A sínhibák kialakulásának gyakorlatból ismert jellemzői

Az európai vasutak utóbbi negyvenöt évére visszatekintve a vontatójárművek, a tengelyterhelés és az átbocsátott éves bruttó elegy­tonna tekintetében is hatalmas fejlődést, növekedést láthatunk. A korszerű vontatójárművek hajtásvezérlése a makrocsúszás tartományában lehetővé teszi az egyre nagyobb indítási vonóerő kivezérlését. Ez az érték az ÖBB mozdonyflottájának adatai szerint az 1. ábra alapján, 1978 és 2014 között 64 kN-nal növekedett, míg a maximális vonóerő a 2. ábra szerint közel 79%-kal emelkedett.
A vontatójárművek teljesítményének fejlesztésére köztudottan azért volt szükség, mert a vasútvonalak tervezési sebességének növekedése mellett a tengelyterhelés növelésére is erős igény mutatkozott. A személyszállító vonatok sebessége egyes európai vasutakat (SNCF, DB) tekintve a menetrend szerinti 300 km/h feletti értéket is elértek, míg a teherszállítás tekintetében a megkívánt standard a 22,5 kN tengelyterhelés lett, amelynek időbeni változásáról jó képet ad a 3. ábra. A sín és kerék kapcsolatának és azok elhasználódásának tekintetében egy másik fontos tényező a járművek áthaladásának gyakorisága, amelyet általában az átbocsátott bruttó elegytonnával jellemezhetünk. Például az ÖBB a hálózatán mutatkozó egyre nagyobb szállítási igények mértékére mintegy 50%-os teljesítménynövekedést prognosztizál a 2009 és 2025 közötti időszak tekintetében.

A folyamatosan növekedő igénybevételek megkövetelték a pálya és a gördülőállomány fejlesztését is. Gondoljunk csak arra, hogy a hazai vonalhálózat felépítménye a hatvanas évekig jellemzően „i” és „C” sínekkel épült. A hetvenes évektől kezdődött a 21 kN terhelésnek megfelelő MÁV 48 felépítmény, majd a 22,5 kN terhelés viselésére alkalmas 54 kg/fm sínrendszerek alkalmazása. Napjainkban már szinte minden új építés és felújítás 60 kg/fm rendszerrel történik. Azonban nem csak a folyópálya, de a kitérők tekintetében is ugyanez a tendencia volt jellemző. További fejlesztések következtek a sínek anyagjellemzői tekintetében is, gondoljunk csak a szakítószilárdság és a keménység értékeinek növelésére. Ezen fejlesztésektől a normál üzemi kopások csökkenését várták el, miáltal karbantartási időt és költségeket takaríthatnak meg. A változó anyagminőségek és körülmények azonban újabb meghibásodási jelenségeket hoztak magukkal. Manapság a különféle gördülési érintkezési (rolling contact fatigue – RCF) típusú meghibásodásokkal kell szembenéznie az üzemeltetőnek, a korábbi leggyakoribb meghibásodás, a síntörés helyett. Az új hibajelenség természetesen a síndiagnosztikában is fejlesztési kényszert generált, ahogyan a karbantartási stratégiák és technológiák területén is változást sürgetett.

A jelenlegi gyakorlat kritikája

Az általánosan használt Hertz-féle képlet szerint az érintkezési feszültség értéke csupán a kerék terhelésétől és a kerék futókörének sugarától függ. Ezt az összefüggést az 1. képlet szemlélteti [2], az összefüggés értelmezését a 4. ábra segíti.

ahol:
qmean: az érintkezési feszültség átlagértéke [N/mm²],
Q: a kerékterhelés [kN],
r: a kerék futókörének sugara [mm].

Az 1. képlet szerinti összefüggés alapján a sínfejben kialakuló nyírófeszültség maximális értéke a 2. képlet segítségével számítható Esveld nyomán [2], figyelembe véve a sínanyag Poisson-tényezőjét (ν=0,3). Arra fel kell hívni a figyelmet, hogy a biztonság kárára tett közelítésen alapuló összefüggést mutatunk be, amely alapján helytelenül az érintkezési feszültség átlagértékéből származtatjuk a nyírófeszültség maximumát.

