Schwing- und Betriebsfestigkeitsuntersuchungen an ... · Forschungsbericht 283 Berlin 2009 Schwing- und Betriebsfestig-keitsuntersuchungen an Eisenbahnschienen UIC 60 unter Wechselbiegung

Forschungsbericht 283

Berlin 2009

Schwing- und Betriebsfestig-keitsuntersuchungen an Eisenbahnschienen UIC 60 unter Wechselbiegung

Dr.-Ing. Dieter Schöne

Dr.-Ing. Claus-Peter Bork

Impressum

Forschungsbericht 283:

Schwing- und Betriebsfestigkeitsuntersuchungen an Eisenbahnschienen UIC 60 unter Wechselbiegung

2009

Herausgeber:

BAM Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung

Unter den Eichen 87

12205 Berlin

Telefon: +49 30 8104-0

Telefax: +49 30 8112029

E-Mail: [email protected]

Internet: www.bam.de

Copyright © 2009 by

BAM Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung

Layout: BAM-Arbeitsgruppe Z.64

ISSN 0938-5533

ISBN 978-3-9812354-0-1

An dem Projekt waren folgende Mitarbeiter der BAM beteiligt (in alphabetischer Reihenfolge):

Abbasi, B. Konstruktion Biegeprüfstand

Achelpöhler-Schulte, A. Aufbereitung Lastdaten, Lastkollektivgenerierung, Datenaufnahme, Auswertung

Behrendt, B. Ultraschallmessung

Dr.-Ing. Bettge, D. REM, Metallografi e

Dr.-Ing. Bork, C.-P. Projekt- und Arbeitsgruppenleiter

Dr.-Ing. Brekow, G. Ultraschallmessung

Buchheim, M. Metallografi e

Eberle, A. FE-Analyse, Betreuung Diplomarbeit Nickol

Galka, J. Ultraschallmessung

Hackbarth, A. Rissfortschrittsversuche und Auswertung an SE(B)-Proben, Fotos

Dr.-Ing. Klingbeil, D. Fachgruppenleiter

Köhler, F. Schienenprobenvorbereitung, Versuchsdurchführung (Schiene)

Nickol, N. Aufbereitung Lastdaten, FE-Analyse

Dr.-Ing. Schöne, D. Berichterstattung, Versuchsdurchführung (Schiene), Auswertung

Schwertfeger, Th. Aufbau Biegeprüfstand, Probenvorbereitung

Kontakt: [email protected]

Inhaltsverzeichnis

1 Anlass und Einordnung der Arbeiten 5

2 Literatur und Aufgabenstellung 5

2.1 Literatur 5

2.2 Aufgabenstellung 6

3 Proben 6

3.1 Schienenabschnitte – Anlieferungszustand 6

3.2 Werkstoff 8

3.3 Schienenabschnitte – Kerbpräparation 8

3.4 Schienenabschnitte – Instrumentierung und Rissfortschrittsmessung 9

3.5 SE(B)-Proben 10

4 Prüfeinrichtungen 12

4.1 Schienenprüfstand 12

4.2 SE(B)-Biegeeinrichtung 14

5 Rissfortschrittsversuche SE(B) – Ergebnisse und Diskussion 15

6 Ableitung der Prüfkräfte für den Schienenprüfstand 17

6.1 Ausgangsdaten zur Schienenbelastung 17

6.2 Berechnung der Schienenbeanspruchung durch Biegung 17

6.3 Bestimmung der Last-Zeit-Funktion 18

6.4 Charakteristik des Lastkollektivs 19

6.5 Übertragung der Beanspruchung auf den Prüfstand 20

7 Versuche Schienenabschnitte — Ergebnisse 21

7.1 Übersicht 21

7.2 Einstufenversuche 21

7.3 Betriebsfestigkeitsversuch 22

7.4 Bruchfl ächen 22

7.5 Rissfortschrittsmessungen 24

7.6 Gegenüberstellung Rissfortschritt SE(B)-Proben und Schienenabschnitte 28

8 Diskussion und Schlussfolgerungen 29

9 Zusammenfassung 29

10 Literatur 30

11 Verwendung der Fördermittel (Überblick) 32

12 Veröffentlichung der Ergebnisse 32

Anlage 33

5


Die BAM Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung

Berlin beteiligte sich in der Zeit vom 1. Juli 2004 bis

30. Juni 2007 am DEUFRAKO-Verbundprojekt NOVUM

„Neue Methoden für die quantitative Vorhersage der Leis-

tungsfähigkeit des Eisenbahnfahrelements Schiene bei

Zunahme der betrieblichen Beanspruchungen“ [1] mit

Schwingfestigkeitsversuchen an Schienenabschnitten des

Profi ls 60 E1 (260). Das Verbundprojekt hatte zum Ziel, die

Leistungsfähigkeit der Eisenbahnschiene als eine Kompo-

nente des Transportmittels Eisenbahn zu erhöhen. Dies sollte

durch eine verbesserte Vorhersage der Schädigungsentwick-

lung im Bauteil erfolgen.

Moderne Schienen besitzen einen so hohen Verschleiß-

widerstand, dass der Initiierung von Defekten im Kopfbereich

der Schiene als Ausgangspunkt für eine zum Bauteilversagen

führende Entwicklung eine entscheidende Bedeutung

zukommt. Das Entfernen der Fehlstellen im Anfangsstadium

durch Schienenschleifen verzögert diese Entwicklung, ist

aber kostenintensiv und verringert das tragende Profi l. Des-

halb kommt es darauf an, in Abwägung zwischen dem

1 Anlass und Einordnung der Arbeiten

Sicherheits- und dem Kostenaspekt, den optimalen Zeitpunkt

für das Schleifen zu bestimmen. Aus diesem Grund bilden

die Kenntnis der Gesetzmäßigkeiten der Schädigungsent-

wicklung und ihre Modellierung die Grundlage für eine

moderne Instandhaltungsstrategie.

Die Forschungsstelle BAM führte Untersuchungen zur Aus-

breitung von Querrissen im Bauteil Schiene durch. Die

Untersuchungen waren mit den Teilaufgaben 4.2a „Synthese

des Prüfkollektivs“ und 4.2b „Validierung Risswachstum“ Teil

der Validierungsversuche für die rechnergestützte Modellie-

rung und Simulation in den Teilaufgaben 4.3a „Modellanpas-

sung“ durch die Forschungsstelle LMS - École Polytechnique

Palaiseau Cedex und 4.3b „Prognose des Risswachstums“

durch die Forschungsstelle GKSS Geesthacht. Zur Unter-

stützung der Forschungsstelle GKSS wurden für die Teilauf-

gabe 4.3b Rissfortschrittsversuche an Werkstoffproben des

verwendeten Schienenstahls S 900 A durchgeführt. Der

Transfer der Forschungsergebnisse erfolgte in regelmäßigen

Besprechungen und Zwischenberichten bzw. in direktem

Austausch entsprechend des Versuchsfortschritts.

2.1 LiteraturDie Schädigungsentwicklung in der Schiene unter der Ein-

wirkung eines rollenden Rades ist ein komplexer Vorgang,

der in der Literatur als Rollkontaktermüdung (Rolling Contact

Fatigue – RCF) beschrieben wird. Eine umfassende Übersicht

über die Literatur und den Stand von Wissenschaft und

Technik gibt Böhmer [2].

Die Betriebsbelastung der Schiene ergibt sich als Überlage-

rung aus den dynamischen Radaufstandskräften, den ther-

misch induzierten Spannungen und den Eigenspannungen

der Schiene. Die Belastung beim Überrollen allein durch

wechselnde Biegung führt bei einer idealen Schiene nicht

zum Ermüdungsanriss, schon gar nicht im Kopf. Der klassi-

sche Ermüdungsbruch als Schienenfehler hat seinen Aus-

gang vom Schienenfuß her. Nach den Darstellungen in [3]

wird die Schiene 60E1 (260) unter typischen europäischen

Belastungsbildern von Mischverkehrsstrecken als „dauerfest“

ausgelegt bezeichnet.

Die Schädigungsentwicklung lässt sich, für die Belange der

folgenden Untersuchungen, in vereinfachter Weise in zwei

Phasen gliedern:

• Phase 1 - Initiierung eines (oder mehrerer) ausbreitungs-

fähigen Risses

• Phase 2 - Wachstum des ausbreitungsfähigen Risses

Nach Böhmer [2] wird die Rissinitiierung durch die massive

plastische Deformation und Gefügeveränderung der Schie-

nenoberfl äche verursacht. Dazu werden in [2] Berechnungs-

grundlagen und Schädigungskriterien entwickelt. Weitere

Arbeiten, die auf die Initiierungsphase eingehen, sind [4-7].

Head Checks gehören mit zu den am häufi gsten auftretenden

Schienenfehlern [2]. Sie treten meist im Bogen auf der Schie-

2 Literatur und Aufgabenstellung

nenlauffl äche in der Nähe der Fahrkante auf und sind an der

Oberfl äche durch eine Vielzahl leicht schräg zur Schienen-

achse verlaufende Risse mit periodischen Abständen im

Millimeterbereich gekennzeichnet. Weitere Beschreibungen

zu Head Checks und anderen Schienenfehlern infolge des

Rollkontakts befi nden sich in der Literatur, z. B. in [8-10].

Versuche, die die Initiierung und Entwicklung von Schienen-

fehlern wie Head Checks nachvollziehen, wurden in der

Forschungsstelle DB AG Kirchmöser in der Teilaufgabe 4.1

„Validierung Rissinitiierung“ realisiert. In der Vergangenheit

waren in der Forschungsstelle in einem Rollenprüfstand das

Risswachstum bei Rad (R7)-Schiene (S 900 A)-Werkstoff-

paarungen in Abhängigkeit von Kontaktmedien untersucht

worden. Die Anrisse wurden ebenfalls im Prüfstand erzeugt

[11].

