Strength and life assessment of TC4 titanium alloy welded frame for high-speed railway vehicles
-
摘要: 对TC4钛合金进行TIG电弧焊接试验，获取了TC4钛合金母材和焊接接头的硬度分布、基本力学和高周疲劳性能；建立含有假轴的钛合金焊接构架有限元仿真模型，分别校核了新型TC4钛合金和现役S355耐候钢构架的静强度和疲劳强度；基于实测疲劳载荷谱和线性Miner疲劳累积损伤理论，分别评估了TC4钛合金和S355耐候钢构架的疲劳寿命. 结果表明，钛合金和耐候钢构架的最小静强度安全系数分别为2.8和1.5，均大于安全系数阈值，满足设计要求；此外，钛合金和耐候钢构架临界安全部位均位于修正Goodman疲劳极限图的包络范围之内，满足设计要求，且TC4钛合金Goodman疲劳极限图的包络空间远大于S355耐候钢. 在典型8级载荷谱下，若以年运营30 × 107 m估计，构架各关键部位均满足服役寿命35年的设计要求，且TC4钛合金构架估算年限约为S355耐候钢构架的2倍. 研究结果为更高速度和更高安全等级转向架构架的强度及结构设计提供科学依据.Abstract: The hardness distribution, basic mechanics and high cycle fatigue properties of TC4 titanium alloy base metal and welded joint were obtained by TIG arc welding test. The finite element simulation model of titanium alloy welded bogie frame with pseudo-axis was established, and the static and fatigue strength of the new TC4 titanium alloy and the existing S355 weathering steel frame was checked respectively. Based on the experimental fatigue load spectrum and Miner linear fatigue cumulative damage theory, the fatigue life of TC4 titanium alloy and S355 weathering steel bogie frames was evaluated respectively. The results show that the safety factor of the minimum static strength of titanium alloy and weathering steel bogie frame is 2.8 and 1.5 respectively, which are both greater than the safety factor threshold and meet the design requirements. Both the critical safety location of titanium alloy and weathering steel bogie frame were within the envelope range of modified Goodman fatigue limit diagram, which meets the design requirements. In addition, the envelope space of TC4 titanium alloy Goodman fatigue limit diagram was much larger than S355 weathering steel. Under typical level 8 load spectrum, if the annual operation is estimated to be 30 × 107 km, all critical location of the bogie frame could meet the design requirements of 35 years of service life, and the estimated life of TC4 titanium alloy bogie frame is about 2 times than that of S355 weathering steel bogie frame. The research can provide scientific basis for the strength and structure design of bogie frame with higher speed and safety level.
-
Keywords:
- welded bogie frame /
- S355 weathering steel /
- fatigue strength /
- fatigue life /
- high-speed train
-
0. 序言
随着航空航天、国防领域的零部件向着高性能，低成本，长寿命，轻量化方面发展，典型特构件越来越多的采用整体结构，而金属增材制造可以实现传统制造方法难以实现的高度复杂金属构件一体化制造[1]. 其中，电弧熔丝增材制造技术(wire-arc directed energy deposition, wire-arc DED)是以丝材为原料，通过电弧将丝材逐层熔化堆积形成致密金属零部件的过程，适于铝合金构件一体化制造，且具有高沉积效率和材料利用率等特点[2].
根据wire-arc DED工艺热源特性的不同，分为熔化极气体保护焊(gas metal arc welding, GMAW)，钨极气体保护焊(gas tungsten arc welding, GTAW)和等离子气体保护焊(plasma arc welding, PAW). 冷金属过渡(cold metal transfer, CMT)是GMAW的一种创新与变型，与传统GMAW相比，焊接过程热输入低且可控，通过数字化控制与机械回抽的方式控制送丝过程的往复运动[3]. Al-Cu二元合金是具有代表性的2系可热处理强化合金，广泛应用于航空航天领域. 然而，目前针对2系Al-Cu合金研究主要集中在基础工艺探索阶段. Eimer等人[4]作为wire-arc DED技术发展的引领者，针对2219合金的wire-arc DED成形工艺参数，气孔分布缺陷以及力学性能进行了分析；Fang等人[5-6]针对2219铝合金系统地开展了CMT成形基础工艺研究，确定了成形2219铝合金的最佳模式和工艺参数，发现采用CMT和交流脉冲模式下2219铝合金抗拉强度较高，并利用气动锤击和激光冲击等外场辅助手段进一步实现了强韧性同步提升. 目前铝合金CMT电弧增材制造中,气孔是成形件的主要缺陷之一，存在包括丝材质量，成形工艺等众多影响因素[7]. 不同电弧模式下实际热输入和熔滴过渡形式均有明显的差异，进而导致成形形貌和力学性能[8-9]. 鉴于CMT电弧模式对增材成形2219铝合金有着非常显著的影响，该文基于单道沉积工艺试验与高速摄影结果，研究CMT电弧模式对2219铝合金电弧增材制造熔滴过渡和熔池流动行为的影响规律，为后续的工艺参数优化提供指导.
1. 试验方法
1.1 试验设备
冷金属过渡增材制造系统硬件组成实物如图1所示，FRONIUS-CMT Advanced 4000 R 焊机作为成形系统热源，配套选用FRONIUS-VR-1550送丝装置. 焊机包含CMT，脉冲CMT(pulse CMT, CMT + P)，变极性CMT(advanced CMT，CMT + A)和脉冲 + 变极性CMT(pulse advanced CMT, CMT + PA)共4种不同的模式，可以同时满足多种焊接要求. 运动执行机构采是德国KUKA-KR16六自由度机器人，可以灵活匹配以满足应用需求，机械臂及关节由伺服电机驱动. 焊枪由专用连接装置固定在机器人末端执行器上，CMT焊枪随机器人移动完成数字模型中的预设轨迹逐层累加成形. 在焊接过程中持续供应纯度大于99.99%的氩气，气流量约为20 L/min，成形过程中隔离和保护熔池，保证高质量稳定堆焊成形.
