疲勞裂紋擴(kuò)展引起的鋼軌表面剝離研究

昝曉東，李孝滔，邢帥兵，張言庫，江曉禹

疲勞裂紋擴(kuò)展引起的鋼軌表面剝離研究

昝曉東，李孝滔，邢帥兵，張言庫，江曉禹

(西南交通大學(xué) 力學(xué)與工程學(xué)院，四川 成都 610031)

鋼軌表面疲勞裂紋擴(kuò)展引起的剝離掉塊是一種很常見的損傷形式。利用有限元模擬鋼軌表面裂紋擴(kuò)展，得到裂紋尖端的周向應(yīng)力和應(yīng)力強(qiáng)度因子?；谧畲笾芟驊?yīng)力幅值判據(jù)，確定裂紋擴(kuò)展方向，運(yùn)用paris公式計(jì)算裂紋擴(kuò)展速率，進(jìn)而確定裂紋擴(kuò)展路徑。研究結(jié)果表明：高速列車裂紋擴(kuò)展速率明顯高于低速列車。高速列車鋼軌經(jīng)過6萬多次車輪碾壓表面剝離，剝離深度約為430 μm；而低速列車鋼軌經(jīng)過16萬多次車輪碾壓表面剝離，剝離深度約為590 μm。模擬的鋼軌裂紋擴(kuò)展路徑和剝離掉塊與現(xiàn)場服役鋼軌的損傷形貌比較吻合，說明用最大周向應(yīng)力幅值判據(jù)來確定鋼軌疲勞裂紋擴(kuò)展路徑是可行的。鋼軌表面剝離與疲勞裂紋擴(kuò)展密切相關(guān)，建議對鋼軌進(jìn)行及時(shí)的打磨來預(yù)防鋼軌的剝離。

ANSYS；輪軌接觸疲勞；最大周向應(yīng)力幅值；裂紋擴(kuò)展；剝離

輪軌滾動(dòng)接觸疲勞一直是鐵路工業(yè)中難以解決的老問題，隨著鐵路客貨運(yùn)量的增大和列車速度的提高，輪軌滾動(dòng)接觸疲勞所造成的破壞變得越來越嚴(yán)重。它不僅大大增加鐵路的運(yùn)營成本 ,而且直接危害行車安全[1]。鋼軌鋼的接觸疲勞研究越來越受到人們的重視，鋼軌表面疲勞裂紋擴(kuò)展行為的研究是疲勞分析一個(gè)重要部分[2?4]。Seo等[5]采用雙圓盤試驗(yàn)研究了鋼軌表面裂紋擴(kuò)展行為。郭火明等[6]利用現(xiàn)代先進(jìn)觀測技術(shù)對現(xiàn)場鐵路損傷鋼軌進(jìn)行了測試分析，并對鋼軌損傷機(jī)理進(jìn)行了分析。李孝滔等[7]用概率統(tǒng)計(jì)的方法對鋼軌裂紋擴(kuò)展進(jìn)行了研究。盧觀健等[8]對鋼軌的損傷形態(tài)進(jìn)行了分析，指出鋼軌表面經(jīng)過碾壓出現(xiàn)魚鱗狀剝離裂紋，隨后發(fā)展成剝離掉塊。陳顏堂等[9]的研究結(jié)果表明相互平行的裂紋 ,經(jīng)車輪的反復(fù)碾壓后出現(xiàn)剝落。對于Ⅰ-Ⅱ復(fù)合型裂紋擴(kuò)展方向的確定，很多學(xué)者[10?12]提出了相關(guān)的理論。這些理論通常用于比例單調(diào)加載的情況，不能直接用來確定輪軌接觸疲勞裂紋的擴(kuò)展方向[13]。LI等[14]提出了最大周向應(yīng)力幅值判據(jù)，并且對疲勞加載下復(fù)合型裂紋擴(kuò)展方向進(jìn)行了預(yù)測，預(yù)測結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致。本論文應(yīng)用最大周向應(yīng)力幅值判據(jù)來確定鋼軌疲勞裂紋擴(kuò)展方向。在鋼軌表面預(yù)設(shè)2條平行初始裂紋，模擬鋼軌疲勞裂紋的擴(kuò)展，裂紋擴(kuò)展交匯導(dǎo)致鋼軌表面剝離。模擬結(jié)果與實(shí)際鋼軌損傷形貌比較吻合。

