吳圣川 羅艷 王文靜 李永恒 胡春明

?(西南交通大學牽引動力國家重點實驗室,成都 610031)

?(北京交通大學機械與電子控制工程學院,北京 100044)

??(中國國家鐵路集團有限公司科技和信息化部,北京 100844)

??(中科院高能物理研究所中國散裂中子源,廣東東莞 523803)

引言

鐵路運輸因具有成本低、運量大、速度快、安全性高等特點,已成為地面交通的大動脈,備受世界各國的青睞[1-2].車軸是高速列車安全可靠運營的核心部件之一,其服役狀態(tài)直接關乎車輛安全,實際運行中車軸表面誘發(fā)的任何超標缺陷都有可能導致災難性事故[3].與歐洲和日本相比,中國高鐵的運行環(huán)境極端復雜,甚至同一線路會穿越超長隧道、橋梁、戈壁、風沙、極寒、高溫、腐蝕、缺氧、輻照等區(qū)域等.當列車在這些環(huán)境中保持超長時間高速運行時,車軸表面很有可能受到空氣動力學效應卷起的道砟、冰雪等各型異物擊傷車軸,形成異物致?lián)p(foreign object damage,FOD)缺陷.FOD 的引入不僅破壞了表面完整性,而且使車軸內部金屬基體暴露于鹽霧、雨水等腐蝕環(huán)境中,進一步降低車軸的抗疲勞斷裂性能.2006 年,澳大利亞就發(fā)生了一起道砟擊傷車軸形成疲勞裂紋引起車軸斷裂及列車脫軌的嚴重事故[4-5].隨著我國高速列車運行速度的不斷提高及服役環(huán)境的日益復雜和極端,FOD 被認為是影響車輛安全運行的重大隱患問題之一,應給于足夠重視[4-6].

FOD 在材料表面形成體積型凹坑,破壞了部件的表面完整性,嚴重降低了材料及結構的抗疲勞性能.異物沖擊過程中試件傷損主要有4 種形式:(1)沖擊坑本身引起的幾何應力集中效應;(2)外物沖擊后底部材料塑性流動引起的組織變化;(3)缺口周圍的微觀幾何不連續(xù)損傷(如材料堆積、折疊、微裂紋等);(4)缺口處殘余應力(底部為壓縮,邊緣呈現拉伸狀態(tài))[7].目前研究,多為航空航天中異物致?lián)p鈦合金葉片材料,在裂紋萌生和擴展及數值仿真方面做了大量工作[8-12].Nicholas 等[8]認為,材料損傷程度與異物沖擊速度有關,在一定范圍內隨著沖擊速度的提高,損傷程度增大.Ritchie 等[9]分析了速度對鈦合金試件裂紋萌生的影響,當速度為200 m/s 時裂紋在坑底萌生,當達到300 m/s 時,裂紋萌生于缺陷邊緣.對于沖擊角度的影響,Ruschau 等[10]和Martinez等[11]發(fā)現,角度為30?的圓形異物造成的損傷大于角度0?;當異物為塊體時,角度50?和80?帶來的損傷比角度20?要小[12].

近年來,在無砟軌道和有砟軌道上運行的高速列車車軸表面均發(fā)現了深度不一、形貌各異的異物致?lián)p現象,初步分析應為強風或者空氣動力學卷起外物高速擊打車軸所致,并且認為異物速度與列車速度保持一致.截至目前,鮮有研究FOD 致?lián)p高鐵車軸EA4T 鋼及疲勞性能研究工作.論文作者運用空氣炮開展圓形異物沖擊車軸合金鋼模擬,研究了不同速度下FOD 對車軸材料疲勞性能及服役壽命的影響,初步構建了典型異物(模擬實際任意外物) 致?lián)p高鐵空心車軸的損傷容限設計及服役性能評定方法[13-14].

本論文首先統(tǒng)計國內外鐵路車軸損傷類型,依據實際合金鋼車軸表面FOD 尺寸和形貌來預制出球形體積缺陷.利用體式顯微鏡、掃描電子顯微鏡(SEM)、高周疲勞試驗機等深入研究了FOD 對現役高速列車空心車軸鋼(EA4T 或25CrMo4) 疲勞性能及剩余壽命的影響.同時考慮到FOD 特征及幾何尺寸、表面質量、加載方式等因素對小試樣疲勞性能的影響,理論推證出實物車軸疲勞P–S–N曲線和疲勞強度.最后,結合5 級載荷譜估算了異物致?lián)p車軸在變幅載荷作用下的服役壽命,以期為傷損鐵路車軸疲勞強度及壽命評價提供指導.

