形成、發展、斷裂，以及熔滴生長、聚并、脫離絲材的時刻進行了重點分析。圖2為平臺移動速度為5mm/s，功率為300W的沉積過程，箭頭代表平臺運動方向。激光開啟時刻定義為0時刻，t=118ms時，激光作用于絲材末端及基板，但只有絲材上側被熔化，基板未形成熔池。從 t = 150ms起，絲材下側近基板端出現未完全熔化現象，至 t = 309ms時更為明顯。這是由于基板熔池缺失導致絲材端熔體無法有效轉移，未完全熔化的絲材持續向激
光外圍堆積，阻礙了絲材與基板的冶金結合。 t = 889ms時，堆積的絲材遮擋了激光對基板的照射，導致基板無法形成熔池。t=1456ms時，絲材幾乎未熔化，沉積形貌由絲材原始幾何形態主導。由于微米金屬絲剛性較差，在無法順利送入熔池的情況下，絲材會在送絲機構的約束下產生不可控彎曲變形,導致沉積層呈現波浪狀形貌 [18]。
如圖3所示，功率為400W時，較高的激光功率提供了更充足的能量輸入，使得絲材和基板能夠同步熔化，為穩定的熔體轉移創造了條件。t=87ms時，激光照射下絲材末端與基板表面同時開始熔化。t=102ms時，隨著能量的持續輸入，基板表面形成了具有一定體積的熔池，絲材末端的熔體轉移到了基板上。t=205ms時，觀測到絲材末端浸入熔池內部，兩者之間通過一段直徑均勻、長度較短的液橋頸部連接，如t=346 ms時所示。這種液橋結構的建立標志著熔體能夠連續、穩定地從絲材端轉移至熔池。熔體在沉積過程中均以液橋模式轉移，成形的沉積層形貌均勻且光滑、無飛濺。
如圖4所示，功率500W時，沉積過程中熔體轉移模式發生轉變:初始階段出現短暫的熔滴轉移，隨后轉變為穩定的液橋轉移模式。t=84ms時，絲材末端熔化，基板表面形成熔池。至t=110ms，基板形成較大的熔池，絲材末端的熔體在表面張力的作用下快速向熔池轉移聚并，絲材與熔池的連接中斷。t=120ms時，熔體在絲材末端重新匯聚形成懸垂的熔滴。熔滴尺寸生長到一定程度，t=241ms時，熔滴的底部與基板表面發生接觸并短暫潤濕，隨平臺運動被牽引與熔池迅速聚并，導致熔滴與絲材分離。t=241-245ms期間，熔滴轉移至熔池，熔池出現振蕩。熔滴與絲材脫離時的直徑為0.7mm;熔滴從產生至與熔池融合，持續時間為134ms。轉移的熔滴在熔池上形成一定沉積高度，縮短了絲材末端與沉積層的距離，這使得持續送入的絲材能夠直接與沉積層接觸而不會再次形成大尺寸熔滴，避免了不穩定的聚并現象重復出現，為后續液橋轉移模式創造了幾何條件。t=275 ms時，在持續送絲推動下，絲材逐漸靠近熔池，并實現再接觸。至t=288ms，絲材末端與熔池之間建立了穩定的液橋連接，轉移模式完成從熔滴到液橋的過渡，最終沉積層形貌連續。
如圖5所示，功率600W條件下，t=38ms時，絲材末端熔化，基板表面形成熔池，但至t=45ms時，絲材末端的熔體與熔池發生聚并，導致絲材與熔池連接斷裂，熔體重新在絲材末端匯聚成熔滴。相較于500W工況，600W時，在t=45-176ms，t=177-517ms期間先后生成兩個獨立熔滴，熔滴的直徑分別為0.8mm、1.1mm。功率提升擴大了絲材熔化的范圍，使絲材熔化末端距離激光中心更遠，相對基板平面垂直距離增大。同時，較高的功率增大了熔池的寬度，因此在相同質量輸入條件下，沉積層更寬，且高度降低。這增大了絲材末端與熔池的空間距離，使液橋建立的幾何條件難以滿足。第一個熔滴進入熔池后，絲材與熔池之間的較大空間為第二個熔滴的生長提供了條件。對比 t = 173ms與 t = 510ms兩個時刻可知，第二個熔滴尺寸明顯大于第一個。當第二個大熔滴轉移至熔池后，沉積高度顯著增加，縮短了絲材末端與沉積層的垂直距離，為轉化為液橋轉移創造了條件。最終在t=587 ms建立穩定的液橋過渡模式，但雙熔滴轉移過程中的聚并導致沉積層起始段形貌尺寸更大。