A sínfejben kialakuló nyírófeszültség eloszlását az 5. ábra szemlélteti. A maximális érték:

ahol:
τmax: a sínfejben kialakuló nyírófeszültség maximuma [N/mm²].
 

Az érintkezési feszültségre bemutatott 1. képlet az eredeti Hertz-féle összefüggés egyszerűsített formulájának további egyszerűsítéseképpen jött létre. Az eredeti egyszerűsített formulát Eisenmann alkotta meg [2] a 3. képletnek megfelelő formában. Ez a kifejezés is átlagértéket szolgáltat, hasonlóan az 1. képlethez.

ahol:
qmean: az érintkezési feszültség átlagértéke [N/mm²],
Q: a kerékterhelés [kN],
r: a kerék futókörének sugara [mm],
2b: az érintkezési ellipszis szélessége [mm],
E: a sínanyag rugalmassági modulusa [N/mm²],
ν: a sínanyag Poisson-tényezője [-].
A 3. képletbe behelyettesítve az alábbi értékeket, megkapjuk az 1. képletet [2], mintegy a gyakorlati tapasztalatokon nyugvó további egyszerűsítést:
E = 210 000 N/mm²,
ν = 0,3,
b = 6 mm.

Ha feltesszük a kérdést, hogy vajon miért alakultak ki a korábbiakhoz képest új hibajelenségek, akkor joggal gondolhatunk a megnövekedett terhelésre, azonban ez túl egyszerű válasz lenne, hiszen a vasutak lépéseket tettek azzal, hogy emelték a sín keresztmetszetét, szakítószilárdságát, keménységét, új sín- és kerékprofilokat alkottak meg. Azonban, ha a számítások során használt elméletet vizsgáljuk, akkor ennek a közelítésnek a hibája máris láthatóvá válik, hiszen míg az anyagjellemzők terén valós értékekkel számolnak, addig az érintkezési ellipszis fél szélességére egy erősen hipotetikusnak nevezhető közelítést alkalmaztak. Ezt a közelítést elfelejtve a szakma már csak a kellően megnyugtató eredményeket biztosító 1. képletet jegyezte meg és alkalmazta. Az élet viszont nem igazolta ennek megnyugtató voltát, mivel a vasúti hálózat jelentős része gördülési érintkezési hibákkal terhelt. Erre mutat példát a 6. ábra.

Dr. Kazinczy Lászlónak 2000-ben, a Műszaki Szemlében megjelent cikke [3] tekinthető egy olyan fontos mérföldkőnek a téma vizsgálatában, amely új alapokra helyezi a vizsgálat módját. Szakít a korábbi eljárással és a valóságos körülményekhez közelebb álló henger-henger érintkezési modell alapján vizsgálja a problémát, amelynek elvét a 7. ábra szemlélteti.
Rámutat arra is, hogy az így számítható feszültségek lényegesen nagyobbak lehetnek a közelítő képletek alapján meghatározottaknál. A sín-kerék kapcsolatnál kialakuló Hertz-féle feszültségi testet a 8. ábrán láthatjuk. Módszerének hátránya, hogy pontos eredményt csak a vasúti őskerék (aminek abroncsa 1:20 dőlésű alkotóval megszerkesztett kúpos felület volt) mintájára megalkotott kúpos kerekek esetén szolgáltat, illetve akkor, ha az egyéb kerékprofilok esetén a kúpos felületen történik az érintkezés.

Az összetett kosárgörbe kialakítású kerékprofilok esetén ez a megoldás is csupán közelítő eredményt képes szolgáltatni. Tovább kell lépni, meg kell alkotni azokat a módszereket, amelyekkel számítani lehet a ma járatos összetett kerékprofilok és sínprofilok érintkezésének megfelelő feszültségeket. Foglalkozni kell továbbá a különféle kopású sín- és kerékprofilok érintkezésekor kialakuló feszültségek számításával is. A 9. ábra mutatja az új és a kopott kerék, valamint a szabványos sín érintkezésénél releváns felületeket, ahol az érintkezési pont kialakulása várható.

