车轮是列车传输动力的重要部件,也是影响列车运行安全的关键部件之一。随着高速铁路的快速发展,滚动接触疲劳引起车轮失效的现象变得越来越明显^[1,2]。车轮在运行过程中,有直线、曲线、道岔3种载荷工况^[3],尤其是在曲线与道岔恶劣载荷工况时,车轮不仅承受轮轨垂向力,还要承受轮轨横向力,使得车轮承受多轴应力。随着列车运行速度的提高以及轴重的增加,轮轨动态应力以及接触应力增加^[1,2,4],轮轨之间存在冲击载荷^[5],列车车轮磨耗损伤问题严重,加速车轮圆周方向多边形磨耗,即车轮失圆现象,并发生偏轴磨损。目前解决车轮疲劳和偏轴磨损问题的主要措施是镟修或更换,从而缩短了车轮使用寿命。

辗钢车轮由铸坯经过压轧、热处理、机加工等工序制造而成,其中轧制是成形的重要工步之一,轧制成形后车轮材料的疲劳性能直接关系到车轮的服役性能。英国一列185 km/h的高速列车脱轨^[6]与1998年德国ICE高速列车脱轨^[7],均是因为钢轨与车轮之间的滚动接触疲劳断裂引起的。为了减缓车轮疲劳破坏现象,延长车轮使用寿命,对高速车轮材料进行疲劳研究具有重要意义。

高速车轮在出现失圆现象后,列车与轨道间的振动剧烈,发生偏轴磨损,引起偏轴方向的剪切力,加速了车轮的疲劳失效。He等^[8]和Zhou等^[9]的研究结果表明,车轮的磨损量与磨损速率随着切向力与侧向力的增加而增加。热处理工艺与机械加工方式不同,材料的晶体结构与晶粒取向也不同^[10,11],从而存在明显各向异性。垂直于轧制方向的钛合金板材的疲劳极限和疲劳寿命高于平行于轧制方向的钛合金板材^[12]。对于层压复合材料,偏轴加载疲劳是剪切应力与正应力的非线性响应过程^[13],偏轴加载时更容易萌生疲劳裂纹^[14,15],疲劳失效对平均应力的敏感性介于拉和压失效模型之间^[16]。由于各向异性的原因,截取于车轮不同位置与方向的试样的硬度、拉伸性能、冲击性能、疲劳性能等均有很大差异,尤其是冲击与疲劳性能对各向异性具有很大的敏感性^[1]。

典型车轮用钢SAE 1050广泛应用于高速车轮以及货车轮,研究者对其疲劳性能^[17,18]等进行了研究,尤其对车轮服役过程中的滚动接触疲劳性能进行了系统研究^{[1,4~9,19,20]},但是关于车轮用钢轧制各向异性和偏轴加载方面的研究报道较少。本工作针对1050车轮钢轧制各向异性和偏轴加载对疲劳性能的影响进行研究,为车轮服役过程中承受多轴应力时性能的评价提供理论基础。

1 实验方法

实验所用材料为SAE 1050碳素结构钢,原始状态为冷轧态圆棒,直径60 mm,其化学成分(质量分数,%)为：C 0.53,Si 0.24,Mn 0.60,P 0.02,S 0.01,Cr 0.01,Ni 0.01,Cu 0.01,Fe余量。为了获得均匀的铁素体和珠光体组织,将冷轧态圆棒进行热处理,以15 ℃/min的速率加热至850 ℃,保温50 min,然后空冷至室温。抛光腐蚀后使用VK-9710K型彩色3D激光显微镜观察显微组织。

在热处理后的棒材上沿着与轧制方向成0°、30°、45° 3个角度方向截取标准疲劳试样(文中简称为0°、30°、45°试样),试样的形状与尺寸如图1所示。疲劳实验在最大加载能力为±50 kN的GPS-100型电磁谐振式高频疲劳试验机上进行,采用轴向拉-拉应力加载模式,应力比R=0.1,加载波形为正弦波,实验环境为室温。单轴疲劳实验循环频率约为120 Hz。偏轴加载疲劳实验使用自行设计的多轴疲劳试验夹具^[21]实现试样在30°和45° 2个方向的偏轴加载,循环频率约为55 Hz,偏轴疲劳实验装夹方式如图2所示。疲劳实验循环周次设定为5×10⁶,采用升降法测定试样的疲劳极限,疲劳断裂时的最大载荷除以试样标距段的横截面积为疲劳极限应力幅值。疲劳断口在JSM-7001F型场发射扫描电镜(SEM)下进行断口形貌观察。利用有限元分析软件Ansys对0°、30°、45° 3个不同偏轴加载角度的试样进行静力学分析。

