重載鐵路鋼軌磨損與損傷行為試驗研究

李英奇，張銀花，劉佳朋，周韶博，王文健

（1.中國鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司 金屬及化學(xué)研究所，北京 100081；2.西南交通大學(xué) 牽引動力國家重點實驗室，四川 成都 610031）

隨著重載鐵路貨運(yùn)量的不斷增長以及貨運(yùn)車輛軸重的不斷提高，列車對軌道的損傷逐漸加劇，小半徑曲線上股鋼軌的磨耗問題日益嚴(yán)重，而頻繁更換鋼軌帶來巨大的經(jīng)濟(jì)損失。在我國重載貨運(yùn)中，車輪和鋼軌的磨損問題耗費(fèi)大量的經(jīng)濟(jì)成本，每年對貨運(yùn)列車車輪和重載線路鋼軌的養(yǎng)護(hù)維修成本高達(dá)80 多億元。因此，構(gòu)件的長期疲勞性能及損傷規(guī)律等需進(jìn)一步研究。針對日益嚴(yán)重的輪軌磨耗及傷損問題，近年來研發(fā)了一些新鋼種以及提高鋼質(zhì)純凈度，在大秦線等重載線路使用，取得比較好的效果［1-5］。

李春紅等［6］在滾動磨損試驗機(jī)上探究了CL6車輪與U71Mn 鋼軌材料對磨時，不同滑差下重載列車輪軌黏著特性差異與表層損傷機(jī)制變化。劉吉華等［7］在磨損試驗機(jī)上研究了U71Mn 熱軋鋼軌和4 種不同車輪材料的摩擦磨損行為，對比分析了不同車輪的磨損差異，探究了同硬度比下的磨損機(jī)制。陳水友等［8］利用3種新材料和1種鋼軌材料作為不同的車輪材料，與U75V 熱軋鋼軌材料進(jìn)行匹配試驗，研究材料特性對輪軌試樣磨損與疲勞性能的影響。曾東方等［9］針對3 種高速鐵路車輪鋼與同種鋼軌鋼進(jìn)行匹配，對比了成分變化對車輪材料力學(xué)性能和輪軌摩擦副滾動接觸磨損性能的影響。

Santa等［10］設(shè)計R260，R350HT和R400HT這3種鋼軌鋼與ER8 車輪鋼對磨試驗，分析了磨損率和摩擦系數(shù)與輪軌試樣在接觸界面處的摩擦功關(guān)系，通過對各試樣的耐磨性和抗疲勞性能差異對比分析，認(rèn)為硬度決定鋼軌材料的耐磨性能。Hasan等［11］利用磨損試驗機(jī)研究2 種新設(shè)計的低碳連續(xù)冷卻無碳化物貝氏體鋼軌鋼與珠光體鋼軌鋼的磨損性能，分析總結(jié)滑差10%時的磨損機(jī)制，認(rèn)為磨損過程中的主要材料去除過程是微凸體變形造成的壓痕損傷，產(chǎn)生的硬質(zhì)磨屑與界面的混合并與滾動接觸疲勞裂紋的聚結(jié)導(dǎo)致分層剝落。Lee 等［12］進(jìn)行現(xiàn)場試驗和實驗室內(nèi)球盤磨損試驗，對比貝氏體鋼軌與珠光體鋼軌耐磨性，認(rèn)為貝氏體鋼軌耐磨性較差，并提出初始硬度不能可靠地預(yù)測鋼軌的磨損和壽命，需要將鋼軌服役時的顯微硬化變化考慮在內(nèi)。Masaharu 等［13］模擬重載鐵路用鋼軌滾動接觸疲勞傷損的產(chǎn)生并分析機(jī)理，評估不同碳含量對珠光體鋼軌的傷損影響，基于斷裂力學(xué)方法提出了一種抑制高碳珠光體鋼疲勞裂紋擴(kuò)展的可能機(jī)理。

綜上，國內(nèi)外學(xué)者利用試驗室滾動接觸疲勞試驗機(jī)進(jìn)行了大量的研究，從試驗參數(shù)和材質(zhì)角度對比分析了磨損和疲勞的差異以及機(jī)理，但是對于強(qiáng)度等級由低到高的多種現(xiàn)役鋼軌材料的磨損和疲勞性能的差異性分析研究相對較少。

