U75V钢轨钢耦合损伤循环塑性本构模型研究

针对我国重载铁路和地铁用钢在实际服役过程中的全寿命棘轮行为,开展U75V钢轨钢耦合损伤循环塑性本构模型研究。首先通过不同平均应力和不同应力幅值的循环实验,研究U75V钢轨钢在室温下的全寿命棘轮行为;然后基于损伤力学和循环塑性框架,采用损伤修正的Chaboche随动硬化模型,引入指数型损伤演化律,建立耦合损伤的循环塑性本构模型;最后针对材料的失效模式,建立基于损伤临界值的疲劳失效判据,预测失效寿命。研究结果表明,模拟循环稳定时的棘轮应变率误差小于22.0%,失效时的棘轮应变误差小于38.0%;预测U75V钢轨钢的低周疲劳寿命均在1.5倍误差带内。总的来说,该耦合损伤循环塑性本构模型能描述U75V钢轨钢在非对称单轴应力循环下的全寿命棘轮行为。

U75V钢轨自然空冷过程的温度及固态相变特性

在线热处理是百米U75V钢轨的主要强韧化手段。热处理过程中会出现由于钢轨纵向(长度方向)不同位置进入热处理机组前所经历的自然空冷时间不同而导致纵向开淬温度不一致的问题。开淬温度是影响百米钢轨纵向性能均匀性的重要因素。研究了U75V钢轨轧后自然空冷过程的温度和固态相变特性。按目前生产流程,钢轨轧制和热处理工艺间的时间间隔应小于238 s。生产时采用对轧后钢轨的后端适当补热以及缩短轧制和热处理的时间间隔等方法来减小钢轨纵向开淬温差,有利于提高百米钢轨纵向性能均匀性。

不同热处理条件下U75V重轨钢的组织及断裂韧性研究

以U75V重轨钢为研究对象,采用万能试验机、应变仪、扫描电镜等测定和分析其在线轧态和在线热处理态条件下的微观组织、断口形貌及三点弯曲断裂韧性,揭示其微观组织对断裂韧性的影响规律,为研究珠光体重轨钢热处理工艺提供参考。结果表明:U75V重轨钢热处理态和轧态的表面应变变化规律相似,但热处理态U75V重轨钢从弹性变形到塑性变形比轧态滞后;热处理态和轧态U75V重轨钢的断裂韧性K_(IC)值分别为45.122、42.048 MPa•m^(1/2),热处理态的断裂韧性比轧态高;轧态U75V重轨钢断口为解理断裂,而热处理U75V重轨钢为准解理断裂;轧态和热处理态U75V重轨钢的珠光体片层间距分别为272.2、148.4 nm,热处理态U75V重轨钢的珠光体片层细密,存在显著的珠光体团簇,不利于裂纹的扩展,使得热处理态U75V重轨钢断裂韧性高于轧态。

U75V钢的连续冷却相变行为

利用膨胀法结合金相分析在热模拟试验机上测定了U75V钢不同冷却速率下的连续冷却转变膨胀曲线,获得了该钢的连续冷却转变曲线(CCT曲线);研究了冷却速率对钢组织及硬度的影响。结果表明:当冷速小于10℃.s-1时,转变产物主要以珠光体为主;当冷速增大到10℃.s-1时,得到屈氏体组织和马氏体组织;当冷速增大到10℃.s-1以上时,得到马氏体组织;试验钢的硬度随冷却速率的增加而增大。

U75V钢流动应力的试验研究

针对U75V钢,利用Gleeble-1500热模拟试验机对其在不同温度和应变速率下的流动应力进行试验研究。通过实测数据,分析变形温度、变形速率和变形程度与流动应力之间的关系,确定了U75V钢流动应力的数学模型。对其数学模型进行回归,将理论计算与试验数据进行对比,证明此模型具有良好的曲线拟合特性,可以做为工艺计算和数值模拟的依据。

百米U75V钢轨矫直前冷却过程温度场的有限元分析

通过研究U75V钢轨冷却过程的热边界条件,采用三维瞬态非线性有限元法计算了百米钢轨矫直前845～150℃冷却过程的温度场。结果表明,在冷却过程中的钢轨横截面不同位置的温度下降速率不同,在冷却初期(200～2 000s),每条冷却温度线都出现一个温度降低缓和的"平台"阶段,如轨底边部冷却速度最快,开始相变时间最早;在冷却2 500～3 000s时,轨头、轨腰、轨底中心的温度迅速下降,轨头与轨底边部的温差约5℃,在冷却5 000～7 000s时,各部位温差趋于一致;计算温度值和现场实测值差别小于50℃。