1 車軸表面損傷特征

1.1 缺陷的種類

圖1 現役車軸表面缺陷種類及分布Fig.1 Defect type and distribution of in-service railway axles

統(tǒng)計現役高鐵車軸損傷分布,把表面損傷分為劃傷、磨損、銹蝕、裂紋和FOD 等5 種.對合金鋼EA4T車軸缺陷進行分析,得到如圖1(a) 所示的缺陷占比[4-5,15-16],其中劃傷和FOD 兩類缺陷約為89%;再對碳素鋼S38C 車軸表面缺陷統(tǒng)計分析(見圖1(b)),劃傷和FOD 兩種缺陷比例超過90%[3].由此可見,劃傷和FOD 是車軸的主要損傷特征.

1.2 缺陷的位置

鑒于劃傷和FOD 的高發(fā)性,對其分布位置進一步統(tǒng)計.對于動車車軸,劃傷分布在距非齒輪箱軸端720～1190 mm 之間,而FOD 分布在距軸端700～1160 mm 之間(如圖2 所示).從圖3 中還可以看出,約88%的FOD 發(fā)生于軸端950～1160 mm.

圖2 多發(fā)劃傷和FOD 的軸身區(qū)域Fig.2 Scratch and FOD occurred locations of axle body

圖3 車軸FOD 的分布區(qū)域Fig.3 Distributed FOD of railway axles

1.3 缺陷的尺寸

如前所述,FOD 分別占合金鋼EA4T 車軸和碳素鋼S38C 車軸總缺陷的47.0%和43.4%,是最主要和最危險的表面損傷形式.為此,采用工程中最常用的復型法[17]來測量車軸FOD 的尺寸和形貌.

此外,車軸檢修中的缺陷表征有深度和寬度兩個數據,深度可使用復型粉復型,而寬度則通過AC試紙復型法得到.將復型法獲得的FOD 缺陷深度和寬度進行分析,發(fā)現最大寬度不超過7000 μm,最大深度不超過500μm(見圖4[4-5,15-16]).實際運用中,缺陷限度多以深度作為評判指標,通常忽略其寬度對于裂紋擴展特性的影響[3],因此將缺陷占比按照深度進行劃分,其中小于300 μm 占比為92%.盡管如此,雖然深度為400～500μm 的缺陷占比小,但危害性較大,由此認為,400～500 μm 深度的缺陷是車軸FOD 最惡劣的情況.本文基于這一深度分布特征進行車軸FOD 的模擬試驗.

1.4 缺陷的形貌

必須指出,在研究缺陷對車軸疲勞性能的影響中,僅依靠最大深度和寬度是不全面的,也有必要考慮FOD 的幾何形狀變化.根據缺陷的復型測量,FOD形貌主要包括如圖5 所示的幾種形態(tài):(1)缺陷存在一個尖端;(2)缺陷除存在一個主尖端外還存在次尖端;(3)在整個缺陷寬度尺寸存在多個尖端(鋸齒狀);(4)較規(guī)則的橢圓形缺陷.

圖4 車軸損傷深度和寬度分布Fig.4 FOD depth and width points of the axle

圖5 車軸FOD 幾何形貌Fig.5 FOD morphology of the axle

2 試樣制備及疲勞試驗

論文所用材料取自現役合金鋼EA4T 空心車軸,這也是目前歐洲和中國高速鐵路車軸的主流材質,具有良好的力學和抗疲勞性能.

2.1 拉伸力學性能

由于FOD 多發(fā)于軸身,表層材料尤其重要.在車軸表面取9 個試樣通過MTS 809 試驗機進行單軸拉伸試驗,得到圖6 所示的應力?應變曲線.平均化處理后,彈性模量為225 GPa,屈服強度為591 MPa,抗拉強度為722 MPa,斷后伸長率為17.5%.