本文針對不同強(qiáng)度重載鐵路用高強(qiáng)鋼軌進(jìn)行耐磨性能和抗?jié)L動接觸疲勞性能的研究，采取實驗室小試樣模擬實際工況，通過試驗研究，優(yōu)選出耐磨損和抗接觸疲勞性能較好的鋼種，為更高軸重重載鐵路鋼軌材料使用提供建議。

1 試驗材料及試驗方案

1.1 試驗設(shè)備及試驗參數(shù)

由于現(xiàn)場試驗的成本和周期問題，很多摩擦磨損試驗在實驗室內(nèi)通過滾動接觸疲勞試驗機(jī)進(jìn)行，并取得了很多研究成果［14-17］。本試驗的設(shè)備型號為MJP-30A。試樣取自實物鋼軌和車輪，取樣位置和試樣尺寸如圖1所示。

圖1 對磨試樣取樣位置及樣品尺寸

在滾動疲勞試驗機(jī)上，車輪試樣安裝在下方主軸上，鋼軌試樣安裝在上方陪軸上，主軸轉(zhuǎn)速為500 r·min-1，陪軸轉(zhuǎn)速為490 r·min-1，滑差率為2%。按照赫茲接觸準(zhǔn)則［18-19］計算實驗室對磨試樣接觸位置的最大法向接觸應(yīng)力，使模擬試驗更好的接近實際輪軌接觸條件。本試驗?zāi)M現(xiàn)場軸重23 t，接觸斑位置最大接觸應(yīng)力為1 430 MPa，根據(jù)赫茲接觸準(zhǔn)則求解試驗過程中的所需施加法向載荷為4 300 N?？紤]較大接觸應(yīng)力下滾滑磨損過程中摩擦熱的影響，在試驗時外加大功率電扇對磨損試樣進(jìn)行風(fēng)冷降溫。

1.2 試驗材料及試驗方案

選用U75V 熱處理（U75VH），U75V 熱軋（U75V），U78CrV 熱處理（U78CrVH），U78CrV熱軋（U78CrV）共4 種珠光體鋼軌和貝氏體鋼軌（U22SiMn）及CL60 車輪材料作為試驗材料，其化學(xué)成分及力學(xué)性能見表1。表中：車輪硬度為車輪踏面下30 mm 處硬度，鋼軌硬度為軌頭頂面中心線處硬度。試樣信息與試驗方案見表2。試驗時，分別在循環(huán)轉(zhuǎn)數(shù)為1 萬、2 萬、3 萬、4 萬、5萬r 時停止試驗，測量質(zhì)量、粗糙度等試驗數(shù)據(jù)，試驗結(jié)束后，沿軋制方向切取輪軌試樣并制樣，分析光學(xué)顯微鏡和掃描電子顯微鏡下的微觀結(jié)構(gòu)。

表1 試驗用貨車車輪化學(xué)成分與力學(xué)性能

表2 對磨試驗試樣信息與試驗方案

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 磨損

為了研究不同輪軌材料在不同轉(zhuǎn)數(shù)下的磨損情況，在試驗過程中測量試樣每1 萬轉(zhuǎn)的質(zhì)量損失，并計算每轉(zhuǎn)的平均磨損率。4 種珠光體鋼軌和貝氏體鋼軌材料及CL60 車輪材料的平均磨損率隨著不同對磨轉(zhuǎn)數(shù)的變化情況如圖2 所示。由圖2 可知：鋼軌材料的磨損率逐漸穩(wěn)定在1萬～2萬r之間，磨損率分別為6.36 μg·r-1（U75VH），8.17 μg·r-1（U75V），4.89 μg·r-1（U78CrVH），5.36 μg·r-1（U78CrV）及11.9 μg·r-1（U22SiMn）；車輪試樣的磨損率隨著轉(zhuǎn)數(shù)的增加呈現(xiàn)先增加后降低的趨勢；不同材料鋼軌在不同轉(zhuǎn)數(shù)下的磨損率有比較明顯的區(qū)別，貝氏體鋼軌的磨損率明顯要比珠光體鋼軌大；與4 種珠光體鋼軌對磨的CL60 車輪磨損率相差不大，但與貝氏體鋼軌對磨的CL60 車輪磨損率要比與珠光體對磨時小很多；對磨5萬r后，5種鋼軌中U78CrVH 鋼軌的磨損量最小，U22SiMn 鋼軌的磨損量最大；對磨5萬r后，珠光體鋼軌-CL60組合中，車輪試樣的磨損量約為珠光體鋼軌試樣磨損量的3～4倍，并且各鋼軌試樣的磨損量差異較大；貝氏體鋼軌-CL60組合中，車輪試樣磨損量是貝氏體鋼軌試樣磨損量的1.3倍，兩者之間差距不大，車輪試樣的磨損量比其他試驗組中的車輪試樣磨損量少約36%。