圖6-圖9為平臺移動速度7.5mm/s,功率300-600W條件下的熔體轉移過程及沉積層形貌。平臺速度的提升降低了基板單位長度吸收的激光能量，使得熔池尺寸縮小 [19]。 300 W功率下,能量輸入不足以在基板表面形成熔池。熔滴在重力作用下克服表面張力與基板接觸,但基板表面缺少液態“受體”，熔體無法與基板充分潤濕鋪展，導致熔體附著在絲材末端，難以實現有效的質量轉移，無法形成連續的沉積層。400W時，可形成連續且穩定的液橋轉移模式。500W時，過高的能量輸入導致沉積過程以熔滴轉移模式為主導，期間僅出現短暫的液橋過渡。當功率進一步提升至600 W時，過高的能量輸入導致金屬過渡完全表現為熔滴模式，液橋過渡消失。
如圖6所示，在300W的工藝參數下， t=95 ms時，絲材在激光作用下熔化，但基板表面未形成熔池，激光能量通過熔化的絲材以熱傳導方式二次傳遞至基板，但有限的能量輸入仍無法使基板達到熔化溫度。t=161ms時，熔體在絲材末端匯聚成熔滴;隨著平臺持續移動(t=300ms)，熔滴與基板接觸一側逐漸凝固，基板表面上形成了熔滴的拖尾。同時，熔滴在絲材端部表面張力和已凝固拖尾的約束作用下逐漸演化為橢球形態。t=567ms時，絲材末端持續熔化的熔體累積，形成長液柱狀態。已有研究表明，在熔絲增材過程中，長液柱的存在會引發瑞利-普拉托(Rayleigh-Plateau)不穩定性，使液柱發生頸縮并最終斷裂 [20]。
t= 648 ms時，在表面張力作用下，長液柱形與絲材側的連接斷開，熔體快速回縮到基板一側，形成球狀熔滴形貌。整個沉積過程中存在兩個大熔滴。第一個大熔滴的持續時間為583 ms，脫離絲材時的直徑為1.2mm;第二個大熔滴的持續時間為944 ms，脫離絲材時的直徑為1.3mm，兩個大熔滴的直徑近似相同。
如圖7所示，功率為400W時，沉積過程中形成了連續且穩定的液橋轉移模式。t=95 ms時，激光同時作用于絲材末端和基板表面，在基板上形成了穩定的熔池。絲材末端熔化的熔體與基板熔池之間建立了液橋連接，熔體通過液橋持續向熔池輸送。t=100ms時，絲材的端部仍然保持固態，無頸縮現象。t=242ms時，隨著平臺移動，液橋跟隨熔池移動，幾何形態保持穩定，未出現斷裂或劇烈波動。t=500ms時，液橋仍維持連續狀態，表明該工況下的能量輸入與質量轉移速率達到了良好的動態平衡。沉積層形貌連續且均勻，表面平整光滑，與基板結合良好，未出現明顯的凸起、凹陷或斷續現象。隨著沉積過程的進行，液橋持續向熔池輸送熔體，并保持自身狀態的穩定。
功率為500W時的高速攝影如圖8所示，t=73ms時，激光在基板上形成了較大熔池。t=78ms時，隨著絲材向熔池輸送，絲材末端熔體與基板熔池劇烈聚并，液橋瞬間斷裂，絲材與基板的連接中斷。t=84ms時，絲材末端重新形成獨立的熔滴，但與基板熔池之間已無法建立穩定的液橋。后續過程中，熔體轉移表現為間歇性的滴落模式:t=495ms后，絲材末端周期性地形成球狀熔滴，在重力和表面張力共同作用下脫離。沉積層呈現明顯的“串珠狀”特征，表面存在周期性的凸起，側面輪廓起伏不平。每個“珠狀”輪廓對應一次熔滴轉移，熔體未能實現連續鋪展。平臺移動速度從5mm/s提高到7.5mm/s，絲材末端熔體與基板熔池的相對位置快速變化，熔覆層單位時間內輸入的質量減少，液橋建立所需的幾何條件難以滿足。整個沉積過程共產生了7個離散熔滴，離散熔滴的直徑分布為0.8mm-1.1mm，各個離散熔滴的直徑不一致。這是由于送絲過程中存在擾動，影響了絲材與熔池間的距離以及熔滴與熔池接觸時的狀態。
