劉永鋒，趙旭峰，栗 楊，溫澤峰，趙 鑫

(1.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；2.株洲中車時(shí)代電氣股份有限公司 軌道交通技術(shù)中心，湖南 株洲 412001)

和諧型大功率交流傳動(dòng)電力機(jī)車因具有功率大、速度快、運(yùn)載能力強(qiáng)和節(jié)能環(huán)保等一系列優(yōu)點(diǎn)而在我國(guó)大量服役，其在役數(shù)量已超過(guò)一萬(wàn)余臺(tái)[1]。然而，在諸如大坡度坡道和小半徑曲線等復(fù)雜線路運(yùn)營(yíng)時(shí)，和諧型大功率電力機(jī)車在踏面中部頻繁發(fā)生如圖1所示的滾動(dòng)接觸疲勞[2]。這些裂紋或僅在車輪踏面局部萌生(圖1(a))，或沿車輪一周連續(xù)分布(圖1(b))，但其萌生速率沿車輪一周并不均勻，這體現(xiàn)在鏇修后發(fā)現(xiàn)僅有個(gè)別裂紋擴(kuò)展較深(圖1(c))。極端情況下，個(gè)別裂紋擴(kuò)展深度可達(dá)14.5 mm[3-4]，即對(duì)應(yīng)輪徑鏇除量高達(dá)29 mm，這嚴(yán)重威脅機(jī)車的安全運(yùn)營(yíng)。特別是考慮到一個(gè)車輪因疲勞裂紋鏇修，其余健康車輪也因輪徑差而須進(jìn)行相應(yīng)的鏇修，這大幅縮短了輪對(duì)的使用壽命，極大增加了機(jī)車的運(yùn)維成本。

圖1 大功率電力機(jī)車車輪滾動(dòng)接觸疲勞

根據(jù)滾動(dòng)接觸疲勞裂紋萌生在車輪徑向位置的不同，文獻(xiàn)[5]將車輪滾動(dòng)接觸疲勞分為深層滾動(dòng)接觸疲勞(裂紋萌生在踏面下方10～25 mm)、次表面滾動(dòng)接觸疲勞(裂紋萌生在踏面以下3～10 mm)和表面滾動(dòng)接觸疲勞(裂紋萌生在踏面以下0～3 mm)，如圖2所示。相對(duì)表面滾動(dòng)接觸疲勞而言，次表面和深層滾動(dòng)接觸疲勞的危害更大，且更不易被發(fā)現(xiàn)。但隨著冶金工業(yè)水平的進(jìn)步，車輪材質(zhì)的力學(xué)性能和微觀組織得到了顯著改善和提升，使得這兩類滾動(dòng)接觸疲勞近年來(lái)的發(fā)生率已明顯降低[6]，而如圖1所示的表面滾動(dòng)接觸疲勞則更為常見(jiàn)。

圖2 車輪RCF沿徑向和周向分類(單位：mm)

文獻(xiàn)[7]根據(jù)表面滾動(dòng)接觸疲勞沿踏面橫向的分布位置不同，將其分為4類，如圖2所示，分別是名義滾動(dòng)圓外側(cè)的斜裂紋(RCF1)、輪緣根部的斜裂紋(RCF2)和踏面中部的橫裂紋(RCF3)以及縱向裂紋(RCF4)。對(duì)于機(jī)車，RCF3的危害最大[3-4,7]，裂紋與車軸呈0°～10°夾角，其誘因被總結(jié)為過(guò)大的輪軌縱向蠕滑力[7]，典型的RCF3如圖1所示。

車輪滾動(dòng)接觸疲勞的發(fā)展包括裂紋萌生和裂紋擴(kuò)展兩個(gè)階段。根據(jù)車輪表面材料受載時(shí)的應(yīng)力應(yīng)變特性，文獻(xiàn)[8]認(rèn)為材料始終處于塑性安定或棘輪效應(yīng)時(shí)，材料會(huì)因塑性和韌性耗盡而萌生裂紋。文獻(xiàn)[9]根據(jù)車輪受載時(shí)的應(yīng)力應(yīng)變曲線是否閉合，進(jìn)一步將材料的失效行為區(qū)分為低周疲勞失效(應(yīng)變曲線閉合)和棘輪失效(應(yīng)變曲線不閉合)，且這兩種失效模式是獨(dú)立和競(jìng)爭(zhēng)的。