1 鋼軌疲勞裂紋擴(kuò)展理論介紹

1.1 研究模型

輪軌接觸的研究模型如圖1所示，車輪以水平速度在鋼軌上向前滾動(dòng)，車輪(輪重=5 t)在鋼軌上作純滾動(dòng)，根據(jù)文獻(xiàn)[8?9]對實(shí)際鋼軌表面裂紋和剝離研究，在鋼軌表面預(yù)設(shè)2條平行微裂紋(裂紋①和裂紋②)，裂紋長度100 μm，裂紋與行車方向的夾角均為30°。輪軌間的接觸作用力為法向接觸壓力和切向摩擦力。

1.2 最大周向應(yīng)力幅值判據(jù)

車輪碾壓下的鋼軌表面疲勞裂紋承受交變荷載。疲勞裂紋擴(kuò)展過程比較復(fù)雜，受很多因素的影響，應(yīng)力幅值是影響裂紋擴(kuò)展的主要因素。用最大周向應(yīng)力幅值判據(jù)可以有效預(yù)測疲勞裂紋擴(kuò)展方向。裂紋尖端周向應(yīng)力幅值為：

圖1 輪軌滾動(dòng)接觸研究模型

1.3 裂紋擴(kuò)展速率

2 鋼軌滾動(dòng)接觸疲勞有限元模擬

本次模擬的鋼軌為我國鐵路干線大量使用的U71Mn鋼，鋼軌材料參數(shù)[18?19]如表1所示。

表1 U71Mn鋼的力學(xué)性能

根據(jù)我國使用的60 kg/m鋼軌的幾何尺寸，有限元模型為二維含表面裂紋的鋼軌模型，且為平面應(yīng)變問題。有限元模型高為176 mm，長為1 000 mm；裂紋間距500 μm，裂紋方向與行車方向夾角為30°；有限元模型使用8節(jié)點(diǎn)的PLANE183單元，裂紋尖端采用1/4節(jié)點(diǎn)的奇異單元，單元尺寸10 μm。并且在裂紋面設(shè)置接觸，接觸摩擦因數(shù)為0.2。不考慮軌枕的影響，鋼軌下端采取全約束。鋼軌整體有限元模型與裂紋尖端局部有限元模型如圖2。

(a) 整體模型網(wǎng)格；(b) 局部放大圖網(wǎng)格

下面主要研究在輪軌接觸荷載作用下2條平行裂紋的擴(kuò)展情況。荷載為車輪作純滾動(dòng)時(shí)對鋼軌表面的接觸壓力和切向摩擦力，隨著車輪的滾動(dòng)而移動(dòng)。取列車運(yùn)行速度50 km/h(低速)和350 km/h(高速)分別進(jìn)行研究。在考慮輪軌高速滾動(dòng)的材料變形所引起的應(yīng)變率效應(yīng)和真實(shí)輪軌外形情況下，獲得不同速度列車輪軌載荷分布[13]如圖3。從圖3中可見，高速滾動(dòng)時(shí)的法向接觸壓力與低速情況有些不同，低速滾動(dòng)時(shí)接觸壓力分布與Hertz接觸應(yīng)力分布相近，而高速滾動(dòng)情況出現(xiàn)2個(gè)峰值，但大小相差不大。摩擦力分布出現(xiàn)明顯的不同，主要是由于的高低速風(fēng)阻力不同引起。而這種接觸作用力分布的不同將進(jìn)一步影響到鋼軌表面微裂紋擴(kuò)展速率和破壞模式的差異。

