7系鋁合金在上海軌道交通車輛的應用現狀及適用性分析

顧愷迪 高志良 李世江 高偉民

(1.上海地鐵維護保障有限公司車輛分公司，200030，上海；2.上海地鐵維護保障有限公司，200070，上海∥第一作者，工程師)

近年來，隨著我國軌道交通事業的快速崛起與發展，鋁合金已經成為軌道車輛車體的主要材料。同時，鋁合金成分與組織的易調控性，使得鋁合金種類已從1系發展到8系，其可以滿足高速列車不同部位承載的壓力及使用性能的需求。

在車輛承載件中，牽引梁、枕梁和底架等是車輛底架結構的重要受力構件，起到承載和傳遞車輛牽引力、制動力與沖擊力的作用，其服役安全對列車的正常運維與服役壽命意義重大。因此，牽引梁、枕梁和底架等承載件的服役性能要求決定了其構成材料必須具備足夠的強度與塑性。在鋁合金系列中，7系(Al-Zn-Mg)鋁合金因其具有良好的性能，已被廣泛用作牽引梁、枕梁和底架等承載件的主要構成材料。

上海軌道交通部分車型的牽引梁、枕梁與底架均采用7系(7020 T6)鋁合金作為主要材質。截至2019年4月，某種車型共計13輛車輛存在裂紋。此種車型的車體底架高強度區域均采用了7020 T6鋁合金，裂紋問題嚴重制約了列車的服役安全。以往項目也發現部分服役列車出現過車體裂紋的情況。為確保列車行車安全以及避免后續新車型出現類似此類裂紋情況，本文針對上海軌道交通車輛進行了詳細的調查。經調查發現，出現裂紋的車型均采用7020 T6鋁合金作為車體底部關鍵受力構件的制備材料，且構件均采用了焊接成形技術進行服役前加工。另外，基本所有車型的車底受力件都存在相同的裂紋位置。顯然，作為車體底部關鍵構件材質的7020 T6鋁合金是引起7系鋁合金車型裂紋的潛在共性因素。

因此，本文立足于當前上海軌道交通車輛7系鋁合金車體出現裂紋的情況，選取7系鋁合金應用的兩個典型案例，即牽引梁下蓋板與司機室車鉤端牽引梁為研究對象，調查其裂紋狀況，從靜載荷強度、層狀撕裂及應力腐蝕等因素著手分析裂紋產生的主要原因。此外，本文還對7系鋁合金在類似車體牽引梁等高強度位置的適用性進行了評價，同時提出優化策略，為7系鋁合金在車體關鍵位置的使用提供了工程經驗。

1 7020 T6 鋁合金組織成分與性能

根據BS EN 485-2：2004《鋁和鋁合金——薄板，卷板和板材——第2部分：機械性能》(最新版為BS EN 485-2：2016),7020 T6鋁合金滿足T6、T651、T62回火等級要求，其機械性能如表1所示。

表1 7020 T6鋁合金的機械性能Tab.1 Mechanical properties of aluminum alloy 7020 T6

根據7020 T6鋁合金的實際應用情況，判斷其屈服現象不明顯，因此其屈服強度標準應參照Rp0.2(規定非比例延伸率為0.2%時的延伸強度)。當板材厚度為12.5～40.0 mm時，鋁合金7020 T6鋁合金的屈服強度為280 MPa，其抗拉強度為350 MPa，最小延伸率為9%，硬度為104 HBW。

2 典型案例

2.1 牽引梁下蓋板裂紋

2.1.1 中間端牽引梁靜力分析

由于牽引梁下蓋板裂紋均出現于中間端牽引梁，根據上海軌道交通某型車車體靜強度報告，對中間端牽引梁做靜載荷強度分析。在車輛載荷為AW3(超常載荷)工況下，當車鉤上施加的牽引力為1 200 kN時，對4個空氣彈簧施加約束，中間端牽引梁區域的應力如圖1所示。當車鉤上施加的拉伸力為1 200 kN時，對4個空氣彈簧施加約束，中間端牽引梁區域的應力如圖2所示。