影響機(jī)車車輪表面裂紋萌生的因素較多，如不合格的增黏砂能在踏面引起麻坑損傷[10]，初始麻坑損傷可能發(fā)展成深裂紋[3]。機(jī)車同一輪對(duì)左右車輪過(guò)大的輪徑差可加劇車輪的蠕滑，從而引起嚴(yán)重的RCF3[11]。踏面凹磨因在磨耗突變區(qū)減少了輪軌接觸面積而導(dǎo)致接觸應(yīng)力增大，由此導(dǎo)致裂紋萌生[12]。國(guó)內(nèi)機(jī)車的運(yùn)維經(jīng)驗(yàn)表明，JM3廓形的抗疲勞性能優(yōu)于JM和JM2廓形[13]。

車輪表面較大的磨耗速率可將萌生的裂紋及時(shí)磨掉；但當(dāng)?shù)宛ざ攘黧w進(jìn)入裂紋時(shí)，可加劇裂紋的擴(kuò)展速率[14-15]。相比裂紋擴(kuò)展，裂紋的萌生里程更長(zhǎng)[16]。因此，本文僅從裂紋萌生的角度開(kāi)展分析。

滾動(dòng)接觸疲勞的數(shù)值研究通常借助于多體動(dòng)力學(xué)[3-4]和有限元法[17-19]實(shí)現(xiàn)。有限元法能建立二維模型[17]或單個(gè)車輪[18]或單個(gè)輪對(duì)[19]的三維模型，其計(jì)算效率低，但可突破幾何尺寸的限制。多體動(dòng)力學(xué)能考慮整個(gè)列車的編組，如列車懸掛參數(shù)和線路參數(shù)等，且計(jì)算效率高，但輪軌接觸求解存在諸多假設(shè)，且無(wú)法考慮裂紋的尺寸效應(yīng)。因此，有限元更適合微觀的機(jī)理研究。本文基于多體動(dòng)力學(xué)仿真軟件Simpack建立機(jī)車的多剛體動(dòng)力學(xué)模型，結(jié)合滾動(dòng)接觸疲勞預(yù)測(cè)模型，從宏觀的視角分析局部軌面低黏著(摩擦系數(shù)小于黏著需求)對(duì)車輪損傷的影響。

1 機(jī)車車輪滾動(dòng)接觸疲勞預(yù)測(cè)模型

1.1 多體動(dòng)力學(xué)模型

作者在文獻(xiàn)[3]中已建立了客運(yùn)機(jī)車的多體動(dòng)力學(xué)模型，其數(shù)值仿真結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了模型的可靠性。該動(dòng)力學(xué)模型由1節(jié)Co-Co軸式的機(jī)車牽引18節(jié)客車組成，機(jī)車軸重23 t，最高速度為120 km/h，機(jī)車的剛體模型包括1個(gè)車體、2個(gè)構(gòu)架、6個(gè)電機(jī)、6個(gè)輪對(duì)和2個(gè)牽引桿；18節(jié)客車被簡(jiǎn)化為力元施加在機(jī)車車鉤位置處，其總質(zhì)量為1 008 t。模型考慮了機(jī)車和客車的基本阻力、曲線阻力和坡度阻力。

1.2 切向接觸求解模型

由于RCF3位于踏面中部，其接觸位置處的輪軌幾何符合Hertz理論的假設(shè)，因此，法向求解采用Hertz接觸理論。在機(jī)車車輪滾動(dòng)接觸疲勞預(yù)測(cè)中，輪軌切向接觸求解多采用簡(jiǎn)化理論[11,20]和Polach模型[3-4,21]。