圖3 輪軌滾動(dòng)接觸荷載分布

3 鋼軌滾動(dòng)接觸疲勞與表面剝離

3.1 裂紋擴(kuò)展方向分析

車輪在鋼軌上作純滾動(dòng)時(shí)，鋼軌表面裂紋受法向壓力和切向摩擦力會(huì)反復(fù)引起裂紋的張開與閉合。為了確定疲勞裂紋的擴(kuò)展方向，需要計(jì)算車輪移動(dòng)過程中在裂紋附近多個(gè)位置處的受力情況。圖4顯示的是輪軌載荷相對鋼軌表面裂紋的位置，圖中為荷載接觸斑右端相對裂紋①的距離，定義為裂紋角度(裂紋與行車方向的夾角，順時(shí)針方向?yàn)檎?，定義為裂紋擴(kuò)展角度(裂紋與裂紋擴(kuò)展方向的夾角，順時(shí)針方向?yàn)檎?。輪軌載荷每移動(dòng)到一個(gè)計(jì)算位置，計(jì)算出裂紋尖端附近周向應(yīng)力。圖5顯示了50 km/h列車鋼軌表面裂紋①的初始裂紋尖端周向應(yīng)力隨的變化情況，其他裂紋采用相同的計(jì)算方法。

圖4 移動(dòng)荷載示意圖

圖5 裂紋①的初始裂紋尖端周向應(yīng)力分布情況

用公式(1)計(jì)算各角度的周向應(yīng)力幅值，鋼軌疲勞裂紋擴(kuò)展過程中周向應(yīng)力幅值隨的變化如圖6~7所示。其中圖6顯示了不同車速下裂紋①的初始裂紋尖端周向應(yīng)力幅值隨的變化，圖7顯示了50 km/h列車鋼軌表面裂紋①后續(xù)裂紋尖端應(yīng)力幅值隨的變化。從圖6~7看出初始裂紋第1次擴(kuò)展的偏轉(zhuǎn)角度較大，約為60°左右，隨后裂紋擴(kuò)展角度變小。從圖6看出，約為?30°(周向應(yīng)力方向與輪軌切向摩擦力方向垂直)時(shí)，高速和低速列車鋼軌表面裂紋尖端的周向應(yīng)力幅值幾乎相等，在約為60°(周向應(yīng)力方向與輪軌切向摩擦力方向平行)時(shí)，高速列車鋼軌表面裂紋尖端的周向應(yīng)力幅值明顯大于低速列車。結(jié)合高速和低速列車的輪軌載荷的分布，切向摩擦力是影響不同車速下裂紋尖端周向應(yīng)力幅值的關(guān)鍵因素，而且周向應(yīng)力方向越接近摩擦力的方向，影響越大。

圖6 不同車速下裂紋①的初始裂紋尖端周向應(yīng)力幅值分布

圖7 裂紋①的裂紋尖端周向應(yīng)力幅值分布

根據(jù)周向應(yīng)力幅值隨的變化趨勢，用式(2)來確定裂紋的擴(kuò)展角度。表2和表3分別記錄了50 km/h和350 km/h列車鋼軌表面裂紋擴(kuò)展過程中各段裂紋的擴(kuò)展角度。

表2 50 km/h列車鋼軌裂紋長度及擴(kuò)展角度的結(jié)果

表3 350 km/h列車鋼軌裂紋長度及擴(kuò)展角度的結(jié)果

圖8 裂紋擴(kuò)展長度隨車輪滾過次數(shù)的變化

3.2 裂紋擴(kuò)展速率與表面剝離分析

參照1.2節(jié)描述的裂紋擴(kuò)展速率理論，計(jì)算出裂紋擴(kuò)展過程中各段的疲勞擴(kuò)展速率。計(jì)算過程中用到的U71Mn鋼的疲勞裂紋擴(kuò)展參數(shù)從文獻(xiàn)[20]中獲取，其中=4.597×10?13，=2.88。隨著車輪滾過次數(shù)的增加，裂紋擴(kuò)展長度不斷增加直到鋼軌表面剝離。圖8顯示了不同列車速度下，鋼軌表面裂紋的長度隨車輪滾過次數(shù)的變化情況。由圖8可以看出，高速列車鋼軌表面裂紋的擴(kuò)展速率明顯要大于低速列車，這是因?yàn)楦咚倭熊囎饔迷阡撥壍哪Σ亮σ黠@大于低速列車。在預(yù)制了100 μm初始裂紋的情況下，高速列車車輪滾過6萬多次，鋼軌表面出現(xiàn)剝離，而低速列車車輪滾過16萬多次，鋼軌表面才出現(xiàn)剝離。

