馬呈祥， 龍健， 張林杰， Na Suck Joo,3

(1.中車大同電力機(jī)車有限公司，山西 大同 037038；2.西安交通大學(xué)，金屬材料強(qiáng)度國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710049；3.韓國科學(xué)技術(shù)院，大田 34141，韓國)

0 前言

疲勞斷裂是焊接結(jié)構(gòu)常見的失效形式[1-6]。轉(zhuǎn)向架是高鐵機(jī)車的核心部件，在機(jī)車運(yùn)行中傳遞復(fù)雜載荷，并保證機(jī)車順利沿曲線路徑安全運(yùn)行，是保障車輛安全服役的關(guān)鍵[7-9]。為了減輕自身重量，轉(zhuǎn)向架構(gòu)架大多采用焊接結(jié)構(gòu)。轉(zhuǎn)向架主要是根據(jù)國際鐵路聯(lián)盟UIC標(biāo)準(zhǔn)等進(jìn)行設(shè)計校核，如JIS E 4207:2004《Truck frames for railway rolling stock — General rules for design》, UIC 510-3:1994《Wagons — Strength testing of 2 and 3-axle bogies on test rig》和UIC 515-4:1993《Passenger rolling stock — Trailer bogies — Running gear-Bogie frame structure strength tests》等。Goodman疲勞強(qiáng)度圖綜合考慮疲勞應(yīng)力幅、平均應(yīng)力和材料力學(xué)性能，目前廣泛用于鐵道車輛結(jié)構(gòu)疲勞設(shè)計[10-12]。

在實(shí)際中，轉(zhuǎn)向架焊接結(jié)構(gòu)不可避免地會出現(xiàn)焊接變形導(dǎo)致的裝配質(zhì)量問題，焊縫中會存在氣孔、未熔合等焊后難精確檢測的缺陷，從而使構(gòu)架疲勞性能評估和質(zhì)量控制變得非常復(fù)雜與困難。目前,國內(nèi)大功率電力機(jī)車轉(zhuǎn)向架疲勞問題已基本解決，但在高鐵網(wǎng)線普及化和提速、節(jié)能減排大趨勢下，又面臨嚴(yán)苛路況和輕量化等帶來的新挑戰(zhàn)，需對其疲勞失效行為和壽命評估開展更細(xì)致研究。

HXD2型機(jī)車是中國干線貨運(yùn)用八軸大功率電力機(jī)車。針對運(yùn)行于某穿越秦嶺山脈線路HXD2型電力機(jī)車服役里程未達(dá)到設(shè)計值情況下拉桿座角焊縫出現(xiàn)多處裂紋的現(xiàn)象，通過光鏡、SEM等方法和基于UIC標(biāo)準(zhǔn)工況仿真計算分析失效的主因及機(jī)理。文中工作對大功率機(jī)車轉(zhuǎn)向架構(gòu)架角焊縫的抗疲勞設(shè)計與制造有一定的指導(dǎo)意義，并對軌道交通領(lǐng)域各類焊接結(jié)構(gòu)角焊縫抗疲勞性能改善也有一定的借鑒價值。

1 材料與方法

圖1為HXD2機(jī)車轉(zhuǎn)向架拉桿座角焊縫失效位置。HXD2轉(zhuǎn)向架構(gòu)架采用“日”字形結(jié)構(gòu)，如圖1c所示，構(gòu)架上均布4個大拉桿座，車輛運(yùn)行中牽引力和制動力通過拉桿座進(jìn)行傳遞。拉桿座底部四周通過一條封閉角焊縫與構(gòu)架連接，角焊縫是路徑形狀呈“口”字形的封閉焊縫，如圖1d所示。服役中定期檢查發(fā)現(xiàn),一條沿拉桿座角焊縫上表面中心線分布的裂紋，如圖1d所示。

