Welding path planning optimization algorithm for additive manufacturing of typical thin-walled structural parts
-
摘要: 针对复杂曲面薄壁件的电弧增材制造引入有理B样条曲线求取成形轨迹. 首先根据预制件三维模型提取轮廓数据建立轨迹曲线方程，自动生成成形路径；然后通过边缘曲线方程计算预制件在z轴方向上偏移量，进行高度补偿预测，提高分层精度，实现基于高度预测的分层算法优化. 另一方面针对具有相交特征的薄壁件交叉点处焊高过高等问题，基于相反、相切成形路径思想设计最佳路径，同时可以尽量减小由于应力集中和热累计产生的误差. 最后通过试验得到不同焊接参数下对应焊缝尺寸，确定合适的焊接参数范围，并通过典型复杂薄壁件的成形试验验证优化算法可行性. 结果表明，电弧增材制造成形路径规划优化算法提高了分层精度，实现了基于高度预测的分层算法优化，并且制备的实体件表面成形良好，成形尺寸误差在可接受范围内，此算法可以应用在制备薄壁结构件过程中.Abstract: The rational B-spline curve was introduced to obtain the forming trajectory for the wire arc additive manufacturing of thin-walled parts with complex curved surfaces. Firstly, the contour data were extracted according to the 3D model of the perform and the trajectory curve equation was established, then the forming path was automatically generated. Secondly, the offset of the performance in the z-axis direction was calculated by the edge curve equation, and the height compensation prediction was carried out to improve the layering accuracy and optimized the layering algorithm based on height prediction. Thirdly, aiming at the problem of high welding height at the intersection of thin-walled parts with intersection characteristics, the optimal path was designed based on the idea of an opposite and tangent forming path, and the error caused by stress concentration and heat accumulation can be minimized. Finally, the corresponding weld sizes under different welding parameters were obtained by experiments, and the suitable welding parameters range was determined. The feasibility of the optimization algorithm was verified by forming experiments of typical complex thin-walled structures. The results showed that the path planning optimization algorithm improved the layering accuracy and realized the layering algorithm optimization based on height prediction. At the same time, the surface of the solid part was well-formed, and the forming dimension error was within the acceptable range, so this algorithm can be applied in the process of preparing thin-walled structures.
-
0. 序言
随着核电汽轮机功率的不断增加，汽轮机转子的尺寸也随之加大，早期的整体锻造技术和套装转子已不能满足所要求的相应性能，而在结构和性能上更有优势的焊接转子技术，逐渐用于大尺寸汽轮机转子的制造[1-3]. 由于焊接温度的梯度变化，使汽轮机焊接转子接头区域由焊缝区、热影响区和母材区组成，不同区域的化学成分、组织和晶体结构等存在差异，导致汽轮机焊接转子接头在一定的腐蚀环境中存在电偶腐蚀效应[4-5]和力学性能差异. 对于异种金属焊接结构，Wang等人[6]发现A508钢与52M合金异种焊接接头中，两种材料存在的电势差使A508钢优先发生均匀腐蚀，而52M合金则被保护. 对于NiCrMoV钢同种金属焊接结构，在180 ℃，3.5% NaCl溶液中浸泡的U形试样表面发现靠近熔合线的焊缝区优先产生了大量点蚀坑[7]. 此外，核电汽轮机焊接转子在实际运转中受应力与环境的交互作用，存在发生应力腐蚀开裂(SCC)的可能[8-9]，而热影响区和焊缝区成为发生SCC的敏感区域[10-12].
