浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2023, 57(9): 1775-1784 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2023.09.009

交通工程

重载曲线缓和段钢轨滚动接触疲劳机理

栗杨,, 白彬亨, 莫日格吉勒, 赵鑫,, 温泽峰, 王卓

1. 西南交通大学 牵引动力国家重点实验室，四川 成都 610031

2. 内蒙古包钢钢联股份有限公司 制造部，内蒙古 包头 014010

3. 中国铁路呼和浩特集团有限公司 工务处，内蒙古 呼和浩特 010000

Mechanism of rolling contact fatigue occurring on rails of heavy haul railway transition line

LI Yang,, BAI Bin-heng, MO Ri-ge-ji-le, ZHAO Xin,, WEN Ze-feng, WANG Zhuo

1. State Key Laboratory of Traction Power, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China

2. Manufacturing Department, Mongolia Baotou Steel Union Limited Company, Baotou 014010, China

3. Maintenance Department, China Railway Hohhot Group Limited Company, Hohhot 010000, China

通讯作者: 赵鑫，男，研究员. orcid.org/0000-0002-0047-5925. E-mail: xinzhao@swjtu.edu.cn

收稿日期: 2022-10-29  

基金资助: 国家自然科学基金资助项目(U21A20167)；四川省国际科技创新合作项目(2021YFH0006)；牵引动力国家重点实验室自主课题(2022TPL_T06)

Received: 2022-10-29  

Fund supported: 国家自然科学基金资助项目(U21A20167)；四川省国际科技创新合作项目(2021YFH0006)；牵引动力国家重点实验室自主课题(2022TPL_T06)

作者简介 About authors

栗杨（1998—），男，硕士生，从事轮轨滚动接触疲劳研究.orcid.org/0000-0002-5770-6915.E-mail：liyang5611@163.com , E-mail：liyang5611@163.com

摘要

某轴重25 t运煤重载铁路半径580~1000 m的曲线入/出缓和段钢轨存在明显的滚动接触疲劳（RCF）差异现象，出缓和段的疲劳更严重. 在轮轨现场观测和列车参数调研的基础上，使用Simpack建立包含2节内重联机车与108节货车的重载列车动力学模型，利用损伤函数模型数值分析入/出缓和段RCF差异的机理和主要影响因素. 结果表明，RCF差异由货车曲线通过行为主导，货车中转向架导向轮对的贡献最显著，非导向轮对与机车的贡献相对轻微. 在标准轮轨廓形匹配工况下，RCF差异不显著；待货车车轮磨耗失形后，钢轨磨耗失形对RCF差异的影响并不显著，轮轨蠕滑率/力在出缓和段比在入缓和段高是导致RCF差异的根本原因. 磨耗后的货车转向架导向轮对与磨耗轨在小半径曲线上频繁地相互作用，是导致入/出缓和段钢轨RCF差异的主要原因.

关键词： 重载铁路 ; 钢轨 ; 滚动接触疲劳（RCF） ; 缓和曲线 ; 列车动力学 ; 损伤函数

Abstract

A field investigation was conducted on a heavy haul railway line with axle load of 25 t. There was a significant difference in rail rolling contact fatigue (RCF) on the entering and leaving transition sections on curves with radius of 580−1000 m, and particularly, the RCF on the leaving transition section was severer. A dynamic model of heavy haul train including two locomotives and 108 wagons was established using Simpack on the basis of on-site wheel/rail observation and train parameter investigation, and a damage function model was applied to numerically analyze the mechanism of the rail RCF difference on the entering and leaving transition sections. Result shows that the RCF difference is dominated by the curving behavior of wagons, and the contribution of the leading wheelsets is the most significant, while the contribution of the trailing wheelsets and locomotives is relatively slight. More detailed analysis shows that the RCF is not significant under the condition of standard wheel/rail profile matching. However, after the wagon wheels wear, the wheel/rail creepage and creep force on the leaving transition section are higher than those on the entering transition section, which is the primary reason for the RCF. And the effect of rail worn profile is not significant for the RCF. The frequent interaction between the worn wagons leading wheelsets and the worn rail on the sharp radius curve is the main reason for the rail RCF difference on the entering and leaving transition sections.

Keywords： heavy haul railway ; rail ; rolling contact fatigue (RCF) ; transition curve ; train dynamics ; damage function

PDF (2169KB) 元数据 多维度评价 相关文章 导出 EndNote| Ris| Bibtex  收藏本文

本文引用格式

栗杨, 白彬亨, 莫日格吉勒, 赵鑫, 温泽峰, 王卓. 重载曲线缓和段钢轨滚动接触疲劳机理. 浙江大学学报(工学版)[J], 2023, 57(9): 1775-1784 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2023.09.009

LI Yang, BAI Bin-heng, MO Ri-ge-ji-le, ZHAO Xin, WEN Ze-feng, WANG Zhuo. Mechanism of rolling contact fatigue occurring on rails of heavy haul railway transition line. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2023, 57(9): 1775-1784 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2023.09.009

重载铁路曲线钢轨滚动接触疲劳(rolling contact fatigue, RCF)是世界性问题[1]. 在重载铁路钢轨由热轧升级为热处理材质的过程中，RCF加重现象[2]是轮轨系统不同步升级引发的问题[3-4]. 某重载铁路曲线轨道的现场调研表明[5]，圆曲线段钢轨的RCF最严重，在缓和曲线段上的RCF逐渐减轻直至消失，但入/出缓和段的RCF存在显著差异. 本研究旨在展示此差异现象，为全面阐明重载曲线钢轨RCF机理奠定基础.

