史玉杰，楊凱，陳一萍，劉為亞，李亞波，石廣寒，魯連濤

疲勞載荷周次對(duì)鐵路車軸微動(dòng)損傷的影響

史玉杰1，楊凱1，陳一萍1，劉為亞1，李亞波1，石廣寒2，魯連濤2

（1.中車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司 工程實(shí)驗(yàn)室，山東 青島 266111；2.西南交通大學(xué) 牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031）

對(duì)比例車軸進(jìn)行了微動(dòng)疲勞試驗(yàn)，試驗(yàn)后對(duì)車軸輪座微動(dòng)損傷進(jìn)行了觀察，并測(cè)量了車軸和車輪的微動(dòng)磨損輪廓。此后，在考慮微動(dòng)磨損的情況下，仿真研究了疲勞載荷周次對(duì)鐵路車軸微動(dòng)疲勞的影響。研究發(fā)現(xiàn)：車軸微動(dòng)損傷區(qū)寬度幾乎不受疲勞載荷周次的影響，而輪座邊緣微動(dòng)損傷隨載荷周次增加而增加。低載荷周次和高載荷周次時(shí)，車軸微動(dòng)區(qū)氧化物分別以黑色和紅褐色為主。車軸、車輪的磨損寬度和深度隨載荷周次增加而增加，這使得車軸輪座真實(shí)應(yīng)力增加，最終導(dǎo)致車軸在較低的應(yīng)力水平下萌生微動(dòng)裂紋。車軸微動(dòng)疲勞強(qiáng)度隨載荷周次增加而降低，采用107周次疲勞試驗(yàn)獲得的微動(dòng)疲勞強(qiáng)度指導(dǎo)車軸設(shè)計(jì)偏于危險(xiǎn)。

鐵路車軸；載荷周次；微動(dòng)磨損；微動(dòng)疲勞

鐵路車軸是轉(zhuǎn)向架的關(guān)鍵承載部件，經(jīng)過(guò)盈配合方式與車輪連接，幾乎承載著列車運(yùn)行時(shí)全部的重量[1-3]。在旋轉(zhuǎn)彎曲載荷作用下，輪軸過(guò)盈配合邊緣會(huì)發(fā)生周期性的往復(fù)運(yùn)動(dòng)，即微動(dòng)。微動(dòng)會(huì)引發(fā)微動(dòng)損傷，極大地縮短結(jié)構(gòu)的服役壽命[4]。

當(dāng)前，鐵路車軸是在EN 13103[5]、EN 13104[6]和JIS E4501[7]等設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)的指導(dǎo)下，基于材料疲勞極限的無(wú)限壽命設(shè)計(jì)。首先，設(shè)計(jì)人員將車軸簡(jiǎn)化為梁，計(jì)算最危險(xiǎn)工況下車軸輪座承受的力矩；然后，確定合理的截面尺寸，保證輪座最大名義彎曲應(yīng)力小于其許用應(yīng)力。實(shí)際上，設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)給出的車軸輪座疲勞極限遠(yuǎn)大于車軸服役時(shí)承受的載荷。Hirakawa等[1,8]指出，車軸輪座最大名義彎曲應(yīng)力約50 MPa，其安全系數(shù)大于2.2。雖然車軸具有很大的安全裕度，但是車軸微動(dòng)疲勞失效仍頻頻發(fā)生。統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)表明，過(guò)盈配合部位的微動(dòng)疲勞破壞占車軸疲勞破壞的90%以上[9]。2008－2010年，DF21型米軌機(jī)車在返廠進(jìn)行輪對(duì)檢修時(shí)發(fā)現(xiàn)輪座內(nèi)側(cè)普遍存在微動(dòng)裂紋，此后運(yùn)營(yíng)部門對(duì)車軸材料進(jìn)行了更換，并優(yōu)化了車軸結(jié)構(gòu)[10]。2016年，我國(guó)對(duì)運(yùn)營(yíng)300,000 km后的某機(jī)車車軸進(jìn)行磁粉探傷，在超過(guò)600根車軸輪座部位探測(cè)到微動(dòng)裂紋[11]。上述案例說(shuō)明：車軸微動(dòng)疲勞會(huì)造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失，而當(dāng)前的車軸設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)不足以保證輪座的服役安全。

