輪軌沖角對高速列車輪軌滾動(dòng)接觸面蠕滑力的影響

輪軌沖角對高速列車輪軌滾動(dòng)接觸面蠕滑力的影響

近年來，隨著鐵路運(yùn)輸?shù)目焖侔l(fā)展，對機(jī)車運(yùn)行所需的有效功率和車輪之間的有效負(fù)荷有所增加，有效功率和有效載荷直接與車輪之間的爬行性能、滑動(dòng)率和滑動(dòng)能力密切相關(guān)。列車的牽引和制動(dòng)依靠輪軌滾動(dòng)接觸面間的縱向蠕滑力來實(shí)現(xiàn),列車的橫向穩(wěn)定和脫軌等問題則與輪軌滾動(dòng)接觸面間的橫向蠕滑力相關(guān)［１］,因此分析輪軌間的蠕滑特性顯得尤為重要。目前用于分析輪軌蠕滑特性的常用數(shù)值模型有［２］:1Carter的二維彈性體滾動(dòng)接觸蠕滑率/力模型;2Vermeulen-Johnson的無自旋三維滾動(dòng)接觸蠕滑率/力模型;3Kalker的線性滾動(dòng)接觸蠕滑率/力模型;4沈志云-Hedrick-Elkins的小自旋三維滾動(dòng)接觸理論模型;5Kalker的簡化理論模型;6Kalker的三維彈性體非Hertz滾動(dòng)接觸理論。目前應(yīng)用較普遍的是Kalker的三維彈性體非Hertz滾動(dòng)接觸理論,許多學(xué)者根據(jù)該模型分析不同工況下的輪軌滾動(dòng)接觸面間的蠕滑率/力,其中溫澤峰等利用Kalker的三維彈性體非Hertz滾動(dòng)接觸理論詳細(xì)分析了不同型面車輪和輪軌橫向變形對輪軌滾動(dòng)接觸過程中的蠕滑率/力的影響［３－４］;金學(xué)松亦用該理論分析得知輪軌沖角是影響輪軌間橫向蠕滑力的主要因素［５］。許多學(xué)者對輪軌滾動(dòng)蠕滑特性也做了大量的試驗(yàn)研究,其中高飛等研制并開發(fā)了高速輪軌黏著蠕滑模擬試驗(yàn)臺,分析蠕滑率與蠕滑力的關(guān)系［６］;申鵬等在JD—1型輪軌模擬試驗(yàn)機(jī)上研究蠕滑率對黏著系數(shù)的影響［７］;KUMAR等在ⅡT—GMEMD型輪軌模擬試驗(yàn)裝置上分析不同工況下的蠕滑率［８］。然而運(yùn)用有限元方法準(zhǔn)確分析不同輪軌沖角下的輪軌蠕滑特性尚未見報(bào)道。本文采用有限元軟件ABAQUS的非線性功能,模擬輪軌穩(wěn)態(tài)滾動(dòng)接觸,研究列車在直線線路上運(yùn)行時(shí)不同輪軌沖角下的輪軌蠕滑率/力。1輪軌摩擦的“黏著”與“圍巖”列車在直線線路上運(yùn)行時(shí)車輪與鋼軌之間的相互作用力如圖1所示。圖中:P為軸重;M為車輪受到的牽引力矩;v為車輪的前進(jìn)速度;ω為車輪滾動(dòng)的角速度;F和F′分別為車輪和鋼軌受到的摩擦力;o為車輪中心;R為車輪瞬時(shí)滾動(dòng)圓半徑。由圖1可以看出:輪軌滾動(dòng)接觸時(shí),車輪接觸斑內(nèi)的作用力與鋼軌接觸斑內(nèi)的作用力大小相等方向相反。列車運(yùn)行時(shí)車輪與鋼軌發(fā)生彈性接觸和塑性變形,輪軌接觸斑形狀近似為橢圓,在車輪接觸斑上鋼軌對車輪產(chǎn)生1個(gè)與運(yùn)動(dòng)方向相同的摩擦力F,且F=M/R,它使車輪滾動(dòng)前進(jìn),輪軌接觸的這種狀態(tài)稱為黏著［９］。