外曲线钢轨RCF研究多针对圆曲线段开展，缓和曲线段这一重要过渡部分的RCF研究匮乏. 通过现场调研，Zhou等[6]发现钢轨磨耗速率增加，可减缓某重载铁路上曲线半径R=500~600 m圆曲线段外轨轨距角鱼鳞纹的发生；周清跃等[7]发现钢轨RCF集中发生在某重载铁路R≤800 m圆曲线段上，表现为外轨轨距角裂纹及剥离掉块和内轨轨顶中心裂纹，建议对应铺设合适等级钢轨并辅以预防性打磨；Matsuda等[8]发现某重载铁路R=800~1800 m圆曲线段发生钢轨RCF，并伴有剥离. 截取某重载铁路R=800 m圆曲线段U75V材质钢轨，寇沙沙等[9]的金相分析表明，外轨RCF区内伴有明显的剪切塑性变形. 在JD-1轮轨模拟试验机上，钟雯[10]开展不同材质钢轨对比试验，发现抗疲劳性能更优的U71Mn材质适于磨损轻微的高速铁路，硬度更大的U75V材质适合磨损严重的重载铁路. 模拟研究也广泛见于文献，焦彬洋等[11]通过轮轨静态接触模拟发现，过低的轨底坡会加剧轨距角鱼鳞纹，轨距加宽、黏着系数提升及钢轨预打磨可有效抑制其萌生与发展；梁喜仁等[12]模拟解释了某地铁R≤2 000 m圆曲线段外轨轨距角与内轨轨顶RCF；徐万华等[13]分析了钢轨廓形对重载铁路R≤800 m圆曲线段钢轨RCF的影响.

本研究以某重载铁路缓和曲线段的钢轨RCF为对象，展示R=580~1000 m曲线入/出缓和段钢轨RCF差异，建立包含机车、货车的重载列车动力学模型，预测实际轮轨廓形匹配下的列车曲线通过行为，并利用损伤函数，揭示研究对象曲线入/出缓和段钢轨RCF差异的萌生机理.

1. 入/出缓和曲线段现场观测

现场观测某轴重25 t运煤重载铁路，R=580 m曲线外、内轨均于2022年3月上道并于同年4月进行预打磨，曲线入/出缓和段的轨面状态如图1所示，选取位置均为超高62 mm处. 由图1(a)可见，入/出缓和段外轨接触光带内存在2个疲劳区，且出缓和段伴有肉眼可见的剥离，但未见于入缓和段，即出缓和段滚动接触疲劳更严重；由图1(b)可见，内轨仅在轨顶中心处存在1个疲劳区，较相应外轨轻微，但出缓和段疲劳更严重的问题同样存在.

图 1

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 1   某轴重25 t运煤重载铁路上某半径580 m曲线入/出缓和段超高62 mm处的钢轨表面状态对比

Fig.1   Rail surface condition at 62 mm superelevation in entering/leaving transition section of R=580 m curve on 25 t axle load heavy haul railway


如图2所示为R=580 m曲线的分段示意图，圆曲线段超高为75 mm，其中圆缓点表示圆曲线与缓和曲线的交汇处，直缓点表示直线与缓和曲线的交汇处. 如图3所示为使用涡流探伤仪测得的不同超高处外、内轨轨面裂纹深度峰值结果. 图中，L为缓和曲线上测量位置到直缓点的纵向距离，c为裂纹深度峰值，h为测量位置的外轨超高；纵向距离与超高间关系为三次抛物线方程[14]. 在R=580 m曲线整个缓和段内，相同超高处的出缓和段轨面裂纹深度始终高于入缓和段，这与现场肉眼观测的出缓和段疲劳更严重的事实一致.

图 2

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 2   半径580 m曲线入/出缓和段以及圆曲线段示意图

Fig.2   Schematic diagram of entering/leaving transition section and circular section for R=580 m curve


图 3

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 3   半径580 m曲线入/出缓和段不同超高处测量的轨面裂纹深度峰值

Fig.3   Peak crack depth of rail surface measured at different superelevations in entering/leaving transition section of R=580 m curve


如图4所示为同一线路另外2条曲线上入/出缓和段的钢轨表面状态对比，半径分别为800、1 000 m，选取位置的超高分别为72、40 mm（圆曲线段超高分别为80、50 mm），外、内轨于2019年4月上道，并在2022年4月进行修复性打磨. 篇幅限制，仅展示外轨. 对比图1发现，随着曲线半径增大，入/出缓和段同一超高饱和度（实际超高与圆曲线段超高的比值）处附近的外轨RCF逐渐减轻，R=800 m和R=1 000 m曲线外轨轨面的疲劳区数量降为1个，且轨面剥离正趋于消失，但疲劳差异依然存在.

