噴丸強(qiáng)化對(duì)異物致?lián)p車軸鋼疲勞性能的影響

王連慶，羅 艷，吳圣川，謝 普

（1.北京科技大學(xué)新金屬材料國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100083；2.西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都610031；3.中車長(zhǎng)春軌道客車股份有限公司，吉林 長(zhǎng)春130052）

1 引言

預(yù)計(jì)2020年底，我國(guó)高速鐵路總里程將達(dá)到3.9萬公里，運(yùn)營(yíng)速度世界第一，然而運(yùn)用環(huán)境和載荷極端復(fù)雜。例如，直接暴露在大氣環(huán)境中的車軸表面，在超長(zhǎng)距離運(yùn)行中，不可避免地受到各種外物擊打，嚴(yán)重破壞車軸結(jié)構(gòu)的完整性，造成極大安全隱患［1］。尤其是近年來，在無砟軌道和有砟軌道上運(yùn)行的車軸表面發(fā)現(xiàn)深度不一、形貌各異的異物傷損，初步判斷應(yīng)為強(qiáng)風(fēng)卷起異物（道砟、冰雪等）高速擊打所致。調(diào)研表明，我國(guó)高鐵車軸表面的各類缺陷中，意外劃傷和異物擊傷兩類缺陷占比超過90%，部分缺陷最大深度超過1.5mm。由此可見，不宜再單純沿用過保守的名義應(yīng)力設(shè)計(jì)方法來處理異物致?lián)p車軸。有必要引入基于斷裂力學(xué)的損傷容限設(shè)計(jì)方法對(duì)傷損車軸剩余強(qiáng)度及壽命進(jìn)行深入研究。

合適的強(qiáng)化技術(shù)在材料表面形成梯度分布組織、硬度和殘余應(yīng)力，能夠顯著提高零部件的使用壽命。例如，在同樣遭受異物致?lián)p（FOD）的航空發(fā)動(dòng)機(jī)葉片中，采用激光沖擊強(qiáng)化方法能夠成倍提高葉片的疲勞強(qiáng)度和壽命［2］。噴丸強(qiáng)化（SP）作為一種重要的強(qiáng)化工藝，廣泛應(yīng)用于汽車、航天、石化、艦船等領(lǐng)域。噴丸強(qiáng)化的基本原理為，通過噴射快速的彈丸連續(xù)撞擊材料或零件表面，使構(gòu)件表層產(chǎn)生塑性變形，從而形成硬化層，同時(shí)在表面引入了殘余壓應(yīng)力，可以抑制裂紋萌生和擴(kuò)展，進(jìn)而有效地提高構(gòu)件的服役性能［3，4］。

鑒于現(xiàn)役高鐵車軸運(yùn)用中受到各種異物擊打和擦劃，導(dǎo)致車軸按照維修規(guī)程提前報(bào)廢，給企業(yè)造成巨大損失，嚴(yán)重沖擊了鐵路運(yùn)行秩序。為此，論文對(duì)合金鋼EA4T試樣進(jìn)行噴丸強(qiáng)化，通過高周疲勞試驗(yàn)分析噴丸強(qiáng)化對(duì)異物致?lián)p材料疲勞性能的影響。與此同時(shí)，利用X射線衍射法（XRD）和納米壓痕儀對(duì)噴丸強(qiáng)化層的殘余應(yīng)力和微觀硬度值進(jìn)行測(cè)試，揭示噴丸強(qiáng)化機(jī)制。最后采用修正Kitagawa-Takahashi（K-T）圖［5］對(duì)受異物沖擊的高鐵車軸鋼試樣進(jìn)行缺陷容限評(píng)估。研究結(jié)果將為川藏鐵路車軸的設(shè)計(jì)與運(yùn)用提供技術(shù)參考。

2 材料與試驗(yàn)