3.3 裂紋擴(kuò)展路徑分析

為了模擬2條裂紋擴(kuò)展路徑，裂紋①每次擴(kuò)展長度定為100 μm，裂紋②的擴(kuò)展長度根據(jù)2條裂紋的擴(kuò)展速率比來確定，高速和低速列車鋼軌表面裂紋在每階段的擴(kuò)展角度和裂紋長度如表2和表3。根據(jù)裂紋擴(kuò)展長度和擴(kuò)展角度模擬出裂紋的擴(kuò)展路徑。圖9展現(xiàn)了高速和低速列車鋼軌表面裂紋擴(kuò)展路徑與朔黃線服役鋼軌[21]裂紋路徑對比情況。圖10展現(xiàn)了高速和低速列車鋼軌表面剝離與大秦線服役鋼軌[6]表面剝離形貌對比情況。從圖9看出，不論是高速還是低速列車，鋼軌表面裂紋前期擴(kuò)展路徑都與列車運(yùn)行方向基本成90°，向鋼軌內(nèi)部擴(kuò)展，隨著裂紋長度增加，裂紋沿著與列車運(yùn)行方向相反的方向擴(kuò)展，形成魚鉤形裂紋，這與文獻(xiàn)[13]描述的基本一致。高速時(shí)，裂紋擴(kuò)展在向深度方向前進(jìn)過程中，裂紋②在更淺的地方出現(xiàn)了偏轉(zhuǎn)，導(dǎo)致鋼軌表面剝離較淺。從圖10看出，模擬的高速列車鋼軌表面的剝離比低速列車的淺，高速列車的剝離深度約為430 μm，低速列車的剝離深度約為590 μm，但模擬的2種速度列車的鋼軌剝離都比現(xiàn)場服役鋼軌的剝離深，這是因?yàn)樵谀M過程中未考慮鋼軌磨損。模擬的鋼軌裂紋擴(kuò)展路徑和剝離形貌同現(xiàn)場服役鋼軌裂紋擴(kuò)展路徑和形貌比較吻合，說明用最大周向應(yīng)力幅值判據(jù)來判斷鋼軌疲勞裂紋擴(kuò)展方向是可行的。

(a) 50 km/h；(b) 350 km/h；(c) 實(shí)際鋼軌

(a) 50 km/h；(b) 350 km/h；(c) 實(shí)際鋼軌

4 結(jié)論

1) 無論列車是高速還是低速，在初期擴(kuò)展階段，鋼軌表面2條裂紋擴(kuò)展方向基本在垂直方向；隨著裂紋長度增加裂紋沿著與行車方向相反的方向擴(kuò)展，形成魚鉤型裂紋。裂紋繼續(xù)擴(kuò)展，2條裂紋相交，鋼軌表面剝離。

2) 350 km/h列車鋼軌裂紋擴(kuò)展速率明顯高于50 km/h列車鋼軌裂紋擴(kuò)展速率。經(jīng)過6萬多次車輪碾壓，350 km/h列車鋼軌表面剝離。經(jīng)過16萬多次車輪碾壓，50 km/h列車鋼軌表面剝離。

3) 模擬的裂紋擴(kuò)展路徑與現(xiàn)場服役鋼軌裂紋形貌基本吻合，說明用最大周向應(yīng)力幅值判據(jù)來判斷鋼軌疲勞裂紋擴(kuò)展方向是可行的。

4) 鋼軌的剝離掉塊與疲勞裂紋的擴(kuò)展密切相關(guān)，建議對鋼軌進(jìn)行及時(shí)的打磨，磨掉鋼軌的表層，防止萌生的表層裂紋進(jìn)一步擴(kuò)大，從而造成鋼軌的剝離掉塊。

[1] 金學(xué)松, 沈志云. 輪軌滾動(dòng)接觸疲勞問題研究的最新進(jìn)展[J]. 鐵道學(xué)報(bào), 2001, 23(2): 92?108. JIN Xuesong, SHEN Zhiyun. Rolling contact fatigue of wheel/rail and its advanced research progress[J]. Journal of the China Railway Society, 2001, 23(2): 92?108.