圖1 HXD2機(jī)車轉(zhuǎn)向架拉桿座角焊縫失效位置

拉桿座為鑄鋼件，牌號為E300-520MS C2，梁體由鋼板組焊而成，鋼板牌號為S500MCM，其化學(xué)成分分別見表1和表2，其拉伸性能分別見表3和表4。該拉桿座角焊縫焊腳尺為8.4 mm，采用氣體保護(hù)焊方法單道焊接完成，焊材為直徑1.2 mm的ER55-D2-Ti焊絲，保護(hù)氣體為80%Ar+20%CO2，焊接電流270～300 A，電弧電壓27～30 V。焊后整體構(gòu)架進(jìn)行590 ℃去應(yīng)力熱處理，然后進(jìn)行磁粉探傷。

表1 拉桿座E300-520MS C2材料的主要成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

表2 轉(zhuǎn)向架構(gòu)架S500MCM材料的主要成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

表3 拉桿座E300-520MS C2材料的拉伸性能

表4 轉(zhuǎn)向架構(gòu)架S500MCM材料的拉伸性能

沿失效口字形焊縫的長度方向截取54個依次分布的橫截面進(jìn)行觀察。對包含裂紋試樣用液氮冷卻后將其以脆斷模式掰開，暴露出裂紋表面和裂紋前沿，在FEI Verios460掃描電鏡下觀察疲勞斷口。接頭橫截面組織觀察設(shè)備為尼康ECLIPSE MA200倒置金相顯微鏡。金相腐蝕劑為濃度4%的硝酸酒精，腐蝕時間約5 s。維氏顯微硬度測試載荷1.96 N，保載時間15 s。

轉(zhuǎn)向架網(wǎng)格模型采用四面體單元，焊縫根部單元尺寸0.5 mm，焊縫其它區(qū)域采用4 mm單元尺寸的網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸過渡系數(shù)1.5；轉(zhuǎn)向架其它區(qū)域單元尺寸均為15 mm，共3 567 296個單元，如圖2所示。

圖2 HXD2機(jī)車轉(zhuǎn)向架網(wǎng)格劃分方案

網(wǎng)格方案對計算結(jié)果有重要影響[13-14]。在該研究中，一方面進(jìn)行了角焊縫網(wǎng)格敏感性分析，結(jié)果如圖3所示；另一方面確保相互對比的不同算例所采用網(wǎng)格方案完全一致。

圖3 HXD2機(jī)車轉(zhuǎn)向架角焊縫網(wǎng)格敏感性分析

在保證構(gòu)架計算精度的前提下建模時進(jìn)行如下簡化處理：①將車軸用梁單元模擬；②車軸與軸箱體之間通過Revolute連接；③軸箱體設(shè)置為剛體，并通過彈簧單元與構(gòu)架相連；④軸箱拉桿設(shè)置為剛體，拉桿體和芯軸之間通過Bushing連接，并根據(jù)橡膠關(guān)節(jié)參數(shù)設(shè)置軸向剛度、徑向剛度、扭轉(zhuǎn)剛度和偏轉(zhuǎn)剛度；⑤制動器用質(zhì)量單元模擬。

根據(jù)構(gòu)架實(shí)際運(yùn)營情況設(shè)置邊界條件:①垂向約束施加于模擬輪對滾動圓處；②橫向約束施加于模擬輪對一側(cè)滾動圓處；③縱向約束施加于牽引銷處；④作用在側(cè)梁上的垂向載荷施加于構(gòu)架二系橡膠堆座板處；⑤作用在側(cè)梁上的橫向載荷施加于構(gòu)架二系橡膠堆座板處及二系橫向止檔處；⑥軌道扭曲在對角線模擬車輪滾動圓處施加10‰或5‰的垂向位移；⑦在一個模擬車輪滾動圓處不施加任何約束來模擬車輪100%減載的情況。

根據(jù)國際鐵路聯(lián)盟標(biāo)準(zhǔn)UlC 615-4-2003《Motive power units — Bogie and running gear-Bogie frame structure strength tests》設(shè)置運(yùn)營工況和特殊工況合計27種進(jìn)行計算，考慮了垂向載荷、橫向載荷、縱向載荷、牽引電機(jī)載荷、制動載荷、減震器載荷、菱形載荷和扭曲載荷等不同載荷，在此不再贅述。拉桿座連接焊縫疲勞強(qiáng)度考核采用Goodman疲勞極限界限圖，當(dāng)構(gòu)架在各運(yùn)營工況下的平均應(yīng)力σm及最大主應(yīng)力σmax和最小主應(yīng)力σmin均位于其材料的Goodman疲勞極限界限圖內(nèi)，則構(gòu)架疲勞強(qiáng)度滿足要求。若僅有個別測量點(diǎn)極限應(yīng)力超過規(guī)定要求，且超出幅度小于20%，UIC615-4也判定為疲勞強(qiáng)度滿足要求。