對(duì)于鐵路車軸輪座，設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)將對(duì)應(yīng)107周次輪座不萌生微動(dòng)裂紋的名義應(yīng)力定義為疲勞極限，并將該應(yīng)力應(yīng)用于車軸設(shè)計(jì)。實(shí)際上，鐵路車軸的使用壽命約為109循環(huán)周次，對(duì)應(yīng)車軸服役25～30年。顯然，車軸試驗(yàn)的疲勞載荷周次遠(yuǎn)低于車軸的服役要求。Makino 等[12]采用全尺寸車軸進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)車軸輪座微動(dòng)裂紋在107周次后仍會(huì)萌生。這也即是說(shuō)，車軸輪座微動(dòng)疲勞會(huì)受到載荷周次影響。如果車軸微動(dòng)疲勞極限隨載荷周次的增加而減小，那么實(shí)際車軸的安全系數(shù)會(huì)小于設(shè)計(jì)時(shí)的安全系數(shù)，這可能使原本安全的車軸出現(xiàn)微動(dòng)裂紋。盡管如此，鮮少有學(xué)者研究載荷周次對(duì)鐵路車軸微動(dòng)疲勞的影響。

為了保障鐵路車軸的安全運(yùn)營(yíng)，有必要研究載荷周次對(duì)車軸微動(dòng)疲勞的影響。為此，本文采用1:4比例車軸，在相同應(yīng)力下進(jìn)行不同周次的疲勞試驗(yàn)。試驗(yàn)后，對(duì)車軸輪座微動(dòng)損傷進(jìn)行觀察，并測(cè)量車軸和車輪微動(dòng)磨損輪廓。此后，基于測(cè)量的磨損輪廓建立有限元模型，仿真研究不同疲勞載荷周次對(duì)鐵路車軸微動(dòng)損傷的影響。

1 微動(dòng)疲勞試驗(yàn)

1.1 試樣與材料

鐵路車軸微動(dòng)疲勞試驗(yàn)一般采用全尺寸車軸，在“Minden”型或“Vitry”型輪軸疲勞試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行[12-14]。但全尺寸車軸疲勞試驗(yàn)經(jīng)濟(jì)成本高、操作困難，試驗(yàn)?zāi)康亩酁閺?qiáng)度校核，難以用于科學(xué)研究，因此，本文選擇1:4比例車軸試樣進(jìn)行微動(dòng)疲勞試驗(yàn)，試樣的形狀尺寸如圖1所示。車軸輪座和軸身直徑分別為50 mm和43.2 mm，裝配凸懸量為1 mm。裝配過(guò)盈量為0.065 mm，為車軸輪座直徑的1.3‰，滿足TB/T 1463－2015[15]對(duì)輪軸組裝過(guò)盈量的要求。車軸輪座和軸身間采用兩段圓弧進(jìn)行過(guò)渡，圓弧半徑分別為19.6 mm和3.9 mm。比例車軸和車輪材料分別為EA4T車軸鋼和ER8車輪鋼，材料力學(xué)性能參數(shù)如表1所示。

1.2 試驗(yàn)過(guò)程

比例車軸微動(dòng)疲勞試驗(yàn)在懸臂梁式旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。試驗(yàn)機(jī)原理圖及試樣安裝如圖2所示。試驗(yàn)時(shí)，試樣轉(zhuǎn)速為1500 r/min，對(duì)應(yīng)列車運(yùn)行速率為260 km/h。為了研究載荷周次對(duì)鐵路車軸微動(dòng)損傷的影響，試驗(yàn)首先獲得車軸對(duì)應(yīng)107時(shí)的微動(dòng)疲勞強(qiáng)度，然后選擇低于微動(dòng)疲勞強(qiáng)度的應(yīng)力進(jìn)行不同周次的疲勞試驗(yàn)，研究加載周次變化對(duì)車軸微動(dòng)疲勞性能的影響。本文設(shè)置兩種不同試驗(yàn)周次，分別是107和5×107。