Das Wachstum von Head-Check-Rissen kann nach Schnit-

zer und Edel [12] in vier Stadien eingeteilt werden. In der

vereinfachten groben Unterteilung zweier Phasen wachsen

die ausbreitungsfähigen Anrisse zunächst unter einem fl a-

chen Winkel zur Schienenoberseite in Fahrtrichtung (Phase

2.1). Im weiteren Verlauf wächst dieser Winkel und ab einem

– idealisierten – kritischen Abknickpunkt wächst der Riss

senkrecht in die Tiefe und zur Seite (Phase 2.2). Das Wachs-

tum dieses Querrisses in der Phase 2.2 verläuft sehr schnell

und führt zum Versagen des Bauteils. Nach [12] unterschei-

det sich dieser Querriss, verursacht durch Head Checks,

nicht von Querrissen, die durch andere Schienenfehler ver-

ursacht werden.

Die Ausbreitung des vorhandenen Risses wird auf der Basis

bruchmechanischer Methoden berechnet [12, 13]. Darauf

beruht der Ansatz in der Teilaufgabe 4.3b „Prognose des

Risswachstums“ durch die Forschungsstelle GKSS. Aus-

gangspunkt ist der Ersatz der Anfangsschädigung durch

6


einen fi ktiven Anfangsriss. Weitergehende Untersuchungen

werden in [14] dargelegt. Der Nutzen besteht darin, die

Restlebensdauer der Schiene mit dem tatsächlich vorhan-

denen, d. h. detektiertem Riss berechnen zu können. Aus

dem Verlauf des Risswachstums innerhalb der Restlebens-

dauer ergibt sich der Zeitpunkt für die nächste Inspektion

oder, vor Erreichen des Abknickpunktes, für den nächsten

Schleifvorgang.

2.2 AufgabenstellungDer Forschungsstelle BAM kam die Aufgabe zu, das Riss-

wachstum in der Phase 2 an Schienenproben derart zu

ermitteln, dass eine Validierung der im Verbundprojekt ent-

wickelten und angewandten Vorhersagemethoden möglich

ist. Die Idee war, mit den Kräften der realen Beanspruchung

bei einer Zugüberfahrt, als Ergebnis der Teilaufgaben 1.1b

und 1.1c, das Risswachstum von Schienenproben mit initi-

iertem Fehler in einem zu konstruierenden Schienenprüfstand

nachzubilden und zu messen. Daraus ergab sich als erste

Aufgabe die Festlegung der Anforderungen für den Prüfstand

und deren Realisierung.

Um einen Belastungsversuch durchführen zu können, muss-

ten als zweite Aufgabe die realen Belastungsverläufe auf den

Prüfstand übertragen werden. Dabei bestand die Idee, dass

aus der variablen Belastung, dem Betriebslastkollektiv, zur

Vereinfachung von Versuch und Rechnung eine schädigungs-

äquivalente zyklische Last mit konstanter Amplitude abge-

leitet werden sollte.

Neben der Ermittlung der Lebensdauer im Versuch stand als

dritte Aufgabe die Messung des Rissfortschritts bzw. der

Rissfront in Abhängigkeit von der Lastzyklenzahl. Dazu sollte

primär die Beach-Marking-Technik eingesetzt werden, die

die Markierung der Rissfront im Versuch in defi nierten Schrit-

ten ermöglicht.

3 Proben

3.1 Schienenabschnitte – AnlieferungszustandDie DB AG in Kirchmöser hatte zur Probengewinnung ein

befahrenes Gleisstück demontiert, durch Schleifen eine feh-

lerfreie und einheitliche Kopfoberfl äche erzeugt und die

Schienen in 1,2 m lange Abschnitte getrennt. Die Abschnitte

wurden mit Probennummern versehen und die Enden

gekennzeichnet, so dass die Lage des Abschnitts im Gleis

reproduzierbar ist. Insgesamt wurden 20 Abschnitte geliefert.

Die Tab. 3-1 gibt für die geprüften Abschnitte die vorgefun-

denen Kennzeichnungen an.

Der Schienenhersteller ist die Thyssen AG, Duisburg. Im

Gleisstück wurden Schienen der Baujahre 1991 und 1992

verbaut. Das Walzzeichen gibt das Profi l und die Güte an:

UIC 60 S 900 A. Dies entspricht der neuen Bezeichnung

60 E1 (260).

Die Schienenabschnitte wurden in der BAM vermessen. Der

Materialabtrag durch Verschleiß und Schleifen beträgt zusam-

men ca. 10 mm. Die Tab. 3-2 gibt die ermittelten Abmessun-

gen in Anlehnung an die Regelwerke [15, 16] wider. Der

Proben-Nr. P Enden Walzzeichen Sonst. Beschriftung

Tab. 3-1

Kennzeichnung der Schienenproben

Messfehler beträgt unter Verwendung eines Messschiebers

mindestens 0,1 bis 0,2 mm. Da für die Messung der Kopfhöhe

und der Fußdicke erst auf dem Profi l die erforderlichen Hilfs-

linien konstruiert werden mussten, kann sich ein maximaler

Fehler von 0,5 mm ergeben.

Die Tab. 3-2 enthält zusätzlich zu den Profi langaben die Länge

der Abschnitte (Probenlänge) sowie die aus den Profi labmes-

sungen berechneten Widerstandsmomente. Die Angaben

„Zug“ und „Druck“ beziehen sich dabei auf das Vorzeichen

der Biegespannung in der Randfaser des Schienenkopfes.

Grundlage der Berechnung des Widerstandsmoments ist die

Zerlegung des Profi ls in drei Rechtecke nach [17]. Die Diffe-

renz zwischen Norm- und tatsächlicher Kopfhöhe wird beim

Ersatzrechteck für den Kopfquerschnitt in voller Größe

berücksichtigt, für den Rest des Profi ls wird die Normschiene

zugrunde gelegt. Eine Darstellung des Rechenweges befi n-

det sich in [18]. Der durch diese Methode entstehende

Fehler wurde nicht ermittelt, da er für die hier vorgenomme-

nen Untersuchungen und Berechnungen vernachlässigbar

ist.

7


P H

B

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1 C

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(Bild

quelle

: [1

6])

8


3.2 WerkstoffDie Werkstoffeigenschaften nach Tab. 3-3 sind durch das

Regelwerk vorgegeben.

Aus dem Kopfbereich der Probe 22 wurden nach dem Ver-

such Würfel entnommen und lichtmikroskopische Aufnahmen

der Schliffe angefertigt. Aufgrund des Kohlenstoffgehalts ist

das Gefüge nahezu perlitisch, wie anhand der Abb. 3-1 in

den drei Schliffebenen zu sehen ist. Die Abb. 3-2 zeigt Auf-

nahmen der ungeätzten Probe mit Einschlüssen, wahrschein-

lich MnS-Nadeln. Die Walzrichtung ist im Längs- und im

Flachschliff gut zu erkennen.

Abb. 3-1

S 900 A Längs-, Quer- und Flachschliff (von links nach rechts) – Nital geätzt

Abb. 3-2

S 900 A Längs-, Quer- und Flachschliff (von links nach rechts) – ungeätzt

Tab. 3-3a

Angaben zum Schienenstahl S 900 A [15] – Chemische Zusammenset-

zung, mechanische Kennwerte

Tab. 3-3b

Angaben zum Schienenstahl S 900 A [19] – Stahlgüte, Härtebereich,

kritischer Spannungsintensitätsfaktor

Angaben zu zyklischen Kennwerten des Werkstoffs, unter-

sucht in kraft- und dehnungsgeregelten Versuchen, fi nden

sich in [20, 21].

3.3 Schienenabschnitte – KerbpräparationIn die Schienenproben wurde in der BAM außerhalb der

Längsachse ein quer liegender, kreissegmentförmiger Kerb

mit 2,0 mm Tiefe und 12,0 mm Sehnenlänge eingebracht,

der die Anfangschädigung simuliert. Die Vorgaben sind aus

Abb. 3-3 ersichtlich. Die Geometrie und die Lage wurden mit

den Projektpartnern, insbesondere der Forschungsstelle

GKSS, abgesprochen.

9


Abb. 3-3

Ausschnitte aus der Fertigungszeichnung für den geplanten Kerb

Abb. 3-4

Winkelfräser 60 Grad, Durchmesser 16 mm, am Umfang und an der

Stirnseite schneidend, Firma ORION

(Bildquelle: Katalog Hahn & Kolb 2006)

Abb. 3-5

Kopfobersei te der

Probe 24 mit Kerb und

aufgeklebten Befes-

tigungselementen für

COD-Aufnehmer

Die Halbierende des Öffnungswinkels verläuft in Abb. 3-3

unter einem Winkel von ca. 70° schräg in die fi ktive Fahrt-

richtung. Die Idee war, in Anlehnung an reale Schienenfehler,

eine Vorzugsrichtung vorzugeben. Der Kerb wurde mit einem

Winkelfräser nach Abb. 3-4 eingebracht.

In der Fertigung ergab sich, im Gegensatz zur Bemaßung

in Abb. 3-1, die bereits angegebene Sehnenbreite von

12,0 mm. Fertigungsbedingt stellte sich ebenfalls eine Win-

kelabweichung der geraden Kerbkante von der Schie-

nenquerachse von im Mittel 3° ein. Die Schräglage ist in

Abb. 3-5 gut zu erkennen, weil sie durch die Krümmung der

Kopfoberfl äche optisch verstärkt wird. Die sonstigen Ferti-

gungstoleranzen des Kerbs lagen bei 0,1 bis 0,2 mm.

3.4 Schienenabschnitte – Instrumen- tierung und RissfortschrittsmessungDie Instrumentierung der Proben erfolgte mit dem Ziel, den

Rissfortschritt kontinuierlich zu verfolgen. Es wurden ver-

schiedene Messmethoden, wie Dehnungsmessstreifen

(DMS), Crack-Opening-Displacement (COD)-Aufnehmer und

Rissmessfolien sowie Ultraschallmessverfahren eingesetzt.

Die Verwendung richtete sich nach dem Erkenntnisfortschritt.

Alle Verfahren benötigen eine Kalibrierung bezüglich der

Risstiefe.

