高原 司道林 王樹國(guó) 易強(qiáng) 徐井芒

1.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司 鐵道建筑研究所，北京 100081；2.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司高速鐵路軌道技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081；3.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，成都 610031

螺栓孔裂紋廣泛存在于鋼軌接頭、道岔等薄弱結(jié)構(gòu)中，輪軌動(dòng)態(tài)接觸行為是影響鋼軌螺栓孔從裂紋萌生發(fā)展至斷裂過程的主要因素。螺栓孔在一定程度上破壞了鋼軌內(nèi)部結(jié)構(gòu)的幾何連續(xù)性，在高頻沖擊以及周期性高強(qiáng)應(yīng)力作用下，鋼軌彎曲下沉所激發(fā)的內(nèi)部剪切力是引起螺栓孔棱邊裂紋萌生的誘因，已成形的微觀裂紋和宏觀裂紋受輪軌接觸應(yīng)力場(chǎng)影響繼續(xù)失穩(wěn)擴(kuò)展，大幅縮短了鋼軌服役壽命，最終導(dǎo)致鋼軌折斷［1］。近年來，我國(guó)因螺栓孔裂紋而發(fā)生斷裂的鋼軌數(shù)量上升趨勢(shì)顯著［2］。非接觸區(qū)鋼軌應(yīng)力受力較小，傳統(tǒng)強(qiáng)度設(shè)計(jì)理念不適用于鋼軌非接觸區(qū)的高頻振動(dòng)疲勞破壞，考慮非線性支撐和變截面鋼軌非接觸區(qū)傷損特性的研究近乎空白。因此，有必要研究輪軌耦合作用下鋼軌螺栓孔應(yīng)力分布規(guī)律及受力特性。

相關(guān)學(xué)者從試驗(yàn)和理論角度分析了螺栓孔裂紋萌生條件以及冷擴(kuò)張對(duì)螺栓孔裂紋的影響，介紹了延長(zhǎng)鋼軌螺栓孔使用壽命的方法。文獻(xiàn)［1］研究了多種類型鋼軌接頭處不同分布形式的螺栓孔受力狀態(tài)，結(jié)果表明夾板越薄的接頭處螺栓孔應(yīng)力越大。文獻(xiàn)［2］研究發(fā)現(xiàn)輻板棱邊裂紋位置的穩(wěn)態(tài)熱拉應(yīng)力和機(jī)械撥動(dòng)是輻板孔裂紋萌生與擴(kuò)展的主要荷載條件。文獻(xiàn)［3］基于鋼軌螺栓孔應(yīng)力分布特征和局部應(yīng)變規(guī)律，分析了冷擴(kuò)張對(duì)疲勞裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子分布的影響。文獻(xiàn)［4］通過無限大平板單孔模型的彈塑性理論計(jì)算，得出螺栓孔冷擴(kuò)張擴(kuò)孔率范圍。文獻(xiàn)［5］研究發(fā)現(xiàn)影響鋼軌螺栓孔裂紋的主要因素是輪軌高頻沖擊力和輪軌接觸應(yīng)力，并給出了減少鋼軌螺栓孔裂紋、防止斷軌的建議。文獻(xiàn)［6］利用有限元軟件進(jìn)行建模分析，發(fā)現(xiàn)鋼軌材料空洞大大縮短了鋼軌的使用壽命，正常鋼軌萌生壽命是含材料缺陷鋼軌的17～27 倍，且空洞處裂紋萌生位置為135°～ 150°。運(yùn)營(yíng)線路中常采用螺栓孔倒棱工藝，鋼軌螺栓孔進(jìn)行倒棱后，其質(zhì)量和光潔度有明顯提升。

既有研究忽略了車輪完整運(yùn)行周期下輪軌接觸耦合作用對(duì)螺栓孔棱邊應(yīng)力分布規(guī)律及受力特性的影響，且未考慮輪軌沖擊效應(yīng)下鋼軌非接觸區(qū)的傷損發(fā)展和分布情況。本文基于顯式積分算法，建立輪軌瞬態(tài)滾動(dòng)接觸分析模型，計(jì)算分析車輪動(dòng)載作用下螺栓孔棱邊應(yīng)力分布規(guī)律及受力特性，研究列車運(yùn)營(yíng)狀態(tài)、倒棱工藝、鋼軌擦傷激勵(lì)等不同工況激發(fā)的輪軌相互作用對(duì)螺栓孔棱邊應(yīng)力峰值及分布規(guī)律的影響，為鋼軌螺栓孔服役狀態(tài)健康管理提供理論支撐。