汽轮机在启停或变负荷等非稳定工况时，由于热应力和离心应力的作用使核电汽轮机焊接转子产生一定的疲劳损伤[13-14]. 一方面，在核电汽轮机的启动和停机过程中，由于核电汽轮机转子沿半径方向的温度分布不均匀产生较大的热应力，根据弹性应力的计算方法得出的热应力可能超过材料的屈服极限[15]，同时考虑热应力与离心应力的共同作用，有可能使核电汽轮机焊接转子产生一定的低周疲劳损伤. 另一方面，在核电汽轮机稳态运行的过程中，由于叶片与核电汽轮机焊接转子的重力载荷、离心力等载荷作用使核电汽轮机焊接转子产生一定的高周疲劳损伤. 研究表明，疲劳后金属材料的微观组织与力学性能发生了显著变化，位错密度发生了降低[16-18]. 对于核电汽轮机焊接转子，疲劳后发生了不同程度的软化现象[19-22]. 循环软化不仅使材料的力学性能发生变化，还导致了微观结构的改变[18]，同时疲劳也使转子接头各区域的电化学性能随之改变，母材和焊缝区之间的腐蚀电位差变大，增大了电偶腐蚀敏感性[23]. 核电汽轮机焊接转子的破坏主要受载荷(疲劳和蠕变)和环境因素(腐蚀、应力腐蚀、腐蚀疲劳)的影响. 根据上述介绍可以发现，对于核电汽轮机焊接转子的疲劳、腐蚀及应力腐蚀性能已做了广泛的研究. 但是，对于核电汽轮机焊接转子承受一定疲劳损伤后的应力腐蚀问题鲜有研究.
研究预先对核电汽轮机转子钢焊接接头进行不同循环周次的疲劳试验，随后通过慢应变速率拉伸试验(SSRT)研究其应力腐蚀开裂敏感性，进一步采用光学显微镜(OM)、显微硬度仪和扫描电子显微镜(SEM)，研究了疲劳损伤对核电汽轮机焊接转子接头应力腐蚀开裂敏感性的影响及断裂机理.
1. 试验方法
试验所用的母材为25Cr2NiMoV核电汽轮机低压转子用钢(简称为25Cr2Ni2MoV钢)，母材（BM)和焊缝(WM)的化学成分如表1所示，室温下，25Cr2Ni2MoV钢的屈服强度为700 MPa，抗拉强度为800 MPa. 接头通过窄间隙焊进行焊接，其中分别采用自动氩弧焊(automatic argon-welding, AMAW)和埋弧焊(submerged arc welding, SAW)进行打底和填充焊接.
表 1 25Cr2Ni2MoV钢焊接接头母材和焊缝的化学成分(质量分数，%)Table 1. Chemical compositions of 25Cr2Ni2MoV welded joint base metal and weld材料 C Si Mn P S Cr Ni Mo V BM 0.23 0.10 0.18 0.005 0.005 2.33 2.21 0.75 0.1 WM 0.12 0.20 1.48 0.005 0.005 0.57 2.18 0.51 — 为了研究疲劳损伤对核电汽轮机焊接转子接头应力腐蚀敏感性的影响，首先对材料进行一系列疲劳中断试验. 疲劳试验的试样为跨焊接接头试样，如图1所示. 焊缝位于试样中间，具体尺寸如图1a所示，试样中间部分为焊缝. 试验采用应力控制，应力范围为7.6 ~ 760 MPa，载荷谱为正弦波，应变比为0.1，频率为0.5 Hz，中断试验的循环周次分别为2 500，5 000，9 000和15 000周次.
![]()
图 1 试样示意图(mm)Figure 1. Schematic diagram of specimens. (a) pre-fatigue specimen；(b) SSRT specimen以热影响区(heat affected zone, HAZ)为中心，在不同循环周次的疲劳试样上的焊接接头取样，试样尺寸为10 mm × 10 mm × 2 mm. 利用蔡司光镜，在50倍和500倍下观察焊接接头母材区、焊缝区和热影响区的微观组织. 观察前，试样表面依次用180，400，800，1200和2000目的金刚石砂纸打磨、抛光，最后使用4%硝酸酒精溶液对表面进行化学腐蚀.
显微硬度的测量采用和微观观察相同的试样，在未经疲劳的原始试样上进行，测量的区域以熔合线为中心线及其两侧各5 mm的区域；试验采用维氏硬度仪，加载压力为1.96 N，保载时间为15 s.
