李二勇, 王 建, 張奕梁

(深圳市帆泰檢測(cè)技術(shù)有限公司, 深圳 518055)

地鐵道岔滑床板斷裂失效分析

李二勇, 王 建, 張奕梁

(深圳市帆泰檢測(cè)技術(shù)有限公司, 深圳 518055)

采用斷口宏微觀分析、化學(xué)成分分析、金相檢驗(yàn)、硬度測(cè)試等方法對(duì)某地鐵道岔滑床板斷裂的原因進(jìn)行了分析。結(jié)果表明：滑床板失效模式屬于疲勞斷裂，焊接工藝不當(dāng)導(dǎo)致焊縫位置晶粒粗大、硬度偏低以及存在應(yīng)力集中等是其發(fā)生疲勞斷裂的主要原因，并由此提出了改進(jìn)措施。

滑床板;焊縫;疲勞斷裂;焊接工藝；應(yīng)力集中

某地鐵線路軌道滑床板近期出現(xiàn)多處斷裂失效現(xiàn)象，表現(xiàn)為基板完全斷開。斷裂滑床板服役時(shí)間從3個(gè)月到半年不等，該批次滑床板、鋼軌供應(yīng)商及生產(chǎn)工藝與以往批次相比均沒有變更，服役環(huán)境為地鐵隧道內(nèi)。列車運(yùn)行中變軌時(shí)，鋼軌在滑床表面橫向移動(dòng)，移動(dòng)距離大約為滑床長(zhǎng)度的一半。滑床截面呈Π形(中空)，其兩側(cè)外緣與基板焊接在一起，如圖1和圖2所示，服役時(shí)表面承受周期性的壓力(來自于列車車輪的滾動(dòng))，基板下方墊有20 mm厚的橡膠墊，用以吸收列車經(jīng)過時(shí)的振動(dòng)。滑床和基板材料牌號(hào)未知。筆者通過多種理化檢驗(yàn)方法以及綜合分析，查明了該滑床板斷裂失效的模式和原因，并提出了改進(jìn)建議，以避免類似失效的再發(fā)生。

圖1 滑床板現(xiàn)場(chǎng)安裝形貌Fig.1 Field installation morphology of the slide plate

1 理化檢驗(yàn)

1.1 宏觀分析

斷口宏觀檢查可見，滑床板左右焊縫均有貫穿裂紋，裂紋源均位于焊縫末端與基材的交界線位置，該處為應(yīng)力集中點(diǎn)[1]。裂紋初始向下后方小角度擴(kuò)展，隨后大角度向下后方擴(kuò)展，在裂紋深度距離基材表面

圖2 滑床板及鋼軌側(cè)視圖Fig.2 Side view of the slide plate and the rail

4 mm左右時(shí)開始向左右兩側(cè)及下方3個(gè)方向擴(kuò)展，如圖3所示。左側(cè)焊縫裂紋起源區(qū)發(fā)現(xiàn)焊縫末端存在較大孔洞，如圖4所示；右側(cè)焊縫裂紋起源區(qū)未發(fā)現(xiàn)焊接孔洞缺陷，如圖5所示。圖4中虛線箭頭指示了裂紋的總體擴(kuò)展方向，在該線條兩側(cè)另有次要擴(kuò)展方向。

圖3 基板斷口正視形貌Fig.3 Front morphology of the baseboard fracture

1.2 化學(xué)成分分析

采用化學(xué)元素分析法對(duì)基板和滑床進(jìn)行化學(xué)成分分析。由表1可見，基板和滑床的化學(xué)成分均符合GB/T 700-2006《碳素結(jié)構(gòu)鋼》對(duì)Q235鋼成分的技術(shù)要求。

圖4 左側(cè)焊縫斷口宏觀形貌Fig.4 Macro morphology of fracture of the left weld seam

圖5 右側(cè)焊縫斷口宏觀形貌Fig.5 Macro morphology of fracture of the right weld seam

表1 基板和滑床化學(xué)成分分析結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

1.3 斷口掃描電鏡分析

采用掃描電鏡(SEM)對(duì)失效滑床板斷口進(jìn)行表面微觀形貌觀察，可見斷口表面覆蓋大量氧化產(chǎn)物，且左側(cè)斷口表面摩擦嚴(yán)重，右側(cè)斷口摩擦較為輕微。源區(qū)(焊縫根部)發(fā)現(xiàn)焊縫表面有凹坑，如圖6所示；擴(kuò)展區(qū)以疲勞輝紋為主要微觀形貌，如圖7所示；終斷區(qū)以等軸韌窩為主要微觀形貌。

1.4 金相檢驗(yàn)

失效件和正常件的基板和滑床顯微組織均以珠光體+鐵素體為主，其中焊接熱影響區(qū)有網(wǎng)狀鐵素體+魏氏組織鐵素體+珠光體，基板顯微組織為鐵素體+珠光體，滑床顯微組織為帶狀鐵素體+珠光體，見圖8～11。從焊縫截面可以清晰地看出：失效件和正常件的焊接方法不同，正常件焊道明顯分為上下兩層(表層焊道和底層焊道，其中表層焊道結(jié)晶方向與截面垂直，底層焊道結(jié)晶方向與截面平行)；而失效件焊道僅為一層(焊縫結(jié)晶方向與截面平行)；另正常件焊縫中發(fā)現(xiàn)有焊接孔洞缺陷，見圖12和圖13。

圖6 裂紋源區(qū)附近孔洞形貌Fig.6 Morphology of holes near the crack source area

圖7 擴(kuò)展區(qū)疲勞輝紋形貌Fig.7 Morphology of the fatigue striations of the expansion area