高帧率的工业摄像机用以捕捉和研究不同模式的焊接成形过程中熔滴过渡形式，其型号为Phantom VEO410L. 为获得高锐度的焊丝末端熔滴过渡过程图像，摄像系统选用日本尼康原厂200 mm定焦微距镜头. 同时为最大程度上减小强烈电弧光的干扰，规避无关波段光谱影响，镜头前部安装专用特定810 nm窄带波长滤光片，高速摄像机使用过程实物如图2所示.
焊接过程的电信号参数主要指焊接电流以及电弧电压，不同的焊接模式对应不同焊接电流和电弧电压波形. 其硬件组成如图3所示，从CMT焊接电源分别接出两路，1路接电压传感器，将成形过程中电弧电压转化成0 ~ ±10 V的NI可采集信号；焊接地线接霍尔电流传感器，地线从霍尔电流传感器中间孔穿过，成形过程线源中存在的电流信号被传感器转化成0 ~ ±10 V的电压信号.
![]()
图 3 CMT成形过程电信号采集单元Figure 3. Electrical signal acquisition device for CMT molding process1.2 材料与方法
试验采用ER2319铝合金焊丝作为沉积原材料，焊丝直径1.2 mm，采用2219-T87轧制态铝合金板材作为成形基板，基板尺寸500 mm × 500 mm × 30 mm. 焊丝和板材的成分如表1. 试验前，基板表面采用砂轮机打磨光亮，并用无水酒精擦拭后烘干.对单层焊道试样使用线切割沿垂直于成形方向切开获得的单层焊道横截面，经打磨、抛光和腐蚀后采用体视显微镜观测其宏观形貌，单道单层截面的几何形状定义如图4所示.图4单层焊道试样稀释率为
表 1 2319铝合金焊丝和2219铝合金基板成分表(质量分数，%)Table 1. Chemical compositions of 2319 wire and 2219 plate牌号 Si Fe Cu Mn Mg Zn Ti Zr V Be 其他 Al ER2319 0.2 0.3 5.8～6.8 0.2～0.4 0.02 0.1 0.02～0.1 0.1～0.25 0.05～0.15 — 0.15 余量 2219-T87 0.2 0.3 5.8～6.8 0.2～0.3 0.02 0.1 0.02～0.1 0.1～0.25 0.05～0.15 0.0003 0.15 余量 $$ {D}_{{\rm{i}}}=\frac{{A}_{1}}{{A}_{1} + {A}_{2}} $$ (1) 式中：A1为堆积面积；A2为熔深面积.
2. 结果与讨论
2.1 CMT电弧模式对熔滴过渡与熔池流动行为的影响规律
2.1.1 CMT + P模式熔滴过渡理论分析
焊接模式CMT + P是将CMT过渡和脉冲过渡相结合，在脉冲段采用较高的电流以快速熔化焊丝形成熔滴并高频过渡至熔池，同时CMT段保留了低热输入的特点[10]. 下面以送丝速度vW为6 m/min，焊接速度vT为0.5 m/min为例，对波形及熔滴过渡过程进行详细研究如图5所示.CMT焊接周期的输出电压反映了电流输出与负载电阻动态变化的共同作用，因符合欧姆定律而不可单独设定与控制. 脉冲段主要包括脉冲段基值信号和脉冲段峰值信号，0 ms是上个周期的短路过渡的结束，也是下个周期的开始. 起始阶段电流略高于脉冲基值电流，在电流达到峰值前焊丝末端在大热输入下快速熔化形成熔滴. 当5.6 ms时，电流达到峰值弧光强度最高，在电磁收缩力和重力的促进作用下熔滴逐渐脱离固态焊丝尖端[11]；当7.2 ms时，脉冲信号结束，熔滴即将脱离焊丝尖端，此时弧长最短，输出电压降至脉冲段最低值. 此后电流信号处于基值，电弧强度有所增加，对焊丝加热作用较小，焊丝端略有熔化，前个熔滴与焊丝尖端脱离至熔池；当8.4 ms时，下个脉冲信号开始. 1个脉冲会产生1个熔滴，以射滴过渡的形式过渡到熔池中，过程稳定可控[12-13].CMT段主要包括CMT段基值信号和短路信号. 当91.5 ms时，CMT段开始，电流下降到CMT段基值电流，电弧继续燃烧焊丝前伸；当94.5 ms时熔滴产生且尺寸在不断增大，但增长速度较慢，能保持熔滴不与焊丝尖端脱离而出现射滴过渡；当98.3 ms时，熔滴与熔池接触导致短路，短路电流有所降低而电压几乎降为0，短路段热输入几乎为0，降低了整体的热输入值，熔滴短路过渡在低热输入下发生，焊丝在机械作用下回抽；当104.4 ms时熔滴与熔池脱离接触，CMT段结束从而进入下个周期[14].
![]()
图 5 CMT + P模式电流电压波形图及熔滴过渡高速摄影图像Figure 5. Current-voltage waveform and high-speed photography of droplet transfer in CMT + P mode2.1.2 CMT + PA模式熔滴过渡理论分析
CMT + PA模式在单独CMT基础上增加脉冲信号和交流信号. 1个CMT + PA周期主要包括正极性(electrode positive，EP)阶段和负极性(elecrode negative，EN)阶段两个阶段[15]. EP段与CMT + P模式的脉冲段相似，多个高频脉冲信号熔化焊丝，熔滴以射滴过渡形式进入熔池，而EN段转变了电源正负极性，多个负值CMT信号使得熔滴以短路形式过渡，下面以送丝速度6 m/min,焊接速度0.5 m/min为例，对波形及熔滴过渡过程进行详细研究，如图6所示.