列車在黏著狀態(tài)運(yùn)行時(shí),輪軌接觸面發(fā)生塑性變形且輪軌間產(chǎn)生相對滑動(dòng),這個(gè)現(xiàn)象稱為蠕滑。輪軌接觸面間的蠕滑現(xiàn)象使得在輪軌接觸斑平面上產(chǎn)生輪軌蠕滑力。當(dāng)輪軌蠕滑力小于輪軌間極限摩擦力時(shí),輪軌接觸斑之間產(chǎn)生局部蠕滑;否則,輪軌接觸處于全滑動(dòng)狀態(tài);若輪軌接觸斑間不發(fā)生蠕滑則為純滾動(dòng)狀態(tài)。在通常情況下列車運(yùn)行時(shí)處于局部蠕滑狀態(tài),而當(dāng)列車遭遇到惡劣環(huán)境或惡劣天氣時(shí),可能出現(xiàn)短暫的全滑動(dòng),純滾動(dòng)狀態(tài)是理想狀態(tài),在列車運(yùn)行過程中不可能發(fā)生。2車輪穩(wěn)定壓痕模型2.1心線切線的角度輪軌沖角φ指的是列車在直線線路上運(yùn)行時(shí)輪對前進(jìn)方向與軌道中心線切線的夾角或在曲線線路上運(yùn)行時(shí)輪對軸線與軌道曲線徑向方向的夾角。列車在直線線路上運(yùn)行時(shí)的輪軌沖角如圖2所示,圖中φ的取值范圍為0~6mard,此時(shí)輪緣與鋼軌不發(fā)生貼靠。2.2輪軌穩(wěn)態(tài)接觸模型當(dāng)列車不受外界因素的影響保持勻速運(yùn)動(dòng)時(shí)認(rèn)為輪軌滾動(dòng)接觸處于穩(wěn)定狀態(tài)。使用有限元方法分析輪軌滾動(dòng)接觸模型的常規(guī)方法是采用中心差分法進(jìn)行顯式計(jì)算,但這就要求將輪對滾動(dòng)過程中輪軌接觸區(qū)域全部進(jìn)行細(xì)化,使得有限元單元數(shù)量呈指數(shù)形式增加,延長計(jì)算時(shí)間,增加計(jì)算困難程度,造成計(jì)算資源的浪費(fèi)。因此本文采用mixedLa-grangian/Eulerian方法建立三維輪軌滾動(dòng)接觸穩(wěn)態(tài)模型,車輪模型使用Eulerian方式描述空間網(wǎng)格,實(shí)現(xiàn)材料運(yùn)動(dòng)與網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)相分離;鋼軌模型則使用Lagrangian方法描述,實(shí)現(xiàn)網(wǎng)格與材料一起運(yùn)動(dòng)。從而將輪軌滾動(dòng)接觸動(dòng)態(tài)問題轉(zhuǎn)化為純粹的空間問題進(jìn)行求解,此時(shí)車輪的網(wǎng)格相對于鋼軌網(wǎng)格靜止,僅材料在網(wǎng)格內(nèi)部流動(dòng)［１０］。選取直徑為860mm的LMＡ磨耗型踏面輪對和60kg·m－１標(biāo)準(zhǔn)鋼軌作為研究對象,建立輪軌穩(wěn)態(tài)滾動(dòng)接觸三維有限元整體模型,如圖3(a)所示;模型中,輪對和鋼軌的彈塑性本構(gòu)模型即塑性應(yīng)變與真實(shí)應(yīng)力的關(guān)系如圖4所示。