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摘要：为查明铁路货车车轴卸荷槽部位断裂失效的原因，对断轴整体及断口部位做了全面的理化检验和宏、微观分析，发现轴表面疲劳源处存在许多腐蚀坑。进一步对腐蚀坑底部进行微观观察和电子能谱分析，发现坑底存在较多沿轴周向的微裂纹，坑内腐蚀产物含有高价硫元素。结果表明，较强腐蚀性物质使卸荷槽部位轴表面形成较深腐蚀坑，在该区域极易造成应力集中，这是引起裂纹萌生和扩展最终导致车轴断裂的主要原因。
关键词：车轴；腐蚀坑；微裂纹；裂纹萌生；断裂失效
1引言
一列装载螺纹钢材的货物列车在运行时，机车后第二节车辆的第三位轮对(按列车运行方向)左侧轴颈卸荷槽部位发生断裂，断口距轴端207mm，断裂的车轴为RD2型轴，其外型尺寸见图1a。车轴材质为40号优质碳素结构钢，碳含量在0.37%～0.45%。该轴的生产工艺为:熔炼→铸锭→锻造→热处理→粗加工→精加工和压装轮对等。热处理工艺为一次正火，正火温度860～900℃，保温时间≥4h，车轴材质的显微组织为珠光体+铁素体。 （图片）
图1车轴尺寸、断裂位置、载荷及表层最大正应力分布
(a)车轴尺寸及裂断部位(mm)(b)表层最大正应力分布据调查，该轴从运行到断裂累积使用寿命约为20a。事故发生时，车辆货物装载平整，无超、偏载现象。为查明断裂原因，对车轴整体及断口部位进行了理化性能检验和宏、微观分析。
2检测与分析
2.1车轴材质理化检验
依据TB/T451-1996，GB/T228-2002和GB/T229-1994，分别在断轴上切取拉伸试棒和冲击试样，进行力学性能测试。拉伸试验在WAW2Y500试验机上进行，冲击试验在WPM3000型试验机上进行。结果见表1。（图片） 从表1中可以看出，断轴试样的抗拉强度和伸长率符合标准要求；冲击性能个别试样最小值符合标准要求，但4个试样平均值略低于标准。
经低倍酸侵检验，发现存在残余缩孔，说明该轴轴端心部存在问题。
对断轴化学成分、夹杂物含量和晶粒度进行检测，结果均符合TB/T451-1996的要求。
2.2断口宏观检查
根据断口宏观特征，将断面划分为A，B和C三个区域。A区为断口裂纹源区，B区为裂纹扩展区，C区为瞬时断裂区，见图2。（图片）
图2断口宏观特征(1) A区断面光亮平整，其形状在整个断口面中呈椭圆形，其短轴沿车轴断口的直径方向约15mm；长轴为圆形断口的弦约50mm。检查结果表明，裂纹源为单源，位置在轴表面。同时发现，在裂纹源处有一小凸台(高约1mm，长轴约3mm，短轴约1mm)。
(2) 裂纹扩展区长度约165mm，整个区域可见较为清晰的疲劳贝纹线。靠近裂纹源区，贝纹线与源区内弧的凸向一致，贝纹线密、弯曲度较大。随着裂纹逐步向轴内部扩展，贝纹线逐渐变得平直、稀疏。
(3) 瞬时断裂区面积约为整个断口的10%，呈纤维状特征，在近车轴表面处出现明显的剪切唇。
上述特征表明，该轴断裂属于典型的疲劳断裂，疲劳裂纹源为单源。
2.3疲劳源附近微观检查
用扫描电镜观察疲劳裂纹源附近轴表面及断口，发现小凸台对应的轴表面附近腐蚀严重，存在较多的腐蚀坑，坑深约0.15～0.55mm(见图3)。并且，腐蚀坑处可以见到多条沿车轴圆周方向的微裂纹(见图4)。说明微裂纹的产生可能与腐蚀坑有关。（图片） （图片）
图3裂纹源处小凸台附近轴表面上的腐蚀坑SEM25× 图4腐蚀坑处轴表面沿轴周向的微裂纹SEM25×用光学显微镜对裂纹源区小凸台附近纵向剖面进行观察，发现有一条从轴表面腐蚀坑底部起始的长约2mm的微裂纹，该裂纹萌生于铁素体中，萌生方向与车轴纵向约成45°角(见图5)；随着裂纹的扩展，其扩展方向逐渐转向与车轴纵向垂直的横截面方向。观察结果说明了微裂纹的产生与腐蚀坑密切相关。（图片）
图5由腐蚀坑底部萌生、扩展的微裂纹100×2.4腐蚀坑底部X射线电子能谱分析
