轮轨冲角对高速列车轮轨滚动接触面蠕滑力的影响

轮轨冲角对高速列车轮轨滚动接触面蠕滑力的影响

近年来，随着铁路运输的快速发展，对机车运行所需的有效功率和车轮之间的有效负荷有所增加，有效功率和有效载荷直接与车轮之间的爬行性能、滑动率和滑动能力密切相关。列车的牵引和制动依靠轮轨滚动接触面间的纵向蠕滑力来实现,列车的横向稳定和脱轨等问题则与轮轨滚动接触面间的横向蠕滑力相关［１］,因此分析轮轨间的蠕滑特性显得尤为重要。目前用于分析轮轨蠕滑特性的常用数值模型有［２］:1Carter的二维弹性体滚动接触蠕滑率/力模型;2Vermeulen-Johnson的无自旋三维滚动接触蠕滑率/力模型;3Kalker的线性滚动接触蠕滑率/力模型;4沈志云-Hedrick-Elkins的小自旋三维滚动接触理论模型;5Kalker的简化理论模型;6Kalker的三维弹性体非Hertz滚动接触理论。目前应用较普遍的是Kalker的三维弹性体非Hertz滚动接触理论,许多学者根据该模型分析不同工况下的轮轨滚动接触面间的蠕滑率/力,其中温泽峰等利用Kalker的三维弹性体非Hertz滚动接触理论详细分析了不同型面车轮和轮轨横向变形对轮轨滚动接触过程中的蠕滑率/力的影响［３－４］;金学松亦用该理论分析得知轮轨冲角是影响轮轨间横向蠕滑力的主要因素［５］。许多学者对轮轨滚动蠕滑特性也做了大量的试验研究,其中高飞等研制并开发了高速轮轨黏着蠕滑模拟试验台,分析蠕滑率与蠕滑力的关系［６］;申鹏等在JD—1型轮轨模拟试验机上研究蠕滑率对黏着系数的影响［７］;KUMAR等在ⅡT—GMEMD型轮轨模拟试验装置上分析不同工况下的蠕滑率［８］。然而运用有限元方法准确分析不同轮轨冲角下的轮轨蠕滑特性尚未见报道。本文采用有限元软件ABAQUS的非线性功能,模拟轮轨稳态滚动接触,研究列车在直线线路上运行时不同轮轨冲角下的轮轨蠕滑率/力。1轮轨摩擦的“黏着”与“围岩”列车在直线线路上运行时车轮与钢轨之间的相互作用力如图1所示。图中:P为轴重;M为车轮受到的牵引力矩;v为车轮的前进速度;ω为车轮滚动的角速度;F和F′分别为车轮和钢轨受到的摩擦力;o为车轮中心;R为车轮瞬时滚动圆半径。由图1可以看出:轮轨滚动接触时,车轮接触斑内的作用力与钢轨接触斑内的作用力大小相等方向相反。列车运行时车轮与钢轨发生弹性接触和塑性变形,轮轨接触斑形状近似为椭圆,在车轮接触斑上钢轨对车轮产生1个与运动方向相同的摩擦力F,且F=M/R,它使车轮滚动前进,轮轨接触的这种状态称为黏着［９］。列车在黏着状态运行时,轮轨接触面发生塑性变形且轮轨间产生相对滑动,这个现象称为蠕滑。轮轨接触面间的蠕滑现象使得在轮轨接触斑平面上产生轮轨蠕滑力。当轮轨蠕滑力小于轮轨间极限摩擦力时,轮轨接触斑之间产生局部蠕滑;否则,轮轨接触处于全滑动状态;若轮轨接触斑间不发生蠕滑则为纯滚动状态。在通常情况下列车运行时处于局部蠕滑状态,而当列车遭遇到恶劣环境或恶劣天气时,可能出现短暂的全滑动,纯滚动状态是理想状态,在列车运行过程中不可能发生。2车轮稳定压痕模型2.1心线切线的角度轮轨冲角φ指的是列车在直线线路上运行时轮对前进方向与轨道中心线切线的夹角或在曲线线路上运行时轮对轴线与轨道曲线径向方向的夹角。