圖1 比例車軸試樣

表1 車軸與車輪材料力學(xué)參數(shù)[16]

圖2 微動(dòng)疲勞試驗(yàn)機(jī)

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 微動(dòng)疲勞試驗(yàn)結(jié)果

圖3是比例車軸微動(dòng)疲勞試驗(yàn)結(jié)果，圖中試驗(yàn)最大循環(huán)周次為107。為了便于分析，本文中疲勞應(yīng)力均是指輪座邊緣名義彎曲應(yīng)力。由圖可知，對(duì)應(yīng)107疲勞周次，比例車軸輪座微動(dòng)疲勞強(qiáng)度的均值為175 MPa。

圖3 微動(dòng)疲勞試驗(yàn)結(jié)果

為了研究疲勞載荷周次的影響，本文選擇疲勞應(yīng)力為160 MPa的應(yīng)力水平進(jìn)行不同載荷周次的微動(dòng)疲勞試驗(yàn)，試驗(yàn)條件及試驗(yàn)數(shù)據(jù)列于表2。由表可知，隨載荷周次的增加，車軸在低于微動(dòng)疲勞強(qiáng)度的應(yīng)力水平下仍會(huì)萌生微動(dòng)裂紋。這說(shuō)明車軸的微動(dòng)疲勞強(qiáng)度會(huì)隨著載荷周次的增加而降低。

表2 疲勞載荷周次對(duì)微動(dòng)疲勞的影響

2.2 車軸輪座微動(dòng)損傷

以往的研究表明，車軸微動(dòng)損傷包括微動(dòng)磨損和微動(dòng)疲勞兩部分[17-18]，本節(jié)將對(duì)這兩部分進(jìn)行研究。當(dāng)車軸承受循環(huán)彎曲載荷作用，輪軸配合面必然存在微動(dòng)磨損[19]。隨著載荷周次的增加，微動(dòng)磨損會(huì)持續(xù)存在，致使車軸輪座出現(xiàn)更嚴(yán)重的損傷，這可能是車軸在較低應(yīng)力下仍會(huì)萌生微動(dòng)裂紋的主要原因。為了對(duì)此進(jìn)行研究，本節(jié)對(duì)試驗(yàn)后車軸輪座進(jìn)行觀察分析。

圖4所示為不同疲勞載荷周次下，車軸輪座微動(dòng)損傷宏觀形貌。車軸輪座靠近軸身側(cè)存在沿周向的微動(dòng)損傷區(qū)，損傷區(qū)內(nèi)附著有黑色和紅褐色氧化物。在160 MPa疲勞應(yīng)力作用下，107周次車軸微動(dòng)損傷區(qū)寬度約為13 mm，5×107周次車軸微動(dòng)損傷區(qū)寬度約為13.5 mm。由此可見，載荷周次對(duì)車軸微動(dòng)損傷區(qū)寬度幾乎沒(méi)有影響。