如圖9所示，600W時，沉積過程表現出與500 W相似但更劇烈的不穩定特征。t=69 ms時，絲材末端熔體并入熔池，隨后熔體以熔滴形式存在于絲材末端，直至t=512ms，熔滴與基板接觸并鋪展，5ms后完全融入熔池。與500W不同，600W時，沉積過程存在三個尺寸較大的離散熔滴，熔滴直徑一致，均為1.3mm;并且熔滴的持續時間比較接近，分別為 424ms、 687ms、681ms,表現出穩定的滴落轉移模式;而 500 W時,熔滴尺寸不規律,說明其處于液橋-滴落轉移的臨界閾值附近，轉移模式在液橋與滴落之間波動。隨著功率增加，熔滴轉移周期延長，熔滴數量減少。這是由于功率提高使絲材熔化范圍增大，導致絲材與熔池的間距增加。增大的空間為形成更大熔滴提供了條件，同時增加了熔滴與熔池接觸前的過渡時間。在送絲速度與平臺移動速度恒定時，沉積材料體積及沉積時間不變，因此熔滴尺寸增大，熔滴數量減少。
圖10為300W、10mm/s條件下的沉積過程，初始絲材及基板熔融情況與7.5mm/s時一致。t=80ms時，由于平臺移動速度加快，基板在激光照射區的停留時間縮短，未能積累足夠熱量形成熔池,但絲材末端已開始熔化。t=149 ms時,絲材末端熔體匯聚成熔滴。此后熔滴與基板經歷長時間的“拖行”但無法潤濕(t=560ms)。熔滴尺寸持續增大，其與基板的接觸面積隨之增大，直至t=1155ms，熔滴與基板潤濕，熔滴與基板接觸部分逐漸凝固。t=1245 ms時，絲材末端熔體累積增加，形成長液柱。t=1362 ms時，熔滴在表面張力作用下脫離絲材。平臺移動速度提升至10mm/s時，基板表面凝固的熔滴數量由7.5mm/s條件
下的2個減少為1個，并且大熔滴的持續時間增長至1332ms，直徑增大至1.6mm。這是由于平臺移動速度增加,熔滴與基板的接觸時間縮短,熔滴未能潤濕便拖行,延長了熔滴與絲材脫離的時間。隨著時間推移，絲材末端熔體持續累積，熔滴與基板的接觸面積逐漸擴大，為潤濕提供了條件。因此，10mm/s移動速度下，單個熔滴的沉積周期延長，沉積距離增加，不足以完成兩次熔滴轉移過程，最終僅觀察到一個沉積熔滴。
功率400W時的沉積過程如圖11所示，由于平臺移動速度的增大，基板在激光照射區的停留時間縮短，激光作用時間更短，導致基板熱輸入減少，熔池的體積明顯減小。在沉積的過程中，雖然速度增大使得單位長度上接受的熔融金屬質量減少，但同時熔池尺寸的減小使熔融金屬在更窄的區域內分布，兩種效應相互抵消，液橋仍能保持穩定的連續轉移。從沉積層宏觀形貌可以看出，10mm/s條件下的沉積道呈現均勻的“細條狀”形貌，沉積道表面光滑連續，寬度明顯小于7.5mm/s條件。沉積道寬度的減小主要是由于熔池尺寸減小，以及高速移動使熔融金屬在基板上的鋪展時間縮短所致。
圖12為500 W、10 mm/s的高速攝影圖像，沉積過程整體呈現熔滴轉移的特征，但t=228ms前存在短暫液橋轉移。t=111ms時，絲材末端熔體與基板熔池之間建立了液橋。t=143ms時，液橋仍然維持，表明初始階段的質量輸入支撐液橋的形成。由于平臺移動速度的增加，單位時間單位長度內輸入的熔融金屬質量減少，難以為液橋提供足夠的質量補充。隨著平臺的持續移動，絲材末端熔體的供給速率與平臺移動速率的不匹配逐漸顯現，液橋因質量輸入不足而難以維持。從能量輸入角度來看，500W功率本應傾向于形成液橋轉移，但由于高平臺移動速度，提高了絲材遠離沉積層的速度，絲材末端熔體的質量供給無法跟上平臺移動的需求，無法形成持續的液橋。 t = 228ms時，液橋發生斷裂，絲材末端熔體回縮。此后，沉積過程轉變為熔滴轉移模式，絲材末端周期性形成熔滴，并滴落至基板。