Die Beach-Marking-Technik ist ein bewährtes Verfahren, das

diese Kalibrierung ermöglicht und gleichzeitig den Verlauf der

gesamten Rissfront dokumentiert. Durch eine Laständerung

im zyklischen Versuch, die Maximalkraft wird bei gleichzeiti-

ger Anhebung der Mittellast konstant gehalten, markiert sich

die Rissfront infolge des geringen Rissfortschritts mit feinerer

Struktur auf der Schwingbruchfl äche und ist nach dem Pro-

benbruch zugänglich und messbar. Im Laufe der Versuche

ergab sich, dass diese Technik, wie später ausgeführt wird,

aufgrund der Werkstoffeigenschaften nicht anwendbar war.

So kam der Instrumentierung eine größere Bedeutung als

ursprünglich geplant zu.

Zunächst wurden auf der Oberfl äche DMS (Firma HBM, Typ

3/120LY11) appliziert. Die Abb. 3-6 zeigt jeweils zwei DMS

Abb. 3-6

Probe 26 mit applizierten DMS an den Kerbspitzen

10


rechts und links der Kerbspitzen auf dem wahrscheinlichen

Ausbreitungsweg des Oberfl ächenrisses. Die Funktion der

DMS ist doppelter Natur, einerseits wird kontinuierlich die

Dehnung gemessen, andererseits markiert der Bruch des

DMS den Durchgang der Rissspitze.

Später wurden die DMS durch Rissmessfolien, zunächst der

Firma HBM, Typ RDS22, Messgitterbreite 5 mm, Teilung

0,1 mm, dann der Firma Tokyo Sokki Kenkyujo, Typ FAC-20,

Messgitterbreite 20 mm, Teilung 0,5 mm, ersetzt. Die beim

FAC-20 mitgelieferte Brückenergänzung erleichterte den

messtechnischen Anschluss. Die Gestaltung der Folie ergab

weiterhin ein nahezu konstantes Spannungsinkrement je

Steg. Die Applikation des Typs FAC-20 ist in Abb. 3-7 dar-

gestellt. In Richtung der Fahrbahnkante der Schiene befi ndet

sich ein Streifen und in Richtung der Kopfmitte liegen zwei

hintereinander gesetzte Streifen.

COD-Aufnehmer messen die Riss- bzw. Kerböffnung. Mit

dem Rissforschritt vergrößert sich bei gleicher Last der Öff-

nungswinkel. Der Vorteil des Werkstoffs ist, dass nur ein

Abb. 3-7

Probe 33 mit drei FAC-20; rechts: Darstellung der Rissmessfolie FAC-20

(Quelle: Katalog Ingenieurbüro Preusser)

Abb. 3-8

COD-Aufnehmer an Probe 24

Abb. 3-9

COD-Aufnehmer – Applikationsdaten

geringer verfälschender Beitrag zum Risswinkel durch plas-

tische Verformung auftritt. Zur Messung wurde ein Aufnehmer

der Firma Instron, Nr. 2670-120, Messbereich ±2 mm, Mess-

länge 5 mm, über dem Kerb nach Abb. 3-8 appliziert. Die

Abb. 3-9 gibt dazu den Abstand der Schneiden auf der

Probenoberfl äche an.

Im Betriebsfestigkeitsversuch wurden modifi zierte Schneiden

verwendet, die besser an die Nuten der Aufnehmerbeine

angepasst waren. Im Gegensatz zur Abb. 3-9 wurden die

Schneiden um 180° um die Längsachse gedreht. Der Auf-

nehmer sitzt folglich, der Schneidenhöhe entsprechend, etwa

3 mm höher über der Probenoberfl äche.

Zur Tiefenmessung des Risses wurde ein in der Entwicklung

befi ndliches Ultraschall-Messverfahren eingesetzt [22].

3.5 SE(B)-ProbenDie Fertigung der SE(B)-Proben erfolgte durch die DB AG.

Die Kerbeinbringung und die Komplettierung mit Bohrungen

und Stiften für den Anschluss der DC-Potentialsonde wurden

durch die BAM vorgenommen. Die Proben entsprechen mit

den Abmessungen 174,0 mm x 39,0 mm x 8,0 mm den

Angaben in Abb. 3-10.

Die SE(B)-Proben waren aus den im Abschnitt 3.1 beschrie-

benen Schienen in 2 Lagen nach Abb. 3-11 entnommen

worden. Die Lage wird durch die erste Ziffer der Probenbe-

zeichnung angegeben.

11


Feuerverzinkter

Flachstahl

Abb. 3-10

SE(B) Probe – Fertigungszeichnung und Foto

Abb. 3-11

Lage der SE(B)-Proben – Schnitt durch den Schienenkopf

12


4 Prüfeinrichtungen

4.1 SchienenprüfstandEin Schienenprüfstand, in dem ein rollendes Rad unter Bahn-

betriebsbedingungen eine Schiene belastet, war in der

Forschungsstelle BAM nicht vorhanden. Auf Basis der Auf-

gabenstellung kamen die Projektpartner überein, den Riss-

forschritt in einem Biegeprüfstand zu untersuchen. Die

Hauptforderung war, dass eine Wechsellast, die der realen

Belastung durch einen Eisenbahnzug nahe kommt, aufge-

bracht werden kann. Rollkontaktermüdung wurde vernach-

lässigt.

Im Vorlauf zum Förderzeitraum wurde ein Biegeprüfstand mit

der Nebenbedingung, auch ungeschädigte Schienen bis zum

Bruch zyklisch prüfen zu können, konstruiert und gefertigt.

Dabei konnte auf Erfahrungen mit einem Prüfstand im Druck-

schwellbereich zurückgegriffen werden. Bisher wurden nach

der Literatur Schwingversuche an Schienen zur Ermittlung

von Wöhlerlinien ebenfalls im Druckschwellbereich gefahren

[23]. Eine weitere Forderung, die Einleitung eines Äquivalents

für thermisch induzierte Spannungen in der Schiene, konnte

nach dem damaligen Erfahrungsstand und dem damit ver-

bundenen Aufwand nicht berücksichtigt werden.

Die Abb. 4-1 zeigt den Aufbau des Biegetisches in der

Variante für Vier-Punkt-Biegung. In Abb. 4-2 ist der verwen-

dete prinzipielle Aufbau mit zentraler Krafteinleitung in

Drei-Punkt-Biegung sowie den wichtigsten Parametern dar-

gestellt. Die Drei-Punkt-Biegung kommt dem realen Belas-

tungsfall durch das Rad näher als die Vier-Punkt-Biegung.

Der Abstand d zwischen dem eingebrachten Schienenfehler

und der Krafteinleitung ist ein wählbarer Parameter. Er wurde

für alle Versuche auf 75 mm festgelegt, insbesondere um

eine Instrumentierung des Kerbs mit einem COD-Aufnehmer

zu gewährleisten (vgl. Abb. 3-8). Eine FE-Analyse mit dem

Rollendurchmesser von 50 mm ergab, dass eine Beeinfl us-

sung der Spannungsverteilung an der Kerbe durch die

Kontaktfl äche der Krafteinleitung bei einem Abstand von mehr

als 13 mm nicht mehr stattfi ndet [18].

Abb. 4-1

Zusammenbauzeichnung des Biegetisches innerhalb der Prüfmaschine

13


L – Abstand der äußeren Aufl ager: 1000 mm

d – Abstand Zentrum – Kerb: 75 mm („Kerb an der Stelle d“)

FP

– Prüfkraft (im Zentrum)

b – max. (Nenn-)Biegespannung an der Stelle d

bZ – max. (Nenn-)Biegespannung an der Stelle der Krafteinleitung

Rollendurchmesser der Aufl ager: 50 mm

Abb. 4-2

Versuchsaufbau in Drei-Punkt-Biegung

Der Abstand d erfüllt gleichzeitig die Bedingung nach

Gl. (4-1). Wenn d in diesem Bereich liegt, der sich mit dem

Verhältnis der beiden Widerstandsmomente ergibt (siehe

Tab. 3-2), ist sichergestellt, dass bei R = -1 an der Kraftein-

leitungsstelle am Schienenfuß höchstens eine gleiche

nominelle Biegespannung wie an der Stelle d auftritt. Bei

größerem Abstand d ist der Schwingungsbruch mit einer

Ausgangsstelle am Schienenfuß zu erwarten, falls der Kopf-

bereich keine Vorschädigung aufweist.

(4-1)

Der Zusammenhang zwischen Prüfkraft FP und der maxima-

len Biegespannung bZ

an der Krafteinleitungsstelle wird über

das jeweilige Widerstandsmoment des Prüfl ings (siehe Tab.

3-2) nach Gl. (4-2) bestimmt. Die entsprechende Nennbie-

gespannung b an der Stelle d, dem Kerb, ergibt sich durch

Verhältnisbildung mit dem wirksamen Hebelarm nach

Gl. (4-3), so dass die Gl. (4-4) den verwendeten Zusammen-

hang zwischen Prüfkraft FP und Biegespannung

b an der

Stelle d herstellt.

(4-2)

(4-3)

(4-4)

Der Biegetisch wurde in eine servohydraulische Prüfmaschine

der Firma MTS mit 1 MN Nennkraft entsprechend Abb. 4-3

eingebaut. Der Hydraulikzylinder befi ndet sich im Querhaupt

der Maschine. Zur Kraftmessung wurde eine auf den Bereich

von 1250 kN kalibrierte 5-MN-Dose (Firma Lebow), montiert

an der Kolbenstange, verwendet.

Die verwendete Steuer- und Regeleinrichtung war TestStar-II

(Classic) der Firma MTS, die über 2 Regel- und insgesamt

16 Messkanäle verfügt. Die Prüfmaschine wurde im Servo-

mode (Nachfahrbetrieb) in Kraftregelung betrieben, dabei

wurde mit sinusförmigem Kraftverlauf eine Prüffrequenz von

1,3 Hz bei guter Laufruhe erreicht.