![]()
图 6 CMT + PA模式电流电压波形图及熔滴过渡高速摄影图像Figure 6. Current-voltage waveform and high-speed photography of droplet transfer in CMT + PA modeEP段的电流信号为正值，均为脉冲信号，包括脉冲段峰值信号和脉冲段基值信号两部分. 焊丝抽离熔池，结束短路过渡并起弧，新周期在42.2 ms开始. 起始阶段电流略高于脉冲基值电流，有利于从EN段短路电流到脉冲电流的顺利过渡，脉冲信号的高能量，高频次迅速熔化焊丝；在48.2 ms达到EP段峰值电流，熔滴逐渐与焊丝尖端分离，当50.3 ms时熔滴即将与焊丝尖端分离，脉冲信号结束，电压降至较低值. 此后，在脉冲基值信号阶段燃弧状态保持，熔滴逐渐进入熔池[16]. 与CMT + P模式脉冲段相同，1个脉冲信号起弧1次，出现1个熔滴. EP段提供大的热输入并实现熔滴过渡过程的稳定控制.
当EP段结束后EN段开始时，EN段焊丝作为阴极，电弧在焊丝端处燃弧，电弧会沿焊丝“上爬”，清理焊丝表面氧化膜，焊丝端被包裹在电弧中[17]. EN段熔滴与熔池接触发生短路，电源正负极性转变，此时焊丝端为阴极，基板为阳极，电流信号变为负值；包括EN段峰值信号，基值信号和短路信号3部分. EN段在104.1 ms开始，首先是熔滴以短路过渡进入熔池电压降至几乎为0，在机械力作用下焊丝回抽帮助熔滴稳定过渡，促进熔滴与熔池分离，即刻开始起弧[18]. 114.0 ms达到EN段峰值电流，熔滴形成电流降低到基值，熔滴尺寸不断增大并随焊丝前伸. 直到121.0 ms熔滴与熔池接触，短路阶段开始. 短路信号电流绝对值先降低再增大到基值信号同等值，这是为了增加开始燃弧的能量，保证焊接过程稳定，而焊丝回抽熔滴与熔池分离，短路信号结束之后开始下个负值CMT信号.
2.2 CMT + P模式下熔滴过渡与熔池流动行为
2.2.1 不同送丝速度对CMT + P模式熔滴过渡行为的影响
由于采用了一元化焊接模式，当送丝速度改变时，焊机通过调整电流输出波形和送丝速度以提供较为合适的熔滴过渡方式，保障焊道成形质量. 在CMT + P模式下，选择3组不同送丝速度，分别为5 m/min，7 m/min和9 m/min，用以分析送丝速度对熔滴过渡行为和成形质量的影响，当焊接速度为0.5 m/min时对应的电流电压曲线实测结果如图7所示.由图7可知，送丝速度从5 m/min增大到9 m/min脉冲段占据整个周期的比例均在80%以上.分别统计不同送丝速度1个周期两个阶段的特征电流如表2所示.
![]()
图 7 不同送丝速度电流电压波形图Figure 7. Current-voltage waveforms at various wire feeding speeds. (a) vW = 5 m/min; (b) vW = 7 m/min; (c) vW = 9 m/min表 2 特征电流参数统计Table 2. Statistical results of characteristic current parameters送丝速度
vW/(m·min−1)脉冲段电流 IP /A CMT段电流 IC/A 熔滴直径 D/mm 峰值 基值 基值 短路值 脉冲段 CMT段 5 280 66.39 51 51.0 0.94 1.34 7 280 107.00 83 50.7 1.06 1.44 9 280 189.00 100 50.0 1.11 1.59 当送丝速度增大时，脉冲段峰值电流和CMT段短路电流几乎不变，而脉冲段基值电流和CMT段基值电流一直在增大，导致熔滴直径不断增大.根据表2可知，当送丝速度从5 m/min增加至7 m/min时，脉冲段基值持续时间缩短，即脉冲信号的数量由18个持续增加至33个，而当送丝速度由7 m/min增加至9 m/min时，脉冲信号的数量保持不变，脉冲基值电流却有大幅度增加. 焊接过程中的热输入Q计算公式为
$$ Q=\frac{{\int }_{{t}_{2}}^{{t}_{2}}{U}_{t}{I}_{t}{d}_{t}}{\left({t}_{2}-{t}_{1}\right)v} $$ (2) 式中：Q为时间t1 ~ t2之间的热输入；Ui和Ii为瞬时电压和电流；v为焊接速度.
根据式(2)可知，当基值电流增加和脉冲数量增加均会导致热输入增加. 由式(2)计算得到热输入与送丝速度的关系，焊接速度均为0.5m/min，如图8所示.
图8中热输入值Q与送丝速度成高度线性关系，即为
$$ Q=63.72v_{{\rm{W}}}-90.41 $$ (3) 相关系数值大于0.99，当送丝速度增加时，热输入值也不断增大，给定送丝速度可计算对应的热输入值. 当焊接速度为0.5m/min时不同送丝速度熔池形貌及单层焊道横截面如图9所示，熔池长度的测量以焊丝直径为参照.
![]()
图 9 不同送丝速度熔池形貌及横截面Figure 9. Molten pool shape and cross contour at various wire feeding speed. (a) vW = 5 m/min; (b) vW = 7 m/min; (c) vW = 9 m/min随着送丝速度的增加，热输入的不断增加使熔池长度L不断增加，不同送丝速度下的熔池长度差异非常明显. 当送丝速度vW为5 m/min时熔池长度L仅为5.05 mm，而送丝速度vW为9 m/min时L达到了13.30 mm. 由于送丝速度增加导致基值电流和峰值电流增加，电弧力也随之增加，这导致基板上产生较大且较深的弧坑，单层焊道横截面表现为较大熔深，如图9(c)所示. 进一步统计单层焊道的横截面几何形状特征值如表3所示.
