Tensile and Fatigue Properties of 7050 Aluminum Alloy Axle Box used for High Speed Train

Size: px

Start display at page:

Download "Tensile and Fatigue Properties of 7050 Aluminum Alloy Axle Box used for High Speed Train"

殷索绰络
5 years ago
Views:

1 Available online at Procedia Engineering 27 (2012) Chinese Materials Conference Tensile and fatigue properties of 7050 aluminum alloy axle box used for high speed train Xuechong Ren a*, Lixin Zhang a, Yingfeng Chen a, Fengyan Sun a, Weidong Zhang a, Lili Lin b, Yinling Wang b a National Center of Materials Service Safety, University of Science and Technology Beijing, , China; b Technical Center of CRS Qingdao Sifang Corporation Limited, Qingdao, , China Abstract The tensile and fatigue properties of the 7050 aluminum alloy used for the die forging axle box of high speed train were measured and analyzed. The experimental results showed that the tensile strengths and ductilities of the specimens parallel to extension of metal during forging (L specimen) were higher than that of the specimens perpendicular to the direction of the extension of metal (T specimen). And the fatigue limit of the specimens parallel to extension of metal during forging (L specimen) )wasσ D =190 Mpa, which was higher than that of the specimens perpendicular to the direction of the extension of metal (T specimen)i.e., the fatigue limit of the T specimens wasσ D=178.3 MPa. The fracture surface morphology obvervation revealed that the fracture surface of L specimens were dimple, but the fracture surfaces of T specimens were intergranular. Keywords: aluminum alloy; axle box; tensile; fatigue; die forging 高速列车用 7050 铝合金轴箱体拉伸及疲劳性能研究任学冲 a, 张利欣 a, 陈迎锋 a, 孙凤艳 a, 张卫冬 a, 林丽丽 b, 王银铃 a 北京科技大学国家材料服役安全科学中心, 北京, 南车青岛四方机车车辆股份有限公司技术中心, 青岛, b b 摘要本文在试制国产铝合金模锻轴箱体的基础上, 对 7050 铝合金轴箱体材料的拉伸和疲劳性能进行了测试 * Corresponding author: address: xcren@163.com Published by Elsevier Ltd. Selection and/or peer-review under responsibility of Chinese Materials Research Society Open access under CC BY-NC-ND license. doi: /j.proeng