在文獻(xiàn)[20]中，假設(shè)接觸斑內(nèi)每個(gè)質(zhì)點(diǎn)的摩擦系數(shù)相同，但這與測(cè)試結(jié)果不符。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)輪軌相對(duì)滑動(dòng)速度增大時(shí)輪軌摩擦系數(shù)會(huì)減小，即在較大的蠕滑率下輪軌之間的黏著能力會(huì)下降，而不是維持在庫(kù)倫摩擦極限，如圖3所示。

圖3 干態(tài)和濕態(tài)軌面下典型的蠕滑力-蠕滑率曲線

為了考慮輪軌之間大蠕滑對(duì)輪軌表面摩擦系數(shù)的影響，文獻(xiàn)[21]引入了與蠕滑率相關(guān)的摩擦系數(shù)

μ=μ0[(1-λ)e-Bω+A]

( 1 )

式中：μ為摩擦系數(shù)；μ0為最大摩擦系數(shù)；B為摩擦系數(shù)指數(shù)衰減系數(shù)；ω為輪軌之間的相對(duì)滑動(dòng)速度；A為滑動(dòng)速度為無(wú)窮大時(shí)對(duì)應(yīng)的極限摩擦系數(shù)與最大摩擦系數(shù)之比。

文獻(xiàn)[21]給出了軌面干態(tài)和濕態(tài)下的典型輸入?yún)?shù)，見(jiàn)表1。

表1 Polach在干態(tài)和濕態(tài)下的典型輸入?yún)?shù)

為了對(duì)比簡(jiǎn)化理論和Polach模型在考慮機(jī)車牽引/制動(dòng)時(shí)的差異，以文獻(xiàn)[3]中建立的機(jī)車多體動(dòng)力學(xué)模型為例，對(duì)比其沿直線下坡軌道勻速運(yùn)行時(shí)的輪軌縱向蠕滑率。設(shè)置坡度i=-12‰、-24‰時(shí)(負(fù)號(hào)表示下坡)，對(duì)應(yīng)的機(jī)車速度分別為90、50 km/h，僅采用機(jī)車的電制力制動(dòng)，軌道不平順采用美國(guó)五級(jí)譜。考慮到施加的電制扭矩相同，兩種切向求解模型下車輪的縱向蠕滑力基本一致，因此，僅給出了縱向蠕滑率的對(duì)比結(jié)果，如圖4所示。

圖4 簡(jiǎn)化理論和Polach模型計(jì)算的縱向蠕滑率對(duì)比

由圖4可知，軌面干態(tài)下，當(dāng)坡度i=-12‰時(shí)，兩個(gè)算法求得的縱向蠕滑率基本一致；當(dāng)坡度i=-24‰時(shí)，Polach模型下的縱向蠕滑率明顯更大，其增幅大約為60%。軌面濕態(tài)下，兩個(gè)算法的差異更為明顯，與簡(jiǎn)化理論相比，Polach模型下的縱向蠕滑率更大，如i=-24‰時(shí)，其縱向蠕滑率相比簡(jiǎn)化理論約增大4倍。這是因?yàn)殡S著電制力增大，輪軌界面需要大的蠕滑率提供更高的黏著，顯然，簡(jiǎn)化理論未考慮這一點(diǎn)。

根據(jù)文獻(xiàn)[22-23]可知，蠕滑率對(duì)輪軌滾動(dòng)接觸疲勞具有明顯的影響，特別是當(dāng)蠕滑率大于0.3%時(shí)，車輪的壽命會(huì)明顯降低。在文獻(xiàn)[24-25]中，將蠕滑率作為輪軌表面是否萌生裂紋的關(guān)鍵閾值，換言之，蠕滑率對(duì)車輪表面裂紋萌生的影響不可忽略。因此，采用能考慮大蠕滑的Polach理論模型更為精確。