列车在直线线路上运行时的轮轨冲角如图2所示,图中φ的取值范围为0~6mard,此时轮缘与钢轨不发生贴靠。2.2轮轨稳态接触模型当列车不受外界因素的影响保持匀速运动时认为轮轨滚动接触处于稳定状态。使用有限元方法分析轮轨滚动接触模型的常规方法是采用中心差分法进行显式计算,但这就要求将轮对滚动过程中轮轨接触区域全部进行细化,使得有限元单元数量呈指数形式增加,延长计算时间,增加计算困难程度,造成计算资源的浪费。因此本文采用mixedLa-grangian/Eulerian方法建立三维轮轨滚动接触稳态模型,车轮模型使用Eulerian方式描述空间网格,实现材料运动与网格运动相分离;钢轨模型则使用Lagrangian方法描述,实现网格与材料一起运动。从而将轮轨滚动接触动态问题转化为纯粹的空间问题进行求解,此时车轮的网格相对于钢轨网格静止,仅材料在网格内部流动［１０］。选取直径为860mm的LMＡ磨耗型踏面轮对和60kg·m－１标准钢轨作为研究对象,建立轮轨稳态滚动接触三维有限元整体模型,如图3(a)所示;模型中,轮对和钢轨的弹塑性本构模型即塑性应变与真实应力的关系如图4所示。图3(a)中:z轴(纵向)的正方向表示轮对滚动方向;y轴(横向)与车轴中心线相平行。在进行轮轨稳态滚动接触分析时,只需对轮轨接触区的单元进行细化,如图3(b)所示,细化后的最小单元为1mm,接触面定义为有限滑移的面—面接触,选取车轮接触面为主面,钢轨接触面为从面;采用罚函数法定义切向接触特性为干摩擦,摩擦系数为0.2,法向接触为硬接触;采用隐式求解方法进行计算。因为本模型所取的轨道比较短,对钢轨两端自由度可能会造成影响,所以需要对钢轨端面和底面进行全约束;为简化计算将车轴定义为刚体,轴重为14t,施加至车轴两端处;设车轮和钢轨的弹性模量和泊松比保持一致,分别为205GPa和0.3。3abaqus算法实现本文以速度v=200km·h－１时的车轮为研究对象,分析列车在直线轨道上行驶时轮轨稳态接触面间的蠕滑率/力。基于ABAQUS软件使用mixedLagrangian/Eulerian方法建立轮轨大规模有限元模型后,编制ABAQUS子程序,计算得到车轮纯滚动状态时其角速度ω约为130.575rad·s－１,此时轮轨间不存在蠕滑。为研究轮轨间的蠕滑特性,本文在建立稳态模型时取ω=130.60rad·s－１,使得轮对处于牵引工况,轮轨间发生局部蠕滑。3.1轮轨冲角对调查轮压缩性能的影响分析得到不同轮轨冲角下车轮接触斑内的横向蠕滑合力、纵向蠕滑合力、接触斑形状和接触斑面积,见表1。表中:数据的正负仅表示力的方向而不是力的大小。从表1可以看出:左右轮的纵向蠕滑力随着轮轨冲角的增大逐渐减小,最小值较最大值降低约9.67%,表明增大轮轨冲角会降低列车的牵引性能;左轮与右轮接触斑的大小和蠕滑应力分布几乎呈反对称形式,故下文仅以左轮为例进行分析。3.1.1轮轨冲角的影响纵向蠕滑力提供列车的牵引力使轮对向前运动,列车的有效牵引主要受轮轨间纵向蠕滑力的影响,因此准确分析轮轨间纵向蠕滑力的大小和分布对于提高列车的牵引特性具有重大意义。