[2] Kondo K, Yoroizaka K, Sato Y. Cause, increase, diagnosis, countermeasures and elimination of Shinkansen shelling[J]. Wear, 1996, 191(1?2): 199?203.

[3] Caooan D F, Pradier H. Rail rolling contact fatigue research by the European rail research institute[J]. Wear, 1996, 191(1?2): 1?13.

[4] WANG L, Pyzalla A, Stadlbauer W, et al. Microstructure features on rolling surfaces of railway rails subjected to heavy loading[J]. Materials Science & Engineering A, 2003, 359(1): 31?43.

[5] Seo J W, Kwon S J, Lee D H, et al. Analysis of contact fatigue crack growth using twin-disc tests and numerical evaluations[J]. International Journal of Fatigue, 2013, 55(55): 54?63.

[6] 郭火明, 王文健, 劉騰飛, 等. 重載鐵路鋼軌損傷行為分析[J]. 中國機(jī)械工程, 2014, 25(2): 267?272. GUO Huoming, WANG Wenjian, LIU Tengfei, et al. Analysis of damage behavior of heavy-haul railway rails[J]. China Mechanical Engineering, 2014, 25(2): 267?272.

[7] 李孝滔, 李煦, 曹世豪, 等. 基于概率統(tǒng)計(jì)方法對鋼軌疲勞裂紋路徑的研究[J]. 表面技術(shù), 2015, 44(11): 71?78. LI Xiaotao, LI Xu, CAO Shihao, et al. Rail fatigue crack path based on probabilistic and statistical method[J]. Surface Technology, 2015, 44(11): 71?78.

[8] 盧觀健, 楊克. 鋼軌傷損的形態(tài)特征及其失效機(jī)理[J]. 鐵道學(xué)報(bào), 1996(3): 120?124. LU Guanjian, YANG Ke. Morphological characteristics and failure mechanism of rail damage[J]. Journal of the China Railway Society, 1996(3): 120?124.

[9] 陳顏堂, 劉東雨, 方鴻生, 等. 鋼軌鋼的滾動(dòng)接觸疲勞[J]. 鋼鐵研究學(xué)報(bào), 2000, 12(5): 50?53. CHEN Yantang, LI Dongyu, FANG Hongsheng, et al. Rolling contact fatigue of rail steel[J]. Journal of Iron & Steel Research, 2000, 12(5): 50?53.

[10] Sih G C. Methods of analysis and solutions of crack problems[M]. Springer Netherlands, 1973.

[11] Palaniswamy K, Knauss W G. Propagation of a crack under general, in-plane tension[J]. International Journal of Fracture Mechanics, 1972, 8(1): 114?117.

[12] Richard H A, Fulland M, Sander M. Theoretical crack path prediction[J]. Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Structures, 2005, 28(1?2): 3?12.

[13] 江曉禹, 李孝滔, 李煦, 等. 輪軌高速滾動(dòng)接觸及鋼軌疲勞裂紋擴(kuò)展研究[J]. 西南交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2016, 51(2): 274?281. JIANG Xiaoyu, LI Xiaotao, LI Xu, et al. Research on wheel/rail rolling contact at high speed and fatigue crack propagation in rail[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2016, 51(2): 274?281.

[14] LI X T, JIANG X Y, LI X, et al. Solution of an inclined crack in a finite plane and a new criterion to predict fatigue crack propagation[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2016, 119: 217?223.