1.3 車輪滾動(dòng)接觸疲勞預(yù)測(cè)模型

兩個(gè)適用于多體動(dòng)力學(xué)的滾動(dòng)接觸疲勞預(yù)測(cè)模型分別是安定圖[8]和損傷函數(shù)[26]。安定圖基于全滑假設(shè)，無(wú)法考慮蠕滑率的影響，這與RCF3發(fā)生在踏面中部使其接觸斑內(nèi)通常發(fā)生的是局部滑移這一現(xiàn)象不符。因此，本文采用能考慮蠕滑率的損傷函數(shù)模型預(yù)測(cè)車輪的滾動(dòng)接觸疲勞，如圖5所示。圖5中橫坐標(biāo)表示磨耗數(shù)，其計(jì)算式為

Tγ=Fxγx+Fyγy

( 2 )

式中：Fx、Fy分別為車輪的縱向、橫向蠕滑力；γx、γy分別為車輪的縱向、橫向蠕滑率。

基于接觸斑內(nèi)的磨耗數(shù)以及4個(gè)關(guān)鍵參數(shù)見(jiàn)表2，計(jì)算車輪的總損傷，并通過(guò)磨耗與滾動(dòng)接觸疲勞損傷值的代數(shù)疊加考慮滾動(dòng)接觸疲勞與磨耗之間的競(jìng)爭(zhēng)，并判斷車輪踏面損傷是以磨耗為主還是以滾動(dòng)接觸疲勞為主。

圖5 損傷函數(shù)

表2 損傷函數(shù)關(guān)鍵參數(shù)

損傷函數(shù)考慮了輪軌界面低黏度流體對(duì)裂紋萌生速率的影響。當(dāng)縱向蠕滑力與速度方向相反時(shí)，接觸斑內(nèi)的裂紋被拉開(kāi)，低黏度流體進(jìn)入裂紋中促使裂紋生長(zhǎng)；縱向蠕滑力方向與速度方向相同時(shí)，接觸斑內(nèi)的裂紋閉合，流體無(wú)法加速裂紋的生長(zhǎng)。因此，本文僅分析機(jī)車電制下的工況。需要說(shuō)明的是，車輪磨耗計(jì)算僅與磨耗數(shù)的大小有關(guān)，而與縱向蠕滑力的方向無(wú)關(guān)。

2 數(shù)值結(jié)果

在文獻(xiàn)[3-4]中，設(shè)定的仿真工況均假定輪軌界面之間的最大摩擦系數(shù)始終保持不變。然而，真實(shí)運(yùn)營(yíng)環(huán)境中，鋼軌表面不可避免地存在油污、雨水、霜雪和樹(shù)葉等局部污染，從而在軌面產(chǎn)生局部低黏著。參考文獻(xiàn)[27]設(shè)置軌面的局部低黏著如圖6所示，低黏著區(qū)的輪軌摩擦系數(shù)分別設(shè)置為0.06、0.18，低黏著區(qū)的兩端均設(shè)置0.5 m長(zhǎng)的過(guò)渡區(qū)，過(guò)渡區(qū)外的軌面摩擦系數(shù)均設(shè)置為0.3，即對(duì)應(yīng)表1中的濕態(tài)工況。

圖6 鋼軌表面局部低黏著設(shè)置

本文僅分析蠕滑控制系統(tǒng)不介入的局部低黏著區(qū)，這是因?yàn)椋?/p>

(1)這類短低黏著區(qū)在運(yùn)營(yíng)中更為常見(jiàn)。

(2)根據(jù)文獻(xiàn)[25-26]可知，當(dāng)輪軌表面的蠕滑率大于0.01時(shí)，車輪的損傷由磨耗主導(dǎo)，而機(jī)車蠕滑控制的蠕滑率閾值遠(yuǎn)大于0.01[28]，即蠕滑控制系統(tǒng)介入前車輪的疲勞損傷可能更為嚴(yán)重。

