溫度對高速車輪鋼斷裂韌性的影響

溫度對高速車輪鋼斷裂韌性的影響

服務(wù)期間，車輪上的木材溫度必須變化，尤其是中國北方的低溫氣溫下降到-40c。因此車輪鋼在低溫下的性能,特別是斷裂韌性不僅關(guān)系到高速列車運行的安全,還對高速鐵道車輛車輪的設(shè)計及材料的選擇產(chǎn)生重要影響。金屬材料尤其是體心立方金屬材料的力學(xué)性能對溫度具有較高的敏感性,目前關(guān)于溫度對金屬材料韌性影響的研究更多集中在缺口沖擊韌性方面,并建立了韌脆轉(zhuǎn)變理論;但關(guān)于溫度對金屬材料斷裂韌性的影響還未建立起可供廣泛工程應(yīng)用的理論。大量的研究表明,材料的斷裂韌性一般隨溫度的降低而降低,而且溫度會導(dǎo)致不同材料的斷裂機(jī)制發(fā)生不同的變化,因此溫度與材料的斷裂韌性之間存在一定的復(fù)雜性關(guān)系。工程上,既需要對高速車輪鋼的低溫斷裂韌性進(jìn)行評價,從而為高速車輪鋼材料的設(shè)計提供指導(dǎo);另一方面又迫切需要掌握高速車輪鋼的斷裂韌性隨溫度變化的規(guī)律,為預(yù)測高速車輪鋼的低溫斷裂韌性提供理論基礎(chǔ)。近年來,在Weibull分布基礎(chǔ)上發(fā)展起來的MasterCurve方法被逐漸應(yīng)用于描述和預(yù)測材料斷裂韌性隨溫度的變化并取得了良好的效果。該方法主要適用于屈服應(yīng)力在275~825MPa內(nèi)具有鐵素體體心立方結(jié)構(gòu)的碳鋼和合金鋼,這類鋼的典型微觀組織包括鐵素體、珠光體、回火馬氏體和回火貝氏體,具有斷裂韌性隨溫度呈韌脆轉(zhuǎn)變的特性。但目前關(guān)于MasterCurve方法對車輪鋼斷裂韌性隨溫度變化的預(yù)測效果,以及溫度對高速車輪鋼斷裂韌性的影響尚未見報道,還不能通過常溫斷裂韌性試驗合理預(yù)測高速車輪鋼的低溫斷裂性能。本文通過裂紋試樣研究溫度對高速車輪鋼斷裂韌性影響的規(guī)律及其對斷裂機(jī)理的影響,為預(yù)測高速車輪鋼的低溫性能及服役安全評價提供依據(jù)。1拉伸試驗測試試驗所用的材料為按照《CA250EMU動車組整體車輪技術(shù)規(guī)范》生產(chǎn)的國產(chǎn)軋制高速車輪鋼,其中C,Si,Mn,P,S,Cr,Ni和Als(酸溶鋁)元素的質(zhì)量百分?jǐn)?shù)分別為0.54%,0.25%,0.73%,0.005%,0.003%,0.24%,0.17%和0.024%,其余為Fe元素。進(jìn)行拉伸、斷裂韌性及沖擊韌性試驗時,試驗溫度為20,0,-20,-40,-60和-80℃。從車輪輪輞上沿其厚度方向切取直徑為8mm的標(biāo)準(zhǔn)圓棒拉伸試樣,按照GB/T228—2002《金屬材料室溫拉伸實驗方法》和GB/T13239—2006《金屬材料低溫拉伸試驗方法》,每個試驗溫度下用3個標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣進(jìn)行拉伸試驗,結(jié)果取平均值。從車輪輪輞上截取厚度為30mm的斷裂韌性緊湊拉伸(CT)試樣,CT試樣的裂紋面法向與車輪踏面切線平行。