 Látható, hogy az eredeti kerékprofil jól illeszkedik a sín vezető- és futófelületéhez, a rendszer működése szempontjából ideális futást biztosít, míg a kopott kerék számos kedvezőtlen érintkezési ponttal jellemezhető. A 10. ábrán három esetet mutatunk be, ahol a sín és kerék érintkezése kapcsán kialakuló Hertz-féle feszültségi test más és más érintkezési geometriákat vesz fel. Számítások ismerete nélkül is könnyen belátható, hogy az érintkezési felület változása nagyban befolyásolja a kialakuló érintkezési és nyírófeszültség értékét. Az ábrán az „a” méret a körvonal ellipszis fél nagytengelyének hossza, míg a „b” méret a körvonal ellipszis fél kistengelyének hossza.

Annak érdekében, hogy az eredeti Hertz-féle számítási módot és annak gyakorlati alkalmazását be tudjuk mutatni, Ponomarjov Szilárdsági számítások a gépészetben című könyvének 3. kötetét [4] hívtuk segítségül. Cikkünkben ismertetjük az igénybevételi oldalon álló mennyiségen túl az ellenállási oldali határértékek származtatását is, amelyet részben Esveld munkája [2], részben Faber Gusztáv és szerzőtársai által jegyzett Hegesztett szerkezetek című könyv [5] alapján vezetünk le.

Az érintkezés vizsgálata a pontos összefüggések alapján

Ponomarjov és szerzőtársai könyvükben [4] 91 oldal terjedelemben tárgyalják az érintkezés kérdéskörét mind elméleti, mind gyakorlati oldalról. Bemutatják a Hertz-féle eredeti elmélet megoldásának gyakorlati lehetőségeit és a gyakorló mérnökök számára is kínálnak alkalmazható módszereket. Cikkünkben nem kívánjuk az elméleti hátteret részletesen ismertetni, hanem a gyakorlati alkalmazhatóság bemutatására törekszünk. Jelölésrendszerünkben követjük a hivatkozott szakirodalom jelölésrendszerét, ahol szükséges, ott saját jelöléseket is bevezetünk.
Az érintkező felületek geometriáját négy sugárértékkel tudjuk jellemezni a számításainkban, ebből kettő a kerékre, míg kettő a sínfejre jellemző mennyiség:
1. a kerék futókörének sugara (R11),
2. a keréktalpon lévő lekerekítés sugara az érintkezési pontban (R12),
3. a sínfej lekerekítő ívsugara az érintkezési pontban (R21).
4. a sínszál függőleges lekerekítő sugara (R22).
Megjegyzés:

• A sugárértékek milliméter dimenzióban értelmezettek.
• A keréktalpon lévő lekerekítés homorú kialakítású, így a sugárérték negatív előjelű.
• Abban az esetben, ha a keréktalp kúpos részén történik az érintkezés, akkor a sugár értékére nagyon nagy számot kell alkalmazni (például 1010 mm).
• A sínszál függőleges lekerekítő sugarának értéke a többi mennyiséghez képeset több nagyságrenddel nagyobb, a gyakorlati számításokban vizsgálata elhanyagolható. A domború lekerekítő ív esetén a sugár értéke pozitív előjelű, míg a homorú lekerekítő ív esetén negatív.

A számítás első lépésében meg kell határozni az érintkezésre jellemző geometriai mennyiségeket. A 4. a)–d) képleteknek megfelelően az érintkező testekre jellemző főgörbületeket tudjuk számítani az érintkezési pontban, míg ezek összegét az 5. képlet szerint.

A kerék főgörbületei az érintkezési pontban:

A sínszál főgörbületei az érintkezési pontban:



Az érintkezési pontban lévő főgörbületek összege:

A meghatározott görbületek alapján meghatározhatóvá válik az Ω segédmennyiség, amely a gyakorlati megoldásban fontos szerepet játszik. Számítását a 6. a) és 6. b) képletek szerinti segédmennyiségek bevezetését követően a 6. c) képlet foglalja össze.
A 6. képletben egyetlen ismeretlen mennyiség van, az ω. Ez a mennyiség a k11 és k21 görbületek síkja között bezárt szöget jelöli. Mivel a kerék futókörének görbületi síkja és a sínszál lekerekítő ívének görbületi síkja egymásra merőlegesnek tekinthető, így a szögérték kétszeresének koszinusza a 7. képlet alapján vehető figyelembe.