基于安全導(dǎo)向設(shè)計原則，焊縫采用ERRI B12/RP17提供的高缺口應(yīng)力區(qū)焊縫Goodman疲勞曲線界限圖進(jìn)行疲勞強(qiáng)度評價，焊縫疲勞極限σ-1為85 MPa。對構(gòu)架材料的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度取安全系數(shù)S=1.65后，根據(jù)材料及焊縫位置，分別繪制對應(yīng)的Goodman疲勞極限界限圖。

圖4為σmax和σmin的確定方法，具體步驟如下：①確定焊縫上每個節(jié)點(diǎn)在不同載荷工況作用下的主應(yīng)力值和方向；②將所有載荷工況中焊縫上各節(jié)點(diǎn)最大主應(yīng)力方向確定為基本應(yīng)力分布方向，其值作為計算最大主應(yīng)力σmax；③將其他載荷工況下的主應(yīng)力轉(zhuǎn)換到已確定的最大主應(yīng)力方向上，其中最小的應(yīng)力值確定為計算最小主應(yīng)力σmin；④由最大和最小應(yīng)力值計算平均應(yīng)力σm和應(yīng)力幅σa。

圖4 最大、最小主應(yīng)力確定方法示意圖

2 結(jié)果與討論

2.1顯微組織分析

圖5為焊縫/基板界面附近組織形貌。焊縫金屬的顯微組織主要是由粒狀貝氏體+粒狀珠光體，還存在鐵素體組織。熱影響區(qū)由粗晶區(qū)、細(xì)晶區(qū)及混晶區(qū)組成。在粗晶區(qū)內(nèi)，奧氏體晶粒過熱長大然后冷卻形成了粗晶組織。在細(xì)晶區(qū)內(nèi)，該區(qū)域焊接時發(fā)生再結(jié)晶，形成細(xì)小的鐵素體和珠光體組織。混晶區(qū)為熱影響區(qū)的不完全正火區(qū)，在焊接過程中，該區(qū)的部分原始組織先轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體，然后空冷形成少量鐵素體和珠光體?；迥覆牡慕M織主要是由鐵素體和珠光體組成。

圖5 焊縫/基板界面附近組織形貌

圖6是焊縫/拉桿座界面附近組織形貌。在熱影響區(qū)的粗晶區(qū)中，該區(qū)域焊接時的峰值溫度較高，加之拉桿座母材碳當(dāng)量較高，在該區(qū)域觀察到馬氏體組織形貌。在熱影響區(qū)的混晶區(qū)中，該區(qū)域在焊接過程中的峰值溫度為700～900 ℃，只有部分原始組織轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體，因此母材的網(wǎng)狀珠光體組織未完全發(fā)生轉(zhuǎn)變。拉桿座母材組織主要由鐵素體和網(wǎng)狀珠光體組成。

圖6 焊縫/拉桿座界面附近組織形貌

從圖5和圖6結(jié)果可知，僅在拉桿座側(cè)熱影響區(qū)的粗晶區(qū)觀察到馬氏體組織，但同型號機(jī)車?yán)瓧U座角焊縫質(zhì)量普查結(jié)果表明該區(qū)域無開裂現(xiàn)象，裂紋基本上都位于焊縫區(qū)。因此，裂紋的產(chǎn)生另有他因。

