铝合金地铁车体论文

铝合金地铁车体论文（精选7篇）

铝合金地铁车体论文 篇1

快捷便利的地铁交通工具已成为大型城市交通的主流,而这也大大促进了地铁车辆制造业的发展。目前,地铁车辆设计种类繁多,有B型不锈钢地铁车辆,A型铝合金地铁车辆,B型铝合金地铁车辆等等,制造工艺也各不相同。以下介绍一种B型铝合金地铁车辆车体的制造工艺,希望可以为地铁车辆的制造提供借鉴。

1 车体结构

B型铝合金地铁车辆车体分为头车和中间车2种结构。车顶采用大平顶结构,每侧侧墙有4个客室门,头车增设司机室门,头车4个窗口(含1个小窗),中间车5个窗口(含2个小窗),车顶两端均设置端门,车顶、侧墙、底架均采用中空挤压铝型材结构,端墙采用铝合金板梁结构。车体为薄壁筒形轻型整体承载铝合金全焊接结构,底架、侧墙、端墙及车顶均承受载荷。车体静态纵向压缩载荷大于800 kN,车体静态纵向拉伸载荷大于640 kN。车体长度:头车19 570 mm(中间车19 000 mm);车体最大宽度:关门时2 834.14 mm(开门时2 858.14 mm);车体高度:3 790 mm(不含空调机组时高3 690 mm)。

1.1 车体总体结构

车体由底架、侧墙、端墙、车顶和司机室等部分组成。整个车体轮廓为筒形断面(见图1),能够充分利用限界并且有较强的承载能力。为了给车下部件提供安装接口,在底架下面设置了12排C型槽。车体采用大平顶结构,此种结构方便车顶设备布置,简化工艺过程;侧墙窗口下方设置了2个C型槽用于座椅的安装;侧顶上2处局部厚度加厚用于门机构的安装,车顶上设置了6排C型槽,用于内装骨架和设备的安装及固定。

1.2 车体材料选择

车体采用轻型高强度铝合金材料。所有型材采用6005A-T6,根据强度计算情况来选择板材的材料,高应力区选用6082-T6或7020-T6,低应力区选用5083-H111,所使用的铝合金其强度数据满足欧洲标准 EN 755-2要求,热处理工艺满足DIN EN 515标准的规定。

2 车体工艺流程

车体工艺流程如下:落底架组成→组装侧墙组成→组装车顶组成→组装门框柱→组装端墙→点固焊→焊接、铆接→调修→安装车体附件→焊接→检测→调修→落车交验。

车体总组成胎位在现有高速车车体组成胎位上改制,预制15 mm挠度,在底架边梁上划出门口中心线和窗口中心线。组对分块侧墙的顺序是先组对I、II位端侧墙单元,以窗口中心为基准,依次组对其他侧墙单元,侧墙位置调整好后用支承固定侧墙单元,侧门口用夹具定位组装。调整车体内轮廓,并保证侧墙上部直线度全长在3 mm以内。安装车顶,以门口中心为定位基准、兼顾两端与端角柱外侧面尺寸一致。组装端墙,门口按对中装车,上部与车顶端头配合处需现车进行研配。

3 车体设计技术要求

车体组焊完成后需满足以下设计技术要求:

(1)车体长度偏差为(-4,+6)mm;

(2)车体内高偏差为(-5,+5)mm;

(3)车体内宽分上、中、下3处,测量偏差均为(-3,+3)mm;

(4)车体横断面对角线之差不大于5 mm;

(5)侧墙板平面度为2 mm/m,不允许有硬伤或局部凹凸不平现象;

(6)端墙板平面度为 3 mm/m,不允许有硬伤或局部凹凸不平现象;

(7)窗口下边至底架边梁高度偏差为±2 mm,同一窗口下边两头高度差不大于2 mm;

(8)侧墙窗口周边直线度为1 mm;

(9)塞拉门门框宽度公差为(0,+2) mm,高度偏差为(0,+3) mm,对角线偏差为 3 mm;

(10)枕梁中心以外,牵引缓冲梁上挠或下垂不大于4 mm;

(11)车体组成后,车体挠度公差范围为9～13 mm,(以中部向上凸为正值),I、II位侧在同一横断面位置测量,其挠度值差小于4 mm;

(12)车体在正线上测量,四角高度差小于5 mm,左、右倾斜小于10 mm;

(13)车体焊接执行EN 15085标准;

(14)车体所有外部焊缝一般应满焊,个别难以施工处需涂密封胶;

(15)车体关键部位焊缝须进行探伤处理,包括底架所有焊缝,侧墙窗口上、下焊缝,侧墙和边梁之间焊缝。

4 车体制造工艺难点

(1)端墙平面度装配组焊后超差问题;侧墙与底架、车顶外侧焊缝出现错口,影响外观的问题。必须控制焊接变形,保证车体整体尺寸符合图纸设计要求;

(2)车体挠度不好预制;

(3)门口尺寸、门中心间距很难控制;

(4)车体四角高度超差问题;

(5)车体断面尺寸很难控制。严格保证大部件总体尺寸非常重要,焊接时合理安排焊接顺序,控制热输入量,减小焊接变形影响;

(6)保证铝合金车体结构焊缝的质量达到设计等级。铝合金车体的使用寿命主要取决于结构焊缝的质量,微小的焊接缺陷可能对车体的寿命带来不可估量的影响。

5 车体制造工艺及保证措施

B型铝合金地铁车辆车体是全焊接结构。按照图纸设计要求,焊接要求执行EN 15085焊接质量控制标准。车体结构主体材料主要为:EN AW-6005A-T6、EN AW-7020-T6、AW-6082-T6、AW-5083-H111;采用熔化极惰性气体保护焊 MIG, 选用⌀1.2 mm的ER 5087焊丝(AlMg4.5MnZr),焊接保护气体选用二元混合气体(70%Ar+30%He)。

车体组焊必须在具有足够刚度能够控制焊接变形的焊接工装内完成。焊接环境要求温度不得低于18℃,空气相对湿度不得高于60%。焊接厚度大于8 mm以上的铝板时,焊前须预热,预热温度控制在80～120℃,层间温度不高于120℃,这样才能有效地控制焊接变形,保证材料的熔透性。

5.1 焊缝出现错边的解决措施

侧墙与底架、车顶外侧焊缝焊接完成后容易出现焊缝错边,影响外观。解决措施:①严格保证大部件(重点是侧墙)型材插口的直线度,不合格应调直再上车;②工装夹紧时应避免错口,逐段调整好然后焊接点固;③焊接时要采用合理的焊接顺序和焊接规范,避免焊接过程中焊接应力导致错口超标。总体上先焊接外侧,再焊接内侧,尽量减小局部短时间内热输入量过大。

5.2 车体挠度预制解决措施

车体组焊后挠度a要求:9 mm≤a≤13 mm,为保证整个车体焊接完成后符合设计要求,挠度预制量非常关键。解决措施:依据以往B型地铁车辆车体制造经验,在工装上预置合理的挠度(a=15 mm),利用水准仪精确测量各支撑面的高度差,在门口处设置下拉横梁,保证底架与支撑紧贴。

5.3 门口尺寸及门中心间距控制解决措施

门口尺寸、门中心间距很难控制,控制不好容易造成门口过小、门中心间距偏移、侧墙“迈步”等问题。解决措施:底架和车顶整体放长量尽量按照公差上限控制,底架边梁和车顶边梁上的门口间距加工时增加1 mm,分块侧墙的长度公差为(-2,0)mm,排列侧墙时根据侧墙长度情况将门口尺寸控制在(0,+1)mm公差范围内,这是考虑到侧墙随着车体整体长度有一定收缩后,能保证门口宽度尺寸在(0,+2)mm之间,相邻两门口中心线间公差在±2 mm之间。

5.4 车体四角高度超差问题

车体四角高度超差会造成后续车辆组装后重心偏移。解决措施:①对车体附件胎各支撑进行测量并调平;②将车体吊运至调平附件胎位上,对车体四角进行检测,其结果为1位角7 mm;2位角1 mm;3位角0;4位角7.5 mm;③对该车体1、4位角进行火焰调修底架边梁与地板连接焊缝,调修按铝合金调修工艺规程执行;同时调修中对该处边梁进行下拉;2 h后卸下下拉装置进行测量,检测数值不符合要求再按上述方式进行调修直至合格。

