王瑞敏,周劍華,朱 敏,劉豐收,李 闖,費俊杰,鄭建國,徐志東

(1.寶鋼股份中央研究院武漢分院(武鋼有限技術(shù)中心)，湖北 武漢 430080；2.中國鐵道科學(xué)研究院 金屬及化學(xué)研究所，北京 100081)

鋼軌作為支撐在連續(xù)彈性基礎(chǔ)或點支撐上的無限長梁，是鐵路線路的重要組成部分，起著承載并導(dǎo)向列車的雙重作用。近年來，隨著鐵路運輸向高速、重載和高密度方向發(fā)展，鋼軌接觸疲勞傷損越來越嚴(yán)重，這些鋼軌傷損的大量出現(xiàn)[1-7]加劇了鐵路線路的施工換軌作業(yè)。在現(xiàn)場進(jìn)行線路換軌前的配軌時，一般都使用便攜式內(nèi)燃圓盤鋸軌機鋸切鋼軌[8]。信息統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)，在現(xiàn)場鋸切U75V鋼軌時出現(xiàn)了多起鋸切斷裂的情況[9]。由于鋸切斷裂會產(chǎn)生不規(guī)則、不平整的斷面，甚至可能在鋼軌內(nèi)留存裂紋，從而影響換軌使用。

本文針對典型的U75V鋼軌鋸切斷裂現(xiàn)象(從鋼軌頂面垂直鋸軌至接近軌底處時，軌腰下部及軌底出現(xiàn)垂直斷裂)，通過掃描電鏡、金相顯微鏡對鋸切斷裂鋼軌的斷口進(jìn)行檢驗，同時采用有限元仿真方法對鋼軌鋸切過程的受力進(jìn)行分析，研究鋼軌鋸切斷裂產(chǎn)生的原因并提出預(yù)防措施，以防止此類現(xiàn)象的再次發(fā)生，對實際生產(chǎn)作業(yè)提供指導(dǎo)依據(jù)。

1 試驗材料及性能

鋼軌試樣取自鋸切斷裂鋼軌，其化學(xué)成分和力學(xué)性能合格，具體見表1。

表1 鋼軌試樣的化學(xué)成分和力學(xué)性能

鋸切斷裂鋼軌的外觀情況如圖1所示。從圖1可以看出：鋼軌軌頭、軌腰以及軌底角一側(cè)已經(jīng)被鋸切張開，軌底角另一側(cè)上面出現(xiàn)裂紋，裂紋尖端在軌底三角區(qū)距離軌底48 mm處，裂紋尖端鋸口寬度為5 mm。

圖1 鋸切斷裂鋼軌的外觀情況

2 斷口分析

2.1 斷口宏觀形貌

將鋸切斷裂鋼軌沿裂紋方向打開，其斷口宏觀形貌如圖2所示。從圖2可以看出：斷面有2條明顯的鋸切休止痕(與軌底的夾角分別約為45°和60°)，夾角為60°鋸切休止痕的邊緣斷口為黑褐色。從斷口上放射狀棱線的形貌可以看出，裂紋起源于夾角為45°鋸切休止痕的中間位置(圖2(c)中的“裂紋源”處)，裂紋沿著圖中箭頭方向擴展。從夾角為60°鋸切休止痕的邊緣斷口存在局部黑褐色可以判斷，進(jìn)行60°方向鋸切時至少已經(jīng)存在一定程度的裂紋，因而裂紋面出現(xiàn)受熱氧化。

圖2 斷口宏觀形貌

2.2 斷口微觀形貌

對裂紋源處的斷口進(jìn)行了掃描電鏡觀察，結(jié)果如圖3所示。從圖3可以看出：裂紋源處和黑褐色區(qū)域的斷口形貌為典型的解理斷口[11]，裂紋源處未發(fā)現(xiàn)有非金屬夾雜物等異常組織。對斷口的裂紋源處、黑褐色區(qū)域及基體分別進(jìn)行了能譜分析，結(jié)果顯示基體和裂紋源處的元素含量正常，接近U75V鋼軌的化學(xué)成分，而黑褐色區(qū)域的氧含量較高，表明斷口發(fā)生了氧化。