將試樣置于不同試驗溫度下在MTS810液壓伺服疲勞試驗機(jī)上按照GB/T4161—2007《金屬材料平面應(yīng)變斷裂韌度KIC試驗方法》進(jìn)行斷裂韌性測試,參考ASTME1921—2005《StandardTestMethodforDeterminationofReferenceTemperature,T0,forFerriticSteelsintheTransitionTemperature》中的單溫度測試方法,擬合得到高速車輪鋼斷裂韌性Master曲線。在車輪輪輞部位取標(biāo)準(zhǔn)Charpy-V型缺口沖擊試樣,試樣長度沿輪輞周向,在不同試驗溫度下按照GB/T229—2007《金屬夏比缺口沖擊試驗方法》測量高速車輪鋼的沖擊韌性AKV2。試驗用擺錘刀刃半徑為2mm,沖擊能量為150J,沖擊速度為5.2m·s-1,每個試驗溫度下用3個標(biāo)準(zhǔn)Charpy-V型缺口沖擊試樣進(jìn)行試驗,結(jié)果取平均值。對不同溫度下的斷裂韌性試樣斷口在ZeissEVO18掃描電子顯微鏡(SEM)下進(jìn)行斷口形貌觀察。2試驗結(jié)果和分析2.1溫度對屈服應(yīng)力和強(qiáng)度的影響拉伸試驗得到高速車輪鋼的屈服應(yīng)力σp0.2、抗拉強(qiáng)度σm、延伸率A和斷面收縮率Z隨溫度變化曲線,如圖1所示。由圖1(a)可以看出:屈服應(yīng)力和抗拉強(qiáng)度隨溫度的降低而升高,屈服應(yīng)力由20℃時的595MPa增加到-80℃時的675MPa,增幅約為80MPa;抗拉強(qiáng)度由20℃時的949MPa增加到-80℃時的1070MPa,增幅約120MPa。由圖1(b)可以看出:延伸率隨溫度沒有明顯的變化,在19%~21%之間;而斷面收縮率隨溫度的降低略有下降,從20℃時的55.5%下降到-80℃時的47.5%。2.2高速車輪鋼的斷裂韌性試驗若試驗測得的條件斷裂韌性KQ滿足平面應(yīng)變斷裂韌性的條件d≥2.5(KQ/σp0.2)2(其中d為試樣厚度,KQ為條件斷裂韌性),記此時的條件斷裂韌性為斷裂韌性KIC;否則,則記此時的條件斷裂韌性為解理起裂斷裂韌性KJC,它由J積分值JC換算得到,為式中:E為彈性模量;ν為泊松比。得到的不同試驗溫度下高速車輪鋼的斷裂韌性試驗結(jié)果,見表1。在不同試驗溫度下得到的KJC或KIC的平均值及AKV2的平均值如圖2所示。由圖2可以看出:斷裂韌性和沖擊韌性的平均值均隨溫度的降低而降低,斷裂韌性平均值由20℃時的86.5MPa·m1/2降低到-80℃時的47.7MPa·m1/2,降幅約為45%;沖擊韌性的平均值由20℃時的29.6J降低到-80℃時的8.7J,降幅約為71%。2.3拉拔試驗溫度和溫度對試驗材在不同溫度下CT試樣的斷口形貌如圖3所示。由圖3(a)可以看出:斷裂韌性為93.3MPa·m1/2的1-7試樣,其斷口在疲勞裂紋尖端存在寬度約100μm的延性撕裂區(qū)(A區(qū))和解理斷裂區(qū)(B區(qū))。由圖3(b)可以看出:斷裂韌性為76.9MPa·m1/2的1-9試樣,其斷口在疲勞裂紋與解理斷裂區(qū)之間存在一寬度約20μm的延性撕裂區(qū)。由此可見,在相同溫度下,斷裂韌性不同的CT試樣,其延性撕裂區(qū)的寬度也不同;斷裂韌性越高,延性撕裂區(qū)越寬。由圖3(c)和(d)可以看出:隨著溫度的降低,延性撕裂區(qū)逐漸變窄,當(dāng)溫度為-40℃時,4-1試樣的疲勞裂紋尖端延性撕裂區(qū)已經(jīng)不連續(xù),僅在個別位置存在,且寬度較窄,不超過10μm;在-80℃時,疲勞裂紋尖端沒有發(fā)現(xiàn)延性撕裂區(qū),試樣由疲勞擴(kuò)展裂紋直接變?yōu)榻饫頂嗔蚜鸭y。