2.1 僅單側(cè)軌面有低黏著2.1.1 曲線軌道

根據(jù)文獻(xiàn)[3-4]可知，機(jī)車以1軸導(dǎo)向通過(guò)如圖7所示的右曲線時(shí)，僅圖7中3軸和6軸車輪的接觸點(diǎn)位于名義滾動(dòng)圓區(qū)域。由于前后轉(zhuǎn)向架對(duì)應(yīng)車輪的損傷基本一致，因此，僅展示3軸車輪的損傷結(jié)果。以半徑為600 m的右曲線下坡軌道(i=-14‰)為例，機(jī)車速度為70 km/h，電制力為112 kN，超高設(shè)置為95 mm。

圖7 機(jī)車通過(guò)右曲線示意

(1)僅低軌側(cè)軌面有低黏著

僅當(dāng)曲線低軌側(cè)軌面存在低黏著區(qū)時(shí)，3L和3R車輪的損傷結(jié)果如圖8所示。圖8中，橫坐標(biāo)表示車輪沿軌道縱向的滾動(dòng)距離，縱坐標(biāo)表示車輪的損傷峰值，即根據(jù)損傷函數(shù)計(jì)算出接觸斑內(nèi)的總損傷，按照半橢圓進(jìn)行離散后求得接觸斑內(nèi)的最大損傷，其正值和負(fù)值分別表示滾動(dòng)接觸疲勞和磨耗。當(dāng)同一位置的損傷峰值累積為1時(shí)，車輪接觸斑內(nèi)可萌生長(zhǎng)度不小于10 mm的裂紋[26]。

圖8 曲線段低軌側(cè)存在低黏著區(qū)時(shí)的車輪損傷

由圖8可見(jiàn)，3R車輪無(wú)損傷發(fā)生，而3L車輪的損傷由滾動(dòng)接觸疲勞主導(dǎo)，且摩擦系數(shù)越低，裂紋的萌生速率越大。以μ0=0.06為例，圖9給出了通過(guò)低黏著時(shí)輪軌縱向蠕滑力的變化?？梢?jiàn)，車輪的縱向蠕滑力由曲線和電制力兩部分疊加組成，當(dāng)μ0=0.3時(shí)，電制力在兩車輪上引起的縱向蠕滑力均為-9 kN，而曲線在3L和3R車輪上引起的縱向蠕滑力分別為-6 kN和6 kN；疊加后3L車輪的縱向蠕滑力為-15 kN，即使得3L車輪的損傷由滾動(dòng)接觸疲勞主導(dǎo)，而3R車輪的縱向蠕滑力為-3 kN，使得其接觸斑內(nèi)的磨耗數(shù)過(guò)小而無(wú)損傷發(fā)生。

圖9 低軌側(cè)存在μ0=0.06的低黏著區(qū)時(shí)車輪的蠕滑力變化

當(dāng)機(jī)車通過(guò)μ0=0.06的低黏著區(qū)時(shí)，由于低軌側(cè)3R車輪的縱向蠕滑力幅值僅為3 kN，其對(duì)黏著的需求很小，因此，其縱向蠕滑力僅從3 kN降為2 kN?？紤]到縱向蠕滑力對(duì)輪對(duì)的扭矩須與機(jī)車電機(jī)的輸出扭矩保持平衡，因此，3R車輪縱向蠕滑力的減小必然導(dǎo)致3L車輪縱向蠕滑力的增加，即3L車輪的縱向蠕滑力由15 kN增加至16 kN，繼而導(dǎo)致3L車輪的裂紋萌生速率增大。換言之，曲線段低軌側(cè)存在低黏著區(qū)時(shí)，僅增大高軌側(cè)車輪的裂紋萌生速率，且其隨軌面摩擦系數(shù)的降低而增大。