SSRT试验试样均由经过不同循环周次的疲劳试样加工而成，取样如图1a中虚线所示，其尺寸如图1b所示，熔合线在试样标距段的中央，标距段上包含WM，HAZ和BM 3个区域. 为了对比疲劳损伤对汽轮机焊接转子应力腐蚀敏感性的影响，同时进行了未疲劳接头的拉伸试验.
为了评定材料的应力腐蚀开裂敏感性，分别在180 ℃、空气和180 ℃、3.5 % NaCl(质量分数)溶液中进行SSRT，应变速率为1 × 10−6 s−1. 试验采用CORTEST高温高压慢应变速率应力腐蚀试验机. 试验前将试样依次使用去离子水和无水乙醇超声清洗5 min后吹干，装入反应釜内的夹具上，釜内温度达到180 ℃后开始试验，由试验机的位移传感器和力传感器记录力与位移曲线，直到试样断裂后停止试验. 待反应釜冷却后取出断裂试样，将试样依次使用去离子水和无水乙醇超声清洗5 min后吹干，测量断面收缩率，并使用扫描电镜观察断口形貌.
2. 试验结果与讨论
2.1 微观组织与显微硬度
图2为未疲劳焊接接头的微观显微组织. BM由板条状回火马氏体组成；WM由马氏体基体、条状贝氏体和少量铁素体组成；HAZ晶粒大小由于焊接时温度的梯度变化，从熔合线向母材不断减少，分为粗晶区和细晶区，粗晶区微观组织由回火马氏体和板条状贝氏体组成，细晶区微观组织由颗粒状的回火马氏体组成. 图2e为未疲劳焊接接头整体显微组织形貌，显微组织从左到右分别为WM，HAZ和BM. 对比了疲劳前后的微观组织，由于组织未发生变化，故文中未提供疲劳焊接接头的微观组织. 图3为未疲劳焊接接头的显微硬度的变化和分布. 从图3可以看出，焊接接头中熔合线处的硬度最高，3个区域中HAZ的硬度最高，BM和WM处的硬度相差不大.
![]()
图 2 焊接接头的微观组织Figure 2. Microstructure of welded joint. (a) base metal; (b) weld metal; (c) coarse-grain zone; (d) fine-grain zone; (e) welded joint2.2 SSRT试验结果
经不同疲劳损伤的试样分别在180 ℃、空气和180 ℃、3.5% NaCl溶液中进行SSRT得到的载荷与位移曲线如图4所示. 从图4可以看出，无论是空气还是3.5% NaCl溶液中，疲劳后试样的屈服强度与抗拉强度均比未疲劳试样高，这表明经疲劳后试样的强度得到了提高，这是应变强化的结果. 对比空气中和腐蚀环境下拉伸试样的断面收缩率和断后伸长率可以发现，疲劳损伤对接头的断面收缩率和断后伸长率影响较小，而在3.5% NaCl溶液中，经不同循环周次后的疲劳接头断面收缩率和断后伸长率与未疲劳接头相比都发生了一定程度的下降. 但是，从表2可以看出，拉伸试验所获的屈服强度与抗拉强度并没有随着循环周次的增加而增大，断面收缩率和断后伸长率也未能发现明确的变化规律. 利用断面收缩率和断后伸长率计算得到不同循环周次下的应力腐蚀开裂敏感性系数I1和I2列于表2中，所用公式如下.