圖1 AW3工況下，當車鉤施加壓縮力時的中間端牽引梁應力圖

圖2 AW3工況下，當車鉤施加拉伸力時的中間端牽引梁應力圖

由圖1可知，在AW3工況下，車鉤施加壓縮力，牽引梁下蓋板位置所受的應力值要遠大于AW3工況下,車鉤施加拉伸力的牽引梁下蓋板所受應力值。除去圖1中虛線圈內的位置(此處未出現裂紋)，在AW3工況下，車鉤施加壓縮力，牽引梁區域應力最大位置應為圖1中的虛線圈位置，其應力值為126 MPa。

根據EN 12663：2000《鐵道應用——軌道車身的結構要求》，在僅利用計算來驗證設計結構的屈服或彈性極限強度的條件下，安全系數S應取為1.15。牽引梁下蓋板采用7020 T6鋁合金，其屈服強度Rp0.2=280 MPa。根據計算可得：

(1)

式中：

σC——計算應力。

由式(1)可知，僅從靜載荷強度而言，中間端牽引梁區域的結構是安全的，且有較大的安全冗余。根據靜載荷強度分析，可以確定牽引梁區域的應力最大位置。經分析對比，該應力最大位置與牽引梁側邊下蓋板裂紋位置基本吻合。某型車M1(動車1)一位端牽引梁側邊下蓋板裂紋如圖3和圖4所示。

圖3 某型車M1一位端牽引梁側邊下蓋板裂紋位置設計圖截圖

圖4 某型車M1一位端牽引梁側邊下蓋板裂紋照片

綜上，本文推斷較大的外部載荷應力是某型列車牽引梁下蓋板處裂紋產生的必要條件之一。

2.1.2 宏觀形貌特征及焊接結構分析

對打磨前后的裂紋長度(見圖4)進行測量，可獲得打磨前的裂紋長度為100 mm，打磨后的裂紋長度為240 mm，裂紋延伸至貼近焊縫位置。這主要是由于貼近焊縫位置，即焊接熱影響區時，鋁合金熱影響區域的結構晶粒粗大且焊接殘余應力較大，導致其內部裂紋長度更長。據此初步判斷，此位置裂紋應由內向外開裂。

對牽引梁下蓋板處的裂紋宏觀形貌作觀察。某型車MP1(帶受電弓的動車1)、MP2及牽引梁下蓋板裂紋典型宏觀形貌如圖5所示。由圖5 a)和圖5 b)可知，牽引梁下蓋板裂紋表面清洗后未發現腐蝕痕跡。裂紋位置光亮，形貌呈流線狀且裂紋平坦，邊界清晰且裂紋方向平行于板材表面，與正應力方向垂直。根據上述情況判斷，該處裂紋應為典型的脆性開裂。由圖5 c)可知，試樣剖面存在小裂紋，與主應力方向垂直且首尾相連構成階梯狀。裂紋位置貼近板材表面，其擴展方向無分支，其形貌特征與文獻[1]提出的層狀撕裂宏觀形貌特征一致。

本文對牽引梁下蓋板處的焊接結構進行調查，確認其焊接結構符合層狀撕裂的5種典型結構之一。厚板材料的角接接頭、T型接頭和十字接頭是最常發生層狀撕裂的位置。下蓋板區域的焊接結構為典型的厚板角接接頭，如圖6所示。層狀撕裂典型焊接結構[2]厚板角接接頭如圖7所示。因此，本文初步認為牽引梁下蓋板裂紋的產生原因為層狀撕裂。

圖5 裂紋宏觀形貌圖Fig.5 Macroscopic topography of cracks

圖6 下蓋板位置焊接結構圖截圖Fig.6 Screenshot of welding structure of lower cover plate position