[15] 酈正能. 工程斷裂力學(xué)[M]. 北京: 北京航空航天大學(xué)出版社, 2012: 135?145. LI Zhengneng. Engineering fracture mechanics[M]. Beijing: Beijing Aeronautics and Astronautics University Press, 2012: 135?145.

[16] Paris P C, Erdogan F. A critical analysis of crack propagation laws[J]. Journal of Basic Engineering, 1963, 85(4): 528?533.

[17] Tankan K. Fatigue crack propagation from a crack inclined to the cyclic tensile axis[J]. Engineering Fracture Mechanics, 1974, 6(3): 493, IN13, 499?498, IN14, 507.

[18] 周小林, 向延念, 陳秀方. U71Mn 50 kg/m普通碳素鋼鋼軌疲勞裂紋擴(kuò)展速率試驗(yàn)研究[J]. 中國鐵道科學(xué), 2004, 25(3): 86?90. ZHOU Xiaolin, XIANG Yannian, CHEN Xiufang. Test and study of fatigue fracture propagation of U71Mn 50 kg/m ordinary carbon steel rail[J]. China Railway Science, 2004, 25(3): 86?90.

[19] 曹世豪, 李煦, 文良華, 等. 鋼軌表面裂紋擴(kuò)展方向研究[J]. 表面技術(shù), 2014(3): 37?42. CAO Shihao, LI Xu, WEN Lianghua, et al. Analysis of propagation direction of rail surface crack[J]. Surface Technology, 2014, 43(3): 37?42.

[20] 王文健, 劉啟躍. PD3和U71Mn鋼軌鋼疲勞裂紋擴(kuò)展速率研究[J]. 機(jī)械強(qiáng)度, 2007, 29(6): 1026?1029. WANG Wenjian, LIU Qiyue. Study on fatigue crack growth rate of PD3 and U71Mn rail steel[J]. Journal of Mechanical Strength, 2007, 29(6): 1026?1029.

[21] 陳朝陽, 張銀花, 劉豐收, 等. 朔黃鐵路曲線下股熱處理鋼軌剝離傷損成因分析[J]. 中國鐵道科學(xué), 2008, 29(4): 28?34. CHEN Zhaoyang, ZHANG Yinhua, LIU Fengshou, et al. Analysis on the formation cause of spalling and damage of the heat-treated low rail on Shuohuang railway curve[J]. China Railway Science, 2008, 29(4): 28?34.

(編輯 涂鵬)

Analysis of rail surface shelling resulting from fatigue crack propagation

ZAN Xiaodong, LI Xiaotao, XING Shuaibing, ZHANG Yanku, JIANG Xiaoyu

(School of Mechanics and Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

The rail shelling caused by rail fatigue crack propagation is a common problem. Circumferential stress and stress intensity factors at crack tip were calculated by finite element simulation. In order to predict the crack propagation path for wheel/rail rolling contact fatigue, the cracks propagation direction and propagation rate need to be known. Based on the maximum circumferential stress amplitude criterion, the direction of crack propagation was determined. The crack propagation rate was calculated by Paris’ law. The results show that the crack propagation rate of the high-speed train is significantly higher than the low-speed train. After about 60 thousand cycles, the high-speed train rail surface appears shelling whose depth is about 430 μm; after about 160 thousand cycles, the low-speed train rail surface appears shelling whose depth is about 590 μm. The simulated rail crack paths are relatively consistent with the damage morphology of the service rail, which proves it is feasible that the maximum circumferential stress amplitude criterion is applied to predict rail fatigue crack propagation. The shelling and fatigue crack growth of rail are closely related, so it is important to polish rail surface timely.

ANSYS; wheel/rail contact fatigue; maximum circumferential stress amplitude; crack propagation; shelling

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2018.12.009

U211.5

A

1672 ? 7029(2018)12 ? 3082 ? 07

2017?12?24

國家自然科學(xué)基金重點(diǎn)面上資助項(xiàng)目(11472230)

江曉禹(1965?)，男，貴州遵義人，教授，博士，從事復(fù)合材料力學(xué)和固體接觸力學(xué)方面的研究；E?mail：xiaoyujiang8@sina.com