5.5 车体断面尺寸控制解决措施

车体断面尺寸控制不好,会导致整个车体外轮廓尺寸超差,影响车体交出。解决措施:①通过电子检测尺精确测量,在合适位置设置足够的拉杆和撑杆进行控制,增加定位精度和强度;②严格保证大部件总体尺寸,并在车顶和侧墙高度方向上留出一定的焊接余量,减小总组成工序车体断面上内外侧8条焊缝横向收缩的影响;③焊接时合理安排焊接顺序,控制热输入量,减小焊接变形影响;④车体出胎后如果尺寸超差进行局部火焰调修。

5.6 车体焊接质量保证措施

EN 15085焊接体系标准对轨道车辆制造企业的焊接过程进行了全面的规范和要求。B型铝合金地铁车辆车体设计结构等级符合EN 15085标准 CL 1级,焊缝质量等级主要为CP C2级,牵枕缓结构中枕梁下盖板24V焊缝、钩缓组成16V焊缝、牵引梁与车钩板连接处18V焊缝的焊缝质量等级为CP C1级。按照EN 15085标准,CP C2级的焊缝,其焊缝检验等级要求CT3级,要求进行100%外观检测(VT)。CP C1级的焊缝,其焊缝检验等级要求CT2级,要求进行10%内部检测(RT或UT),10%表面检测(PT),100%外观检测(VT)。车体的焊缝检测就是按照上述标准要求执行控制的。

B型铝合金地铁车辆车体的焊接要求焊工不仅要具有ISO 9606-2国际焊工资格证书,还要求通过车体大线专机自动焊接工作试件和车体组焊手工焊接工作试件的考核,使焊工在实际焊接生产过程中具有足够的水平来保证整个车体的焊接质量。图2为焊接完成后交验合格的B型铝合金地铁车辆头车车体。

6 结束语

通过采用上述工艺,B型铝合金地铁车辆首个车体顺利通过首件鉴定,焊后变形得以控制,工件尺寸完全符合图纸设计要求,说明该车体制造工艺是可行有效的。

铝合金地铁车体论文 篇2

上海11号线南延段项目地铁车辆最大速度为120 km/h,为目前国内速度最快的铝合金A型地铁车辆。三节车编组、客室侧门为电动塞拉门、双层地板结构、司机室设折页门且不带逃生门、采用第三轨与接触网两种形式受流、空调置顶安装。编组方式为Tmc-M-Tmc。Tmc车包含一个拖车转向架和一个动车转向架,M车包含两个动车转向架。一般A型地铁车辆设有5对客室门,4对窗户,该车体结构为3对客室门,6对窗户结构,采用双层地板结构,地板型材上铺铝蜂窝地板,极大地降低了车辆行驶过程中的噪声。与一般A型铝合金地铁车辆相比,该项目车体结构更加复杂。对于具有复杂结构的铝合金车体来讲,通过对静强度、模态的分析及研究,能够为铝合金车体结构的合理设计提供依据。

1 车体结构设计简述

车体为轻量化整体承载的铝合金全焊接结构,由底架、侧墙、端墙、顶盖和司机室骨架结构等部分组成,车体结构断面图如图1所示。

其主要技术参数如下:

Tmc车长度/mm23 380

最大宽度/mm3 000

车辆定距/mm15 700

车门间距/mm7 600

整备重量/空载(AW0)/t25.6

超载(AW3)/人368

设计时速/km/h120

对车体进行了轻量化设计,主要从以下几个方面优化、减轻重量:(1)优化车体结构:在满足车体强度、刚度要求的前提下,根据计算结果尽量减少冗余结构。(2)优化型材设计:优化型材结构、壁厚以及筋板间距(侧墙、长地板以及底架边梁型材)。通过静强度、模态的计算及分析,确保轻量化设计车体结构的可靠性和稳定性。

2 静强度分析

2.1 有限元模型

由于Tmc车车体是设计的Tmc、M两种车体中结构最复杂、最具有代表性,承受载荷最多、最大、最复杂的车体,并且M车与Tmc车的车体主体结构相似,所以设定仿真对象是Tmc车。采用Hyper Mesh仿真软件建立车体有限元模型,按偏安全原则,尽可能细致地离散车体。共有壳单元950 415个,刚性单元2个。整车车体有限元离散模型如图2所示。

常用的三种铝合金材料许用应力参数如表1所示。

通过对以往项目的分析,结合该项目车体特点,对车体局部结构更改,改善了局部应力偏大的情况,提高了车体强度。例如:端墙门槛代替端墙门角,应力从214 MPa减少到56 MPa;客室门角圆弧高度从15 mm改成25 mm,焊缝应力从95 MPa减少到74 MPa。车体局部结构优化采用子模型法,细化网格,计算结果更精确,方案设计的效率大幅提高。

2.2 计算工况

按照技术合同协议及相关技术标准,车体设计载荷主要采取欧洲标准EN 12663-2010:铁道应用-轨道车身的结构要求[1]及GB/T 7928-2003:地铁车辆通用技术条件[2]。参照标准要求,该车车体共计算了27个工况,下面为车体计算几个典型工况:(1)AW0空载工况;(2)AW3超载工况;(3)1.3AW3工况;(4)AW3状态下1200k N压缩工况;(5)AW3状态下960k N拉伸工况;(6)300k N司机室前窗压力工况;(7)300k N端墙压力工况;(8)复轨工况;(9)牵引梁三点架车工况;(10)枕梁三点架车工况。

2.3 结果分析

2.3.1 刚度分析

AW3状态下,底架边梁的最大垂向位移为7.55 mm。根据GB/T7928—2003《地铁车辆通用技术条件》标准,“在最大垂直载荷作用下车体静挠度不超过两转向架支撑点之间距离的l‰”,该车的两转向架支撑点之间距离为15 700 mm,所以该铝合金车体的刚度符合要求。

AW0状态下,客室门相对于无重力状态下对角线最大伸长量3.8 mm;AW3状态下,侧墙相对整车无重力状态横向位移5.05 mm,变形量为2.85 mm,客室门对角线最大伸长量4.06 mm,变形量为2.5 mm。满足门立柱外轮廓度小于3 mm,门洞对角线变化小于5mm客室门安装要求。

2.3.2 应力分析

设计许用应力是由材料极限应力除以相应的安全系数得到的。如运营载客工况,选用较高的安全系数1.3,复轨架车工况等选用较低的安全系数1.1。根据材料和制造工艺的不同,计算结果应相对许用应力有一定的裕量。

超载状态下车钩压缩载荷工况,车体局部应力如表2所示。

1.3AW3工况下最大应力发生在客室门角母材为169 MPa;300 k N司机室前窗压力工况下立柱加强筋处焊缝应力为78 MPa;300 k N端墙压力工况下最大应力发生在端墙立柱为136 MPa;复轨工况下最大应力发生在客室门角母材为115 Mpa。均小于相应许用应力。

图3-6是各极限工况下的高应力点应力云图。计算结果显示,各工况下车体结构及焊缝的计算应力均小于相应许用应力,满足设计要求。

3 模态分析

为了提高车体刚度,在保证车体轻量化基础上,对车体主要做了如下方面的改进:(1)空调底板厚度由15 mm改为20 mm;(2)增加侧墙支撑数量以及截面;(3)顶盖位置增加形似鸭脖子的加强结构;(4)改善地板横梁结构以及截面。通过以上改进,车体整体刚度得到有效改善。

模态计算考虑了两种工况:(1)空车状态,该工况下除了车体本身质量外,未施加任何载荷及约束;(2)整备状态,该工况下对空调机组、车钩座及车下悬挂物以集中质量单元方式进行加载,对于管、线等内装以均布质量单元施加在地板上,也没有施加约束,即整备状态车体的自由模态。前6阶为刚体模态[3],去掉刚体模态后,车体的前6阶模态固有频率及其相应振型见表3。图7为车体整备状态自由模态一阶垂向弯曲振型。

模态分析表明:所设计的铝合金车体整备状态一阶垂向弯曲振动频率为8.26 Hz,一阶扭转振动频率为14.28 Hz。经过分析比较,该车体的一阶弯曲频率和一阶扭转频率与国内外的地铁车辆基本一致,达到设计要求。