圖4 車軸輪座微動(dòng)損傷宏觀形貌

Zou等[16]指出，車軸輪座邊緣的微動(dòng)損傷最嚴(yán)重，直接影響車軸微動(dòng)疲勞。因此，本文采用激光共聚焦顯微鏡（OLYMPUS OLS4100）對(duì)車軸輪座邊緣進(jìn)行觀察。圖4中A和B方框的局部放大圖如圖5所示。由圖可知，疲勞載荷周次會(huì)明顯影響車軸輪座邊緣的微動(dòng)損傷。載荷周次為107時(shí)，輪座表面主要附著黑色氧化物，同時(shí)伴有少量紅褐色氧化物，無(wú)微動(dòng)裂紋；載荷周次為5×107時(shí)，輪座表面主要附著紅褐色氧化物，僅存在少量黑色氧化物，距輪座邊緣0.65 mm位置出現(xiàn)沿周向的微動(dòng)裂紋。袁才欽等[20]對(duì)全尺寸車軸微動(dòng)損傷區(qū)進(jìn)行了觀察，根據(jù)微動(dòng)區(qū)損傷形貌特征將其細(xì)分為三個(gè)區(qū)。圖5中微動(dòng)損傷區(qū)同樣可以細(xì)分為三個(gè)區(qū)，其中I區(qū)位于輪座邊緣，該區(qū)較窄，表面幾乎沒(méi)有氧化物附著。隨著向微動(dòng)區(qū)內(nèi)部移動(dòng)，氧化物堆積嚴(yán)重，該區(qū)為II區(qū)。低周次時(shí)，II區(qū)以黑色氧化物為主；高周次時(shí)，II區(qū)以紅褐色氧化物為主。袁才欽等指出，黑色氧化物為FeO，而紅褐色氧化物為Fe2O3。由圖5可知，隨著載荷周次增加，微動(dòng)磨損嚴(yán)重，氧化時(shí)間更長(zhǎng)，這導(dǎo)致高周次的氧化現(xiàn)象更明顯。III區(qū)的損傷較輕微，低周次時(shí)損傷區(qū)可見周向磨痕，附著少量黑色氧化物；高周次時(shí)損傷區(qū)隱約可見周向磨痕，附著紅褐色氧化物。由于顯微鏡限制，難以對(duì)車軸損傷區(qū)進(jìn)行完整采樣。實(shí)際上，III區(qū)的左邊界即是圖4中損傷區(qū)的左邊界。對(duì)各區(qū)的寬度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，列于表3。由表可知，隨著載荷周次增加，車軸輪座邊緣的I區(qū)和II區(qū)會(huì)明顯變寬，而III區(qū)寬度幾乎不變，這說(shuō)明疲勞載荷周次主要影響車軸輪座邊緣的損傷。

圖5 車軸輪座邊緣微動(dòng)損傷觀察

表3 微動(dòng)損傷區(qū)各區(qū)寬度

對(duì)圖5中的裂紋進(jìn)行剖面觀察，如圖6所示。由圖可見，裂紋萌生位置距輪座邊緣0.65 mm，恰好位于I區(qū)與II區(qū)的邊界位置。由于車軸微動(dòng)區(qū)承受著以軸向彎曲應(yīng)力和剪應(yīng)力為主的多軸應(yīng)力作用，因此微動(dòng)裂紋與車軸徑向成一定角度。本文中，該角度為39°，這與Zou等[16]在實(shí)際車軸中觀察到的微動(dòng)裂紋角度基本一致。

根據(jù)前面車軸表面宏觀觀察，可以看到不同載荷周次下車軸表面微動(dòng)磨損損傷程度不同。為了更加直觀的分析疲勞載荷周次對(duì)輪軸微動(dòng)磨損的影響，本文采用CLSM對(duì)車軸和車輪損傷區(qū)微動(dòng)磨損輪廓進(jìn)行了測(cè)量。首先，采用CLSM掃描獲得車軸和車輪損傷區(qū)形貌；然后，沿車軸和車輪軸向獲得不同軸向位置的坐標(biāo)。對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行整理，即得到了試驗(yàn)后輪軸磨損輪廓，如圖7所示。

由圖可知，車軸和車輪的最大磨損深度幾乎都位于輪座邊緣。當(dāng)疲勞載荷周次由107增加至5×107時(shí)，車軸和車輪的磨損深度和寬度都增加。微動(dòng)裂紋萌生于車軸輪座磨損/未磨損邊界附近。