2.1 疲勞試樣制備

以現(xiàn)役高鐵車軸合金鋼EA4T（或者25CrMo4）作為模型材料，其彈性模量E=225MPa，屈服強(qiáng)度σ0.2=591MPa，抗拉強(qiáng)度σb=722MPa，延伸率ψ=17%。運(yùn)用中檢修發(fā)現(xiàn)，由于FOD多發(fā)生于軸身，并且約有88%的FOD發(fā)生在距離非齒輪箱端約（950～1160）mm處［1］，因此在此處切取高周疲勞（HCF）狗骨形平板試樣，如圖1所示。試樣的設(shè)計(jì)規(guī)則為：未SP強(qiáng)化和無FOD的光滑試樣（UnSPed+UnFODed）、SP強(qiáng)化的光滑試樣（SPed+UnFODed）、未SP強(qiáng)化處理的FOD試樣（UnSPed+FODed）以及SP強(qiáng)化再預(yù)制FOD的試樣（SPed+FODed）。

圖1 高周疲勞試驗(yàn)試樣形狀及尺寸Fig.1 High Cycle Fatigue Sample Geometry and Size

2.2 表面噴丸處理

眾所周知，表面強(qiáng)化能夠顯著提高材料及部件的服役壽命，降低裂紋萌生和擴(kuò)展動(dòng)力［3，4］。為了消除機(jī)加工引入的劃痕和塑性層，在噴丸強(qiáng)化處理前用砂紙將試樣兩面打磨至鏡面狀態(tài)。然后，在試樣兩面采用直徑d=0.425 mm的標(biāo)準(zhǔn)鋼丸AS110H進(jìn)行表面處理，彈丸噴射速度為v=120 m/s，覆蓋率為200%。按照2.1節(jié)規(guī)劃，在試樣噴丸強(qiáng)化完成后，將部分試樣進(jìn)行2.3節(jié)所述的異物沖擊試驗(yàn)［1］。

2.3 異物沖擊損傷

發(fā)動(dòng)機(jī)葉片和車軸的異物致?lián)p調(diào)查發(fā)現(xiàn)［1-4］，實(shí)際缺陷的尺寸和形貌差異較大，若采用真實(shí)不規(guī)則異物開展疲勞行為研究不僅周期較長(zhǎng)、費(fèi)用較高，結(jié)果可靠性也難以保證。為此，本論文異物沖擊損傷采用空氣炮裝置［6］發(fā)射直徑為d=6mm的GCr15鋼質(zhì)（E=219GPa，泊松比v=0.3，均值硬度HRC=63）彈丸垂直沖擊板狀試樣來引入FOD缺陷。此外，為了盡可能的模擬高速鐵路車軸的真實(shí)運(yùn)營(yíng)速度，F(xiàn)OD試驗(yàn)中沖擊彈丸的速度設(shè)定為350km/h，即約100m/s。

2.4 殘余應(yīng)力測(cè)量

噴丸強(qiáng)化能夠提高構(gòu)件疲勞性能的原理之一是在表面一定厚度內(nèi)引入了殘余壓應(yīng)力。為了揭示殘余應(yīng)力演化及其對(duì)疲勞性能的影響，采用型號(hào)為X350A的X射線殘余應(yīng)力分析儀獲得噴丸強(qiáng)化后表層內(nèi)的殘余應(yīng)力梯度分布。試驗(yàn)基本參數(shù)為：使用Cr-Kα輻射，衍射晶面（211），準(zhǔn)直管直徑2mm，X射線管高壓20.0kV，X射線光管電流5.0mA。同時(shí)，為了獲得試樣厚度方向的殘余應(yīng)力分布，使用電解拋光逐步剝層法測(cè)量不同深度下的殘余應(yīng)力值。

2.5 微觀硬度測(cè)試

顯微硬度是反映材料變形及抗疲勞性能的重要參數(shù)之一。噴丸強(qiáng)化通過在表面引起強(qiáng)烈的塑性變形，從而造成硬度值的改變［7］?？紤]到噴丸強(qiáng)化層的厚度較薄，采用具有玻式三面椎形金剛石壓頭的G200納米壓痕儀對(duì)EA4T試樣母材和強(qiáng)化層的顯微硬度進(jìn)行測(cè)量。鑒于硬度測(cè)試數(shù)據(jù)可能存在的分散性，在每一測(cè)量深度下測(cè)試三個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)，最終的硬度值將采用三者均值作為衡量標(biāo)準(zhǔn)。