圖2 輪軌材料各轉(zhuǎn)數(shù)下平均磨損率及5萬r時磨損量

由理論可知，提高鋼軌材料硬度會增強(qiáng)其耐磨性。同種成分的鋼軌，熱處理后硬度要高于熱軋態(tài)，所以熱處理鋼軌表現(xiàn)出較好的耐磨性能，4 種不同的珠光體鋼軌試樣以及貝氏體鋼軌試樣的硬度比較：U22SiMn（400HV0.5）＞U78CrVH（395 HV0.5）＞U75VH（381HV0.5）＞U78CrV（328 HV0.5）＞U75V（311HV0.5），4 種珠光體鋼軌的磨損量與硬度呈負(fù)相關(guān)，而貝氏體鋼軌由于組織的不同并沒有很好地符合這個規(guī)律。

不同摩擦副輪軌的整體磨損量與軌輪硬度比之間的關(guān)系如圖3 所示。由圖3 可知：硬度比最大為1.33（U78CrVH-CL60），輪軌整體磨損量為1.23 g，U22SiMn-CL60 組合硬度比為1.31，輪軌整體磨損量為1.24 g；硬度比最小為1.03（U75V-CL60），其輪軌整體磨損量為1.43 g；總體上軌輪硬度比與輪軌整體磨損量呈負(fù)相關(guān)，在1.03∶1～1.33∶1范圍時，硬度比越高輪軌整體磨耗量越??；針對同種車輪材料來說，珠光體鋼軌的硬度越高，鋼軌本身的磨損量越小，而車輪的磨損量相差不大（見圖2（c）），所以輪軌整體磨損量逐漸變??；對于貝氏體鋼軌來說，貝氏體鋼軌本身的硬度很高，但是其耐磨性較差，車輪材料的磨損量相對較小，輪軌整體磨損量也相對較小。

圖3 軌輪硬度比與整體磨損量

2.2 摩擦系數(shù)

不同輪軌組合下鋼軌材料的摩擦系數(shù)隨著轉(zhuǎn)數(shù)的變化曲線如圖4 所示。由圖4 可知：U22SiMn-CL60，U78CrV-CL60 及U75VH-CL60幾種組合出現(xiàn)了明顯的磨合階段（0～1.3萬r），然后由磨合階段進(jìn)入穩(wěn)定磨損階段的過渡（1.3 萬～1.7 萬r），最后是穩(wěn)定磨損階段，起始點大約在2 萬r 左右；而U78CrVH-CL60 和U75V-CL60 組合沒有出現(xiàn)明顯的磨合階段，整個試驗過程中摩擦系數(shù)呈現(xiàn)連續(xù)降低趨勢。試驗中4 種珠光體鋼軌與CL60 對磨穩(wěn)定磨損階段的摩擦系數(shù)約為0.38。

圖4 不同鋼軌材料摩擦系數(shù)變化曲線

2.3 表面形貌及傷損

2.3.1 表面硬度

表面硬度隨轉(zhuǎn)數(shù)的變化如圖5 所示。由圖5 可知：貝氏體鋼軌的硬度總體略低，在590～710 HV0.5范圍波動，其他4 種珠光體表面硬度主要在650～750 HV0.5左右波動；而試驗過程中與各種鋼軌對磨車輪試樣的表面硬度在590～660 HV0.5之間波動；整體上珠光體鋼軌的磨損表面硬度普遍高于CL60 車輪試樣，U22SiMn 鋼軌的磨損表面硬度與CL60車輪試樣表面硬度無明顯差別。

圖5 不同試樣表面硬度隨轉(zhuǎn)數(shù)變化

外加循環(huán)應(yīng)力使材料進(jìn)入塑性階段后，由于反復(fù)的塑性變形使材料的特性改變，抵抗變形的能力增加（循環(huán)硬化）或減少（循環(huán)軟化）。在循環(huán)加載過程中，傳統(tǒng)珠光體鋼軌材料表現(xiàn)為初始循環(huán)硬化和快速飽和，然后接近長期穩(wěn)定狀態(tài)［19-20］。文獻(xiàn)［21-22］指出珠光體鋼軌在距軌頂面不同深度處表現(xiàn)出循環(huán)穩(wěn)定特征。與珠光體鋼軌相比，無碳化物貝氏體鋼軌表現(xiàn)出快速的初始循環(huán)硬化，然后持續(xù)軟化直到失效［20，23-26］。所以貝氏體熱軋鋼軌在經(jīng)過一定轉(zhuǎn)數(shù)摩擦磨損后，硬度下降較多可能與循環(huán)軟化有關(guān)。