1 計(jì)算模型

1.1 輪軌相互作用模型

為研究軌面接觸斑處輪軌非穩(wěn)態(tài)作用對(duì)螺栓孔應(yīng)力分布規(guī)律及受力特性的影響，基于彈性點(diǎn)支承梁模型建立無縫線路帶螺栓孔的單股鋼軌有限元模型，如圖1所示。模型包含簧上質(zhì)量點(diǎn)、輪對(duì)、帶螺栓孔鋼軌、一系彈簧以及扣件系統(tǒng)。輪對(duì)和鋼軌采用實(shí)體單元離散，將構(gòu)架及以上結(jié)構(gòu)部件簡(jiǎn)化為質(zhì)量點(diǎn)并通過一系懸掛與車軸相連，模擬一系彈簧與扣件時(shí)僅考慮與動(dòng)態(tài)行為相關(guān)的支撐剛度及阻尼。

圖1 單股鋼軌有限元模型

為精確表征鋼軌螺栓孔的應(yīng)力分布規(guī)律及受力特性，網(wǎng)格劃分方式選用Lagrangian 描述，輪軌接觸帶及螺栓孔單元特征長(zhǎng)度最小尺寸取1.2 mm。

計(jì)算參數(shù)：車輪軸重7 t，螺栓孔孔徑30 mm，孔中心距軌頂88 mm，一系懸掛剛度0.88 MN/m，阻尼4 kN/（m/s）；模型有24 組扣件，單個(gè)扣件系統(tǒng)剛度22 MN/m，阻尼60 kN/（m/s），扣件間距0.6 m；為消除邊界效應(yīng)，鋼軌模型總長(zhǎng)取15 m。

模擬牽引制動(dòng)效果時(shí)，參考文獻(xiàn)［7］中施加牽引力的最佳方式：賦予車輪較小且不為0的初始力矩，隨后0.005 s 內(nèi)逐漸增加到所需牽引力矩，0.010 s 后維持所需牽引力矩不變。

典型的復(fù)雜計(jì)算過程主要包含兩個(gè)部分：隱式靜態(tài)計(jì)算和顯式動(dòng)態(tài)計(jì)算。首先將輪對(duì)置于鋼軌上并施加重力加速度場(chǎng)，獲取靜輪載作用下的輪軌系統(tǒng)所有節(jié)點(diǎn)的位移場(chǎng)（靜態(tài)隱式解）；將計(jì)算得到的位移場(chǎng)作為輪軌系統(tǒng)的初始狀態(tài)，將縱向平動(dòng)速度賦予車輪和車體，同時(shí)將滾動(dòng)速度賦予車輪作為初始條件，隨后顯式時(shí)間積分算法被用來求解輪對(duì)滾動(dòng)通過轉(zhuǎn)轍器時(shí)的瞬態(tài)滾動(dòng)接觸行為（動(dòng)態(tài)顯式解）。由于隱式和顯式計(jì)算過程中的積分方法和模型初始狀態(tài)不同，輪對(duì)從靜態(tài)過渡至滾動(dòng)狀態(tài)時(shí)會(huì)引入一個(gè)初始激擾。為避免該初始激擾對(duì)仿真計(jì)算結(jié)果的影響，需要利用靜態(tài)隱式解對(duì)模型進(jìn)行動(dòng)力松弛，并在求解區(qū)前引入一段動(dòng)力松弛區(qū)域（長(zhǎng)1.2 m），保證初始激擾的能量在車輪進(jìn)入求解區(qū)時(shí)被消耗掉。

1.2 鋼軌傷損模型

鋼軌擦傷是軌面受輪軌耦合接觸作用、運(yùn)輸組織模式及線路特征情況影響發(fā)生的金屬塑性變形及分離缺陷，在一定程度上破壞了鋼軌剛度及結(jié)構(gòu)上的連續(xù)性。該不連續(xù)作為輪軌間激振源引起輪軌系統(tǒng)不規(guī)則振動(dòng)，同時(shí)激發(fā)輪軌間高頻瞬態(tài)作用。結(jié)合瞬態(tài)模型在軌面模擬鋼軌擦傷，研究軌面擦傷條件下運(yùn)營(yíng)速度對(duì)螺栓孔棱邊應(yīng)力分布規(guī)律及受力特性的影響。擦傷相對(duì)螺栓孔的位置及有限元模型見圖2。其中：x、y、z分別為鋼軌橫向、垂向、縱向；A、B分別代表擦傷前后邊緣。