图 4

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 4   相同重载线上不同半径曲线入/出缓和段外轨表面状态

Fig.4   Rail surface on same heavy haul line with different radius curves entering/leaving transition section


钢轨RCF与轮轨廓形密切相关[15]；测量R=580、800、1000 m曲线缓和段，圆曲线段不同超高处的钢轨廓形；随机测量运行于该重载线上的主力机、货车车轮廓形. 考虑超高，绘制圆曲线段钢轨廓形测量结果对比如图5所示，z1、z2分别为外轨、内轨廓形的测量结果. 某型8轴大功率电力机车和主力货车各一个转向架的车轮廓形测量结果如图6所示. 图中，y为钢轨横向位置，w1、w2分别为机车、货车车轮廓形的测量结果. 所调研机、货车车轮磨耗均不严重，且现场服役车轮状态普遍如此，同时上述线路均采用60 kg/m的U75V淬火钢轨且上道后均被打磨为60N廓形. 所调研重载线路的轨距、枕距以及超高等参数均维护良好，枕木、道砟均保持着良好的使用状态，说明本研究关注的钢轨疲劳差异与R=580、800、1000 m曲线轨道几何状态相关性不强. 如图7所示，测取R=580 m曲线的轨道轨向、高低不平顺，其中A1、A2分别为轨向、垂向不平顺的测量结果，采样间隙为0.25 m.

图 5

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 5   不同半径曲线圆曲线段实测钢轨廓形对比

Fig.5   Measured rail profiles in curves with different radii


图 6

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 6   运行于所调研重载线的机、货车车轮廓形随机测量结果

Fig.6   Random measurements of locos and wagons running on investigated line


图 7

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 7   某半径580 m曲线入/出缓和段与圆曲线段的实测轨道不平顺

Fig.7   Measured track irregularity of entering/leaving transition section and circular curve section of R=580 m curve


2. 钢轨滚动接触疲劳预测模型

2.1. 列车曲线通过模型

2021年底，重载线上主力机车由轴重21 t功率7 200 kW的6轴电力机车全部更换为轴重25 t功率9 600 kW的8轴电力机车，牵引轴重25 t运煤专列货车以108节编组形式为主. 因此，图1、3所示的状态（2022年5月）均可被认为是8轴机车（2节内重联）牵引的运煤专列作用的结果. 针对所调研重载线上运行的108节货运运煤专列，在Simpack环境中建立包含2节机车和1节货车的列车动力学模型，如图8所示. 机车子模型由1个车体、2个构架和4个轮对等组成，共54个自由度，货车子模型由1个车体、4个侧架、4个轮对、承载鞍及摇枕等组成，共68个自由度. 机车与机车、机车与货车间车钩以图8中所示力元模拟[16]. 车体与转向架之间由二系悬挂连接，转向架与轮对间则由一系悬挂连接，相关弹簧和减振器等元件均由力元模拟，机车、货车设计参数如表1所示. 表中，m为质量，J1、J2、J3分别为轮对、构架、车体的转动惯量，E1、E2分别为一系、二系悬挂刚度. 引入现场实测轮轨廓形与轨道不平顺数据，未直接建模的107节货车以等效总阻力Fb的形式施加于货车模型尾部车钩处. 考虑现场实际，模拟工况均假设匀速通过，即机车牵引力与列车总阻力平衡，具体施加方法见文献[17]. 其中，Fa、Ft分别表示单台机车与单节货车所受的总阻力，Ft为后接107节货车总阻力的等效. R=580、800、1 000 m曲线的相关几何参数如表2所示，速度v由现场测量得到，其他参数则取自线路LKJ系统（列车运行监控装置），p为线路坡度，L1、L2分别表示缓和曲线与圆曲线长度. 3条曲线日通过总质量为5.0×105 t，同时曲线均处于相邻区段内且非靠近车站，意味着其列车通过车次、速度及重量相同，这是本研究仿真工况的前提. 模拟中线路均假设为左曲线，缓和曲线采用三次抛物线型[18]设计，即缓和曲线任意位置处超高h（s）与其距离直缓点纵长s间关系为

图 8

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 8   列车动力学模型示意图

Fig.8   Schematic diagram of train dynamics model


表 1   机车与货车动力学模型建立所用主要参数

Tab.1  Main parameters used for establishing dynamic models of locos and wagons

车型 m/kg 侧滚 点头 摇头 纵向 横向 垂向
轮对 构架 车体 J1, J2, J3/
(kg·m2) 		J1, J2, J3/
(kg·m2) 		J1, J2, J3/
(kg·m2) 		E1, E2/
(MN·m−1) 		E1, E2/
(MN·m−1) 		E1, E2/
(MN·m−1)
机车 3 562 4 698 76 356 2 064, 2 260, 119 353 573, 8 480, 2 971 813 2 064, 10 360, 2 968 047 36.000, 0.226 4.830, 0.226 2.910, 0.557
货车 1 171 497 93 328 600, 20, 216 300 70, 184, 996 300 600, 169, 983 900 11.000, 3.127 13.000, 3.127 160.000, 4.235

新窗口打开| 下载CSV


表 2   模拟曲线的主要参数

Tab.2  Main parameters of simulation curves

R/m h2/mm p/‰ L1/m L2/m v/(km·h−1)
580
800
1 000 		75
80
50 		−6.5
−2.5
−4.6 		100
190
150 		586.09
683.02
722.31 		67
67
67

新窗口打开| 下载CSV


$ h(s) = - 2\frac{{{h_2} - {h_1}}}{{{L^3}}}{s^3}+3\frac{{{h_2} - {h_1}}}{{{L^2}}}{s^2}+{h_1}. $

式中：h1、h2分别为最小与最大超高，分别对应图2中直缓点与圆缓点的超高；直线段超高为0，因此取h1=0，h2为所测圆曲线段超高值.