2.3.2 傷損形貌及裂紋尺寸

許多輪軌材料摩擦磨損試驗主要針對試驗終態(tài)的數(shù)據(jù)進(jìn)行分析和探討，但對于磨損過程的傷損變化情況研究不多，而研究傷損演化過程有助于了解表面裂紋從萌生到擴(kuò)展再到斷裂的過程。因此，以U75VH-CL60組合和U22SiMn-CL60組合為例進(jìn)行傷損規(guī)律的研究。

U75VH-CL60 和U22SiMn-CL60組合在不同轉(zhuǎn)數(shù)下的試樣表面?zhèn)麚p形貌如圖6 和圖7 所示。由圖6和圖7可知：U75VH-CL60組合中，當(dāng)轉(zhuǎn)數(shù)為1 萬r時，鋼軌表面出現(xiàn)大量的點蝕和部分疲勞裂紋，隨著轉(zhuǎn)數(shù)的增加，點蝕減少，連貫的疲勞裂紋更加密集，裂紋尺寸逐漸增大（垂直于滾動方向），最終裂紋形成起皮斷裂，車輪試樣表面在2萬r 時出現(xiàn)相互平行的裂紋條帶，當(dāng)達(dá)到5 萬r時，出現(xiàn)明顯的剝落痕跡；U22SiMn-CL60 組合中也表現(xiàn)出隨著轉(zhuǎn)數(shù)的增加，輪軌試樣表面疲勞裂紋數(shù)量和尺寸增加的趨勢。

圖6 不同轉(zhuǎn)數(shù)下U75VH--CL60組合輪軌表面形貌

圖7 不同轉(zhuǎn)數(shù)下U22SiMn--CL60組合輪軌表面形貌

不同循環(huán)次數(shù)下輪軌試樣裂紋深度和長度及塑性變形層深度測試結(jié)果見表3。由表3可知：U75VH鋼軌裂紋深度最大值約為19 μm，并且在磨損試驗的早期階段就達(dá)到了最大值；5 萬r時，貝氏體鋼軌試樣裂紋深度最大值為62 μm，相比珠光體鋼軌裂紋達(dá)到最大值的時間更長；此外，貝氏體鋼軌的裂紋深度和長度在磨損前期比珠光體鋼軌要小，貝氏體鋼軌萌生裂紋所需的時間較珠光體鋼軌長。由于貝氏體鋼軌的疲勞強(qiáng)度大于珠光體鋼軌，具有更優(yōu)異的抗疲勞裂紋萌生的能力，表現(xiàn)出具有更好的抗接觸疲勞性能。

表3 不同對磨轉(zhuǎn)數(shù)下輪軌試樣的裂紋深度和長度

2.3.3 剖面組織

不同試樣磨損5 萬r 后剖面組織如圖8 所示?？紤]試驗是在高接觸應(yīng)力下的滾滑磨損，試驗過程中摩擦熱會對組織產(chǎn)生影響，所以在試驗時利用大功率電扇對試樣進(jìn)行風(fēng)冷。由圖8可知：塑性變形層深度最大的是U75V 鋼軌試樣，約為490 μm，其次是U78CrV，厚度最小的是U78CrVH，僅有230 μm；對于珠光體鋼軌而言，同種合金成分的鋼軌，熱處理狀態(tài)的塑性變形層厚度要小于熱軋態(tài)；磨損后的剖面組織除接觸區(qū)域組織產(chǎn)生嚴(yán)重的塑性變形外，未因試驗過程中的溫度影響而產(chǎn)生其他異常組織。