表 3 CMT + P模式单层单道几何形状特征Table 3. Geometry characteristics of single pass in CMT + P mode送丝速度
vW /(m·min−1)焊道宽度
W/mm焊道高度
H/mm熔深
D/mm5 4.10 3.13 0.58 7 7.05 2.99 1.52 9 8.89 3.21 2.88 铺展角
θ/(°)熔深面积
Af /mm2堆积面积
Ad /mm2稀释率
Di (%)68.75 0.98 10.43 8.59 104.44 4.78 14.72 24.51 121.98 11.62 19.46 37.44 随着送丝速度的升高，铺展角，熔深和稀释率均增加. 当送丝速度为9 m/min时熔深可达2.88 mm，可达焊道高度的89.71%，稀释率可达37.44%. 因此可选用在较大送丝速度进行多层打底，以保证成形件与基板具有更好的冶金结合.
2.2.2 修正系数对熔滴过渡行为和成形的影响
在CMT + P模式下，改变控制面板上的修正系数，研究其对熔滴过渡行为和成形质量的影响. 通过前期的试验发现弧长修正对熔滴过渡行为及成形影响较小，主要集中分析脉冲修正系数对熔滴过渡过程及成形影响，送丝速度固定设置为7 m/min，焊接速度固定为0.5 m/min，只改变脉冲修正系数.脉冲修正系数的调节范围为−5 ~ +5，采集不同脉冲修正系数时电流电压信号波形如图10所示.
![]()
图 10 不同脉冲修正系数的电流电压信号波形图Figure 10. Current-voltage waveforms at various values of pulse correction coefficient. (a) cP = −5; (b) cP = −1; (c) cP = +3; (d) cP =+5整体对比信号波形发现1个周期内的脉冲数量没有发生变化. 当脉冲修正系数为−5时，部分区域发生了波形突变，脉冲段电压下降到0 V附近，脉冲段电流也大幅度降低，这是熔滴过渡不稳导致的. 分别统计不同脉冲修正系数脉冲段和CMT段的特征电流如表4所示.当脉冲修正系数从−5增加到+5时，脉冲段基值电流和CMT段电流信号不发生变化，仅脉冲段峰值电流增大. 当脉冲修正系数为−5时脉冲段电流由229.49 A提高到脉冲修正为系数+5时的322.2 A，增幅达到40.5%，脉冲修正系数主要改变脉冲段的峰值电流.根据式(2)，可计算当送丝速度设置为7 m/min，焊接速度设置为0.5 m/min时，不同脉冲修正系数对应的热输入如图11所示. 图11中热输入Q与脉冲修正系数cp成二次关系式为
表 4 不同脉冲修正系数下电流特征参数Table 4. Statistical results of characteristic current parameters at various values of pulse correction coefficient脉冲修正
系数 cP脉冲电流IP/A CMT段电流IC/A 峰值 基值 基值 短路值 −5 229.49 107.47 83.30 50.54 −3 250.60 107.04 83.74 50.54 −1 267.15 107.03 83.30 50.54 0 273.02 107.47 83.30 50.54 1 289.14 105.72 83.30 50.10 3 308.00 107.61 83.08 50.58 5 322.20 107.61 83.59 50.58 $$ Q=13.08c_{{\rm{p}}}^{2}-1.22c_{{\rm{p}}} + 353.01 $$ (4) 当脉冲修正系数从−5增加到+5时，热输入在不断增加，采用二次函数拟合热输入Q与脉冲修正系数cp的关系，曲线拟合的相关系数大于0.95. 利用二次函数式估算不同脉冲修正系数对应的热输入值，脉冲修正系数为+5的热输入为−5时的1.5倍. 在不改变设置的送丝速度的条件下，通过调节脉冲修正系数改变热输入值. 进一步分析脉冲修正系数对熔滴过渡行为的影响，图12为当送丝速度固定设置为7 m/min，焊接速度固定为0.5 m/min，脉冲修正为−5时熔滴过渡的高速摄影图像与图10的电流电压波形图相对应.44.72 ms为CMT段结束后开始脉冲段，改变脉冲修正系数脉冲峰值电流减小，金属熔滴所受电弧力随之减小. 熔滴未及时脱离焊丝，且基本不能形成弧坑导致熔深较浅. 当58.91 ms时熔滴经过3个脉冲信号才脱离焊丝进入熔池，不能形成1脉1滴说明熔滴过渡不可控. 当84 ms时熔滴不能及时与焊丝分离，在脉冲段出现熔滴与熔池接触造成电流电压突变下降的现象，此后的脉冲信号导致85 ms时熔滴开始向四周飞溅，熔滴过渡不稳定.图13为当送丝速度设置为7 m/min，焊接速度设置为0.5 m/min，脉冲修正系数分别为−1和5时单个周期的熔滴过渡捕获图像，与图10的电流电压波形图对应.
![]()
图 12 脉冲修正系数为−5熔滴过渡高速摄影图像Figure 12. High-speed photography of droplet transfer behavior when pulse correction coefficient is −5![]()
图 13 单周期熔滴过渡高速摄影图像Figure 13. High-speed photography of droplet transfer behavior in one cycle. (a) cP = −1; (b) cP = 5由图13(a)可知，100.6 ms为CMT段结束后开始脉冲段，每个脉冲信号对应1个熔滴，熔滴过渡稳定可控. 与脉冲修正系数为−5时相比，因脉冲峰值电流增大，导致电弧力增加促进了熔滴过渡，实现1脉1滴的过渡形式. 由图13(b)可知，当脉冲修正系数为5时，脉冲阶段熔滴过渡仍为1脉1滴的形式，随着脉冲峰值电流进一步增大，热输入和电弧力随之增加，熔池长度也进一步增大，且形成更大更深的弧坑，出现大的熔深，而当脉冲修正系数为−5时基本无明显弧坑.
当送丝速度固定设置为7 m/min，焊接速度固定为0.5 m/min时，不同脉冲修正系数下单道截面形貌如图14所示.不同脉冲修正系数下单道截面几何形状特征参数如表5所示.堆积面积基本呈递增趋势，可见随脉冲修正系数的增加，不但能增加热输入及熔深，而且能提高实际送丝速度，增加焊道宽度，焊道高度、熔深、稀释率、铺展角. 因此可以选择−1 ~ 5之间的脉冲修正系数值来达到控制热输入值，获得不同熔深的目的.
