六向鋼節點擺動電弧增材制造及其承載性能

齊 臏，余圣甫，劉 曙，何天英

（1.華中科技大學材料科學與工程學院，湖北 武漢 430070；2.中建鋼構武漢分公司，湖北 武漢 430070）

1 引言

隨著經濟與社會的發展，我國鋼結構建筑向著大型化、復雜化和個性化發展，鋼結構建筑由于具有結構強度高、自重輕和節能環保等優點得到廣泛應用[1]。多向鋼節點作為連接不同造型鋼結構的關鍵構件，在鋼結構建筑中起到舉足輕重的作用。多向鋼節點常用的制造方法為鑄造和焊接兩種，采用鑄造和焊接方法制造的多向鋼節點有時產生各種缺陷，這會導致使用多向鋼節點連接的鋼結構建筑安全性、可靠性和穩定性降低[2-4]。電弧增材制造技術利用電弧熱熔化金屬絲材，然后根據預設的分層切片和路徑規劃策略層層堆積成形復雜金屬構件，其由堆積金屬組成，力學性能優異[5-7]。利用電弧增材制造技術成形的多向鋼節點可有效避免鑄造和焊接鋼節點存在的缺陷，電弧增材制造技術是成形多向鋼節點有效的方法之一。

電弧增材制造大型復雜金屬構件時，一般采用多道搭接工藝。一些研究表明，多道搭接區域易出現未熔合缺陷，這會導致制造的構件不能滿足使用要求[8-9]。擺動工藝可以大幅增加單道堆積金屬寬度，可減少搭接數量或無需多道搭接，能避免堆積過程中產生搭接缺陷的幾率從而減少堆積金屬的缺陷[10-12]。文獻[13]研究發現擺動電弧增材制造技術不僅可以避免缺陷，而且可以提高堆積金屬成形精度。

為實現建筑鋼結構多向鋼節點無缺陷、高精度、高性能成形，利用擺動電弧增材制造技術成形六向鋼節點，研究六向鋼節點成形策略、路徑規劃以及成形精度。利用有限元分析和臺架測試相結合的方法，對電弧增材制造的六向鋼節點承載性能進行評價。

2 試驗設備及方法

2.1 試驗設備

試驗設備包括電弧增材制造設備、三維測量設備和臺架測試設備。電弧增材制造設備包括6軸Kuka機器人、Fronius焊接電源、Fronius焊槍和2軸變位機等，用于電弧增材制造六向鋼節點。三維測量設備包括6軸Kuka機器人、面結構光三維掃描儀和PC等，用于測量和分析制造的六向鋼節點成形精度。臺架測試設備包括反力架、千斤頂、油泵和應變儀等，用于測量六向鋼節點的承載性能。

2.2 試驗方法

2.2.1 六向鋼節點電弧增材制造試驗

利用UG軟件建立六向鋼節點三維模型，根據六向鋼節點結構特點，對六向鋼節點進行分區并確定不同區域成形策略，然后導出各區域STL文件，再利用JAVA程序對STL文件進行分層切片和路徑規劃以生成機器人代碼，最后將代碼導入機器人控制柜進行電弧增材制造六向鋼節點。同時，在堆積過程中，利用三維測量設備測量和分析六向鋼節點不同區域成形精度。

2.2.2 有限元分析

首先建立六向鋼節點的三維模型，然后進行單元網格劃分，采用的單元類型為四面體C3D4單元，邊界條件和實際工況保持一致，沿軸向加載，施加的最大載荷為設計載荷的1.3 倍，利用abaqus軟件進行應力分析，得到六向鋼節點在實際工況下的應力分布云圖。

2.2.3 承載試驗

在六向鋼節點應變測量區域粘貼應變片，然后將六向鋼節點固定于制作的反力架中，通過液壓千斤頂和油泵對六向鋼節點施加載荷，為了驗證電弧增材制造六向鋼節點的承載能力，試驗過程分為加載和卸載兩部分，加載從零逐級增加至設計載荷的1.3倍，共分為8級，（1～5）級載荷按照15%最大試驗荷逐級遞增，（6～7）級載荷按照10%最大試驗載荷逐級遞增，第8級增加5%最大試驗載荷；卸載從最大試驗載荷減至零，共分為4級，逐級卸載25%最大試驗載荷。加載和卸載過程中每隔一定時間讀取和記錄應變數值。