由此可見,隨著試驗溫度不斷降低,斷口上的延性撕裂區(qū)逐漸變窄直至消失,表明在此溫度范圍內(nèi)高速車輪鋼的斷裂處于韌—脆轉(zhuǎn)變區(qū)。對解理斷裂的研究表明,在一定的斷裂模式下,解理斷裂的必要條件是裂紋尖端一定范圍內(nèi)的正應(yīng)力達(dá)到斷裂應(yīng)力σf。而σf是一個穩(wěn)定的材料參數(shù),不隨溫度、加載速率等外界條件的變化而變化。有限元計算表明,裂紋尖端最大正應(yīng)力σyy(max)≈3.5σp0.2,可見由于裂紋尖端的應(yīng)力約束,使最大正應(yīng)力的變化隨屈服應(yīng)力的3.5倍變化,即Δσyy(max)≈3.5Δσp0.2。當(dāng)溫度較低時,由于屈服應(yīng)力較高,裂紋尖端的最大正應(yīng)力容易滿足σyy(max)=σf的條件。隨著溫度的上升,材料的屈服應(yīng)力下降,使得裂紋尖端滿足σyy(max)=σf的條件變得困難,裂紋尖端需要通過塑性變形使材料發(fā)生應(yīng)變強(qiáng)化,從而使裂紋尖端滿足σyy(max)=σf的條件,這種塑性變形增加了試樣的斷裂載荷。因此在較高的試驗溫度下,裂紋尖端出現(xiàn)由塑性變形引起的延性伸張區(qū)較寬。由以上分析可以看出,高速車輪鋼的屈服應(yīng)力隨溫度的降低而升高,盡管升高幅度不大,但這在高速車輪鋼韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)對于誘發(fā)解理起裂卻起到至關(guān)重要的作用。2.4試驗結(jié)果的數(shù)據(jù)處理由于材料在微觀組織結(jié)構(gòu)上的不均勻性,以及斷裂過程的隨機(jī)性,使得同一試驗條件下不同試樣之間的試驗結(jié)果存在一定的差異。對于斷裂韌性試驗結(jié)果的分散性,可以利用三參數(shù)Weibull分布模型建立斷裂韌性KJC與累積失效概率Pf之間的關(guān)系為式中:為累積失效概率為Pf時對應(yīng)的斷裂韌性;K0為Weibull分布的尺度參數(shù),對應(yīng)于累積失效概率為63.2%時的斷裂韌性;Kmin為Weibull分布的門檻值,通常取20MPa·m1/2;N為有效試樣的個數(shù)。為保證試樣滿足彈塑性斷裂條件,試樣的有效上限值KJC(limit)可以通過下式檢驗。式中:b0為試樣初始韌帶的尺寸(即試樣寬度b與初始裂紋長度l0之差);M為約束系數(shù),取30。由式(3)可以得出20℃下的KJC(limit)=331MPa·m1/2,遠(yuǎn)高于試驗測量得到的斷裂韌性值。由于σp0.2隨溫度的降低而升高,低溫下的有效上限值KJC(limit)更高,而實際測量得到的斷裂韌性值則均低于20℃下的斷裂韌性值,因此,本試驗結(jié)果中的數(shù)據(jù)均為有效數(shù)據(jù)。由式(2)計算得到K0=88.1MPa·m1/2,并且可得20℃下斷裂韌性KJC和累積失效概率Pf之間的關(guān)系曲線和失效概率密度曲線如圖4所示。由圖4可知:試驗得到的數(shù)據(jù)點主要集中在累積失效概率為50%~80%之間;由試驗數(shù)據(jù)繪制的失效概率密度曲線符合以平均值為最大值的正態(tài)分布。