2.6 高周疲勞試驗(yàn)

為了考察FOD和噴丸強(qiáng)化對(duì)車軸鋼疲勞性能的影響，對(duì)光滑試樣進(jìn)行應(yīng)力比R=0.1的高周疲勞試驗(yàn)。鑒于FOD缺口尺寸和形貌的大離散性［1，6］，采用Maxwell［8］等提出的逐步加載法估算疲勞極限。其基本原理是，設(shè)置初始應(yīng)力小于預(yù)期疲勞極限，若第一個(gè)107循環(huán)周次內(nèi)試樣未失效，增大5%應(yīng)力后重復(fù)上述過程，直至第i個(gè)107周次發(fā)生斷裂。則最后兩個(gè)循環(huán)的最大應(yīng)力可用于試樣的疲勞極限值：

式中：σf—107周次時(shí)材料的疲勞極限；σi—第i個(gè)循環(huán)時(shí)最大應(yīng)力；Nfai—第i個(gè)循環(huán)時(shí)循環(huán)周次。

2.7 裂紋擴(kuò)展門檻值試驗(yàn)

考慮到經(jīng)過噴丸強(qiáng)化后，試樣的抗疲勞裂紋擴(kuò)展能力會(huì)發(fā)生變化，參照國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)《GB/T 6398-2000金屬材料疲勞裂紋擴(kuò)展速率實(shí)驗(yàn)方法》使用含中心孔直徑d=1mm和預(yù)制裂紋長(zhǎng)度a=1.5mm的中心裂紋板（MT）試樣進(jìn)行未SP試樣和SP試樣的應(yīng)力比R=0.1的裂紋擴(kuò)展門檻值測(cè)試。

3 結(jié)果與分析

3.1 FOD缺陷形貌

采用體式顯微鏡觀察異物沖擊缺口的形貌及特點(diǎn)。由球形異物沖擊所得的沖擊坑具有規(guī)整圓形的典型特征，并且截面形狀類似于半橢圓形，如圖2所示。一般認(rèn)為，這種造成幾何不連續(xù)的宏觀缺口將會(huì)產(chǎn)生明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象［7］，從而為疲勞裂紋的萌生和擴(kuò)展提供了有利條件，一定程度上降低了車軸的疲勞強(qiáng)度及壽命。文獻(xiàn)［9］指出，當(dāng)表面缺陷的投影面積平方根√area小于1 mm時(shí)，該缺陷可視為短裂紋。由尺寸測(cè)量結(jié)果可得，該沖擊坑的表面直徑約為d=2.9mm，深度h=0.42mm，投影面積平方根√area=0.796mm。

圖2 鐵路車軸鋼試樣FOD缺口特征Fig.2 Typical FOD Features of Axle Steel Specimen

3.2 殘余應(yīng)力分布

噴丸強(qiáng)化在EA4T鋼試樣表層一定深度內(nèi)引入了梯度分布的殘余壓應(yīng)力，如圖3所示。最大殘余壓應(yīng)力值-546MPa大約位于深度為40μm處，并且隨著深度的增大，殘余應(yīng)力絕對(duì)值逐漸減小。相關(guān)研究指出［3］，梯度變化的殘余壓應(yīng)力將在外部加載過程中有效地抑制疲勞裂紋的萌生和擴(kuò)展。

圖3 車軸鋼試樣表面殘余應(yīng)力分布.Fig.3 Residual Stress Curve into Axle Steel Specimen.

3.3 顯微硬度分布

噴丸強(qiáng)化前后從母材試樣和FOD試樣表面到內(nèi)部的顯微硬度值發(fā)生變化，如圖4所示。圖中藍(lán)色平行虛線的硬度值代表EA4T母材的硬度值約為3.42 GPa。