2.2顯微硬度分析

圖7和圖8分別為焊縫/基板界面和焊縫/拉桿座界面附近的顯微硬度分布。焊縫、基板母材和拉桿座母材的顯微硬度平均值分別約為236 HV，188 HV和178 HV。最大硬度出現(xiàn)在碳當(dāng)量較高的拉桿座母材側(cè)的熱影響區(qū)，該位置顯微硬度高達(dá)約260 HV。從圖7和圖8可見，最大顯微硬度梯度出現(xiàn)在拉桿座母材側(cè)的熱影響區(qū)中。但是，如前所述，拉桿座角焊縫質(zhì)量普查結(jié)果表明該區(qū)域無開裂現(xiàn)象。

2.3斷口顯微形貌

進(jìn)一步觀察橫截面上裂紋路徑和斷口表面，如圖9所示。角焊縫疲勞裂紋通常萌生于焊趾或焊根。從圖9a裂紋形貌可以初步判定裂紋是從接頭內(nèi)部先萌生，然后向外擴(kuò)展。如圖9b所示，在焊縫根部觀察到典型的多源起裂形貌。從圖9b還看到呈弧線形的裂紋前沿形貌。圖9b中弧線形裂紋前沿上方的斷口是為了便于觀察而人工加工形成的。圖9c給出了弧線形裂紋前沿下側(cè)服役中所產(chǎn)生裂紋的顯微形貌，其中觀察到典型的疲勞輝紋?？梢?，拉桿座角焊縫裂紋屬于疲勞裂紋，疲勞裂紋起裂于焊縫金屬與拉桿座底部間隙交界處。然后，在焊縫軸線方向上，裂紋從萌生處向兩側(cè)擴(kuò)展；在焊縫厚度方向上，裂紋從萌生處從焊縫向焊縫表面擴(kuò)展，如圖9b中白色虛線所示。在橫截面上擴(kuò)展路徑與水平方向夾角近似為45°。

圖9 裂紋路徑及斷口顯微形貌

2.4根部間隙的影響

2.4.1根部間隙與裂紋傾向的相關(guān)性

對焊縫出現(xiàn)裂紋工件和無裂紋工件的拉桿座角焊縫橫截面根部間隙值進(jìn)行比較，見表5。由表5可知服役中出現(xiàn)裂紋的拉桿座焊縫約27.8%的區(qū)域存在根部間隙大于0.4 mm的情況。而對于服役路況和服役時間相同的未出現(xiàn)裂紋的拉桿座焊縫，這一比例僅占5.7%。從圖10可見，在最先出現(xiàn)裂紋的焊縫位置處，拉桿座和基板之間的間隙為0.64～0.74 mm。開裂位置似乎與跟部間隙大小有關(guān)聯(lián)。

表5 角焊縫根部間隙統(tǒng)計分析

圖10 根部間隙與疲勞裂紋的相關(guān)性

對開裂區(qū)域焊縫UIC工況下的受力情況進(jìn)行分析，典型結(jié)果如圖11所示，發(fā)現(xiàn)開裂區(qū)并不在工作應(yīng)力最高或較高的區(qū)域。因此，分析認(rèn)為“拉桿座焊縫開裂敏感性”與“拉桿座與基板之間間隙大小”有著明顯的關(guān)聯(lián)。

圖11 裂紋區(qū)域UIC工作應(yīng)力分析

進(jìn)一步結(jié)合UIC標(biāo)準(zhǔn)工況載荷通過有限元仿真開展了基于Goodman圖的拉桿座角焊縫抗疲勞性能評估，探究了根部間隙對拉桿座角焊縫疲勞失效的影響，結(jié)果如圖12所示。從圖12可見，間隙增大會導(dǎo)致運(yùn)營載荷工況下焊縫最大、最小主應(yīng)力越來越逼近Goodman圖中的包絡(luò)線，說明根部間隙的存在和增大確實(shí)會削弱角焊縫的抗疲勞性能。