A geometriai mennyiségek ismeretében a számítás második lépésében jellemezni kell az érintkezést anyagtulajdonsági oldalról is. Ehhez a két érintkező test rugalmassági modulusát (E1 és E2) és Poisson-tényezőjét (μ1 és μ2) kell ismernünk. Ezek alapján az érintkező testek rugalmassági állandója a 8. képletnek megfelelően számítható.

Megjegyzés:

• A rugalmassági modulus értékei N/mm2 dimenzióban értelmezettek.
• Azonos anyagú érintkező testek esetén a képlet egyszerűsíthető a 9. képletnek megfelelő módon:

A számítás harmadik lépésében meg tudjuk határozni a kialakuló maximális Hertz-féle feszültséget, az érintkező testek azok rugalmas deformációja miatt bekövetkező közeledését, a sínfejben fellépő nyírófeszültség maximumát, valamint a maximumhely mélységét az érintkező felület alatt.

Az érintkezési pontban fellépő maximális érintkezési feszültség (p0) a 10. képlet alapján számítható általános módon.
ahol:
F: a kerékerő [N],
a: a körvonal ellipszis fél nagytengelyének hossza [mm],
b: a körvonal ellipszis fél kistengelyének hossza [mm].
A körvonal ellipszis fél tengelyeinek hossza a 11. a) és b) képlet segítségével határozható meg. A képletben szereplő na és nb segédmennyiségek a korábban bevezetett Ω segédmennyiség függvényében az 1. táblázatból vehetők ki. A táblázat értékei között lineáris interpoláció alkalmazandó az Ω érékének megfelelően.

Az 1. táblázat értékei segítségével meg tudjuk határozni a Hertz-féle feszültség maximumát a 12. képletnek megfelelően közvetlenül is, illetve az érintkező testek rugalmas deformációja miatt azok bekövetkező közeledését is a 13. képlet alapján. A képletekben alkalmazott jelölések megegyeznek a korábbiakkal.

Az érintkezési feszültség ismeretében Ponomarjov és szerzőtársai [4] arra a megállapításra jutottak, hogy acélanyagú érintkező testek esetén, ha az érintkezés elliptikus, akkor a sínfejben ébredő maximális nyírófeszültség értéke a féltengelyek arányától gyakorlatilag független és a 14. képlet szerint vehető számításba.
Ponomarjov és szerzőtársai [4] részletesen vizsgálták továbbá a felületen kialakuló nyírófeszültség értékét is. Ennek elemzése során viszont arra jutottak, hogy ennek értéke a körvonal ellipszis féltengelyeinek arányára érzékeny mennyiség, maximális értéke nem nagyobb, mint a 15. képlet szerinti érték, amely jóval kisebb, mint a sínfejen belül kialakuló érték, viszont nem elhanyagolható mértékű.
A felületen ébredő feszültségek vizsgálata esetén további megfontolások válnak szükségessé, ha figyelembe kívánjuk venni a sín és a kerék közötti súrlódás hatását.
A nyírófeszültség maximális értékének mélysége a futófelület alatt Georg Havlicek és szerzőtársainak cikke [6] alapján határozható meg a 16. képlet szerint, pontszerű érintkezés esetén. Ezt a képletet a korábbi jelöléseknek megfelelően átalakítottuk és a 17. képletet nyertük. A képletben a sín vizsgálata esetén a sín anyagára jellemző mechanikai paramétereket kell behelyettesíteni.
Megjegyzés:

• A képlet nem veszi figyelembe a keréktalp lekerekítő ívének sugarát, így az eredmény közelítő értéknek tekinthető.

A bemutatott számítás alkalmas arra, hogy az igénybevételi oldalon megjelenő mennyiségeket számszerűsíteni tudjuk. Ahhoz, hogy az ellenállási oldalt is számszerűsíteni tudjuk, további szakirodalmi kutatást végeztünk, amelynek eredményeit a következő fejezetben foglaljuk össze.

