人工缺陷對S38C車軸鋼疲勞極限的影響

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(西南交通大學1.材料科學與工程學院，2.牽引動力國家重點實驗室， 3.材料先進技術教育部重點實驗室，成都 610031；4.中車青島四方機車車輛股份有限公司，青島 266111； 5.中車長春軌道客車股份有限公司，長春130062)

0 引 言

我國高速鐵路運營里程已經突破29 000 km，即將完成“八縱八橫”的建設規劃。經過高速動車組技術的引進→消化吸收→創新過程，我國目前已形成了具有自主知識產權的動車組車輛體系。安全是高速鐵路運營的首要目標，為此不僅要做好線路和車輛的生產制造質量控制，還要制定合理的維護維修制度。車軸是高速動車組轉向架的關鍵部件，承載著車輛所有部件和旅客，并在電機驅動下通過旋轉帶動車輛前進。車軸采用損傷容限設計，一旦車軸斷裂，將會發生脫軌、側翻等重大事故，造成人員傷亡[1-3]。影響車軸疲勞強度的主要因素有裝配面的微動疲勞、軸身刮擦與磕碰、異物沖擊以及局部腐蝕等。目前,我國運營動車組車軸鋼主要包括EA4T(25CrMo4)鋼、30NiCrMoV12鋼和S38C鋼，有關低速車輛車軸和高速動車組用EA4T車軸鋼和30NiCrMoV12鋼疲勞性能的研究較多[4-6]。但是，有關S38C車軸鋼疲勞性能的研究報道較少。研究表明，S38C鋼車軸多采用表面感應淬火的方法提高抗微動疲勞性能[7]，但是軸身的刮擦、磕碰和異物沖擊等局部破壞會造成車軸出現局部變形、材料損失或微裂紋，從而影響車軸的疲勞壽命和服役性能，并造成安全隱患。為此，作者分別采用布氏硬度計、電火花燒蝕方法在S38C車軸鋼疲勞試樣表面制造壓痕和電火花凹坑兩類人工缺陷，研究了含有不同尺寸人工缺陷試樣的疲勞極限，并與Murakami模型的計算結果進行對比，分析了不同人工缺陷對疲勞極限影響的差異，為S38C鋼車軸外物沖擊損傷評價提供試驗依據。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料為我國CRH2型動車組用S38C車軸鋼，由中車青島四方機車車輛股份有限公司提供，熱處理方式為表面感應淬火+低溫回火，其化學成分和力學性能分別如表1和表2所示；該車軸內部的基體組織如圖1所示，可見S38C車軸鋼組織為鐵素體和珠光體，珠光體中鐵素體片層和滲碳體片層相間排列，滲碳體片層筆直，片層厚度和片層間距均勻，表明S38C鋼的組織純凈均勻，沒有明顯的位錯等晶體缺陷。

該動車組用車軸為空心車軸，軸身段外徑約為190 mm，內徑約為60 mm，在軸身內外半徑中心處沿徑向截取如圖2所示的疲勞試樣。利用壓頭直徑為1.587 5 mm的布氏硬度計，通過調節載荷(100,150,187.5,250 N)的方式在試樣中心壓制出不同尺寸的人工壓痕缺陷。采用電火花在試樣中心燒蝕出不同尺寸的電火花凹坑缺陷。為方便描述，下文將含有人工壓痕和電火花凹坑缺陷的疲勞試樣稱為人工壓痕試樣與電火花凹坑試樣。采用VKH-1000型超景深顯微鏡測量人工缺陷的幾何參數，計算缺陷在橫截面上的投影面積，具體尺寸見表3。采用VK-9710K型共聚焦顯微鏡觀察人工缺陷表面和截面形貌。

表1 S38C車軸鋼的化學成分(質量分數)Table 1 Chemical composition of S38C axle steel (mass) %

表2 S38C車軸鋼的力學性能Table 2 Mechanical properties of S38C axle steel

圖1 S38C車軸鋼基體的TEM形貌Fig.1 TEM morphology of S38C axle steel substrate: (a) at low magnification and (b) at high magnification