圖12 不同間隙下的Goodman圖評價結(jié)果

2.4.2根部間隙影響裂紋傾向的機(jī)理

圖13為間隙增大導(dǎo)致焊縫應(yīng)力幅增大機(jī)理示意圖。分析認(rèn)為如果焊縫根部間隙較小時，當(dāng)拉桿座承受垂直方向壓力載荷時，基板與拉桿座下表面比較容易發(fā)生接觸，從而使基板能分擔(dān)部分壓應(yīng)力載荷、使角焊縫承受的最大壓應(yīng)力絕對值減小，這將有利于減小焊縫工作時的應(yīng)力幅，從而有利于提高其疲勞壽命。反之，若焊縫根部間隙過大，則會削弱焊縫疲勞壽命。此外，發(fā)現(xiàn)根部間隙較大時，在焊縫根部總是伴隨出現(xiàn)末端尖劈形貌，如圖10所示。這種末端尖劈在焊縫邊緣呈現(xiàn)一個較小的尖銳頂角，顯然會加劇焊縫根部的應(yīng)力集中程度，從而削弱接頭的抗疲勞性能。

圖13 間隙增大導(dǎo)致焊縫應(yīng)力幅增大機(jī)理示意圖

2.4.3根部間隙“末端尖劈”產(chǎn)生機(jī)理

通過試驗(yàn)觀察和理論分析，認(rèn)為末端尖劈形貌的形成需要2個條件:一是較大的根部間隙，二是橫截面上焊縫與間隙交匯處焊縫輪廓線與水平方向夾角(圖14)明顯小于90°。Wu等人[15]通過流體動力學(xué)仿真研究了角焊縫焊接熔池行為和焊縫成形，模型中考慮了表面張力、重力對焊縫成形影響，研究結(jié)果對末端尖劈形成機(jī)理理解有一定啟發(fā)。當(dāng)上述2個條件都具備時，在重力、表面張力的共同作用下，容易形成間隙末端尖劈形貌。當(dāng)橫截面上焊縫輪廓線與水平線夾角較大或接近直角時(圖14a),則不易形成尖銳的末端尖劈形貌，對提高疲勞壽命有利。

圖14 角對末端尖劈形貌的影響示意圖

焊接電弧工作是遵循最小電壓原理,因此當(dāng)根部間隙較大時，在施焊過程中很容易發(fā)生電弧不穩(wěn)定、根部飄移現(xiàn)象，導(dǎo)致坡口根部加熱不足。加之電弧不穩(wěn)時往往會通過電弧擺動改善焊接熔池形態(tài)，所以很容易形成如圖14c所示的β角很小的扁平狀焊縫橫截面，對接頭抗疲勞性能不利。

綜上所述，拉桿座角焊縫根部間隙和與之伴隨出現(xiàn)的末端尖劈形貌是導(dǎo)致焊縫疲勞失效的重要原因。考慮到間隙接近零的情況下其間隙末端的尖銳度遠(yuǎn)大于文中所展示各種末端尖劈的尖銳度，認(rèn)為在間隙和末端尖劈二者中根部間隙危害更大，起著主導(dǎo)作用。建議的改進(jìn)措施包括減小間隙措施和控制焊縫橫截面輪廓措施。前者可通過控制轉(zhuǎn)向架構(gòu)架焊接變形來實(shí)現(xiàn)，后者可通過增加氬弧焊打底工序或用激光電弧復(fù)合焊等焊接方法來實(shí)現(xiàn)。

3 結(jié)論

(1)拉桿座角焊縫服役中發(fā)生疲勞失效，起裂于焊縫根部，呈多源起裂特征，起裂后從中心向兩側(cè)擴(kuò)展、從根部向焊縫表面擴(kuò)展，在橫截面上擴(kuò)展路徑與水平方向夾角近似為45°。

(2)拉桿座焊縫開裂敏感性與拉桿座/基板之間間隙值有明顯相關(guān)性。仿真結(jié)果也表明,根部間隙越大，則拉桿座角焊縫抗疲勞性能越差。

(3)拉桿座與構(gòu)架基板間隙影響角焊縫疲勞壽命機(jī)理在于間隙較小時,焊縫受壓后拉桿座底面與構(gòu)架基板表面更容易發(fā)生接觸，發(fā)生接觸后,基板表面將分擔(dān)部分載荷。因此,間隙較小時,焊縫應(yīng)力幅也較小。

(4)建議控制轉(zhuǎn)向架構(gòu)架焊接變形，以減小裝配間隙，同時橫截面上焊縫與間隙交匯處的焊縫輪廓線與間隙所在平面應(yīng)盡量相互垂直。