Abb. 4-3

Schienenprüfstand mit zentrischer Krafteinleitung in einer 1-MN- Prüf-

maschine und eingebauter Probe 24 (Seiten- und Queransicht)

Für den Betriebsfestigkeitsversuch mit einem Lastkollektiv

wurde der MTS-Regeleinrichtung ein adaptiver Regler über-

geordnet. Dieser Regler, der in der Lage ist, eine harmonische

Signalform mit veränderlichen Extremwerten, entsprechend

den Umkehrpunkten eines Lastkollektivs, nachzufahren,

gehört zu einem MAS-Link-System auf Atari-Basis (Firma

Swift).

Eine seitliche Fixierung der Schiene (siehe Abb. 4-3, rechts,

rote Abstandshalter) war erforderlich, um ein Schrägstellen

der Schiene zu verhindern. Durch eine weitere Führung (im

Bild nicht erkennbar) musste eine Drehung der Kolbenstange

um ihre Achse und damit der Krafteinleitungsrollen verhindert

werden.

14


Im Gegensatz zu [23] erfolgte keine Fixierung der Schiene in

Längsrichtung. Im Allgemeinen trat kein Verrutschen der

Probe in dieser Bewegungsrichtung auf. Das Einarbeiten der

Rollen, kombiniert mit mindestens einmaligem Nachspannen,

stellte eine ausreichende Fixierung dar (siehe Abb. 4-4). Im

Einzelfall kam es zum Rutschen, wahrscheinlich verbunden

mit instabilem Risswachstum bzw. Schalthandlungen, so

dass bei zukünftigen Versuchen über eine Fixierung nach-

gedacht werden sollte.

4.2 SE(B)-BiegeeinrichtungDie Versuche mit den SE(B)-Proben wurden in elektromag-

netischen HF-Resonanz-Pulsatoren (Russenberger Prüfma-

schinen AG RUMUL) mit Nennkräften von ±100 kN und

±20 kN durchgeführt, mit denen Betriebsfrequenzen für den

3-Punkt-Biegeaufbau nach Abb. 4-5 und entsprechender

Maschinenkonfi guration von 70 bis 110 Hz erreicht wurden.

Abb. 4-4

Verformung der Kopfoberfl äche von Probe 24 durch die zentrale Druck-

rolle (oben Draufsicht, untens Seitenansicht)

Aufgrund des Funktionsprinzips ist der Kraftverlauf harmo-

nisch. Für die eingesetzten Prüfmaschinen existieren gültige

Prüfungszeugnisse der Klasse 1 auf der Grundlage der

DIN EN ISO 7500 Teil 1.

Zur Messung des Risswachstums wurde das Gleichstrom-

Potentialsondenverfahren angewandt. Die Umrechnung der

Potentialwerte in Risslängen erfolgte mit Hilfe einer analyti-

schen Kalibrierkurve nach Johnson [24], die, sofern möglich,

mittels erkennbarer Markierungen auf der Bruchfl äche, mit

Anfangs- und Endlänge der Risse abgeglichen wurde. Zum

Teil wurden Endmarkierungen durch Aufheizung der Probe

in einer Thermokammer erzeugt (heat-tinting).

Als Konstantstromquelle wurde ein Netzgerät HP 6033A, das

bei allen Versuchen auf 15,6 A, eingestellt war, verwendet.

Die Messung der Potentialänderung über dem Kerb erfolgte

mit einem Digital-Nanovoltmeter KEITHLEY 182. Die Integ-

rationszeit bei den Messungen betrug 100 ms im 3-mV-

Messbereich. Das Messinkrement für die Risslänge betrug

0,1 mm.

Die Reglersoftware der Maschinenelektronik berechnet aus

den Messgrößen Kraft und Risslänge den Spannungsinten-

sitätsfaktor K an der Rissspitze. Für alle Versuche wurde das

Softwaremodul “RISS“ (Update-Version April 1993) des

Prüfmaschinenherstellers verwendet. Sofern das Anschwin-

gen und das Markieren nicht in die Versuchssequenz integriert

waren, kam das Softwaremodul “ANSCHW“ des Prüfma-

schinenherstellers zum Einsatz, wobei als Ab- bzw. Umschalt-

kriterium eine vorzugebende Frequenzänderung galt.

Abb. 4-5

Versuchsaufbau (Variante Eigenbau-Biegevorrichtung) mit Probe 2.1

(hier: 100 kN HF-Resonanz-Pulsator)

15


Die Rissfortschrittsversuche wurden in Übereinstimmung mit

den allgemeinen Anforderungen des BS ISO 12108:2002

[25] bei Raumtemperatur und in Laboratmosphäre sowie

variierten R-Verhältnissen (R = 0,1; 0,5 und 0,8) durchgeführt.

Für die verschiedenen R-Verhältnisse waren je Probe im

ersten Versuchsabschnitt die Schwellenwerte Kth und im

zweiten Versuchsabschnitt die PARIS-Parameter C und m

zu ermitteln. Detaillierte Angaben zum Versuch und zu den

Ergebnissen einschließlich der Aufnahmen der Bruchfl ächen

befi nden sich in [26].

Es wurden 6 Versuche je Orientierung, davon je 5 gültige,

durchgeführt. Der sich direkt aus den Messwerten ergebende

5 Rissfortschrittsversuche SE(B) – Ergebnisse und Diskussion

Abb. 5-1

Rissfortschrittsdiagramme der SE(B)-Proben mit verschiedenen R-Verhältnissen

Tab. 5-1

Schwellenwerte und PARIS-Parameter der SE(B)-Versuche mit Angabe der Versuchsführung und

der Auswertemethode (N.A. = nicht verfügbar, Werte in Klammern mit höherer Unsicherheit)

Rissfortschritt ist in Abb. 5-1 über dem Spannungsintensi-

tätsfaktor aufgetragen.

Die Auswertung für den Rissfortschritt erfolgte auf Grundlage

von [27, 28] über die zugeschnittene PARIS-Gleichung (5-1)

(a – Risstiefe, N – Schwingspielzahl, K – Spannungsinten-

sitätsfaktor). Die Tab. 5-1 gibt die erhaltenen Schwellenwerte

sowie die Parameter C und m zusammen mit der Versuchs-

führung und der verwendeten Kurvenanpassung zur Diffe-

rentiation an.

Wie aus der Tab. 5-1 ersichtlich ist, wurde bei einem Versuch

der maximale Spannungsintensitätsfaktor der Belastung

16


(5-1)

Kmax

für den Schwellenwertversuch konstant gehalten. Dieser

beim höchsten R-Wert erhaltene Schwellenwert wurde

zusammen mit den übrigen Schwellenwerten in Abhängigkeit

vom R-Wert in das Diagramm Abb. 5-2 eingetragen, wobei

sich in guter Näherung ein linearer Zusammenhang ergab.

Die Schwellenwerte liegen nach [29] im erwarteten

Bereich.

Die Rissfortschrittsraten in den Abb. 5-1 und 5-2 zeigen

qualitativ ein erwartetes Verhalten und bewegen sich quan-

titativ in der richtigen Größenordnung. Die erhaltenen Abhän-

gigkeiten liegen bezüglich dem nach [19] vorgegebenen

Qualitätskriterium für Schienenstahl weitestgehend im zuläs-

sigen Bereich. Bezüglich der Probenorientierungen nach

Abb. 3-11 ergab sich kein deutlicher Unterschied, wie auch

anhand der Werte in Tab. 5-1 ersichtlich ist.

Nach Barsom [30, 31] werden für die Rissfortschrittsrate von

modernem Flussstahl mit ferritisch-perlitischen Gefüge

jedoch niedrigere Exponentenwerte m erwartet, die PARIS-

Gleichung ist dort wie folgt angegeben (vgl. Abb. 5-1):

(5-2)

Abb. 5-2

Schwellenwert DKth des Werkstoffs S 900 A

in Abhängigkeit vom R-Verhältnis

Abb. 5-3

Schwingbruchfl äche der SE(B)-Probe 2.4 im REM bei verschiedenen Vergrößerungen

Für Versuche, die höhere Spannungsintensitätsfaktoren und

Rissfortschrittsraten erreichten, ergaben sich auch höhere

m-Werte. Gleichzeitig, wie bei Probe 2.4 in Abb. 5-1 zu

erkennen ist, wächst tendenziell mit der Rissfortschrittsrate

die Streuung der Raten und der mittlere Anstieg. Im Gegen-

satz dazu liefern Versuche mit niedrigeren Rissfortschrittsra-

ten, wie Probe 1.5, näher m = 3 liegende Werte.

Eine Verkleinerung des Gültigkeitsbereiches für die PARIS-

Beziehung, wie z . B. für Probe 1.6 durch Wegschneiden

visuell stärker ansteigender Randbereiche, führt nur zu einer

marginalen Verbesserung. Tendenziell ist eine Vergrößerung

des m-Wertes für den PARIS-Bereich im Bereich größerer

Spannungsintensitätsfaktoren erkennbar. Es wird vermutet,

dass mit wachsendem Spannungsintensitätsfaktor ein zuneh-

mender Anteil transkristallinen Spaltbruchs auftritt, der einen

Beitrag zum Rissfortschritt liefert. Eine weiterführende Aus-

wertung unter Würdigung des experimentellen Sachverhalts

ist nach einer Idee von Zerbst in [32] enthalten, wobei für den

Exponenten m = 3 postuliert wird.