圖3(a)中:z軸(縱向)的正方向表示輪對滾動(dòng)方向;y軸(橫向)與車軸中心線相平行。在進(jìn)行輪軌穩(wěn)態(tài)滾動(dòng)接觸分析時(shí),只需對輪軌接觸區(qū)的單元進(jìn)行細(xì)化,如圖3(b)所示,細(xì)化后的最小單元為1mm,接觸面定義為有限滑移的面—面接觸,選取車輪接觸面為主面,鋼軌接觸面為從面;采用罰函數(shù)法定義切向接觸特性為干摩擦,摩擦系數(shù)為0.2,法向接觸為硬接觸;采用隱式求解方法進(jìn)行計(jì)算。因?yàn)楸灸Ｐ退〉能壍辣容^短,對鋼軌兩端自由度可能會造成影響,所以需要對鋼軌端面和底面進(jìn)行全約束;為簡化計(jì)算將車軸定義為剛體,軸重為14t,施加至車軸兩端處;設(shè)車輪和鋼軌的彈性模量和泊松比保持一致,分別為205GPa和0.3。3abaqus算法實(shí)現(xiàn)本文以速度v=200km·h－１時(shí)的車輪為研究對象,分析列車在直線軌道上行駛時(shí)輪軌穩(wěn)態(tài)接觸面間的蠕滑率/力?；贏BAQUS軟件使用mixedLagrangian/Eulerian方法建立輪軌大規(guī)模有限元模型后,編制ABAQUS子程序,計(jì)算得到車輪純滾動(dòng)狀態(tài)時(shí)其角速度ω約為130.575rad·s－１,此時(shí)輪軌間不存在蠕滑。為研究輪軌間的蠕滑特性,本文在建立穩(wěn)態(tài)模型時(shí)取ω=130.60rad·s－１,使得輪對處于牽引工況,輪軌間發(fā)生局部蠕滑。3.1輪軌沖角對調(diào)查輪壓縮性能的影響分析得到不同輪軌沖角下車輪接觸斑內(nèi)的橫向蠕滑合力、縱向蠕滑合力、接觸斑形狀和接觸斑面積,見表1。表中:數(shù)據(jù)的正負(fù)僅表示力的方向而不是力的大小。從表1可以看出:左右輪的縱向蠕滑力隨著輪軌沖角的增大逐漸減小,最小值較最大值降低約9.67%,表明增大輪軌沖角會降低列車的牽引性能;左輪與右輪接觸斑的大小和蠕滑應(yīng)力分布幾乎呈反對稱形式,故下文僅以左輪為例進(jìn)行分析。3.1.1輪軌沖角的影響縱向蠕滑力提供列車的牽引力使輪對向前運(yùn)動(dòng),列車的有效牽引主要受輪軌間縱向蠕滑力的影響,因此準(zhǔn)確分析輪軌間縱向蠕滑力的大小和分布對于提高列車的牽引特性具有重大意義。不同輪軌沖角下左輪接觸斑內(nèi)縱向蠕滑應(yīng)力的分布如圖5所示。由圖5可以看出:輪軌沖角對接觸斑內(nèi)的縱向蠕滑應(yīng)力的分布幾乎沒有影響;沿著z軸正方向即車輪滾動(dòng)方向車輪接觸斑內(nèi)的縱向蠕滑力有正有負(fù),從微觀角度分析,產(chǎn)生這種情況的原因是接觸斑內(nèi)的車輪材料部分承受壓應(yīng)力、部分承受拉應(yīng)力,但是縱向蠕滑合力的方向與車輪滾動(dòng)方向相同［１１］。3.1.2車輪橫向激勵(lì)約束作用不同輪軌沖角下左輪接觸斑內(nèi)橫向蠕滑應(yīng)力的分布如圖6所示。由圖6可以看出:與縱向蠕滑力密度分布情況相類似,橫向蠕滑力也存在正值和負(fù)值,而導(dǎo)致這種情況的主要原因是由于鋼軌軌底坡的存在,左軌與右軌的軌底坡使得車輪在滾動(dòng)過程中具有斜向下即指向輪對中心的運(yùn)行趨勢,也就是產(chǎn)生輪對對中運(yùn)動(dòng),從微觀角度分析即在Y軸方向車輪接觸斑內(nèi)車輪材料部分受壓、部分受拉。