![]()
图 14 不同脉冲修正系数的单道截面形貌Figure 14. Cross contour of single pass at various values of pulse correction coefficient. (a) cP = −5; (b) cP = −1; (c) cP = +3; (d) cP = +5表 5 不同脉冲修正系数的单层单道几何形状特征Table 5. Geometry characteristics of single pass at various values of pulse correction coefficient脉冲修正系数
cP焊道宽度
W/mm焊道高度
H/mm熔深
D /mm−5 5.70 2.85 1.20 −1 7.10 2.78 1.30 3 7.79 3.03 2.01 5 7.99 3.04 2.28 铺展角
θ (°)熔深面积
Af /mm2堆积面积
Ad /mm2稀释率
Di (%)93.9 3.08 12.67 19.59 112.5 4.69 15.28 23.49 112.8 7.22 17.84 28.81 121.9 8.11 16.75 32.62 2.3 CMT + PA模式下熔滴过渡与熔池流动行为
2.3.1 不同送丝速度对熔滴过渡行为的影响
与CMT + P模式相同依然采用一元化焊接模式，调整送丝速度后，焊机会自动匹配相应的电流值实现更好的成形. CMT + PA模式下，选择4组不同送丝速度，监测的电流电压曲线如图15所示.分别为5 m/min，7 m/min，8 m/min和12 m/min，分析焊接速度固定为0.5 m/min时不同送丝速度对熔滴过渡行为和成形的影响，统计不同送丝速度下的特征电流及EP段所占的比例如表6所示.随着送丝速度增加，EP段和EN段均包含10个脉冲信号和10个CMT信号，两个阶段信号数量相同，但特征电流及EP段所占的比例均发生了明显变化，脉冲段所占比例在逐步减小. 随着送丝速度增加，EP段峰值电流和基值电流一直在增大，EN段峰值电流先增大后趋于稳定，其他特征电流几乎不变. 由式(2)可知热输入与瞬时电流成正比，因此EP段峰值电流，基值电流及EN段峰值电流增加会增加热输入，但EP段所占的比例为下降趋势，在一定程度上会抑制热输入过多地增加. 计算CMT + PA模式下热输入与送丝速度的关系如图16所示.
![]()
图 15 不同CMT + PA送丝速度电流电压信号波形图Figure 15. Current-voltage waveforms at various wire feeding speeds in CMT + PA mode. (a) vW = 5 m/min; (b) vW = 7 m/min; (c) vW = 8 m/min; (d) vW = 12 m/min表 6 不同送丝速度下电流特征参数Table 6. Statistical results of characteristic current parameters at various wire feeding speed送丝速度
vW/(m·min−1)EP段电流 IEP/A EN段电流 IEN/A 脉冲段占比
r(%)峰值 基值 短路值 峰值 基值 短路值 5 206.50 68.25 48.39 110.72 68.54 68.25 31.20 6 221.90 73.04 48.69 152.53 69.24 73.04 28.16 7 232.55 81.02 48.26 185.39 68.76 81.02 27.52 8 237.11 92.58 48.26 206.60 67.88 92.58 26.92 9 248.67 113.26 48.26 226.37 68.76 113.26 26.77 10 261.17 142.83 48.67 246.87 68.50 142.83 27.19 11 267.30 153.26 48.67 249.68 68.50 153.26 23.50 12 271.59 160.61 48.26 250.07 68.50 160.61 23.00 ![]()
图 16 CMT + PA模式热输入Q与送丝速度vW的关系Figure 16. Correlation between Q and vW in CMT + PA mode通过对热输入Q与送丝速度vW进行数据线性拟合，相关系数值大于0.99，热输入Q与送丝速度vW成线性关系，关系式为
$$ Q=63.72v_{{\rm{W}}}-90.41 $$ (5) 送丝速度增大，热输入量随之增加，但是当送丝速度到达12 m/min时，热输入值增加量较小.CMT + PA模式不同送丝速度下EN段熔滴过渡变化不大，都与CMT模式的熔滴过渡行为类似，因此，主要研究EP段熔滴过渡行为，当焊接速度固定为0.5 m/min时，不同送丝速度熔滴过渡高速摄影图像如图17所示.送丝速度为7 m/min时熔滴过渡的高速摄影图像如图17(a)所示，1个脉冲信号产生1个液滴，熔滴过渡过程稳定可控. 当送丝速度为8 m/min时熔滴过渡的高速摄影图像如图17(b)所示，EP段熔滴过渡时产生飞溅，当送丝速度为12 m/min飞溅进一步增大，如图17(c)所示. 由上文分析热输入增加值较小与送丝量不匹配，热输入不足导致单层焊道发生了不连续和球化的现象. EP段送丝速度过大时出现的飞溅也越大，可能的原因是CMT + PA模式下实际送丝速度比设置的大1 ~ 2 m/min，峰值电流相对CMT + P模式相同送丝速度时小，即电弧力相对CMT + P模式小；另一方面参与熔化的焊丝较多，熔滴的体积较大，电弧力不能使熔滴及时脱离焊丝，当熔滴脱离焊丝时容易发生较大飞溅，且送丝速度越大时飞溅越严重. 选择CMT + PA模式时，应避免选择大于8 m/min的送丝速度.
![]()
图 17 不同送丝速度熔滴过渡高速摄影图像Figure 17. High-speed photography of droplet transfer behavior at various wire feeding speed. (a) vW = 7 m/min; (b) vW = 8 m/min; (c) vW = 9 m/min焊接速度固定为0.5 m/min时不同送丝速度下单道截面形貌如图18所示. CMT + PA模式下成形的单道铺展角均小于90°，焊道宽度和高度相差较小. 随着送丝速度的增加熔化焊丝量增多，堆积面积随之增加，焊道宽度和高度也在增加，但基本上没有熔深.CMT + PA模式与CMT + P模式虽然都存在脉冲信号，但是因CMT + PA模式增加了EN段，造成两种模式热输入值相差悬殊. 当送丝速度为5 m/min时，CMT + P模式热输入为CMT + PA模式的1.86倍；当送丝速度为8 m/min时，CMT + P模式热输入为CMT + PA模式的2.38倍，因此在相同送丝速度下CMT + P模式熔深较大，而CMT + PA模式没有熔深，该模式一般不用于在基板上的成形.