圖3 斷口的掃描電鏡照片

2.3 斷口金相組織

對裂紋源處斷口的金相組織進(jìn)行了觀測，結(jié)果如圖4所示。從圖4可以看出：裂紋源處斷口的組織為珠光體組織，未發(fā)現(xiàn)異常組織。

圖4 裂紋源處斷口的金相組織

3 斷口受力分析

3.1 鋼軌鋸切情況

采用有限元仿真方法對鋼軌鋸切斷裂現(xiàn)象進(jìn)行分析。鋼軌鋸切現(xiàn)場情況如圖5所示。從圖5可以看出：鋼軌鋸切時放置在兩線間的道床頂面，因道床頂面不平整，使用枕木對鋼軌進(jìn)行了支墊，支墊處鋼軌軌底距道床頂面約100 mm，鋼軌鋸口距鋼軌左端7 600 mm，距鋼軌右端17 400 mm，距支墊枕木邊緣約300 mm。

圖5 鋼軌鋸軌現(xiàn)場示意圖(單位：mm)

3.2 有限元模型建立

對圖1所示鋸口進(jìn)行測繪可得，軌頂處鋸開的間隙為12 mm，軌底鋸開間隙為5 mm，單側(cè)軌底鋸?fù)浮ｄ徢械能壯嘬壍酌婢嚯x為48 mm，軌底鋸開的最短距離為45 mm，軌腰向軌底過渡圓弧位置的鋸切尺寸為1 mm。根據(jù)上述測繪數(shù)據(jù)及鋸口形狀進(jìn)行建模，如圖6所示。圖中：剖面線區(qū)域為未鋸開部分。

圖6 鋼軌鋸口截面建模尺寸(單位：mm)

根據(jù)圖5和圖6建立鋸切斷裂鋼軌的三維幾何模型，并對鋸口周圍網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化，劃分的有限元網(wǎng)格如圖7所示。

圖7 鋸切斷裂鋼軌的有限元網(wǎng)格圖

有限元模型中材料屬性選取U75V鋼軌斷裂試樣的拉伸數(shù)據(jù)。拉伸試驗數(shù)據(jù)表明，U75V熱軋鋼軌沒有明顯的屈服極限，其條件屈服極限為568 MPa，在有限元模型中將該值作為U75V熱軋鋼軌拉伸曲線的屈服點。同時，可以測得鋼軌的拉伸強度為1 021 MPa。

根據(jù)鋼軌鋸切方式，給出有限元模型的邊界條件和載荷條件，如圖8所示。

圖8 有限元模型的邊界條件和載荷條件示意圖(單位：mm)

3.3 有限元計算結(jié)果

通過有限元計算獲得了U75V斷裂鋼軌鋸切區(qū)域的應(yīng)力計算結(jié)果，應(yīng)力云圖如圖9所示。

從圖9可以看出：應(yīng)力最大值為1 461 MPa，位于鋸口兩側(cè)的邊緣位置，這與鋸切時邊緣位置面積突變以及存在的應(yīng)力集中有關(guān)，即便是不存在應(yīng)力集中的鋸口非邊緣位置，其應(yīng)力也達(dá)到了1 276 MPa。由鋼軌的拉伸試驗數(shù)據(jù)可知鋼軌拉伸強度為1 021 MPa，而應(yīng)力計算結(jié)果大于鋼軌拉伸強度，可以推斷在鋸切過程中，當(dāng)鋸切到斷口位置時由于重力的作用引起的鋸口區(qū)域應(yīng)力大于鋼軌的拉伸強度，鋸口局部區(qū)域萌生裂紋。

