異物致?lián)p鐵道車軸的疲勞強(qiáng)度及壽命評(píng)估1)

吳圣川 羅艷 王文靜 李永恒 胡春明

?(西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都 610031)

?(北京交通大學(xué)機(jī)械與電子控制工程學(xué)院,北京 100044)

??(中國國家鐵路集團(tuán)有限公司科技和信息化部,北京 100844)

??(中科院高能物理研究所中國散裂中子源,廣東東莞 523803)

引言

鐵路運(yùn)輸因具有成本低、運(yùn)量大、速度快、安全性高等特點(diǎn),已成為地面交通的大動(dòng)脈,備受世界各國的青睞[1-2].車軸是高速列車安全可靠運(yùn)營的核心部件之一,其服役狀態(tài)直接關(guān)乎車輛安全,實(shí)際運(yùn)行中車軸表面誘發(fā)的任何超標(biāo)缺陷都有可能導(dǎo)致災(zāi)難性事故[3].與歐洲和日本相比,中國高鐵的運(yùn)行環(huán)境極端復(fù)雜,甚至同一線路會(huì)穿越超長隧道、橋梁、戈壁、風(fēng)沙、極寒、高溫、腐蝕、缺氧、輻照等區(qū)域等.當(dāng)列車在這些環(huán)境中保持超長時(shí)間高速運(yùn)行時(shí),車軸表面很有可能受到空氣動(dòng)力學(xué)效應(yīng)卷起的道砟、冰雪等各型異物擊傷車軸,形成異物致?lián)p(foreign object damage,FOD)缺陷.FOD 的引入不僅破壞了表面完整性,而且使車軸內(nèi)部金屬基體暴露于鹽霧、雨水等腐蝕環(huán)境中,進(jìn)一步降低車軸的抗疲勞斷裂性能.2006 年,澳大利亞就發(fā)生了一起道砟擊傷車軸形成疲勞裂紋引起車軸斷裂及列車脫軌的嚴(yán)重事故[4-5].隨著我國高速列車運(yùn)行速度的不斷提高及服役環(huán)境的日益復(fù)雜和極端,FOD 被認(rèn)為是影響車輛安全運(yùn)行的重大隱患問題之一,應(yīng)給于足夠重視[4-6].

FOD 在材料表面形成體積型凹坑,破壞了部件的表面完整性,嚴(yán)重降低了材料及結(jié)構(gòu)的抗疲勞性能.異物沖擊過程中試件傷損主要有4 種形式:(1)沖擊坑本身引起的幾何應(yīng)力集中效應(yīng);(2)外物沖擊后底部材料塑性流動(dòng)引起的組織變化;(3)缺口周圍的微觀幾何不連續(xù)損傷(如材料堆積、折疊、微裂紋等);(4)缺口處殘余應(yīng)力(底部為壓縮,邊緣呈現(xiàn)拉伸狀態(tài))[7].目前研究,多為航空航天中異物致?lián)p鈦合金葉片材料,在裂紋萌生和擴(kuò)展及數(shù)值仿真方面做了大量工作[8-12].Nicholas 等[8]認(rèn)為,材料損傷程度與異物沖擊速度有關(guān),在一定范圍內(nèi)隨著沖擊速度的提高,損傷程度增大.Ritchie 等[9]分析了速度對(duì)鈦合金試件裂紋萌生的影響,當(dāng)速度為200 m/s 時(shí)裂紋在坑底萌生,當(dāng)達(dá)到300 m/s 時(shí),裂紋萌生于缺陷邊緣.對(duì)于沖擊角度的影響,Ruschau 等[10]和Martinez等[11]發(fā)現(xiàn),角度為30?的圓形異物造成的損傷大于角度0?;當(dāng)異物為塊體時(shí),角度50?和80?帶來的損傷比角度20?要小[12].

近年來,在無砟軌道和有砟軌道上運(yùn)行的高速列車車軸表面均發(fā)現(xiàn)了深度不一、形貌各異的異物致?lián)p現(xiàn)象,初步分析應(yīng)為強(qiáng)風(fēng)或者空氣動(dòng)力學(xué)卷起外物高速擊打車軸所致,并且認(rèn)為異物速度與列車速度保持一致.截至目前,鮮有研究FOD 致?lián)p高鐵車軸EA4T 鋼及疲勞性能研究工作.論文作者運(yùn)用空氣炮開展圓形異物沖擊車軸合金鋼模擬,研究了不同速度下FOD 對(duì)車軸材料疲勞性能及服役壽命的影響,初步構(gòu)建了典型異物(模擬實(shí)際任意外物) 致?lián)p高鐵空心車軸的損傷容限設(shè)計(jì)及服役性能評(píng)定方法[13-14].