3 六向鋼節點擺動電弧增材制造

3.1 六向鋼節點結構分析及成形策略

某鋼結構建筑的六向鋼節點模型，如圖1（a）所示。其由主管1和支管2、3、4、5構成，四個支管均與主管1相貫，它們以主管為基體向不同方向延伸，同時支管4、5也互相相貫。根據各管相貫區的特點分為兩管相貫區和三管相貫區，其中支管2、支管3與主管1相貫類型均為兩管相貫，支管4、支管5和主管1相貫類型為三管相貫，如圖1（b）所示。各管相貫區均為復雜空間曲面，支管2、3、4和主管1軸線夾角均為90°，支管5和支管4軸線夾角為45°，六向鋼節點的結構較為復雜。六向鋼節點各管尺寸，如表1所示。六向鋼節點各管尺寸較大，其中主管尺寸最大，它的外徑為330mm，內徑為270mm，長度為1.4m。六向鋼節點為大型復雜金屬構件，具有較高的成形難度。

圖1 六向鋼節點結構Fig.1 Six-Directions Steel Node Structure

表1 六向鋼節點各管尺寸Tab.1 Pipe Size of Six-Directions Steel Node

成形策略確定的準則主要是避免成形構件與電弧槍之間的相互干涉，并確保構件的成形精度。針對六向鋼節點結構特點，采用分區電弧增材制造策略成形六向鋼節點，六向鋼節點區域劃分，如圖1（c）所示。六向鋼節點各管管體分為相貫區和直壁圓筒區，將六向鋼節點分為6、8、9、13相貫區和7、10、11、12直壁圓筒區。為了避免主管1已成形區域對其它管體的成形產生干涉，將主管1分成6、14兩個部分分別成形。在成形過程中，先成形主管部分6，然后以主管為基體成形支管2和支管3相貫區8、9和直壁圓筒區7、10，再成形支管4和支管5，支管4和支管5與主管1構成三管相貫區。為了避免分別成形支管4和支管5時產生互相干涉，先成形三管相貫區13，再分別成形支管4、5 直壁圓筒區11、12，最后成形主管剩余部分14。六向鋼節點電弧增材制造的成形順序為：先成形區域6，再成形區域8、7、9、10，然后成形區域13、12、11，最后成形區域14。

3.2 六向鋼節點分層切片及路徑規劃

對于主管1，采用等厚平面切片沿著主管軸線方向進行切片，切片輪廓為圓環形，采用擺動工藝堆積成形。

對于支管2，其可分為兩管相貫區和直壁圓筒區，切片方向為支管2軸線方向，如圖2（a）所示。直壁圓筒區采用擺動工藝堆積成形，擺動路徑示意圖，如圖2（b）所示。兩管相貫區切片輪廓，如圖2（c）所示。采用輪廓偏置路徑對其進行填充。對于支管3，切片方向也為其軸線，切片輪廓及填充路徑與支管2相同，也采用輪廓偏置路徑填充。

圖2 支管2分層切片及路徑規劃Fig.2 Branch Pipe 2 Layered Slicing and Path Planning

對于支管4、5，其可分為三管相貫區和直壁圓筒區，三管相貫區和支管4直壁圓筒區切片方向為支管4軸線方向，支管5直壁圓筒區域切片方向為其軸線方向，如圖3（a）所示。三管相貫區切片輪廓，如圖3（c）所示，為兼顧成形效率和成形精度，采用輪廓偏置與掃描混合路徑對其進行填充。直壁圓筒區同樣采用擺動工藝堆積成形，如圖3（b）所示。

圖3 支管4、5分層切片及路徑規劃Fig.3 Branch Pipes 4 and 5 Layered Slicing and Path Planning

3.3 六向鋼節點制造及精度分析

根據六向鋼節點各區域成形順序，首先堆積主管部分，采用擺動工藝堆積主管，擺動工藝參數為：單邊擺動幅度為13.5mm，焊槍移動速度為1.4mm∕s，送絲速度為6.2m∕min。將主管堆積至680mm高后，利用三維掃描儀獲取其點云數據，將點云數據導入到Geomagic studio軟件進行自動擬合拼接與計算，堆積的主管，如圖4（a）為所示。其三維測量結果，如圖4（b）所示。利用Geomagic studio軟件分析得到擺動電弧增材制造主管平均尺寸偏差為（±0.79）mm。

圖4 主管成形及三維測量Fig.4 Main Pipe Forming and Three-Dimensional Measurement

將主管堆積至680mm 高后，把主管已成形部分作為支管2的堆積基體，6軸機器人和2軸變位機協同運動堆積成形支管2，堆積方向為支管2 軸線方向，首先堆積支管2相貫區域，然后堆積支管2直壁圓筒區域，該區域采用擺動工藝堆積成形，擺動工藝參數為：單邊擺動幅度為11mm，焊槍移動速度為1.3mm∕s，送絲速度為4.7m∕min。已成形的支管2，如圖5（a）所示。為分析得到擺動電弧增材制造支管2 平均尺寸偏差為±0.85mm，如圖5（b）所示。

圖5 支管2成形及三維測量Fig.5 The Forming and Three-Dimensional Measurement of Branch Pipe 2

