轉向架用SMA490BW鋼焊接接頭超高周疲勞性能的影響因素

于影霞，丁江灝，謝學濤，張枝森，何柏林

(華東交通大學 機電與車輛工程學院，江西 南昌　330013)

傳統疲勞設計理念認為，結構件在服役期內承受交變載荷超過107次以上而不發生疲勞失效，則說明該結構件具有無限疲勞壽命，并以該循環周次所對應的疲勞試驗數據作為疲勞強度設計依據[1]。然而隨著高速鐵路的發展，機車上某些結構或零部件的實際使用壽命需要達到107～1010次。例如，歐洲之星快速列車以334 km·h-1的速度運行，其轉向架在250萬km的大修服役期內疲勞壽命要達到108～1010次[2]。諸多試驗結果表明：許多工程材料在承受了108次的循環應力后依舊會發生疲勞破壞[3-8]。因此使用傳統的疲勞設計規范進行轉向架的疲勞強度設計并不安全。由于超聲疲勞試驗技術的發展，大幅推進了人們對材料的超高周疲勞性能研究。為保障機車安全性的需要，有必要對轉向架用SMA490BW鋼的焊接結構進行超聲疲勞試驗，以獲取超高周疲勞數據，并探索其超高周疲勞失效的機理和延長壽命技術。這項工作對高速列車轉向架的疲勞強度設計、安全性能評估具有重要的工程意義。

超聲沖擊處理方法是改善焊接接頭綜合性能最有效的方法之一[9-10]。焊接鋼結構經超聲沖擊處理后，其疲勞強度可以接近甚至高于母材的疲勞強度。超聲沖擊處理方法通過改善焊趾的幾何外形，增加焊趾的過渡半徑，降低焊趾的應力集中程度[11]。通過超聲沖擊使焊趾表層金屬的晶粒尺寸細化，排列致密，并消除部分焊接缺陷[12]。通過超聲沖擊還可以使焊接接頭表層發生嚴重塑性變形，將拉應力轉換為數值較大的壓應力，重新調整沖擊區域的應力場[13]。以上因素改變的綜合作用可極大提高焊接接頭疲勞強度，但每個因素的改善對提高疲勞強度的貢獻值尚不明確。并且，目前超聲沖擊提高焊接接頭常規疲勞性能和壽命的研究較多[14-16]，而對車輛結構轉向架用焊接接頭超高周疲勞性能的研究卻很少。

本文通過設計對比試驗，分析應力集中、晶粒細化、殘余應力等因素分別單獨作用時，對焊接接頭超高周疲勞壽命的影響程度，并得出占據主導作用的影響因素。

1　試驗材料及方法

1.1　試驗材料

試驗材料采用的是高速列車轉向架用鋼SMA490BW，屬于低合金、高強度的熱軋耐候鋼。鋼板尺寸為300 mm×150 mm×12 mm，預開的V型坡口角度為60°，組焊間隙為2.5 mm，鈍邊為2 mm。焊接方法選用富氬混合氣體保護焊，保護氣體的體積比分別為φ(Ar)=80%，φ(CO2)=20%，流量為18～22 L·min-1。焊接材料選用直徑為1.2 mm的國產實心焊絲(牌號為TH550-NQ-Ⅱ)。焊縫采用3道三層焊，焊縫打底層的電流強度為110～140 A，電弧電壓為16～19 V；焊縫中層和蓋面層的電流強度均為240～280 A，電弧電壓均為25～30 V；電流的種類和極性為直流/正極性。焊接接頭的坡口形式及施焊順序如圖1所示。

圖1　焊接接頭的坡口形式及施焊順序(單位：mm)

加工疲勞試樣時，保證焊接試樣的中心與焊縫中心重合，母材試樣的取樣方向與鋼的軋制方向平行，疲勞試樣的取樣位置如圖2所示。

圖2　疲勞試樣的取樣位置示意圖

對焊接鋼板進行不同參數的超聲沖擊處理，再按照圖3所示疲勞試樣的形狀尺寸要求，利用線切割在超聲沖擊前和沖擊后的焊接鋼板上制備毛坯試樣。為提高疲勞試樣的表面光潔度，對毛坯試樣先進行機械打磨，再依次采用600#，800#，1000#和2000#水磨砂紙進行精磨，加工成型的疲勞試樣實物如圖4所示。