(2)僅高軌側(cè)軌面有低黏著

僅在曲線段高軌側(cè)軌面設(shè)置局部低黏著區(qū)，其余仿真條件不變，3L和3R車輪的損傷結(jié)果如圖10所示。可見(jiàn)，當(dāng)車輪由濕態(tài)軌面駛?cè)氲宛ぶ鴧^(qū)軌面時(shí)，3L車輪的裂紋萌生速率降低。當(dāng)μ0=0.18時(shí)，3R車輪無(wú)損傷發(fā)生；當(dāng)μ0=0.06時(shí)，3R車輪由無(wú)損傷演變至裂紋萌生且萌生速率急劇增大。相應(yīng)的輪軌縱向蠕滑力變化如圖11所示，即當(dāng)3L車輪進(jìn)入μ0=0.06的低黏著區(qū)后，低軌側(cè)3R車輪的縱向蠕滑力由3 kN增大至13 kN，導(dǎo)致3R車輪萌生RCF3。當(dāng)軌面黏著恢復(fù)后，3L車輪的裂紋萌生速率增大，而3R車輪的裂紋萌生速率降低。

圖10 曲線段高軌側(cè)存在低黏著區(qū)時(shí)的車輪損傷

圖11 高軌側(cè)有μ0=0.06的低黏著區(qū)時(shí)車輪的蠕滑力變化

需要指出，μ0=0.18時(shí)，其3L車輪的裂紋萌生速率降低并未導(dǎo)致3R車輪的裂紋萌生速率增大，其原因是3L車輪的縱向蠕滑力的降幅較小。

2.1.2 直線軌道

當(dāng)機(jī)車牽引18節(jié)客車在14‰直線下坡軌道運(yùn)行時(shí)，設(shè)置速度為80 km/h，電制力為162 kN，參考圖6，僅在左側(cè)軌面設(shè)置局部低黏著區(qū)。直線軌道時(shí)各個(gè)車輪的接觸點(diǎn)均位于名義滾動(dòng)圓區(qū)域，其損傷也基本一致。因此，以導(dǎo)向輪對(duì)車輪1L和1R為例進(jìn)行結(jié)果展示。當(dāng)μ0=0.18、0.06時(shí)，1L和1R車輪的損傷如圖12所示。

圖12 左側(cè)軌面有μ0=0.18、0.06的低黏著區(qū)時(shí)導(dǎo)向車輪的損傷

由圖12(a)可見(jiàn)，當(dāng)進(jìn)入低黏著區(qū)后，1L車輪的裂紋萌生速率增大，但1R車輪的增幅更大。這表明，單側(cè)軌面的局部低黏著區(qū)可導(dǎo)致兩側(cè)車輪的裂紋萌生速率增大，且非低黏著側(cè)的車輪更嚴(yán)重。由圖12(b)可見(jiàn)，當(dāng)軌面摩擦系數(shù)進(jìn)一步降低至0.06時(shí)，1R車輪的裂紋萌生速率達(dá)到最大后迅速降低，直至磨耗主導(dǎo)，這是磨耗與疲勞競(jìng)爭(zhēng)的結(jié)果。

圖13給出了μ0=0.06時(shí)車輪的縱向蠕滑率和縱向蠕滑力的演變。由圖13可見(jiàn)，在低黏著區(qū)時(shí)，左右兩側(cè)車輪的縱向蠕滑率均增大，且其幅值基本一致。這是因?yàn)樽笥臆囕喌慕撬俣认嗤移浣佑|點(diǎn)均位于名義滾動(dòng)圓區(qū)域。在低黏著區(qū)內(nèi)，1L車輪的縱向蠕滑力降低，而1R車輪相應(yīng)的增加，這解釋了圖12車輪損傷結(jié)果。