圖2 疲勞試樣的尺寸Fig.2 Dimension of fatigue specimen

表3 不同人工缺陷的幾何尺寸Table 3 Dimension of different artificial defects

采用 GPS-100 型電磁諧振式疲勞試驗機在室溫下進行拉壓疲勞試驗，加載波形為正弦波，頻率為130～150 Hz，應力比為-1，循環次數為5×106周次時所對應的最大應力為疲勞極限。采用階梯法(每組有效試樣數為12～14 個)測人工缺陷試樣的疲勞極限，同時與不含缺陷光滑試樣的進行對比。利用JEOL-7001型場發射掃描電鏡(SEM)觀察斷口形貌。在人工壓痕試樣壓痕處截取直徑為3 mm，厚度為1 mm的圓片，經粗磨、細磨使厚度降至100 μm以下，然后在電解雙噴減薄機上減薄至約100 nm，電解液由質量分數15% HClO4與質量分數85% CH3COOH組成，減薄電壓為25 V，減薄溫度為-20 ℃，之后用Tecnai F20型場發射透射電子顯微鏡(TEM)觀察人工壓痕底部的微觀形貌。

2 試驗結果與討論

2.1 人工缺陷的表面與截面形貌

由于具有不同投影面積的同類人工缺陷的形貌類似，因此分別以投影面積為0.158 7 mm2的人工壓痕和投影面積為0.027 2 mm2的電火花凹坑為例，對缺陷的表面和截面形貌進行觀察。由圖3可知：人工壓痕形狀規則，表面光滑，沒有出現裂紋，壓痕邊緣因受到擠壓而略有隆起，但并未發現材料堆積或開裂現象；人工壓痕截面中未變形區域組織為典型的中碳鋼組織，即鐵素體網格包絡著珠光體，組織細小且分布均勻，而在壓痕形成過程中受到擠壓和拉伸作用的變形區域組織呈層疊狀，為片層狀鐵素體與珠光體。電火花凹坑表面粗糙，有燒蝕留下的痕跡，凹坑邊緣堆積著燒蝕產物；由凹坑截面形貌可看出凹坑表面較粗糙，存在很多因燒蝕而形成的微孔，燒蝕產物呈白色，硬度較高，推測主要由馬氏體、碳化物和殘余奧氏體組成[8-10]。

圖3 不同人工缺陷的表面與截面形貌Fig.3 Surface (a, c) and cross section (b,d) morphology of different artificial defects: (a-b) artificial indentation and (c-d) electronic discharge machined crater

2.2 疲勞極限

描述缺陷尺寸和試樣疲勞極限之間關系的經典模型為Murakami方程[11-12]，其表達式為

(1)

式中：σ為缺陷試樣的疲勞極限；H為顯微硬度；S為缺陷在截面上的投影面積。

圖4 試驗得到和計算得到不同人工缺陷試樣的疲勞極限與缺陷投影面積平方根之間的關系曲線Fig.4 Curves of fatigue limit of different artificial defect specimens vs square root of defect projected area obtained by test and calculation

根據人工壓痕和電火花凹坑的尺寸，利用Murakami方程可計算出試樣的疲勞極限。試驗得到，不含缺陷的光滑試樣的疲勞極限為250 MPa。由圖4可知：試驗得到人工壓痕試樣和電火花凹坑試樣的疲勞極限均隨著缺陷投影面積的增加而降低，且在研究范圍內，這兩種人工缺陷試樣的疲勞極限均呈線性降低趨勢；在缺陷投影面積相同條件下，試驗得到電火花凹坑試樣的疲勞極限比人工壓痕試樣的低30 MPa左右，由Murakami方程計算得到的疲勞極限比試驗得到的電火花缺陷試樣的僅低約20 MPa，但比試驗得到的人工壓痕試樣的低約50 MPa。

