軌道車輛車體用Q460ME 鋼板疲勞性能研究

何永強(qiáng)，金希紅，朱 衛(wèi)，肖 乾，陳道云

（1. 中車株洲電力機(jī)車有限公司，湖南 株洲 412001；2. 大功率交流傳動(dòng)電力機(jī)車系統(tǒng)集成國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 株洲 412001；3. 華東交通大學(xué)機(jī)電與車輛工程學(xué)院，江西 南昌 330013；4. 華東交通大學(xué)軌道交通基礎(chǔ)設(shè)施性能監(jiān)測(cè)與保障國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江西 南昌 330013；5. 華東交通大學(xué)載運(yùn)工具與裝備教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江西 南昌 330013）

隨著鐵路運(yùn)營(yíng)里程的逐年增加，軌道車輛結(jié)構(gòu)運(yùn)行的安全性得到越來(lái)越多的關(guān)注[1-4]，如何從材料的角度根本性掌握其疲勞可靠性成為各大車輛主機(jī)廠面臨的現(xiàn)實(shí)問(wèn)題。 與其它破壞形式不同，疲勞破壞具有較強(qiáng)的隱蔽性和突發(fā)性，因而獲取具有足夠可靠度的材料疲勞性能數(shù)據(jù)將對(duì)最終的車輛結(jié)構(gòu)定型生產(chǎn)制造起到?jīng)Q定性的作用[5-15]。 郭宏超等[16]對(duì)Q690D 高強(qiáng)鋼的疲勞性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，擬合了母材的S-N 設(shè)計(jì)曲線并與現(xiàn)行規(guī)范進(jìn)行比較，結(jié)果表明：Q690D 母材與普通鋼材相比表現(xiàn)出較高的疲勞抗力，利用掃描電鏡分析了不同階段斷口的微觀形貌特征，基于零塑性累積應(yīng)變率假設(shè)得到疲勞損傷公式， 斷口形貌反映了試件的疲勞損傷發(fā)展過(guò)程，損傷曲線又很好地解釋了斷口的形成機(jī)理。 李浩哲等[17]采用成組法和升降法,對(duì)板厚0.8 mm 的SUS301L-DLT 與板厚2 mm 的EN1.4318+2G 軌道車輛用不銹鋼激光搭接焊接頭分別在室溫空氣環(huán)境、 低溫空氣環(huán)境和腐蝕環(huán)境中進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，結(jié)果表明：在循環(huán)壽命為1×107次條件下，低溫環(huán)境的疲勞強(qiáng)度比室溫空氣環(huán)境提高57.8%， 而在鹽溶液腐蝕環(huán)境中接頭疲勞強(qiáng)度降低25.5%。 康瀾等[18]開(kāi)展了Q690D 高強(qiáng)鋼的高周疲勞試驗(yàn)， 擬合出Q690D 高強(qiáng)鋼的疲勞曲線， 結(jié)果表明：Q690D 高強(qiáng)鋼的疲勞性能遠(yuǎn)高于普通鋼，且比美國(guó)鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范（ANSI/AISC 360-10） 和 歐 洲 鋼 結(jié) 構(gòu) 規(guī) 范（BSEN 1993-1-9）的計(jì)算值要大，說(shuō)明規(guī)范計(jì)算值偏保守，鋼材的疲勞曲線與其屈服強(qiáng)度高度相關(guān)且離散性很強(qiáng)。田長(zhǎng)亮等[19]采用INSTRON 材料疲勞試驗(yàn)機(jī)對(duì)車鉤E 級(jí)鑄鋼進(jìn)行了低周疲勞試驗(yàn)，得到了E 級(jí)鑄鋼材料的疲勞過(guò)渡壽命，在應(yīng)變幅控制下材料隨著循環(huán)次數(shù)增加出現(xiàn)了循環(huán)軟化現(xiàn)象。經(jīng)數(shù)據(jù)擬合，得到了Manson-Coffin 方程、應(yīng)變-循環(huán)周次關(guān)系、循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線、塑性應(yīng)變-壽命雙對(duì)數(shù)曲線。

當(dāng)前，諸多型號(hào)鋼種的疲勞數(shù)據(jù)都是通過(guò)查閱諸如DVS1612-2014 等國(guó)外標(biāo)準(zhǔn)得到的，然而即使對(duì)于同一屈服強(qiáng)度標(biāo)號(hào)的鋼材而言，國(guó)外和國(guó)內(nèi)生產(chǎn)的鋼材在疲勞性能的表現(xiàn)上仍有不小差異。 當(dāng)前我國(guó)生產(chǎn)的軌道車輛結(jié)構(gòu)鋼材已實(shí)現(xiàn)了國(guó)產(chǎn)化，因而有必要對(duì)各規(guī)格的軌道車輛用國(guó)產(chǎn)鋼材進(jìn)行系統(tǒng)性的疲勞試驗(yàn)，獲取材料疲勞性能的“第一手”數(shù)據(jù)，用于指導(dǎo)軌道車輛結(jié)構(gòu)的抗疲勞設(shè)計(jì)。