2.2. 损伤函数模型

基于列车动力学预测结果，使用损伤函数模型[19]预测钢轨滚动接触疲劳的萌生. 损伤函数主变量为磨耗数：

$ T\gamma = {T_x}{\gamma _x}+{T_y}{\gamma _y}. $

式中： $ {T}_{x}、{T}_{y} $分别为纵、横向的轮轨蠕滑力， $ {\gamma }_{x}、{\gamma }_{y} $分别为纵、横向的蠕滑率. 如图9所示，假设损伤函数的疲劳发生门槛值FA和磨耗发生门槛值FB与硬度正相关，且损伤速率（图中折线斜率）不随材质变化，则U75V淬火钢（平均硬度H=369 HB）[20]的损伤函数模型关键参数由英国BS11钢（H=240 HB）相应取值[21]正比例得到. 图中，D为车轮单次通过钢轨产生的损伤，Nf−1为车轮通过转数的倒数，当计算损伤量累计达到1时，意味着裂纹萌生. 2种钢轨材料损伤函数的关键参数如表3所示. 表中，ε1、ε2分别为裂纹萌生速率与磨耗速率. 不同材质钢轨的损伤函数拓展方法，源自其发明者的推荐[19]，其适用性有待深入研究，本研究围绕不同工况下的对比分析开展，不过分关注预测的绝对数值.

图 9

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 9   2种钢轨钢材质的损伤函数示意图

Fig.9   Schematic diagram of damage function of two rail steel materials


表 3   2种钢轨钢材料的损伤函数关键参数

Tab.3  Main parameters of damage function of two rail steel materials

材料 FA/N ε1/10−7 FB/N ε2/(10−7 $N_{\rm{f}}^{-1}$) H/HB
BS11 15 2.0 65 −2.91 240
U75V淬 23 2.0 100 −2.91 369

新窗口打开| 下载CSV


在模拟曲线上，纵、横向蠕滑力的大小可比，在滚动接触疲劳具体计算中，不再假设纵向蠕滑力与车轮滚动同向时裂纹不扩展[22]，即任何方向的蠕滑力均可导致滚动接触疲劳. 损伤函数预测的不同车轮导致的总损伤，按照文献[23]介绍的方法，离散到轮轨接触斑内，叠加得到滚动接触疲劳在钢轨表面上的损伤分布. 离散时，设置空间离散尺寸为0.1 mm，时间积分等效为沿纵向几何积分，即将短时内稳态损伤分布的假设隐含.

3. 滚动接触疲劳预测结果

基于钢轨滚动接触疲劳预测模型，预测列车通过表2中不同半径曲线时外、内轨的RCF损伤. 机车所致损伤为2台机车单侧所有车轮所致损伤之和，货车所致损伤为模型中货车单侧各车轮所致总损伤的108倍，即忽略各货车之间的差异.

3.1. 半径580 m曲线

3.1.1. 滚动接触疲劳萌生

如图10所示为重载列车通过半径580 m曲线时，外、内轨RCF的损伤预测云图. 圆曲线段结果仅展示与缓和曲线等长的中间一段. 图中灰色区域表示预测未发生滚动接触疲劳（损伤值为零），彩色区域为预测RCF发生区，横向零值表示轨面中心，轨面任意位置处损伤值为列车所有轮对通过时所产生RCF损伤值的代数和. 动力学模拟的时间步长取0.02 s，速度67 km/h对应移动距离为0.37 m，制图时，假设任意2个连续时刻间的钢轨损伤保持不变，即与前一时刻结果一致，实现结果连续化展示. 由图10中外轨结果可见，随着入缓和段内超高的不断增加，RCF从无到有，并逐渐增至圆曲线段内近似稳定波动的损伤分布，最大值为1.5×10−4 Nf−1，到出缓和段RCF又逐渐降低直至为零. 同时，相较入缓和段，出缓和段发生RCF的区域纵向更长，且相同超高处的疲劳严重程度明显更高. 以超高62 mm处为例，入缓和段2个疲劳区的损伤峰值分别为2.4×10−6、5.6×10−5 Nf−1，出缓和段各自为2.5×10−6、7.1×10−5 Nf−1，即出缓和段疲劳损伤更严重，这一预测结果与图1(a)中所示现象吻合. 在超高62 mm处，入缓和段外轨疲劳区的横向范围预测为[−27, −3] mm，出缓和段相应为[−23, −1] mm，这分别与图1(a)中[−26, −2]、[−24, 1] mm疲劳区范围吻合. 由图10中内轨疲劳损伤云图可见，疲劳损伤量变化与外轨呈现出相同的趋势，圆曲线段内轨的疲劳区稳定在轨顶中心处，最大疲劳损伤量为1.3×10−4 Nf−1，略低于外轨.