圖7 層狀撕裂典型厚板角接接頭焊接結構

2.1.3 層狀撕裂原因分析

一般而言，造成層狀撕裂的原因有：

1) 厚板材料的力學性能各向異性造成其板厚方向塑性較差，且隨著板厚的增加，其力學性能各項異性越強，板厚方向塑性越差；

2) 存在較大的加工殘余拉應力或焊接殘余拉應力，其方向垂直于板材厚度方向。

在以上兩個因素協同作用下，母材表層部分就會產生層狀撕裂裂紋。

某型車牽引梁下蓋板采用的是厚度為20 mm的7020 T6鋁合金板材。一般可采用板厚方向斷裂延伸率來判斷層狀撕裂的傾向性。板厚方向斷裂延伸率越大，材料板厚方向的塑性就越強，層狀撕裂傾向性越低。高強度7020 T6鋁合金的最小延伸率僅為9%，顯然其塑性較低，接近脆性材料最小延伸率為5%的條件。而國內外對鋁合金板厚方向成分均勻性的研究較少，且無可靠的均勻性生產工藝[3-4]，其板厚方向塑性必然小于其縱橫向的塑性，層狀撕裂傾向性高。

在7020 T6鋁合金焊接成形過程中，由于熔池的快速凝固，造成焊縫區域鋁合金體積收縮嚴重，進而產生較大的焊接殘余應力。而目前國內尚無鋁合金焊接殘余應力釋放的可靠工藝。由2.1.1節中所確認的最大應力位置與裂紋位置吻合可知，裂紋位置處較大的載荷拉應力與焊接殘余拉應力是造成層狀撕裂的主要拉應力因素。

綜上所述，本文推斷在對牽引梁進行焊接的過程中，存在較大的焊接殘余拉應力，且由于7系鋁合金本身對層狀撕裂的高傾向性，導致了7系鋁合金層狀撕裂，板材內部出現肉眼不可見的微小裂紋，尤其當列車運營時面臨的早晚高峰循環載荷沖擊，引發了鋁合金牽引梁內部微小裂紋的擴展，最終形成了牽引梁下的蓋板裂紋。

2.2 司機室車鉤梁裂紋

近些年，已有文獻開展針對車鉤梁開裂現象的研究。文獻[5]通過宏觀形貌觀察，顯微組織分析、斷口形貌分析以及應力腐蝕試驗，認為車鉤梁開裂是7020 T6鋁合金受到應力腐蝕所導致的。一般來說，金屬材料出現應力腐蝕開裂狀態需要以下3種條件[6]：

1) 金屬材料本身具有應力腐蝕敏感性。

2) 金屬材料處于特定的腐蝕環境中，對鋁合金材料而言，主要是潮濕、悶熱環境、含有Cl-、Br-、I-離子的溶液以及腐蝕環境。在干燥環境下，無論何種壓力下均不會出現應力腐蝕。

3) 金屬材料受拉應力作用。拉應力可以是外部施加的載荷或是焊接殘余應力等。

因此，7020 T6鋁合金在含Cl-溶液中對應力腐蝕敏感，符合敏感材料的條件。當鋁合金受到X-Z方向的載荷，對應力腐蝕最為敏感；Y-Z方向次之；X-Y方向未發現應力腐蝕。外部載荷施加方向如圖8所示。

圖8 外部載荷施加方向Fig.8 Direction of external load application

上海地區為沿海氣候，在潮濕、悶熱的環境下，車體底部牽引梁區域容易凝結水汽，從而滿足特定腐蝕介質的條件。根據2.1.3節所述，鋁合金焊接后產生的焊接殘余應力較大，滿足拉應力條件。因此，7020 T6鋁合金在車鉤梁服役時，滿足應力腐蝕的全部條件，易發生應力腐蝕。