4 试验验证

车体静强度试验按照TB/2541-1995《内燃、电力机车车体静强度试验方法》[4]标准及相关试验大纲和试验规程要求进行,一方面检验车体结构强度和刚度的安全性是否符合EN12663-2010和GB/T7928-2003标准及合同要求;另一方面也反映出结构有限元分析结果的准确性。该车车体强度试验共布了224个应变片以及38个位移传感器。本次试验共进行了10个工况的试验。试验结果表明,所有测点的应力均小于许用应力。

图8为最大运营载荷工况下试验值与计算值的比较,可以看出应力结果各点沿坐标轴的45°方向分布,应力的计算值与试验值非常吻合,说明计算方法和试验方法正确可靠。

5 结语

通过试验结果与计算结果的比较,表明计算值与试验值非常吻合,说明有限元计算方法和试验方法的正确性。通过对车体结构进行有限元分析,其结果表明车体的结构强度和刚度均满足EN12663-2010标准要求,可适应车辆以120 km/h速度快速运营的要求。

摘要：介绍了SML11SE项目铝合金地铁的车体结构,在HyperMesh软件中建立该车结构的有限元模型。通过有限元方法分析了其在各个典型工况下的应力、变形及模态,并进行了静强度试验。结果表明:该车体结构的强度和刚度均满足相关标准及技术要求,试验结果和计算结果非常吻合。

关键词：铝合金车体,有限元,静强度,模态分析,试验

参考文献

[1]EN12663-2010,铁道应用-轨道车身的结构要求[S].

[2]GB/T7928-2003,地铁车辆通用技术条件[S].

[3]岳译新,林文君,雷挺.地铁铝合金车体模态和稳定性有限元分析[J].机械,2008(4).

铝合金车体焊接缺陷及控制 篇3

一、铝合金的性能

纯铝是银白色的轻金属, 密度2.7g/cm3, 约为钢的1/3 (钢的密度为7.87 g/cm3) , 导电率较高, 仅次于金、银、铜居第4位。热导率比钢大2倍左右, 熔点为658℃, 加热溶化时无明显颜色变化, 具有面心立方结构, 无同素异构转变。塑性和冷、热、压力加工性能好, 但强度低 (只有90 MPa左右) 。

纯铝的化学活泼性强, 与空气接触时, 就会在其表面生成一层致密的氧化膜 (主成分是Al2O3) 薄膜, 这层氧化膜可防止冷的硝酸及醋酸的腐蚀, 但在碱类和含有氯离子的盐类溶液中被迅速破坏而引起强烈腐蚀。纯铝中随着杂质的增加, 其强度增加, 而塑性、导电性和耐蚀性下降。

铝合金是在纯铝中加入合金元素如镁、锰、硅、铜、锌等后获得不同性能的金属材料。

二、铝合金的结构件应用

目前应用于铁道车辆的铝合金主要有5000系列、6000系列、7000系列。

(一) Al-Mg合金-5000系

由于Mg的增加直接影响其机械性能, 能增加抗拉强度。含有低Mg的合金主要利用于装饰材料、建筑材料。含有2.5%Mg的合金具有较好的耐蚀性、加工性、耐海水性、焊接性, 主要利用于车辆、船舶的制造。

(二) Al-Mg-Si合金-6000系

主要含有Mg、Si金属, 是热处理强化性铝合金。此系列合金具有优良的挤压性, 因此制造型材非常有利, 且具有良好的耐蚀性、焊接性、具有较高的强度, 广泛利用于铁道车辆、船舶、建筑用窗框、土木结构材料的制造。

(三) Al-Zn-Mg-合金-7000系

此系列分Al-Zn-Mg-Cu合金和不含Cu的Al-Zn-Mg合金, 二者均为热处理强化性铝合金。前者在铝合金当中具有最高强度, 但焊接性差, 所以主要利用于航空行业。后者焊接性较好, 应力腐蚀倾向不明显, 而且焊接3个月后其接头强度通过自然时效能得到部分恢复, 则广泛利用于铁道车辆的制造。

三、铝合金的焊接性

由于铝合金具有独特的物理化学性能, 在焊接过程中会产生一系列困难, 具体有以下几点:

(一) 强的氧化能力

铝与氧的亲和力很大, 在空气中极易与氧结合生成致密结实的γ-A12O3薄膜, 在焊接过程中, γ-A12O3薄膜会阻碍金属之间的良好结合, 并易造成夹渣。而且氧化膜还会吸附水分, 焊接时会促使焊缝生成气孔。因此, 为保证焊接质量, 焊前必须严格清理焊件表面的氧化物, 并防止在焊接过程中再氧化, 对熔化金属和处于高温下的金属进行有效的保护, 这是铝合金焊接的一个重要特点。

(二) 较大的热导率和比热容

铝合金的导热系数和比热容都很大, 约比钢大一倍多, 在焊接过程中大量的热能被迅速传导到基体金属内部, 因此, 焊接铝合金比钢要消耗更多的热量。

(三) 线膨胀系数大

铝合金的线膨胀系数约为钢的2倍, 凝固时的体积收缩率达6.5%～6.6%, 容易产生焊接变形。焊接某些铝合金时, 往往由于过大的内应力而在脆性温度区间内产生热裂纹, 这是铝合金, 尤其是高强铝合金焊接时最常见的严重缺陷之一。

(四) 容易形成气孔

焊接接头中的气孔是铝合金焊接时极易产生的缺陷, 氢是熔焊时产生气孔的主要原因, 为了防止气孔的产生, 以获得良好的焊接接头, 对氢的来源要加以严格控制, 使用前要对焊接材料进行干燥处理。

(五) 焊接热对基体金属的影响

焊接可热处理强化的铝合金时, 由于焊接热的影响, 会使基体金属近缝区某些部位软化, 即力学性能变坏。采取的措施主要是控制预热温度和层间温度, 焊后热处理等。

(六) 焊接接头的耐腐蚀性低于母材

铝合金接头的耐蚀性的降低很明显, 接头组织越不均匀, 耐蚀性越易降低。焊缝金属的纯度和致密性也影响接头耐蚀性能。由于杂质较多、晶粒粗大以及脆性相析出等, 耐蚀性就会明显下降, 不仅产生局部表面腐蚀而且经常出现晶间腐蚀。

(七) 合金元素的蒸发和烧损

某些铝合金中含有低沸点的合金元素如镁、锌等, 这些元素在高温作用下极易蒸发、烧损, 从而改变了焊缝金属的化学成分, 同时也降低了焊接接头的性能。

四、铝合金在车体上的应用

铝合金车体上承载结构普遍使用的铝合金主要是A5083、6N01、7N01三种材料。A5083因耐蚀性、焊接性好, 但挤压性能差, 所以只能用在骨架及板状的制件;6N01和7N01铝合金主要用于铝型材结构, 6N01主要用在车顶、侧墙、底架地板、端墙等受力不大的部件的制造;7N01主要用在牵引梁、枕梁、车钩座、缓冲梁、高度阀座、抗蛇形扭杆座等受力较大的部件制造。

五、铝合金焊接当中出现的问题及防止措施

铝合金焊接当中出现的问题主要有焊接缺陷以及变形、接头强度下降等。

(一) 气孔

1. 产生气孔机理

产生气孔气体有H2、CO、N2等。N2不溶于液态铝, 而H2是主要来源, 主要是弧柱气氛中的水分、焊接材料以及母材所吸收的水分。其中, 焊丝及母材表面氧化膜的吸附水分, 对焊缝气孔的产生常常占有突出的地位。焊接时, 氢在液态铝中的溶解度为0.7ml/100g, 而在660℃凝固状态时, 氢的溶解度为0.04 ml/100g, 使原来溶于液态铝中的氢大量析出, 形成气泡, 但铝合金本身导热性强, 散热快, 加上铝合金熔点低, 这些气泡来不及逸出, 在上浮途中被“搁浅”形成气孔。如图1所示。

2. 防止措施

(1) 适当控制焊接环境的湿度, 提供良好的焊接环境。

(2) 焊前对焊件应认真清理氧化膜、潮气和油污, 以防止气孔的形成。特别需要注意的是机械加工后焊件上的油污务必清理好, 中小零件最好在配好的清洗溶液里用浸泡的方法彻底清理干净油污。在现场局部地方需要清理的话, 可用丙酮或高纯度的酒精。