图 10

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 10   半径580 m曲线外、内轨滚动接触疲劳损伤值预测结果

Fig.10   Prediction of rolling contact fatigue value of R=580 m curve in high and low rails


入/出缓和段外、内轨疲劳区分布及疲劳严重程度差异等现象，均与观测现象吻合（例如图1）. 为了清晰展示入/出缓和段的钢轨疲劳损伤差异，绘制R=580 m曲线缓和段每一横截面内的预测疲劳损伤峰值随纵向位置的变化图如图11所示. 可以看出，出缓和段外、内轨疲劳损伤量总是高于入缓和段，且出缓和段的疲劳区纵向更长. 具体而言，入、出缓和段外轨分别在25、14 mm超高处开始出现RCF损伤，内轨RCF损伤对应的纵向萌生位置分别为32、26 mm超高处. 预测结果所展现的入/出缓和段疲劳损伤差异及疲劳严重程度沿纵向的变化趋势，与图3中现场实测的入/出缓和段RCF差异及疲劳纵向变化趋势吻合，验证了本研究建立模型预测该线路钢轨RCF的精确性. 如无特殊说明，本研究展示的RCF预测结果均对应真实轮轨廓形匹配与实测轨道不平顺.

图 11

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 11   损伤函数预测的半径580 m曲线入/出缓和段外、内轨滚动接触疲劳纵向分布

Fig.11   Longitudinal distribution of rolling contact fatigue in high and low rails of R=580 m curve entering/leaving transition section predicted by damage function


3.1.2. 入/出缓和曲线段疲劳差异机理

将图10中的疲劳损伤结果按机、货车贡献分解，得到如图12所示的入/出缓和曲线段的疲劳损伤对比结果. 由图可见，入、出缓和段的滚动接触疲劳损伤差异均由108节货车通过主导，前2台机车通过时对疲劳损伤差异的贡献可以忽略. 鉴于外、内轨疲劳损伤差异的趋势基本相同，限于篇幅，机车所致损伤仅展示外轨的预测结果. 将图12（b）中108节货车所致外轨疲劳损伤按转向架的导向（1、3轴）与非导向轮对（2、4轴）进行分解，结果如图13所示. 由图可知，不管是导向轮对还是非导向轮对，对入、出缓和段的疲劳损伤差异均有贡献，但导向轮对疲劳损伤幅值的贡献明显更大，主宰入/出缓和段的钢轨RCF差异. 由于前后转向架的导向、非导向轮对贡献的差异并不明显，因此展示其各自代数和. 选取货车前转向架，通过上述曲线入/出缓和段时，导向（1轴）和非导向（2轴）轮对外轨侧磨耗数Tγ沿纵向的变化如图14所示，钢轨滚动接触疲劳模型关键参数FA、FB和FC示于图中. 由图可知，无论导向、非导向轮对，出缓和段磨耗数均大于入缓和段，且出缓和段高于疲劳门槛值FA（Tγ=26 N）的范围纵向更长，意味着出缓和段的RCF更严重. 入/出缓和段的RCF损伤差异主要由导向轮对贡献，其磨耗数在超高16 mm处增至门槛值FA，更高超高下不断增大，且均处于门槛值FA和FC之间的疲劳发生区，使得疲劳损伤值随超高增大呈递增. 非导向轮对因磨耗数明显低于导向轮对，仅有缓和曲线中段区域的幅值略高于疲劳门槛值，因此对疲劳的贡献低，不是入/出缓和段RCF差异的主因.

图 12

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 12   仅机、货车通过半径580 m曲线入/出缓和段时，预测钢轨滚动接触疲劳沿纵向分布

Fig.12   Prediction of rolling contact fatigue along longitudinal direction when only locos and wagons pass through R=580 m curve entering/leaving transition section


图 13

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 13   货车转向架导向、非导向轮对通过半径580 m曲线入/出缓和段时，外轨疲劳损伤的纵向分布

Fig.13   Longitudinal distribution of high-rail rolling contact fatigue, when wagon leading and non-leading wheelsets pass through entering/leaving transition section of R=580 m curve


图 14

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 14   货车前转向架导向、非导向轮对通过半径580 m曲线入/出缓和段时，外轨磨耗数纵向分布

Fig.14   Longitudinal distribution of high rail wear number, when leading and non-leading wheelsets of wagon front bogie pass through entering/leaving transition section of R=580 m curve


货车前转向架导向轮对（1轴）通过上述曲线入/出缓和段时，外轨侧蠕滑力/率沿纵向分布的结果如图15所示. 由图可知，相同超高处，由于出缓和段的纵、横向蠕滑力/率均明显高于入缓和段，直接导致图14中入/出缓和段磨耗数差异，以及图13中滚动接触疲劳差异. 综合对货车转向架导向轮对分析可知，磨耗轮轨匹配下货车通过小半径曲线时，转向架导向轮对在出缓和段上作用的蠕滑力、率均明显高于入出缓和段，使得出缓和段产生更大的磨耗数，最终导致出缓和段的RCF更加严重. 非导向轮对的结果呈现类似的规律，但幅值明显低于导向轮对，对RCF差异的影响有限.

