鐵路車軸過盈配合結構微動磨損與微動疲勞研究

劉為亞，陳一萍，李亞波，楊凱，史玉杰

鐵路車軸過盈配合結構微動磨損與微動疲勞研究

劉為亞，陳一萍，李亞波，楊凱，史玉杰

（中車青島四方機車車輛股份有限公司，山東 青島 266111）

采用比例車軸試樣進行了微動疲勞試驗，試驗后觀察了車軸微動區的微動磨損與微動疲勞損傷，并測量了車輪、車軸配合面磨損輪廓。試驗結果表明，車軸輪座邊緣微動區的磨損機理主要是磨粒磨損、剝層和氧化磨損。車軸微動疲勞裂紋萌生于微動區內部，初始裂紋角度與車軸徑向方向成29°。隨著裂紋的擴展，裂紋角度逐漸減小。此后，基于測量的磨損輪廓建立了有限元模型，仿真研究了微動磨損對鐵路車軸微動疲勞的影響。研究發現，微動磨損移除了輪座邊緣材料，緩解了輪座邊緣的應力集中。同時，微動磨損在微動區內部磨損/未磨損邊界引入新的應力集中，促進了微動區內部的裂紋萌生。

鐵路車軸；微動磨損；微動疲勞；應力集中

輪軸是鐵路車輛系統的關鍵組成部分，關系著列車運行的安全[1-2]。輪軸由車軸與車輪經過盈配合組成，幾乎承載著列車全部的重量。在旋轉彎曲載荷作用下，輪軸配合面上會發生微米級的往復運動，即微動。微動會導致輪軸接觸邊緣區域出現微動磨損，并可能引發微動疲勞，威脅車軸的服役安全。

微動疲勞失效是車軸的主要失效形式[3]。統計數據表明，鐵路車軸會發生各類疲勞破壞，其中，過盈配合部位的疲勞破壞占車軸疲勞破壞的90%以上[4]。近年來，我國鐵路運營部門在檢修維護過程中發現鐵路車軸微動疲勞仍偶有發生。2008－2010年間，DF21型米軌機車在返廠進行輪對檢修時發現輪座內側普遍存在微動疲勞裂紋，此后運營部門將車軸材料由JZ45鋼更換為EA4T車軸鋼，并優化了車軸突懸量、過盈量和卸荷槽尺寸[5]。2016年，國內某機車車軸輪座上檢測到了微動疲勞裂紋，最終更換了600多根車軸[6]。顯然，鐵路車軸微動疲勞的出現會導致巨大的經濟損失。學者們為研究車軸微動疲勞做了大量工作。黃夢妮等[7]對失效的RD2型車軸進行觀察，發現車軸輪座邊緣存在一個寬度約20 mm的環狀磨損區域，該區域附著有黑色和紅褐色的氧化磨屑，并伴有微動疲勞裂紋，Song等[8]在失效的鐵路車軸輪座面上也發現了類似現象。Gürer等[9]發現，失效車軸的微動疲勞裂紋總是出現在車軸輪座內側距邊緣18～22 mm的內部，過早的微動疲勞失效與材料機械性能劣化有關，Zhu等[10]則認為微動疲勞裂紋是由位錯擴散和堆積引起的嚴重應力集中導致。學者們研究了車軸的微動疲勞，但是始終無法對微動疲勞裂紋萌生于微動區內部這一現象作出合理解釋。微動失效車軸總是同時存在嚴重的微動磨損和微動疲勞，但研究人員經常將二者孤立。牧野泰三等[11]認為，微動磨損與微動疲勞密切相關，微動磨損導致的輪座邊緣材料移除可能會影響該區域的應力分布，但尚無文獻對此進行報道。實際車軸服役載荷復雜，以往的車軸失效分析難以直接用于研究微動磨損對微動疲勞的影響。因此，有必要在恒定載荷條件下進行車軸微動疲勞試驗，系統地研究鐵路車軸微動磨損與微動疲勞。

本文采用比例車軸試樣進行微動疲勞試驗，試驗后對車軸的微動區進行觀察，并對車軸微動磨損機理進行分析。此后，研究人員對車軸微動磨損輪廓進行測量，并基于測量的磨損輪廓建立有限元模型，仿真研究了微動磨損前后車軸微動區應力分布，從受力的角度揭示車軸微動疲勞機理。