為此，本文對(duì)軌道車輛車體結(jié)構(gòu)常用的Q460ME高強(qiáng)鋼進(jìn)行了不同板厚的疲勞性能測(cè)試，獲取關(guān)鍵疲勞性能參數(shù)，對(duì)疲勞試樣的斷口進(jìn)行宏觀和微觀層面的斷口分析，所得結(jié)果可為今后軌道車輛車體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì)提供重要的參考。

1 試驗(yàn)材料與設(shè)備

本次試驗(yàn)以某型軌道車輛車體結(jié)構(gòu)的Q460ME鋼板為試驗(yàn)材料，選取2 種常用板厚（5，8 mm）的鋼板加工成疲勞試樣，試樣的尺寸依據(jù)ISO 1099-2017標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)，如圖1 所示。試驗(yàn)設(shè)備為MTS Landmark電液伺服疲勞試驗(yàn)機(jī)，最大加載載荷為100 kN，最高加載頻率100 Hz，本次試驗(yàn)采用軸向加載的方式，應(yīng)力比為-0.1，頻率為60 Hz。

2 試驗(yàn)方法

2.1 條件疲勞極限測(cè)試

對(duì)于鋼材母材而言，條件疲勞極限對(duì)應(yīng)的循環(huán)次數(shù)通常選1×107次[20]，采用“升降法”[21]進(jìn)行測(cè)試，第一根試樣選用較高的應(yīng)力水平，隨后試樣的應(yīng)力水平取決于前一根試樣的試驗(yàn)結(jié)果，凡前一根試樣未達(dá)到指定壽命發(fā)生破壞，則隨后的一次試驗(yàn)在低一級(jí)的應(yīng)力水平下進(jìn)行；凡前一根試樣越出，則隨后的一次試驗(yàn)在高一級(jí)的應(yīng)力水平下進(jìn)行，直至升降圖“閉合”，閉合的條件是：根據(jù)有效數(shù)據(jù)點(diǎn)的終點(diǎn)為越出或破壞，可設(shè)想依次試驗(yàn)的某一應(yīng)力水平還應(yīng)存在一待定數(shù)據(jù)點(diǎn)，若該點(diǎn)與有效數(shù)據(jù)的起點(diǎn)位于同一應(yīng)力水平上，則表示閉合，相鄰兩個(gè)應(yīng)力級(jí)間的應(yīng)力增量通常選為預(yù)計(jì)疲勞極限的5%以內(nèi)，經(jīng)計(jì)算，本次升降法試驗(yàn)的應(yīng)力增量取10 MPa。

中值疲勞強(qiáng)度可由子樣平均值來(lái)估計(jì)，中值疲勞強(qiáng)度估計(jì)量為

式中：p 為存活率；up為與存活率相關(guān)的標(biāo)準(zhǔn)正態(tài)偏量，可通過(guò)查表獲得；β 為標(biāo)準(zhǔn)差修正因數(shù)，可通過(guò)查表獲得。

2.2 應(yīng)力集中修正

本文研究所用的鋼板試樣具有明顯的過(guò)渡圓弧，由于截面變化不均勻，在過(guò)渡圓弧的根部存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，導(dǎo)致疲勞試樣的斷裂位置均位于存在應(yīng)力集中的過(guò)渡圓弧根部，實(shí)際試驗(yàn)時(shí)斷裂位置處的應(yīng)力比數(shù)據(jù)記錄的應(yīng)力值要大， 這就需要用應(yīng)力集中系數(shù)進(jìn)行修正， 以確保最終測(cè)試得到的P-S-N 曲線能夠真實(shí)反映材料的疲勞性能。對(duì)于常見(jiàn)的缺口型結(jié)構(gòu)，通過(guò)查閱《應(yīng)力集中系數(shù)手冊(cè)》便可得到相對(duì)應(yīng)的應(yīng)力集中系數(shù)，而對(duì)于本文研究的帶臺(tái)肩圓角的板形零件而言，《應(yīng)力集中系數(shù)手冊(cè)》并未直接給出相應(yīng)的應(yīng)力集中系數(shù)，因而需要通過(guò)仿真手段加以確定。