圖9 鋸口區(qū)域的應(yīng)力云圖

建立含有裂紋(裂紋長10 mm，深度1 mm)的有限元模型如圖10所示。經(jīng)計算得到裂紋尖端應(yīng)力強度因子KI從A點到B點的數(shù)值變化范圍為57～140 MPa·m1/2，遠(yuǎn)大于鋼軌的斷裂韌性(實測值為36.6 MPa·m1/2，標(biāo)準(zhǔn)TB/T 2344—2012對斷裂韌性的要求為單個最小值≥26 MPa·m1/2，最小平均值≥29 MPa·m1/2)。由斷裂力學(xué)[12]可知，當(dāng)裂紋尖端應(yīng)力強度因子大于材料的斷裂韌性，材料會發(fā)生瞬間斷裂。

圖10 裂紋路徑模型

3.4 支墊方式對鋸口受力的影響

在實際作業(yè)過程中，通過在鋼軌重心位置進(jìn)行支墊來消除重力引起的鋼軌變形，可有效避免鋸切時鋼軌斷裂問題。采用有限元仿真方式分析支墊方式對鋸切過程中鋸口應(yīng)力的影響，有兩種可能的支墊方式：重心位置支墊和端點支墊，如圖11所示。

圖11 兩種支墊方式(單位：mm)

兩種支墊方式下對應(yīng)的鋸切區(qū)域應(yīng)力云圖如圖12所示。從圖12可以看出：在重心位置處支墊鋼軌時鋸切區(qū)域的應(yīng)力最大值為28.7 MPa，在端點支墊時為199.5 MPa，兩者對應(yīng)的鋸切區(qū)均處于彈性變形狀態(tài)，應(yīng)力遠(yuǎn)小于圖8所示的支墊方式，且采用在重心位置處支墊鋼軌的措施效果最佳。

4 鋼軌鋸切斷裂成因

通過對鋸切斷裂鋼軌的外觀、斷口宏觀以及斷口微觀分析可以看出：裂紋起源于鋼軌軌腰三角區(qū)、夾角為45°鋸切休止痕的中間位置，裂紋沿軌底角上表面向兩邊擴展。裂紋源處的金相組織和微觀形貌均正常。

圖12 兩種支墊方式對應(yīng)的鋸口處應(yīng)力

利用仿真分析鋼軌在鋸切過程中的受力狀態(tài)，結(jié)果表明：由于現(xiàn)場鋸切時的重力作用，鋸口表面的局部(裂紋源處)應(yīng)力最大值達(dá)到了1 276 MPa，超過鋼軌材料的拉伸強度；裂紋尖端對應(yīng)的應(yīng)力強度因子KI遠(yuǎn)大于鋼軌材料的斷裂韌性KIC。

結(jié)合斷口分析和仿真計算的結(jié)果，鋼軌鋸斷的原因為：鋸切支墊方式不當(dāng)，導(dǎo)致鋸切時鋸口局部受力過大，鋸口處裂紋尖端應(yīng)力強度因子KI遠(yuǎn)大于鋼軌材料的斷裂韌性KIC，導(dǎo)致鋸切過程中鋼軌斷裂。

為避免配軌作業(yè)中鋸切鋼軌斷裂的問題，可以采用在重心位置處增補支墊或者端點增補支墊的措施，建議采用在重心位置處增補支墊的方式。

5 結(jié) 論

(1)U75V鋼軌的鋸切斷裂為鋸切過程中發(fā)生的瞬時開裂。

(2)鋸切鋼軌時的支撐方式不當(dāng)，造成鋸口處承受過大的應(yīng)力，鋸口裂紋尖端應(yīng)力強度因子遠(yuǎn)大于鋼軌材料的斷裂韌性，是導(dǎo)致鋼軌鋸切斷裂的根本原因。

(3)采用在重心位置處增補支墊或者端點增補支墊的措施，可以減小切口處的受力，以避免施工作業(yè)中出現(xiàn)鋸切鋼軌斷裂的現(xiàn)象。