對表1中不同輪軌沖角時(shí)車輪的橫向蠕滑力進(jìn)行擬合得到如圖7所示的擬合曲線。由圖7可以看出:隨著輪軌沖角的增大,左輪和右輪的橫向蠕滑力幾乎呈線性增大,在沒有橫向力影響的情況下,輪軌沖角為6mrad時(shí)接觸斑內(nèi)的橫向蠕滑力是其為0mrad時(shí)的7.3倍左右,表明輪軌沖角對車輪接觸斑內(nèi)橫向蠕滑力的影響很大。3.1.3氧滑矢量分布在橫向蠕滑力和縱向蠕滑力的相互作用下,在車輪接觸斑內(nèi)產(chǎn)生自旋蠕滑矢量。不同輪軌沖角下左輪接觸斑內(nèi)自旋蠕滑矢量分布情況如圖8所示。圖中:箭頭的大小表示自旋蠕滑矢量的大小。由圖8可以看出:輪軌沖角對接觸斑內(nèi)自旋蠕滑矢量的分布幾乎沒有影響,自旋蠕滑矢量繞接觸斑中心點(diǎn)順時(shí)針旋轉(zhuǎn)分布,中心點(diǎn)附近自旋蠕滑矢量較大,這是由于此處橫向蠕滑力和縱向蠕滑力的合力較大,在遠(yuǎn)離中心點(diǎn)的自旋蠕滑矢量隨著蠕滑力合力的減小而減小。3.2向壓縮試驗(yàn)和橫向模動(dòng)試驗(yàn)的一般計(jì)算公式輪對在直線軌道上運(yùn)動(dòng)時(shí),考慮輪軌的彈塑性時(shí)接觸斑內(nèi)各個(gè)節(jié)點(diǎn)的相對速度是不一樣的。接觸斑內(nèi)縱向蠕滑率ζ１和橫向蠕滑率ζ２的經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式［１２］為式中:vｃｚ和vｃｙ分別為接觸班內(nèi)車輪的縱向速度和橫向速度;vｇｚ和vｇｙ分別為接觸班內(nèi)鋼軌的縱向速度和橫向速度。根據(jù)式(1)和式(2)計(jì)算得到不同輪軌沖角時(shí)左右車輪接觸班內(nèi)的最大縱向蠕滑率和最大橫向蠕滑率,見表2。3.2.1輪軌沖角的縱向活性根據(jù)式(1)計(jì)算可得左輪接觸斑內(nèi)縱向蠕滑率的分布情況,如圖9所示。由表2和圖9可以看出:隨著輪軌沖角的增大,車輪接觸斑內(nèi)的縱向蠕滑率最大值變化較小,僅在1.5%以內(nèi),表明輪軌沖角墩接觸斑內(nèi)的縱向蠕滑率幾乎沒有影響,本文得到的仿真計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)得到的理論計(jì)算結(jié)果相一致。3.2.2輪軌沖角的影響同理,根據(jù)式(2)計(jì)算可得左輪接觸斑內(nèi)橫向蠕滑率的分布情況,如圖10所示。由表2和圖10可以看出:隨著輪軌沖角的增大,車輪接觸斑內(nèi)的橫向蠕滑率絕對值幾乎呈線性增大;左輪橫向蠕滑率的方向與y軸正方向相同,右輪橫向蠕滑率的絕對值大小與左輪的蠕滑率幾乎相同,但方向與y軸正方向相反;不同輪軌沖角下的最大橫向蠕滑率相差約16.5%,表明輪軌沖角對橫向蠕滑率的影響較大。4輪軌沖角的影響(1)車輪接觸斑內(nèi)的縱向蠕滑力隨著輪軌沖角的增大逐漸減小,其最小值較最大值下降約9.67%,表明增大輪軌沖角會降低輪對的牽引力,而輪軌沖角對縱向蠕滑應(yīng)力的分布幾乎沒有影響