本論文首先統(tǒng)計(jì)國內(nèi)外鐵路車軸損傷類型,依據(jù)實(shí)際合金鋼車軸表面FOD 尺寸和形貌來預(yù)制出球形體積缺陷.利用體式顯微鏡、掃描電子顯微鏡(SEM)、高周疲勞試驗(yàn)機(jī)等深入研究了FOD 對(duì)現(xiàn)役高速列車空心車軸鋼(EA4T 或25CrMo4) 疲勞性能及剩余壽命的影響.同時(shí)考慮到FOD 特征及幾何尺寸、表面質(zhì)量、加載方式等因素對(duì)小試樣疲勞性能的影響,理論推證出實(shí)物車軸疲勞P–S–N曲線和疲勞強(qiáng)度.最后,結(jié)合5 級(jí)載荷譜估算了異物致?lián)p車軸在變幅載荷作用下的服役壽命,以期為傷損鐵路車軸疲勞強(qiáng)度及壽命評(píng)價(jià)提供指導(dǎo).

1 車軸表面損傷特征

1.1 缺陷的種類

圖1 現(xiàn)役車軸表面缺陷種類及分布Fig.1 Defect type and distribution of in-service railway axles

統(tǒng)計(jì)現(xiàn)役高鐵車軸損傷分布,把表面損傷分為劃傷、磨損、銹蝕、裂紋和FOD 等5 種.對(duì)合金鋼EA4T車軸缺陷進(jìn)行分析,得到如圖1(a) 所示的缺陷占比[4-5,15-16],其中劃傷和FOD 兩類缺陷約為89%;再對(duì)碳素鋼S38C 車軸表面缺陷統(tǒng)計(jì)分析(見圖1(b)),劃傷和FOD 兩種缺陷比例超過90%[3].由此可見,劃傷和FOD 是車軸的主要損傷特征.

1.2 缺陷的位置

鑒于劃傷和FOD 的高發(fā)性,對(duì)其分布位置進(jìn)一步統(tǒng)計(jì).對(duì)于動(dòng)車車軸,劃傷分布在距非齒輪箱軸端720～1190 mm 之間,而FOD 分布在距軸端700～1160 mm 之間(如圖2 所示).從圖3 中還可以看出,約88%的FOD 發(fā)生于軸端950～1160 mm.

圖2 多發(fā)劃傷和FOD 的軸身區(qū)域Fig.2 Scratch and FOD occurred locations of axle body

圖3 車軸FOD 的分布區(qū)域Fig.3 Distributed FOD of railway axles

1.3 缺陷的尺寸

如前所述,FOD 分別占合金鋼EA4T 車軸和碳素鋼S38C 車軸總?cè)毕莸?7.0%和43.4%,是最主要和最危險(xiǎn)的表面損傷形式.為此,采用工程中最常用的復(fù)型法[17]來測量車軸FOD 的尺寸和形貌.

此外,車軸檢修中的缺陷表征有深度和寬度兩個(gè)數(shù)據(jù),深度可使用復(fù)型粉復(fù)型,而寬度則通過AC試紙復(fù)型法得到.將復(fù)型法獲得的FOD 缺陷深度和寬度進(jìn)行分析,發(fā)現(xiàn)最大寬度不超過7000 μm,最大深度不超過500μm(見圖4[4-5,15-16]).實(shí)際運(yùn)用中,缺陷限度多以深度作為評(píng)判指標(biāo),通常忽略其寬度對(duì)于裂紋擴(kuò)展特性的影響[3],因此將缺陷占比按照深度進(jìn)行劃分,其中小于300 μm 占比為92%.盡管如此,雖然深度為400～500μm 的缺陷占比小,但危害性較大,由此認(rèn)為,400～500 μm 深度的缺陷是車軸FOD 最惡劣的情況.本文基于這一深度分布特征進(jìn)行車軸FOD 的模擬試驗(yàn).

1.4 缺陷的形貌

必須指出,在研究缺陷對(duì)車軸疲勞性能的影響中,僅依靠最大深度和寬度是不全面的,也有必要考慮FOD 的幾何形狀變化.根據(jù)缺陷的復(fù)型測量,FOD形貌主要包括如圖5 所示的幾種形態(tài):(1)缺陷存在一個(gè)尖端;(2)缺陷除存在一個(gè)主尖端外還存在次尖端;(3)在整個(gè)缺陷寬度尺寸存在多個(gè)尖端(鋸齒狀);(4)較規(guī)則的橢圓形缺陷.