(3) 操作方面:焊接过程尽可能少中断, 在选择工艺参数时选择强参数, 使熔池高温存在时间增长, 使气泡尽量快速逸出, 减少氢气孔的产生。如焊立焊缝时, 采用由下向上立焊, 由于气泡逸出通道较短, 有利于气泡逸出, 如图2所示。焊接起弧是由于温度低, 散热快, 起弧点会产生大量的气孔, 故设置引弧板或在焊缝以外的母材上引弧, 保证焊缝的质量, 如图3所示。

(4) 结构设计:若坡口角度小, 则不利于气泡的逸出, 所以设计时坡口角度稍大一点, 有利于气泡的逸出, 减少产生氢气孔的倾向。

(5) 焊接材料方面:Ar气的纯度很重要。纯度越高越好, 最好是纯度达到99.99%以上。

(二) 裂纹

铝合金焊接易产生焊接结晶裂纹以及近缝区的液化裂纹, 即产生热裂纹倾向较大。

1. 产生裂纹机理

铝的线膨胀系数是钢的2倍多, 热传导率为将近低碳钢的5倍, 因此, 铝焊接件的焊接应力大。另外, 合金的成分对热裂纹的产生有很大影响。合金成分越高, 其裂纹倾向越大。原因是铝合金熔点低, 焊接时加热、冷却过程均迅速, 使合金来不及建立平衡状态, 现结晶的固相中合金含量较少, 而液相中含较多的合金元素, 以致较少的平均浓度下就出现低熔共晶体。若低熔共晶呈薄膜状展开于晶界面时, 增大裂纹倾向。易熔共晶体的存在是铝合金焊缝产生裂纹的重要原因之一, 如图4所示。

至于近缝区液化裂纹, 同结晶裂纹一样, 也是晶间低熔共晶的存在有联系, 是在不平衡的焊接加热条件下引起偏析而形成的。

2. 防止措施

(1) 选择合理的母材、焊接材料工艺。控制熔池的合金成分, 则涉及到母材成分以及焊接材料的选择。实践证明, 7000系列当中的Al-Zn-Mg-Cu铝合金的裂纹倾向较大, 所以尽量避免采用这种材料作为焊接结构件。实践证明, 7000系列当中的不含铜的Al-Zn-Mg铝合金 (7N01) 的焊接裂纹倾向低, 焊接性较好, 已广泛使用于铁道车辆行业。焊接材料方面, 应选择抗裂纹性强的焊丝。

(2) 控制熔池温度。控制熔池温度方面, 首先控制环境温度。外部环境温度过低必然加速冷却速度, 应控制在15℃以上, 必要时可以预热, 但不应超过200℃。其次, 通过调节焊接规范来控制熔池温度。线能量过大变形也大, 线能量过低易出现未熔合;综合考虑应采用稍微偏高的线能量为好。

(3) 实际操作方面:焊接收弧易产生弧坑裂纹, 通过操作者的手法填满弧坑, 尽可能减少裂纹倾向。还有采用引弧、收弧板。众所周知, 引弧、收弧时最容易出现焊接缺陷, 因此干脆通过引弧、收弧板, 直接把这些隐患拉到焊件外, 焊后打掉引弧、收弧板。铝合金焊接应养成使用引弧、收弧板的习惯。如图5a, 5b所示。短焊缝在中间收弧, 防止弧坑裂纹, 如图5c所示。

(三) 夹渣

1. 形成氧化膜机理

铝本身属活泼金属, 所以铝合金表面易形成一层难熔的氧化铝薄膜。这层氧化膜的熔点达到2050℃, 远远超过铝合金的熔点 (约660℃) 。在焊接过程当中, 氧化铝薄膜会阻碍基本金属熔化和融合, 而且氧化膜的比重大 (约为铝的1.4倍) , 不易浮出熔池, 造成焊缝夹渣。

2. 防止措施

清除焊件表面的氧化膜。表面清理方法有机械清理法和化学清理法两种。铁道车辆制造行业这两种方法都适用。机械清理法主要是用打磨机 (电动、风动两种, 风动较活用) 或钢丝刷、刮刀、锉刀打磨坡口的方法清理氧化膜;化学清理法不仅清理氧化膜, 还要起到清理焊件表面的油污的作用。氧化膜清理之后应在6小时之内焊接, 不然应重新处理。大面积清理氧化膜是铝合金焊接的重要特征。

(四) 易烧穿

1. 易烧穿的原因

铝合金由固态转变为液态时, 不像碳钢那么明显, 无明显颜色变化, 所以不易判断熔池的温度变化, 实际操作时不好掌握尺度。另外, 温度升高时, 铝的机械强度降低, 因此焊接时易导致烧穿。

2. 防止措施

焊缝背面加垫可防止烧穿。根据不同情况可选用不同的垫。若采用铝合金板材 (一般2～4mm) , 则属于直接断续焊而永久性跟着焊接件转到下工序 (若需要可以通过机械加工的方法加工掉) ;若采用不锈钢棒, 则属于反复利用回收用的, 但相对装配要求高;若采用粘贴式陶瓷性的, 则焊后报废属于一次性的, 操作起来非常方便。前者适合于单面焊双面成形;后两者适合于X形坡口。在铝合金焊接当中常用这三种方法。

(五) 咬边

1. 咬边原因

焊缝沿着焊趾的母材部位烧熔形成的沟槽或凹陷, 如图6所示。咬边不仅减弱了焊接接头强度, 而且因应力集中容易引起裂纹。原因主要是电流过大, 电弧过长, 焊枪角度不正确等。

2. 防止措施

选择合适的焊接电流和焊接速度, 电弧不能拉得太长, 焊枪角度要适当。

(六) 未焊透

1. 未焊透原因

未焊透是指焊接时焊接接头底层未完全熔透的现象, 见图7。未焊透会造成应力集中, 并容易引起裂纹, 重要的焊接接头不允许有未焊透的现象。原因主要是坡口角度或间隙过小、钝边过大, 焊接工艺参数选用不当或装配不良等。

2. 预防措施

正确选用和加工坡口尺寸, 合理装配, 保证间隙, 选择合适的焊接电流和焊接速度等。

(七) 未熔合

1. 未熔合原因

未熔合是指焊道与母材之间或焊道与焊道之间, 未完全熔化结合的部分, 如图8所示。未熔合直接降低了接头的力学性能, 严重的未熔合会使得焊接结构根部无法承载。原因:铝合金导热性强, 散热快, 加上铝合金本身熔点低, 焊接时很容易出现不熔合现象。若环境温度低, 这种倾向更加严重, 也是铝合金焊接当中较棘手的难题。

2. 防止措施

(1) 控制环境温度 (最好15℃以上) 。

(2) 适当提高焊接线能量, 适当控制焊接速度。

(3) 可以采取预热措施。8mm以上板材采取预热 (不超过200℃) 措施。

(八) 焊瘤

1. 焊瘤原因

在焊接过程中熔化金属流淌到焊缝之外未熔化的母材所形成的金属瘤焊瘤, 不仅影响了焊缝的成型, 而且在焊瘤的部位, 往往还存在夹渣和未焊透。产生原因是熔池温度过高, 液体金属凝固较慢, 在自重的作用下形成。

2. 防止措施

根据不同的焊接位置设置不同的焊接参数, 严格控制熔孔的大小。

(九) 焊接变形

1. 焊接变形原因

铝合金导热性强, 线膨胀系数大, 受热不均, 残余应力大且不均匀分布, 很容易产生变形, 也是个颇感棘手的问题。

2. 防止措施

(1) 设计方面:选择合理焊缝形状、尺寸、数量、位置。

(2) 工艺方面:反变形法、刚性固定法、选择合理的焊接方法和焊接参数、选择合理的装配和焊接顺序。

(3) 实际操作方面:机械矫正法、火焰矫正法等。

(十) 焊后接头强度偏低

1. 焊后接头强度偏低原因

铝合金供货时基本都是经过时效处理的, 但焊接后高温下易出现材料的“过时效”。这不仅出现在焊缝, 熔合区、热影响区也都出现受热而发生软化现象而强度降低, 使母材与焊接接头无法达到等强度, 只能达到母材的60%～70%。只有不含铜的Al-Zn-Mg铝合金 (7N01) 焊后通过自然时效能恢复部分强度。