根據加工制備條件的不同，將疲勞試樣分成13個組。其中第1—第12組為焊接試樣，第13組為母材試樣。每組4根試樣，將其統一編號，如第1組試樣的編號為1-1，1-2，1-3，1-4，依此類推。各組疲勞試樣的加工制備說明見表1。

圖3　疲勞試樣的形狀尺寸(單位：mm)

圖4　疲勞試樣的實物圖

組別處理方式1焊接試樣，不做處理2熱處理3局部超聲沖擊處理(沖擊參數為15A/5min)4局部超聲沖擊后再熱處理(沖擊參數為15A/5min)5全覆蓋沖擊再熱處理(沖擊參數為15A/20min)6局部沖擊再熱處理(沖擊參數為15A/20min)7局部沖擊再熱處理(沖擊參數為15A/10min)8機械打磨成與第7組具有相同的焊趾過渡半徑，再熱處理9機械打磨成與第7組具有相同的焊趾過渡半徑10磨平焊縫余高11磨平焊縫余高后超聲沖擊處理，再熱處理(沖擊參數為15A/20min)12磨平焊縫余高后超聲沖擊處理，部分試樣熱處理(沖擊參數為15A/15min)13母材試樣，不做處理

對比表1中各組試樣的疲勞試驗結果，可以分別得到殘余應力、應力集中、晶粒細化單獨作用時對焊接接頭超高周疲勞壽命的影響程度。其中，通過第1組與第2組的對比和第3組與第4組的對比可得出殘余應力的作用程度；第7組與第8組的對比和第11組與第12組的對比可得出晶粒細化的作用程度；第5組與第6組的對比和第1組，第9組與第10組的對比可得出應力集中的作用程度。第13組起參照作用。

1.2　試驗方法

熱處理試驗設備為SX2-4-13型箱式電阻爐，為了保證超聲沖擊處理后的細晶組織不長大，熱處理溫度選為200 ℃，保溫2 h后隨爐空冷。采用HJ-Ⅲ型超聲沖擊設備對焊接大板進行超聲沖擊處理。利用Stress3000型X射線應力儀對13組疲勞試樣和第14和第15組焊接鋼板的焊趾表層進行測試，測3個位置的殘余應力、取平均值。借助超聲疲勞試驗系統對13組疲勞試樣進行相同應力水平下(應力載荷σmax=300 MPa)的疲勞對比試驗。載荷類型為對稱軸向拉壓載荷，實際加載頻率19.65 kHz。試驗中采用循環水冷的方式，將試樣溫度控制在室溫左右，以避免異常升溫對材料疲勞損傷過程的影響。通過ΣIGMA型掃描電子顯微鏡觀察疲勞斷口，探究轉向架用SMA490BW鋼焊接接頭沖擊前后的疲勞失效模式。

2　試驗結果及討論

2.1　超聲沖擊試驗結果

1)焊趾和焊根形貌的修整

有余高焊接接頭超聲沖擊前后的形貌對比如圖5所示。由圖5可見：有余高焊接接頭的焊縫整體均勻、美觀，沒有發現明顯的夾雜、咬肉、未熔合等缺陷；但是由于焊縫余高的存在，焊縫與母材連接處具有明顯的魚鱗紋形貌，導致過渡區域比較尖銳，相應的應力集中系數較大；從超聲沖擊后焊接接頭的表面形貌看，因超聲沖擊去除了焊縫表面的魚鱗紋、銹層、焊渣等，母材與焊縫間形成了相對連續、均勻、光滑的過渡圓弧，有效降低了該區域的應力集中程度；相比局部沖擊，全覆蓋沖擊的處理面積大，形成的過渡圓弧半徑也更大，但從外觀看，全覆蓋沖擊和局部沖擊的差異并不明顯；由于焊根區域較窄，焊縫余高較低，在沖擊針的高頻撞擊下發生了嚴重的塑性變形，并最終致使焊縫與母材幾乎平齊過渡。