圖6 疲勞載荷周次為5×107時(shí)微動(dòng)裂紋剖面圖

圖7 不同疲勞載荷周次下輪軸微動(dòng)磨損輪廓

3 有限元仿真

3.1 有限元模型

輪軸間微動(dòng)磨損改變了微動(dòng)區(qū)配合面形貌，這會(huì)影響微動(dòng)區(qū)應(yīng)力分布。根據(jù)圖7可知，隨著疲勞載荷周次增加，微動(dòng)磨損更加嚴(yán)重。因此，本文采用有限元軟件ABAQUS，在考慮微動(dòng)磨損導(dǎo)致輪廓變化的基礎(chǔ)上，仿真研究載荷周次對(duì)車軸微動(dòng)疲勞的影響。圖8所示是基于圖1車軸試樣建立的有限元模型，模型包括車輪與車軸兩部分，車軸輪座邊緣采用精細(xì)網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸為0.02 mm。輪軸過(guò)盈配合采用接觸對(duì)形式建立，仿真時(shí)將車輪輪轂孔表面設(shè)置為主面，車軸輪座面設(shè)置為從面。輪軸間切向行為遵循庫(kù)倫摩擦定律，摩擦系數(shù)設(shè)為0.6[13]。仿真采用線性隨動(dòng)硬化模型，EA4T車軸鋼和ER8車輪鋼的循環(huán)屈服應(yīng)力分別為552 MPa和584 MPa，硬化模量分別為5.4 GPa和8.0 GPa[16]。

圖8 有限元模型

根據(jù)圖2（b）車軸的安裝及加載情況對(duì)有限元模型施加約束及載荷。仿真時(shí)，在第1個(gè)分析步實(shí)現(xiàn)輪軸過(guò)盈配合，過(guò)盈量2＝0.065 mm。第2個(gè)分析步，在參考點(diǎn)施加沿軸的集中力（F＝0）。自第3個(gè)分析步起，分別將兩個(gè)隨計(jì)算時(shí)間成三角函數(shù)變化的載荷施加到參考點(diǎn)。通過(guò)載荷繞軸轉(zhuǎn)的方式，模擬車軸承受的旋轉(zhuǎn)彎曲載荷。

3.2 仿真結(jié)果

3.2.1 微動(dòng)參量

鐵路車軸的微動(dòng)損傷受到微動(dòng)區(qū)滑移幅值和接觸壓應(yīng)力等微動(dòng)參量的影響。不同載荷周次下微動(dòng)磨損損傷不同，微動(dòng)參量的分布必然也存在區(qū)別。因此，本節(jié)將對(duì)車軸的滑移幅值和接觸壓應(yīng)力進(jìn)行研究。由于車軸在受到拉應(yīng)力時(shí)更容易發(fā)生微動(dòng)損傷，因此本文中的微動(dòng)參量及應(yīng)力均取自車軸受拉側(cè)。

圖9所示為相同載荷下，未磨損，107和5×107載荷周次下車軸輪座滑移幅值分布。車軸在大載荷作用下，輪軸過(guò)盈配合會(huì)發(fā)生分離，出現(xiàn)張開區(qū)。張開區(qū)內(nèi)的滑移幅值沒(méi)有意義，因此不對(duì)其進(jìn)行討論。如圖所示，三種情況下車軸滑移區(qū)寬度基本一致，輪座邊緣的滑移幅值有細(xì)微差別。輪軸間的滑移引發(fā)微動(dòng)損傷，滑移區(qū)寬度一致說(shuō)明載荷周次的多少不會(huì)影響車軸損傷區(qū)寬度，這與圖4中的試驗(yàn)現(xiàn)象吻合。

圖10所示為相同載荷下，未磨損，107和5×107載荷周次下車軸輪座接觸壓應(yīng)力分布。由圖可知，在160 MPa疲勞應(yīng)力作用下，車軸輪座邊緣初始便出現(xiàn)了張開區(qū)。在疲勞載荷持續(xù)作用下，車軸輪座邊緣的微動(dòng)磨損導(dǎo)致磨損形貌發(fā)生變化，張開區(qū)變寬，在張開區(qū)邊緣出現(xiàn)接觸壓應(yīng)力峰值。隨載荷周次由107增加至 5×107，張開區(qū)隨磨損區(qū)變寬而變寬，接觸壓應(yīng)力峰值向接觸區(qū)內(nèi)部移動(dòng)，峰值隨之增加。上述現(xiàn)象說(shuō)明，微動(dòng)磨損會(huì)影響車軸輪座邊緣的應(yīng)力分布。