圖4 車軸損傷深度和寬度分布Fig.4 FOD depth and width points of the axle

圖5 車軸FOD 幾何形貌Fig.5 FOD morphology of the axle

2 試樣制備及疲勞試驗(yàn)

論文所用材料取自現(xiàn)役合金鋼EA4T 空心車軸,這也是目前歐洲和中國高速鐵路車軸的主流材質(zhì),具有良好的力學(xué)和抗疲勞性能.

2.1 拉伸力學(xué)性能

由于FOD 多發(fā)于軸身,表層材料尤其重要.在車軸表面取9 個(gè)試樣通過MTS 809 試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單軸拉伸試驗(yàn),得到圖6 所示的應(yīng)力?應(yīng)變曲線.平均化處理后,彈性模量為225 GPa,屈服強(qiáng)度為591 MPa,抗拉強(qiáng)度為722 MPa,斷后伸長率為17.5%.

圖6 車軸表層材料的應(yīng)力?應(yīng)變曲線Fig.6 Stress-strain curve of axle surface material

2.2 異物致?lián)p制備

常用FOD 制備方法有:機(jī)械加工缺口法、準(zhǔn)靜態(tài)擠壓法、低速?zèng)_擊法以及空氣炮高速?zèng)_擊法[13,18].研究表明,缺陷處殘余應(yīng)力對(duì)裂紋萌生有重要影響,而機(jī)械加工難以得到有效的殘余應(yīng)力場.雖然低速?zèng)_擊和準(zhǔn)靜態(tài)擠壓能夠獲得殘余應(yīng)力場,但它們都無法真實(shí)模擬出高速飛行的異物與材料的動(dòng)態(tài)作用過程,不能得到微觀特征.而航空發(fā)動(dòng)機(jī)葉片F(xiàn)OD研究中常用的空氣炮裝置能夠克服這些不足,模擬車軸運(yùn)行中的異物沖擊也比較準(zhǔn)確[14].

由于FOD 多發(fā)生于軸身,并且約88%的FOD 發(fā)生于距非齒輪箱端950～1160 mm 處,在此處切取板狀試樣進(jìn)行缺陷預(yù)制,如圖7 所示.

圖7 異物沖擊車軸試樣尺寸和取樣位置Fig.7 Sample size and sampling position of FODed axle

圖8 用于FOD 試樣制備的空氣炮裝置Fig.8 The compressed gas gun facility used to prepare the FODed specimens

如圖8 所示,在氣室內(nèi)充入高壓氮?dú)?調(diào)節(jié)氣壓控制彈體發(fā)射速度,在炮管末端使用光電測速裝置測定外物飛行速度.為盡可能模擬運(yùn)營工況,異物沖擊速度設(shè)置為實(shí)際運(yùn)行速度350 km/h(約100 m/s)和未來的更高設(shè)計(jì)速度500 km/h (約138 m/s),沖擊角度為垂直沖擊板狀試樣表面.

參考如圖5 所示FOD 形貌測量,根據(jù)BS 7910和GB/T 19624—2004 標(biāo)準(zhǔn),為便于研究,目前所有缺陷均采用標(biāo)準(zhǔn)的橢圓或半橢圓形狀來表征.選取長度和寬度上的最大值作為橢圓的長軸和短軸,最終將車軸表面FOD 規(guī)則化為半橢圓.為得到截面呈半橢圓形的FOD 形貌,采用直徑6 mm 的鋼球異物在平板試樣上進(jìn)行垂直撞擊.選用較高硬度GCr15 的軸承鋼,力學(xué)性能如表1 所示.

表1 沖擊異物材料的基本力學(xué)性能Table 1 Basic mechanical properties of impact foreign object materials

通過體式顯微境觀測損傷宏觀形貌(見圖9).可見,FOD 為較為規(guī)則的圓形,截面為半橢圓形,缺陷深度、寬度及位置的離散性較小.可以預(yù)期,采用球形異物制備的疲勞試樣獲得的疲勞P–S–N曲線和疲勞強(qiáng)度具有較高的可靠性[13].

圖9 外物沖擊模擬Fig.9 Simulation of foreign object impact

2.3 高周疲勞試驗(yàn)

為研究FOD 的影響,以試樣發(fā)生斷裂作為失效準(zhǔn)則,采用MTS-810 試驗(yàn)機(jī)對(duì)光滑試樣和FOD 試樣進(jìn)行疲勞試驗(yàn),應(yīng)力比R=?1.