圖2 擦傷相對(duì)螺栓孔的位置及有限元模型

網(wǎng)格單元修改長(zhǎng)度為原單元尺寸的15%及以下時(shí)，對(duì)結(jié)果穩(wěn)定性求解無影響［7］。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)經(jīng)驗(yàn)，軌面擦傷長(zhǎng)度取60 mm，擦傷寬度取50 mm，對(duì)應(yīng)的最大深度取0.3 mm［8］。擦傷所激發(fā)的輪軌力包含輪軌低階振動(dòng)分量以及高頻沖擊的模態(tài)分量?；谛〔ㄗ儞Q多頻率分析方法，將豎向輪軌力信號(hào)在不同尺度空間上分解為趨勢(shì)項(xiàng)和細(xì)節(jié)項(xiàng)，逐層分解后所得的每層趨勢(shì)項(xiàng)為上一層趨勢(shì)項(xiàng)的相對(duì)低頻成分，每層細(xì)節(jié)項(xiàng)為上一層細(xì)節(jié)項(xiàng)的相對(duì)高頻部分。為求解鋼軌擦傷所激發(fā)的輪軌力具體頻段，選用高斯包絡(luò)下的Morlet 小波進(jìn)行時(shí)頻變換。Morlet小波基函數(shù)φ（t）定義為［9］

式中：C為重構(gòu)時(shí)的歸一化常數(shù)；t為時(shí)間。

一維輪軌力函數(shù)f（t）在小波基下進(jìn)行連續(xù)小波變換（Wavelet Transform，WT）的計(jì)算式為［9］

式中：a為伸縮因子，也稱尺度因子；τ為平移因子；φa，τ(t)為在尺度因子a和平移因子τ下的小波基函數(shù)；φˉ為φ的共軛函數(shù)。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

基于第四強(qiáng)度理論［10］判斷螺栓孔應(yīng)力分布特性及規(guī)律。根據(jù)第四強(qiáng)度定義，形狀改變比能Ud是材料屈服破壞的主要因素，表達(dá)式為

式中：μ為泊松比；E為彈性模量；σ1、σ2、σ3分別為第一、第二、第三主應(yīng)力。

強(qiáng)度條件為

式中：[σ]為容許應(yīng)力。

2.1 鋼軌無損狀態(tài)下螺栓孔棱邊應(yīng)力的分布特性

鋼軌軌面無傷損時(shí)，計(jì)算分析純滾動(dòng)狀態(tài)下未倒棱螺栓孔棱邊應(yīng)力分布特性。

車速v=150、300 km/h 時(shí)，輪軌接觸力及螺栓孔環(huán)向Mises 應(yīng)力見圖3。其中，θ為以螺栓孔孔心為圓心，以豎直向上方向?yàn)槠瘘c(diǎn)，沿順時(shí)針的旋轉(zhuǎn)角度。

圖3 不同運(yùn)營(yíng)速度下輪軌接觸力及螺栓孔環(huán)向Mises應(yīng)力

由圖3 可知：輪軌接觸點(diǎn)位于螺栓孔孔心正上方時(shí)，螺孔環(huán)向Mises 應(yīng)力幅與速度相關(guān)性較低，越高的速度激發(fā)的初始激擾下輪軌動(dòng)態(tài)效應(yīng)越劇烈，豎向輪軌力數(shù)值離散程度越強(qiáng)；輪軌接觸點(diǎn)位于螺栓孔孔心正上方時(shí)，不同速度下的輪軌力存在差異，由此引發(fā)的鋼軌垂向振動(dòng)及變形差異造成軌面剪應(yīng)力不同，這是影響螺栓孔棱邊應(yīng)力峰值的主要因素；輪軌耦合系統(tǒng)不存在激勵(lì)源時(shí)，輪軌穩(wěn)態(tài)接觸作用所激發(fā)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)離散程度極低，螺栓孔棱邊Mises 應(yīng)力峰值及分布規(guī)律無明顯變化。