3.2.2 von Mises應(yīng)力

圖11所示為相同載荷下，未磨損，107和5×107載荷周次下車軸輪座von Mises應(yīng)力分布。由圖可知，不考慮微動(dòng)磨損導(dǎo)致的輪廓變化時(shí)，應(yīng)力集中出現(xiàn)在輪座邊緣附近?？紤]微動(dòng)磨損后，應(yīng)力集中向車軸輪座內(nèi)部移動(dòng)。隨著載荷周次由107增加至5×107時(shí)，應(yīng)力集中位置轉(zhuǎn)移至距輪座邊緣0.75 mm的微動(dòng)區(qū)內(nèi)部，這一位置與裂紋萌生位置較為吻合。隨載荷周次增加，von Mises應(yīng)力的峰值也隨之增加。顯然，隨著載荷周次增加，微動(dòng)磨損損傷變得更加嚴(yán)重，使得應(yīng)力集中位置向內(nèi)部移動(dòng)，應(yīng)力集中程度加劇。

圖9 滑移幅值分布

圖10 接觸壓應(yīng)力分布

3.2.3 F-S微動(dòng)損傷參數(shù)

圖6所示裂紋萌生時(shí)與車軸徑向成一定角度，這是典型多軸應(yīng)力作用下的裂紋萌生。Pourheidar等[21]指出車軸微動(dòng)裂紋萌生主要受剪應(yīng)力控制，為II型裂紋。因此，本文采用Fatemi和Socie[22]提出F-S多軸疲勞準(zhǔn)則對(duì)車軸微動(dòng)裂紋萌生進(jìn)行預(yù)測(cè)。F-S多軸疲勞準(zhǔn)則認(rèn)為疲勞損傷由最大剪應(yīng)變幅值Δ和最大法向應(yīng)力σ,max共同決定，具體表達(dá)式為：

F-S損傷參數(shù)越大，微動(dòng)損傷越嚴(yán)重。

圖12為相同載荷下，未磨損、107和5×107載荷周次下車軸輪座F-S微動(dòng)損傷參數(shù)分布。

由圖可以看出，對(duì)于未磨損的車軸，F(xiàn)-S參數(shù)的最大值出現(xiàn)在輪座邊緣，這一現(xiàn)象與圖6所示試驗(yàn)結(jié)果相悖。當(dāng)考慮微動(dòng)磨損后，F(xiàn)-S參數(shù)向車軸輪座內(nèi)部移動(dòng)，F(xiàn)-S參數(shù)值變大。隨著載荷周次由107增加至5×107，磨損變得更嚴(yán)重，磨損寬度也增加。F-S微動(dòng)損傷參數(shù)繼續(xù)向內(nèi)部移動(dòng)，損傷參數(shù)值繼續(xù)增加?？梢钥吹?，在5×107載荷周次時(shí)，F(xiàn)-S微動(dòng)損傷參數(shù)最大值的位置（0.75 mm）與裂紋萌生位置（0.65 mm）較為吻合。

綜合上述分析可知，在相同應(yīng)力水平下，車軸輪座微動(dòng)磨損損傷隨載荷周次的增加而增加，由磨損導(dǎo)致的幾何不連續(xù)引發(fā)的應(yīng)力集中也增加，這使得微動(dòng)區(qū)真實(shí)應(yīng)力持續(xù)增加。在這種情況下，即使107周次時(shí)車軸不萌生微動(dòng)裂紋，隨著載荷周次增加車軸輪座也可能萌生裂紋。也即是說(shuō)，車軸的微動(dòng)疲勞強(qiáng)度會(huì)隨著載荷周次增加而減小，采用107周次試驗(yàn)獲得的微動(dòng)疲勞強(qiáng)度指導(dǎo)車軸設(shè)計(jì)偏于危險(xiǎn)。