2 Xuechong Ren et al. / Procedia Engineering 27 (2012) 和分析结果表明, 沿轴箱体长度方向, 即拉伸方向与金属流线方向平行时, 铝合金轴箱体材料的强度较高, 塑性较好, 疲劳极限为 190MPa; 当即拉伸方向与金属流线方向不平行时, 铝合金轴箱体材料的强度和塑性较低, 疲劳极限也有所降低, 为 178.3MPa 断口分析表明, 当拉伸方向与金属流线方向平行时, 拉伸断口形貌主要为韧窝状, 而当拉伸方向与金属流线方向垂直行时, 拉伸断口上有大量的沿晶形貌关键词 : 铝合金 ; 轴箱体 ; 拉伸 ; 疲劳 ; 模锻轴箱体是铁路机车和车辆上套在轴颈上连接转向架和轮对的部件, 其作用是承受车体重量并把运行动力载荷有轮轴传递给转向架及车体, 同时润滑轴颈, 减少摩擦 [1] 因此轴箱作为列车的关键结构部件, 不仅要有足够的强度, 同时必须具有良好的密封, 以免漏油并防止雨水和尘土进入随着高速列车的发展, 对轴箱体提出了越来越高的要求为了降低轮轨横向作用力, 要求减少簧下质量, 因此, 对铝合金轴箱体的需求越来越强 [2] 由于铝合金具有优异性能, 如, 较低的弹性模量, 以及具有抑制高频振动的性能, 目前在各种类型的高速列车的轴箱体上被广泛使用在列车运行过程中, 轴箱体不仅承受静态载荷, 而且承受由于车体振动车辆加 / 减速以及转向过程中引起的疲劳载荷, 因此, 轴箱体的疲劳性能是列车在长期安全运行的重要保证尽管我国高速铁路发展速度和规模已居世界前列, 但由于起步较晚, 铝合金轴箱体还依赖进口 Al-Zn-Mg-Cu(7 系 ) 铝合金具有高强度易加工及优异的抗腐蚀和疲劳性能, 广泛用于航空航天领域的承力结构 [3], 因此 7 系铝合金是制造铝合金轴箱体的最理想材料 7 系合金为典型的析出强化型铝合金, 其强度主要依赖于固溶后时效过程中沉淀析出的 GP 区和第二相由于铝合金轴箱体属于大尺寸构件, 其热处理后的力学性能和疲劳性能稳定性有待于进一步研究本研究在试制国产铝合金轴箱体的基础上, 对铝合金轴箱体材料的疲劳性能进行了测试和分析 1. 实验材料和方法铝合金轴箱体试制工艺如下 :720~760 熔炼铸锭挤压开坯 430~450 挤压开坯 420~440 自由锻 + 模锻 470±5 固溶处理淬火 T74 人工时效处理铝合金轴箱体形状如图 1 所示铝合金化学成分如表 1 所示表合金化学成分 Table1. Chemical composition of the 7050 alloy 成分 Zn Mg Cu Fe Zr Si Ti Mn Cr Al 含量 <0.01 <0.01 Bal. 根据模锻试件在锻造过程中金属的流动方向, 金属主要沿图 1 中 X 方向流动, 金属流线与 Y 和 Z 方向则不平行在轴箱体上轴套处直接取样, 加工成拉伸和疲劳试样取样位置例如图 1 中 A B 点所示, 沿 Y 轴方向试样记为 T 试样, 沿 X 方向试样记为 L 试样疲劳试样形状和尺寸如图 2 所示圆棒拉伸试样直径为 8mm, 标距长为 40mm 在疲劳试样位置取硬度试样, 测量试样的布氏硬度并在在疲劳试样上取金相试样, 经磨制机械抛光后用 5%NaOH 溶液进行侵蚀, 在金相显微镜下观察显微组织按照 GB/T [4] 标准中的三圆截点法测定平均晶粒度疲劳试验采用轴向加载, 应力比为 R=-1, 试验频率为 130Hz 左右, 在 Amsler HFP5000 高频疲劳试验机上进行试验试验程序按照国标 GB [5] 进行, 用升降法测量了 10 6 和 10 7 循环周次下

916 Xuechong Ren et al. / Procedia Engineering 27 (2012) 914 922 的中值疲劳强度, 并绘制了 10 级应力水平下的 S-N 曲线对不同应力水平下的拉伸和疲劳断裂试样进行了扫描电镜 (SEM) 断口观察和分析图 1 铝合金轴箱体形状及尺寸 ( 单位 :mm) Fig.

7050 铝合金轴箱体显微组织图 1 中 A 点位置沿 XY 平面的显微组织, 图 1 中 B 点位置沿 YZ 平面的显微组织 Fig.3 Optical microstructure of the 7050 aluminum axle box. microstructure of location A paralell to XY plane in Fig.

3 916 Xuechong Ren et al. / Procedia Engineering 27 (2012) 的中值疲劳强度, 并绘制了 10 级应力水平下的 S-N 曲线对不同应力水平下的拉伸和疲劳断裂试样进行了扫描电镜 (SEM) 断口观察和分析图 1 铝合金轴箱体形状及尺寸 ( 单位 :mm) Fig.1 Dimension of the aluminum axle box (mm) 图 2 轴向疲劳试样形状及尺寸 ( 单位 :mm) Fig.2 Dimension of the fatigue specimen (mm) 2. 结果与分析 2.1. 材料的微观组织及拉伸力学性能. 10μ 10μ 图铝合金轴箱体显微组织图 1 中 A 点位置沿 XY 平面的显微组织, 图 1 中 B 点位置沿 YZ 平面的显微组织 Fig.3 Optical microstructure of the 7050 aluminum axle box. microstructure of location A paralell to XY plane in Fig.1, microstructure of location B paralell to YZ plane in Fig.1 材料的微观组织如图 3 所示, 组织较为均匀, 没有异常粗大晶粒图 1 为 A 点处 XY 平面内的金相组织, 平均晶粒尺寸为 5.2μ m, 显微晶粒度级别 G=12.2, 图 1 为 B 点处 YZ 平面内的金相组织, 平均晶粒尺寸为 4.2μ m, 显微晶粒度级别 G=12.9 由图 1 可见, 沿 X 方向, 即