選取v=300 km/h 工況，研究車輪荷載作用下螺栓孔棱邊應(yīng)力時(shí)變特性。每45°提取螺栓孔棱邊單元Mises 應(yīng)力時(shí)程曲線，見圖4?？芍涸谲囕唲?dòng)載的完整周期作用下，螺栓孔棱邊應(yīng)力分布規(guī)律與輪軌接觸點(diǎn)相對(duì)螺孔的位置密切相關(guān)。輪軌滾動(dòng)接觸點(diǎn)位于螺栓孔前時(shí)，Mises 應(yīng)力峰值大體發(fā)生在θ=135°及θ=315°方向；輪軌滾動(dòng)接觸點(diǎn)位于螺栓孔后時(shí)，Mises應(yīng)力峰值大體發(fā)生在θ=45°及θ=225°方向；輪軌滾動(dòng)接觸點(diǎn)位于螺栓孔正上方時(shí)，Mises 應(yīng)力峰值大體發(fā)生在θ=90°及θ=270°方向。由于有限元離散誤差，螺栓孔應(yīng)力峰值方位略有偏離，通過改變單元特征尺寸進(jìn)行多次試算，應(yīng)力峰值方位誤差控制在5°以內(nèi)。θ=0°方向棱邊應(yīng)力峰值相對(duì)較小，可以不予考慮。綜上可知，螺栓孔持續(xù)受輪軌動(dòng)態(tài)作用所激發(fā)的應(yīng)力場(chǎng)作用時(shí)，易造成累積局部傷損，螺栓孔斜邊往往成為疲勞破壞的高危區(qū)域。由于θ=45°、225°以及θ=135°、315°方向應(yīng)力峰值最大且發(fā)展規(guī)律大致相同，僅討論θ=45°、135°方向應(yīng)力分布規(guī)律。

圖4 螺栓孔棱邊單元Mises應(yīng)力時(shí)程曲線

2.2 鋼軌擦傷狀態(tài)下螺栓孔棱邊應(yīng)力分布特性

鋼軌軌面存在擦傷等激振源時(shí)，分析高頻沖擊下車速對(duì)螺栓孔應(yīng)力分布規(guī)律的影響。鋼軌擦傷狀態(tài)下最大豎向輪軌力時(shí)程曲線見圖5。

圖5 鋼軌擦傷狀態(tài)下最大豎向輪軌力時(shí)程曲線

由圖5 可知：鋼軌擦傷激發(fā)的豎向輪軌力最大值為178.42 kN，約為靜輪載的2.38倍，這是因?yàn)楦哳l輪軌作用加劇了螺栓孔棱邊應(yīng)力集中效應(yīng)；沖擊附加動(dòng)作用力最大值對(duì)應(yīng)擦傷后邊緣B 點(diǎn)，最小值對(duì)應(yīng)擦傷底部C點(diǎn)。

2.2.1 擦傷位置對(duì)螺栓孔受力的影響

保持v=300 km/h，改變沖擊位置，研究擦傷位置對(duì)螺栓孔受力的影響。輪軌力峰值對(duì)應(yīng)的輪軌接觸點(diǎn)分別位于θ=0°、90°、180°方向時(shí)，參照?qǐng)D3（b）可知，過螺栓孔孔心直線與棱邊相交處的單元Mises 應(yīng)力時(shí)變特性相同。擦傷與螺栓孔相對(duì)位置不同時(shí)，提取θ=45°、90°、135°方向Mises 應(yīng)力時(shí)程曲線，見圖6。螺栓孔位于1.25～ 1.28 m（0.0150 0～ 0.0153 6 s）。