考慮到試樣的FOD 缺陷尺寸、宏觀形貌和微結(jié)構(gòu)特征存在一定差異[13],采用傳統(tǒng)的升降法不易獲得含F(xiàn)OD 試樣的疲勞極限.引入Maxwell 等[19]提出的逐步加載法測試單試樣在107周次下的疲勞極限.設(shè)置初始應(yīng)力小于預(yù)期疲勞極限,若第一個(gè)107周次內(nèi)試樣未斷,增大應(yīng)力后重復(fù)上述過程,直至第i個(gè)107周次發(fā)生斷裂.最后兩個(gè)循環(huán)的最大應(yīng)力可近似為試樣的疲勞極限

式中,σf為107周次的疲勞極限,σi和Nfai分別為第i個(gè)循環(huán)時(shí)最大應(yīng)力和循環(huán)周次.

3 結(jié)果與分析

3.1 外物損傷特征

采用SEM 觀測損傷特征(見圖10).在缺陷邊緣可見明顯的材料丟失、擠出及微裂紋和微缺口,這為疲勞裂紋的萌生提供了有利條件.

圖10 車軸鋼EA4T 試樣FOD 微觀損傷特征Fig.10 FOD microscopic damage characteristics of typical axle steel EA4T specimen

3.2 基于缺口系數(shù)的疲勞強(qiáng)度預(yù)測

通過高周疲勞獲得光滑試樣、沖擊速度100 m/s以及138 m/s 的中值疲勞S–N曲線.由圖11 可知,FOD 試樣的疲勞性能較光滑試樣差,且沖擊速度越高,疲勞極限越低.同時(shí)發(fā)現(xiàn),FOD 試樣壽命數(shù)據(jù)的離散性明顯大于光滑試樣.這是由于FOD 直接形成了不同水平的應(yīng)力集中.

圖11 光滑試樣和FOD 試樣的疲勞S–N 曲線Fig.11 Fatigue S–N curves of smoothed and FOD specimens

異物沖擊在試樣表面形成了微缺陷或缺口,并引起應(yīng)力的局部提高現(xiàn)象.缺陷的損傷程度及影響可用理論應(yīng)力集中系數(shù)Kt來表示

式中,r為缺陷半徑,d為缺陷深度,其中r一般可等效為沖擊外物半徑[10,20].

通過體式顯微鏡測量疲勞試樣斷口從而得到缺陷深度和投影面積,見表2 所示.

表2 不同F(xiàn)OD 缺陷深度和投影面積Table 2 FOD defect depths and projected areas

由Peterson 公式[21],并結(jié)合理論應(yīng)力集中系數(shù)估算FOD 試樣的疲勞缺口系數(shù)Kf

式中,a?為材料常數(shù),此處有a?=0.18 mm[21],缺口敏感系數(shù)q可進(jìn)一步表示為

注意q值在0～1 之間變化,它反映了缺口的敏感程度,該值越大,代表缺口敏感性越高.由此得FOD 試樣缺口敏感系數(shù)q=0.94,說明當(dāng)外物半徑為3 mm 時(shí)試樣缺口敏感性較高.

圖12 給出了理論應(yīng)力集中系數(shù)Kt和疲勞缺口系數(shù)Kf隨著缺陷深度d變化的規(guī)律.由圖可知,疲勞缺口系數(shù)Kf總是小于應(yīng)力集中系數(shù)Kt,且兩者均隨著缺陷深度的增大而增大,即隨著深度的增加,疲勞性能降低,裂紋萌生的概率增大.

圖12 兩種系數(shù)隨缺陷深度變化趨勢Fig.12 Variation trend of two coefficients with defect depth

基于Peterson 公式,沖擊速度v=100 m/s 下試樣的理論疲勞極限?σw1=386 MPa(試驗(yàn)值544 MPa),而v=138 m/s 時(shí)理論疲勞極限?σw2=356 MPa(試驗(yàn)值516 MPa).由此可見,基于疲勞缺口系數(shù)預(yù)測的理論值低于實(shí)測結(jié)果,顯得過于保守如圖13 所示.造成這一重要偏差的可能原因是,經(jīng)典的彈性力學(xué)Peterson 公式并未考慮材料本身塑性貢獻(xiàn)及異物高速?zèng)_擊后殘余應(yīng)力和微結(jié)構(gòu)特征等的綜合影響[20],而是僅考慮了宏觀幾何缺口效應(yīng).事實(shí)上,FODed 試樣的疲勞性能與宏觀缺口、殘余應(yīng)力和微結(jié)構(gòu)特征及材質(zhì)韌性等都有關(guān).