Határértékek az érintkezési és nyírófeszültségek vizsgálatához

A gyakorlati feladatok megoldásához rendkívül kevés határérték áll rendelkezésre a Hertz-féle feszültség esetében. A Hegesztett szerkezetek [5] e fejezete foglalkozik a daruszerkezetek kérdéskörével. A fejezet szerzője, Massányi Károly a darupályasín fejszélességének számításához a 18. képlet szerinti értéket adja meg.

ahol:
σHm: a Hertz-feszültség megengedett értéke [N/mm²],
σB: a sín szakítószilárdsága [N/mm²].

Itt biztonsági tényezőt nem rendeltünk ehhez az értékhez, viszont a sínfej szükséges szélességének megválasztásakor n=3,3 értékű biztonsággal számolunk.
A nyírófeszültség határértékének számítása során szerencsésebb helyzettel találkozik a tervező, hiszen Esveld [2] is közöl határértéket, amelyet a 19. képlet szemléltet:
ahol:
τm: a nyírófeszültség megengedett értéke [N/mm²],
σB: a sín szakítószilárdsága [N/mm²].

Ez a megközelítés n=2,0 értékű biztonsági tényezőnek felel meg a gyakorlatban.
Mivel a Hertz-féle érintkezési feszültséghez nem tudunk egyértelműen biztonsági tényezőt rendelni, így annak határértékét javasoljuk a nyírófeszültség maximumára vonatkozó összefüggés alapján meghatározni. Ez a megoldás nem elfogadott mérnöki konszenzuson alapul, hanem e cikk szerzőinek saját elgondolásán. A határérték meghatározásakor először a sínfejben maximálisan kialakuló nyírófeszültség és a Hertz-féle feszültség közötti kapcsolatot vesszük figyelembe a 14. képlet szerint. Határhelyzetben ez a mennyiség tartozik egyenlőnek lenni a 19. képlet szerinti nyírófeszültségi határértékkel. A két egyenlet összevonása által a 20. képlet szerinti összefüggésre jutunk, amelyet rendezve a Hertz-féle feszültség felső határára a 21. képlet szerinti összefüggést kapjuk, amelyet egyszerűsítve a 22. képlet szerint meghatározhatjuk az érintkezési feszültség megengedhető maximális értékét (p0).
A gyakorlati számítások megkönnyítése érdekében javasoljuk, hogy a 22. képlet szerinti összefüggés egyszerűsítése által a Hertz-féle érintkezési feszültség határértékére a 23. képlet szerinti összefüggést alkalmazzuk. Ennek az értéknek az alkalmazása gyakorlati szempontból azért is előnyös, mert így implicit módon a sínfejben ébredő nyírófeszültség értéke is biztosan határérték alatti és a megfelelőség igazolása külön vizsgálatot nem igényel.
A gyakorlati számítások érdekében az Esveld [2] által megadott sínacél minőségekhez a 19. és 23. képlet alapján meghatároztuk a határértékeket, amelyeket a 2. táblázat foglal össze.
Megjegyzés:

• A termékkínálatban megtalálhatók már az R370 CrHT és az R400 HT sínminőségek is. Ezek 1280 N/mm2 szakítószilárdsággal és 9% szakadónyúlással bírnak. A Hertz-féle feszültség megengedett értéke ezek alapján 1126 N/mm², míg a nyírófeszültség határértéke 369 N/mm².

Esveld [2] a sínanyag összetétele alapján is kínál lehetőséget a szakítószilárdság meghatározására a kiinduló érték meghatározásához, amelynek módját a 24. képlet mutatja be.
A gyakorlati munka megkönnyítése érdekében Esveld [2] nyomán a folyáshatárra (25. képlet) és a szakadónyúlásra (26. képlet) vonatkozó összefüggéseket is közöljük.