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图1   疲劳试样形状与尺寸

Fig.1   Geometry of fatigue specimen (unit: mm)

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图2   偏轴疲劳实验装夹方式

Fig.2   Clamping method of off-axis fatigue test (a) 30° (b) 45°

2 实验结果

2.1 显微组织和拉伸性能

热处理后的1050钢显微组织如图3所示。试样与轧制方向角度为0°时,铁素体与珠光体均匀分布,珠光体组织细小;在角度为30°时,珠光体组织轻微增大,分布较为均匀;当角度为45°时,组织分布不均匀,珠光体组织明显增大,铁素体局部集中。随着与轧制方向角度的增加,珠光体组织逐渐变得粗大,组织均匀性逐渐降低。在与轧制方向成0°、30°、45° 3个不同角度方向截取标距直径为10 mm的标准拉伸试样,获得与轧制方向成不同角度试样的拉伸性能,如表1所示。

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图3   与轧制方向成不同角度时1050钢的显微组织

Fig.3   Microstructures of 1050 steel at the angle with rolling direction of 0° (a), 30° (b) and 45° (c)

2.2 各向异性对疲劳极限的影响

与轧制方向成不同角度试样的单轴疲劳实验结果表明,随着与轧制方向角度的增加,试样疲劳极限逐渐降低,由0°方向的497.5 MPa下降到45°方向的452.5 MPa,降幅约为45 MPa,下降比例约为9%,其中30°方向疲劳极限为482.5 MPa。结合表1可以得到：R=0.1时,试样的疲劳极限均高于屈服强度、低于对应的抗拉强度;不同组织位向试样的疲劳极限均为对应抗拉强度的60%~70%,对应的比例分别为65%、65%和64%。钛合金中α-Ti为六方结构^[12],钢中铁素体为立方结构,因此两者在轧制成形后表现出的各向异性会有明显差异。车轮钢沿着轧制方向形成轧制流线以及织构,在平行轧制方向组织呈等轴细长晶粒。当外力方向与轧制方向平行时,各个晶粒受力方向基本一致,变形较为均匀,需较大外力才发生宏观塑性变形,因此与轧制方向平行的试样抗拉强度与疲劳极限较高。当试样与轧制方向成不同角度时,不同程度地破坏了等轴细长晶粒组织,受到外力作用时,各个晶粒受力与变形不均匀,易于发生宏观塑性变形,因此抗拉强度与疲劳极限较低。

2.3 偏轴加载对疲劳极限的影响

图4是各向异性试样的疲劳极限与偏轴加载角度之间的关系。可以看出,当试样与轧制方向角度一定时,随着偏轴加载角度的增加,疲劳极限逐渐降低;当偏轴加载角度一定时,随着试样与轧制方向角度的增加,疲劳极限逐渐降低;当偏轴加载角度为30°和45°时,与轧制方向角度为30°和45°的试样疲劳极限在相同偏轴加载角度下相差较小。与轧制方向角度为0°的试样,在0°、30°、45° 3个偏轴加载角度下的疲劳极限分别为497.5、111.5和76.6 MPa,从0°到45°降幅约为420.9 MPa,下降比例约为84.6%;与轧制方向角度为30°的试样,在0°、30°、45° 3个偏轴加载角度下的疲劳极限分别为482.5、100.5和66.7 MPa,从0°到45°降幅约为415.8 MPa,下降比例约为86.2%;与轧制方向角度为45°的试样,在0°、30°、45° 3个偏轴加载角度下的疲劳极限分别为452.5、100.5和62.7 MPa,从0°到45°降幅约为389.8 MPa,下降比例约为86.1%。当偏轴加载角度为0°时,与轧制方向成0°、30°、45°方向试样的疲劳极限降幅约为45 MPa,下降比例约为9%;当偏轴加载角度为30°时,与轧制方向成0°、30°、45°方向试样的疲劳极限降幅约为11 MPa,下降比例约为9.9%;当偏轴加载角度为45°时,与轧制方向成0°、30°、45°方向试样的疲劳极限降幅约为13.9 MPa,下降比例约为18.1%。由此可知,当试样与轧制方向角度一定时,随着偏轴加载角度的增加,疲劳极限下降的比例约为85%;而对于不同偏轴加载角度时,随着试样与轧制方向角度的增加,疲劳极限下降的比例相差较大,在0°、30°、45° 3个偏轴加载角度下下降的比例逐渐增加,分别为9%、9.9%和18.1%。