無余高(磨平焊縫余高)焊接接頭超聲沖擊前后的形貌對比如圖6所示。由圖6可見：利用磨床將余高部分的焊縫金屬去除后，接頭表面留下了尖銳的磨削痕跡，焊縫金屬與母材間仍未能實現平齊過渡，甚至應力集中程度要大于磨削之前；但經過超聲沖擊后，焊縫表面尖銳的磨削痕跡被消除，形成了壓縮塑性變形，焊縫金屬與母材基本實現平齊過渡。

圖5　有余高焊接接頭超聲沖擊前后的形貌

圖6　無余高焊接接頭超聲沖擊前后的形貌

2)殘余應力測試結果

焊接接頭焊趾表面殘余應力測試結果見表2。表中：σx為沿焊縫方向的應力；σy為垂直焊縫方向的應力；正為拉應力，負為壓應力。

表2　各組試樣焊趾處的殘余應力　MPa

為了更好地研究各種因素對焊接接頭疲勞性能的影響，將焊接鋼板及超聲沖擊后焊接鋼板也進行了殘余應力測試。焊接鋼板沿焊縫方向和垂直于焊縫方向的殘余應力分別為245.2和266.7 MPa，均為較高的殘余拉應力；而超聲沖擊后焊接鋼板沿焊縫長度方向和垂直于焊縫方向的殘余應力分別為-227.0和-113.0 MPa，均為較大壓應力。由表2可見：將焊接鋼板加工成焊接試樣后，焊趾表面處的殘余拉應力值下降顯著，其中焊接試樣焊趾處的殘余拉應力基本被釋放，如1-1，2-1，8-1，9-1和10-1所示。超聲沖擊后的焊接鋼板加工成沖擊態試樣，其焊趾表面處的殘余壓應力值降幅較小。12-1和12-2分別為未熱處理和熱處理試樣，由12-1和12-2對比可知，x和y方向的殘余壓應力分別降低了58%和60%。低溫熱處理可以消除部分殘余應力。

2.2　超聲疲勞試驗結果

以上各組試樣的超聲疲勞試驗結果見表3。

對表3的數據進行整理，剔除異常的數據，得到各組試樣的平均疲勞壽命如圖7所示。由圖7可見：除第2組外，焊接試樣的平均疲勞壽命最低，僅為0.26×107次；其他各組試樣的平均疲勞壽命均高于焊接試樣，其中第10組的疲勞壽命最高，達到了22.46×107次，相較于焊接試樣提高了86.4倍，這說明將焊縫余高徹底磨平對焊接接頭疲勞壽命的增益效果極為顯著，甚至高于超聲沖擊處理，這項工藝可為工程應用提供借鑒。

表3　超聲疲勞試驗結果匯總(σmax=300 MPa時)

圖7　各組試樣的平均疲勞壽命圖

1)殘余應力的影響

由于選取的保溫溫度較低，熱處理既不會改變接頭焊趾處的幾何形貌，也不會對材料的表面狀態產生破壞性的影響，因此可認為低溫熱處理前后只有試樣中的殘余應力發生了變化。

通過第1組和第2組的試驗結果對比，可得殘余拉應力對焊接接頭疲勞壽命的影響。由表2可知，焊接試樣熱處理前后的表面殘余拉應力均較小。第1和第2組的平均疲勞壽命分別為0.26×107和0.21×107次，兩者的數值相近，因而熱處理對殘余應力的作用并不明顯。

通過第3和第4組的試驗結果對比，可得殘余壓應力對焊接接頭疲勞壽命的影響。由于超聲沖擊的方式與參數相同，第3和第4組試樣的焊趾形貌類似(如圖8所示)，即焊趾傾角與圓弧過渡半徑大致相同，可認為這2組試樣的應力集中程度相近。低溫熱處理只改變試樣表面的應力狀態，不改變沖擊后晶粒組織的大小。由表2可知，這2組試樣熱處理前后的殘余壓應力下降明顯；由圖7可知，平均疲勞壽命降幅達13%，說明殘余壓應力對焊接接頭疲勞壽命的貢獻為13%，殘余壓應力對試樣疲勞壽命的增益作用并不顯著。