3 適用性評價及優化策略

3.1 適用性評價

1) 7020 T6鋁合金具有高強度、低塑性、板厚方向成分不均勻等特性，造成其對層狀撕裂的高傾向性；鋁合金的高延展性導致的較大焊接殘余拉應力，以及由車輛運營過程中產生的較大外部載荷拉應力，兩者結合產生的拉應力是造成層狀撕裂的主要原因。在采用7020 T6鋁合金作為材質的前提下，防止層狀撕裂的產生可以從結構設計及焊接工藝的角度進行優化。從結構設計而言，使焊接殘余應力的方向不垂直于板厚方向或減小焊縫尺寸及優化牽引梁結構等措施均能避免出現應力集中現象；從焊接工藝而言，通過恰當的焊接殘余應力釋放工藝可以將殘余應力降至較小值。目前，國內整車廠尚無有效的鋁合金殘余應力釋放工藝，工藝優化仍需開拓創新。

2) 造成某型車輛車鉤梁應力腐蝕的主要因素為：①拉應力(焊接殘余應力與較大的外部載荷結合)；②含Cl-的腐蝕環境；③7020 T6鋁合金是應力腐蝕敏感材料。上述三種因素中，缺少任意一種因素，應力腐蝕即可避免。在確定使用7020 T6鋁合金的情況下，可從優化焊接工藝、結構設計或車體表面改性的角度來防止應力腐蝕。

從車體表面改性而言，可以采取磷化處理和噴丸前處理，再噴涂潮氣固化型聚氨酯重防腐涂料，將環境中的腐蝕介質與車體隔離，以避免應力腐蝕的產生。但這實際上增加了架大修中的工作(在原有的架大修規程中，對列車底部牽引梁等位置不做涂裝處理)，即周期性地對車底關鍵位置噴漆，以確保車體的防腐蝕能力。此外，定期噴漆的工作也增加了油漆選型、噴涂工藝乃至均衡修中增加車底結構表面維護規程等問題。

3.2 優化策略

根據前文分析，造成車體開裂的共同關鍵因素為：7系鋁合金對層狀撕裂及應力腐蝕的敏感性(內因)和板材受到拉應力作用(外因)。因此，在現有車輛仍采用7系鋁合金的情況下，可對拉應力因素進行優化。

1) 噴丸表面強化工藝。對現有車體底架等受力位置板材預先做特殊噴丸改性處理，通過大量彈丸對板材表面做多方位、高速、重復沖擊，使板材表面塑性變形，板材內部受到的應力未達到屈服強度只產生彈性變形。當彈丸離開板材表面，板材內部會有恢復到原來狀態的趨勢，從而壓迫板材表層，在板材表面制造殘余壓應力。當板材焊接成型時受到的焊接殘余拉應力和人為制造的殘余壓應力相互抵消，去除或減少造成層狀撕裂及應力腐蝕的主要拉應力因素，從而阻礙板材開裂。

2) 焊接工藝評定。要求整車廠對牽引梁等關鍵位置做焊接工藝評定，以減小焊接殘余應力，從而提升焊接質量。對關鍵位置焊接前，提交焊接工藝評定試驗方案，其中包括：①母材牌號、級別、厚度；②焊接材料的型號、等級、規格；③焊接設備的型號和主要參數；④坡口設計和加工要求；⑤焊道布置和焊接順序；⑥焊接位置；⑦焊接規范參數；⑧焊前預熱和道間溫度控制、焊后熱處理、殘余應力釋放措施。請第三方合規機構對焊接工藝評定試驗方案進行審核、修改及確認，并由整車廠根據第三方確認的方案在現場做焊接工藝試驗，在第三方現場檢驗通過后，方可對列車關鍵位置進行焊接處理。

4 結語

本文分析了靜載荷強度、層狀撕裂和應力腐蝕三種可能產生裂紋的因素，推斷層狀撕裂及應力腐蝕是產生裂紋的主要原因，并從材料角度論證了7020 T6鋁合金對層狀撕裂及應力腐蝕均為敏感性材料。此外，結合當前實際情況評價了7系鋁合金在車體關鍵位置的適用性，并針對引起裂紋產生的拉應力因素，提出了采用噴丸強化工藝以及焊接工藝評定方式減小拉應力的影響，以避免7系鋁合金的車體產生層狀撕裂及應力腐蝕，為7系鋁合金在車體關鍵位置的使用提出了優化建議。