Die Untersuchung der Bruchfl ächen einer SE(B)-Probe im

REM wurde, parallel zu den laufenden Versuchen mit Schie-

nenabschnitten, mit der Fragestellung vorgenommen, ob

Markierungen durch die Beach-Marking-Technik sichtbar

sind. Die Abb. 5-3 zeigt exemplarisch im Schwingbruchbe-

reich fl ächendeckend eine lamellare Struktur, die sich mit

dem in den Schliffbildern des Werkstoffs (siehe Abb. 3-1)

sichtbaren Gefüge deckt. Es handelt sich dabei um ein

lamellares bzw. perlitisches Gefüge. Auch bei noch höherer

Vergrößerung konnten keine Schwingstreifen sichtbar

gemacht werden. Eine Unterscheidung zwischen dem

Beach-Marking-Bereich und der umgebenden Bruchfl äche

war nicht möglich

200 μm 100 μm 20 μm

17


6.1 Ausgangsdaten zur SchienenbelastungDie Belastung am Schienenprüfstand sollte sich an einer

realitätsnahen Belastung der Schiene orientieren. Dazu stellte

die DB AG exemplarisch Kraftverläufe im Rad-Schiene-

System von ICE-Mittelwagen und Triebköpfen zur Verfügung

[33, 34], die durch Messung an einer instrumentierten Schie-

nenstrecke zur Ermittlung von Radunrundheiten und deren

Auswertung durch Simulation des dynamischen Verhaltens

gewonnen worden sind. Sie bilden a priori die Ausgangsda-

ten für die Belastung der Schiene. Zur Messanlage und zur

Simulation wird auf die Literatur verwiesen [17, 35-37].

Die Abb. 6-1 veranschaulicht die zugrunde gelegte Test-

strecke mit den Kontaktkräften der Radsätze und den

Reaktionskräften der Schwellen. Die Daten wurden bei einem

mit 160 km/h fahrenden Zug, hier auf gerader Strecke, ermit-

telt. Aufgrund der Geradeausfahrt traten keine seitlichen

Kraftkomponenten auf.

Die Abb. 6-2 zeigt für die drei ausgewählten Schwellen 1,

6 und 11 den zeitlichen Verlauf der Reaktionskraft FR(t). Der

6 Ableitung der Prüfkräfte für den Schienenprüfstand

Abb. 6-1

Prinzipaufbau einer Teststrecke zur Messung

benachbarte zeitliche Abstand der Maxima einer Schwelle

zwischen 0,2 und 0,6 s korrespondiert über die Zuggeschwin-

digkeit mit dem Abstand der beiden Rad¬sätze eines Dreh-

gestells. Entsprechend gehören die Kraftverläufe zwischen

0,6 und 1,0 s zum zweiten Drehgestell mit zwei weiteren

Radsätzen.

Der Abstand zwischen zwei Radsätzen eines Drehgestells

ist so klein, dass die resultierende Reaktionskraft zwischen

den beiden Überrollungen nicht auf Null zurückgeht. Im

Datensatz [33] ist im Gegensatz zum Datensatz [34] diese

Überlagerung, wie es in Abb. 6-2 gezeigt wird, bereits reali-

siert. Die Abb. 6-3 zeigt die dazugehörige Kontaktkraft FZ(t)

eines Rades bzw. Radsatzes.

Für den Aufbau einer Last-Zeit-Funktion eines Lastkollektivs

enthalten die Daten [34] einen ICE-Musterzug, bestehend

aus zwei Triebköpfen und 12 Mittelwagen, bestehend aus

den Einzelsignalverläufen der Kräfte an den 11 Schwellen

und jedem einzelnen Radsatz. Für die Ermittlung der Last-

Zeit-Funktion wurden die Reaktionskräfte der Radsatzpaare

entsprechend Abb. 6-2 überlagert.

6.2 Berechnung der Schienen- beanspruchung durch BiegungAusgehend von den gegebenen Lastgrößen muss die Bean-

spruchung der Schiene, hier reduziert auf die Biegebean-

spruchung im Kopf, berechnet werden. Während der Über-

fahrt eines Rades ist die gesuchte Biegespannung in der

Randfaser b vom Ort und der Zeit abhängig. Der Momen-

tanwert der Spannung b an einem bestimmten Ort der

Schiene ändert sich dabei mit der Relativposition der

Räder.

Hierzu wurden, wie in [18] dargestellt, mit einem mehrfach

gelagerten Balkenmodell nach Abb. 6-4, basierend auf dem

Abb. 6-2

Verlauf der Schwellenreaktionskraft bei Über-

fahrt eines ICE-Mittelwagens mit einer Geschwin-

digkeit v = 44,44 m/s

18


um 10 mm reduzierten Schienenprofi l, unter Variation der

Radposition Rechnungen ausgeführt. Die jeweils an dem

Modell angreifenden Kräfte wurden zu einem Zeitschnitt aus

den Daten, u. a. den Abb. 6-2 und 6-3, entnommen. Für

einen ICE-Mittelwagen ergab sich ein repräsentativer, d. h.

maximaler Biegespannungsverlauf nach Abb. 6-5. Die Span-

nungsberechnung verwendete hier ein mittleres Widerstands-

moment von WX = 300 cm³.

Für die Bestimmung einer exemplarischen Belastung genügt

es, eine Drehgestellposition und den dazugehörigen Verlauf

Abb. 6-3

Verlauf der Radkontaktkraft eines ICE-Mittelwagens

mit einer Geschwindigkeit v = 44,44 m/s

der Spannung b entlang der Schienenstrecke wie beschrie-

ben zu ermitteln. Dieser örtlich abhängige Spannungsverlauf

schiebt sich mit Zuggeschwindigkeit gleichsam einer Wel-

lenfront über die Schiene und repräsentiert alle Belastungs-

fälle, die für die Ermittlung der Versuchsbelastung auf einen

Ort bezogen werden sollen.

Der Hauptnachteil der obigen Lösung ist der Rechenaufwand

aufgrund der erforderlichen Wiederholungen für jeden Zeit-

schritt. Die Einzelrechnungen zeigen jedoch, dass sich der

prinzipielle Verlauf der Spannung b(x) entlang der Schiene

nicht verändert. Variationen der Extremwerte treten in Abhän-

gigkeit von der Modulation der Kraftverläufe FZ(t) und F

R(t) inner-

halb eines Streubandes des Verlaufs nach Abb. 6-5 auf.

Vernachlässigt man Streuungen bzw. individuelle Unter-

schiede einzelner Überrollungen, so ergibt sich aus dem

Ergebnis nach Abb. 6-5 für eine einfache Überrollung mit den

globalen Extremwerten von 17,32 MPa und -49,24 MPa, die

mit der Radkraft von 100 kN korrespondieren, eine zyklische

Last von ±33 MPa bei einer Mittellast von 16 MPa. Das

R-Verhältnis beträgt rund 2,9:

(6-1)

Mit Gl. (6-1) liegt eine repräsentative maximale Belastung der

Schiene durch Biegung infolge der Überrollung eines Rades

eines ICE-Mittelwagens vor. Das Ergebnis war Ausgangs-

punkt für die Festlegung der Belastungsdaten für die Einstu-

fenversuche. Um jedoch die Variation der Spannungen zu

berücksichtigen bzw. das Lastkollektiv zu ermitteln, bedarf

es der Transformation aller oder eines repräsentativen Teils

der gegebenen Kraftverläufe in Spannungsverläufe bzw.

-niveaus.

6.3 Bestimmung der Last-Zeit-FunktionNach einer Idee von Eberle, ausgeführt in [18], ist es möglich,

eine lineare Übertragungsfunktion zwischen einer Eingangs-

größe, Radkraft oder Schwellenkraft, und der Ausgangsgröße

Abb. 6-4

Modell der Schienenstrecke mit Radkräften

Abb. 6-5

Verlauf der Spannung b entlang der Schienenstrecke (zu Abb. 6-4)

19


Tab. 6-1

Zuordnung Schwellenkraft und BiegespannungDie Reaktionskräfte der Schwelle 1 nach [34] wurden für je

ein Drehgestell für alle Mittelwagen und die beiden Triebköpfe

entsprechend Abb. 6 2 überlagert und eine Datenreduktion

durch Glättung bzw. Verringerung der Zahl der Stützstellen

vorgenommen. Mittels Gl. (6-2) erfolgte anschließend die

Umrechnung in eine Biegespannung. Aus Aufwandsgründen

wurde die Funktion (6-2) nur für die Schwelle 1 ermittelt und

angewendet. Der dabei auftretende Verlust an Variation der

Amplituden wird als vernachlässigbar eingeschätzt. Durch

die Anwendung der Gl. (6-2) und das Aneinanderreihen der

Spannungsverläufe der einzelnen Drehgestelle geht die

Realzeitbasis verloren.

6.4 Charakteristik des LastkollektivsZur Beschreibung der Betriebsbeanspruchung wurde auf die

erhaltene Last-Zeit-Funktion der Biegespannung die Rain-

fl ow-Zählung angewendet. Das Ergebnis ist die Rainfl ow-

Matrix in Abb. 6-6, die als zweiparametrische Darstellung

das Lastkollektiv, hier, im Hinblick auf die spätere Versuchs-

führung, den Teilfolgeumfang, hinsichtlich Amplitude bzw.

Schwingbreite und Mittellast charakterisiert.

Dazu enthält die Tab. A-1 der Anlage die Folge der Umkehr-

punkte, die sich nach der Klassierung ergibt. Der jeweilige

Wert der Klasse, bezogen auf die Klassenmitte, ist in der Tab.

A-2 angegeben.

Das Kollektiv enthält den globalen Maximalwert von 16 MPa

und den globalen Minimalwert von -68 MPa. Die Zahl der

Umkehrpunkte beträgt 572, woraus sich als Teilfolgeumfang

285 Schwingspiele ergeben. In diesen Belastungszyklen

Abb. 6-6

Rainfl ow-Matrix der realen Biegespannung b mit zugeordneter Prüfkraft F

P nach Gl. 4-4 für Probe 34 des ICE-Musterzuges

nach [34] (## steht für 103)

b F

P

MPa kN

Biegespannung zu bestimmen. Der Vorteil ist, dass die Bie-

gespannung aus einer der gegebenen Größen einfach

berechnet werden kann. Mit den globalen Extremwerten der

Spannung nach Abb. 6-5 und der Kraft an der Schwelle 1

nach Abb. 6-2 ist eine Korrelation beider Wertepaare nach

Tab. 6-1 möglich.