圖8　第3和第4組試樣的形貌對比

2)晶粒細化的影響

通過第7組和第8組的試驗結果對比，可得晶粒細化對焊接接頭疲勞壽命的影響。如圖9(a)所示，第7組為沖擊態試樣，第8組為焊接試樣，都進行了低溫熱處理，2組試樣具有相近的焊趾傾角和圓弧過渡半徑，焊趾區的應力集中系數相近。但是由圖7可知，相比于第8組，第7組的平均疲勞壽命提高了42.4%，這歸功于焊趾表層晶粒細化的作用。

圖9　各組試樣的形貌對比

通過第11組和第12組的試驗結果對比，可得晶粒不同細化程度對焊接接頭疲勞壽命的影響。如圖9(b)所示，第11組和第12組分別為沖擊20和15 min的沖擊態試樣，低溫熱處理后這2組試樣焊趾區的殘余壓應力均較小(見表2)，可忽略它對疲勞壽命的影響。而由圖7可知，相比第12組，第11組的平均疲勞壽命提高了142.9%，說明該組的超聲沖擊參數更佳，即20 min沖擊時間下的表層塑性變形更強烈，晶粒細化的程度越高，大量的晶界和高密度位錯有效地抑制了疲勞裂紋的萌生與擴展。

3)應力集中的影響

通過第5組和第6組的試驗結果對比，可得應力集中對沖擊態焊接接頭疲勞壽命的影響。第5組與第6組均為沖擊態試樣(如圖10所示)，這2組試樣的沖擊參數(1.5 A/20 min)相同，且都進行低溫熱處理；區別在于第5組采用全覆蓋沖擊，焊趾過渡半徑較大，第6組采用局部沖擊，焊趾過渡半徑較小。由于沖擊參數相同，可認為沖擊區域的晶粒細化程度相近。由表2可知，2組試樣熱處理后焊趾表面的殘余壓應力值較小，可忽略它對疲勞壽命的影響。因此2組試樣的差別主要體現在焊趾處應力集中系數的不同。

圖10　第5組與第6組試樣的形貌對比

由圖7可知，第6組的平均疲勞壽命相比于第5組，提高了11.9%。理論上，應力集中系數更小的第5組應該具有更高的疲勞壽命，但結果恰好相反。原因可能是，此時決定焊接試樣疲勞壽命的因素不再是焊趾形貌變化帶來的應力集中改變，試樣上其他缺陷帶來的應力集中程度可能更嚴重。第5組試樣大多斷裂的在焊趾處，而第6組試樣大多斷裂在幾何過渡處(母材)。這是因為第6組采用局部沖擊，其沖擊的擺動傾角較小，在相同的沖擊時間里，作用在同一位置的時間更長，有利于消除焊趾處的焊接缺陷。超聲沖擊極大降低了第6組焊趾處的應力集中系數，此時表面上加工微痕產生的應力集中更為嚴重，疲勞裂紋更傾向于在加工缺陷處萌生。

通過第1組，第9組和第10組的試驗結果對比，可得應力集中對焊態接頭疲勞壽命的影響。對比這3組的平均疲勞壽命，說明降低焊趾處的應力集中系數，可極大地提高焊態試樣的疲勞壽命。磨平焊縫余高后的焊接試樣，其疲勞壽命相對于原始的焊接試樣提高了86.4%，但仍然低于母材試樣，因在相同載荷下母材試樣未發生疲勞斷裂。

4)3個因素的貢獻比

應力集中、晶粒細化、殘余應力3個因素對焊接接頭超聲疲勞壽命貢獻比的分析如圖11所示。

圖11　3個因素貢獻比的分析圖

熱處理后焊接試樣(第2組)的平均疲勞壽命為0.21×107次，其經超聲沖擊后(第3組)的平均疲勞壽命為7.86×107次，再經熱處理后 (第4組)的平均疲勞壽命為6.84×107次。由圖11(a)可見：由這3組試驗結果相互對比，可得殘余壓應力的引入提高了焊接接頭約13%的疲勞壽命，剩余約87%的貢獻值由應力集中改善和晶粒細化的綜合作用提供。

