王凱，劉德義，劉世程

(1. 中車齊齊哈爾車輛有限公司 熱工藝部，黑龍江 齊齊哈爾 161002；2. 大連交通大學 材料科學與工程學院，遼寧 大連 116028)

轉(zhuǎn)K2型轉(zhuǎn)向架承載外簧疲勞斷裂分析

王凱1，劉德義2，劉世程2

(1. 中車齊齊哈爾車輛有限公司 熱工藝部，黑龍江 齊齊哈爾 161002；2. 大連交通大學 材料科學與工程學院，遼寧 大連 116028)

對疲勞試驗中斷裂的轉(zhuǎn)向架彈簧，從材料質(zhì)量、斷口、表面劃痕及其對疲勞壽命的影響等方面進行了分析，結(jié)果表明：材料及熱處理質(zhì)量符合標準要求，SEM斷面分析亦未發(fā)現(xiàn)夾雜物等材料缺陷；斷口及表面觀察發(fā)現(xiàn)疲勞裂紋從應力最大的簧圈內(nèi)表面的劃痕形成；劃痕與簧絲軸向垂直，其引起的應力集中使等效對稱循環(huán)切應力增大12.7%，疲勞壽命降低74%，是早期疲勞斷裂的原因；劃痕是生產(chǎn)中不當操作造成的.

彈簧；疲勞斷裂；表面劃痕；應力集中；等效切應力

0 引言

鐵路貨車轉(zhuǎn)K2型轉(zhuǎn)向架承載外簧(以下簡稱彈簧)，用直徑26 mm的60Si2CrVAT簧絲卷制，總?cè)?shù)6.55圈，自由高度232 mm，中徑122mm，照片見圖1(a).

技術(shù)條件要求，彈簧按TB/T 2211-2010[1]規(guī)定進行疲勞試驗，疲勞壽命不得低于300萬次.但一直進行彈簧疲勞試驗時，應力循環(huán)至260萬次時斷裂.斷裂彈簧照片見圖1(b)，斷裂位置距一端2.2圈.

圖1 新品彈簧及斷裂彈簧照片

對斷裂彈簧，從材質(zhì)、斷口、應力等方面進行了分析，找出了早期疲勞斷裂的原因，為改進彈簧質(zhì)量、提高彈簧疲勞壽命提供了依據(jù).

1 材料分析

從斷裂彈簧斷口附近取樣，對其成分、夾雜物、組織、硬度、脫碳層等進行了分析.

(1)化學成分

化學成分分析結(jié)果見表1，符合技術(shù)條件要求.

表1 化學成分 %

(2) 非金屬夾雜物

按照GB/T 10561-2005標準，對非金屬夾雜物進行了評定，結(jié)果見表2，夾雜物級別符合技術(shù)條件要求.

表2 非金屬夾雜物

(3) 硬度

技術(shù)條件要求彈簧熱處理后硬度為42～48HRC，實測斷裂彈簧硬度為46 HRC，符合技術(shù)條件要求.

(4) 組織

斷裂彈簧的光學金相組織見圖2，為鐵素體基體與彌散分布在鐵素體基體上的細粒狀滲碳體所組成的回火屈氏體組織.

圖2 金相組織照

(5)表面脫碳層

測定了斷裂彈簧的表面脫碳層，單邊總脫碳層(鐵素體+過渡層)深度0.10 mm，符合技術(shù)條件(不大于0.3 mm)要求.

由上述分析數(shù)據(jù)可見，斷裂彈簧材料的碳及合金元素含量控制在規(guī)定范圍的中限，雜質(zhì)元素P、S、O含量及非金屬夾雜物級別較低，硬度處于規(guī)定范圍的中上限，表面脫碳較輕，說明材料成分、含量冶金質(zhì)量、熱處理質(zhì)量符合相關(guān)技術(shù)條件要求.

2 斷口分析

2.1 宏觀斷口

斷裂彈簧宏觀斷口由疲勞裂紋源、疲勞裂紋擴展區(qū)及瞬時斷裂區(qū)三部分組成，具有典型的疲勞斷裂特征，見圖3.疲勞裂紋萌生于彈簧圈的內(nèi)表面，如圖3中箭頭所示.

圖3 宏觀斷口照

疲勞裂紋形成后，從簧絲表面向內(nèi)擴展，最終形成由輪廓線ABCDEA所圍的疲勞裂紋擴展區(qū).擴展區(qū)斷面光滑，與簧絲軸線成45°角，即與最大拉伸應力相垂直[2].