圖6 不同擦傷位置下螺栓孔棱邊應(yīng)力時(shí)程曲線

由圖6 可知：擦傷位置是影響螺栓孔棱邊受力特性及應(yīng)力分布規(guī)律的關(guān)鍵因素。鋼軌擦傷位于螺栓孔前時(shí)，與無損狀態(tài)相比，θ=135°方向Mises 應(yīng)力峰值增大100%以上，其他方位應(yīng)力無明顯改變；鋼軌擦傷位于螺栓孔正上方時(shí)，θ=90°方向Mises 應(yīng)力出現(xiàn)峰值，且與無損狀態(tài)相比顯著增大，而其他方位應(yīng)力無明顯改變；鋼軌擦傷位于螺栓孔后時(shí)，θ=45°方向Mises 應(yīng)力出現(xiàn)峰值，且與無損狀態(tài)相比顯著增大，而其他方位應(yīng)力無明顯改變。鋼軌擦傷（輪軌力峰值激發(fā)點(diǎn)）相對(duì)螺栓孔位置對(duì)不同方位棱邊應(yīng)力影響程度的差異很大，因此對(duì)存在擦傷、焊接不平順、接頭等局部激振源的線路區(qū)間，可以通過判斷輪軌力峰值激發(fā)點(diǎn)與螺栓孔的相對(duì)位置來預(yù)測(cè)應(yīng)力分布規(guī)律。

2.2.2 車速對(duì)螺栓孔受力的影響

不同頻段輪軌沖擊振動(dòng)作用下呈現(xiàn)的應(yīng)力傳遞特性不同，頻段所在位置影響鋼軌應(yīng)力向下傳遞時(shí)的衰減速度，進(jìn)而可確定鋼軌損傷部位及破壞程度。為研究不同頻段振動(dòng)沖擊作用下棱邊應(yīng)力分布特性，基于小波變換，將圖5 中時(shí)域非平穩(wěn)輪軌沖擊力轉(zhuǎn)換為頻域結(jié)果，見圖7。小波變換中的小波系數(shù)Wfc表示輪軌力函數(shù)與小波基函數(shù)間的相關(guān)程度。

圖7 輪軌力時(shí)頻

由圖7可知：車輪以300、150 km/h通過螺栓孔時(shí)，鋼軌擦傷所激發(fā)的高頻輪軌力峰值成分頻段分別位于1 164、843 Hz。高頻輪軌沖擊在鋼軌慣性力作用下衰減速度較快，對(duì)軌道變形及軌道下部結(jié)構(gòu)的影響較弱。

為研究不同車速下鋼軌擦傷對(duì)軌腰螺栓孔應(yīng)力分布規(guī)律的影響，提取v=150、300 km/h 時(shí)θ=45°、135°方向Miese 應(yīng)力時(shí)程曲線，見圖8。結(jié)合圖4，可知：①以300 km/h 為例，θ=135°方向棱邊Mises 應(yīng)力時(shí)程曲線線形相對(duì)無傷損鋼軌變化趨勢(shì)不明顯，且應(yīng)力峰值無顯著變化；與無損狀態(tài)相比，θ=45°方向螺栓孔棱邊Mises 應(yīng)力峰值增幅高達(dá)100%?？梢姡菟字行恼戏酱嬖谳嗆墰_擊振動(dòng)作用時(shí)，θ=45°方向?yàn)橄鄬?duì)高危區(qū)域。②隨著車速提升，擦傷激發(fā)的輪軌作用力峰值和頻段、螺栓孔棱邊Mises 應(yīng)力峰值顯著增加。因?yàn)槁菟锥辔挥阡撥壗宇^、道岔等存在高頻振動(dòng)沖擊的特殊區(qū)段，沖擊附加動(dòng)作用力可達(dá)靜荷載的5～ 6 倍，螺栓孔棱邊Mises 應(yīng)力峰值在沖擊附加動(dòng)作用力影響下增幅明顯。為保護(hù)螺栓孔免遭損壞，這些特殊區(qū)段內(nèi)螺栓孔需要及時(shí)進(jìn)行養(yǎng)護(hù)維修。

圖8 高頻沖擊下螺栓孔應(yīng)力時(shí)程曲線

2.3 列車牽引及制動(dòng)狀態(tài)下螺栓孔棱邊應(yīng)力分布特性

實(shí)際運(yùn)營(yíng)線路中車輪相對(duì)軌面呈滾滑狀態(tài)，列車處于牽引、制動(dòng)狀態(tài)時(shí)激發(fā)不同的應(yīng)力場(chǎng)作用效果。牽引及制動(dòng)系數(shù)取0.3，探討極限牽引及制動(dòng)狀態(tài)下螺栓孔棱邊應(yīng)力分布規(guī)律，牽引力、制動(dòng)力沿鋼軌縱向（z軸正向）。列車牽引及制動(dòng)狀態(tài)下螺栓孔應(yīng)力時(shí)程曲線見圖9。