熱處理后焊接試樣(第2組)的平均疲勞壽命為0.21×107次，其經熱處理和超聲沖擊后(第7組)的平均疲勞壽命為2.35×107次，經線切割和熱處理的第8組具有與第7組相同的焊趾傾角及過渡半徑，其平均疲勞壽命為1.65×107次。圖11(b)可見：由這3組試驗結果相互對比可得，在排除殘余應力作用的情況下，應力集中的改善可提高焊接接頭約68%的疲勞壽命，剩余約32%的貢獻值由晶粒細化的作用提供。

綜上，殘余應力的引入可提高焊接接頭疲勞壽命的13%左右，應力集中的改善可提高焊接接頭疲勞壽命的59%左右，晶粒的細化可提高焊接接頭疲勞壽命的28%左右。

2.3　斷口分析

試樣的疲勞裂紋源大多位于焊趾表面的缺陷處，部分沖擊態試樣的裂紋從材料表面的機加工微痕處萌生，少數從材料內部的缺陷處萌生。

疲勞裂紋不同的萌生位置如圖12所示。由圖12可見：裂紋從焊趾表面萌生，裂紋源區呈現出不同程度的腐蝕現象，裂紋的萌生和早期擴展可能受腐蝕與交變載荷的共同作用，常見于焊態試樣和部分沖擊態試樣；裂紋從試樣的表面缺陷處萌生，說明焊接試樣的焊趾表面經超聲沖擊強化后，疲勞裂紋轉而從應力集中系數更大的表面缺陷處萌生，如試樣6-1和10-1。圖12(d)表示疲勞裂紋從材料內部的氣孔處萌生，具有典型的“魚眼”形貌，表現為超長的疲勞壽命，如試樣11-2及12-3。

圖12　疲勞裂紋的萌生位置

3　結　論

(1)經超聲沖擊或機械打磨后，試樣的疲勞壽命均得到不同程度的提高。將焊縫余高徹底磨平對接頭疲勞壽命的增益效果最為顯著，相對于焊接試樣，其疲勞壽命可提高86.4倍。

(2)改善應力集中、細化表層晶粒、引入殘余應力對焊接接頭延壽的貢獻比分別約為59%，28%和13%。

(3)焊接試樣及沖擊態試樣的疲勞裂紋大多萌生于焊趾表面，部分沖擊態試樣的裂紋轉而從表面的機械加工的缺陷處萌生，少數試樣從材料內部缺陷處萌生裂紋并擴展至失效。

[1]沈彩瑜.鐵道車輛轉向架構架疲勞強度研究[D]. 成都:西南交通大學,2014.

(SHEN Caiyu. Fatigue Strength Analysis of the Welded Bogie Frame for Railway Vehicle[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2014. in Chinese)

[2]丁然. 認知不確定性下高速鐵道客車轉向架焊接構架疲勞可靠性研究[D]. 成都: 電子科技大學,2013.

(DING Ran. Study on Fatigue Reliability of Welded Bogie Frame for High-Speed Railway under Uncertainties[D]. Chengdu: University of Electronic Science and Technology of China, 2013. in Chinese)

[3]何柏林,張枝森,謝學濤,等.加載環境對合金超高周疲勞行為的影響[J]. 華東交通大學學報,2016, 33(5): 51-57.

(HE Bolin, ZHANG Zhisen, XIE Xuetao, et al. Influence of Loading Environment on Ultra-High-Cycle Fatigue of Alloy Material[J]. Journal of East China Jiaotong University, 2016, 33(5): 51-57. in Chinese)

[4]HONG Y S, LIU X L, LEI Z Q, et al. The Formation Mechanism of Characteristic Region at Crack Initiation for Very-High-Cycle Fatigue of High-Strength Steels[J]. International Journal of Fatigue, 2016, 89：108-118.