疲勞裂紋擴展前緣線到達ABCD時，簧絲截面積減小，在試驗載荷作用下瞬時斷裂，形成粗糙斷面.

2.2 微觀斷口

用掃描電鏡(SEM)觀察了疲勞裂紋源，照片見圖4.疲勞裂紋在簧絲表面形成，然后向內(nèi)部擴展.高倍下疲勞裂紋源處未觀察到非金屬夾雜物等材料缺陷.

3 疲勞裂紋源附近的簧絲表面觀察

對疲勞裂紋源附近的簧絲表面進行了觀察，結(jié)果發(fā)現(xiàn)緊鄰疲勞裂紋源的簧絲表面存在一條劃痕，見圖4(a)及圖5.劃痕呈直線狀，與簧絲軸向約成直角，即與彈簧軸向基本平行，長約2 mm，系由尖角硬物劃傷所致.劃痕與疲勞斷面的交界處正是疲勞裂紋源.

圖4 疲勞裂紋源及其側(cè)面劃痕

圖5 疲勞裂紋源側(cè)面劃痕

劃痕的橫截面照片見圖6，測得劃痕寬度L≈0.17 mm、深度t≈0.039 mm、曲率半徑ρ≈0.12 mm.

圖6 劃痕橫截面照片

由圖4(a)可見，簧絲所有表面均為噴丸凹坑所覆蓋，唯獨劃痕處沒有噴丸凹坑，因此判斷劃痕是從噴丸后到試驗前的過程中不當操作所致.

4 疲勞斷裂分析

上述分析未發(fā)現(xiàn)材料方面的缺陷，而發(fā)現(xiàn)疲勞裂紋源側(cè)面的簧絲表面存在明顯劃痕，因此，以下對表面劃痕引起的應力集中及其對疲勞壽命的影響進行分析.

4.1 彈簧試驗應力分析

圓柱螺旋壓縮彈簧在軸向載荷P的作用下，彈簧圈的任意橫截面的受力可簡化為一扭矩和一切向力，彈簧內(nèi)徑所受切應力τ最大，對于圓截面簧絲，其值可根據(jù)下式計算[3]

(1)

因此大多數(shù)螺旋彈簧的失效是從彈簧圈內(nèi)側(cè)開始的.本文斷裂彈簧疲勞源在彈簧圈內(nèi)表面，與最大切應力位置一致.

本文彈簧尺寸、疲勞試驗載荷及應力見表3.理論分析[4]表明，試驗條件下可循環(huán)300萬次而不斷裂，而彈簧試驗中仍有個別彈簧循環(huán)次數(shù)達不到300萬次.

表3 彈簧試驗載荷與應力

4.2 疲勞壽命估算

(1)τ-N曲線

進行疲勞壽命估算時，需要對稱應力循環(huán)下的τ-N(應力循環(huán)次數(shù))曲線.可用兩點法在雙對數(shù)坐標紙上作出近似的τ-N曲線[5]，其中一點為(N=107，τ-1=0.156(σ0.2+σb)[4-6])，另一點為(N=103，τ-1 3=0.75×0.9×σb[4,6]).

本文彈簧材料熱處理后σ0.2=1 456 MPa，σb=1 600 MPa，兩點法所得τ-N曲線為：

(2)

(2) 疲勞壽命影響因素[5]

缺口(應力集中)對疲勞壽命有顯著影響，可用有效應力集中系數(shù)Kτ來表示：

(3)

式中，τ-1為扭轉(zhuǎn)時光滑試件(無應力集中)的對稱疲勞極限；τ-1K為相同情況下有應力集中試件的對稱疲勞極限.

無應力集中時Kτ=1，有應力集中時Kτ大于1.

可以利用Kτ和ατ(理論應力集中系數(shù))的關(guān)系計算Kτ.為計算Kτ與ατ間差別，引入材料對應力集中的敏感系數(shù)qτ，其關(guān)系為：

(4)

此外，絕對尺寸、表面加工系數(shù)、表面強化系數(shù)等因素也分別通過絕對尺寸系數(shù)ετ、表面加工系數(shù)βτ、表面強化系數(shù)βq影響疲勞壽命.

各因素的綜合影響系數(shù)Kτd為：

(5)

(3)非對稱循環(huán)應力轉(zhuǎn)化為等效對稱循環(huán)應力[5]

對于非對稱循環(huán)應力(r≠-1)，可通過下式轉(zhuǎn)化為等效對稱循環(huán)應力：

(6)

式中,φτ為把平均應力折合為應力幅的等效系數(shù)，也叫敏感系數(shù).