![]()
图 18 CMT + PA模式不同送丝速度的焊道截面形貌Figure 18. Cross contour of single pass at various wire feeding speed in CMT + PA mode. (a) vW = 4 m/min; (b) vW = 5 m/min; (c) vW = 6 m/min; (d) vW = 7 m/min; (e) vW = 8 m/min; (f) vW = 9 m/min; (g) vW = 10 m/min; (h) vW = 11 m/min2.3.2 修正系数对熔滴过渡行为和成形性的影响
在CMT + PA模式下改变控制面板上的EP/EN修正系数ƞ，观察其对熔滴过渡行为和成形的影响. 通过前期的试验发现弧长修正对于熔滴过渡行为及成形影响较小，该文主要集中研究修正系数ƞ对熔滴过渡行为及成形的影响，采集不同修正系数ƞ时电信号波形如图19所示.送丝速度vW固定为7 m/min，焊接速度vT固定为0.5 m/min，只改变修正系数ƞ. CMT + PA模式下修正系数ƞ的调节范围为−5 ~ +5，随着系数ƞ增大电流特征值无变化，EP段脉冲信号发生较大变化. 当修正系数为−5时EP段消失，当修正系数ƞ为−3时EP段仅1个脉冲信号. 送丝速度vW固定为7 m/min，焊接速度vT固定为0.5 m/min时，随修正系数ƞ增加而脉冲信号个数线性增加，修正系数ƞ为5时，EP段脉冲信号线性增加到25个，如图20所示.随着脉冲信号增加热输入值也会随之增加，如图21所示.进一步研究系数ƞ对熔滴过渡行为的影响，当系数ƞ为−5时，熔滴过渡图像如图22所示.
![]()
图 19 不同系数ƞ的电流电压信号波形图Figure 19. Current-voltage waveforms at various ratio of ƞ. (a) ƞ = −5; (b) ƞ = −3; (c) ƞ = 1; (d) ƞ = +5![]()
图 22 系数ƞ为−5的高速摄影图像Figure 22. High-speed photography of droplet transfer behavior when ƞ is −5均为EN过程，热输入较低，在基板上不能连续成形. 当系数ƞ为-1以上时，熔滴过渡行为相似，仅改变了EP段脉冲个数N ，熔滴过渡稳定.不同系数ƞ下单道截面形貌如图23所示. 当系数ƞ增大时，堆积面积减少即实际的送丝速度减小，热输入值不断增大，两者综合作用的结果导致焊道的铺展性变好，焊道的宽度增加，高度减小.
![]()
图 23 不同系数ƞ的单道截面形貌Figure 23. Cross contour of single pass at various ratio of ƞ. (a) ƞ = −1; (b)ƞ = 0; (c) ƞ = 1; (d) ƞ = 3; (e) ƞ = 53. 结论
(1)根据高速摄影结果及电信号参数波形图，系统的阐明了CMT + P模式下送丝速度及脉冲修正系数对熔滴过渡过程及单道成形形貌的影响规律.当送丝速度升高时，热输入基本呈线性增加，所形成的熔池和熔深也随之增大. 而增大脉冲修正系数，脉冲段峰值电流随之增加，热输入增增加；当脉冲修正系数在−1 ~ 5之间时，熔滴过渡稳定. 因此，可选择合适的脉冲修正系数控制热输入值，以获得满足要求的沉积形貌.
(2)根据高速摄影结果及电信号参数波形图，系统的阐明了CMT + PA模式下送丝速度及系数ƞ对熔滴过渡过程及单道成形性的影响规律. 当送丝速度升高时，热输入基本呈线性增加；当送丝速度大于8 m/min，熔滴过渡过程飞溅严重，因此应避免选择送丝速度大于8 m/min进行成形. 增大系数ƞ可使EP段脉冲信号个数线性增加，热输入随之增加，更利于熔池高温金属的铺展.