圖4 車軸鋼試樣噴丸層顯微硬度值分布Fig.4 Micro Hardness Curves of Peened Axle Steel Specimens

從圖中可以清楚地看出，強(qiáng)化層的硬度值由表面的最大值4.41 GPa隨著深度的增加迅速減小，直到深度為200 μm左右時(shí)接近母材硬度值。

3.4 高周疲勞性能

研究指出，噴丸強(qiáng)化引入殘余壓應(yīng)力和硬化層，能提高車軸的 疲 勞 性 能［10］。對(duì)UnSPed+UnFODed、SPed+UnFODed、Un-SPed+FODed和SPed+FODed等四類試樣的疲勞極限分析發(fā)現(xiàn)，不管車軸試樣強(qiáng)化與否，異物沖擊后，試樣的疲勞極限均較光滑試樣低，如圖5所示。然而，經(jīng)過噴丸強(qiáng)化后光滑試樣的疲勞極限提高了16%（約230 MPa），而FODed試樣的疲勞極限提高了18%（約215 MPa），意味著試樣損傷后采用表面強(qiáng)化方法進(jìn)行處理，能夠一定程度上恢復(fù)材料的疲勞性能?？傊?，無論是光滑試樣還是FODed試樣，SP強(qiáng)化處理能有效地抑制疲勞裂紋的萌生和擴(kuò)展，提升疲勞性能。

圖5 車軸試樣不同條件下疲勞極限Fig.5 Fatigue Limits of Specimens under Different Conditions

為了進(jìn)一步分析SP強(qiáng)化處理對(duì)車軸鋼疲勞壽命的影響，將UnSPed+UnFODed、SPed+UnFODed、UnSPed+FODed和SPed+FODed等四類試樣的高周疲勞壽命數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合得到高周疲勞S-N曲線?？紤]到相同的試樣在同一試驗(yàn)環(huán)境下得到的疲勞數(shù)據(jù)亦會(huì)存在一定分散性。采用近似歐文單側(cè)公差極限法［1］繪制置信度為95%、可靠度為95%（C95R95）的疲勞P-S-N曲線，如下所示：

式中：Kowen—經(jīng)驗(yàn)系數(shù)；角標(biāo)R—可靠性；C—置信度；φ（·）—標(biāo)準(zhǔn)正態(tài)累積分布；ns—試樣數(shù)量；b1，b2，b3，b4，c1，c2和c3—?dú)W文系數(shù)。

據(jù)此可得近似歐文單側(cè)公差極限法不同試樣的疲勞P-S-N曲線擬合參數(shù)，如表1所示。

表1 歐文單側(cè)公差極限法參數(shù)Tab.1 Specimen Parameters and KOwen Coefficents

UnFODed和FODed試樣經(jīng)噴丸強(qiáng)化后所得到的高周疲勞S-N曲線均位于未強(qiáng)化試樣的上方，如圖6所示。這表明無論在高應(yīng)力載荷下還是低應(yīng)力載荷下，噴丸強(qiáng)化都能有效提高車軸的疲勞性能。進(jìn)一步地，引入的概率統(tǒng)計(jì)方法擬合的疲勞P-S-N曲線落在所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)下，說明該存活率下的疲勞壽命具有較高的可靠性。

圖6 異物致?lián)p車軸試樣高周疲勞曲線Fig.6 High Cycle Fatigue Curves of FODed Axle Steel Specimens

4 缺陷容限評(píng)價(jià)

前述指出，車軸在運(yùn)用中，受到各種異物撞擊形成FOD。這些損傷破壞了車軸的結(jié)構(gòu)完整性，形成局部應(yīng)力集中，并且沖擊坑處存在的微觀損傷和殘余應(yīng)力會(huì)促使裂紋在疲勞載荷作用下萌生和擴(kuò)展［6］。因此，傳統(tǒng)的忽視缺陷存在，并假設(shè)材料為無缺陷連續(xù)體的名義應(yīng)力設(shè)計(jì)及評(píng)估方法已難以有效處理含F(xiàn)OD缺陷鐵路車軸的疲勞可靠性評(píng)估問題。

作為當(dāng)前材料及結(jié)構(gòu)缺陷容限評(píng)價(jià)的經(jīng)典和有效方法，Kitagawa-Takahashi（K-T）圖可用于受異物沖擊葉片和車軸的疲勞評(píng)估中［1，6］，實(shí)現(xiàn)疲勞極限與缺陷尺寸的關(guān)聯(lián)。