考慮疲勞壽命的各影響因素后，等效對稱循環(huán)應力為：

(7)

(4)疲勞壽命估算

彈簧疲勞壽命估算所用參數(shù)見表4.

表4 疲勞壽命估算所用參數(shù)及疲勞壽命

據(jù)此，由式(2)可得彈簧的疲勞壽命為：無應力集中時，疲勞壽命3.60×106次；劃痕引起應力集中，疲勞壽命降為0.94×106次.上述壽命計算表明，在規(guī)定的試驗載荷下，轉(zhuǎn)K2外圓彈簧能夠達到標準規(guī)定的3×106次的壽命要求，但彈簧最高應力部位存在劃痕而引起應力集中，使等效對稱循環(huán)應力增大12.7%，疲勞壽命降低74%，達不到規(guī)定要求.

應該指出，不同研究中選取的彈簧材料強度值不同，估算所得疲勞壽命絕對值可能差別很大，但有、無劃痕的疲勞壽命的相對值卻基本相同.例如，王紅等[4,6]按σ0.2=1 666 MPa，σb=1 862 MPa[8]，由兩點法所得τ-N曲線為τ11.15N=3.7 ×1037[4,6]，估算的無劃痕與有劃痕彈簧的疲勞壽命分別為1.85×107次與4.89×106次，遠高于本文估算的疲勞壽命絕對值，但劃痕引起的疲勞壽命降低百分數(shù)卻仍為74%，與本文數(shù)值完全一致.

5 結(jié)論

(1) 疲勞斷裂彈簧的斷裂位置距端部2.2圈，疲勞源位于最大切應力的簧圈內(nèi)表面，該部位存在一條曲率半徑0.12 mm、深度0.039 mm的表面劃痕，劃痕引起應力集中，使等效對稱循環(huán)應力增大12.7 %，疲勞壽命降低74 %，結(jié)果造成疲勞試驗時早期斷裂；

(2) 劃痕是噴丸后試驗前的過程中不當操作所致.

[1]中華人民共和國鐵道部. TB/T 2211-2010 機車車輛懸掛裝置鋼制螺旋彈簧[S]. 北京：中國鐵道出版社，2011.

[2]鐘群鵬，趙子華. 斷口學[M]. 北京：高等教育出版社，2006.

[3]付華棟. 圓柱螺旋彈簧疲勞試驗方法研究[D]. 北京：機械科學研究總院，2007.

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[5]張祖明.機械零件強度的現(xiàn)代設(shè)計方法[M]. 北京：航空工業(yè)出版社，1990.

[6]湯勁松、王紅、商躍進.轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架變剛度彈簧組的疲勞壽命分析[J]. 蘭州交通大學學報(自然科學版)，2006，25(3)：13-15.

[7][日]西田正孝.應力集中[M]. 北京：機械工業(yè)出版社，1986.

[8]全國鋼標準化 技術(shù)委員會. GB/T 1222-2007 彈簧鋼[S]. 北京：中國標準出版社，2007.

Fatigue Fracture Analysis of An Outer Bearing Screw Spring for Bogie Type K2

WANG Kai1, LIU Deyi2, LIU Shicheng2

(1. Hot Working Ddepartment, CRRC Qiqihar Rolling Stock Co., Ltd, Qiqihar 161002, China, 2. School of Materials Science and Engineering, Dalian Jiaotong University, Dalian 116028, China)

Analysis of material characteristics, fracture surface, surface scratch and its effect on fatigue life were carried out for a screw spring used for Bogie Type K2 fractured in fatigue test. The results show that the quality of the material and the heat treatment process of the spring satisfy the related requirements. No nonmetallic inclusions and other metallurgical defects are identified by SEM fractographic analysis. However, a surface scratch is observed at the inner surface of the coil where the shear stress reaches the maximum value, and the fatigue crack originates at the surface scratch. The surface scratch is perpendicular to the axis of the spring wire. Estimation indicates the surface scratch results in a stress concentration that increases equivalent shear stress of completely reversed cycles of stress by 12.7% with a fatigue life reduced by 74%. It is concluded that the surface scratch is the cause of fatigue failure, and the surface scratch is induced by an improper handling.

screw spring; fatigue fracture; surface scratch; stress concentration; equivalent shear stress

1673- 9590(2017)04- 0138- 05

2015-10-29

王凱(1973-)，男，高級工程師，碩士，主要從事鍛造工藝管理的研究E- mail:rgy20057@sina.com.

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