百米U75V钢轨矫直前冷却过程弯曲变形的有限元分析

通过研究百米钢轨冷却的边界条件,采用三维瞬态非线性有限元法计算分析了百米U75V平直钢轨矫直前冷却过程中的弯曲变形变化规律。结果表明,平直钢轨在冷却过程中的弯曲变形是一个循环反复的过程,但钢轨最终是弯向轨头的;在考虑钢轨与冷床摩擦作用的情况下,平直钢轨终冷后,其变形特点是中间平直、两端弯曲,端部弯曲范围约为18 m。

轧制变形对U75V重轨钢珠光体片层间距的影响

U75V重轨钢铸坯尺寸为280 mm×380 mm,重轨轧材经14道次粗轧(BD1)、中轧(BD2)和CCS 6道次精轧(UR_1、ER、UR_2、UR_3、EF、UF)而成。用扫描电镜测量了重轨钢各道次珠光体片层间距。结果表明,随重轨钢BD1E、BD2B、UR和UF道次变形量(面积压缩比)增加,重轨头部、腰部、底部和腿部的珠光体组织片层间距分别由0.512,0.414,0.493,0.452μm降至0.293,0.269,0.253,0.229μm,从而明显地提高重轨的力学性能。

奥-贝合金钢道岔与U75V钢轨闪光对焊接头组织与性能分析

用闪光对焊方法焊接了奥—贝合金钢道岔与U75V钢轨的异种钢接头。对接头的微观组织、显微硬度、冲击吸收功、抗拉强度、疲劳性能进行了试验,分析了正火处理对接头硬度、强度和冲击吸收功的影响。结果表明,奥—贝氏体合金钢道岔与U75V钢轨焊接接头经过900℃±20℃正火处理后明显改善接头的硬度分布;接头的抗拉强度和冲击吸收功也得到了很大提高;焊缝及热影响区的晶粒细化且分布比较均匀,因而具有优良的综合力学性能。

U75V钢相变动力学曲线测定及热处理工艺研究

用Formastor-F型热膨胀仪测定了U75V钢的相变动力学曲线（CCT与TTT曲线）;对该钢轨的热处理工艺进行了初步探讨。结果表明：当冷却速度为0.25~6.00℃/s时,组织以珠光体为主,且随冷却速度增加,组织变细,硬度增大;冷却速度大于6.00℃/s时,组织中开始出现马氏体;当转变温度大于525℃时,组织为珠光体,且随温度减小,片间距变细,硬度增大;当温度降到500℃时,开始发生贝氏体相变。U75V钢热处理时,控制转变温度高于525℃并进行等温转变,冷却速度为2.00~6.00℃/s,获得的珠光体片间距最细,硬度可满足钢轨的性能要求。

U75V钢60AT钢轨轧后空冷过程弯曲变形的演变

通过Gleeble-3500热模拟试验机测定了U75V钢(/%:0.75C,0.63Si,0.95Mn,0.025P,0.004S,0.26Cr,0.05V)的CCT相变曲线,利用DEFORM-3D有限元软件,通过建立60AT钢轨轧后空冷过程中温度场、组织转变计算模型,研究分析了60AT钢轨150~700 s轧后空冷过程中温度、组织对弯曲变形的影响。结果表明,60AT钢轨具有的大体表比轨腰对钢轨整体断面温度分布影响较大,钢轨空冷150 s时,60AT钢轨断面上还未发生相变,组织全部为奥氏体,随着温度的降低,空冷650 s时,钢轨断面基本上珠光体转变量为97.2%,同时,弯曲变形受组织转变影响较大,终冷时,钢轨在Y方向(侧弯)弯曲挠度-0.07 mm,即弯向轨底短边,在Z方向(正弯)弯曲挠度为0.228 mm,即弯向轨头,计算结果为钢轨矫直过程中的预弯提供参考。

U75V重轨钢280mm×380mm连铸坯加热工艺的试验研究

在钢厂利用Thermophil STOR测试系统(黑匣子)进行步进式加热炉内U75V重轨钢280 mm×380mm铸坯加热过程温度跟踪,并用Origin软件进行数据处理,得出铸坯加热温度、升温速度、表面与中心温差等曲线。结果表明,铸坯平均加热温度为1220℃,当在炉时间超过180 min,应降低均热段控制温度约20℃;炉内水梁对铸坯下表面温度影响较大,应控制均热段下部温度较上部温度高20℃;在目前加热工艺下,重轨铸坯出炉时内外温差(厚度方向)控制在20℃以内,铸坯温度在1 200℃以上,能满足重轨生产要求。