圖13 左軌面有μ0=0.06的低黏著區(qū)時(shí)車輪的縱向蠕滑率、蠕滑力

2.2 雙側(cè)軌面有低黏著

考慮設(shè)置雙側(cè)軌面均存在摩擦系數(shù)相等的低黏著區(qū)，不改變2.1.2節(jié)的其余仿真條件，以1L車輪為例，其損傷結(jié)果如圖14所示。由圖14可見(jiàn)，低黏著區(qū)內(nèi)車輪的損傷峰值達(dá)到最大值后隨低黏著區(qū)長(zhǎng)度的增加而降低，車輪的損傷最終由磨耗主導(dǎo)。這是因?yàn)殡p側(cè)軌面低黏著區(qū)內(nèi)的摩擦系數(shù)降低會(huì)導(dǎo)致左右兩側(cè)車輪縱向蠕滑力同時(shí)減少，破壞了縱向蠕滑力與電機(jī)扭矩之間的平衡關(guān)系，導(dǎo)致輪對(duì)角速度降低而引起縱向蠕滑率增大。當(dāng)縱向蠕滑率大于蠕滑特性曲線飽和黏著點(diǎn)對(duì)應(yīng)的蠕滑率之后，蠕滑率的增大引起輪軌接觸內(nèi)的黏滑振動(dòng)，反而進(jìn)一步降低了輪軌界面的摩擦系數(shù)(見(jiàn)圖3)，而摩擦系數(shù)的降低會(huì)進(jìn)一步導(dǎo)致縱向蠕滑率增大，如此在縱向蠕滑率和輪軌摩擦系數(shù)之間產(chǎn)生一個(gè)相互反饋的惡性循環(huán)，直至車輪的蠕滑控制系統(tǒng)介入或軌面黏著條件改善。因此，當(dāng)車輪的裂紋萌生速率達(dá)到最大后，會(huì)迅速在磨耗的競(jìng)爭(zhēng)下下降。

圖14 直線軌道雙側(cè)軌面均有低黏著時(shí)車輪損傷

當(dāng)機(jī)車車輪滾動(dòng)圓處的直徑為1.15～1.25 m時(shí)，車輪的周長(zhǎng)約為3.611～3.925 m，當(dāng)車輪在小于其周長(zhǎng)的低黏著區(qū)運(yùn)行時(shí)，會(huì)沿車輪周向萌生局部滾動(dòng)接觸疲勞或滾動(dòng)接觸疲勞裂紋的萌生速率沿車輪一周分布不均，即軌面局部低黏著區(qū)可引起圖1所示的車輪局部滾動(dòng)接觸疲勞。需指出，滾動(dòng)接觸疲勞是一個(gè)長(zhǎng)期損傷積累的過(guò)程，本文僅仿真了低黏著區(qū)段車輪滾動(dòng)一小段距離內(nèi)損傷峰值隨距離的變化，但實(shí)際中每次低黏著發(fā)生時(shí)車輪的起始位置是隨機(jī)的。這種隨機(jī)性通過(guò)長(zhǎng)期積累可能某種程度上會(huì)抵消仿真研究中存在的沿車輪一周的萌生速率的不均勻性。

3 結(jié)論

本文建立大功率電力機(jī)車多剛體動(dòng)力學(xué)模型，結(jié)合損傷函數(shù)，探究軌面局部低黏著對(duì)車輪名義滾動(dòng)圓附近發(fā)生的第三類滾動(dòng)接觸疲勞的影響，得出如下結(jié)論：

(1)機(jī)車在直線下坡電制運(yùn)行且單側(cè)軌面存在低黏著區(qū)時(shí)，低黏著區(qū)內(nèi)兩側(cè)車輪的裂紋萌生速率均迅速增大，但非低黏著區(qū)側(cè)車輪的裂紋萌生速率增幅更大。

(2)機(jī)車在曲線下坡電制運(yùn)行時(shí)，僅當(dāng)?shù)蛙壌嬖诘宛ぶ鴧^(qū)時(shí)，高軌車輪的裂紋萌生速率增大，僅高軌存在低黏著區(qū)時(shí)，高軌車輪的裂紋萌生速率降低，而低軌車輪的裂紋萌生速率增大。

(3)當(dāng)機(jī)車在雙側(cè)軌面均存在低黏著區(qū)的直線下坡運(yùn)行時(shí)，由于磨耗的競(jìng)爭(zhēng)，裂紋的萌生速率隨低黏著區(qū)長(zhǎng)度的增加而先增大后減小。