4 Xuechong Ren et al. / Procedia Engineering 27 (2012) 沿锻压过程金属流动方向晶粒被拉长, 形成明显的带状, 而垂直于金属流动方向, 晶粒则基本保持等轴状 6 个硬度试样的平均值及标准差为 173.9±2.4HB 拉伸实验结果如表 2 所示表 2 轴箱体材料拉伸力学性能测试结果 Tab.2 Tensile properties of the aluminum alloy axle box L1 L2 L3 L4 L5 L T1 T 2 T 3 T 4 T 5 T σ 0.2/MPa σ b/mpa δ/% Ψ/% 注 :L: 试样拉伸方向与金属流线平行 ;T: 试样拉伸方向与金属流线垂直时性能 Note:L:samples paralell to the direction of extension of metal; T: samples perpendicular to the direction of the extension of metal 由表 2 可见, 当试样拉伸方向与金属流线平行时, 试样的强度和塑性都较高, 而当试样拉伸方向与金属流线垂直时, 试样的强度和塑性都较低, 尤其是面缩率, 可降低约 50% 说明, 模锻材料性能在方向在不均匀性, 沿金属流线方向较好, 而垂直于金属流线方向较弱 2.2. 疲劳寿命曲线 300 max / MPa Cycles / N 图 4 铝合金轴箱体 T 向试样 S-N 曲线. Fig.4 S-N curve of the T direction samples on the axle box. 铝合金轴箱体材料 T 向试样 ( 即拉伸方向与金属流线方向垂直 ) 的 S-N 曲线如图 4 所示随所加载幅值载荷的增加, 试样的疲劳寿命降低用升降法对试样在 10 6 和 10 7 周次下的条件疲劳极限进行测量, 条件疲劳极限存试样活率为 50% 图 5 为 10 7 周次下的条件疲劳极限进行测量结果, 由图可得, 铝合金轴箱体材料的疲劳极限为 178.3MPa 10 6 周次下的条件疲劳极限为 210MPa 而 L 方向试样的疲劳极限为 190MPa, 较 T 向试样略高

method. 图 6 T3 试样拉伸断口, 宏观脆性断口, 微观沿晶断口 Fig.

$fracture surface, inter granular fracture surface. 图 7.$

5 918 Xuechong Ren et al. / Procedia Engineering 27 (2012) 图 5 升降法测试 T 向试样疲劳极限实验结果拉伸及疲劳试样断口形貌 Fig.5 Fatigue limit result of the T direction samples by up-down method. 图 6 T3 试样拉伸断口, 宏观脆性断口, 微观沿晶断口 Fig. 6 Fracture surface of T3 tensile specimen, macro brittle fracture surface, inter granular fracture surface. 图 7. L1 试样拉伸断口, 杯锥形宏观断口, 微观韧窝断口 Fig. 7. Fracture surface of L1 tensile specimen, macroscopic ductile fracture surface with cup-and-cone appearnce, ductile fracture surface with dimples.