U75V钢轨钢波磨的形成过程及其组织演变

用光镜和扫描电镜结合表层硬度测试,研究U75V钢轨钢滚动磨损试样表面波磨形成过程及其表面形貌和表层组织变化.结果表明,磨损表面形成一层剧烈塑性变形层,其中铁素体和渗碳体明显细化.在波磨初期,随着转数的增加,剧烈塑性变形层厚度增加,在波磨中期和波磨后期,其厚度基本保持不变.波谷处剧烈塑性变形层厚度大于波峰处.波磨中期,磨损量增加,波磨后期,摩擦系数急剧升高.波峰处以粘着磨损为主,波谷处以疲劳磨损为主.表层硬度随转数增加而增加,波磨后期,表层硬度呈波浪形分布,硬度峰值位于波磨波谷位置,硬度谷值位于波磨波峰位置.

不同应力比下U75V轨道钢疲劳裂纹扩展行为研究

对高速铁路常用轨道钢U75V进行了不同应力比下的疲劳裂纹扩展门槛值测试和疲劳裂纹扩展试验。试验结果表明,应力比对U75V轨道钢的裂纹扩展行为有着显著影响。利用分级降载法测得的疲劳裂纹扩展门槛值随应力比的增大而减小,裂纹扩展速率随应力比的增大而增大。对裂纹断口微观形貌进行了细致观察分析,发现整个疲劳断口分布有凸条纹棱线。疲劳门槛值附近出现沿晶体学平面的穿晶小刻面;低扩展速率区凸条纹棱线平行排列,棱线方向与珠光体片层方向一致;高扩展速率区的棱线出现弯曲及碎裂,同时伴有解理断面及二次裂纹。

单轴压缩下U75V钢动态力学行为及其修正J-C本构模型

采用材料试验机(MTS-880/25T)和温度控制的霍普金森压杆装置研究了U75V钢在25~700℃和0.0003~8000 s-1应变率下的力学行为进行了单轴压缩实验研究,获得了U75V钢在高温、高应变率动态压缩条件下的应力-应变曲线。利用Johnson-Cook模型对U75V钢动态塑性本构进行拟合,获得了其本构模型参数,发现U75V钢在500~700℃温度范围具有动态应变时效现象。对在2500 s-1应变率及不同温度下霍普金森杆撞击实验的试样组织进行观察,并对其发生动态应变时效的原因进行了分析和讨论。通过引入动态应变时效临界温度Tc和强化系数λ,对经典J-C模型进行了修正。结果表明,修正后的J-C模型参数可以在25~700℃和2500~8000 s-1应变率范围内准确描述U75V钢的动态力学行为。

精炼渣对U75V钢中非金属夹杂物影响的研究

研究了精炼渣碱度和渣中Al_(2)O_(3)含量对U75V钢中非金属夹杂物的影响。结果表明,精炼渣碱度对钢中夹杂物成分影响较大。在U75V钢精炼过程中,随着精炼渣碱度由1.4提升至2.0,钢中夹杂物的成分发生了较大变化。其中,平均w(CaO)由43%升高至62%,平均w(SiO_(2))、w(MgO)和w(Al_(2)O_(3))均有不同程度的下降,分别由37%、16%、4%下降到29%、7%、2%。精炼渣碱度对U75V钢中夹杂物数密度影响较大。碱度为1.4时,夹杂物数密度为2.95个/mm^(2),随着碱度升高至1.8,夹杂物数密度降至1.42个/mm^(2),继续升高精炼渣碱度,夹杂物数密度开始增大。精炼渣碱度为1.8时,钢中夹杂物数密度最小,此时的精炼渣更有利于夹杂物的去除。精炼渣中Al_(2)O_(3)含量对钢中夹杂物有重要影响。随着精炼渣中w(Al_(2)O_(3))由0升至3%,夹杂物中CaO和SiO_(2)含量降低,MgO和Al_(2)O_(3)含量升高;继续提升精炼渣中w(Al_(2)O_(3))至6%,夹杂物中w(CaO)不再变化,稳定在40%左右,而MgO、SiO_(2)含量略有降低,w(Al_(2)O_(3))则升高至18%左右。随着渣中Al_(2)O_(3)含量升高,钢中夹杂物数密度持续上升,且当渣中w(Al_(2)O_(3))由3%增加至6%时,夹杂物数密度增加了近1倍。因此U75V需要将精炼渣中w(Al_(2)O_(3))控制在3%以下。在生产过程中,应严格控制合金和造渣材料中的Al s和Al_(2)O_(3)含量,减少进入炉渣中Al_(2)O_(3)含量,将炉渣碱度控制在1.8左右。