2.3 疲勞斷口形貌

由于不同投影面積的同類人工缺陷試樣的斷口形貌類似，因此分別以投影面積為0.158 7 mm2的人工壓痕試樣和投影面積為0.027 2 mm2的電火花凹坑試樣的疲勞斷口為例對形貌進行觀察，并選取光滑試樣的疲勞斷口進行對比。由圖5可知：光滑試樣的疲勞斷口清晰地分為裂紋源、裂紋擴展區和瞬斷區；裂紋起源于試樣表面，呈放射狀擴展，且當裂紋擴展面積達到截面面積的約30%時試樣斷裂，斷口未發現夾雜物等缺陷，具有明顯的疲勞輝紋和裂紋交互錯層撕扯特征，為典型塑性材料的疲勞斷口形貌。當引入人工壓痕后，試樣的表面完整性被破壞，疲勞裂紋源呈現多源特征，且分布在缺陷表面，其中主裂紋源在缺陷底部最深處，這是因為此處有很大的應力集中；電火花凹坑試樣的斷口形貌和人工壓痕試樣的類似，不同的是沒有明顯的主裂紋源，凹坑表面不同微孔處形成的多個裂紋同步擴展。

圖5 不同試樣疲勞斷口的整體形貌和裂紋源形貌Fig.5 Overall morphology (a, c, e) and crack source morphology (b, d, f) of fatigue fracture of different specimens: (a-b) smooth specimen; (c-d) artificial indentation specimen and (e-f) electronic discharge machined crater specimen

圖6 人工壓痕底部的顯微組織Fig.6 Microstructure of bottom of artificial indentation: (a) bright field image; (b) dark field image; (c) deformed pearlite and (d) deformed ferrite

2.4 顯微組織

為了更有效地分析人工缺陷對試樣疲勞極限的影響，選取投影面積為0.158 7 mm2的人工壓痕試樣為例，對其缺陷底部的顯微組織進行觀察。由圖6可知：在明場像中人工壓痕底部的珠光體已發生彎曲變形，珠光體中的滲碳體已彎曲甚至斷裂，表明在壓痕形成過程中局部產生了剪切變形，同時鐵素體片層也因受到擠壓而變薄，鐵素體中位錯墻將鐵素體分割形成亞晶粒和納米晶粒；在暗場像中已經找不到完整的鐵素體、滲碳體板條，只觀察到尺寸200 nm左右的細小亞晶粒，其明暗襯度差表明亞晶粒取向具有很大的差異。對比原始基體組織可以發現，在壓痕形成過程中組織中形成了大量位錯缺陷，造成位錯強化，同時亞晶粒和納米晶粒的形成導致細晶強化，因此人工壓痕底部表面的強度提高并處于壓應力狀態，導致表面起裂門檻值上升，推測這是造成其疲勞極限遠高于Murakami方程計算值的原因。

電火花凹坑是在電極放電作用下，金屬材料發生液化-氣化而形成的缺陷，凹坑表面粗糙，無殘余壓應力[13]，微米級的微孔分布在表面，這些微孔造成了局部的應力集中，誘導疲勞裂紋的萌生，降低疲勞極限，同時在燒蝕過程中凹坑表面形成的硬脆層在一定程度上抑制了裂紋的萌生，小范圍提升了裂紋的起裂門檻值，這可能是造成試驗值略高于Murakami方程計算值的一個原因。綜上可知，在作者研究的缺陷尺寸范圍內，電火花凹坑試樣的疲勞極限可以用Murakami模型進行預測，誤差在可接受范圍內。

3 結 論

(1) 疲勞裂紋從人工缺陷底部萌生，含人工缺陷疲勞試樣的疲勞極限較光滑疲勞試樣的低，且在研究范圍內，人工壓痕試樣和電火花凹坑試樣的疲勞極限均隨著缺陷在橫截面上投影面積的增加而呈線性降低趨勢；在缺陷于橫截面上投影面積相同條件下，試驗得到電火花凹坑試樣的疲勞極限比人工壓痕試樣的低30 MPa左右。

(2) 在缺陷于橫截面上投影面積一定時，人工壓痕試樣的疲勞極限試驗值比由Murakami方程計算得到的高約50 MPa，這是由于壓痕處存在的大量位錯與細小晶粒導致的；電火花凹坑表面粗糙，表面無殘余壓應力，同時因燒蝕冷卻而形成的硬脆層可適當抑制裂紋的萌生，導致電火花凹坑試樣的疲勞極限僅比計算值高約20 MPa，含該類缺陷試樣的疲勞極限可由Murakami方程進行近似預測；標準疲勞試樣表面所含人工缺陷的種類會極大影響其疲勞極限，且影響程度與人工缺陷對表面的改變程度相關。