圖6 車軸表層材料的應力?應變曲線Fig.6 Stress-strain curve of axle surface material

2.2 異物致?lián)p制備

常用FOD 制備方法有:機械加工缺口法、準靜態(tài)擠壓法、低速沖擊法以及空氣炮高速沖擊法[13,18].研究表明,缺陷處殘余應力對裂紋萌生有重要影響,而機械加工難以得到有效的殘余應力場.雖然低速沖擊和準靜態(tài)擠壓能夠獲得殘余應力場,但它們都無法真實模擬出高速飛行的異物與材料的動態(tài)作用過程,不能得到微觀特征.而航空發(fā)動機葉片FOD研究中常用的空氣炮裝置能夠克服這些不足,模擬車軸運行中的異物沖擊也比較準確[14].

由于FOD 多發(fā)生于軸身,并且約88%的FOD 發(fā)生于距非齒輪箱端950～1160 mm 處,在此處切取板狀試樣進行缺陷預制,如圖7 所示.

圖7 異物沖擊車軸試樣尺寸和取樣位置Fig.7 Sample size and sampling position of FODed axle

圖8 用于FOD 試樣制備的空氣炮裝置Fig.8 The compressed gas gun facility used to prepare the FODed specimens

如圖8 所示,在氣室內充入高壓氮氣,調節(jié)氣壓控制彈體發(fā)射速度,在炮管末端使用光電測速裝置測定外物飛行速度.為盡可能模擬運營工況,異物沖擊速度設置為實際運行速度350 km/h(約100 m/s)和未來的更高設計速度500 km/h (約138 m/s),沖擊角度為垂直沖擊板狀試樣表面.

參考如圖5 所示FOD 形貌測量,根據BS 7910和GB/T 19624—2004 標準,為便于研究,目前所有缺陷均采用標準的橢圓或半橢圓形狀來表征.選取長度和寬度上的最大值作為橢圓的長軸和短軸,最終將車軸表面FOD 規(guī)則化為半橢圓.為得到截面呈半橢圓形的FOD 形貌,采用直徑6 mm 的鋼球異物在平板試樣上進行垂直撞擊.選用較高硬度GCr15 的軸承鋼,力學性能如表1 所示.

表1 沖擊異物材料的基本力學性能Table 1 Basic mechanical properties of impact foreign object materials

通過體式顯微境觀測損傷宏觀形貌(見圖9).可見,FOD 為較為規(guī)則的圓形,截面為半橢圓形,缺陷深度、寬度及位置的離散性較小.可以預期,采用球形異物制備的疲勞試樣獲得的疲勞P–S–N曲線和疲勞強度具有較高的可靠性[13].

圖9 外物沖擊模擬Fig.9 Simulation of foreign object impact

2.3 高周疲勞試驗

為研究FOD 的影響,以試樣發(fā)生斷裂作為失效準則,采用MTS-810 試驗機對光滑試樣和FOD 試樣進行疲勞試驗,應力比R=?1.

考慮到試樣的FOD 缺陷尺寸、宏觀形貌和微結構特征存在一定差異[13],采用傳統(tǒng)的升降法不易獲得含FOD 試樣的疲勞極限.引入Maxwell 等[19]提出的逐步加載法測試單試樣在107周次下的疲勞極限.設置初始應力小于預期疲勞極限,若第一個107周次內試樣未斷,增大應力后重復上述過程,直至第i個107周次發(fā)生斷裂.最后兩個循環(huán)的最大應力可近似為試樣的疲勞極限

式中,σf為107周次的疲勞極限,σi和Nfai分別為第i個循環(huán)時最大應力和循環(huán)周次.

3 結果與分析

3.1 外物損傷特征

采用SEM 觀測損傷特征(見圖10).在缺陷邊緣可見明顯的材料丟失、擠出及微裂紋和微缺口,這為疲勞裂紋的萌生提供了有利條件.

圖10 車軸鋼EA4T 試樣FOD 微觀損傷特征Fig.10 FOD microscopic damage characteristics of typical axle steel EA4T specimen

3.2 基于缺口系數的疲勞強度預測

通過高周疲勞獲得光滑試樣、沖擊速度100 m/s以及138 m/s 的中值疲勞S–N曲線.由圖11 可知,FOD 試樣的疲勞性能較光滑試樣差,且沖擊速度越高,疲勞極限越低.同時發(fā)現,FOD 試樣壽命數據的離散性明顯大于光滑試樣.這是由于FOD 直接形成了不同水平的應力集中.