圖11 von Mises應(yīng)力分布

圖12 F-S微動(dòng)損傷參數(shù)分布

4 結(jié)論

本文采用比例車軸進(jìn)行微動(dòng)疲勞試驗(yàn)，試驗(yàn)后對(duì)車軸輪座微動(dòng)損傷進(jìn)行觀察，并測(cè)量了車軸和車輪的微動(dòng)磨損輪廓。此后，在考慮微動(dòng)磨損的情況下，仿真研究了載荷周次對(duì)鐵路車軸微動(dòng)疲勞的影響。得到如下結(jié)論：

（1）隨著疲勞載荷周次的增加，車軸微動(dòng)損傷區(qū)寬度幾乎不變，而輪座邊緣的微動(dòng)損傷增加。低載荷周次時(shí)，車軸輪座表面氧化物以黑色為主；高載荷周次時(shí)，車軸輪座表面氧化物以紅褐色為主。

（2）車軸微動(dòng)磨損寬度和深度隨著疲勞載荷周次的增加而增加，應(yīng)力集中程度也隨之增加。這使得車軸輪座受到的真實(shí)應(yīng)力增加，最終導(dǎo)致車軸在較低疲勞應(yīng)力下萌生微動(dòng)疲勞裂紋。

（3）車軸微動(dòng)疲勞強(qiáng)度隨載荷周次增加而減小，采用107周次疲勞試驗(yàn)獲得的微動(dòng)疲勞強(qiáng)度指導(dǎo)車軸設(shè)計(jì)偏于危險(xiǎn)。

[1]HIRAKAWA，TOYAMA，KUBOTA. The analysis and prevention of failure in railway axles [J]. International Journal of Fatigue，1998，20（2）：135-144.

[2]熊平，賀婷婷，丁志敏，等. 提高鐵路車軸疲勞性能的表面強(qiáng)化處理技術(shù)[J]. 電力機(jī)車與城軌車輛，2014，37（1）：52-55.

[3]馬冬，柳彥虎，宋斌，等. 基于ANSYS Workbench的輪轂過(guò)盈配合疲勞優(yōu)化設(shè)計(jì)[J]. 機(jī)械，2017，44（2）：10-13.

[4]SZOLWINSKI M P，F(xiàn)ARRIS T N. Mechanics of fretting fatigue crack formation [J]. Wear，1996，198（1）：93-107.

[5]European Committee for Standardization. Railway applications– wheelsets and bogies–non powered axles–design method：BS EN 13103[S]. British Standards Institution, 2017.

[6]European Committee for Standardization. Railway applications wheelsets and bogies powered axles–design method：BS EN 13104[S]. British Standards Institution, 2017.

[7]Japanese Industrial Standard. Railway rolling stock-design methods for strength of axles：JIS E 4501[S]. Japanese Standards Association, 1995.

[8]HIRAKAWA K，KUBOTA M. On the fatigue design method for high-speed railway axles [J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part F Journal of Rail & Rapid Transit，2001，215（2）：73-82.

[9]牧野泰三，彭惠民，張靜. 鐵道車輛車軸壓配部的微振磨損與對(duì)策[J]. 國(guó)外鐵道機(jī)車與動(dòng)車，2015（4）：15-19.

[10]王大強(qiáng). DF21型米軌機(jī)車車軸輪座裂紋分析及解決措施[J]. 科技研究，2014（3）：226.

[11]Zeng D, Zhang Y, Lu L, et al. Fretting wear and fatigue in press-fitted railway axle: a simulation study of the influence of stress relief groove[J]. International Journal of Fatigue, 2019，118：225-236.

[12]MAKINO T，SAKAI H，KOZUKA C，et al. Overview of fatigue damage evaluation rule for railway axles in Japan and fatigue property of railway axle made of medium carbon steel [J]. International Journal of Fatigue，2020，132：105361.