不同轮轨冲角下左轮接触斑内纵向蠕滑应力的分布如图5所示。由图5可以看出:轮轨冲角对接触斑内的纵向蠕滑应力的分布几乎没有影响;沿着z轴正方向即车轮滚动方向车轮接触斑内的纵向蠕滑力有正有负,从微观角度分析,产生这种情况的原因是接触斑内的车轮材料部分承受压应力、部分承受拉应力,但是纵向蠕滑合力的方向与车轮滚动方向相同［１１］。3.1.2车轮横向激励约束作用不同轮轨冲角下左轮接触斑内横向蠕滑应力的分布如图6所示。由图6可以看出:与纵向蠕滑力密度分布情况相类似,横向蠕滑力也存在正值和负值,而导致这种情况的主要原因是由于钢轨轨底坡的存在,左轨与右轨的轨底坡使得车轮在滚动过程中具有斜向下即指向轮对中心的运行趋势,也就是产生轮对对中运动,从微观角度分析即在Y轴方向车轮接触斑内车轮材料部分受压、部分受拉。对表1中不同轮轨冲角时车轮的横向蠕滑力进行拟合得到如图7所示的拟合曲线。由图7可以看出:随着轮轨冲角的增大,左轮和右轮的横向蠕滑力几乎呈线性增大,在没有横向力影响的情况下,轮轨冲角为6mrad时接触斑内的横向蠕滑力是其为0mrad时的7.3倍左右,表明轮轨冲角对车轮接触斑内横向蠕滑力的影响很大。3.1.3氧滑矢量分布在横向蠕滑力和纵向蠕滑力的相互作用下,在车轮接触斑内产生自旋蠕滑矢量。不同轮轨冲角下左轮接触斑内自旋蠕滑矢量分布情况如图8所示。图中:箭头的大小表示自旋蠕滑矢量的大小。由图8可以看出:轮轨冲角对接触斑内自旋蠕滑矢量的分布几乎没有影响,自旋蠕滑矢量绕接触斑中心点顺时针旋转分布,中心点附近自旋蠕滑矢量较大,这是由于此处横向蠕滑力和纵向蠕滑力的合力较大,在远离中心点的自旋蠕滑矢量随着蠕滑力合力的减小而减小。3.2向压缩试验和横向模动试验的一般计算公式轮对在直线轨道上运动时,考虑轮轨的弹塑性时接触斑内各个节点的相对速度是不一样的。接触斑内纵向蠕滑率ζ１和横向蠕滑率ζ２的经验计算公式［１２］为式中:vｃｚ和vｃｙ分别为接触班内车轮的纵向速度和横向速度;vｇｚ和vｇｙ分别为接触班内钢轨的纵向速度和横向速度。根据式(1)和式(2)计算得到不同轮轨冲角时左右车轮接触班内的最大纵向蠕滑率和最大横向蠕滑率,见表2。3.2.1轮轨冲角的纵向活性根据式(1)计算可得左轮接触斑内纵向蠕滑率的分布情况,如图9所示。由表2和图9可以看出:随着轮轨冲角的增大,车轮接触斑内的纵向蠕滑率最大值变化较小,仅在1.5%以内,表明轮轨冲角墩接触斑内的纵向蠕滑率几乎没有影响,本文得到的仿真计算结果与文献得到的理论计算结果相一致。3.2.2轮轨冲角的影响同理,根据式(2)计算可得左轮接触斑内横向蠕滑率的分布情况,如图10所示。由表2和图10可以看出:随着轮轨冲角的增大,车轮接触斑内的横向蠕滑率绝对值几乎呈线性增大;左轮横向蠕滑率的方向与y轴正方向相同,右轮横向蠕滑率的绝对值大小与左轮的蠕滑率几乎相同,但方向与y轴正方向相反;不同轮轨冲角下的最大横向蠕滑率相差约16.5%,表明轮轨冲角对横向蠕滑率的影响较大。4轮轨冲角的影响(1)车轮接触斑内的纵向蠕滑力随着轮轨冲角的增大逐渐减小,其最小值较最大值下降约9.67%,表明增大轮轨冲角会降低轮对的牵引力,而轮轨冲角对纵向蠕滑应力的分布几乎没有影响