圖11 光滑試樣和FOD 試樣的疲勞S–N 曲線Fig.11 Fatigue S–N curves of smoothed and FOD specimens

異物沖擊在試樣表面形成了微缺陷或缺口,并引起應力的局部提高現象.缺陷的損傷程度及影響可用理論應力集中系數Kt來表示

式中,r為缺陷半徑,d為缺陷深度,其中r一般可等效為沖擊外物半徑[10,20].

通過體式顯微鏡測量疲勞試樣斷口從而得到缺陷深度和投影面積,見表2 所示.

表2 不同FOD 缺陷深度和投影面積Table 2 FOD defect depths and projected areas

由Peterson 公式[21],并結合理論應力集中系數估算FOD 試樣的疲勞缺口系數Kf

式中,a?為材料常數,此處有a?=0.18 mm[21],缺口敏感系數q可進一步表示為

注意q值在0～1 之間變化,它反映了缺口的敏感程度,該值越大,代表缺口敏感性越高.由此得FOD 試樣缺口敏感系數q=0.94,說明當外物半徑為3 mm 時試樣缺口敏感性較高.

圖12 給出了理論應力集中系數Kt和疲勞缺口系數Kf隨著缺陷深度d變化的規(guī)律.由圖可知,疲勞缺口系數Kf總是小于應力集中系數Kt,且兩者均隨著缺陷深度的增大而增大,即隨著深度的增加,疲勞性能降低,裂紋萌生的概率增大.

圖12 兩種系數隨缺陷深度變化趨勢Fig.12 Variation trend of two coefficients with defect depth

基于Peterson 公式,沖擊速度v=100 m/s 下試樣的理論疲勞極限?σw1=386 MPa(試驗值544 MPa),而v=138 m/s 時理論疲勞極限?σw2=356 MPa(試驗值516 MPa).由此可見,基于疲勞缺口系數預測的理論值低于實測結果,顯得過于保守如圖13 所示.造成這一重要偏差的可能原因是,經典的彈性力學Peterson 公式并未考慮材料本身塑性貢獻及異物高速沖擊后殘余應力和微結構特征等的綜合影響[20],而是僅考慮了宏觀幾何缺口效應.事實上,FODed 試樣的疲勞性能與宏觀缺口、殘余應力和微結構特征及材質韌性等都有關.

3.3 基于El Haddad 模型的疲勞強度預測

圖13 基于疲勞缺口系數的疲勞極限預測結果Fig.13 Theoretical prediction results of fatigue limit based on fatigue notch factor

在評價含缺陷構件的疲勞性能時,研究者利用Murakami 參數來描述缺陷尺寸的影響[22].鑒于標準的Kitagawa-Takahashi (K-T) 圖在對含缺陷材料及構件疲勞強度評價時未考慮短裂紋或者近門檻區(qū)效應,根據El Haddad[23]引入的本征裂紋參數,結合Murakami 參數對標準的K-T 圖進行修正,進而評估含缺陷車軸試樣的疲勞強度.

式中,?Kth為長裂紋擴展門檻值(單位MPa·m1/2),Fw為幾何位置參數(對于表面缺陷,有Fw=0.65),?σ0和?σw分別代表光滑試樣和含缺陷車軸試樣的疲勞極限(單位MPa),為材料及結構的Murakami 本征缺陷尺寸參數(單位:μm).

為此,基于光滑試樣疲勞極限?σ0=660 MPa,和長裂紋擴展門檻值?Kth=14 MPa·m1/2[14],計算得到=344 μm,繪制圖14 所示的FOD 車軸試樣缺陷尺寸和疲勞極限的修正K–T 圖.

由圖14 可知,標準K-T 圖所確定的安全域仍然存在缺陷致失效點,導致評估不可靠、不安全,而El Haddad 模型的安全域內無失效點,可見預測結果是較為安全和保守的.但是,應該注意的是El Haddad 模型預測的疲勞極限結果與試驗值同樣具有一定偏差,且理論預測值(?σw,v=100m/s=447 MPa,?σw,v=138m/s=362 MPa)仍然是小于試驗值的,這一結果與疲勞缺口系數的理論預測相似,同樣忽略了材質塑性的影響.