圖8 失效件熱影響區(qū)顯微組織形貌(網(wǎng)狀鐵素體+魏氏組織鐵素體+珠光體)Fig.8 Microstructure morphology of heat affected zone of the failed sample (network ferrite+Widmanstatten ferrite+pearlite)

圖9 失效件基板顯微組織形貌(鐵素體+珠光體)Fig.9 Microstructure morphology of baseboard of the failed sample (ferrite+pearlite)

圖10 正常件熱影響區(qū)顯微組織形貌(網(wǎng)狀鐵素體+魏氏組織鐵素體+珠光體)Fig.10 Microstructure morphology of heat affected zone of the normal sample (network ferrite+Widmanstatten ferrite+pearlite)

圖11 正常件基板顯微組織形貌(鐵素體+珠光體)Fig.11 Microstructure morphology of baseboard of the normal sample (ferrite+pearlite)

圖12 失效件左側(cè)焊縫末端截面形貌及硬度測(cè)試位置Fig.12 Cross-section morphology of the left weld seam end of the failed sample and hardness test positions

圖13 正常件左側(cè)焊縫末端截面形貌及硬度測(cè)試位置Fig.13 Cross-section morphology of the left weld seam end of the normal sample and hardness test positions

1.5 硬度測(cè)試

分別對(duì)失效件和正常件焊縫截面試樣進(jìn)行硬度測(cè)試，測(cè)試位置如圖12和圖13所示，測(cè)試結(jié)果見表2，可見失效件和正常件基體硬度接近，而失效件焊縫硬度比正常件焊縫硬度低30%～60%。

表2 失效件和正常件焊縫硬度測(cè)試結(jié)果

2 分析與討論

由化學(xué)成分分析結(jié)果可知，失效地鐵道岔基板和滑床材料均為Q235鋼。由金相檢驗(yàn)結(jié)果可知，失效件和正常件基板和滑床的顯微組織均以珠光體+鐵素體為主，其中滑床有帶狀組織。從焊縫截面形貌可以看出，失效件和正常件的焊接方法不同，失效件只能夠看到一層焊道，而正常件能夠看到兩層焊道。正常件底層焊道有焊接孔洞，失效件焊縫在焊道與滑床側(cè)面交界處發(fā)現(xiàn)孔洞。由硬度測(cè)試結(jié)果可知，失效件和正常件基體硬度接近，而失效件焊縫硬度低于正常件焊縫硬度30%～60%。由斷口分析結(jié)果可知，失效件左側(cè)和右側(cè)裂紋源均位于焊縫末端與滑床側(cè)邊交界位置(即滑床與基板縫隙的末端)，該處為應(yīng)力集中點(diǎn)。

綜上所述，滑床板斷裂是由于失效件焊縫晶粒粗大、硬度低，焊縫末端與滑床側(cè)邊交界位置原本就存在應(yīng)力集中，在車輛行駛時(shí)的周期性壓力作用下，此處萌生裂紋，隨后裂紋沿著熱影響區(qū)與基材交界面向焊縫內(nèi)部擴(kuò)展，到達(dá)熱影響區(qū)最低點(diǎn)時(shí)改向硬度更低的基體內(nèi)部擴(kuò)展，最終形成疲勞斷裂[2-5]。

3 結(jié)論及建議

滑床與基板焊縫處存在焊接缺陷，是導(dǎo)致滑床板在焊縫處疲勞斷裂的主要原因。

建議改善焊接工藝，收焊時(shí)焊槍停留時(shí)間適當(dāng)縮短；另外采用正常件的焊接工藝，即在滑床和基板交界線處分兩次焊接，有利于改善晶粒粗大和應(yīng)力集中問題。

[1] 張建國(guó).鐵路道岔滑床板斷裂分析[J].理化檢驗(yàn)-物理分冊(cè),2011,47(9):583-585,588.

[2] 陳海田.50 kg/m武鋼U71Mn鋼軌閃光焊接性能探討[J].山東工業(yè)技術(shù),2016(13):30.

[3] 李大東,龔利軍,余騰義,等.PG4鋼軌閃光焊接頭落錘斷裂原因分析[C]//第九屆中國(guó)鋼鐵年會(huì)論文集.北京: [出版者不詳],2013:1-7.

[4] 鮑磊,韓自力,張銀花,等.高速鐵路鋼軌質(zhì)量評(píng)估[J].中國(guó)冶金,2014,24(11):9-13.

[5] 張倩,鄒定強(qiáng),楊其全.U71Mn鋼軌閃光焊接頭斷裂原因分析[C]//2014年海峽兩岸破壞科學(xué)與材料試驗(yàn)學(xué)術(shù)會(huì)議暨第十二屆破壞科學(xué)研討會(huì)、第十屆全國(guó)MTS材料試驗(yàn)學(xué)術(shù)會(huì)議論文集.南投:[出版者不詳],2014:1.

Failure Analysis on Fracture of the Slide Plate of a Metro Turnout

LI Eryong, WANG Jian, ZHANG Yiliang

(Shenzhen Fantai Test Technology Co., Ltd., Shenzhen 518055, China)

By means of macro and micro fracture analysis, chemical composition analysis, metallographic examination and hardness test, the fracture reasons of the slide plate of a metro turnout were analyzed. The results show that the failure mode of the slide plate was fatigue fracture. The coarse grain and lower hardness of the weld seam caused by the improper welding procedure, as well as the stress concentration at root of the weld seam, were main reasons for the fatigue fracture. Finally, the corresponding improvement measures were put forward.

slide plate; weld seam; fatigue fracture; welding procedure; stress concentration

10.11973/lhjy-wl201708013

2016-05-11

李二勇(1977-)，男，工程師，碩士，主要從事機(jī)電產(chǎn)品失效分析工作，legent@yeah.net

U214.8+1

B

1001-4012(2017)08-0595-04