Nach linearer Regression der Tab. 6-1 ergibt sich die exem-

plarische und zur Berechnung der Last-Zeit-Funktion ange-

wendete Übertragungsfunktion der Biegespannung in

Abhängigkeit von der Schwellenkraft

(6-2)

Die Anwendung ist unter der Voraussetzung eines linearen

Systems und der Vernachlässigung der Phasenbeziehung

gerechtfertigt. In [18] wird zu diesem Vorgehen eine Variante

mit statistischer Auswertung entwickelt, wobei der Zusam-

menhang zu den Radkräften als Eingangsgröße hergestellt

wird. Für eine Verwendung der gegebenen Belastung

erschien es jedoch anschaulicher und zweckmäßiger, die

Schwellenkraft als Eingangsgröße zu wählen, da der physi-

kalische Übertragungsweg zur Biegespannung kürzer bzw.

direkter ist.

20


Beim Betriebsfestigkeitsversuch bestand grundsätzlich das

gleiche Problem. Eine Erhöhung der Belastung war erforder-

lich. Da zum Zeitpunkt seiner Durchführung die Ergebnisse

der Einstufenversuche vorlagen, wurde das Kollektiv bezüg-

lich der Extrem- und der Mittelwerte so skaliert und verscho-

ben, dass die Einstufenversuche Teil des Kollektivs im Bereich

der höheren Belastung sein könnten. Daraus ergab sich

die Transformation des originalen Belastungsbereiches von

-68 MPa bis 16 MPa in das Intervall von -189 MPa bis

108 MPa. Zur Veranschaulichung zeigt die Rainfl ow-Matrix

in Abb. 6-7 die schrittweise Transformation.

Die Transformation des Originalkollektivs bzw. der Original-

teillastfolge ICE1 (gelb) erfolgt über die Erhöhung der Ampli-

tude mit dem Faktor 3,45 (blau) und über die anschließende

Verschiebung der Mittellast um 44,3 MPa zum Sollwertkol-

lektiv (grün, BAM-Identifi kation ICE_234B) des Versuchs

mit Probe 34. Die Einstufenversuche mit ±141 MPa und

±113 MPa sind zum Vergleich (rot) eingetragen. Zu beachten

ist, dass aufgrund des unterschiedlichen Widerstandsmo-

ments der Proben eine leicht unterschiedliche Kraftzuordnung

der Einstufenversuche, die aber durch die Klassenbreite

verwischt werden würde, erforderlich ist.

Im Betriebsfestigkeitsversuch wurde das Sollwertkollektiv

bzw. die Teillastfolge, die der Überfahrt eines kompletten

ICE-Musterzuges entspricht, bis zum Bruch wiederholt.

Abb. 6-7

Rainfl ow-Matrix der transformierten Biegespannungsbelastung b mit der zugeordneten Prüfkraft F

P für Probe 34 im Vergleich

mit den Einstufenversuchen (Einzelne Felder können überdeckend mehrfach belegt sein.)

b F

P

MPa kN

unterschiedlicher Amplitude sind 56 Überrollungen durch je

eine Radachse enthalten.

6.5 Übertragung der Beanspruchung auf den PrüfstandDas Kriterium für die Übertragung der Beanspruchung ist die

Gleichheit der nominellen Randfaserbiegespannung an der

Stelle d des Versuchsaufbaus (siehe Abb. 4-2) mit der im

Abschnitt 6.2 berechneten Randfaserbiegespannung der

Schiene. Damit ergibt sich die zentral eingeleitete Prüfkraft

FP nach der Gl. (4-4) aus der Biegespannung der Schiene

b,

wie sie zum Beispiel bereits in Abb. 6-6 für das „originale“

Kollektiv angegeben wurde.

Bei der Wahl der Versuchsbedingungen für die gekerbten

Schienen bestand das Problem darin, dass bei einer Bean-

spruchung nach den Spannungsextremwerten von Abb. 6-5

bzw. Gl. (6-1) mit großer Wahrscheinlichkeit kein Rissfort-

schritt am Kerb erwartet wurde. Zum Beispiel lag die einge-

stellte Belastung bei vergleichbaren Versuchen in [23] min-

destens doppelt so hoch wie die reale Belastung. Deshalb

wurde, um Lebensdauern deutlich unter 2 Millionen Zyklen

zu erhalten, folgende Versuchsstrategie gewählt: Die Mittel-

last blieb in Übereinstimmung mit dem exemplarischen Wert

eines Mittelwagens von -16 MPa konstant, die Amplitude

wurde zunächst um den Faktor 4 erhöht und je nach Ver-

suchsergebnis verändert, hier erniedrigt.

21


7.1 ÜbersichtDer Versuchsplan sah zunächst Einstufenversuche vor, um

Aussagen über die Lebensdauer der vorgeschädigten Schie-

nen und deren Rissentwicklung zu erhalten. Als Abbruchkri-

terium des Versuchs wurde der Bruch der Probe gewählt.

Auf den Einstufenversuchen aufbauend, erfolgte, wie in

Abschnitt 6.5 dargestellt, die Anpassung der Belastung für

den Betriebsfestigkeitsversuch.

Die Tab. 7-1 gibt eine Übersicht über alle mit Schienenab-

schnitten durchgeführten Versuche mit den Angaben zur

Versuchsführung und den wichtigsten Parametern.

Alle Versuche wurden mit einer Frequenz von 1,3 Hz bei

harmonischem Lastverlauf ausgeführt. Die Versuche 1 bis 9

waren Einstufenversuche, wobei die Mittellast auf dem exem-

plarischen Wert eines ICE-Mittelwagens nach Gl. (6-1) kon-

stant gehalten wurde. Der Versuch Nummer 10 war der

Betriebsfestigkeitsversuch. Die unterschiedliche Versuchfüh-

rung ergab sich aus dem Ziel, den Rissfortschritt zu bestim-

men.

Der Einfl uss der Versuchsführung auf die Lebensdauer wird

geringer eingeschätzt als der Einfl uss anderer Faktoren, wie

Werkstoffcharge und Kerbschärfe. Vermutlich hat die Ver-

wendung verschieden scharfer Fräser in den Fertigungslosen

für den Kerb zur einer Streuung in der Lebensdauer geführt,

die größer als die Streuung durch die Versuchsunterbrechun-

gen war, aber im Rahmen der möglichen maximalen Streuung

eines Schwingfestigkeitsversuchs lag.

7 Versuche Schienenabschnitte — Ergebnisse

Tab. 7-1

Übersicht zyklische Versuche an Schienenabschnitten

1) Korrigierte Werte – im Vergleich zum Kurzbericht vom September 2007

7.2 EinstufenversucheDie Auftragung aller gültigen Einstufenversuche nach Tab.

7-1 (Versuche 1 bis 8) führt zur Darstellung in Abb. 7-1.

Obwohl die Versuche bei verschiedenen R-Verhältnissen

gefahren wurden, wird die Darstellung hier als Wöhlerdia-

gramm bezeichnet.

In Abb. 7-1 werden weiterhin aus der Literatur bekannte

Werte von mit Head Checks geschädigten Schienen nach

[23] dargestellt. Der Vergleich der beiden Regressionsgeraden

über jeweils alle Werte zeigt einen nahezu gleichen Anstieg

bzw. Exponenten k der Haibach-Gleichung. Die Angleichung

des R-Verhältnisses im Versuch hätte zur Folge, dass beide

Geraden stärker zur Deckung gebracht werden könnten. Der

Einfl uss der Kerbwirkung von Head Checks und Kerben ist

offensichtlich hinsichtlich der Lebensdauer in Abhängigkeit

von der Spannungsamplitude vergleichbar. Extrapoliert man

die experimentellen Ergebnisse der gekerbten Schienen

entsprechend Abb. 7 1, so ergibt eine Amplitude von

±33 MPa eine Lebensdauer von rund 100 000 000 Zyklen.

Damit liegt diese Belastung im Bereich der sogenannten

Dauerfestigkeit.

Die Nachbarschaft der eigenen Versuchsergebnisse mit den

Literaturwerten legt es nahe, die Ergebnisse nach dem

Haigh-Diagramm mit einem sinnvollen Wert für den Mittel-

spannungseinfl uss auf das Verhältnis R = -1 zu transformie-

ren. Mit einem im zulässigen Bereich der Werkstoffklasse

gewählten Mittelspannungseinfl ussfaktor von 0,18 nach

FKM-Richtlinie [37] ergibt sich die Abb. 7-2.

22


Abb. 7-1

Wöhlerdiagramm mit vorgeschädigten Schienen des Profi ls 60 E1 (260) unter Biegung

Abb. 7-2

Transformiertes Wöhlerdiagramm mit vorgeschädigten Schienen des Profi ls 60 E1 (260) unter Biegung für R = -1 mit M = 0,18

(nach [37])

Dabei heben sich die schwachen Head Checks bei höheren

Amplituden im Vergleich mit der Darstellung in Abb. 7-1

deutlicher von den starken Head Checks ab. Die NOVUM-

Ergebnisse ordnen sich gut in die Folge der starken Head

Checks ein, wie durch die Lage der beiden Regressionsge-

raden demonstriert wird. Durch die Transformation des

R-Verhältnisses zeigen die gekerbten Schienenproben eine

bessere Übereinstimmung mit den starken Head Checks und

gleichzeitig werden die beiden Gruppen der Head Checks in

der Darstellung stärker differenziert.

7.3 BetriebsfestigkeitsversuchDer Fehler in der Belastung war praktisch vernachlässigbar.

Deshalb geben die Tab. A-3 und A-4 die Versuchsbelastun-

gen mit einem Fehler von weniger als der halben Klassenbreite

wider. Die erhaltene Lebensdauer im Betriebsfestigkeitsver-

such von 1 922 900 Zyklen entspricht 67471) Überfahrten

durch den Musterzug. Darin sind 377 8331) Überrollungen

durch eine Radachse enthalten, die, als Lebensdauer eines

Einstufenversuchs betrachtet, eine Spannungsamplitude von

rund ±115 MPa ergeben.