图 15

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 15   货车前转向架导向轮通过半径580 m入/出缓和段时，外轨纵、横向蠕滑力/率绝对值的纵向分布

Fig.15   Longitudinal distribution of absolute value of creep force and creep rate of high rail, when front bogie leading wheelsets of wagon passes through R=580 m entering/leaving transition section


3.2. 轮轨廓形对疲劳差异的影响

由于轮轨磨耗失形会直接影响蠕滑力/率和滚动接触疲劳损伤[24]，仍以R=580 m缓和曲线段为例，进一步考虑磨耗轮-标准轨、标准轮-磨耗轨及标准轮-标准轨3种匹配条件，分析其对入/出缓和段滚动接触疲劳差异的影响. 所调研线上机车与货车车轮对应标准轮为JM3廓形与LM廓形，钢轨对应标准轨为60N廓形. 整列车通过后，入/出缓和段外轨RCF损伤差值沿纵向的分布如图16所示. 定义疲劳损伤差值为相同超高处，出缓和段与入缓和段上的RCF损伤峰值之差. 可见，磨耗轮-标准轨匹配工况的预测结果与磨耗轮-磨耗轨大致相同，标准轮-磨耗轨与标准轮-标准轨匹配工况的预测结果接近，但预测疲劳差的幅值明显低于前2个工况. 在标准轮-标准轨匹配工况下，入/出缓和段钢轨的RCF损伤差值在零值上下波动，原因是模型中这2段考虑的不同轨道不平顺造成的轮轨蠕滑力/率波动差异，其对滚动接触疲劳的影响显然不及车轮磨耗失形. 综合不同轮轨廓形匹配的滚动接触疲劳结果可知，在标准轮-标准轨匹配工况下，入/出缓和段的轮轨滚动接触和疲劳损伤行为无显著差异，随着车轮廓形因磨耗不断演化，逐渐出现入/出段钢轨RCF差异.

图 16

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 16   不同轮轨廓形匹配工况下，半径580 m曲线外轨侧的入/出缓和段滚动接触疲劳损伤差值

Fig.16   Difference of rolling contact fatigue of entering/leaving transition section of high rail of R=580 m curve under different wheel-rail profile matching conditions


3.3. 曲线半径对疲劳差异的影响

进一步预测R=800 m与R=1000 m曲线的钢轨滚动接触疲劳损伤，结果如图17所示. 由于2条曲线的缓和段长度与R=580 m的不一致，图中均按各自的实际缓和曲线长度绘制. 对比图10中R=580 m曲线结果可见，随着曲线半径增大，整条曲线的滚动接触疲劳损伤逐渐减轻，但始终存在出缓和段RCF比入缓和段严重的现象. 例如，R=580 m曲线入、出缓和段的疲劳损伤峰值分别为10.0×10−5、12.5×10−5 Nf−1，对应纵向疲劳萌生的临界超高为25、14 mm；R=800 m曲线入、出缓和段上，疲劳损伤峰值分别降为5×10−5、6.5×10−5 Nf−1，对应临界超高为45、40 mm；R=1000 m曲线入、出缓和段上，疲劳损伤峰值进一步分别降至2.0×10−5、3.9×10−5 Nf−1，对应临界超高为30、28 mm. 另外，预测R=800 m曲线入、出缓和段超高72 mm处，外轨疲劳区分别为[−20 , −5]、[−19 , −6] mm，与图4(a)中[−19 , −4]、[−18 , −5] mm吻合；R=1000 m曲线入、出缓和段超高40 mm处，外轨疲劳区分别为[−21 , −10]、[−21 , −9] mm，同样与图4(b)中[−20 , −11]、[−21 , −10] mm疲劳区对应，再次验证了所建模型的准确性. 所研究重载线路上入、出缓和段钢轨RCF差异主要由车轮磨耗廓形主导的结论表明，其他线路上不同的车轮磨耗行为可能会导致与本研究所关注线路不同的结果. 换句话说，其他线路不一定发生出缓和段钢轨RCF比入缓和段更严重的现象.

图 17

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 17   半径800 m与半径1000 m曲线外轨滚动接触疲劳预测结果

Fig.17   Rolling contact fatigue predictions of R=800 m and R=1000 m curved high rail


不同半径曲线上入/出缓和段RCF损伤差值如图18所示，其中超高饱和度U（实际超高与圆曲线段超高的比值）分别为30%、60%、90%. 可以看出，随着曲线半径增大，入/出缓和段疲劳损伤差值逐渐降低. 以超高饱和度90%处为例，损伤差值由R=580 m曲线的5.2×10−5 Nf−1，降低至R=800 m曲线的2.6×10−5 Nf−1，再至R=1000 m曲线的1.6×10−6 Nf−1.

图 18

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 18   各半径曲线入/出缓和段不同超高处的外轨疲劳损伤差值对比

Fig.18   Rolling contact fatigue differences of high rails for different superelevations for entering/leaving transition section of each radius curve


4. 结　语

针对某轴重25 t运煤重载铁路半径580~1000 m曲线上入/出缓和段钢轨滚动接触疲劳存在差异的现象，建立考虑实测轮轨廓形与轨道不平顺因素的重载列车动力学模型，利用考虑滚动接触疲劳与磨耗竞争机制的损伤函数，分析差异的萌生机理. 主要结论如下：1）模型预测的入/出缓和段滚动接触疲劳差异、疲劳区横向位置均与现场观测吻合，验证了本研究所建模型的合理性. 2）入/出缓和曲线段钢轨疲劳差异由货车导向轮对的通过行为主导，货车非导向轮对与机车轮对的贡献较小. 在标准轮轨廓形匹配下，入/出缓和段钢轨滚动接触疲劳差异不明显，待货车车轮磨耗失形后，作用于出缓和段的轮轨蠕滑率/力高于入缓和段，导致入/出缓和曲线钢轨的滚动接触疲劳差异，钢轨磨耗失形与轨道不平顺入/出缓和曲线钢轨滚动接触疲劳差异的影响不显著. 3）随着曲线半径增大，入/出缓和段钢轨滚动接触疲劳的差异逐渐降低，半径1000 m曲线上缓和段轨面剥离趋于消失，但入/出段差异依然存在. 综上所述，上述入/出缓和曲线段钢轨滚动接触疲劳差异是货车车轮失形的结果. 本研究针对重载曲线入/出缓和段的钢轨滚动接触疲劳差异现象开展分析，为全面阐释重载铁路曲线段钢轨滚动接触疲劳的萌生机理和治理措施提供了可行的研究与评估手段. 未来计划进一步结合实际钢轨打磨与运量情况开展研究.