综上可以得到,单轴疲劳时,各向异性对疲劳极限的影响较大;偏轴疲劳时,各向异性对疲劳极限的影响较小;偏轴加载对各向异性试样疲劳极限的影响较大。

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图4   疲劳极限与偏轴加载角度之间的关系

Fig.4   Relationship between fatigue limit and off-axis loading angle

2.4 偏轴加载静力学分析

利用有限元分析软件Ansys对0°、30°、45° 3个不同偏轴加载角度的试样进行静力学分析,图5为加载示意图。在对偏轴加载角度为30°和45°的试样有限元分析模型建立时,在试样两端引入偏轴夹具,将载荷施加在夹具两端,与实验施加条件基本一致;而对于偏轴加载角度为0°试样的单轴加载,只建立试样模型,将载荷直接施加在试样的两端。图6为静力学分析有限元模型,3种模型施加的载荷均为5 kN。实验材料为SAE 1050钢,其弹性模量E=2.0×10⁵ MPa,Poisson比ν=0.3;偏轴夹具材料为40Cr,E=2.11×10⁵ MPa,ν=0.28。

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图5   静力学加载示意图

Fig.5   Schematic of static loading (F—load)

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图6   静力学分析有限元模型

Fig.6   Finite element model of static analysis

不同偏轴加载角度下的试样静力学有限元分析结果如图7所示。可以得到,试样在偏轴加载角度为0°、30°、45°时最大剪切应力分别为17.83、142.08和205.70 MPa,最大Von Mises等效应力分别为101.08、340.74和407.17 MPa。随着偏轴加载角度的增加,剪切应力与Von Mises等效应力迅速增加。在单轴加载时剪切应力较小,与Von Mises等效应力的比值较小,为0.18;在偏轴加载角度为30°和45°时,剪切应力与Von Mises等效应力均较大,两者的比值分别为0.42和0.51。因此,当施加的载荷相当时,在偏轴加载的情况下,试样承受的剪切应力更大。

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图7   静力学分析应力云图

Fig.7   Stress nephograms of static mechanic analysis under uniaxial loading
(a, b), 30° (c, d) and 45° (e, f) off-axis loading (unit: MPa)
(a, c, e) shear stress nephogram
(b, d, f) von Mises stress nephogram

综上可得,施加载荷为5 kN时,45°偏轴加载的Von Mises等效应力最大为407.17 MPa。以该Von Mises等效应力为基准,修改单轴加载和30°偏轴加载的载荷,使得Von Mises等效应力与45°偏轴加载时相当。可以得到：单轴加载载荷为20.15 kN时,Von Mises等效应力为407.33 MPa,最大剪切应力为71.86 MPa;30°偏轴加载载荷为6.93 kN时,Von Mises等效应力为407.20 MPa,最大剪切应力为168.60 MPa;0°、30°、45° 3个偏轴加载角度下的剪切应力与Von Mises等效应力的比值分别为0.18、0.41、0.51,与施加同载荷时的比值相当。当Von Mises等效应力相当时,单轴加载时的剪切应力最小,随着偏轴加载角度的增加,剪切应力迅速增加。因此,当Von Mises等效应力相当时,在偏轴加载的情况下,试样承受的剪切应力更大。