為了驗(yàn)證仿真的準(zhǔn)確性，現(xiàn)以《應(yīng)力集中系數(shù)手冊(cè)》中標(biāo)準(zhǔn)的兩側(cè)各有一半圓缺口試件為例進(jìn)行有限元仿真（如圖2 所示），半圓弧半徑為20 mm，夾持端寬度為60 mm，板材厚度為5 mm，試件一端約束，另一端施加軸向拉伸靜載荷10 kN，理論計(jì)算可得試件中間處的名義應(yīng)力為100 MPa， 而仿真后該位置處的最大應(yīng)力為131.8 MPa， 因而仿真得到的應(yīng)力集中系數(shù)為1.318，而通過(guò)查詢《應(yīng)力集中系數(shù)手冊(cè)》可得該試件的應(yīng)力集中系數(shù)為1.30，與仿真結(jié)果基本一致，從疲勞強(qiáng)度的角度而言，《應(yīng)力集中系數(shù)手冊(cè)》中的應(yīng)力集中系數(shù)值偏保守。

進(jìn)一步以本文的5 mm 板狀試樣為例， 進(jìn)行靜態(tài)拉伸仿真分析。 由有限元仿真基本理論可知，網(wǎng)格密度大小將對(duì)仿真結(jié)果產(chǎn)生一定影響， 通常來(lái)說(shuō)，網(wǎng)格密度越大，仿真結(jié)果越準(zhǔn)確，但由此導(dǎo)致的仿真計(jì)算時(shí)間也將變長(zhǎng)。選取1 mm 和0.5 mm 網(wǎng)格尺寸對(duì)試樣模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，劃分后的局部細(xì)節(jié)如圖3 所示。

圖3 2 種網(wǎng)格尺寸的試樣有限元模型Fig.3 Finite element models of specimens with two mesh sizes

施加軸向載荷10 kN， 計(jì)算得到1 mm 和2 mm網(wǎng)格尺寸模型過(guò)渡圓弧根部的最大應(yīng)力分別為126.7 MPa 和129.4 MPa，如圖4 所示。不考慮應(yīng)力集中時(shí)的該位置名義應(yīng)力為100 MPa，因而仿真計(jì)算得到的試樣應(yīng)力集中系數(shù)分別為1.267 和1.294， 由此可見(jiàn)，網(wǎng)格大小在1 mm 以下時(shí)的應(yīng)力集中系數(shù)仿真結(jié)果相差不大。 按照偏保守的設(shè)計(jì)思想，結(jié)合上一根試件的仿真和手冊(cè)數(shù)據(jù)等比例換算， 本文試件的應(yīng)力集中系數(shù)確定為1.25。 除特殊說(shuō)明，本文后續(xù)圖表中的應(yīng)力值均為應(yīng)力集中修正后的應(yīng)力值。

圖4 試驗(yàn)用試件的靜拉伸應(yīng)力響應(yīng)Fig.4 Static tensile stress response of test specimen

3 條件疲勞極限試驗(yàn)結(jié)果

因數(shù)據(jù)保密要求，文中部分應(yīng)力結(jié)果以符號(hào)形式給出， 數(shù)據(jù)處理所用的方法可供讀者參考借鑒。

對(duì)2 種規(guī)格試樣的升降法測(cè)試數(shù)據(jù)繪制升降圖，如圖5 所示（“X”表示“斷裂”，“O”表示“未斷裂”）。 由圖5 可見(jiàn)，2 張升降圖均閉合且子樣對(duì)的數(shù)量均為7，結(jié)合式(1)～式(3)可計(jì)算得到不同存活率及置信度下的條件疲勞極限。 DVS1612 標(biāo)準(zhǔn)中的疲勞極限值給出的是循環(huán)應(yīng)力中的最大值，而本文研究過(guò)程中的應(yīng)力值選取的是應(yīng)力半幅值，為了將試驗(yàn)結(jié)果與DVS1612 標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行比較， 需要將循環(huán)應(yīng)力的應(yīng)力半幅值轉(zhuǎn)化為應(yīng)力最大值，轉(zhuǎn)換關(guān)系按照循環(huán)應(yīng)力比公式及應(yīng)力半幅值計(jì)算公式推導(dǎo)而來(lái)，如下

圖5 條件疲勞極限升降圖Fig.5 Lifting diagram of conditional fatigue limit

式中：σmax為應(yīng)力最大值；σa為應(yīng)力幅值；Rσ為循環(huán)應(yīng)力比。 DVS1612 標(biāo)準(zhǔn)中的疲勞極限值是以MKJ圖的形式給出的，MKJ 圖的橫坐標(biāo)為循環(huán)應(yīng)力比，縱坐標(biāo)為循環(huán)應(yīng)力最大值，各曲線計(jì)算如下