参考文献

金学松, 张继业, 温泽峰, 等

轮轨滚动接触疲劳现象分析

[J]. 机械强度, 2002, 24 (2): 250- 257

DOI:10.16579/j.issn.1001.9669.2002.02.023      [本文引用: 1]

JIN Xue-song, ZHANG Ji-ye, WEN Ze-feng, et al

Overview of phenomena of rolling contact fatigue of wheel/rail

[J]. Journal of Mechanical Strength, 2002, 24 (2): 250- 257

DOI:10.16579/j.issn.1001.9669.2002.02.023      [本文引用: 1]

邓勇, 杨滨, 袁俊

U75V 60 kg/m热处理钢轨横向断裂原因分析

[J]. 钢铁钒钛, 2017, 38 (6): 153- 157

DOI:10.7513/j.issn.1004-7638.2017.06.027      [本文引用: 1]

DENG Yong, YANG Bin, YUAN Jun

Cause of transverse fracture on U75V 60 kg/m heat-treated rail

[J]. Iron Steel Vanadium Titanium, 2017, 38 (6): 153- 157

DOI:10.7513/j.issn.1004-7638.2017.06.027      [本文引用: 1]

赵鑫, 温泽峰, 王衡禹, 等

中国轨道交通轮轨滚动接触疲劳研究进展

[J]. 交通运输工程学报, 2021, 21 (1): 1- 35

DOI:10.19818/j.cnki.1671-1637.2021.01.001      [本文引用: 1]

ZHAO Xin, WEN Ze-feng, WANG Heng-yu, et al

Research progress on wheel/rail rolling contact fatigue of rail transit in China

[J]. Journal of Traffic and Transportation Engineering, 2021, 21 (1): 1- 35

DOI:10.19818/j.cnki.1671-1637.2021.01.001      [本文引用: 1]

ZHAO X. Dynamic wheel/rail rolling contact at singular defects with application to squats [D]. Delft: Delft University of Technology, 2012.

[本文引用: 1]

张彦平. 重载铁路曲线段钢轨异常磨损研究[D]. 秦皇岛: 燕山大学, 2015.

[本文引用: 1]

ZHANG Yan-ping. Research on the abrasion of the heavy-haul railway on the curve section [D]. Qinhuangdao: Yanshan University, 2015.

[本文引用: 1]

ZHOU Y, WANG S F, WANG T Y, et al

Field and laboratory investigation of the relationship between rail head check and wear in a heavy-haul railway

[J]. Wear, 2014, 315 (1/2): 68- 77

[本文引用: 1]

周清跃, 张建峰, 郭战伟, 等

重载铁路钢轨的伤损及预防对策研究

[J]. 中国铁道科学, 2010, 31 (1): 27- 31

[本文引用: 1]

ZHOU Qing-yue, ZHANG Jian-feng, GUO Zhan-wei, et al

Research on the rail damages and the preventive countermeasures in heavy haul railways

[J]. China Railway Science, 2010, 31 (1): 27- 31

[本文引用: 1]

MATSUDA H, SATOH Y, KANEMATSU Y, et al

On-site investigation and analysis of damage leading to rail break

[J]. Wear, 2011, 271 (1): 168- 173

[本文引用: 1]

寇沙沙, 梁正伟, 刘莉, 等

U75V钢轨鱼鳞伤及剥离掉块缺陷分析

[J]. 钢铁钒钛, 2016, 37 (4): 162- 166

DOI:10.7513/j.issn.1004-7638.2016.04.029      [本文引用: 1]

KOU Sha-sha, LIANG Zheng-wei, LIU Li, et al

Analysis on corner fine cracks and scaling defects of U75V rail

[J]. Iron Steel Vanadium Titanium, 2016, 37 (4): 162- 166

DOI:10.7513/j.issn.1004-7638.2016.04.029      [本文引用: 1]

钟雯. 钢轨的损伤机理研究[D]. 成都: 西南交通大学, 2011.

[本文引用: 1]

ZHONG Wen. Experimental investigation of rail damnification mechanism [D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2011.