然后成形支管3，先堆積相貫區域再堆積直壁圓筒區域，堆積方向為支管3軸線方向。成形的支管3，如圖6（a）所示。分析得到擺動電弧增材制造支管3平均尺寸偏差為（±0.96）mm，如圖6（b）所示。

圖6 支管3成形及三維測量Fig.6 The Forming and Three-Dimensional Measurement of the Branch Pipe 3

再成形支管4、5，以主管為基體堆積支管4、5三管相貫區域，堆積方向為支管4軸線方向。成形的三管相貫區域，如圖7（a）所示。分析得到擺動電弧增材制造三管相貫區域平均尺寸偏差為（±1.18）mm，如圖7（b）所示。然后以已成形的三管相貫區域為基體成形支管4直壁圓筒區域，堆積方向為支管4軸線方向。成形的支管4，如圖7（c）所示。分析得到擺動電弧增材制造支管4平均尺寸偏差為（±1.22）mm，如圖7（d）所示。隨后堆積支管5直壁圓筒區。成形的支管5，如圖7（e）所示。分析得到擺動電弧增材制造支管5平均尺寸偏差為（±1.27）mm，如圖7（f）所示。圖7（a）～圖7（b）已成形的三管相貫部分及其三維測量；圖7（c）～圖7（d）已成形的支管4及其三維測量；圖7（e）～圖7（f）已成形的支管5及其三維測量。

圖7 支管4、5成形及三維測量Fig.7 Branch Pipe 4 and 5 Forming and Three-Dimensional Measurement

最后堆積主管剩余部分，最終成形的六向鋼節點，如圖8（a）所示。六向鋼節點三維測量結果，如圖8（b）所示。

圖8 六向鋼節點成形及三維測量Fig.8 Forming and Three-Dimensional Measurement of Six-Directions Steel Nodes

利用Geomagic studio軟件分析得到擺動電弧增材制造的六向鋼節點整體尺寸偏差為（±1.30）mm，擺動電弧增材制造六向鋼節點具有較高的成形精度，這是由于采用擺動工藝堆積時，堆積金屬溫度分布較為均勻，堆積金屬內部應力和變形較小，使得擺動工藝堆積金屬具有較高的成形精度。

電弧增材制造六向鋼節點堆積金屬顯微組織，如圖9所示。從圖中可知，堆積金屬組織為細晶鐵素體和少量珠光體。六向鋼節點堆積金屬力學性能，如表2所示。

圖9 六向鋼節點堆積金屬顯微組織Fig.9 Microstructure of Deposited Metal of Six-Directions Steel Node

表2 六向鋼節點堆積金屬力學性能Tab.2 Mechanical Properties of Deposited Metal in Six-Directions Steel Node

從表中可知，擺動電弧增材制造六向鋼節點具有高的強度和良好韌性，這是由于堆積金屬溫度分布較為均勻，晶粒細小[11]。

4 六向鋼節點承載性能評價

4.1 有限元分析

利用abaqus軟件進行六向鋼節點受力狀態的模擬分析。六向鋼節點為三維空間結構，采用四面體實體單元進行有限元分析，單元類型為C3D4。有限元模擬網格劃分，如圖10所示。

圖10 有限元模擬網格劃分Fig.10 Finite Element Simulation Meshing

六向鋼節點堆積金屬基本為各向同性彈性體，試驗測得堆積金屬物性參數為：彈性模量E為2.02×105N∕mm2，泊松比ν為0.28。有限元分析的邊界約束條件和實際工況保持相同。六向鋼節點處于復雜應力狀態下，在有限元分析過程中采用Von Mises屈服準則。

按照1.3倍設計荷載對各管端部施加荷載，六向鋼節點應力有限元分析結果，如圖11所示。

圖11 六向鋼節點有限元分析應力圖Fig.11 Finite Element Analysis Stress Figure of Six-Directions Steel Node

從圖可知，六向鋼節點最大應力為34.4MPa，出現在支管4與支管5相貫區域。六向鋼節點承受的最大應力遠小于屈服強度，其受力時處于彈性階段，應力水平較高的區域主要集中在各管相貫區域。

4.2 承載性能測試

根據六向鋼節點實際工況下承受載荷情況，選取的試驗載荷基準為：1.0 倍恒載荷與0.98 倍活載荷，以及1.4 倍風載荷與0.84倍溫載荷。六向鋼節點主要承受軸向載荷，在上述載荷工況下，主要考察施加軸向載荷時六向鋼節點受力情況。為了使試驗載荷更接近于實際工況，試驗載荷不小于1.3倍的設計載荷，各管施加的軸向試驗載荷，如表3所示。六向鋼節點加載方式，如圖12所示。