1 微動疲勞試驗

1.1 試樣與材料

本次試驗所用比例車軸試樣如圖1所示。該試樣輪座部位形狀尺寸是根據某國產高速動車組非動力車軸嚴格縮比得到。車軸輪座直徑50.065 mm，車輪輪轂孔直徑50 mm，輪軸間過盈量0.065 mm，滿足TB/T 1463－2015[12]對輪軸裝配過盈量的要求。車軸軸身直徑43.2 mm，車軸輪座與軸身間的過渡圓弧由半徑分別為3.9 mm和19.6 mm的兩段圓弧組成。輪軸過盈配合時，首先采用液氮對車軸進行冷卻收縮，待冷卻到合適尺寸時組裝車輪與車軸，此后對車軸進行靜置，直至車軸冷卻變形恢復即完成裝配。

圖1 比例車軸試樣

比例車軸材料為EA4T車軸鋼，車輪材料為ER8車輪鋼，材料力學性能參數如表1所示。

1.2 試驗過程

比例車軸微動疲勞試驗在圖2所示微動疲勞試驗機上進行。該試驗機為懸臂梁式旋轉彎曲疲勞試驗機，試驗轉速與加載力可通過微機控制并實時監控。試驗轉速1500 r/min，對應車軸運行速率260 km/h。由于EA4T車軸鋼全尺寸車軸的微動疲勞極限為145 MPa[13]，考慮到尺寸效應，推測比例車軸輪座的微動疲勞極限大于145 MPa。試驗時，首先對車軸施加載荷，使車軸輪座邊緣的名義彎曲應力為150 MPa，試驗周次為1×107。試驗后對車軸輪座進行檢測，若沒有觀察到微動疲勞裂紋，則以10 MPa為間隔進行升載，并重復上述試驗，直到車軸輪座出現微動疲勞裂紋。

2 試驗結果

2.1 微動磨損

試驗后，研究人員采用電火花線切割機對試樣進行切割取樣。此后，采用酒精和超聲波清洗機對試樣進行清洗，清洗時間為10 min。清洗完成后，采用體視顯微鏡（OLYMPUS- DSX100）對圖3所示切割完的試樣進行觀察。觀察結果表明：當車軸輪座邊緣的名義彎曲應力為170 MPa時，車軸輪座出現微動疲勞裂紋。

考慮到本文的目的在于研究鐵路車軸微動磨損與微動疲勞，因此，后續將針對出現微動疲勞裂紋的車軸進行研究。車軸微動區的宏觀形貌如圖4所示，可知，車軸微動區寬度約為24 mm，越靠近輪座邊緣，車軸表面損傷越嚴重。對輪座邊緣區域進行局部放大，可看到輪座邊緣區域沿周向出現了一條干凈且狹窄的微動損傷帶，寬度約0.5 mm。隨著位置向內部移動，車軸表面出現了黑色和紅褐色的氧化磨屑。

表1 車軸與車輪材料力學參數

圖2 微動疲勞試驗機

圖3 觀察試樣取樣流程

采用掃描電子顯微鏡（SEM，JSM-6610LV）觀察圖4三個典型損傷位置（A、B、C），并用X射線能譜分析儀（EDS，Oxford X-MAX50 INCA-250）分析各位置材料的化學成分。

圖5為圖4中A、B、C三個位置的SEM微觀形貌及EDS能譜分析結果。可知，A位置表面粗糙，這說明該位置微動磨損非常嚴重，Zhang等[14]指出該位置存在嚴重的磨粒磨損。雖然該位置出現大量氧元素，但并沒有明顯的氧化磨屑，因此，推測氧元素是內部磨屑排出時引入。B位置表面損傷以材料剝層為主，由EDS能譜圖可以看到該位置的氧元素含量最高。由圖4可知，B位置存在大量紅褐色和黑色的氧化磨屑，因此該位置還存在嚴重的氧化磨損。C位置表面宏觀損傷輕微，但仍然存在剝層損傷，EDS結果顯示該位置同樣存在氧化磨損。綜上，輪軸微動區的微動磨損機理主要是磨粒磨損、剝層和氧化磨損。