[本文引用: 1]

焦彬洋, 王军平, 蒋俊, 等

钢轨打磨对轨面疲劳裂纹扩展的影响

[J]. 中国铁路, 2022, (4): 86- 91

[本文引用: 1]

JIAO Bin-yang, WANG Jun-ping, JIANG Jun, et al

Effect of rail grinding on fatigue crack growth on rail surface

[J]. China Railway, 2022, (4): 86- 91

[本文引用: 1]

梁喜仁, 陶功权, 陆文教, 等

地铁钢轨滚动接触疲劳损伤研究

[J]. 机械工程学报, 2019, 55 (2): 147- 155

DOI:10.3901/JME.2019.02.147      [本文引用: 1]

LIANG Xi-ren, TAO Gong-quan, LU Wen-jiao, et al

Study on the rail rolling contact fatigue of subway

[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2019, 55 (2): 147- 155

DOI:10.3901/JME.2019.02.147      [本文引用: 1]

徐万华, 折成林

钢轨打磨对重载铁路小半径曲线轮轨接触区域分布概率和轮轨动力学特性的影响

[J]. 铁道技术监督, 2021, 49 (9): 42- 46

[本文引用: 1]

XU Wan-hua, ZHE Cheng-lin

Influence of rail grinding on distribution probability of wheel-rail contact area and wheel-rail dynamics features of small radius curve in heavy haul railway

[J]. Railway Quality Control, 2021, 49 (9): 42- 46

[本文引用: 1]

贺挨宽

缓和曲线线型及长度标准的研究

[J]. 铁道标准设计, 2007, (1): 1- 3

DOI:10.3969/j.issn.1004-2954.2007.01.002      [本文引用: 1]

HE Ai-kuan

Research on line type and length standard of transitional curves

[J]. Railway Standard Design, 2007, (1): 1- 3

DOI:10.3969/j.issn.1004-2954.2007.01.002      [本文引用: 1]

蔡宇天, 赵鑫, 陈佳明, 等

城际动车组车轮Ⅰ类滚动接触疲劳机理研究

[J]. 中南大学学报: 自然科学版, 2020, 51 (9): 2653- 2662

[本文引用: 1]

CAI Yu-tian, ZHAO Xin, CHEN Jia-ming, et al

Study on initiation mechanism of rolling contactfatigue class Ⅰ on intercity EMU wheels

[J]. Journal of Central South University: Science and Technology, 2020, 51 (9): 2653- 2662

[本文引用: 1]

孙树磊, 丁军君, 周张义, 等

重载列车纵向冲动动力学分析及试验研究

[J]. 机械工程学报, 2017, 53 (8): 138- 146

DOI:10.3901/JME.2017.08.138      [本文引用: 1]

SUN Shu-lei, DING Jun-jun, ZHOU Zhang-yi, et al

Analysis and test of heavy haul train longitudinal impulse dynamics

[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2017, 53 (8): 138- 146

DOI:10.3901/JME.2017.08.138      [本文引用: 1]

陶功权. 和谐型电力机车车轮多边形磨耗形成机理研究[D]. 成都: 西南交通大学, 2018.

[本文引用: 1]

TAO Gong-quan. Investigation into the formation mechanism of the polygonal wear of HXD electric locomotive wheels [D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2018.

[本文引用: 1]

张建全, 黄运华, 李芾

缓和曲线线型对铁道车辆动力学性能的影响

[J]. 交通运输工程学报, 2010, 10 (4): 39- 44

DOI:10.3969/j.issn.1671-1637.2010.04.007      [本文引用: 1]

ZHANG Jian-quan, HUANG Yun-hua, LI Fu

Influence of transition curves on dynamics performance of railway vehicle

[J]. Journal of Traffic and Transportation Engineering, 2010, 10 (4): 39- 44

DOI:10.3969/j.issn.1671-1637.2010.04.007      [本文引用: 1]

BURSTOW M C. Whole life rail model application and development for RSSB-continued development of an RCF damage parameter [R]. London: [s.n.], 2004.

[本文引用: 2]

李闯

U75V钢轨在线热处理工艺研究

[J]. 金属热处理, 2018, 43 (1): 152- 156

DOI:10.13251/j.issn.0254-6051.2018.01.031      [本文引用: 1]

LI Chuang

Online heat treatment of U75V rail

[J]. Heat Treatment of Metals, 2018, 43 (1): 152- 156

DOI:10.13251/j.issn.0254-6051.2018.01.031      [本文引用: 1]

JOHN T, JOHN S, JAVIER P. The development of a wheel wear and rolling contact fatigue model [R]. London: [s.n.], 2007

[本文引用: 1]

FLECHER D J, HYDE P, KAPOOR A

Modelling and full-scale trials to investigate fluid pressurization of rolling contact fatigue cracks

[J]. Wear, 2008, 265 (1): 1317- 1324

[本文引用: 1]

刘永锋. 复杂环境下大功率电力机车车轮滚动接触疲劳机理及防治研究[D]. 成都: 西南交通大学, 2020.

[本文引用: 1]

LIU Yong-feng. Study on mechanism and prevention of wheel rolling contact fatigue of high-power AC locomotives running in complicated environments [D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2020.

[本文引用: 1]

陈佳明, 赵鑫, 蔡宇天, 等

地铁车轮轮缘根部滚动接触疲劳机理研究

[J]. 铁道科学与工程学报, 2020, 17 (9): 2372- 2380

DOI:10.19713/j.cnki.43-1423/u.T20191173      [本文引用: 1]

CHEN Jia-ming, ZHAO Xin, CAI Yu-tian, et al

Investigation on rolling contact fatigue mechanism of metro wheel flange root

[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2020, 17 (9): 2372- 2380

DOI:10.19713/j.cnki.43-1423/u.T20191173      [本文引用: 1]

/

〈 〉