3 分析讨论

与轧制方向成0°方向的试样疲劳断口形貌如图8所示。疲劳裂纹萌生于试样表面,单裂纹源起裂,断口较为平整。试样疲劳断面分为3个区域：裂纹萌生区、扩展区、瞬断区(图8a)。试样受到疲劳循环加载时,在表面萌生疲劳裂纹,沿着垂直于试样轴向方向呈放射状以穿晶解理方式向里扩展(图8c);在裂纹的扩展区可以清晰地看到疲劳辉纹(图8d);当疲劳裂纹扩展到试样不足以承受循环载荷时,试样发生瞬时断裂,为断面最终瞬断区,在瞬断区可看到大量韧窝的存在(图8b)。

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图8   单轴加载0°试样断口形貌

Fig.8   Fracture morphologies of 0° specimen with uniaxial loading
(a) fracture surface
(b) fracture zone
(c) crack initiation site
(d) propagation zone

与轧制方向成30°和45°方向的试样在单轴加载下的疲劳断口形貌分别如图9和10所示。疲劳裂纹萌生于试样表面,然后沿着垂直于试样轴向方向以穿晶解理方式向里扩展,最后导致试样断裂。相比平行于轧制方向的试样,断口较为粗糙,如图9a和10a;在裂纹萌生区可清晰地看到有凹坑,表面不平整,如图9b和10b;裂纹扩展区平整度也有所下降,可看到不均匀分布的小凹坑,如图9c和10c;瞬断区则更为粗糙,凹坑与凸起部位更大。由于车轮钢在轧制成形时形成了轧制流线与织构,当不同方向切割取样时,破坏了轧制流线方向的等轴细长晶粒组织与织构,使得试样在疲劳循环加载中各个晶粒的受力方向不一致,变形不均匀,导致试样发生不均匀的塑性变形。因此与轧制方向平行的试样疲劳断口较为平整,而与轧制方向成30°和45°方向试样的疲劳断口较为粗糙。平行于轧制方向的试样表面为连续等轴细长晶粒,当轧制流线被破坏时,试样表面晶粒不再是连续的等轴细长晶粒,晶粒择优取向方向不再与试样轴向方向平行,在较为尖锐的晶粒边缘出现应力集中,更容易产生塑性变形而萌生疲劳裂纹。因此随着试样与轧制方向角度的增加,疲劳性能逐渐变差。

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图9   单轴加载30°试样断口形貌

Fig.9   Fracture morphologies of 30° specimen with uniaxial loading
(a) fracture surface
(b) crack initiation site
(c) propagation zone

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图10   单轴加载45°试样断口形貌

Fig.10   Fracture morphologies of 45° specimen with uniaxial loading
(a) fracture surface
(b) crack initiation site
(c) propagation zone

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图11   30°偏轴加载0°试样断口形貌

Fig.11   Fracture morphologies of 0° specimen with 30° off-axis loading
(a) fracture surface
(b) crack initiation site

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图12   45°偏轴加载0°试样断口形貌

Fig.12   Fracture morphologies of 0° specimen with 45° off-axis loading(a) fracture surface(b) crack initiation site(c) propagation zone

图11和12分别为与轧制方向平行的试样在偏轴加载角度为30°和45°方向的疲劳断口形貌。疲劳裂纹亦萌生于试样表面,如图11a和12a;单裂纹源呈放射状以穿晶解理方式向周围逐渐扩展,如图11b和12b。尽管试样承受偏轴加载,但试样本身与轧制方向平行,组织为等轴细长晶粒,因此疲劳断口较为平整。偏轴加载时,试样不仅承受轴向拉应力,还承受较大的剪切应力,表现为多轴应力状态。对于多轴疲劳寿命的评估与失效机理已经提出了多种准则,建立在疲劳裂纹萌生与扩展机理上的基于临界面的多轴疲劳准则,考虑了在最大剪切应变平面上的循环剪切应变和法向正应变^[22~24],认为循环剪切应变有助于裂纹萌生,而正应变有助于裂纹扩展^[25],因此在偏轴加载疲劳断口的裂纹萌生区域不平整,且疲劳辉纹没有单轴加载疲劳断口辉纹明显。