$Fatigue fracture$ surface of T

6 Xuechong Ren et al. / Procedia Engineering 27 (2012) (c) (d) 图 8. T 向疲劳试样在最大应力 280MPa 下的疲劳断口 Fig. 8. Fatigue fracture surface of T direction specimen with σ max=280mpa (c) (d) 疲劳了裂纹扩展方向图 9. L 向疲劳试样在应力幅值 240MPa 下的疲劳断口 Fig. 9. Fatigue fracture surface of a L direction specimen with σ max=240mpa

可见, 锻造过程中, 由于晶体的流动, 晶间第二相呈带状集中分布 [6], 而不是像图 3 中呈分散分布, 降低了晶间的结合力图 7 为 L1 试样拉伸断口, 拉伸方向与金属流线平行, 塑性较好, 宏观为杯锥形断口, 放大后微观由韧窝组成, 未发现沿晶断口, 如图

有很多相互平行但不在同一平面上的条带, 宽度约 10-20μ m, 这是由于疲劳裂纹扩展时在不同晶面上进行并相互连接造成的进一步放大, 发现在垂直于上有间距约 1μ m 左右的疲劳条纹, 这是由于疲劳裂纹在一次扩展后所留下的 [7], 如图 8(c) 所示

如图 9, 由于 SEM 分辨率和能谱的精度所限, 不能确定是否起源于第二相图 9(c) 为疲劳裂纹扩展区的形貌, 发现在与疲劳裂纹扩展平行方向有一些规则的裂纹扩展面, 但未发现单次疲劳裂纹扩展所留下的疲劳条纹图 9(d) 为裂纹快速扩展区形貌,

7 920 Xuechong Ren et al. / Procedia Engineering 27 (2012) 图 6 为 T3 试样拉伸断口, 由于拉伸方向与金属流线垂直, 塑性较差, 面缩率较低, 宏观为脆性断口, 局部放大后发现, 断口的大部分由沿晶断口组成, 如图 6 所示由图 3 可见, 锻造过程中, 由于晶体的流动, 晶间第二相呈带状集中分布 [6], 而不是像图 3 中呈分散分布, 降低了晶间的结合力图 7 为 L1 试样拉伸断口, 拉伸方向与金属流线平行, 塑性较好, 宏观为杯锥形断口, 放大后微观由韧窝组成, 未发现沿晶断口, 如图 7 在最大应力 280MPa 下 T 方向疲劳断裂试样的断口如图 8 所示其中图 8 为起裂出宏观形貌, 由图可见, 疲劳起裂于试样的边缘, 然后呈放射状向试样内部扩展图 8 为图 8 疲劳裂纹扩展区的局部放大, 由图可见, 沿, 有很多相互平行但不在同一平面上的条带, 宽度约 10-20μ m, 这是由于疲劳裂纹扩展时在不同晶面上进行并相互连接造成的进一步放大, 发现在垂直于上有间距约 1μ m 左右的疲劳条纹, 这是由于疲劳裂纹在一次扩展后所留下的 [7], 如图 8(c) 所示疲劳快速扩展区如图 8(d) 所示, 由部分的沿晶断口组成, 与 T 向试样拉伸断口相似图 9 为 L 向疲劳试样在幅值应力为 240MPa 下的疲劳断口由图 9 可见, 疲劳裂纹起源于试样近表面处, 疲劳源区放大后发现, 疲劳起源于距表面约 10μ m 处, 如图 9, 由于 SEM 分辨率和能谱的精度所限, 不能确定是否起源于第二相图 9(c) 为疲劳裂纹扩展区的形貌, 发现在与疲劳裂纹扩展平行方向有一些规则的裂纹扩展面, 但未发现单次疲劳裂纹扩展所留下的疲劳条纹图 9(d) 为裂纹快速扩展区形貌, 主要为韧窝型断口, 与 L 向试样拉伸断口相似 (c) (d) 图 10 T 向疲劳试样在应力幅值 200MPa 下的疲劳断口 Fig. 10. Fatigue fracture surface of a T direction specimen with σ max =200Mpa 图 10 为 T 向疲劳试样在幅值应力为 200MPa 下的疲劳断口由图 10 可见, 疲劳裂纹起源于试样近表面处沿裂纹扩展方向可以看到与之相平行的条带, 如图 10 放大后测量较细的条带宽度约 1-2μ m, 如图 10(c), 但没有发现与垂直的疲劳条纹图 10

向疲劳试样在幅值应力为 170MPa 下的疲劳断口由图 11 可见, 疲劳裂纹起源于试样近表面处放大后发现裂纹起源于试样表面处的第二相粒子, 如图 11

$11 Fatigue fracture surface of a L direction specimen with σ max=170mpa 3. 结论 1.$ 拉伸方向与金属流线方向平行时, 铝合金轴箱体材料的强度较高, 塑性较好 ; 当拉伸方向与金属流线方向不平行时, 铝合金轴箱体材料的强度和塑性较低 2.