-
![]()
图 1 焊缝接头硬度分布及显微组织形貌
Figure 1. Hardness distribution and microstructures of welded joint
![]()
图 2 TC4钛合金母材及接头的轴向拉伸应力-应变曲线
Figure 2. Axial tensile stress-strain curves of base metal and welded joint of TC4 titanium alloy. (a) tensile property curve of titanium alloy base metal; (b) tensile property curve of titanium alloy welded joint
![]()
图 5 既有S355耐候钢和新型TC4钛合金构架典型工况下的Mises应力云图
Figure 5. Mises stress distribution of the existing S355 weathering steel and new TC4 titanium alloy frame under typical cases.(a) S355 bogie frame loading case 2; (b) TC4 bogie frame loading case 2; (c) S355 bogie frame loading case 14; (d) TC4 bogie frame loading case 14
![]()
图 6 两种材质焊接构架的疲劳强度Goodman评估图
Figure 6. Goodman assessment diagram of fatigue strength for welded bogie frames of two materials
表 1 TC4钛合金和S355耐候钢拉伸力学性能
Table 1 Tensile mechanical properties of TC4 titanium alloy and S355 weathering steel
材料 试样 屈服强度
RP0.2/MPa弹性模量
E/GPa抗拉强度
Rm/MPaTC4 接头 845 112 898 母材 860 107 1045 S355 接头 428 217 557 母材 407 224 566 
下载: 导出CSV
表 2 新型TC4钛合金和既有S355耐候钢焊接构架的静强度评估结果与对比
Table 2 Comparison and evaluation results of static strength of welded bogie frames of new TC4 titanium alloy and the existing S355 weathering steel
工况 应力集中位置 TC4钛合金 S355耐候钢 应力峰值
σ /MPa安全系数 应力峰值
σ/MPa安全系数 1 侧梁与横梁连接圆弧过渡处(左前侧) 235 3.7 203 2.0 2 侧梁与横梁连接圆弧过渡处(左前侧) 312 2.8 275 1.5 3 侧梁与横梁连接圆弧过渡处(左前侧) 160 5.4 142 2.9 4 侧梁与扭杆座连接圆弧过渡处(右后侧) 127 6.8 114 3.6 5 横向止挡(右侧) 175 4.9 175 2.3 6 侧梁与扭杆座连接圆弧过渡处(右后侧) 186 4.6 166 2.5 7 侧梁与横梁连接圆弧过渡处(左前侧) 225 3.8 204 2.0 8 侧梁与横梁连接圆弧过渡处(左前侧) 137 6.3 122 3.3 9 横向止挡(左侧) 175 4.9 174 2.3 10 侧梁与横梁连接圆弧过渡处(左前侧) 201 4.3 179 2.3 11 侧梁与扭杆座连接圆弧过渡处(右后侧) 206 4.2 187 2.2 12 横向止挡(右侧) 175 4.9 175 2.3 13 侧梁与横梁连接圆弧过渡处(左前侧) 226 3.8 205 2.0 14 横向止挡(左侧) 180 4.8 168 2.4 15 侧梁与扭杆座连接圆弧过渡处(右后侧) 206 4.2 187 2.2
下载: 导出CSV
表 3 高速动车组转向架构架的载荷谱
Table 3 Load spectrum of bogie frame of high-speed EMU
级数 垂向载荷 横向载荷 幅值
σa /kN频数 幅值
σa /kN频数 1 2.21 1826592360 8.28 76 620 540 2 8.18 10 426 440 22.87 1 491 880 3 14.14 1 100 860 37.47 230 280 4 20.11 20 140 52.06 64 600 5 26.08 6 080 66.65 29 260 6 32.05 3 040 81.24 3 800 7 38.01 1 250 95.84 2 280 8 43.98 380 110.43 760
下载: 导出CSV
-
[1] 吴圣川, 任鑫焱, 康国政, 等. 铁路车辆部件抗疲劳评估的进展与挑战[J]. 交通运输工程学报, 2021, 21(1): 81 − 114. Wu Shengchuan, Ren Xinyan, Kang Guozheng, et al. Progress and challenge on fatigue resistance assessment of railway vehicle componets[J]. Journal of Traffic and Transportation Engineering, 2021, 21(1): 81 − 114.
[2] 王子晨, 曹健, 代翔宇, 等. Ag-Cu + WC复合钎料钎焊ZrO2陶瓷和TC4合金[J]. 焊接学报, 2019, 40(1): 5 − 9. doi: 10.12073/j.hjxb.2019400002 Wang Zichen, Cao Jian, Dai Xiangyu, et al. Brazing ZrO2 ceramic and TC4 alloy using Ag-Cu + WC composite filler[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2019, 40(1): 5 − 9. doi: 10.12073/j.hjxb.2019400002
[3] Wang Zeyu, Ba Jin, Qi Junlei, et al. Study and development on the lead-free composite solder[J]. China Welding, 2019, 28(4): 33 − 38.
[4] 黄志辉, 王超, 孙龙生, 等. 一系钛合金弹簧的应用研究[J]. 机车电传动, 2017, 58(1): 14 − 16. Huang Zhihui, Wang Chao, Sun Longsheng, et al. Application prospect of titanium alloy spring in rail transit[J]. Electric Drive for Locomotives, 2017, 58(1): 14 − 16.
[5] 沈阳泰恒通用技术有限公司. 一种钛合金及其加工列车连接件的应用: 中国, 201510582052.9[P]. 2015-11-18. Shenyang Taiheng General Technology Co., Ltd., A titanium alloy and its application in processing train connectors: China, 201510582052.9[P]. 2015-11-18.
[6] Cui C X, Hu B M, Zhao L C, et al. Titanium alloy production technology, market prospects and industry development[J]. Materials & Design, 2011, 32(3): 1684 − 1691.
[7] 才鹤, 李维哲, 王泽飞, 等. 钛合金高速列车转向架侧梁组成焊接工艺[J]. 电焊机, 2020, 50(8): 52 − 56. Cai He, Li Weizhe, Wang Zefei, et al. Welding technology of titanium alloy high speed rail bogie frame[J]. Electric Welding Machine, 2020, 50(8): 52 − 56.
[8] 张金元. 高速列车转向架钛合金焊接构架疲劳强度及寿命评估[D]. 成都: 西南交通大学, 2021. Zhang Jinyuan. Fatigue strength and life assessment on titanium alloy welded bogie frame of rail way vehicles[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2021.
[9] Wu Z R, Hu X T, Song Y D. Multiaxial fatigue life prediction for titanium alloy TC4 under proportional and nonproportional loading[J]. International Journal of Fatigue, 2014, 59: 170 − 175. doi: 10.1016/j.ijfatigue.2013.08.028
[10] 何杨宇, 杨素媛, 包明明, 等. 激光焊接钛合金接头的组织演变和力学行为[J]. 稀有金属, 2021, 45(8): 914 − 920. He Yangyu, Yang Suyuan, Bao Mingming, et al. Microstructure evolution and mechanical properties of laser welded joint of titanium alloy plate[J]. Chinese Journal of Rare Metals, 2021, 45(8): 914 − 920.
[11] Liu J, Wu H G, Yang J J, et al. Effect of edge distance ratio on residual stresses induced by cold expansion and fatigue life of TC4 plates[J]. Engineering Fracture Mechanics, 2013, 109: 130 − 137. doi: 10.1016/j.engfracmech.2013.05.012
[12] Yuan X, Yue Z F, Wen S F, et al. Numerical and experimental investigation of the cold expansion process with split sleeve in titanium alloy TC4[J]. International Journal of Fatigue, 2015, 77: 78 − 85. doi: 10.1016/j.ijfatigue.2015.03.014
[13] 段浩. 铁道车辆转向架构架疲劳寿命及损伤容限评价[D]. 成都: 西南交通大学, 2018. Duan Hao. Fatigue life and damage tolerance assessment on bogie frame of railway vehicles[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2018.