2. 防止措施

适当控制焊接线能量, 但目前要完全恢复原本强度已不大可能。

(十一) 焊缝尺寸不符合要求

1.原因

主要指焊缝余高及余高差、焊缝宽度及宽度差、错边量、焊后变形量等不符合标准规定的尺寸, 焊缝高低不平, 宽窄不齐, 变形较大等。焊缝宽度不一致, 除了造成焊缝成形不美观外, 还影响焊缝与母材的结合强度;焊缝余高过大, 造成应力集中, 而焊缝低于母材, 则得不到足够的接头强度;错边和变形过大, 则会使传力扭曲及产生应力集中, 造成强度下降, 如图9所示。原因是机械加工精度不够, 坡口角度不当或钝边及装配间隙不均匀, 焊接参数选择不合理等。

2.防止措施

选择适当的坡口角度和装配间隙;提高装配质量;选择合理的焊接工艺参数。

六、结语

在铝合金焊接接头中, 焊缝区易生成气孔和结晶裂纹;母材热影响区易发生软化;熔合区则是焊接接头上最薄弱的环节, 该区域内存在化学成分和组织不均匀, 存在焊接接头几何形状造成的应力集中现象。为预防焊缝气孔, 需采取全工艺过程中的综合技术措施, 特别是要彻底清理焊丝和零件焊接区的表面。为了预防焊接裂纹 (结晶裂纹和液化裂纹) 需选择化学成分合适的焊丝、合适的接头形式和尺寸及合适的焊接工艺, 减小结构因素及工艺因素形成的拘束度。未预防构件焊接后发生低应力脆性断裂, 应预防焊接缺陷 (特别是未焊透、焊接裂纹) , 改善焊接接头的性能, 消除焊接接头的应力集中 (特别是焊缝正反面余高向母材急骤过渡) 。

摘要：铝合金密度低, 强度大, 大量应用于高速列车的车体制造。但铝合金焊接时变形大, 易产生气孔、裂纹等缺陷, 因此需要采取相应的措施来有效地控制铝合金焊接缺陷, 保证高速列车的制造质量。

关键词：铝合金,氧化膜,气孔,裂纹,变形

参考文献

[1]周万盛, 姚君山.铝及铝合金的焊接[M].北京:机械工业出版社, 2006.

铝合金车体锥形车顶制造工艺 篇4

车体是轨道车辆的主要结构和骨架, 并组要由底架、侧墙、端墙、车顶等结构四部分组成。车体的设计不仅要满足外形美观, 而且要符合车辆限界要求。本文所述车体为了实现在拐弯半径仅为40 m的隧道不超限界条件下运行, 而整车长度不变, 车头采用圆锥形设计, 而车顶则需要在前端做出收角, 便于拐弯时顺利通过隧道。在车体生产过程中, 锥形车顶相对其他部件组装难度更大些, 控制好锥形车顶边梁锥形角度及焊接变形、合理调整焊接顺序是制造好车顶的重要前提。本文通过采用合理的制造工艺, 使锥形车顶达到相关的技术要求。

1 锥形车顶结构

锥形车顶主要由车顶长边梁、短边梁、车顶板、空调盖板及顶盖横梁等焊接而成 (见图1) 。车顶端部收角, 同时为了最大限度传递边梁承载力及减少焊接收角应力, 由车顶长边梁与短边梁通过20 mm的连接板焊接控制转角而实现, 这就要求短边梁纵向收缩5°角, 垂向收缩3.2°角, 长短边梁连接见图2。

长短外边梁组焊完成后, 将长为13 640 mm, 厚25 mm的车顶板搭接于长梁上 (整车长13 650 mm) , 为了满足车顶板上出风、送风, 在车顶板上面设计空调盖板结构, 并采用周围密封焊形式。

2 锥形车顶制造工艺难点

锥形车顶组焊工艺存在如下难点:

1) 长边梁与短边梁的对接角度的控制, 边梁对接角度不仅要符合限界要求, 同时也不影响外部美观性, 在制造工艺上边梁对接不仅要求不能错边, 保证无焊接缺陷, 达到焊接质量要求, 而且在后续工序车体组焊中满足车顶短边梁与底架、侧墙的平面度要求。

2) 车顶中间部分的宽度及车顶板平面度的控制, 一般车顶中间部分有4件隔墙保证车顶轮廓度及强度, 本文所述车顶无隔墙设计, 车顶上空调盖板及空调设备的重量完全由车顶板承载。所以, 车顶的宽度由空调盖板的焊接弹性变形引起, 在车顶制造过程中, 合理设置反变形或刚性固定后尺寸回弹的合理性是控制好车顶宽度的前提。对于车顶板平面度控制, 空调盖板来料组装前需保证下表面平面度, 组装时与车顶板组装的贴合面间隙控制在2 mm以内, 减少焊后收缩, 同时保证焊后无缺陷。

3) 边梁连接板厚板与薄板预热温度的控制, 连接板厚20 mm, 两侧边梁型材厚薄不一, 边梁上部圆弧处板厚3 mm, 雨檐以下位置板厚5～9 mm之间, 为保证焊接质量就需要对8 mm以上板厚需进行预热, 但对于整个边梁型材而言, 厚板与薄板连接处很难保证9 mm部分型材达到预热效果。预热不当导致型材薄板位置温度过高而影响焊缝质量。

3 车顶组焊工艺控制措施

3.1 长短边梁对接工艺控制措施

长短边梁单根对接采用轮廓模板工装保证转角易于实现, 但焊接完成后控制左右边梁整体宽度尺寸及对中度就显得困难。基于这些原因考虑, 本文的锥形车顶边梁对接采用左右短边梁整体尺寸调节符合尺寸要求后再进行焊接。在工艺制造中是通过保证尺寸而达到转角要求, 所以长边梁的对接基准尺寸在整个环节中显得尤其重要。首先调节好长边梁整体上、下宽度以及整体高度尺寸, 以这些尺寸为基准, 调节短边梁各个尺寸符合要求, 并无对接错边后进行点焊固定。连接板焊接前, 将短边梁端部横梁按尺寸修配并点焊, 同时, 增加支撑杆刚性固定, 连接板焊后通过使用转角检测样板来检查其转角度。

对于长短边梁焊接变形的控制, 焊接过程中须使用支撑杆工装控制尺寸, 避免在需要设置支撑杆位置临时焊接支撑座作为工装固定点, 焊后再切除处理, 以减少非设计因素使铝合金因焊接而强度下降的情况出现。

3.2 车顶板平面度及宽度控制措施

锥形车顶上部由13 000 mm整块车顶板组成, 为了控制焊接变形, 车顶板是由5块通长的双层中空型材拼焊而成, 中间不断开, 焊后再将送风、回风口整体加工。同时, 为了减少自动焊对整个车顶板平面度的影响, 焊接顺序采用先焊车顶内侧搭接焊缝, 再焊接正面焊缝。

由于结构设计特点, 空调盖板板材内部加横、纵向筋板直接贴紧并焊接于车顶板上, 整个空调盖板焊接完成之后, 要求内部筋板及外围盖板控制在3 mm以下, 并在检测平台上检查整体平面度而不是采用水平尺测量单向平面度。装配空调盖板与车顶板贴面间隙控制在1 mm以内再焊接, 减少间隙过大、焊接层道数多引起焊后收缩, 从而影响车顶平面度。

由于车顶两端结构上有车顶横梁, 两端宽度很容易控制在理论尺寸范围内, 通常主要问题还是在中间部分宽度。在车顶边梁调节上、下宽度时, 对中间部分基础工装宽度尺寸较两端小8 mm左右, 并在车顶板装焊之前加拉杆刚性固定, 保证车顶脱胎并将撑拉杆拆除之后, 宽度回弹至尺寸范围。

3.3 连接板及边梁型材预热温度控制措施

边梁连接板焊前做好相关准备工作:长边梁基准尺寸调整至尺寸范围, 对焊接区域进行抛光, 长短边梁型腔加垫板均匀伸出3 mm后并点焊固定。连接板在台位下抛光后预热温度为110℃～120℃, 专制工装保证连接板与边梁下部平齐, 使用F型夹对连接板夹紧并放置于边梁连接处进行调整, 使对接无错位, 点焊连接板靠长边梁侧, 调整短边梁相关尺寸后再点焊另一侧。焊接前需对边梁下部5 mm以上厚板预热, 温度在80℃左右, 同时从点焊至焊接间隔在15 min以内, 防止时间过长使连接板二次预热, 影响长梁及边梁上部薄板。