圖14 基于El Haddad 模型的疲勞極限預測結果Fig.14 Prediction results of fatigue limit based on standard El Haddad model

在引言中提到,異物致?lián)p對構件疲勞性能的影響主要有4 種形式.研究者使用金相顯微鏡和電子背散射衍射對FOD 缺口處晶粒進行表征發(fā)現,在異物沖擊大的形變以及高形變率下缺口處發(fā)生了塑性流動,晶粒發(fā)生細化,形成局部強化層[6,14].強化層的形成,一定程度上增大了材料的表層硬度,提高了材料的局部抗疲勞裂紋萌生能力.同時,在高速沖擊下,缺口發(fā)生不均勻塑性變形并產生殘余應力場.殘余應力場對材料的疲勞性能有重要影響,坑底部引入的殘余壓應力能有效緩解外載荷產生的拉應力,這使得材料及結構服役中疲勞裂紋不易從缺口根部萌生,有利于提高壽命;相應地,在沖擊坑邊緣形成了殘余拉應力,多數疲勞裂紋萌生和擴展于此處,往往降低壽命,是材料失效的主要原因之一[14,24-25].

綜上,異物沖擊形成的材料強化層和殘余壓應力會提高其抗疲勞性能,宏觀缺口形成的應力集中及坑邊緣處的殘余拉應力則會降低服役性能,異物致?lián)p試樣的疲勞性能是坑底部微結構、殘余應力、應力集中及材質本身韌性等綜合作用的結果.本論文中,在引入Peterson 公式和El Haddad 模型進行疲勞極限預測時僅考慮了宏觀缺口的消極作用,未考慮積極因素,尤其是未考慮材質本身的影響,這是試驗值與理論值具有較大差異的原因之一[26].從圖13 和圖14 中理論預測的疲勞極限與試驗所得疲勞極限的對比,可以看到理論模型預測的疲勞極限明顯低于試驗值,這恰恰說明了兩類理論模型僅考慮了沖擊坑缺陷本身的幾何應力集中影響,未考慮基體材料的重要貢獻.

另外,鑒于異物沖擊缺口的特殊性,疲勞極限采用逐步加載法進行測試.該方法在試驗過程中會使材料產生“鍛煉效應”,即隨著低應力載荷頻次的增加,材料疲勞極限會呈現提高的趨勢[27-28].顯然,理論疲勞極限的預測模型并未考慮到這種試驗測試過程誘導的疲勞強度提高現象.因此,這可能也是理論預測值低于試驗測試值的可能原因之一.

由此認為,無論是Peterson 公式還是El Haddad模型的疲勞極限預測都過于保守,用于異物致?lián)p車軸的疲勞性能評估是不經濟的.

3.4 斷口特征

對典型高周疲勞試樣的斷口分析發(fā)現,在疲勞源區(qū)發(fā)現裂紋呈現多源萌生模式,并最終匯聚為典型的半橢圓形長裂紋(見圖15).

圖15 異物沖擊試樣的高周疲勞斷口Fig.15 High cycle fatigue fracture of FOD specimen

這一多裂紋源萌生裂紋現象表明,高速異物沖擊后在坑底部形成的大量微缺口(見圖10)成為了二次裂紋的萌生源區(qū),在坑邊緣起裂后直接貫穿底部的微缺陷,呈現出多裂紋源現象.在擴展區(qū)可見放射性條紋,在穩(wěn)定擴展區(qū)放大觀察可見疲勞條帶[29].這一現象清楚地表明,異物沖擊是相對比較危險的一種損傷形式,應引起足夠重視.

4 實物車軸的疲勞性能

4.1 疲勞P-S-N 曲線

如前所述,由于FOD 的作用,傷損小試樣的疲勞性能較光滑試樣差.據此推測,堅硬異物沖擊全尺寸車軸導致FOD,破壞車軸結構完整性,會嚴重降低車軸的疲勞性能.為此,有必要對含有FOD 的全尺寸實物車軸的疲勞性能進行研究.

然而,實物車軸疲勞極限與同材質小試樣疲勞極限存在顯著差異[30].為此,需要綜合考慮FOD 誘導缺口效應、尺寸效應、表面質量、加載方式及環(huán)境條件等因素的影響[31],如下式所示

式中,σfa為FOD 車軸疲勞極限,σfs為FOD 試樣疲勞極限,α,β,ε 分別為載荷系數、表面質量系數和尺寸系數,取值[30]為1.11,0.9 和0.86.