圖8 不同試樣磨損后剖面組織

2.4 磨損機(jī)理及耐磨性能差異

根據(jù)磨損件的表面特征等將實際磨損條件下的磨損機(jī)制大致分為4 類［27］：黏著磨損、表面接觸疲勞磨損、磨料磨損、腐蝕磨損。試驗中，珠光體和貝氏體鋼軌在對磨前期表面主要存在輕微點蝕和部分疲勞裂紋，尺寸相對細(xì)小的裂紋遍布整個試樣接觸表面，當(dāng)轉(zhuǎn)數(shù)增加時裂紋尺寸成倍增大（見圖6、圖7 和表6），裂紋呈連續(xù)狀主要集中在接觸界面的中間區(qū)域，并且由中間向兩側(cè)程度逐漸減輕。接觸應(yīng)力為1 430 MPa，滑差為2%條件下，主要磨損機(jī)制是表面接觸疲勞磨損，傷損形貌從輕微的點蝕逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)閲?yán)重的連貫起皮狀剝落；表面裂紋形成后更容易沿著塑性變形層流動方向傳播，其中一部分裂紋會向更深的亞表層傳播，而由于剪切應(yīng)力的作用，裂紋向上擴(kuò)展，少數(shù)裂紋會相互連接，從而形成微小的碎屑，最終至剝落。磨損機(jī)理示意圖如圖9所示。

圖9 磨損機(jī)理示意圖

有研究表明，貝氏體鋼軌的耐磨性相對較差與其加工硬化程度相關(guān)［28-29］。加工硬化程度取決于鋼種的基體硬度，基體硬度越大的材料形變量越小，加工硬化程度也越小。試驗中，試驗前貝氏體鋼軌的硬度高于珠光體鋼軌，試驗后貝氏體鋼軌表面硬度低于珠光體鋼軌，與CL60 車輪磨損后的表面硬度接近（見圖5 和圖10）；塑性變形層深度小于珠光體鋼軌，試驗后其磨損量大于珠光體鋼軌，與CL60 車輪磨損量接近（見圖2（c））。加工硬化程度及輪軌接觸后的表面硬度不同，是貝氏體熱軋鋼軌耐磨性能不如珠光體鋼軌的原因之一，不同的金相組織結(jié)構(gòu)是磨損存在差異的另外1個可能的原因，還需繼續(xù)深入研究與探討。

圖10 試驗前后輪軌試樣表面顯微硬度

3 結(jié)論

（1）5 種不同強(qiáng)度鋼軌中，經(jīng)過相同轉(zhuǎn)數(shù)對磨后U78CrV 熱處理鋼軌的磨損量最小，貝氏體鋼軌的磨損量最大，其耐磨性能相對于珠光體鋼軌較差；但與貝氏體鋼軌對磨的車輪磨損量相對最小。軌輪硬度比與輪軌整體磨損量呈負(fù)相關(guān)，對于珠光體鋼軌，硬度比越高輪軌整體磨耗量越??；對于貝氏體鋼軌，其耐磨性較差，但車輪材料的磨損量相對較小，輪軌整體磨損量也相對較小。

（2）磨合階段摩擦系數(shù)呈現(xiàn)先增加后降低的趨勢，達(dá)到穩(wěn)定磨損階段，摩擦系數(shù)基本保持不變；鋼軌穩(wěn)定磨損狀態(tài)特征是磨損率保持基本恒定。試驗中4 種珠光體鋼軌與CL60 車輪對磨的穩(wěn)定磨損階段摩擦系數(shù)約為0.38。

（3）隨循環(huán)次數(shù)的增加，珠光體鋼軌和貝氏體鋼軌試樣的表面損傷從點蝕向連貫起皮剝落發(fā)展，主要磨損機(jī)制是表面接觸疲勞磨損；在磨損試驗的早期階段，U75V 熱處理鋼軌試樣裂紋深度達(dá)到了轉(zhuǎn)變?yōu)閯兟涞臈l件；貝氏體鋼軌的裂紋深度和長度在磨損前期比珠光體鋼軌小，裂紋深度達(dá)到轉(zhuǎn)變?yōu)閯兟錀l件的時間更長，這是由于貝氏體鋼軌的疲勞強(qiáng)度大于珠光體鋼軌，貝氏體鋼軌萌生裂紋所需的時間較珠光體鋼軌長。因此貝氏體具有更優(yōu)異的抗疲勞裂紋萌生的能力，表現(xiàn)出更好的抗接觸疲勞性能。

（4）加工硬化的程度取決于鋼種的基體硬度，基體硬度越大的材料形變量越小。貝氏體鋼軌的加工硬化程度及磨損試驗后其表面硬度低于珠光體鋼軌，是貝氏體熱軋鋼軌耐磨性能不如珠光體鋼軌的原因之一。不同組織結(jié)構(gòu)的材料耐磨性能差異，還需繼續(xù)深入研究與探討。