圖4 車軸表面損傷區宏觀形貌及局部放大圖

圖5 位置A、B、C表面SEM形貌及EDS結果

Mccoll等[15]采用圓柱－平板微動試驗裝置對材料的微動損傷進行了研究，結果表明，微動磨損導致的磨損輪廓變化會影響配合面應力分布，從而影響微動疲勞。車軸配合邊緣存在嚴重的微動磨損，這可能會改變輪軸配合面的表面輪廓，從而影響配合面的應力分布。為研究微動磨損對車軸微動疲勞的影響，有必要獲取試驗后輪軸配合面磨損輪廓。為此，采用激光共聚焦顯微鏡（CLSM，OLYMPUS OLS4100）對磨損后輪軸配合面進行測量，如圖6所示。首先，采用CLSM對輪軸配合面進行掃描，獲取損傷表面的三維輪廓。然后，分別提取車軸和車輪的軸向二維磨損輪廓。對于車軸和車輪試樣，沿周向在18個截面分別獲得二維磨損輪廓，此后將這些測得的輪廓進行疊加平均，最終將均值定義為最終磨損曲線，如圖7所示。車軸和車輪的最大磨損深度幾乎一致，磨損深度在輪座邊緣處達到最大值，隨著評估位置向輪座內側移動逐漸減小。

2.2 微動疲勞

圖8（a）為車軸配合部位表面的微動疲勞裂紋，可見，裂紋出現在距輪座邊緣約0.5 mm位置，沿車軸周向分布。

據圖7可知，裂紋位于車軸磨損/未磨損邊界附近。

圖8（b）顯示微動疲勞裂紋初始角度與車軸徑向成29°。裂紋角度隨著裂紋的擴展逐漸減小，并逐漸與軸向垂直，這一現象與在現場微動疲勞失效車軸中觀察到的一致[8,10]。

圖6 采用CLSM測量配合面形貌的過程

圖7 輪軸微動磨損形貌

圖8 車軸微動疲勞裂紋

3 有限元仿真

3.1 有限元模型

根據圖1所示比例車軸試樣的形狀尺寸，采用ABAQUS軟件建立有限元模型，如圖9所示。為得到準確計算結果，模型建立時保證輪軸配合面的節點對應，并對輪座邊緣網格尺寸進行細化，模型的最小網格尺寸為0.02 mm，單元類型為八節點六面體單元（C3D8）。仿真采用接觸對的形式實現過盈配合，將車輪輪轂孔表面設置為主面，車軸輪座面設置為從面。接觸面間的摩擦行為遵循庫倫摩擦定律，摩擦系數取0.6[14]。仿真為了考慮磨損輪廓變化的影響，通過改變節點坐標的方式實現磨損輪廓的建模。有限元仿真采用線性隨動硬化模型來考慮輪座邊緣由接觸引起的塑性變形。EA4T車軸鋼和ER8車輪鋼的屈服應力分別為552 MPa和584 MPa，硬化模量分別為5.4 GPa和8.0 GPa。

基于圖2所示比例車軸的試驗條件對有限元模型施加邊界條件及載荷，具體邊界條件如圖9所示。有限元計算時，在分析步1中實現輪軸過盈配合，過盈量2＝0.065 mm。在分析步2中，在參考點沿軸施加集中力（F＝0）。在分析步3～5中，分別將兩個隨計算時間變化的力F()和F()施加到參考點。通過這種方式，在仿真時將旋轉彎曲載荷施加到車軸上。

3.2 仿真結果

3.2.1 von Mises應力

磨損與未磨損時，車軸受拉側的von Mises應力云圖如圖10所示。

可知，未磨損時車軸輪座邊緣由于邊緣效應出現應力集中，von Mises應力的最大值為436.3 MPa。當考慮微動磨損后，應力集中位置由車軸輪座邊緣轉移至微動區內部，von Mises應力的最大值為675.2 MPa。這說明試驗過程中，微動磨損導致的材料移除改變了車軸表面輪廓，使得車軸微動區的應力發生重分布，加劇了輪座配合面的應力集中。

圖9 比例車軸有限元模型

圖10 車軸微動區von Mises應力分布

3.2.2 裂紋萌生分析

研究表明，車軸微動區承受著以軸向應力和剪應力為主的多軸應力作用[6,9]，簡單的應力分析不適用于車軸微動疲勞分析。Pourheidar等[16]指出車軸的微動疲勞裂紋萌生主要由剪應力控制，為II型裂紋。因此，本文采用Fatemi和Socie[17]提出的F-S多軸疲勞準則對車軸微動區的裂紋萌生進行評估。F-S多軸疲勞準則認為，疲勞損傷由最大剪應變幅值Δ和最大法向應力σ,max共同確定，具體表達式為：