傳統(tǒng)K-T圖是裂紋尺寸a與疲勞強(qiáng)度范圍Δσw構(gòu)成的雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)圖。隨著K-T評(píng)定圖的發(fā)展，El-Haddad考慮到裂紋處于短裂紋狀態(tài)時(shí)，各種裂紋閉合效應(yīng)未完全建立，因此引入?yún)?shù)a0對(duì)裂紋長(zhǎng)度進(jìn)行修正如下：

式中：a—裂紋長(zhǎng)度；a0—材料的本征裂紋長(zhǎng)度。

文獻(xiàn)［9］證明當(dāng)缺陷的參數(shù)√area小于1 mm時(shí)，可將該缺陷視為短裂紋進(jìn)行缺陷容限評(píng)估，因此以上K-T圖可以進(jìn)一步修正為：

式中：Y—缺陷系數(shù)，當(dāng)缺陷為表面缺陷時(shí)，取值0.65。

由于疲勞壽命具有大分散性，為了更可靠的對(duì)FODed車軸鋼試樣進(jìn)行疲勞評(píng)估，采用C95R95條件下的疲勞極限值建立其概率K-T圖。因此，模型中的各參數(shù)為：對(duì)于未噴丸強(qiáng)化試樣有ΔKth，UnSPed=5MPa·m1/2，Δσ0，UnSPed=357MPa；強(qiáng) 化 試 樣ΔKth，SPed=7 MPa·m1/2，Δσ0，SPed=429MPa。

兩種狀態(tài)下當(dāng)缺陷尺寸大于√area0后，試樣的疲勞強(qiáng)度隨著FOD缺陷投影面積的增大而減小，如圖7所示。與此同時(shí)，噴丸強(qiáng)化后車軸鋼試樣的K-T圖曲線位于未強(qiáng)化試樣曲線上方，進(jìn)一步證明了EA4T車軸鋼試樣經(jīng)過噴丸強(qiáng)化后疲勞性能得到了提高，能夠?qū)崿F(xiàn)在相同缺陷尺寸下得到更高的服役性能。這一結(jié)果，為川藏鐵路車軸運(yùn)用檢修及剩余壽命和強(qiáng)度評(píng)估提供重要的理論支撐。

圖7 異物致?lián)p高鐵車軸鋼的修正K-T圖Fig.7 Modified KT Diagram of FODed Axle Steel Specimens

5 結(jié)論

論文對(duì)高鐵車軸EA4T車軸鋼試樣進(jìn)行表面噴丸強(qiáng)化，并同時(shí)預(yù)制FOD缺陷，然后通過殘余應(yīng)力測(cè)試、納米壓痕及高周疲勞試驗(yàn)等對(duì)不同狀態(tài)下的車軸鋼試樣進(jìn)行抗疲勞斷裂研究與分析，結(jié)論如下：

（1）球形異物沖擊試樣形成的FOD缺口表面是規(guī)則的圓形，截面形狀類似于半橢圓形。

（2）噴丸強(qiáng)化處理在試樣近表層一定深度內(nèi)引入了梯度分布的殘余壓應(yīng)力，其中最大殘余壓應(yīng)力值-546MPa位于深度為40μm處。

（3）車軸鋼試樣經(jīng)噴丸強(qiáng)化后，在表層形成了硬化層，硬度值由表層最大值4.41GPa隨深度的增加急劇減小，至約0.2mm處到達(dá)基體。

（4）對(duì)于FODed試樣，未SP強(qiáng)化和SP強(qiáng)化處理試樣的疲勞極限均較光滑試樣有一定程度降低。然而，噴丸強(qiáng)化處理后光滑試樣和受異物沖擊試樣的疲勞極限較未強(qiáng)化分別提高了約16%和18%。

（5）修正K-T圖能夠更加可靠地評(píng)估車軸鋼的疲勞承載安全區(qū)。同時(shí)，由于噴丸強(qiáng)化能夠提高疲勞性能，SPed試樣的K-T圖曲線始終位于UnSPed試樣的曲線上方，表明噴丸強(qiáng)化后車軸試樣能夠得到更高的安全裕度。