式中：x 為MKJ 曲線的指數(shù)值。

不同規(guī)格試樣的MKJ 曲線指數(shù)值是不同的，可以通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果反推得到。 例如，本文試驗(yàn)的循環(huán)應(yīng)力比為-0.1， 將指定存活率及置信度的疲勞極限值及循環(huán)應(yīng)力比代入式（5），可反求出MKJ 曲線的指數(shù)值，如表1 所示。

表1 DVS1612 標(biāo)準(zhǔn)中MKJ 曲線的指數(shù)值xTab.1 Index value x of MKJ curve in DVS1612 standard

選取全范圍內(nèi)的應(yīng)力比（-1～1）并代入式(5)，可求得MKJ 曲線上的各點(diǎn)縱坐標(biāo)值，進(jìn)而可繪制出整條MKJ 曲線。 DVS1612 標(biāo)準(zhǔn)中只給出了2 種材料的MKJ 曲線（存活率為99.5%），即S355 鋼及S235鋼，本文選取S355 鋼的母材MKJ 曲線作為參照，將5，8 mm 厚度鋼板在不同存活率及不同置信度下的MKJ 曲線繪制在一張圖中，如圖6 所示。

圖6 試驗(yàn)值與DVS1612 標(biāo)準(zhǔn)的MKJ 曲線對(duì)比Fig.6 Comparison between test value and MKJ curve of DVS1612 standard

由圖6 可見(jiàn)， 各規(guī)格試樣在不同存活率及置信度下的疲勞強(qiáng)度均隨著循環(huán)應(yīng)力比的增加而增大，其中：在相同的存活率及置信度下，疲勞強(qiáng)度值隨著板厚的增加而降低，這與疲勞強(qiáng)度的“尺寸效應(yīng)”[22]相吻合；同一板厚的疲勞強(qiáng)度值隨著存活率的增加而降低，這與疲勞可靠性的統(tǒng)計(jì)學(xué)原理相吻合。

4 斷口分析

對(duì)2 種板厚的疲勞試樣進(jìn)行斷口分析， 其中：宏觀斷口由光學(xué)相機(jī)拍攝，裂紋擴(kuò)展區(qū)及韌窩瞬斷區(qū)由掃描電鏡拍攝，如圖7 所示。

由圖7 可見(jiàn)，各板厚規(guī)格的疲勞試樣斷口均可見(jiàn)明顯的裂紋源、裂紋擴(kuò)展區(qū)、瞬斷區(qū)，疲勞裂紋源發(fā)生于矩形截面表面拐角處且為單裂紋源，裂紋擴(kuò)展區(qū)有明顯的“海灘狀”疲勞輝紋，疲勞輝紋基本上是一系列分布均勻的條紋，整體呈扇形分布，與裂紋局部擴(kuò)展方向垂直，每條疲勞輝紋均代表一次載荷循環(huán)。 圖中的韌窩瞬斷區(qū)電鏡觀察結(jié)果表明瞬斷區(qū)為韌性斷裂，反映了試樣良好的韌性特征。

圖7 試樣斷口分析Fig.7 Sample fracture analysis

5 結(jié)論

采用升降法并參照DVS1612 標(biāo)準(zhǔn)對(duì)軌道車輛車體用Q460ME 鋼板疲勞性能進(jìn)行了研究，得出以下結(jié)論。

1） 基于《應(yīng)力集中系數(shù)手冊(cè)》及有限元仿真技術(shù)確定試樣的應(yīng)力集中系數(shù)，該應(yīng)力集中系數(shù)用于對(duì)名義應(yīng)力進(jìn)行修正，更能反映試樣實(shí)際受力狀態(tài)的真實(shí)應(yīng)力，最終確認(rèn)本次試驗(yàn)試樣的應(yīng)力集中系數(shù)為1.25。

2） Q460ME 鋼板2 個(gè)厚度規(guī)格的試樣升降圖均能閉合，由升降圖計(jì)算得到的疲勞極限值整體呈現(xiàn)隨厚度增加而降低的現(xiàn)象， 其中：5 mm 和8 mm厚度的Q460ME 疲勞強(qiáng)度值明顯大于DVS1612 標(biāo)準(zhǔn)中的S355 鋼材疲勞強(qiáng)度值。

3） Q460ME 鋼板2 個(gè)厚度規(guī)格試樣的斷口分析表明：斷裂截面可見(jiàn)明顯的裂紋源、裂紋擴(kuò)展區(qū)及瞬斷區(qū)， 疲勞裂紋源發(fā)生于矩形截面表面拐角處且為單裂紋源，裂紋擴(kuò)展區(qū)有明顯的“海灘狀”疲勞輝紋，整體呈扇形分布，與裂紋局部擴(kuò)展方向垂直，瞬斷區(qū)為韌性斷裂，反映了試樣良好的韌性特征。