3.3 基于El Haddad 模型的疲勞強(qiáng)度預(yù)測

圖13 基于疲勞缺口系數(shù)的疲勞極限預(yù)測結(jié)果Fig.13 Theoretical prediction results of fatigue limit based on fatigue notch factor

在評(píng)價(jià)含缺陷構(gòu)件的疲勞性能時(shí),研究者利用Murakami 參數(shù)來描述缺陷尺寸的影響[22].鑒于標(biāo)準(zhǔn)的Kitagawa-Takahashi (K-T) 圖在對(duì)含缺陷材料及構(gòu)件疲勞強(qiáng)度評(píng)價(jià)時(shí)未考慮短裂紋或者近門檻區(qū)效應(yīng),根據(jù)El Haddad[23]引入的本征裂紋參數(shù),結(jié)合Murakami 參數(shù)對(duì)標(biāo)準(zhǔn)的K-T 圖進(jìn)行修正,進(jìn)而評(píng)估含缺陷車軸試樣的疲勞強(qiáng)度.

式中,?Kth為長裂紋擴(kuò)展門檻值(單位MPa·m1/2),Fw為幾何位置參數(shù)(對(duì)于表面缺陷,有Fw=0.65),?σ0和?σw分別代表光滑試樣和含缺陷車軸試樣的疲勞極限(單位MPa),為材料及結(jié)構(gòu)的Murakami 本征缺陷尺寸參數(shù)(單位:μm).

為此,基于光滑試樣疲勞極限?σ0=660 MPa,和長裂紋擴(kuò)展門檻值?Kth=14 MPa·m1/2[14],計(jì)算得到=344 μm,繪制圖14 所示的FOD 車軸試樣缺陷尺寸和疲勞極限的修正K–T 圖.

由圖14 可知,標(biāo)準(zhǔn)K-T 圖所確定的安全域仍然存在缺陷致失效點(diǎn),導(dǎo)致評(píng)估不可靠、不安全,而El Haddad 模型的安全域內(nèi)無失效點(diǎn),可見預(yù)測結(jié)果是較為安全和保守的.但是,應(yīng)該注意的是El Haddad 模型預(yù)測的疲勞極限結(jié)果與試驗(yàn)值同樣具有一定偏差,且理論預(yù)測值(?σw,v=100m/s=447 MPa,?σw,v=138m/s=362 MPa)仍然是小于試驗(yàn)值的,這一結(jié)果與疲勞缺口系數(shù)的理論預(yù)測相似,同樣忽略了材質(zhì)塑性的影響.

圖14 基于El Haddad 模型的疲勞極限預(yù)測結(jié)果Fig.14 Prediction results of fatigue limit based on standard El Haddad model

在引言中提到,異物致?lián)p對(duì)構(gòu)件疲勞性能的影響主要有4 種形式.研究者使用金相顯微鏡和電子背散射衍射對(duì)FOD 缺口處晶粒進(jìn)行表征發(fā)現(xiàn),在異物沖擊大的形變以及高形變率下缺口處發(fā)生了塑性流動(dòng),晶粒發(fā)生細(xì)化,形成局部強(qiáng)化層[6,14].強(qiáng)化層的形成,一定程度上增大了材料的表層硬度,提高了材料的局部抗疲勞裂紋萌生能力.同時(shí),在高速?zèng)_擊下,缺口發(fā)生不均勻塑性變形并產(chǎn)生殘余應(yīng)力場.殘余應(yīng)力場對(duì)材料的疲勞性能有重要影響,坑底部引入的殘余壓應(yīng)力能有效緩解外載荷產(chǎn)生的拉應(yīng)力,這使得材料及結(jié)構(gòu)服役中疲勞裂紋不易從缺口根部萌生,有利于提高壽命;相應(yīng)地,在沖擊坑邊緣形成了殘余拉應(yīng)力,多數(shù)疲勞裂紋萌生和擴(kuò)展于此處,往往降低壽命,是材料失效的主要原因之一[14,24-25].

綜上,異物沖擊形成的材料強(qiáng)化層和殘余壓應(yīng)力會(huì)提高其抗疲勞性能,宏觀缺口形成的應(yīng)力集中及坑邊緣處的殘余拉應(yīng)力則會(huì)降低服役性能,異物致?lián)p試樣的疲勞性能是坑底部微結(jié)構(gòu)、殘余應(yīng)力、應(yīng)力集中及材質(zhì)本身韌性等綜合作用的結(jié)果.本論文中,在引入Peterson 公式和El Haddad 模型進(jìn)行疲勞極限預(yù)測時(shí)僅考慮了宏觀缺口的消極作用,未考慮積極因素,尤其是未考慮材質(zhì)本身的影響,這是試驗(yàn)值與理論值具有較大差異的原因之一[26].從圖13 和圖14 中理論預(yù)測的疲勞極限與試驗(yàn)所得疲勞極限的對(duì)比,可以看到理論模型預(yù)測的疲勞極限明顯低于試驗(yàn)值,這恰恰說明了兩類理論模型僅考慮了沖擊坑缺陷本身的幾何應(yīng)力集中影響,未考慮基體材料的重要貢獻(xiàn).