[5]SUN C Q, LEI Z Q, HONG Y S. Effects of Stress Ratio on Crack Growth Rate and Fatigue Strength for High Cycle and Very-High-Cycle Fatigue of Metallic Materials[J]. Mechanics of Materials, 2014, 69：227-236.

[6]CRUPI V, EPASTO G, GUGLIELMINO G, et al. Analysis of Temperature and Fracture Surface of Aisi4140 Steel in Very High Cycle Fatigue Regime[J]. Theoretical and Applied Fracture Mechanics, 2015, 80：22-30.

[7]HUI W J, ZHANG Y J, ZHAO X L. Very High Cycle Fatigue Properties of Cr-Mo Low Alloy Steel Containing V-Rich Mc Type Carbides[J]. Materials Science & Engineering A, 2016, 651：311-320.

[8]閆桂玲,王弘,康國政,等.高速列車用6065A鋁合金超高周疲勞性能試驗研究[J].中國鐵道科學,2014,35(1):67-71.

(YAN Guiling, WANG Hong, KANG Guozheng, et al. Experimental Study on the Very High Cycle Fatigue Properties of 6065A Aluminum Alloy for High Speed Train[J]. China Railway Science, 2014,35(1):67-71. in Chinese)

[9]滕誠信,左松,趙琨,等.焊接接頭表面改性的研究進展[J]. 表面技術,2014,43(4):149-157.

(TENG Chengxin, ZUO Song, ZHAO Kun, et al. Progress in Surface Modification of Welded Joints[J]. Surface Technology, 2014,43(4):149-157. in Chinese)

[10]MORDYUK B N, KARASEVSKAVA O P, PROKOPENKO G I. Structurally Induced Enhancement in Corrosion Resistance of Zr-2.5%Nb Alloy in Saline Solution by Applying Ultrasonic Impact Peening[J].Materials Science & Engineering A, 2013,559: 453-460.

[11]王東坡,龔寶明,吳世品,等.焊接接頭與結構疲勞延壽技術研究進展綜述[J].華東交通大學學報,2016, 33(6): 1-14.

(WANG Dongpo, GONG Baoming, WU Shipin, et al. Research Review on Fatigue Life Improvement of Welding Joint and Structure[J]. Journal of East China Jiaotong University, 2016, 33(6): 1-14. in Chinese)

[12]HE Bolin, XIONG Lei, JIANG Mingming, et al.Surface Grain Refinement Mechanism of SMA490BW Steel Cross Joints by Ultrasonic Impact Treatment[J]. International Journal of Minerals, Metallurgy and Materials, 2017,24(4):410-414.

[13]王桂陽,王海斗,張玉波,等. 超聲沖擊法提高焊接接頭疲勞特性研究進展[J]. 材料導報 A:綜述篇,2016,30(5):87-94.

(WANG Guiyang, WANG Haidou, ZHANG Yubo, et al. Development of Research in Improving Fatigue Properties of Welded Joints by Ultrasonic Impact Treatment[J]. Materials Review A: Review Articles, 2016,30(5):87-94. in Chinese)

[14]HE Bolin, YU Yingxia, YU Huanghuang, et al. Grain Refining Mechanism and Fatigue Properties of Bogie Welded Cruciform Joints Treated by Ultrasonic Impact [J]. Current Nanoscience, 2012, 8(1):17-22.

[15]HE Bolin, YU Yingxia, LIU Jing, et al. Research about the Effect of Ultrasonic Impact on the Fatigue Property of Cruciform Joint of 16MnR Steel [J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2012, 41(Supplement 1):283-286.

[16]何柏林,于影霞,史建平,等.超聲沖擊對轉向架用16MnR鋼焊接接頭疲勞性能的影響[J].中國鐵道科學, 2011,32 (5):96-99.

(HE Bolin, YU Yingxia, SHI Jianping, et al. The Effect of Ultrasonic Impact on the Fatigue Properties of 16MnR Steel Welded Joint for Bogie[J]. China Railway Science, 2011,32 (5):96-99.in Chinese)