[13]FOLETTI S，BERETTA S，GURER G. Defect acceptability under full-scale fretting fatigue tests for railway axles [J]. International Journal of Fatigue，2016（86）：34-43.

[14]CERVELLO S. Fatigue properties of railway axles：New results of full-scale specimens from Euraxles project [J]. International Journal of Fatigue，2016（86）：2-12.

[15]南車戚墅堰機(jī)車車輛工藝研究所. 機(jī)車輪對(duì)組裝技術(shù)條件：TB/T 1463-2015[S]. 北京：中國(guó)鐵道科學(xué)出版社，2015.

[16]ZOU L，ZENG D，LI Y，et al. Experimental and numerical study on fretting wear and fatigue of full-scale railway axles [J]. Railway Engineering Science，2020，28（4）：365-381.

[17]ZHU C，HE J，PENG J，et al. Failure mechanism analysis on railway wheel shaft of power locomotive [J]. Engineering Failure Analysis，2019（104）：25-38.

[18]GüRER G，GüR C H. Failure analysis of fretting fatigue initiation and growth on railway axle press-fits [J]. Engineering Failure Analysis，2018（84）：151-166.

[19]吳向陽(yáng)，張志毅，田仁勇，等. 轉(zhuǎn)向架關(guān)鍵部件螺紋連接界面微動(dòng)磨損行為研究[J]. 機(jī)械，2020，47（4）：39-43.

[20]袁才欽，李亞波，楊凱，等. 鐵路車軸過(guò)盈配合面微動(dòng)損傷分析及有限元仿真[J]. 摩擦學(xué)學(xué)報(bào)，2020，40（4）：108-118.

[21]POURHEIDAR A，REGAZZI D，CERVELLO S，et al. Fretting fatigue analysis of full-scale railway axles in presence of artificial micro-notches [J]. Tribology International，2020（150）：106383.

[22]FATEMI A，SOCIE D F. A critical plane approach to multiaxial fatigue damage including out-of-phase loading [J]. Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Structures，1988，11（3）：149-165.

[23]LUKE M，BURDACK M，MOROZ S，et al. Experimental and numerical study on crack initiation under fretting fatigue loading [J]. International Journal of Fatigue，2016（86）：24-33.

Effect of Fatigue Load Cycle on the Fretting Damage of Railway Axle

SHI Yujie1，YANG Kai1，CHEN Yiping1，LIU Weiya1，LI Yabo1，SHI Guanghan2，LU Liantao2

(1.Engineering Laboratory, CRRC Qingdao Sifang Co., Ltd., Qingdao 266111, China;2.State Key Laboratory of Traction Power, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

In this paper, fretting fatigue tests were carried out on the scaled railway axles. After the fatigue tests, the fretting damage of the wheel seat was observed, and the wear profiles of the axle and wheel were measured. Then, the fretting wear was considered in the FE simulation, and the effect of fatigue load cycles on the fretting fatigue of railway axles was investigated. This paper found that the fretted zone width was hardly affected by the load cycle, while the fretting damage of the wheel seat increased with the increase of the load cycle. For low-load cycles and high-load cycles, the surface oxides of the wheel seat were mainly black and reddish brown, respectively. The wear width and depth of the axle and wheel increased with the increase of load cycle, which increased the actual stress of the wheel seat, and finally leaded to fretting crack initiation of the axle under a lower stress level. The fretting fatigue strength of the railway axle decreased with an increase of the load cycle. The fretting fatigue strength obtained by the fatigue test of 107cycles was dangerous for the railway axle design.

railway axle；load cycle；fretting wear；fretting fatigue

TU973+.254

A

10.3969/j.issn.1006-0316.2022.01.007

1006-0316 (2022) 01-0045-08

2021-05-25

國(guó)家自然科學(xué)基金（51375406）；牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室自主研究課題重點(diǎn)項(xiàng)目（2018TPL_Z01）

史玉杰（1981－），男，山東青島人，高級(jí)工程師，主要研究方向?yàn)檐囕S疲勞與斷裂，E-mail：shiyujie@cqsf.com。