整個沉積過程中，共轉移至基板表面4個離散熔滴，其持續時間分別為344ms、212ms、235ms、246ms，較為接近，離散熔滴的直徑保持一致，均為1.0mm。從沉積層宏觀形貌可以觀察到明顯的“混合轉移”特征:起始端呈現周期性的熔滴起伏，這對應于熔滴轉移過程中單個熔滴的凝固位置;而結束端則呈現相對平滑連續的形貌，這是后期液橋轉移階段形成的。這種形貌差異直觀地反映了轉移模式從熔滴向液橋的轉變。這表明500 W、10 mm/s的參數組合處于熔滴-液橋轉變的閾值附近，轉移模式容易受工藝不穩定性影響，在同一沉積過程中出現模式轉換。
圖13為在功率600W的條件下的沉積過程，呈現出與500W、10mm/s工況相似的特征，即熔體轉移模式以不連續的熔滴過渡為主導。t=109m時，液橋仍保持穩定，表明在沉積初期液橋具有一定的維持能力。但激光功率的增加提高了絲材以及基板的能量輸入，促使絲材末端與基板表面更快速地達到熔化溫度，因此液橋的形成時刻相對提前。隨著平臺移動速度的進一步提升，單位時間單位長度內輸入的熔融金屬質量減少，不足以維持液橋的持續穩定，t=139ms后液橋斷裂，沉積過程完全轉變為熔滴轉移模式。整個過程沉積了三個離散熔滴，持續時間接近，分別為234ms、394ms、443m。熔滴的直徑近似相同，分別為1.0 mm、1.1mm、1.1mm。
從前面的分析可以看出,平臺移動速度為 7.5 mm/s與 10 mm/s時,激光功率 300W與500 W、600 W時,熔體均以熔滴狀態轉移。但二者熔滴轉移的機制并不相同。300 W時,由于功率降低,基板與絲材單位時間單位長度吸收的能量也隨之減少。基板表面無法形成熔池或熔池尺寸較小。同時,絲材末端的熔化不充分,熔體的流動性較差。由于缺乏穩定的液態熔池作為承接“受體”,且低溫基板對熔體的潤濕性差 [21],熔體無法在基板上有效鋪展,最終在絲材末端匯聚成大熔滴后滴落。當激光功率提升至 500 W、 600 W時,基板與絲材吸收的能量增加,基板表面形成了大熔池。此時,熔滴轉移的限制因素從能量不足轉變為質量供給不足。較高的平臺移動速度使得熔池快速遠離絲材末端,而單位時間內送絲所提供的熔體量不足以在絲材與快速移動的熔池之間建立并維持穩定的液橋連接。其結果是,熔體雖可間歇性地進入熔池,但液橋頻繁斷裂,金屬過渡呈現為周期性、斷續的熔滴形態。平臺移動速度的增加進一步強化了上述現象,一方面速度的增加,降低了基板單位時間單位長度吸收的能量,另一方面提高了熔池與絲材分離的速度。
3.2 熔體轉移模式量綱分析
激光熔絲增材制造過程中,熔體轉移模式受控于絲材熔化體積與熔池容納能力的動態平衡。當單位長度內輸入的金屬體積過大,熔池無法在有限時間內將其充分熔化、潤濕并鋪展時,熔體會因無法及時鋪展而堆積失穩。反之,若輸入體積小于熔池可接收范圍,則因供料不足導致金屬過渡呈現斷續滴落狀態,凝固后形成不連續的珠狀沉積。為定量描述這一動態平衡關系,提出了無量綱數一填充系數 ξ,表征熔體體積與熔池容納能力的匹配關系。如圖 14所示,依據 Eagar-Tsai解析模型 [22]預測了無絲材填充狀態下的穩態熔池尺寸,選取溫度為熔點的位置作為預測熔池尺寸的標準:
式中, T為空間點在 t時刻的溫度; T 0 為初始溫度; P為熱源功率; ρ為材料密度; c為材k料比熱容; a為熱擴散率, 
為熱導率; σ為熱源分布特征半徑; v p 為平臺移動 ρc速度。