7.4 Bruchfl ächenNach dem Versuchsende wurde der Restbruch im Versuchs-

aufbau durch weitere Belastung in Wegregelung herbeige-

führt. Die Bruchfl ächen wurden anschließend dokumentiert,

wie das im Abb. 7-3 am Beispiel der Probe P24 dargestellt

ist. In der Zusammenstellung folgen die Bruchfl ächen aller

weiteren Proben. Die Abb. 7-10 rechts zeigt mittels Farbmar-

kierung, wie weit zum Versuchsende der Gewaltbruch in den

Schienenfuß hineingelaufen war.

1) Korrigierte Werte – im Vergleich zum Kurzbericht vom Sep-

tember 2007

23


Abb. 7-3

Versuch 1, Probe 24, ±141 MPa, 182 343 Zyklen rechts oben: nach dem Restbruch in der Maschine

Abb. 7-4

Versuch 2, Probe 26, ±141 MPa, 168 900 Zyklen, Aufnahmen bei variierter Beleuchtung

Auf einzelnen Bruchfl ächen hatten sich Strukturen gebildet,

die zunächst als Markierungen infolge von Laständerungen

interpretiert wurden. Durch Variation der Versuchsführung mit

langen und kurzen Beach-Marking-Blöcken konnte diese

Vermutung widerlegt werden. Die Abb. 7-3 bis 7-5 zeigen

dazu die Bruchfl ächen der Proben 24 bis 26. Es konnten kein

Zusammenhang zwischen der Versuchführung und den

unterschiedlich strukturierten Bruchfl ächenbereichen festge-

stellt werden.

Die gröber strukturierten Bereiche innerhalb der Schwing-

bruchfl äche weisen auf partiell verändertes Bruchverhalten

bzw. eine in diesen Bereichen stärker variierende Rissfort-

schrittsrate hin. In der Endphase waren vereinzelte Knack-

geräusche zu hören. Einzelne Messungen, wie das COD-

Signal, zeigten in diesen Bereichen stärkere Änderungen.

Hervorzuheben sind die auf fast allen Bruchfl ächen gut zu

sehenden, radial verlaufenden Bruchstrukturen, die am Kerb

beginnen. Sie sind Zeichen für hohe Spannungsgradien-

ten.

Die Abb. 7-13 verdeutlicht, dass der wachsende Riss, aus-

gehend vom Kerbgrund, nicht der schräg im Kopf verlaufen-

24


Abb. 7-5

Versuch 3, Probe 25, ±141 MPa, 179 847 Zyklen

links unten: nachbearbeitet; rechts unten: Aufnahme mit polarisiertem Licht

Abb. 7-6


Abb. 7-7


den seitlichen Kerbbegrenzung gefolgt ist. Deutlich sichtbar

ist, dass die auf der Kopfoberfl äche des rechten Bruchstücks

befi ndlichen spitzen Ecken des Kerbs nicht in den Rissverlauf

einbezogen sind.

7.5 RissfortschrittsmessungenDie Anwendung der Beach-Marking-Technik war, wie in

Abschnitt 5 und anhand der Bruchfl ächen in Abschnitt 7.4

dargestellt worden ist, nicht erfolgreich, da sich auf dem über-

wiegend perlitischen Gefüge keine Schwingstreifen abzeich-

neten. Die als Alternative verwendete Ultraschallmessung

lieferte aufgrund von Anpassungsproblemen keine quantitativ

gut verwertbaren Ergebnisse, die in [38] dargestellt sind.

Aufgrund der Beobachtung geometrisch ähnlicher halbellip-

tischer und nahezu kreisförmiger Rissfronten (Abb. 7-4 bis

7-12) wurden die Oberfl ächenrissmesswerte der Rissmess-

folien zur näherungsweisen Berechnung der maximalen

Risstiefe herangezogen. Die Abb. 7-14 zeigt dazu mit der Gl.

(7-1) die einfache Vorgehensweise.

Die Abb. 7-15 demonstriert am Beispiel der Probe 35 das

Ergebnis der Näherung im Vergleich mit der, aufgrund des

Versuchsabbruchs, einzigen gut auf der Bruchfl äche mess-

baren Risstiefe (zur Messung der Risstiefe siehe letzter Absatz

S.35).

Es ergab sich ein Fehler der Gl. (7-1) von etwa +2 mm, was

rund 10 % der Risstiefe entspricht. Es ist davon auszugehen,

25


Abb. 7-8


Abb. 7-9


Abb. 7-10

Versuch 8, Probe 32, ±113 MPa, 292 568 Zyklen rechts: Markierung der Rissfront im Schienenfuß bei Versuchsende

Abb. 7-11

Versuch 9, Probe 35, ±125 MPa, Abbruch bei 406 961 Zyklen mit

Überlast

Abb. 7-12

Versuch 10, Probe 34, Kollektivextremwerte: -189 MPa … 108 MPa

1 922 900 Zyklen

26


dass alle nach Gl. (7-1) ermittelten Risstiefen zu groß

bestimmt wurden. Eine Ursache liegt darin, dass der Mittel-

punkt der angenommen kreisförmigen Rissfrontgeometrie

bei Anpassung an die tatsächliche Rissfront etwa 2 mm

oberhalb der Kopfoberfl äche liegt. Auf eine systematische

Korrektur dieses Fehlers wurde hier ebenso verzichtet wie

auf die Berücksichtigung der gekrümmten Kopfoberfl äche.

Die Abb. 7-16 vereinigt alle Messungen nach Gl. (7-1). Für

die Probe 35 wurde eine Lebensdauer von 420 000 Zyklen

angenommen. Trotz dieser Annahme und der Verwendung

extrapolierter Werte ordnet sie sich gut in das Gesamtbild

ein.

Der Betriebsfestigkeitsversuch Probe 34 ordnet sich ebenfalls

in das Gesamtbild ein. Aufgrund der wenigen Versuche und

der vorhandenen Lebensdauerstreuung wird von differen-

zierten Schussfolgerungen zur Lage der einzelnen Kurven

abgesehen. Es ist jedoch zu vermuten, dass höhere Ampli-

tuden zu einer, bezogen auf die Zeitbasis N/NB, früheren

Rissinitiierung und damit eher zu größeren Risstiefen führen.

Insofern zeigt der Betriebsfestigkeitsversuch in Abb. 7-16 ein

Risswachstum, das eher einer höheren Amplitude zuzuord-

nen ist.

Die Vermessung der Bruchfl äche erwies sich aufgrund der

unscharfen Kontur beim Übergang vom Schwingbruch zum

Gewaltbruch als stark fehlerbehaftet. In Abb. 7-17 ist die

Risstiefe in Abhängigkeit von der Belastungsamplitude ange-

geben, wobei die Streuung der Ergebnisse ersichtlich ist.

Die Messung der Risstiefe auf der Bruchfl äche erfolgt in

Anlehnung an das Schienenprofi l. Es wird dazu der senk-

rechte Abstand der Tangente an den höchsten Punkt des

Schienenkopfs und ihrer Parallele an den tiefsten Punkt der

Rissfront gemessen. Die nach dem gleichen Verfahren ermit-

telte Risstiefe beträgt für den abgebrochenen Versuch Probe

35 rund 19 mm (siehe auch Abb. 7-15) und für den Betriebs-

festigkeitsversuch Probe 34 rund 29 mm.

Abb. 7-13

Kerb nach dem Bruch, Probe 22

Näherungsweise Bestimmung der Risstiefe:

(7-1)

Abb. 7-14

Festlegungen zur Bestimmung der Risstiefe aus den Oberfl ächenmes-

sungen (Probe 35)

Abb. 7-15

Messung und Berechnung der Risstiefe am Beispiel der Probe 35 Berechnung mit extra- und Interpolierten Messwerten

a

bc

27


Abb. 7-16

Angabe der Risstiefe in Abhängigkeit vom Versuchsfortschritt

Geht man mit dem Wert von 29 mm in die Regressionsgerade

der Abb. 7-17, so ergibt sich als Spannungsamplitude

±110 MPa. Diese Amplitude kann, da sie mit dem Schädi-

gungskriterium „Risstiefe“ gewonnen wurde, als schädi-

gungsäquivalente Amplitude für die Belastung im Betriebs-

festigkeitsversuch angesehen werden.

Die Messung der Riss- bzw. Kerbaufweitung über den COD-

Aufnehmer liefert ebenfalls ein mit der Rissentwicklung kor-

reliertes Signal. Anhand des COD-Signals lässt sich vermu-

Abb. 7-17

Gemessene Risstiefe der Einstufenversuche bei Versuchsende

ten, dass sich zwischen 40 und 60 % der Lebensdauer ein

wachstumsfähiger Riss gebildet hat. Die Abb. 7-17 zeigt

exemplarisch die COD-Verläufe zweier Einstufenversuche

und des Betriebsfestigkeitsversuchs Probe 34.

Die Probe 24 repräsentiert den ersten Versuch, dargestellt

sind die Werte der kontinuierlichen Datenaufzeichnung. Die

beiden erkennbaren Sprünge in der zweiten Hälfte könnten

ihre Ursache im diskontinuierlichen Risswachstum haben.

28


Die Probe 25 und die Probe 34 zeigen die Messwerte aus

dem handschriftlichen Versuchsprotokoll. Die Streuung der

Werte von Probe 25 erklärt sich durch elektrische Störungen,

während Probe 34 sich deutlich besser darstellt.