4 焊接质量保证措施

据EN15085-1焊接体系对轨道交通车辆进行了全面的规定及要求, 全面执行EN15085-1焊接体系标准, 是全焊接铝合金车体焊接质量的重要保障。

4.1 焊接人员资质要求

按照ISO9606-2标准对焊工进行工作试件考试是保证焊接质量首要措施。焊工上岗施焊前, 根据EN15085标准, 对焊工进行工作试件考试, 以保证焊工的焊接水平。工作试件的设立主要考虑新材料、新结构、新工艺全焊透的V型坡口以及非全焊透的Y型坡口焊缝、对接焊缝等接头。

4.2 焊接工艺验证

对于车顶边梁对接结构, 考虑连接厚板与边梁型材薄板焊后热收缩不均匀而易引起薄板拉裂问题, 同时考虑接头的坡口形式、型材的厚度规格、型板材材质等可能影响焊接质量多方面因素进行的分析, 需对边梁对接进行焊接工艺验证, 焊接接头形式见图3, 验证焊接工艺参数见表1, 焊接顺序及取样区见图4, 并进行6组取样12个工作试件工艺验证。试验过程中采用对试件宏观金相PT检查及对试件放大10倍微观裂纹检查和焊缝熔深观察, 如图5、图6所示, 达到了焊接认证机构对焊接工艺验证评定的检测级别要求。根据验证结果, 工艺验证满足焊接接头及材质性能的设计方案。

4.3 焊缝质量要求

对于所有类型接头形式焊缝、焊接位置进行归纳统计, 编制相应的焊接工艺规程, 在焊接过程中严格按照焊接工艺规程进行焊前清理、设置焊接参数, 对点焊段焊接头进行修磨以及对打底层黑灰进行清理等。对于焊后CP B级焊缝及所有密封焊缝进行100%PT检查, 对于CP C2级焊缝进行外观检查, 确保焊缝达到设计质量要求。

5 结语

通过采用合理的工艺和严格的过程控制, 此特殊的锥形车顶制造达到了设计要求, 有效保证了焊接质量, 从而使产品顺利进行生产, 同时也为后续工作积累了宝贵的经验。

参考文献

[1]刘建仁, 吴志明.200km/h动力车车体铝合金顶盖制造工艺[J].电力机车技术, 2001, 24 (1) :19-21.

长春地铁车体制造技术 篇5

1.1 主要特点

底架、侧墙、车顶、前后端墙为铝型材组焊结构。牵引梁、枕梁为钢板焊接而成的钢模块。由于受基建条件限制,车高为2410mm,车体最大宽度2800mm,车体断面尺寸非常小。

1.2 结构参数(表1)

2. 制造难点

车体制造难点:

(1)底架制造。底架为钢铝混合铆接结构,对底架的平面度、宽度、直线度要求极高,是车体制造的难点之一。

(2)车体形状及断面尺寸的控制。车体断面尺寸影响内装件的安装;车体形状直接关系到车门的安装调试;窗口的平面度关系到车窗的安装及美观;同时,车体形状的控制也是基建限界的需要。

3. 工艺措施

车体组成制造工艺顺序为:①底架组对落车。②组对侧墙,调整门口。③组对车顶。④组对端墙。⑤车体焊接、小件焊接。⑥车体调修交检。

针对车体的制造难点,经过长期试验,总结了如下工艺方法。

3.1 底架制造

从车体制造组成的工顺序来看,底架为车体组成的第一道工序,是整个车体制造的基准,是车体强度的基础;同时,也是后续车体称重、装配落车的基准。因此,底架的制造质量,是整个车体结构制造的关键,也是整台车制造的关键。

底架长约19m,宽约2.6m,整体结构为钢铝铆接的混合结构。其中,地板与底架边梁为铝型材焊接结构,牵引梁、枕梁为钢模块结构。枕梁、牵引梁与底架边梁铆接到一起。由于牵引梁、枕梁与底架边梁铆接到一起,根据铆接技术条件,要求折两个部件的铆接贴合面的间隙不允许超过1mm,这就意味着底架边梁与地板组合焊接后,底架宽度不能超过公差要求2mm,单侧底架边梁垂直度不能超过1mm,地板平面度不能超过2mm,这也就大大的增大了底架的制造难度。

为保证底架的制造要求,在牵引梁、枕梁制造的过程中留加工余量。在组焊完成后,对枕梁、牵引梁的宽度,以及与底架拉铆的贴合面进行机械加工,从而保证枕梁、牵引梁的宽度,以及与底架铆接的贴合面完全符合图纸要求。

由于铝底架尺寸精度要求高,因此一步制造完成铝底架难度较大。为了保证铝底架的制造精度要求,将铝底架的制造分成两个模块完成,首先是铝地板的制造;其次,是边梁与地板的合成焊接。

对于地板的制造,最重要的就是要保证地板焊接后的平面度要求。为保证地板焊接后的平面度要求,在工装压紧上采用液压工装压紧,增加压紧力;同时,在地板组对的中间型材上通长放置1吨长压铁,增加压紧力。为防止焊接后地板变形,在地板正装组对时,在地板横断面上预制10mm焊接反变形,使地板在组对时横断面上形成一个拱桥形。在地板焊接时采用双枪自动焊同时对称焊接,焊接顺序为先焊接外侧两条焊缝,再焊接内侧两条焊缝;并且,内外两条焊缝的焊接起始位置颠倒。在地板反装焊接时,无需再预制焊接反变形,只需使用液压工装对地板压紧即可。焊接时,依旧使用双枪自动焊同时对称焊接,焊接顺序为先焊接外侧两条焊缝,再焊接内侧两条焊缝。采用以上工艺手段可以保证地板平面度满足图纸要求。

对于边梁与地板的合成焊接,最重要的就是保证合成焊接后的铝底架整体宽度。由于地板和边梁为插接结构,在宽度方向可调节量较大,在组对铝底架时,整体宽度上每侧边梁平行放宽2mm,使用液压工装压紧边梁,并且在底架中间通长放置1吨长压铁,使用双枪自动焊同时对称焊接即可。铝底架焊接完成后,对其进行机械加工,保证铆接位置的准确。加工完成后,对底架进行牵引梁、枕梁的铆接。通过以上的种种工艺方法和措施,最终保证了底架的制造精度。

3.2 车体形状及断面尺寸控制

车体的形状及断面尺寸的控制,需要通过对各大部件的尺寸控制,以及总组成时的工艺方法来保证[1]。

在车体总组成前,需要对各个大部件的尺寸进行复检,大部件必须满足图纸尺寸要求。在车体总组成时,首先组装侧墙,以车体底架上的门口中心和窗口中心为定位基准,从车体中心向两端开始依次组对侧墙。组对完毕后,用工装进行固定支撑,使用侧墙定位装置将侧墙连接成一体。由于受车体整体挠度的焊接影响,侧墙门口处需要整体向外支撑出3mm的焊接反变形量。安装车顶,安装车顶以窗口中心为定位基准,同时要注意保证车顶两端与侧墙两端的外侧面保持一致。调整车体形状轮廓,保证侧墙的整体直线度在3mm以内。车体断面控制示意如图1所示。组装端墙,组装端墙时以端门中心为定位基准,同时兼顾端墙与底架端梁的垂直度要求。通过,以上的方法可以在车体总组成焊接后保证车体形状及断面尺寸。

4. 结束语

通过采用以上工艺措施,长春地铁车体的各相关尺寸、行位公差得到有效控制,达到了设计及工艺要求,产品质量得到了有效保证。

参考文献

铝合金地铁车体论文 篇6

1 涂装工艺流程

车体防护及清洁→车体喷涂环氧金属底漆→底架喷涂环氧厚浆漆→底架及车体内部喷涂阻尼浆→车体外部刮腻子→侧端墙喷涂二次环氧底漆→车体外部喷涂中涂漆→侧端墙喷涂面漆→去防护及油漆, 检查修补。

2 涂层体系设计

涂层工艺设计如图1所示。

2.1 车体表面预处理、清洁及防护

涂装前的车体表面处理是整个涂装工程的基础, 基体的处理质量直接影响着整个涂层的防腐性能和装饰效果。为提高涂层的附着力, 铝合金车体在涂装前所有表面和型材必须通过抛丸机械打毛, 保证打毛后的表面粗糙度要求。 然后用压缩空气将车体内、外的灰尘吹净, 用清洁的不掉毛的擦布蘸清洁剂, 手工擦除车体内外表面上的油脂、手汗印及灰尘等污物, 再根据图纸要求对不需要涂漆的孔槽、螺纹等部位进行有效防护。