表3 和表4 給出了兩種沖擊速度下疲勞壽命的分布.可見兩者的壽命標準差不同,并且隨著應力水平的降低,離散性增大;同時,速度v=100 m/s 時低應力水平的標準差略小于速度v=138 m/s.這兩個應力值均接近于各自的疲勞極限值,說明隨著異物沖擊速度的增大,試樣疲勞極限離散性增大.也就是說,異物速度越高,缺口底部的微裂紋、材料丟失及殘余應力等對疲勞裂紋萌生的影響越復雜,或者說裂紋萌生源的不確定性增加[9].

表3 沖擊速度v=100 m/s 下疲勞壽命分布參數Table 3 Fatigue life distribution parameters of v=100 m/s

表4 沖擊速度v=138 m/s 下疲勞壽命分布參數Table 4 Fatigue life distribution parameters of v=138 m/s

考慮到疲勞壽命數據的離散性,尤其是高速異物沖擊下低應力水平離散性增大,引入概率方法采用樣本信息聚集原理[32]繪制不同沖擊速度下小試樣和全尺寸車軸的疲勞P–S–N曲線,如圖16 和圖17.由圖可知,不同存活率下小試樣和全尺寸車軸的疲勞P–S–N曲線不平行,為向下開口的喇叭形狀,更進一步說明了FOD 試樣和實物車軸不同應力水平下離散性存在差異這一本質特征.

圖16 v=100 m/s 小試樣和實物車軸疲勞曲線Fig.16 Small-sized and full-scall fatigue curves of v=100 m/s

圖17 v=138 m/s 小試樣和實物車軸疲勞曲線Fig.17 Small-sized and full-scall fatigue curves of v=138 m/s

根據式(9) 得到的全尺寸實物車軸在不同存活率下的疲勞極限如表5 和表6 所示.

分析發(fā)現,兩種FOD 車軸在存活率97.5%的疲勞極限均低于EN 13104 標準中240 MPa 的限值.可能的原因是,EN 13104 標準在強度設計時未考慮車軸存在FOD 的情況.本研究對此進行了有益的嘗試,為車軸運用評價提供了理論參考.

表5 沖擊速度v=100 m/s 下車軸的疲勞極限Table 5 Axle fatigue limit of v=100 m/s

表6 沖擊速度v=138 m/s 下車軸的疲勞極限Table 6 Axle fatigue limit of v=138 m/s

4.2 服役壽命估算

載荷譜是進行車軸疲勞可靠性設計、強度和壽命估算及損傷容限分析必不可少的基礎數據[33].高速列車車軸實際受載形式極其復雜,在運行過程中往往呈現出一種典型的變幅加載模式,為車軸強度及可靠性評價帶來了困難.依據相關標準,論文采用5 級譜進行車軸的服役壽命估算[34].

在傳統(tǒng)的名義應力法設計中,認為低于疲勞極限的載荷對車軸疲勞損傷沒有影響.實際上,隨著循環(huán)周次的增加,經受高周疲勞加載的鐵路車軸疲勞強度會顯著降低[33-34],尤其是在出現缺陷后.因此,對車軸運用的累積損傷進行評估時需要考慮小載荷,此處通過對傳統(tǒng)的Miner 理論進行修正.

將疲勞極限下的疲勞S–N曲線延長到具有恒定斜率系數k′=2k?1 的斜線區(qū)[34-35],k為標準疲勞曲線斜率,則臨界損傷Dcri計算公式為

式中,σf和Nf分別表示全尺寸車軸的疲勞極限及其對應拐點的循環(huán)周次,σi和ni為載荷譜各級應力水平及其對應的循環(huán)周次.

考慮到高鐵車軸實際運用的高安全可靠性,采用存活率97.5%的全尺寸車軸的疲勞極限進行估算.由于載荷譜的峰值應力低于疲勞極限(見圖18),則公式(10)進一步簡化如下

標準FKM 認為鋼制材料部件有Dcrit=0.3,此處采用式(10) 中修正的Miner 公式來估算FOD 車軸的剩余壽命.分析結果發(fā)現,無論是異物沖擊速度v=100 m/s 還是更高速度v=138 m/s,全尺寸車軸的剩余壽命均滿足無限壽命.