为查明车轴表面腐蚀坑产生的原因，对裂源附近轴表面腐蚀坑底部进行X光电子能谱(XPS)分析，发现硫元素为高价态(图6)。由此推测，腐蚀坑底部腐蚀产物可能有Fe2(SO4)3，FeSO4和Fe2O3等物质，说明腐蚀坑的产生可能是因为车轴表面不断受到了含硫酸根类强腐蚀介质的腐蚀。（图片）
图6腐蚀坑底部XPS谱线中的硫元素为高价态3讨论与分析
3.1车轴及其横截面上应力分析
列车在运行中，车轴承受旋转弯曲载荷[1]，该载荷在卸荷槽部位(断裂失效部位)横截面上分别产生正应力和剪应力。由材料力学原理可知，车轴任意横截面上正应力绝对值在上、下边缘处最大，心部为零(图7a)。上边缘承受的是最大拉伸应力，下边缘承受的是最大压缩应力，它们的数值可由下式计算：
σ=M/Wz (1)
式中M———横截面处的弯矩
Wz———横截面的抗弯截面模量，Wz=πd3/32
d———横截面直径（图片）
(a)正应力分布(b)剪应力分布
图7车轴横截面上由弯曲载荷引起的应力分布弯曲载荷引起的剪应力在横截面上从上到下呈抛物线形分布，上、下边缘处为零，愈靠近中心轴愈大(见图7b)，其最大剪应力的数值由下式计算
τ=4Q/3F (2)
式中Q———横截面上的剪切力
F———横截面的面积
该车轴装配在C64型车辆上，该车辆最高准许载重64t，每节车辆由4根车轴承载。以每节车辆自重、载重加起来80t计算，车轴每一端承受的弯曲载荷P=10t。利用式(1)求出理论上车轴表面沿纵向最大拉伸应力的分布如图1b所示，显然，断裂部位轴表面承受的最大拉伸应力较高，约为51MPa。利用式(2)，可以求得断裂部位横截面上由弯曲载荷引起的最大剪应力约为10MPa。
由于弯曲载荷的作用，轴表层任意一单元体随着车轴的旋转，承受着拉压交变正应力和脉动交变剪应力。当单元体旋转到车轴上部时，正应力达到最大拉伸应力，剪应力为零；旋转到车轴中间部位时，正应力降为零，剪应力达到最大值；旋转到车轴下部时，正应力达到最大压缩应力，剪应力再次降为零。如此反复，构成了车轴承受的疲劳载荷。因为车轴弯曲载荷引起的最大剪应力比最大正应力小得多，并且两者不同时出现，所以，可以忽略剪应力的影响，车轴的疲劳断裂主要是由弯曲载荷引起的交变正应力反复作用所致。
3.2疲劳裂纹萌生、扩展及裂源处小凸台成因分析
根据上述分析，假定弯曲载荷引起的交变正应力是导致车轴疲劳断裂的控制应力，在车轴断裂部位表层取一单元体作进一步分析。显然，交变正应力的作用面是车轴在该处的横截面即断口面。将正应力分解成两对纯剪应力，由材料力学知，从轴表面开始，两对纯剪应力的作用面分别与轴纵向成45°角(见图8)。（图片）
(a)轴表层单元体(b)表层单元体的应力分布
图8断裂部位表层单元体及其应力分布微观检查结果证明，裂纹萌生及其最初扩展的方向与轴纵向成45°角，之后，裂纹方向逐渐转向与车轴纵向垂直的横截面方向(图5)。因此疲劳裂纹萌生、扩展的过程是，首先在剪应力作用下，裂纹沿着与轴纵向成45°角的方向萌生并开始最初的扩展；之后，剪应力和正应力共同控制短裂纹的扩展，使裂纹方向逐渐转向与轴纵向垂直的横截面(断口面)方向；最后裂纹扩展完全受正应力控制，其扩展路径彻底转向正应力作用面即车轴横截面(断口面)方向。
疲劳裂纹从萌生、短裂纹形成到长裂纹扩展，扩展方向的改变是最终导致断口裂源处小凸台形成的原因(见图9)。第一阶段:剪应力作用下的裂纹沿与轴纵向约成45°的方向萌生；第二阶段:剪应力、正应力共同影响下的短裂纹扩展阶段；第三阶段:正应力控制下的裂纹扩展阶段；第四阶段:瞬断区。（图片）
图9裂纹源处小凸台形成示意图4结论
上述检验结果表明，较强腐蚀性物质使卸荷槽部位轴表面形成较深腐蚀坑，在车辆长期的运行过程中该区域易造成应力集中，这是引起车轴内裂纹萌生和扩展，最终导致车轴断裂的主要原因。
12/24/2006
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