2.2 喷涂环氧金属底漆

金属底漆的作用主要是强化涂层与车体间的附着力, 提高车体的防腐性能, 因此施工工艺控制非常重要, 施工环境温度应控制在15～35℃, 底漆基料搅拌均匀后加入固化剂、稀释剂, 充分搅拌调整粘度后提前放置于施工环境中。

按图纸要求对有扭矩要求的螺纹、螺栓连接面预涂底漆, 干燥后进行防护, 然后对整个车体喷涂底漆, 底漆喷涂采取湿碰湿 (即在前道油漆表面未完全干时继续下一道喷漆) 的方法喷涂两遍, 要求底漆干膜厚度符合图纸要求。

2.3 车体外部刮腻子

为提高车体表面的平整度, 达到良好的外观效果, 需在车体表面刮涂腻子层。为保证腻子层的牢固强度, 刮涂腻子时采取多次纵横交错的刮涂方法, 特别是对于窗间板区域要反复刮涂, 以达到极高的平整度。因腻子层是涂层体系中最薄弱的环节, 所以刮涂时, 在满足车体外观平整度要求的情况下, 腻子的使用量应降到最小。

腻子一次性刮涂过厚, 容易造成涂层的收缩或开裂, 故刮涂腻子时应薄层多遍, 一般刮涂4遍为宜。头道腻子进行找补填坑;二道腻子对侧墙焊缝区域、车门面板周围、窗间板区域进行整体薄层刮涂;三道腻子主要是对车体找平, 要求腻子层表面平整, 完全覆盖前工序的表面粗糙、不平整等缺陷;最后一道用快干腻子找补缺陷。

腻子层打磨是每道腻子刮涂后必须的工序, 前3道腻子层一般采用粗砂纸手工打磨, 要求去除残留的腻子坠、刀棱, 最后采用打磨机精打磨, 坡口边缘采用手工打磨, 要求腻子表面平整光滑, 无凹坑、突起、麻眼等缺陷。

2.4 喷涂二次环氧底漆

首先对打磨露底部位实施底漆点喷, 然后再整体喷涂, 二次底漆干燥后, 用打磨机对车体整体打磨, 全车清洁, 必须保证底漆总干膜厚度符合图纸要求。

2.5 喷涂中涂漆

中涂的作用是在底漆、腻子结束后填平涂层表面的微小缺陷, 阻止面漆溶剂对腻子和底漆层的浸渍。中涂层采取湿碰湿的喷涂方法喷涂两遍, 两遍之间保证一定的干燥时间, 要求总干膜厚度符合图纸要求。喷涂后及时检查修补, 避免漏涂或出现边缘薄层、流坠、油漆污染等缺陷。用砂纸打磨中涂表面 (坡口及边缘用手工打磨) , 直到无明显颗粒、光亮点, 表面光滑均匀为止。

2.6 喷涂面漆

用除尘布蘸清洗剂对全车进行擦拭, 然后再用粘尘布对车体进行全面清洁, 必须保证车体表面无任何灰尘污物。过滤面漆, 去除漆皮、颗粒等杂质, 以免影响喷涂质量。喷涂2遍, 要求面漆干膜厚度、总干膜厚度符合图纸要求。对车体色带区域按上述要求喷色带面漆。

2.7 油漆检查及修补

用经用户批准的油漆标准样板比对检查涂层表面质量, 要求漆膜无色差、皱褶、麻坑、起泡、裂纹、脱落、划伤、针孔、漏涂、流坠、污染等缺陷。依据标准在随车油漆样板上检测漆膜附着力和面漆漆膜光泽度。

2.8 随车油漆样板制作

样板要求300 mm×210 mm大小, 每车一块, 喷漆工艺与车体相同。为展现完整的油漆结构和涂层顺序, 每涂完一层都要在样板的窄边上粘贴一条5～10mm宽的胶带后再喷涂下一层。样板完工后应妥善保管以备交验时涂层附着力检验和追溯性检查应用。

3 涂装过程中常见缺陷及纠偏措施

铝合金车体涂装作为一个特殊过程, 在施工中常见缺陷有:橘皮、针孔、暗泡/痱子、漆雾等, 这些缺陷一旦形成, 处理起来非常困难, 既影响涂装质量又延误生产周期, 特别是在高温多雨的夏季, 上述缺陷多有发生。通过实践, 对涂装过程中易形成偏差的缺陷进行了分析并将纠偏措施分析如下, 见表1所示。

4 结束语

综上所述, 车辆涂装质量的提升必须从产品结构的设计、防腐材料的选用、正确的施工工艺、严格的施工管理入手, 并且要善于运用创新的防腐技术, 从根本上确保车辆产品的防腐性能和装饰质量。

通过对施工工艺的控制和纠偏措施的实施, 在动车组涂装过程中, 基本上杜绝了橘皮、针孔、暗泡/痱子、漆雾等缺陷的批量发生, 涂装质量完全达到了西门子技术转让和欧洲标准的要求, 为提高动车组外观装饰和防腐性能及提高动车组的生产能力奠定了基础。

摘要：介绍了铝合金车体的涂装工艺, 分析了生产过程中的常见缺陷及其产生原因, 提出了预防措施和提高涂装质量的方法。

铝合金地铁车体论文 篇7

由于铝合金材料质量轻、强度好,因此被大量用于运输系统(如飞机、高速船只和铁道车辆)的主要结构。铝合金良好的可挤塑性以及质量轻对于断面形状一致的铁道车辆是一种理想的特性。铝合金比铁道车辆普遍应用的钢材或不锈钢价格高,但材料成本的增加可以通过劳动力成本的降低来补偿,因为铝合金挤压型材将组成车体结构的下料和组成工序的工作量降到了最低限度。

铝合金车体结构虽有诸多优点,但也存在不少问题。铝合金结构中发现的主要缺陷是焊缝中存在气孔和热裂纹,降低了结构的可靠性,使得铁路公司不愿意采用未经验证的车体。为了证明铁道车辆车体的结构安全性,日本工业标准规定对样车需进行载荷试验[1]。然而该试验方法仅局限于静载荷,按照该试验方法,车体的疲劳强度是根据静载荷试验测得的应力用Goodman线图评价。Goodman线图中的交变应力极限是通过结构部件的疲劳试验得出的。简单地引伸静载荷试验结果来评价整个车体的疲劳强度会导致严重的问题,因为疲劳破坏是由动载荷引起的。

Oomura等人对一个真实的车体结构进行了疲劳试验[2、3]。他们在实验室通过在地板的2个点上施加集中载荷来模拟动载荷工况。通过比较车体结构支承部周围的应力分布,说明了试验方法的有效性。然而,在加载点周围,等效集中载荷工况不能代替分布载荷工况,因为加载点周围的应力分布存在较大差异。此外,Oomura研究的目标车体也不是铝合金结构,是采用点焊制造的不锈钢车体结构。

本文提出了整车车体结构动载荷试验方法,给出了试验结果,并对铝合金车体结构的疲劳强度进行了评价。

2 车体结构载荷试验方法概述

2.1 静态分布载荷试验

JIS E 7105规定了评价铁道车辆车体强度的静载荷试验方法。该标准中给出了7种载荷试验方法:垂向载荷试验、压缩载荷试验、扭转载荷试验、3点支承试验、弯曲固有频率测试试验、扭转固有频率测试试验和压力试验。在这些试验方法中,垂向载荷试验与疲劳强度直接相关,测量装置见图1。在车体地板上施加等效动载荷加上对应于乘客和设备质量的基本载荷,测量应力和变形。从测得的应力中分离出静态应力部分和动态应力部分,根据部件疲劳试验结果绘出Goodman线图。每个结构薄弱点发生疲劳破坏的可能性用Goodman线图进行评价。

虽然用静载荷试验方法评价疲劳强度简单实用,但是,静载荷试验可能发现不了一些潜在的裂纹。

2.2 动态集中载荷试验

Oomura的动载荷试验方法见图2[2]。作动器产生的动态集中载荷通过图2所示的特制工装传递到车体地板,车体结构承受4点弯矩。通过对比分析结果和其他试验测试结果,证明了该试验方法的有效性。然而,集中载荷工况和分布载荷工况下,车体中央承受的弯矩存在差异。此外,集中载荷工况加载点处剪力的不连续性,导致其应力分布也与分布载荷工况不一样。