表 2 SSRT试验参数与应力腐蚀开裂敏感性指标Table 2. SSRT experimental parameters and stress corrosion cracking sensitivity indexes疲劳寿命C(周次) 环境 屈服强度ReL/MPa 强度极限RTS/MPa 断后伸长率A(%) 断面收缩率Z(%) 敏感性参数(%) I1 I2 0 空气 647 708 13.5 59.5 — — 腐蚀 602 666 7.0 29.5 51.85 49.58 2 500 空气 710 738 15.0 66.0 — — 腐蚀 665 724 5.5 12.0 36.67 18.18 5 000 空气 688 763 15.0 62.0 — — 腐蚀 681 742 5.0 17.5 33.33 28.23 9 000 空气 705 759 14.5 64.5 — — 腐蚀 679 726 4.5 12.5 31.03 19.38 15 000 空气 707 751 14.0 63.0 — — 腐蚀 675 717 6.0 16.0 42.86 25.40 ![]()
图 4 不同疲劳周次下载荷与位移曲线Figure 4. Load-displacement curves under different fatigue. (a) air; (b) 3.5% NaCl solution$$ I = \left( {{\delta _{\rm{s}}}/{\delta _0}} \right) \times 100\% $$ (1) 式中：
$\delta _{\rm{s}} $ 和$\delta _0 $ 分别代表180 °C下3.5% NaCl溶液和空气环境中的SSRT试验参数. I的值越小，说明材料的应力腐蚀开裂敏感性越大. 计算所得的应力腐蚀开裂敏感性系数如表2所示，从表2可以看出经过疲劳后，开裂不论采用断后伸长率还是断面收缩率计算获得的应力腐蚀开裂敏感性参数均发生了下降，这说明了疲劳损伤增强了焊接接头的应力腐蚀开裂敏感性.焊接接头SSRT试样的断裂位置如图5所示. 值得注意的是，空气中拉伸试样的断裂位置均在WZ. 但是，在腐蚀环境下，焊接接头的断裂位置出现了明显的变化，对于0周次和15 000周次的试样，其断裂位置仍在WZ，然而对于2 500，5 000及9 000周次的试样，其断裂位置却变为靠近熔合线的HAZ. 这是由于疲劳损伤加大了焊接接头不同区域的力学性能差异，从而使SSRT试样的断裂位置发生了显著改变，这导致了SSRT结果中获得的不同疲劳周次下焊接接头力学性能参数及应力腐蚀开裂敏感性未出现明显规律.
2.3 断口形貌
为了进一步明确焊接接头试样的力学性能差异及应力腐蚀开裂机理，采用扫描电镜对空气和3.5% NaCl溶液中的SSRT试样断口进行观察，所得的典型断口形貌如图6 ~ 图10所示.
![]()
图 6 空气中0周次下SSRT的断口形貌Figure 6. Fracture morphology of SSRT under 0 cycle in air.(a) fracture morphology; (b) enlarged morphology at 1; (c) enlarged morphology at 2![]()
图 9 3.5% NaCl溶液中0周次下SSRT的断口形貌Figure 9. Fracture morphology of SSRT under 0 cycle in 3.5% NaCl solution.(a) enlarged morphology at 1；(b) enlarged morphology at 2；(c) enlarged morphology at 3![]()
图 8 空气中9 000周次下SSRT的断口形貌Figure 8. Fracture morphology of SSRT under 9 000 cycles in air.(a) enlarged morphology at 1; (b) enlarged morphology at 2; (c) enlarged morphology at 3![]()
图 10 3.5% NaCl溶液中9 000周次下SSRT的断口形貌Figure 10. Fracture morphology of SSRT under 9 000 cycles in 3.5% NaCl solution. (a) enlarged morphology at 1; (b) enlarged morphology at 2; (c) enlarged morphology at 3空气中断裂的试样断口为明显的杯口状断口形貌，断口中央为韧窝且面积占比较大，断口四周凹陷，这属于典型的延性断裂. 图7b和图7c为在3.5% NaCl溶液中经不同疲劳损伤的SSRT试样的断口形貌，不同于空气中的试样断口，断口四周都较为平整，有少量河流状花纹，表现出脆性断裂的特征，而中间的断口呈韧窝状. 此外，由于疲劳后试样的应变强化使接头的屈服增加，而屈服强度的增加会显著的增加应力腐蚀裂纹的扩展速率，使存在疲劳损伤的SSRT试样的收缩率下降(表2). 对比图7b和图7c，存在疲劳损伤的试样断口没有发现明显的脆性断裂和延性断裂的分界线，但相较于没有疲劳的图7b，其颈缩程度降低，即发生脆性断裂的面积增大.