A szakadónyúlás kérdése azért tekinthető lényegesnek, mivel az RCF-hibák kezelésének gyakorlati módja a szakítószilárdság növelése. Mint látjuk, ez a megoldás eredményes lehet, hiszen a kifáradási határszilárdságot képes eredményesen növelni (2. táblázat), de ez ridegebb acélszerkezetet eredményez a sínfejben, amely a repedésterjedés szempontjából nem tekinthető kedvezőnek. A fejedzett sínek megítélése külön vizsgálatot igényel, ennek vizsgálatára cikkünkben nem térünk ki.
Az ismertetett modell validációja, a téma relevanciájának igazolása
Annak érdekében, hogy az általunk bemutatott számítási módszert validálni tudjuk és rá tudjunk mutatni a vizsgált téma relevanciájára, felhasználtuk az Esveld [2] által közölt adatokat, amelyek Q=60 kN kerékterhelés esetén érvényesek a vizsgált geometriai mennyiségek mellett. Felhívjuk a figyelmet arra, hogy valós körülmények között ennél nagyobb kerékterhelések vizsgálata is szükséges lehet!

Az Esveld által közölt értékeket a 3. táblázat foglalja össze, míg az általunk bemutatott módszer alapján számított értékeket a 4. táblázat.
Az elvégzett vizsgálatok és azok eredményei alapján belátható, hogy a bemutatott módszer kellően pontos és a számított érintkezésifeszültség-értékek jól közelítik a szakirodalmi értéket. Ha megvizsgáljuk a közelítő összefüggéssel számítható értékeket, akkor azt tapasztaljuk, hogy az első három sor esetén ennek értéke 496 N/mm2 lenne, míg a negyedik sor esetén 869 N/mm². Ezek a közelítő értékek jól szemléltetik, hogy mekkora álbiztonságot képes szolgáltatni a közelítő képlet a valós értékekhez képest.

A kapott eredmények és a 2. táblázatban összefoglalt határértékek összehasonlítása meglepő eredményre vezet. Látható, hogy a vasúti őskeréknek megfelelő kúpos kialakítás (1. eset) esetén a Hertz-feszültség értéke kellően jó minőségű sínacélt kíván meg, szemben a kopási profilnak megfelelő kialakításhoz (2. eset) képest. Ha a nyomtávsarokra kerül a kopási profil érintkezése (3. és 4. eset), akkor látható, hogy a károsodás bekövetkezése biztosnak mondható.Fentiek ismeretében nem meglepő, hogy a vasúttársaságok különböző stratégiák kidolgozásán fáradoznak a probléma kezelésére. Az egyik ilyen törekvés eredménye a sínacélok szakítószilárdságának emelése. Azonban ez ridegebb sínacélt eredményez, hiszen az ilyen acélok szakadónyúlása csökken. Másik fontos törekvés a karbantartás megfelelő szintű ellátása. A pályaüzemeltetők fontos feladata a sínprofil eredeti alakjának megőrzése, valamint az RCF jellegű hibák kezelése. Az elmúlt évtizedekben számos kutatási projekt foglalkozott a témával, illetve üzemeltetői tapasztalatok alapján alkottak meg szabályozásokat. A 11. ábra az ÖBB HC-hibák kialakulásával kapcsolatos tapasztalatait mutatja grafikus módon, ahol jól látható, hogy a sínminőség befolyásoló tényezője mellett fontos szempont az ívsugár értéke is. Észrevehető az ábra alapján, hogy a számításunkban kritikusként jelzett esetben – amikor a nyomtávsaroknál van az érintkezés – a 250–3000 méter sugarú ívekben alakul ki a HC-hiba.
A 12. ábra a DB hálózatán alkalmazott sínköszörülési ciklus­időket mutatja be az átgördült elegytonna függvényében, ívsugár és sínminőség szerint. Látható, hogy a DB gyakorlatában az 500–5000 méter ívsugártartományban érvényesek az irányelvek. Fontos megjegyezni, hogy nem csak a HC- és egyéb RCF-hibák eltávolítása a cél. A futásbiztonság fokozása érdekében főleg a nagy sebességű vasútvonalakon a szabványos sínprofil hosszú távú megtartása is fontos szempont, ahogyan arra a 10. ábrán látható kedvezőtlen érintkezési felületek kapcsán már felhívtuk a figyelmet.