圖18 疲勞P–S–N 曲線與載荷譜的比較Fig.18 Comparison of fatigue P–S–N curves and load spectrum

通常,高鐵車軸設計壽命為25～35 年[36-37],按照平均每年運行40 萬千米來核算,含FOD 合金鋼車軸的壽命仍然滿足設計要求.但必須指出,實際運營環(huán)境和工況要遠比圖18 所示更為復雜,例如列車經過道岔、隧道、沉降、橋梁、曲線、輪對多邊形等以及列車經受風沙、極寒、戈壁、高溫、腐蝕等地區(qū).在旋轉彎曲加載、異常振動載荷及非常溫環(huán)境條件下,這些初始缺陷有可能快速形成應力集中和微裂紋,而裂紋會否進一步擴展以及擴展速率將是車軸設計和運用必須關注的重要課題.

由此可見,作為高速列車極其重要的安全臨界部件,傷損車軸疲勞強度可靠性及服役行為的準確評估仍然面臨著巨大的挑戰(zhàn).最近,論文作者[34]提出了“名義應力”+“損傷容限”的“階梯疲勞評估框架”[38],被日本新干線著名學者Makino 稱為高速鐵路領域重要進展.這一思想的提出,不僅為異物致?lián)p鐵路車軸疲勞強度及壽命評價提供了新思路,而且為鐵路車輛其他結構的設計提供了理論依據.盡管如此,這一新思想需要在理論和實驗等各方面的驗證.

5 結論與展望

通過對FOD 車軸試樣進行全面的實驗研究與理論分析,得到如下結論:

(1)實物車軸損傷有劃傷、微動磨損、銹蝕、裂紋和FOD 等.其中FOD 分別占合金鋼車軸和碳素鋼車軸各類缺陷的47.0%和43.4%,是高速動車組車軸的主要表面損傷形式.

(2)異物沖擊造成的材料擠出、微裂紋和微缺口等特征為裂紋萌生提供了有利條件.FOD 試樣的疲勞極限明顯低于光滑試樣,并且隨著異物沖擊速度的提高而降低,離散性增大.

(3)考慮載荷模式、表面質量及尺寸效應,對試樣疲勞極限修正得到全尺寸FOD 車軸的疲勞極限,存活率為97.5%的FOD 車軸疲勞極限比EN 13104 標準的推薦值偏低.

(4)采用FKM 推薦鋼制部件臨界損傷Dcrit=0.3和修正的Miner 理論估算含FOD 實物車軸的服役壽命,仍然滿足30 年設計壽命.

綜上所述,基于疲勞P–S–N曲線存活率97.5%下含FOD 的全尺寸車軸的疲勞極限顯然已低于車軸設計標準EN 13104 限值,依此開展高鐵車軸的設計將具有較大的安全風險.但是,根據修正的Miner 理論和實測載荷譜估算的剩余壽命又完全滿足25～35年設計壽命,顯然兩種評價方法給出了相互矛盾的評估結論.這也表明,對于含FOD 等表面損傷的實物車軸已不適用于傳統(tǒng)的名義應力設計方法.這是因為,一方面,相關設計標準中均考慮車軸在實際運用中受到外部損傷后的服役行為;另一個方面,FOD最大深度達0.5 mm,需采用基于斷裂力學的損傷容限設計方法對車軸進行剩余強度和壽命進行評價.

2018 年,國家宣布全面啟動川藏鐵路建設,將修建世界上技術難度最大的“高原動車”.川藏鐵路依次經過四川盆地、川西高山峽谷區(qū)、川西高山原區(qū)、藏東南橫斷山區(qū)、藏南谷地等不同地貌地區(qū).線路經過區(qū)域山高谷深,地形地質條件極其復雜,不僅要克服巨大的海拔高差、復雜地質狀況,還要克服超長隧道、超高橋梁等技術難題.

這些復雜環(huán)境和地質條件是世界鐵路未曾觸及和極具挑戰(zhàn)性的技術難題,軌道車輛短時間內跨越漫長高山峽谷及超長隧道和橋梁,經歷極寒、高溫和腐蝕等復雜區(qū)間.尤其是列車高速通過冰區(qū)和峽谷地帶時,有可能導致外物損傷關鍵部件導致疲勞裂紋擴展.而確保車輛部件在極端環(huán)境中的運用狀態(tài)良好及服役性能和壽命可控是未來川藏鐵路車輛材料選型和結構設計的重要課題.