F-S參數計算時，將多軸疲勞準則同Sum等[18]提出的臨界平面法結合，具體在MATLAB中執行。計算過程簡述如下：首先，獲取有限元計算時配合面最表層單元中心的應力、應變信息；然后，采用三維轉換方程（Mohr圓）計算得到各單元所有備選平面（180×180個備選平面）上的剪應變，并計算各備選平面的剪應變幅，剪應變幅最大的平面為臨界平面；最后，獲取臨界平面上的最大法向應力σ,max，代入式（1）求解。

車軸輪座邊緣附近F-S多軸疲勞參數的分布如圖11所示。可以看出，對于未磨損的車軸，F-S參數的最大值出現在輪座邊緣，意味著微動疲勞裂紋最有可能在此處萌生。這與試驗結果不符。對于磨損的車軸，F-S參數的最大值轉移至距輪座邊緣約0.7 mm處（磨損/未磨損邊界位置）。可以看出，當考慮微動磨損時，F-S多軸疲勞參數最大值的位置（0.7 mm）與觀察到的裂紋萌生位置（0.5 mm）較為吻合。

由上述分析可知，微動磨損使得輪座邊緣材料被移除，緩解了輪座邊緣的應力集中。同時，微動磨損導致微動區內部磨損/未磨損邊界幾何不連續，應力集中位置轉移至微動區內部，應力集中加劇，促進了微動疲勞裂紋在微動區內部萌生。

圖11 車軸輪座邊緣附近F-S多軸疲勞參數分布

4 結論

本文對比例車軸試樣進行了微動疲勞試驗，觀察了車軸微動區的微動磨損和微動疲勞損傷，并測量了磨損輪廓。此后，基于實驗結果建立了有限元模型，仿真研究了微動磨損對鐵路車軸微動疲勞的影響。得到如下結論：

（1）車軸輪座邊緣存在微動區，損傷區微動磨損機理主要是磨粒磨損、剝層和氧化磨損。

（2）車軸微動疲勞裂紋萌生于距輪座邊緣0.5 mm的微動區內部，裂紋角度與車軸徑向成29°。隨著裂紋的擴展，裂紋角度逐漸減小。

（3）微動磨損使得輪座邊緣材料被移除，緩解了輪座邊緣的應力集中。同時，微動磨損導致微動區內部磨損/未磨損邊界幾何不連續，應力集中位置由輪座邊緣轉移至微動區內部，應力集中加劇，促進微動疲勞裂紋在內部萌生。

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Investigation on Fretting Wear and Fretting Fatigue of Interference Fitted Structure of Railway Axles

LIU Weiya，CHEN Yiping，LI Yabo，YANG Kai，SHI Yujie

(CRRC Qingdao Sifang Co., Ltd., Qingdao 266111, China )

In this paper, fretting fatigue tests were conducted on scaled railway axles. After the tests, the fretting wear and fretting fatigue of the fretted zone were observed, and the wear profiles of the wheel and axle were measured. The experimental data showed that the wear mechanisms of the fretted zone were mainly abrasive wear, oxidative wear, and delamination. The fretting fatigue cracks formed inside the fretted zone, and the initiation angle was 29°to the radial direction of the axle, and the angle gradually decreased as the cracks propagated. Then, the finite element models were established based on the measured wear profile, and the effect of fretting wear on the fretting fatigue of railway axles was investigated. The simulated results showed that the material near the wheel seat edge were removed owing to the fretting wear, which alleviated the stress concentration at the wheel seat edge. Meanwhile, the fretting wear resulted in a new stress concentration near the worn/unworn boundary in the fretted zone, which greatly promoted the fretting fatigue crack initiation.

railway axle；fretting wear；fretting fatigue；stress concentration

U279.4

A

10.3969/j.issn.1006-0316.2022.02.007

1006-0316 (2022) 02-0047-08

2021-05-14

劉為亞（1981－），男，山東青島人，碩士研究生，高級工程師，主要從事鐵路車輛試驗、仿真和設計研發工作，E-mail：liuweiya1981@163.com。