圖12 六向鋼節點各管加載方式示意圖Fig.12 Schematic Figure of the Loading Method of Each Tube of the Six-Directions Steel Node

表3 各管施加的軸向載荷值Tab.3 Axial Load Value Applied by Each Pipe

軸力較大的4個管端（1、2、3和6），通過千斤頂直接對其施加確定的荷載；另外2個軸力較小的管端（4、5）直接固定于加載裝置，利用試驗時六向鋼節點自身處于“平衡狀態”的特點，實現間接加載。

根據有限元分析結果選取六向鋼節點應力較大和應力集中區域作為測試點，測量逐級加載過程中六向鋼節點應變數值。六向鋼節點應力狀態主要包括單向應力和平面應力兩種狀態，因此試驗過程中用到的應變片主要為單向應變片和三向應變花。應變片布置區域為：各管管端各布置3個單向應變片，各管相貫區域選取5個點布置三向應變花，應變花角度分別為0°、45°和90°。應變花位置為H-a，H-c，H-e，H-g，H-j，如圖13所示。應變片實際粘貼位置，如圖14所示。

圖13 應變片位置分布示意圖Fig.13 Schematic Figure of the Location of Strain Gauges

圖14 試驗裝置Fig.14 Test Device

按照上述方案進行六向鋼節點承載性能測試。六向鋼節點相貫區域布置了5個測試點，每個測試點有三個方向的線性應變值，根據三個方向的應變值可計算出平面內的主應變（包括最大主應變εL和最小主應變εS），計算公式，如式（1）所示。根據計算結果繪制載荷等級-應變曲線，如圖15所示。圖中縱軸為載荷等級，（1～8）級為加載過程，（9～12）級為卸載過程。

圖15 載荷等級-應變曲線Fig.15 Load Grade-Strain Curve

從圖15可知，在加載和卸載過程中應變和載荷趨于線性關系，說明六向鋼節點始終處于彈性狀態，并且卸載后應變趨于歸零，說明卸載后基本不存在殘余變形。

式中：εL—最大主應變；εS—最小主應變；ε0、ε45、ε90—三向應變片0°、45°、90°方向應變測量值。

根據應變測量值可計算出測試點的應力，從而分析六向鋼節點的應力狀態，主應力計算公式，如式（2）所示。

式中：E—彈性模量；ν—泊松比；σ1—第一主應力；σ3—第三主應力。

六向鋼節點堆積金屬基本為各向同性彈性材料，遵循Von Mises屈服準則，根據彈塑性力學理論，可計算出Von Mises應力，計算公式，如式（3）所示。

式中：J2—應力偏量第二不變量。

載荷等級-Von Mises應力曲線，如圖16所示。加載過程中，六向鋼節點Von Mises應力均不超過37MPa，最大應力出現在支管4與支管5相貫區域，數值為36.7MPa，遠小于電弧增材制造六向鋼節點堆積金屬屈服強度，六向鋼節點未發生屈服。測量點載荷等級和Von Mises應力基本趨于線性，在試驗過程中，六向鋼節點始終處于彈性狀態。卸載后，各測量點應力基本歸0，說明六向鋼節點基本不存在殘余應力。

圖16 載荷等級-Von Mises應力曲線Fig.16 Load Class-Von Mises Stress Curve

六向鋼節點相貫區域H-c、H-e 和H-j三點Von Mises 應力有限元預測值和實測值對比，如圖17所示。從圖中可知，有限元模型預測值和實測值基本吻合，存在的差異較小，建立的有限元模型能較好地預測六向鋼節點應力狀態。

圖17 應力有限元預測值和測試值對比Fig.17 Stress Finite Element Prediction Value and Test Value Comparison

有限元分析和測試結果表明，電弧增材制造六向鋼節點在實際工況下工作時始終處于彈性狀態，且最大應力值遠小于屈服強度，其具有較高的安全儲備。

5 結論

（1）電弧增材制造六向鋼節點采用了分區成形、平面切片以及擺動與偏置填充的策略制造，將六向鋼節點分為直壁圓筒區和相貫區，相貫區包括兩管相貫和三管相貫兩種類型，直壁圓筒區采用擺動填充，兩管相貫與三管相貫區分別采用輪廓偏置填充與混合路徑填充，有效地避免電弧增材制造六向鋼節點過程中已成形部分和弧焊槍之間產生干涉。

（2）擺動電弧增材制造六向鋼節點堆積金屬的組織為細晶鐵素體和少量珠光體，其具有高的強韌性，且成形的六向鋼節點整體平均尺寸偏差小于（±1.30）mm。

（3）擺動電弧增材制造六向鋼節點相貫區域應力較大，最大應力為36.7MPa，遠小于堆積金屬屈服強度，六向鋼節點在實際工況條件下始終處于彈性狀態，具有較高的安全儲備。