圖9 列車牽引及制動(dòng)狀態(tài)下Mises應(yīng)力時(shí)程曲線

由圖9 可知：①與無損狀態(tài)相比（參見圖4），列車牽引、制動(dòng)狀態(tài)下，螺栓孔應(yīng)力時(shí)變特性無明顯改變，輪軌相互作用位置位于區(qū)段0～ 0.42 m 時(shí)轉(zhuǎn)矩較小，列車牽引、制動(dòng)狀態(tài)下螺栓孔棱邊應(yīng)力差趨近于0；輪軌相互作用位置位于區(qū)段0.42～ 0.83 m 時(shí)，Mises 應(yīng)力差隨牽引力、制動(dòng)力增加而逐漸增大；②列車牽引、制動(dòng)狀態(tài)對(duì)螺栓孔不同方位棱邊應(yīng)力峰值、分布規(guī)律的影響程度不同。輪軌滾動(dòng)接觸位置位于螺栓孔孔心前，θ=135°方向Mises 應(yīng)力由于受列車制動(dòng)狀態(tài)的影響而顯著增加；輪軌滾動(dòng)接觸位置位于螺栓孔孔心后，θ=45°方向Mises 應(yīng)力受列車牽引狀態(tài)的影響而顯著增加。列車牽引狀態(tài)使得θ=45°、225°方向棱邊應(yīng)力集中效應(yīng)加劇，而列車制動(dòng)狀態(tài)使得θ=135°、315°方向棱邊應(yīng)力集中效應(yīng)加劇。

牽引、制動(dòng)及純滾動(dòng)工況下鋼軌軌面及橫截面Mises 應(yīng)力見圖10—圖12?？芍孩佘囕喸跔恳?、制動(dòng)力作用下處于滾滑狀態(tài)，鋼軌沿軌面縱向Mises 應(yīng)力的連續(xù)性在牽引力、制動(dòng)力作用下遭到破壞，接觸斑外逼近邊緣處軌面出現(xiàn)局部應(yīng)力突變區(qū)域，該區(qū)域內(nèi)應(yīng)力高于純滾動(dòng)狀態(tài)下的相同位置；制動(dòng)力作用下鋼軌軌面Mises 應(yīng)力分布規(guī)律與牽引工況相反。②鋼軌橫截面處Mises 應(yīng)力峰值位置受牽引力、制動(dòng)力作用逐漸逼近軌面，鋼軌軌面及橫截面Mises 應(yīng)力分布的改變加劇了螺栓孔特定棱邊應(yīng)力作用集中效應(yīng)。

圖10 牽引工況下鋼軌軌面及橫截面Mises應(yīng)力

圖11 制動(dòng)工況下鋼軌軌面及橫截面Mises應(yīng)力

圖12 純滾動(dòng)工況下鋼軌軌面及橫截面Mises應(yīng)力

3 結(jié)論

1）典型工況下，輪軌滾動(dòng)接觸點(diǎn)位置對(duì)螺栓孔應(yīng)力分布規(guī)律影響顯著，螺栓孔斜向棱邊存在應(yīng)力峰值且易持續(xù)承受應(yīng)力集中作用，進(jìn)而形成疲勞破壞的高危區(qū)域。

2）改變運(yùn)營(yíng)速度對(duì)無傷損鋼軌螺栓孔應(yīng)力峰值及分布規(guī)律影響較弱；當(dāng)線路存在激振源且激發(fā)的高頻輪軌響應(yīng)峰值和速度緊密相關(guān)時(shí)，隨著運(yùn)營(yíng)速度提升，擦傷所激發(fā)的輪軌附加動(dòng)作用力及螺栓孔斜向棱邊Mises 應(yīng)力峰值上升趨勢(shì)更為顯著。激振源處螺栓孔應(yīng)定期檢測(cè)并及時(shí)進(jìn)行養(yǎng)護(hù)維修。

3）列車牽引、制動(dòng)狀態(tài)對(duì)螺栓孔不同方位棱邊應(yīng)力峰值及分布規(guī)律的影響程度不同。列車牽引狀態(tài)對(duì)螺栓孔45°、225°方向應(yīng)力的影響更大，加大了其棱邊應(yīng)力作用強(qiáng)度；而列車制動(dòng)狀態(tài)對(duì)螺栓孔135°、315°方向應(yīng)力的影響更大，加大了其棱邊應(yīng)力作用強(qiáng)度。