[14] Xie L Y, Liu J Z, Wu N X, et al. Backwards statistical inference method for P–S–N curve fitting with small-sample experiment data[J]. International Journal of Fatigue, 2014, 63: 62 − 67. doi: 10.1016/j.ijfatigue.2014.01.006
[15] Fedor F, Manfred H, Norbert H, et al. Probabilistic fatigue-life assessment model for laser-welded Ti-6Al-4V butt joints in the high-cycle fatigue regime[J]. International Journal of Fatigue, 2018, 116: 22 − 35.
[16] Li W, Zhao H Q, Nehila A, et al, Very high cycle fatigue of TC4 titanium alloy under variable stress ratio: Failure mechanism and life prediction[J]. International Journal of Fatigue, 2017, 104: 342-354.
[17] 何超, 田仁慧, 王清远. 钛合金焊接接头超长寿命疲劳特性研究[J]. 中国测试, 2012, 38(3): 20 − 22,26. He Chao, Tian Renhui, Wang Qingyuan. Study on ultra-long-life fatigue properties of welded joints under high-frequency loading[J]. China Measurement & Test, 2012, 38(3): 20 − 22,26.
[18] Liu X L, Sun C Q, Hong Y S. Effects of stress ratio on high-cycle and very-high-cycle fatigue behavior of a Ti-6Al-4V alloy[J]. Materials Science and Engineering A, 2015, 622: 228 − 235. doi: 10.1016/j.msea.2014.09.115
[19] 李扬. TC4手工钨极氩弧焊(TIG焊)焊缝组织性能研究[D]. 包头: 内蒙古科技大学, 2017. Li Yang. Study on microstructure and properties of TIG welding[D]. Baotou: Inner Mongolia University of Science & Technology, 2017.
[20] 任尊松, 曹杰, 李玉怡, 等. 高速动车组构架载荷特征研究[J]. 工程力学, 2021, 38(2): 242 − 256. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2020.03.0181 Ren Zunsong, Cao Jie, Li Yuyi, et al. The load characteristics of the bogie frame of high-speed EMU[J]. Engineering Mechanics, 2021, 38(2): 242 − 256. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2020.03.0181
[21] 王文静, 张志鹏, 李广全, 等. 动车组抗侧滚扭杆载荷特性[J]. 西南交通大学学报, 2019, 54(6): 1277 − 1282,1348. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20180060 Wang Wenjing, Zhang Zhipeng, Li Guangquan, et al. Load characteristics of anti-rolling torsion bar of high-speed train[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2019, 54(6): 1277 − 1282,1348. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20180060
[22] 沈彩瑜, 米彩盈. 重载电力机车车体强度和刚度研究[J]. 计算机仿真, 2014, 31(2): 230 − 234. doi: 10.3969/j.issn.1006-9348.2014.02.049 Shen Caiyu, Mi Caiying. The strength and stiffness study for overloading electric locomotive carbody[J]. Computer Simulation, 2014, 31(2): 230 − 234. doi: 10.3969/j.issn.1006-9348.2014.02.049
[23] 张亚禹, 孙守光, 杨广雪, 等. 高速列车转向架构架载荷特征及疲劳损伤评估[J]. 机械工程学报, 2020, 56(10): 163 − 171. doi: 10.3901/JME.2020.10.163 Zhang Yayu, Sun Shouguang, Yang Guangxue, et al. Load characteristics and fatigue damage assessment of high speed train bogie frame[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2020, 56(10): 163 − 171. doi: 10.3901/JME.2020.10.163
[24] 张永亮. 基于跟踪测试的高速动车组构架载荷特性研究[D]. 北京: 北京交通大学, 2013. Zhang Yongliang. Study on load characteristic of high-speed EMU bogie frame based on tracking test[D]. Beijjing: Beijing Jiaotong University, 2013.
[25] Guo F, Wu S C, Liu J X, et al. Fatigue life assessment of bogie frames in high-speed railway vehicles considering gear meshing[J]. International Journal of Fatigue, 2020, 132: 105353. doi: 10.1016/j.ijfatigue.2019.105353
-
期刊类型引用(7)
1. 徐连勇，龙志平，赵雷，韩永典，彭晨涛. EH36钢焊接接头焊趾处应力集中对高低周复合疲劳的影响. 焊接学报. 2024(07): 1-9 . 
本站查看
2. 李季涛，兆文忠，田长亮. 焊后热处理退火工艺对十字接头疲劳寿命的影响. 金属热处理. 2020(09): 86-90 . 百度学术
3. 崔向阳，洪克城. 一种考虑非比例附加损伤的多轴低周疲劳模型. 力学学报. 2019(03): 863-872 . 百度学术
4. 李万润，刘宇飞，方钊，李爱群，王辉，杜永峰. 考虑残余应力的高层钢框架梁柱节点焊缝风致疲劳评估. 东南大学学报(自然科学版). 2019(04): 672-678 . 百度学术
5. 卢耀辉，张德文，赵智堂，刘俊杰，卢川. 焊接残余应力对动车组铝合金车体疲劳强度的影响. 交通运输工程学报. 2019(04): 94-103 . 百度学术
6. 苟磊，马玉娥，杜永，刘磊，郭超，李钢. 7050凹槽铝板激光冲击强化残余应力分布与疲劳寿命. 航空学报. 2019(12): 244-254 . 百度学术
7. 袁喆，任建亭. 鱼脊焊缝极限承载能力评估技术研究. 热加工工艺. 2018(21): 199-202 . 百度学术
其他类型引用(7)
计量
- 文章访问数: 476
- HTML全文浏览量: 55
- PDF下载量: 80
- 被引次数: 14