U75V重轨钢的疲劳寿命分析

钢轨疲劳寿命的研究,对于铁路运行的安全性具有重要实际意义.利用高频动态疲劳试验机在模拟室温大气环境下对U75V重轨钢的疲劳寿命进行了实验,根据所测数据绘制出U75V重轨钢的疲劳寿命曲线(S-N曲线),并且利用扫描电镜(SEM)对疲劳断口进行宏微观分析.结果表明:疲劳断口呈现较为明显的裂纹扩展区与瞬断区,随着施加应力的增大,瞬断区不断增大而裂纹扩展区却逐渐向边缘收缩.疲劳断裂的裂纹源主要在夹杂附近产生,减少夹杂有助于提升材料的疲劳寿命,延长使用周期.

U75V钢轨钢在模拟缝隙腐蚀环境下的腐蚀行为

通过动电位极化、电化学阻抗、扫描电镜和X射线衍射仪等研究了SO_(4)^(2-)、NO_(3)^(-)、NH_(4)^(+)对U75V钢轨钢在以FeCl_(2)为基础组分的缝隙腐蚀模拟液中的腐蚀行为的影响。在不同离子种类以及离子浓度环境的溶液中,对U75V钢轨钢进行了阴、阳极极化测试,在自然浸泡条件下进行原位阻抗测试,并对腐蚀形貌进行分析。结果表明:在FeCl_(2)的基础溶液中,钢轨钢前期表现出程度较轻的均匀腐蚀,腐蚀后期出现沟壑状腐蚀坑;而SO_(4)^(2-)在腐蚀前期会加速钢轨钢表面的全面腐蚀,后期对其表面的局部腐蚀有抑制作用;NO_(3)^(-)能抑制阳极的活性溶解并大幅提高了阴极反应速率,对钢轨钢的腐蚀抑制作用明显;NH_(4)^(+)对钢轨钢的腐蚀有促进作用,在腐蚀前期钢轨钢表面就产生腐蚀坑,后期腐蚀坑分布密集。此外,在除氧的模拟液中浸泡的钢表面出现了Fe_(3)C,说明该钢在缝隙腐蚀中容易出现Fe_(3)C在缝内积累的现象。

高温电加热处理对贝氏体钢与U75V钢闪光对焊接头组织与性能的影响

通过静弯、拉伸、冲击、金相和硬度试验,对高温电加热处理前后贝氏体钢辙叉与U75V钢轨闪光对焊接头的组织和性能进行了研究。研究结果表明:高温电加热处理对焊接接头组织和硬度均匀化有良好的作用,且经过热处理后焊接接头的拉伸和冲击性能均得到一定程度改善,满足标准要求,特别是冲击性能得到了显著提高。

稀土Ce及热处理对铸态U75V钢中夹杂物的影响

以铸态U75V为实验钢种,研究了向钢中添加稀土Ce、热处理工艺及二者共同作用对钢中以MnS为主的夹杂物的影响。结果表明,原始铸态U75V钢中主要有三类夹杂物:纯MnS、Al_(2)O_(3)-SiO_(2)-MnO复合夹杂物及MnS半包裹Al_(2)O_(3)-SiO_(2)的复合夹杂物;其平均尺寸为4.75μm,平均长宽比为1.27。将原始铸态U75V钢加热至1300℃保温1h后空冷,钢中夹杂物的种类和成分未发生明显变化,但夹杂物平均尺寸降低至3.8μm,降低了约20%,平均长宽比也减小约4.7%。向钢中添加0.0013%稀土Ce后,夹杂物成分复杂化,除了纯MnS以外,还有三种不同形态的含Ce夹杂物;与原始铸态U75V钢相比,添加稀土Ce后,夹杂物平均尺寸显著降低,减小了1.91μm(约40%),但长宽比略增(约1.6%)。向钢中添加稀土Ce再加热至1300保温1h后空冷,与原始铸态U75V钢相比,夹杂物平均尺寸降低约34%,长宽比降低约2.4%。综合对比,在U75V钢中添加0.0013%稀土Ce并对其进行1300℃保温1h后空冷处理,钢中MnS及相关夹杂物尺寸和长宽比均明显降低。