7.6 Gegenüberstellung Rissfortschritt SE(B)-Proben und Schienenabschnitte Die aus den Versuchen mit Schienen ermittelten Rissfort-

schrittsraten können direkt mit den Ergebnissen der Werk-

stoffproben verglichen werden. Die Berechnung des Span-

nungsintensitätsfaktors nach Budnitzki und Edel [39] ist bis

Normierte Lebensdauer N/NB

CO

D-S

pitz

en-S

pitz

enw

ert

inm

Abb. 7-17

Verlauf des COD-Signals (Spitzen-Spitzenwert)

K in MPa mm1/2

da/d

N in

mm

/Sch

win

gspi

el

da/dN = C (?KI)m

?KI = ??b (?a)1/2

zu einer bestimmten Risstiefe, die etwa der vorliegenden

kritischen Risstiefe von 35 mm entspricht, in der bekannten

einfachen Form möglich. Die Abb. 7-18 zeigt in einem Riss-

fortschrittsdiagramm die Regressionsgeraden und die sich

ergebenden Paris-Exponenten m. Berücksichtigt man die

unterschiedlichen R-Verhältnisse sowie die tendenziell zu

groß bestimmte Risstiefe im Schienenversuch, nähern sich

die Geraden der beiden Probenarten weiter an. Zu beachten

ist, dass bei der Berechnung des Spannungsintensitätsfak-

tors das R-Verhältnis vernachlässigt und die volle Schwing-

weite angesetzt wurde

Abb. 7-18

Vergleich der Rissfortschrittsraten von Schienen- und Werkstoffproben

da/dN = C ( KI)m

KI = b ( a)1/2

m = 5,1 m = 4,2 und 5,1

29


Der Prüfstand hat sich für Wechsellasten konstanter und

variabler Lastamplitude bewährt. Obwohl Gegenversuche zu

den Untersuchungen in [23] nicht ausgeführt wurden, ergibt

sich aus dem Vergleich der mit starken Head Checks geschä-

digten Schienen und den gekerbten Schienen, dass der Kerb

für die Ermittlung der Lebensdauer und dem sich ausbrei-

tenden Querriss ein gutes Äquivalent für starke Head Checks

ist.

Die unter der defi nierten Geometrie und den nachvollziehba-

ren Lasten ermittelten Lebensdauern ergeben eine Daten-

basis, um Lebensdauerberechnungen zu validieren. Das

ermittelte Risswachstum ist unter Beachtung des Messfehlers

ebenfalls zur Validierung verwendbar.

Die Rissmessung kann durch Kalibrierung der COD-Messung

verbessert werden. Dazu ist es erforderlich, Versuche in

verschiedenen Phasen abzubrechen und die Proben aufzu-

brechen (siehe Versuch 9, Probe 35). Die Vermessung des

Risses auf der Bruchfl äche und eine Zuordnung zum COD-

Signal sind dann möglich. Ebenso ist die Entwicklung der

Rissfront, besser approximierbar durch eine Ellipse mit sich

verschiebenden Brennpunkten, beschreibbar. Eine parallele

Berechnung der Rissaufweitung wäre hilfreich, um den Ein-

fl uss der Form der Rissfront bzw. -fl äche auf das COD-Signal

zu untersuchen. Gleichzeitig wäre das ein Beitrag zur Vali-

dierung der Berechnungsverfahren.

Die durch den Kerb vorgegebene Vorzugsrichtung für eine

mögliche Rissausbreitung hatte aufgrund der dominierenden

Mode-I-Belastung keinen Einfl uss auf die Entwicklung des

Querrisses. Für eine realitätsnähere Belastung und damit für

eine modifi zierte Rissausbreitung insbesondere zu Beginn

der Phase 2 erscheinen zwei Aspekte von Bedeutung:

8 Diskussion und Schlussfolgerungen

– Berücksichtigung der thermisch induzierten Spannun-

gen

– Einführung einer ortsveränderlichen Krafteinleitung

Aufgrund des Aufwandes für einen modifi zierten Versuchauf-

bau einerseits und bereits bestehender komplexer Versuch-

einrichtungen andererseits [40] ist eine präzise Zielorientie-

rung, in denen das erwartete Verhalten rechnerisch

vorweggenommen wird, für anschließende experimentelle

Aufgabenstellungen sinnvoll.

Der durchgeführte Betriebsfestigkeitsversuch lässt als orien-

tierender Versuch die Schlussfolgerung zu, dass der wesent-

liche Anteil der Schädigung durch die einzelnen Überrollungen

verursacht wird. Ausgehend von der Zahl der Überrollungen

und unabhängig davon, ausgehend von der erreichten

Risstiefe, ergibt sich als Amplitude eines Einstufenversuches

mit der aufgenommenen Wöhlerlinie ±115 bzw. ±110 MPa.

Damit ist, unter Berücksichtigung der Versuchsunsicherheit,

zumindest hypothetisch, eine für das Versuchskollektiv schä-

digungsäquivalente Amplitude gemäß Aufgabenstellung

gefunden.

Um mit einer Schädigungsrechnung direkt auf die äquivalente

Amplitude schließen zu können, muss das Verhalten des

Werkstoffs hinreichend untersucht sein [41]. Zum Beispiel

wird in [42] gezeigt, wie an Werkstoffbiegeproben unter

variabler Belastung Daten für eine Berechnung des Rissfort-

schrittverhaltens gewonnen werden. Für die Ableitung ver-

allgemeinerungsfähiger Aussagen zur Schadensakkumulation

sind weitere Versuche mit variierten Kollektiven an Bauteil-

bzw. Werkstoffproben erforderlich.

Die Forschungsstelle BAM führte Untersuchungen zur Aus-

breitung von Querrissen im Bauteil Schiene in zehn Einstufen-

und Betriebsfestigkeitsversuchen durch. Es wurden die

Lebensdauer und die Rissentwicklung einer durch einen

außermittigen Kerb vorgeschädigten Schiene des Profi ls

60 E1 (260) ermittelt. Die gekerbten Schienen zeigen ein zu

aus der Literatur bekannten Schienen mit starken Head

Checks vergleichbares Verhalten. Der Rissfortschritt der

Bauteilversuche wird mit Ergebnissen an SE(B)-Proben ver-

9 Zusammenfassung

glichen. Die Ableitung der Belastungsfunktion aus realen

Schienenbelastungen für die 3-Punkt-Biegung unter Wech-

sellast und die Versuchsbedingungen werden als Basis für

die Validierung von Berechnungsverfahren hinreichend

beschrieben.

Wir möchten an dieser Stelle dem BMBF für die fi nanzielle

Förderung des Vorhabens danken.

30


10 Literatur

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NOVUM – Neue Methoden für die quantitative Vor-

hersage der Leistungsfähigkeit des Eisenbahnfahr-

elements Schiene bei Zunahme der betrieblichen

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31


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implements it as the UK national standard. It super-

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withdrawn)

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Datensatz \NOVUM\Daten_Ripke_ICE 1 April 2005\

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[39] BUDNITZKI, G.; EDEL, K.-O.:

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[42] JOSEFSON, B. L.; SVENSSON, T.; RINGSBERG, J.

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32


Insgesamt wurde auf der Grundlage des Zuwendungsbe-

scheids vom 21. Juli 2004 eine Förderung in Höhe von

39.455 € in Anspruch genommen. Davon entfallen 31.432 €

auf Personalmittel, für die ein Techniker zur Durchführung der

11 Verwendung der Fördermittel (Überblick)

Versuche für ein Jahr eingestellt worden war. Vom Rest ent-

fallen rund 5713 € auf Verwaltungskosten und Verbrauchs-

mittel sowie rund 2310 € auf Reisemittel.

Als Graue Literatur sind folgende Beiträge in Verbindung mit

der Arbeit an dem Projekt entstanden und verbreitet wor-

den:

NICKOL, N.: Numerische Ermittlung der Schienenbelastung

beim Überrollen durch einen ICE-Mittelwagen und Bestim-

mung des Lastangriffbereichs für die Lebensdauerprüfung

eines angerissenen Schienenstücks. - TFH Berlin, FB II, Dipl.-

Arbeit, 2005

BREKOW, G; BORK, C.-P.; SCHÖNE, D.; KÖHLER, F.:

Risstiefenbestimmung mit Ultraschall an dauerschwingbe-

lasteten Schienentestkörpern. – In: DGZfP-Jahrestagung

2007, 14.- 16.5.2007, Fürth (Proceedings) (2007) BB 104-CD

(Poster 10), 1-6; Hrsg.: Deutsche Gesellschaft für Zerstö-

rungsfreie Prüfung (DGZfP)

ISBN 978-3-931381-98-1

12 Veröffentlichung der Ergebnisse

SCHÖNE, D.; BORK, C.-P.; BREKOW, G.: Fatigue Tests with

Notched Rails. – In: Workshop on “Fatigue and Damage

Tolerance of Railway Rails”, Paris, May 10-11, 2007/European

Structural Integrity Society (ESIS) – Technical Committee (TC)

24; Zerbst, U. [Hrsg.]

SCHÖNE, D.; BORK, C.-P.: Schwing- und Betriebsfestig-

keitsuntersuchungen an vorgeschädigten Eisenbahnschienen

des Profi ls UIC 60. - In: Bruchmechanische Werkstoff- und

Bauteilbewertung: Beanspruchungsanalyse, Prüfmethoden

und Anwendungen, 41. Tagung des DVM-Arbeitskreises

Bruchvorgänge, Wuppertal, 17.-18.02.2009. – S. 253 - 262

(DVM-Berichte ; 241)

33


AnlageTab. A-1

Spaltenweise Folge der Extremwerte (Umkehrpunkte) der realen Biegespannungen b des ICE-Musterzugs

34


Tab. A-1

Spaltenweise Folge der Extremwerte (Umkehrpunkte) der realen Biegespannungen b des ICE-Musterzugs – Fortsetzung

35


Tab. A-2

Klassenzuordnung der realen Biegespannungen b des ICE-Musterzugs auf der Grundlage der Originaldaten [34]

36


Tab. A-3

Spaltenweise Folge der Extremwerte (Umkehrpunkte) der Biegespannungen b im Betriebsfestigkeitsversuch Probe 34

37


Tab. A-3

Spaltenweise Folge der Extremwerte (Umkehrpunkte) der Biegespannungen b im Betriebsfestigkeitsversuch Probe 34 – Fortsetzung

38


Tab. A-4

Klassenzuordnung der Biegespannungen b im Betriebsfestigkeitsversuch Probe 34

Documents

Schwing- und Betriebsfestigkeitsuntersuchungen an ... · Forschungsbericht 283 Berlin 2009 Schwing- und Betriebsfestig-keitsuntersuchungen an Eisenbahnschienen UIC 60 unter Wechselbiegung