![]()
图 7 典型疲劳周次下SSRT的断口形貌Figure 7. Fracture morphology of SSRT under typical fatigue cycles. (a) 9 000 cycles in air; (b) 0 cycle in 3.5% NaCl solution; (c) 9 000 cycles in 3.5% NaCl solution值得注意的是，不同于空气中未疲劳试样的断口，不论在空气中还是腐蚀环境下，存在疲劳损伤的试样断口表面均出现较多二次裂纹. 对于空气中的裂纹，一旦形核扩展，位错就会不断向裂纹尖端运动，当裂纹尖端遇到晶界，且位错堆积不能使裂纹继续扩展，裂纹的扩展就会停止，而裂纹的扩展受阻，便会在裂纹两边扩展出二次裂纹[24]. 由表2中的力学性能数据可以看出，疲劳损伤增大了材料的强度，裂纹尖端便更容易受到阻碍，从而扩展出二次裂纹，呈现出图7a中的二次裂纹形貌. 此外，试样在拉伸过程中由于二次裂纹吸收了大量的能量，从而呈现出表2所示的存在疲劳损伤的试样在空气中的断后伸长率增加、塑性得到提高的现象.
在腐蚀环境中，不论是否受到疲劳损伤，均表现出明显的二次裂纹(图7b和图7c)，这说明断口表面二次裂纹的形成机理不同于空气中的二次裂纹，是具有较强应力腐蚀开裂敏感性的典型特征.除了疲劳损伤增大了材料的强度外，随着裂纹的扩展，裂纹尖端的应力集中增大了局部附加电位，促进了裂纹尖端的阳极溶解和阴极反应[25]. 此外，裂纹尖端的高塑性变形区域也使阴极析出的氢加速在裂纹尖端的聚集，促进了二次裂纹的形成和扩展. 因此，SSRT试样中的二次裂纹是腐蚀环境和载荷协同作用的结果.
2.4 应力腐蚀裂纹扩展机理
空气中拉断的试样如图11所示，断口附近光滑无裂纹；而3.5% NaCl溶液中腐蚀环境下断裂位置附近的表面形貌如图12所示，可以观察到断裂位置附近的试样上有很多微小的裂纹，且都与拉伸的方向垂直. 图12a和图12c是典型的0周次和9 000周次的SSRT试样裂纹扩展的情况，其它周次的SSRT试样上的裂纹与9 000周次的类似，从图12可以看出裂纹都是穿过马氏体簇的，即裂纹扩展方式都为穿晶.
![]()
图 11 空气中0周次断裂位置附近的表面形貌Figure 11. Surface topography near the typical fatiguefracture location of 0 cycle in air![]()
图 12 3.5%NaCl溶液中典型疲劳周次SSRT断裂位置附近表面形貌与裂纹形貌Figure 12. Surface topography near the typical fatigue fracture location and crack morphology in 3.5% NaCl solution. (a) 0 cycle ；(b) amplifying at A of 0 cycle； (c) 9 000 cycles; (d) amplifying at B of 9 000 cycles； (e) crack morphology of 0 cycle； (f) crack morphology of 9 000 cycles裂纹通常沿组织中最容易扩展的方向进行，焊接接头中焊缝以马氏体组织为主，板条马氏体一般由几个板条束组成，而板条束由几个晶粒取向相似的板条块组成，由于马氏体簇的晶粒取向相似，其阻碍裂纹扩展的阻力小于取向不相同的晶粒，裂纹便会优先在板条马氏体中扩展，因此裂纹呈现出穿晶开裂的现象[26-27]，表现出较强的应力腐蚀开裂敏感性.