另外,鑒于異物沖擊缺口的特殊性,疲勞極限采用逐步加載法進(jìn)行測試.該方法在試驗(yàn)過程中會(huì)使材料產(chǎn)生“鍛煉效應(yīng)”,即隨著低應(yīng)力載荷頻次的增加,材料疲勞極限會(huì)呈現(xiàn)提高的趨勢[27-28].顯然,理論疲勞極限的預(yù)測模型并未考慮到這種試驗(yàn)測試過程誘導(dǎo)的疲勞強(qiáng)度提高現(xiàn)象.因此,這可能也是理論預(yù)測值低于試驗(yàn)測試值的可能原因之一.

由此認(rèn)為,無論是Peterson 公式還是El Haddad模型的疲勞極限預(yù)測都過于保守,用于異物致?lián)p車軸的疲勞性能評(píng)估是不經(jīng)濟(jì)的.

3.4 斷口特征

對(duì)典型高周疲勞試樣的斷口分析發(fā)現(xiàn),在疲勞源區(qū)發(fā)現(xiàn)裂紋呈現(xiàn)多源萌生模式,并最終匯聚為典型的半橢圓形長裂紋(見圖15).

圖15 異物沖擊試樣的高周疲勞斷口Fig.15 High cycle fatigue fracture of FOD specimen

這一多裂紋源萌生裂紋現(xiàn)象表明,高速異物沖擊后在坑底部形成的大量微缺口(見圖10)成為了二次裂紋的萌生源區(qū),在坑邊緣起裂后直接貫穿底部的微缺陷,呈現(xiàn)出多裂紋源現(xiàn)象.在擴(kuò)展區(qū)可見放射性條紋,在穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)放大觀察可見疲勞條帶[29].這一現(xiàn)象清楚地表明,異物沖擊是相對(duì)比較危險(xiǎn)的一種損傷形式,應(yīng)引起足夠重視.

4 實(shí)物車軸的疲勞性能

4.1 疲勞P-S-N 曲線

如前所述,由于FOD 的作用,傷損小試樣的疲勞性能較光滑試樣差.據(jù)此推測,堅(jiān)硬異物沖擊全尺寸車軸導(dǎo)致FOD,破壞車軸結(jié)構(gòu)完整性,會(huì)嚴(yán)重降低車軸的疲勞性能.為此,有必要對(duì)含有FOD 的全尺寸實(shí)物車軸的疲勞性能進(jìn)行研究.

然而,實(shí)物車軸疲勞極限與同材質(zhì)小試樣疲勞極限存在顯著差異[30].為此,需要綜合考慮FOD 誘導(dǎo)缺口效應(yīng)、尺寸效應(yīng)、表面質(zhì)量、加載方式及環(huán)境條件等因素的影響[31],如下式所示

式中,σfa為FOD 車軸疲勞極限,σfs為FOD 試樣疲勞極限,α,β,ε 分別為載荷系數(shù)、表面質(zhì)量系數(shù)和尺寸系數(shù),取值[30]為1.11,0.9 和0.86.

表3 和表4 給出了兩種沖擊速度下疲勞壽命的分布.可見兩者的壽命標(biāo)準(zhǔn)差不同,并且隨著應(yīng)力水平的降低,離散性增大;同時(shí),速度v=100 m/s 時(shí)低應(yīng)力水平的標(biāo)準(zhǔn)差略小于速度v=138 m/s.這兩個(gè)應(yīng)力值均接近于各自的疲勞極限值,說明隨著異物沖擊速度的增大,試樣疲勞極限離散性增大.也就是說,異物速度越高,缺口底部的微裂紋、材料丟失及殘余應(yīng)力等對(duì)疲勞裂紋萌生的影響越復(fù)雜,或者說裂紋萌生源的不確定性增加[9].

表3 沖擊速度v=100 m/s 下疲勞壽命分布參數(shù)Table 3 Fatigue life distribution parameters of v=100 m/s

表4 沖擊速度v=138 m/s 下疲勞壽命分布參數(shù)Table 4 Fatigue life distribution parameters of v=138 m/s

考慮到疲勞壽命數(shù)據(jù)的離散性,尤其是高速異物沖擊下低應(yīng)力水平離散性增大,引入概率方法采用樣本信息聚集原理[32]繪制不同沖擊速度下小試樣和全尺寸車軸的疲勞P–S–N曲線,如圖16 和圖17.由圖可知,不同存活率下小試樣和全尺寸車軸的疲勞P–S–N曲線不平行,為向下開口的喇叭形狀,更進(jìn)一步說明了FOD 試樣和實(shí)物車軸不同應(yīng)力水平下離散性存在差異這一本質(zhì)特征.