在不同的累積失效概率Pf下,采用MasterCurve方法預(yù)測得到的斷裂韌性與溫度T的關(guān)系為式中:T0為參考溫度,℃,一般取50%累積失效概率下的斷裂韌性(約等于斷裂韌性平均值)為100MPa·m1/2時對應(yīng)的溫度。由式(4)可見,一定累積失效概率下斷裂韌性值的預(yù)測值只與參考溫度T0有關(guān),因此,準(zhǔn)確求得T0是MasterCurve方法的關(guān)鍵。由表1可見,在所有溫度下的試驗數(shù)據(jù)中,20℃時的斷裂韌性平均值最接近100MPa·m1/2,因此選取該溫度下的試驗數(shù)據(jù)用于估計參考溫度T0。參考溫度T0與試驗溫度T的關(guān)系為因K0=88.1MPa·m1/2,則由式(6)可得20℃時50%累積失效概率下的中值斷裂韌性KJC(0.5)=82.1MPa·m1/2,由式(5)可得T0=35.6℃。因此式(4)可以表示為則在50%累積失效概率下,采用MasterCurve方法預(yù)測得到的斷裂韌性與溫度T的關(guān)系曲線(MasterCurve曲線)為累積失效概率為95%時斷裂韌性的上邊界KJC(上)為累積失效概率為5%時斷裂韌性的下邊界KJC(下)為由式(8)—式(10)得到的斷裂韌性隨溫度變化曲線及其上下邊界曲線如圖5所示。由于MasterCurve方法的有效窗口范圍為T0±50℃,因此采用該方法進(jìn)行預(yù)測的最低溫度即有效邊界僅為-14.4℃,不能滿足實際溫度(-40℃)的需要。由圖5可見:在有效窗口范圍內(nèi),試驗數(shù)據(jù)落在上下邊界范圍內(nèi);在0℃時,試驗數(shù)據(jù)的最小值與MasterCurve曲線值相當(dāng);在較低的試驗溫度下,采用MasterCurve方法預(yù)測得到的斷裂韌性過低,與試驗值的下限接近。因此,采用MasterCurve方法預(yù)測高速車輪鋼的低溫斷裂韌性方面過于保守。綜合圖2和圖5可以看出,高速車輪鋼斷裂韌性隨溫度的降低基本呈線性下降,對其進(jìn)行線性擬合得式(11)為利用已知溫度下的斷裂韌性預(yù)測未知溫度下的斷裂韌性提供了依據(jù),因此由其可將不同溫度下車輪鋼的斷裂韌性用室溫(取25℃)下的斷裂韌性值來表征,為式(11)的95%置信度區(qū)間所對應(yīng)的上下邊界K′JC(上)和K′JC(下)分別為將式(11)、式(13)和式(14)所表示的線性擬合曲線及其上下邊界也繪在圖5中。則由圖5可見:線性擬合與試驗數(shù)據(jù)吻合很好,83.3%的數(shù)據(jù)落在擬合曲線的95%置信度區(qū)間預(yù)測范圍內(nèi);由于試驗溫度越高斷裂韌性試驗值的分散性越大,而且在20℃下的分散性最大,但此溫度下66.7%的試驗數(shù)據(jù)也落在預(yù)測范圍內(nèi)。3斷裂韌性隨試驗溫度的變化(1)20~-80℃下高速車輪鋼的斷裂韌性和沖擊韌性處于韌—脆轉(zhuǎn)變區(qū),且隨溫度的降低而降低,并且斷裂韌性的分散性隨溫度的降低而減小。(2)溫度由20變化至-80℃時,高速車輪鋼CT試樣的裂紋尖端由裂紋塑性形變強(qiáng)化而導(dǎo)致解理起裂逐漸變?yōu)橹苯咏饫砥鹆?這是由于材料的屈服應(yīng)力隨溫度的降低而升高,裂紋尖端局部應(yīng)力更容易達(dá)