3 动载荷试验方法

3.1 试验设施

为了评价车体结构的实际疲劳强度,使试验条件与真实的动载荷条件相类似是非常重要的。因此,本文提出图3所示的动载荷试验方法。在试验台上对应于实际转向架系统空簧位置处固定4根支承梁。车体通过螺旋弹簧坐落在支承梁上。对应于乘客和设备质量的基本载荷分布在地板上。考虑到动载荷是从车体枕梁下方的转向架传入的事实,在枕梁下方安装了2个使整个车体产生动态运动的伺服作动器。车体与支承梁之间的弹簧起着与实际转向架系统二系悬挂同样的作用。在作动器的作用下,车体以不变的加速度振动。

3.2 测试设备和控制系统

为了测量车体的应力和位移,在应力集中区粘贴了34个应变花和14个单向应变片,这些位置是通过详细的结构分析结果确定的。应变片的典型位置见图4。在车体下方安装了7个线性变化的位移传感器(LVDT),以测量垂向位移。

测试和控制系统由液压作动器、液压源、数字控制器和数据处理计算机组成(图5)。数据处理计算机产生目标力或目标位移模拟信号,并将其传输给数字控制器。数字控制器将输入电压信号传给液压作动器的伺服阀,从而控制施加力或位移。在试验过程中,采用了闭环控制方法。来自作动器的反馈信号与指令信号相比较,将其差值控制到零。

3.3 试验程序

试验程序见图6。将铝合金样车安放在支承梁上,在车体上安装作动器和控制系统,粘贴应变片,安装位移计和加速度计。首先进行静载荷试验,基本载荷利用钢块均匀施加在地板上。基本载荷对应于乘客和设备质量,总计420 kN。满载状态下的应力和位移通过数据采集系统计算得出。对车体施加瞬时激振后进行频谱分析,从而得出车体的固有频率。

在开始动态疲劳载荷试验之前,进行预试验以确定作动器激励力的大小。枕梁下方的作动器以5 Hz的频率对支承于弹簧上的车体进行激振,5 Hz对应于车轮的平均转速。激励力是根据车体长度1⒌处的加速度等于0.2g(韩国城市交通运输车辆标准规范要求[4])来确定的。车体在线路上的动态加速运动通过作动器的强迫振动得以再现。车体承受由质量引起的不变载荷和由强迫振动引起的交变载荷。

所有测点的应力和位移由数据处理计算机计算和记录。当发现有裂纹发生时,停止试验进行检查。对于很严重的破坏,需进行测量和焊补。完成6×105次循环后,进行全面检查,以找出隐性裂纹,然后继续进行动态疲劳载荷试验至2×106次。

4 试验结果及分析

图7给出了疲劳裂纹萌生的位置和循环次数。第一条裂纹出现在窗立柱的下部焊缝位置(图8),裂纹处焊缝采用单侧角焊的方式连接立柱和底架,详见图9。认为焊角根部为裂纹萌生点。另一个典型的裂纹见图10。对焊形式的接头未焊透的根部(图11)是引起疲劳裂纹的原因,这里承受的应力较大。

4.1 结果比较

在进行载荷试验前,对车体受包括等效动载荷的垂向静载荷作用进行了有限元分析。分析结果表明,最大应力区位于靠近枕梁的第1扇车门和第4扇车门的下角。图12所示的入口门的上角也属于高应力区。由于转向架支承弹簧位于枕梁下方,枕梁附近的侧墙结构承受的剪力最大。更糟的是这里还有车门开口。因此,最大应力集中在枕梁附近的侧墙结构上。这些结果已由静载荷试验得到证实[5、6]。由于门下角焊缝的形式与图9一样,角焊缝未焊透且不对称,导致其疲劳强度低,从而认为这个地方应会首先出现疲劳裂纹。然而,图7中的动载荷试验结果显示,初始裂纹集中在车体中央下部焊缝。也许会认为车体中央所有裂纹焊缝均含有害的焊接缺陷。但是,在最初的检查中并没有发现严重的缺陷。2个试验最终出现初始裂纹位置不同的现象,认为是由动载荷试验中车体的动态响应引起的。

4.2 交变应力分析

在静载荷试验和分析中,按照规范,车体上施加了均布基本载荷和运行过程中由车体加速度引起的20%的附加载荷[4]。基于车体为刚性的假设,附加载荷也按均布载荷方式施加在地板上。当评价疲劳强度时,交变应力为基本载荷产生的平均应力的±20%。因此,交变应力与平均应力的比值沿车体长度为常数。然而,动载荷试验中测得的应力幅值沿车体长度却是变化的,最大值出现在车体中央(图13)。认为应力幅值的变化与裂纹焊缝集中在车体中央有关。

事实上车体并不是一个刚体，而是一个弹性结构，所以各个位置的振动加速度是不同的。尤其是车体中央振幅最大(图14),应力幅值也最大。因此，对应于动态运动的常附加载荷不能充分反映线路运行过程中的实际动载荷。

4.3 疲劳 寿命分析

表1给出了车体的材料属性”。将记载的疲劳裂纹纹数据绘在S-N曲线上(图15),从图15可以看出,绘制的疲劳点主应力幅值与根据部件试验结果得出的设计用S-N曲线接近。对于图9所示的焊缝，单侧角焊缝的S-N曲线[8.9]用于预测真实的疲劳寿命是合适的。同样,对于入口门门角的对焊接头,不焊透对焊接头的设计用S-N曲线C8、日也适合用来预测真实的疲劳寿命。

4.4 试验方法评价

图15中并没有考虑平均应力。然而,拉伸平均应力在疲劳起始阶段起着很关键的作用。Goodman线图是一个考虑了平均应力影响的简单实用方法。铁道车辆结构试验和评价标准[1]也建议采用Goodman线图,来预测疲劳破坏的可能性。基于图15所示的单侧角焊缝的试验结果,绘制了Goodman线图来分析平均应力的影响以及判断疲劳破坏的出现。图16给出了Goodman线图和车体的破坏点(基于5×105次循环)。静载荷试验的应力幅值是假定峰值交变加速度为0.2g,且沿车体长度不变推算得出的。然而,动态试验的应力幅值是前文试验中测得的结果。图16说明,基于静态试验的疲劳破坏预测会产生估计不足的结果,这是由于忽略了车体是柔性的事实。为了制造更可靠的车体结构,有必要制定考虑动态影响的等效载荷试验程序。

5 结论

本文提出了评价城市交通运输车辆车体疲劳强的动载荷试验方法,并对试验获得的结果进行了分析提出的试验方法与以前的试验方法不同,考虑了实载荷条件。试验结果总结如下:

(1)初始疲劳裂纹出现在车体中央焊缝。试验中测得的应力幅值比显示,最大值出现在车体中央,并且沿车体长度是变化的。中央的大幅值应力认为是由车体的柔性振动引起的,车体中央处的加速度在整个长度范围内是最大的。

(2)基于静载荷试验和基于动载荷试验的疲劳强度评价结果存在一些差异,因为静载荷试验中假定的是常应力幅值。该差异导致了预测裂纹萌生点发生了错误,未预测到裂纹萌生点会出现在车体中央。

(3)当接头形式类似时,基于部件疲劳试验结果的S-N曲线与实际车体在动载荷作用下的破坏结果很吻合。

参考文献

[1]Test Methods for Static Load of Body Structures of Rail way Rolling Stock[S].Jpn.Ind.Stand.,JIS E7105,(1989).

[2]Oomura,K.,Okuno,S.,Kawai,S.,Masai,K.and Kasai,Y.Fatigue Test of an Actual Car Body Structure(1st Report,The Testing Method and Its Accuracy)[J].Trans.Jpn.Soc.Mech.Eng.,(in Japanese),1992,58(545,A):20-25.

[3]Oomura,K.,Okuno,S.,Kawai,S.,Masai,K.and Kasai,Y.Fatigue Test of an Actual Car Body Structure(2nd Report,Investigation of Strength Evaluation Methods for Spot-Welded Joints)[J].Trans.Jpn.Soc.Mech.Eng.,(in Japanese),1993,59(562,A):131-137.