A sínfej-hajszálrepedés (head check – HC) hibák tekintetében fontosnak tartjuk még bemutatni néhány hajszálrepedéssel terhelt sín laboratóriumi vizsgálatakor készített nagy felbontású felvételt. A 13. ábrán egy HC-hibás sín felületének mikroszkópos nagyítása látható. A felületen mikrorepedéseken kívül kitöredezések is láthatók. A 14. ábrán ugyanezen sínnek a keresztmetszeti képét láthatjuk, a felületi ábrához képest 40-szeres nagyításban.
A keresztirányba futó repedések erősen behatolnak a sínanyagba. Javító köszörülés nélkül a további kitöredezések biztosak, végső esetben pedig a repedés mélyre hatolása síntörést okozhat. Azonban meg kell jegyezni, hogy a 13. és 14. ábrákon látható hibák esetében a számított behatolási mélység kevesebb, mint 2,5 mm, és ez az érték nem azonos a sín futófelületéhez képest értelmezhető tényleges mélységgel.

Az érintkezési feszültségnek és a maximális nyírási feszültségnek a HC-hibák kialakulásában és a felülethez képest mintegy 2-3 mm mélységben történő behatolási szög meredekségének megváltozásában nyilvánvaló szerepük van, ezért is fontos a probléma kezelhetőségének szempontjából a minél pontosabb sínfeszültség-számítási módszer alkalmazása. Ha a lehetséges érintkezési pozíciók közül meg tudjuk határozni az RCF-hibák szempontjából leginkább relevánsakat, azzal nagyot léphetünk előre a jelenség hatékony kezelésében.
Megítélésünk szerint az általunk bemutatott számítási módszer önmagában a kérdéskör komplex vizsgálatához nem elégséges. A kerék-sín érintkezési feszültség meghatározását nem szabad az egyenértékű kúposság vizsgálatától elválasztva kezelni, mivel a lehetséges érintkezési pontok és érintkezési geometriák ennek segítségével tárhatók fel. A feladat megítélése során nem nélkülözhetjük a sín és a vasúti kerék anyagi tulajdonságainak pontos ismeretét. Továbbá megjegyezzük, hogy a vizsgált RCF típusú hibák kialakulását a természetes kopás jelensége – bizonyos feltételek mellett a kopás sebessége és mértéke révén – akár pozitívan is képes befolyásolni. Ezt a természetes kopást helyettesítve, a mérnöki tevékenység eredményeképpen, a tervezhető sínmegmunkálás hatékonyan képes az RCF típusú hibák kezelésére, elfogadva azt a pillanatnyilag feloldhatatlannak tűnő ellentétet, hogy a pontos számítással az álbiztonság érzése megszüntethető ugyan és a hiba kialakulása előre jelezhető, de tudatos fejlesztőtevékenység nélkül ezzel a szakmának együtt kell élnie és csupán a hiba tüneti kezelésére van lehetősége. Ezt a lehetőséget az egyes vasúttársaságok forrásaik függvényében hol eredményesebben, hol kevésbé eredményesen tudták adaptálni. Az elért eredmények a preventív elgondolástól a tűzoltás jellegűig rendkívül széles skálán mozognak és nagyban visszahatnak a pályák teljesítőképességére is.

Összefoglalás

Cikkünkben részletes kritikai vizsgálat tárgyává tettük a sín-kerék érintkezési feszültség és a sínfejben a kerékterhelés hatására ébredő nyírófeszültség számításának mindennapi gyakorlatát. Bemutattuk, hogy a Hertz-féle feszültség számítása milyen gyakorlati egyszerűsítések alapján szolgáltat álbiztonságot nyújtó eredményeket. Ezt követően a gépészetben alkalmazott módszerek segítségével tárgyaltuk a probléma eredeti, a Hertz-féle megoldáson alapuló gyakorlati számítási módszerét, meghatároztuk a fellépő maximális érintkezési feszültség és a sínfejben ébredő maximális nyírófeszültség értékét, előbbit szakirodalmi adatok alapján eredményesen validáltuk. Felhívtuk a figyelmet a számított eredmények tükrében felmerülő problémákra is.