拉伸方向与金属流线方向平行时, 铝合金轴箱体材料的强度较高, 塑性较好 ; 当拉伸方向与金属流线方向不平行时, 铝合金轴箱体材料的强度和塑性较低 2.

8 Xuechong Ren et al. / Procedia Engineering 27 (2012) (d) 为裂纹快速扩展区形貌, 主要为沿晶断口, 与 T 向试样拉伸断口相似图 11 为 L 向疲劳试样在幅值应力为 170MPa 下的疲劳断口由图 11 可见, 疲劳裂纹起源于试样近表面处放大后发现裂纹起源于试样表面处的第二相粒子, 如图 11 在载荷作用下第二相粒子处会产生应力和应变集中, 因此容易诱发裂纹形核 [8] 疲劳裂纹扩展区没有发现与垂直的疲劳条纹但可以发现与疲劳扩展方向呈一定角度的人字型花样, 如图 11(c) 裂纹快速扩展区形貌主要为韧窝断口第二相 (c) (d) 图 11 L 向疲劳试样在最大应力 170MPa 下的疲劳断口 Fig. 11 Fatigue fracture surface of a L direction specimen with σ max=170mpa 3. 结论 1. 拉伸方向与金属流线方向平行时, 铝合金轴箱体材料的强度较高, 塑性较好 ; 当拉伸方向与金属流线方向不平行时, 铝合金轴箱体材料的强度和塑性较低 2. 拉伸方向与金属流线方向平行时, 铝合金轴箱体材料的疲劳极限为 190MPa, 而当拉伸方向与金属流线方向垂直时, 铝合金轴箱体材料的疲劳极限为 173.8MPa 3. 断口观察表明, 拉伸方向与金属流线方向平行时, 拉伸试样断口主要为韧窝断口, 拉伸方向与金属流线方向垂直时, 存在大量的沿晶断口 4. 铝合金轴箱体的疲劳试样起裂于试样的表面或次表面, 呈放射状扩展, 当疲劳裂纹扩展到一定长度时, 发生断裂当应力幅值较低时 ( 240MPa), 疲劳裂纹扩展区未发现疲劳条纹, 而存在与平行的条带结构

9 922 Xuechong Ren et al. / Procedia Engineering 27 (2012) 参考文献 [1] Railway Rolling Stock Technology Handbook Editorial Board. Handbook for Railway Vehicles. Beijing: China Railway Publishing House, [2] Dong XM. Working Principle and Structure Characteristics of Electric Multiple Units (EMU). Beijing: China Railway Publishing House, [3] Pan FS, Zhang DF. Aluminum Alloy and Applications. Beijing: Chemical Industry Press, [4] National Standard of China. GB/T Method of Axial Force Controlled Fatigue Testing of Metals. [5] National Standard of China. GB/T Metal-methods for Estimating the Average Grain Size. [6] Li PY, Xiong BQ, Zhang YA et.al. Hardenability characteristic and microstructure of 7050 Al alloy, The Chinese Journal of Nonferrous Metals 2001; Vol21(3): 513. [7] Schijve J. Fatigue of Structure and Materials. Springer, [8] Han J, Dai QX, Zhao YT et.al. Study on fatigue performance of 7075 T651 aluminum alloys, Journal of Aeronautical Materials 2010; vol30(4): 92.

untitled

untitled 20 1 2010 10 Vol.20 Special 1 The Chinese Journal of Nonferrous Metals Oct. 2010 1004-0609(2010)S1-s0127-05 Ti-6Al-4V 1 2 2 (1. 710016 2., 710049) 500~1 000 20 Ti-6Al-4V(TC4) TC4 800 TC4 800 TC4 TC4 800