试样在疲劳循环加载过程中,每一循环发生微小塑性变形,随着循环次数的增加产生塑性累积直至较大的宏观塑性变形,使得在试样表面萌生裂纹发生疲劳断裂^[1,18,19],并且为穿晶解理断裂^[12,26]。单轴加载和偏轴加载的Von Mises等效应力相当时,偏轴加载的剪切应力明显大于单轴加载的剪切应力。当Von Mises等效应力为407 MPa时,单轴加载的剪切应力为71.86 MPa,载荷为20.15 kN,此时最大应力幅值为401.07 MPa,明显低于单轴疲劳极限497.5 MPa,因而试样不会发生疲劳断裂;30°偏轴加载的剪切应力为142.08 MPa,载荷为6.93 kN;45°偏轴加载的剪切应力为205.70 MPa,载荷为5 kN;此时30°和45°偏轴加载的最大应力幅值分别为137.94和99.52 MPa,均明显高于偏轴疲劳极限111.5和76.6 MPa。因此,当单轴加载和偏轴加载的Von Mises等效应力相当时,偏轴加载的剪切应力更大,试样更容易萌生疲劳裂纹,发生疲劳断裂。在单轴加载的疲劳实验中,试样的疲劳极限均高于屈服强度,因此试样在经历循环加载疲劳断裂时,发生了明显的塑性变形。而对于偏轴加载的疲劳试验中,虽然试样的偏轴疲劳极限均低于屈服强度,不足以使试样发生明显塑性变形,但由于存在较大的剪切应力与轴向拉应力,试样表面最大剪切应力处的晶粒应力集中,因此试样表面晶粒与内部晶粒结构发生了塑性变形,并产生塑性累积,表现为宏观塑性变形,并在试样表面萌生疲劳裂纹。在疲劳断口扩展区可观察到明显的疲劳条带,也可观察到少量的二次裂纹,尤其是在与轧制方向成角度的试样以及偏轴加载疲劳断口,这些二次裂纹的出现说明由于轧制流线和织构的破坏以及较大剪切应力的存在使得主裂纹扩展的尖端应力集中程度很大,致使主裂纹产生了少量分支,以缓解裂纹尖端的应力集中。有限元静力学分析结果可知,当施加载荷一定时,在单轴加载的情况下,试样承受的剪切应力与Von Mises等效应力均较小,其中剪切应力相比于Von Mises等效应力可以忽略不计;在偏轴加载的情况下,试样承受较大的剪切应力,Von Mises等效应力也较大;而且随着偏轴加载角度的增加,剪切应力与Von Mises等效应力迅速增加;当单轴加载和偏轴加载的Von Mises等效应力相当时,偏轴加载的剪切应力更大。多轴疲劳循环剪切应变有助于裂纹萌生,而正应变有助于裂纹扩展^[25]。在偏轴加载的情况下,较大的剪切应力使得试样表面更容易萌生疲劳裂纹,较大的Von Mises等效应力使得疲劳裂纹更容易扩展。因此偏轴加载的疲劳性能低于单轴加载的疲劳性能,而且随着偏轴加载角度的增加,疲劳性能逐渐降低。

4 结论

(1) 在偏轴加载的情况下,试样承受拉应力与剪切应力的共同作用,剪切应力与Von Mises等效应力较大;随着偏轴加载角度的增加,剪切应力与等效应力不断增加且剪切应力增加的幅度较大。

(2) 当试样与轧制方向角度一定时,疲劳极限随着偏轴加载角度的增加而降低,在偏轴加载角度45°以内下降的比例约为85%;偏轴加载角度一定时,疲劳极限随着试样与轧制方向角度的增加而降低;单轴加载的疲劳极限在试样与轧制方向角度45°以内下降的比例约为9%;偏轴加载对疲劳性能的影响比各向异性对疲劳性能的影响更大。

(3) 在应力控制的高周疲劳加载条件下,轧制1050车轮钢的疲劳裂纹萌生于试样表面,并以穿晶解理方式扩展;在偏轴加载的情况下,较大的剪切应力使得疲劳裂纹更容易萌生,较大的Von Mises等效应力使得疲劳裂纹更容易扩展;在疲劳裂纹扩展区存在二次裂纹,缓解了主裂纹尖端的应力集中。

The authors have declared that no competing interests exist.