圖16 v=100 m/s 小試樣和實(shí)物車軸疲勞曲線Fig.16 Small-sized and full-scall fatigue curves of v=100 m/s

圖17 v=138 m/s 小試樣和實(shí)物車軸疲勞曲線Fig.17 Small-sized and full-scall fatigue curves of v=138 m/s

根據(jù)式(9) 得到的全尺寸實(shí)物車軸在不同存活率下的疲勞極限如表5 和表6 所示.

分析發(fā)現(xiàn),兩種FOD 車軸在存活率97.5%的疲勞極限均低于EN 13104 標(biāo)準(zhǔn)中240 MPa 的限值.可能的原因是,EN 13104 標(biāo)準(zhǔn)在強(qiáng)度設(shè)計(jì)時(shí)未考慮車軸存在FOD 的情況.本研究對(duì)此進(jìn)行了有益的嘗試,為車軸運(yùn)用評(píng)價(jià)提供了理論參考.

表5 沖擊速度v=100 m/s 下車軸的疲勞極限Table 5 Axle fatigue limit of v=100 m/s

表6 沖擊速度v=138 m/s 下車軸的疲勞極限Table 6 Axle fatigue limit of v=138 m/s

4.2 服役壽命估算

載荷譜是進(jìn)行車軸疲勞可靠性設(shè)計(jì)、強(qiáng)度和壽命估算及損傷容限分析必不可少的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)[33].高速列車車軸實(shí)際受載形式極其復(fù)雜,在運(yùn)行過程中往往呈現(xiàn)出一種典型的變幅加載模式,為車軸強(qiáng)度及可靠性評(píng)價(jià)帶來了困難.依據(jù)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn),論文采用5 級(jí)譜進(jìn)行車軸的服役壽命估算[34].

在傳統(tǒng)的名義應(yīng)力法設(shè)計(jì)中,認(rèn)為低于疲勞極限的載荷對(duì)車軸疲勞損傷沒有影響.實(shí)際上,隨著循環(huán)周次的增加,經(jīng)受高周疲勞加載的鐵路車軸疲勞強(qiáng)度會(huì)顯著降低[33-34],尤其是在出現(xiàn)缺陷后.因此,對(duì)車軸運(yùn)用的累積損傷進(jìn)行評(píng)估時(shí)需要考慮小載荷,此處通過對(duì)傳統(tǒng)的Miner 理論進(jìn)行修正.

將疲勞極限下的疲勞S–N曲線延長到具有恒定斜率系數(shù)k′=2k?1 的斜線區(qū)[34-35],k為標(biāo)準(zhǔn)疲勞曲線斜率,則臨界損傷Dcri計(jì)算公式為

式中,σf和Nf分別表示全尺寸車軸的疲勞極限及其對(duì)應(yīng)拐點(diǎn)的循環(huán)周次,σi和ni為載荷譜各級(jí)應(yīng)力水平及其對(duì)應(yīng)的循環(huán)周次.

考慮到高鐵車軸實(shí)際運(yùn)用的高安全可靠性,采用存活率97.5%的全尺寸車軸的疲勞極限進(jìn)行估算.由于載荷譜的峰值應(yīng)力低于疲勞極限(見圖18),則公式(10)進(jìn)一步簡化如下

標(biāo)準(zhǔn)FKM 認(rèn)為鋼制材料部件有Dcrit=0.3,此處采用式(10) 中修正的Miner 公式來估算FOD 車軸的剩余壽命.分析結(jié)果發(fā)現(xiàn),無論是異物沖擊速度v=100 m/s 還是更高速度v=138 m/s,全尺寸車軸的剩余壽命均滿足無限壽命.

圖18 疲勞P–S–N 曲線與載荷譜的比較Fig.18 Comparison of fatigue P–S–N curves and load spectrum

通常,高鐵車軸設(shè)計(jì)壽命為25～35 年[36-37],按照平均每年運(yùn)行40 萬千米來核算,含F(xiàn)OD 合金鋼車軸的壽命仍然滿足設(shè)計(jì)要求.但必須指出,實(shí)際運(yùn)營環(huán)境和工況要遠(yuǎn)比圖18 所示更為復(fù)雜,例如列車經(jīng)過道岔、隧道、沉降、橋梁、曲線、輪對(duì)多邊形等以及列車經(jīng)受風(fēng)沙、極寒、戈壁、高溫、腐蝕等地區(qū).在旋轉(zhuǎn)彎曲加載、異常振動(dòng)載荷及非常溫環(huán)境條件下,這些初始缺陷有可能快速形成應(yīng)力集中和微裂紋,而裂紋會(huì)否進(jìn)一步擴(kuò)展以及擴(kuò)展速率將是車軸設(shè)計(jì)和運(yùn)用必須關(guān)注的重要課題.