为了进一步分析腐蚀介质对应力腐蚀开裂敏感性的影响，对裂纹尖端附近进行了能谱分析，如图12e和图12f所示. 从图12e和图12f可以看出，在腐蚀介质的作用下，整个裂纹都被氧化膜覆盖. 表3所列的是图12e和图12f裂纹不同位置氧化物和基体的元素分布，当裂纹扩展到一定程度后，由于SCC裂纹宽度只有微米级，在慢应变速率的作用下，裂纹由于力的作用快速向前扩展，O元素来不及进入裂纹尖端，呈现出表中从裂纹嘴到裂纹尖端覆盖的氧化物中O元素的比重不断下降的趋势；另一方面，正是由于SCC裂纹尖端的氧分压较低，铬的氧化物吉布斯自由能比周围氧化物高，导致了四周基体金属中的的Cr元素扩展至裂纹表面使Cr元素比重增加[27]. 裂纹嘴形成的铬、镍氧化层在基体上形成了一层保护层使得基体金属不会被继续腐蚀. 在拉伸的作用下，裂纹尖端氧化膜发生破裂，露出金属继续被腐蚀形成新的氧化膜，如此循环往复，加速了裂纹的形成与扩展.
表 3 典型周次裂纹形貌EDS元素分布(质量分数，%)Table 3. Distribution of crack morphology EDS element under typical cycles位置 O Cl Cr Fe Ni 0周次 9 000周次 0周次 9 000周次 0周次 9 000周次 0周次 9 000周次 0周次 9 000周次 1 25.73 25.35 0.09 0.07 0.61 1.06 63.53 71.14 1.93 2.38 2 16.27 21.57 0.01 0.11 0.3 0.65 29.36 75.56 0.7 2.11 3 18.67 18.05 0.11 0.11 1.3 0.98 59.49 77.69 1.35 2.36 4 0 0.43 0 0.07 0.71 0.85 80.67 95.63 1.73 3.01 3. 结论
(1)疲劳损伤影响了核电汽轮机焊接转子的应力腐蚀开裂敏感性，随循环周次增加的疲劳损伤增大了焊接接头的应力腐蚀开裂敏感性.
(2)不同循环周次下的疲劳损伤未表现出特定的应力腐蚀开裂敏感性规律，这与不同区域的微观组织和力学性能差异有关，在腐蚀环境的作用下，SSRT试样的断裂位置出现了显著变化.
(3)空气中和腐蚀环境下，疲劳后的SSRT试样断口均有大量二次裂纹. 前者环境下疲劳损伤产生的位错堆积促进了二次裂纹的形成，提高了焊接接头的塑性；而后者环境下应力和腐蚀环境的交互作用促进了二次裂纹的形核与扩展，降低了焊接接头的塑性.
-
![]()
图 2 离线编程
Figure 2. Offline programming. (a) model layering; (b) IGES file data; (c) programming and running module; (d) curve generation
![]()
图 3 路径优化图
Figure 3. Path optimization diagram. (a) initially plan; (b) optimization path 1; (c) optimization path 2
![]()
图 5 路径优化的成形效果
Figure 5. Forming effect of path optimization. (a) initially plan; (b) optimization path 1; (c) optimization path 2
表 1 曲线参数数据
Table 1 Curve parameter data
索引(数据顺序) 名称 类型 备注 1 126型曲线实体 2 K 整型 总和的上限标志 3 k 整型 基函数的阶数 4 ~ 7 PROP 整型 0表示非平面，1表示平面 8 ~ (8 + A) t 实型 节点序列 (9 + A) ~ (9 + A + K) qi 实型 权值因子 (10 + A + K) ~
(12 + A + 4K)di 实型 控制点 (13 + A + 4K) ~
(14 + A + 4K)u 实型 起始和终止
参变量u(15 + A + 4K) ~
(17 + A + 4K)X/Y/ZNORM 实型 单位法向 
下载: 导出CSV
-
[1] 柏久阳, 王计辉, 林三宝, 等. 铝合金电弧增材制造焊道宽度尺寸预测[J]. 焊接学报, 2015, 36(9): 87 − 90. Bai Jiuyang, Wang Jihui, Lin Sanbao, et al. Width prediction of aluminium alloy weld additively manufactured by TIG arc[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2015, 36(9): 87 − 90.