熔滴對熔池的干擾，一方面表現為熔滴過渡時會對激光造成遮擋，無法判斷準確的熔池范圍，導致高速攝影無法觀測;另一方面表現為熔滴本身具有較高的熱量，轉移到熔池以后，導致熔池振蕩，熔池的寬度呈現波浪形，并不統一，如圖8沉積層形貌所示，無法取值。為排除熔滴過渡對熔池尺寸的干擾，表3將平臺速度5mm/s時，對應不同功率下Eagar-Tsai解析模型預測的熔池形貌與實測值進行了對比。熔池寬度通過電鏡結果進行表征，如圖15所示;熔池長度通過高速攝影結果進行驗證。依據表3可得，熔池寬度誤差最大為23.5%，這是由于300W的功率下，激光能量作用于絲材，向基板傳遞的能量極少，因此，預測的寬度值和實際的工況相差比較大，導致誤差偏高;熔池長度誤差最大為14.1%，吻合程度較好。這表明Eagar-Tsai解析模型對熔池寬度及長度的預測具有較高可靠性，可有效用于工藝參數的分析與優化。在熔池深度方面，Eagar-Tsai模型將工件視為無絲材添加的半無限域，熱源能量全部直接作用于基板表面，并預測出熔池深度。然而，在實際熔絲增材制造過程中，熱源能量需首先將絲材熔化，熔融金屬再進入熔池并向基板傳導熱量，真正傳入基板的有效熱量大幅降低。基板熔深有限。模型預測的熔深與實際結果存在較大偏差。
表3 熔池長度與寬度誤差分析
Table 3 Error analysis for length and width of molten pool
| P/W | 300 | 400 | 500 | 600 |
| length(prediction)/ mm | 1.10 | 1.90 | 2.40 | 2.75 |
| length(measurement)/ mm | 1.28 | 2.14 | 2.60 | 3.20 |
| width(prediction)/ mm | 1.00 | 1.70 | 2.12 | 2.42 |
| width(measurement)/mm | 0.81 | 1.5 | 2.0 | 2.5 |
| length error/% | 14.1 | 11.2 | 7.69 | 14.1 |
| width error/% | 23.5 | 13.3 | 6.00 | 3.20 |
假設熔池截面為半橢圓,因此根據熔池尺寸預測熔池截面積為:
將熔池的形狀看作半橢球體,依據熔池尺寸計算熔池體積為:
式中:L、D、W分別為熔池的長度、深度、寬度。
單位時間內送入熔池的熔化的絲材體積為:
式中, R w 為絲材半徑; v f 為送絲速度。
熔池維持時間為:
因此，送入熔池的熔融金屬體積為:
填充系數 ξ為熔融金屬的體積與熔池體積的比值,表征了“送入的熔融金屬”與“熔池可容納體積”的平衡:
引入了了一個送絲-移動比 η表征送絲速度與平臺移動速度的相對關系:
表4 熔池尺寸與填充系數
Table 4 Melt pool dimensions and filling factor
| P/W | v p / (mm.s−1) | length L/mm | width W/mm | depth D/mm | ξ |
| 300 | 5.0 | 1.10 | 1.00 | 0.11 | 6.55 |
| 300 | 7.5 | 0.64 | 0.56 | 0.04 | 21.4 |
| 300 | 10 | 0.40 | 0.34 | 0.02 | 53.0 |
| 400 | 5.0 | 1.90 | 1.70 | 0.31 | 1.37 |
| 400 | 7.5 | 1.65 | 1.43 | 0.22 | 1.53 |
| 400 | 10 | 1.40 | 1.431.20 | 0.15 | 2.00 |
| 500 | 5.0 | 2.40 | 2.12 | 0.48 | 0.708 |
| 500 | 7.5 | 2.20 | 1.86 | 0.36 | 0.717 |