由此可見,作為高速列車極其重要的安全臨界部件,傷損車軸疲勞強(qiáng)度可靠性及服役行為的準(zhǔn)確評(píng)估仍然面臨著巨大的挑戰(zhàn).最近,論文作者[34]提出了“名義應(yīng)力”+“損傷容限”的“階梯疲勞評(píng)估框架”[38],被日本新干線著名學(xué)者M(jìn)akino 稱為高速鐵路領(lǐng)域重要進(jìn)展.這一思想的提出,不僅為異物致?lián)p鐵路車軸疲勞強(qiáng)度及壽命評(píng)價(jià)提供了新思路,而且為鐵路車輛其他結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供了理論依據(jù).盡管如此,這一新思想需要在理論和實(shí)驗(yàn)等各方面的驗(yàn)證.

5 結(jié)論與展望

通過對(duì)FOD 車軸試樣進(jìn)行全面的實(shí)驗(yàn)研究與理論分析,得到如下結(jié)論:

(1)實(shí)物車軸損傷有劃傷、微動(dòng)磨損、銹蝕、裂紋和FOD 等.其中FOD 分別占合金鋼車軸和碳素鋼車軸各類缺陷的47.0%和43.4%,是高速動(dòng)車組車軸的主要表面損傷形式.

(2)異物沖擊造成的材料擠出、微裂紋和微缺口等特征為裂紋萌生提供了有利條件.FOD 試樣的疲勞極限明顯低于光滑試樣,并且隨著異物沖擊速度的提高而降低,離散性增大.

(3)考慮載荷模式、表面質(zhì)量及尺寸效應(yīng),對(duì)試樣疲勞極限修正得到全尺寸FOD 車軸的疲勞極限,存活率為97.5%的FOD 車軸疲勞極限比EN 13104 標(biāo)準(zhǔn)的推薦值偏低.

(4)采用FKM 推薦鋼制部件臨界損傷Dcrit=0.3和修正的Miner 理論估算含F(xiàn)OD 實(shí)物車軸的服役壽命,仍然滿足30 年設(shè)計(jì)壽命.

綜上所述,基于疲勞P–S–N曲線存活率97.5%下含F(xiàn)OD 的全尺寸車軸的疲勞極限顯然已低于車軸設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)EN 13104 限值,依此開展高鐵車軸的設(shè)計(jì)將具有較大的安全風(fēng)險(xiǎn).但是,根據(jù)修正的Miner 理論和實(shí)測載荷譜估算的剩余壽命又完全滿足25～35年設(shè)計(jì)壽命,顯然兩種評(píng)價(jià)方法給出了相互矛盾的評(píng)估結(jié)論.這也表明,對(duì)于含F(xiàn)OD 等表面損傷的實(shí)物車軸已不適用于傳統(tǒng)的名義應(yīng)力設(shè)計(jì)方法.這是因?yàn)?一方面,相關(guān)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)中均考慮車軸在實(shí)際運(yùn)用中受到外部損傷后的服役行為;另一個(gè)方面,FOD最大深度達(dá)0.5 mm,需采用基于斷裂力學(xué)的損傷容限設(shè)計(jì)方法對(duì)車軸進(jìn)行剩余強(qiáng)度和壽命進(jìn)行評(píng)價(jià).

2018 年,國家宣布全面啟動(dòng)川藏鐵路建設(shè),將修建世界上技術(shù)難度最大的“高原動(dòng)車”.川藏鐵路依次經(jīng)過四川盆地、川西高山峽谷區(qū)、川西高山原區(qū)、藏東南橫斷山區(qū)、藏南谷地等不同地貌地區(qū).線路經(jīng)過區(qū)域山高谷深,地形地質(zhì)條件極其復(fù)雜,不僅要克服巨大的海拔高差、復(fù)雜地質(zhì)狀況,還要克服超長隧道、超高橋梁等技術(shù)難題.

這些復(fù)雜環(huán)境和地質(zhì)條件是世界鐵路未曾觸及和極具挑戰(zhàn)性的技術(shù)難題,軌道車輛短時(shí)間內(nèi)跨越漫長高山峽谷及超長隧道和橋梁,經(jīng)歷極寒、高溫和腐蝕等復(fù)雜區(qū)間.尤其是列車高速通過冰區(qū)和峽谷地帶時(shí),有可能導(dǎo)致外物損傷關(guān)鍵部件導(dǎo)致疲勞裂紋擴(kuò)展.而確保車輛部件在極端環(huán)境中的運(yùn)用狀態(tài)良好及服役性能和壽命可控是未來川藏鐵路車輛材料選型和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的重要課題.