[2] Panchagnula J S, Simhambhatla S. Manufacture of complex thin-walled metallic objects using weld-deposition based additive manufacturing[J]. Robotics and Computer-Integrated Manufacturing, 2018, 49: 194 − 203. doi: 10.1016/j.rcim.2017.06.003
[3] Sun Qingjie, Sang Haibo, Liu Yibo, et al. Cross section scan trace planning based on arc additive manufacturing[J]. China Welding, 2019, 28(4): 16 − 21.
[4] Geng H, Li J, Xiong J, et al. Optimization of wire feed for GTAW based additive manufacturing[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2017, 243: 40 − 47. doi: 10.1016/j.jmatprotec.2016.11.027
[5] 杨建华, 张定华, 吴宝海. 考虑加工过程的复杂薄壁件加工综合误差补偿方法[J]. 航空学报, 2014, 35(11): 3174 − 3181. Yang Jianhua, Zhang Dinghua, Wu Baohai. A comprehensive error compensation approach considering machining process for complex thin-wall parts machining[J]. Acta Aeronautica et Astronauica Sinica, 2014, 35(11): 3174 − 3181.
[6] 王美茜. 义齿3D打印技术中分层算法与刀具路径生成策略的研究[D]. 长春: 吉林大学, 2016. Wang Meiqian. Study of hierarchical algorithm and path generation strategy in 3D printing technology of denture model[D]. Changchun: Jilin University, 2016.
[7] 王天琪, 李天旭, 李亮玉, 等. 复杂结构薄壁件电弧增材制造离线编程技术[J]. 焊接学报, 2019, 40(5): 42 − 47. doi: 10.12073/j.hjxb.2019400125 Wang Tianqi, Li Tianxu, Li Liangyu, et al. Welding path planning optimization algorithm for additive manufacturing of typical thin-walled structural parts[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2019, 40(5): 42 − 47. doi: 10.12073/j.hjxb.2019400125
[8] Ribeiro F, Ogunbiyi B, Norrish J. Mathematical model of welding parameters for rapid prototyping using robot welding[J]. Science & Technology of Welding & Joining, 2014, 2(5): 185 − 190.
[9] Ding D, Shen C, Pan Z, et al. Towards an automated robotic arc-welding-based additive manufacturing system from CAD to finished part[J]. Computer-Aided Design, 2016, 73: 66 − 75. doi: 10.1016/j.cad.2015.12.003
[10] 刘晓健, 张树有, 魏栋, 等. 复杂曲面加工中等距双NURBS刀具路径高效插补方法[J]. 计算机集成制造系统, 2017, 23(6): 1286 − 1295. Liu Xiaojian, Zhang Shuyou, Wei Dong, et al. Isometric dual-nurbs high quality interpolation algorithm for complex surface processing[J]. Computer Integrated Manufacturing Systems, 2017, 23(6): 1286 − 1295.
[11] 孙海洋. NURBS曲线刀具路径实时插补技术研究[D]. 长沙: 国防科学技术大学, 2008. Sun Haiyang. Research on real-time algorithms of NURBS tool-paths interpolation[D]. Changsha: National University of Defense Science and technology, 2008.
-
期刊类型引用(2)
1. 翁硕，孟超，朱江峰，王艾，常馨，康妘，何小田，赵礼辉. 应力控制模式下疲劳损伤对AA7075-T651铝合金腐蚀行为影响的研究. 中国腐蚀与防护学报. 2024(04): 1029-1037 . 
百度学术
2. 王志鹏，朱明亮，轩福贞. CrMoV与NiCrMoV异种钢焊接接头的高周疲劳性能及寿命模型. 焊接学报. 2024(07): 67-73 . 本站查看
其他类型引用(2)
计量
- 文章访问数: 542
- HTML全文浏览量: 96
- PDF下载量: 70
- 被引次数: 4