| 500 | 10 | 1.95 | 1.66 | 0.28 | 0.775 |
| 600 | 5.0 | 2.75 | 2.42 | 0.61 | 0.488 |
| 600 | 7.5 | 2.55 | 2.14 | 0.47 | 0.477 |
| 600 | 10 | 2.40 | 1.96 | 0.38 | 0.483 |
填充系數 ξ與工藝參數的關系如圖 16所示。根據 ξ與激光功率和平臺移動速度的關系可知, ξ隨激光功率增大而降低,較高激光功率增強了熔池熱輸入,有利于擴大熔池體積,從而降低填充系數。平臺移動速度對 ξ的影響由兩個相互競爭的效應決定。平臺速度增加使單位長度能量輸入減少、熔池尺寸縮小,同時使單位長度內送絲提供的金屬體積減少。表 4給出了不同工藝參數下的熔池尺寸測量結果, 300W下,當速度從 5mm/s增至熔池長度從 1.1 mm縮減至 0.4 mm,寬度從 1.0 mm降至 0.34 mm,深度從 0.11 mm降至0.02 mm。這種劇烈尺寸衰減是因為低功率下熱量輸入有限,難以充分克服金屬熔化潛熱,而速度增加進一步縮短了激光作用時間,單位長度能量輸入嚴重不足。相比之下, 600 W下,當速度同樣從 5 mm/s增至 10 mm/s時,熔池長度從 2.75 mm降至 2.40 mm,寬度從 2.42 mm降至 1.96 mm,深度從 0.61 mm降至 0.38 mm。高功率熱量輸入能有效克服熔化潛熱并維持較大熔池,速度變化對熔池尺寸的影響相對溫和。因此,低功率下,熔池尺寸縮減顯著, ζ ˘ 隨速度增大而明顯上升;而高功率下，熔池尺寸較大且穩定性更好，輸入金屬體積和熔池尺寸的減小程度趨于相互抵消，使 ξ值對速度變化敏感性降低。
圖16展示了不同激光功率下與 η的關系，呈現出三種典型金屬轉移模式及其分布區域。300W下，值偏高， ξ > 6.5，對應 η的范圍為1.5-3.0。整個300W工況下，熔池尺寸較小，容納能力有限，送入的金屬體積超過熔池接收范圍，熔池處于過載狀態。熔體無法及時鋪展和融合，在絲材末端不斷堆積，形成較大且不穩定的熔滴，呈現典型的球狀轉移模式。功率提升至400W，熔池尺寸增大， ξ值降至0.7-2.0區間，分布范圍收窄，送入的金屬體積與熔池容納能力匹配良好。絲材末端熔體能持續與基板熔池建立穩定液態連接，形成連續的液橋轉移模式。當功率提升至500W和600W時，熔池尺寸繼續擴大，容納能力增強，值降至0.4-0.6區域，熔池與絲材末端熔體的平衡被打破，平臺移動的拉扯效應占據主導。液橋轉移模式中，熔池與絲材末端通過穩定液橋保持連續接觸，平臺移動的影響由液橋流動性緩沖。然而，當送入金屬量不足時，液橋體積和穩定性削弱，無法有效抵抗平臺運動拉扯，進而形成斷續的熔滴轉移模式。
通過熔池的尺寸能夠反映出能量的傳遞效應，以及熔體進入熔池后，對熔池的流動的影響。因此，定義三個關于熔池尺寸的無量綱數:
高寬比a:
α反映了熔體橫向鋪展與約束的能力。低 α值意味著熔池相對較寬,熔體有空間橫向流動,
但也意味著熱量分散，熔池扁平。
高長比 β:
β是熔池動態穩定性與金屬拉伸效果的指標，低 β值意味著熔池在運動方向上被拉長。
高深比 γ:
γ是能量傳遞有效性的直接度量。高 γ值意味著沉積層厚而熔池淺,表明能量主要消耗于熔化絲材,向下穿透基材的能力不足,熱影響區小。
熔池橫截面的高度根據單道沉積層截面積的理論值來計算:
單道沉積層截面積的理論值:
根據三個無量綱數繪制了熔體轉移模式與熔池幾何特征關系圖像,如圖 17所示。大熔滴模式集中于高深比 γ > 0.4區域，伴隨較高的 α和 β，揭示了能量-質量失配機制:高 γ值表明激光能量不足以形成深熔池,能量主要用于熔化絲材,向基體的穿透能力有限。較高 a值說明熔池寬度 W相對于高度 d過小,熔體缺乏橫向鋪展空間,被迫向上堆積。較高 β值則反映熔池長度 L不足,無法提供足夠容納空間。在這三個幾何約束作用下,送入的金屬無法及時融入狹小熔池并鋪展,而是在絲材末端堆積,在重力與表面張力作用下形成大球狀熔滴。液橋模式位于中部偏左下方,對應中等偏低的 0.1 < γ < 0.2,以及較低的 α和 β。適中的 γ值意味著激光能量能有效穿透基體形成足夠深度熔池,為沉積層提供良好冶金結合基礎。較低 α值表明熔池寬度相對高度較大,熔體具有充足的橫向鋪展空間,能夠及時融入熔池并擴散,避免了垂直堆積。較低 β值說明熔池長度也較大,熔池在平臺運動方向上呈現“瘦長”形態。熔池容納能力與金屬供給量的動態平衡，使絲材末端熔體能持續與基板熔池建立穩定液態連接,形成穩定液橋。離散熔滴模式分布于左下方,即 γ最低 (γ < 0.1),且 α和 β也極低區域。極低的 α和 β值意味著熔池呈現“扁平”且“寬淺”形態:寬度 W遠大于高度 d(低 α),長度 L也遠大于高度 d(低 β)。這種扁平化熔池在高速平臺移動下極不穩定,容易被拉長、頸縮并斷裂。較低 γ值表明激光能量能有效穿透基體，形成較深熔池，但犧牲了幾何穩定性。高功率激光產生的大熔池使單位長度內送絲提供的金屬體積不足，沉積層高度d較小。寬度W和長度L都很大時，較小的d導致 α和 β值極低。這種扁平結構無法有效抵抗平臺運動拉扯力，液橋無法持續維持，金屬只能間歇性地在絲材末端積聚成熔滴，周期性脫落至基板。雖然熔滴轉移與球狀轉移都表現出不穩定性，但物理機制截然相反:前者源于熔池過大而供料不足(低 γ、低 α、低 β)，后者源于熔池過小而供料過量(高 γ、高 α、高β)。
最終，依據上述分析結果總結得到工藝參數窗口圖，如圖18所示。從“熔體輸入-熔池容納”的動態匹配機制出發，為鈦合金TC4微米細絲激光熔絲增材提供了工藝參數選擇的定量依據。避免因參數選擇不當導致的大熔滴或離散熔滴等成形缺陷，從而提高沉積過程的成形穩定性與工藝可重復性。本研究提出的無量綱填充系數 ξ與熔池三維幾何參數 α、 β和y，將熔體轉移行為的物理機制轉化為可量化的幾何約束與體積匹配關系，為不同材料體系或絲材直徑下的工藝參數優化提供了一種可推廣的分析框架，減少了由于經驗試錯而產生的成本。
4、總結
本研究通過高速攝影實驗觀測與量綱分析相結合，系統闡明了激光熔絲增材制造中能量輸入與平臺移動速度協同調控對熔體轉移模式的影響規律及內在機理。研究發現:
1.鈦合金TC4激光熔絲增材制造過程中，熔體轉移模式主要分為三類:大熔滴、離散熔滴及液橋。大熔滴模式下，無法形成完整的沉積層，絲材與基板之間未形成良好的冶金結合。離散熔滴過渡時，絲材與基板結合較好，但沉積層不連續。液橋模式時，沉積層均勻且連續，表面光滑無飛濺。
2.填充系數隨激光功率增大而降低;在低功率下，熔池尺寸縮減顯著，隨平臺移動速度增大而明顯上升;而在高功率下，值對速度變化的敏感性降低。二者共同調控送入金屬體積與熔池容納能力之間的動態匹配關系。當ξ位于0.7至2.0之間時，送入金屬與熔池容納能力良好匹配，易于建立連續穩定的液橋過渡。
3.通過高寬比a、高長比β和高深比y三個無量綱幾何參數，系統描述了不同金屬轉移模式對應的熔池形態特征及其形成機制。大熔滴模式集中于高y、高a與高β區域;液橋模式位于中等 γ與低 α、β區間;離散熔滴模式則對應極低的 γ、α與 β值。
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（注，原文標題：工藝參數對TC4熔絲增材熔體轉移行為的影響_王立瑋）