張正橋，曾 京

(西南交通大學(xué) 牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031)

0 引言

伴隨著1964年世界上第一條高速鐵路的通車(chē)運(yùn)營(yíng)，研磨子應(yīng)運(yùn)而生，并在隨后的半個(gè)多世紀(jì)內(nèi)廣泛應(yīng)用于高速列車(chē)和城軌車(chē)輛的制動(dòng)系統(tǒng)中，起到了良好的輪軌增粘和踏面修型效果[1]。我國(guó)也在動(dòng)車(chē)組和城軌列車(chē)中大量應(yīng)用研磨子，通過(guò)大量現(xiàn)場(chǎng)及跟蹤試驗(yàn)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)：研磨子可以清除幅值較小的車(chē)輪多邊形并持續(xù)抑制其發(fā)展[2]；另外，研磨子可以減緩踏面等效錐度的增長(zhǎng)并起到一定的修型作用，維持較好的車(chē)輛橫向穩(wěn)定性。

鑒于研磨子的材料和作用過(guò)程較為復(fù)雜，國(guó)內(nèi)的相關(guān)研究還停留在表面的試驗(yàn)現(xiàn)象分析階段。本文以高速列車(chē)上配備的研磨子為對(duì)象，從基本磨耗機(jī)理出發(fā)，通過(guò)試驗(yàn)分析和有限元仿真，探討研磨子磨耗增粘過(guò)程的變化和性質(zhì)，明確關(guān)鍵工作參數(shù)對(duì)磨耗過(guò)程的影響，以期為研磨子的作用機(jī)理研究和作用策略優(yōu)化提供參考。

1 磨耗原理及過(guò)程分析

1.1 粘著磨耗

兩個(gè)金屬摩擦副在一定載荷下接觸時(shí)表面微凸體相互碰撞并發(fā)生塑性變形，接觸面形成粘著結(jié)點(diǎn)，當(dāng)兩固體受力產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)時(shí)微凸體發(fā)生剪切斷裂，材料可能脫落成磨屑或遷移到另一方材料表面，這類磨耗叫做粘著磨耗[3]。粘著磨耗初期兩方材料摩擦劇烈，隨著磨耗的進(jìn)行，材料相互磨合，微粒接觸逐漸緊密，接觸應(yīng)力減小，磨耗量和磨耗速率逐漸降低[4]。

1.2 磨粒磨耗

硬質(zhì)磨粒在外加載荷的作用下壓入軟質(zhì)材料并進(jìn)行刮擦和切削，從而引發(fā)較軟材料機(jī)械損耗的過(guò)程稱為磨粒磨耗，當(dāng)比磨耗量(磨耗率與載荷之比)小于10-9mm2/N時(shí)發(fā)生定常磨耗，即磨耗率隨時(shí)間變化基本穩(wěn)定不變，否則發(fā)生嚴(yán)重磨耗[5]。磨粒磨耗按照磨粒形狀又分為圓錐磨耗、球形磨耗等，Rabinowicz等[6]首先以圓錐磨粒建立了經(jīng)典的磨粒磨耗理論模型，如圖1所示，假定單顆圓錐體磨粒半頂角為θ，在載荷P的作用下壓入較軟材料中，壓入深度為h，壓入部分的半徑為r，壓入圓截面面積為A=πr2。

圖1 圓錐磨粒磨耗模型

由布氏硬度的定義可知，被磨金屬材料的硬度H等于載荷P與壓入面積A之比。圓錐形磨粒沿材料表面滑移l形成的溝槽體積即為該單磨粒造成的磨耗體積，通過(guò)補(bǔ)形得到該磨耗體為一個(gè)三棱柱，體積為：

(1)

整理可得圓錐磨粒磨耗模型磨耗率為：

(2)

同理，建立如圖2所示的球形磨粒磨耗模型。假設(shè)球形磨粒壓入深度為h，球體的半徑為R，球體壓入截面半徑為r，總磨耗率可以表示為：

(3)

圖2中灰色直角三角形區(qū)域滿足幾何關(guān)系：

圖2 球形磨粒磨耗模型

(4)

將式(3)和式(4)整理后可得磨耗率為：

(5)

1.3 研磨子與車(chē)輪的磨耗試驗(yàn)

日本鐵道綜合技術(shù)研究所[7]利用輪軌高速接觸疲勞試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行了4組磨耗試驗(yàn)，試驗(yàn)工況及目的見(jiàn)表1。試驗(yàn)③、試驗(yàn)④中磨耗體積分為研磨子分和除去分，分別代表研磨子造成的踏面磨耗和純輪軌接觸磨耗。

表1 磨耗試驗(yàn)工況及目的

踏面磨耗速率隨走行距離的變化關(guān)系如圖3所示。圖3中：A區(qū)域?qū)Ρ攘藷o(wú)加振條件下有、無(wú)研磨子對(duì)踏面磨耗率的影響；B區(qū)域顯示研磨子造成的踏面磨耗率；C區(qū)域?qū)Ρ攘思诱駰l件下有、無(wú)研磨子對(duì)踏面磨耗速率的影響。

圖3 4組試驗(yàn)的踏面磨耗速率曲線

A、C兩區(qū)域磨耗率差距明顯，可得出左、右激振是影響踏面凹坑磨耗的主要因素。

B區(qū)域中研磨子造成的踏面磨耗速率始終保持在0.4 mm3/km左右，沒(méi)有出現(xiàn)較大波動(dòng)。該試驗(yàn)中車(chē)輪載荷約為4 kN，按式(6)計(jì)算研磨子與車(chē)輪的比磨耗量為10-10mm2/N，故判斷出該試驗(yàn)中研磨子與踏面的磨耗過(guò)程屬于定常磨粒磨耗，研磨子造成的磨耗體積與走行距離成正比關(guān)系。

(6)

C區(qū)域中試驗(yàn)②走行中后期磨耗速率發(fā)生大幅度降低，符合粘著磨耗率的變化特征；試驗(yàn)④的磨耗曲線顯示踏面磨耗率始終在0.8 mm3/km附近小幅波動(dòng)，未出現(xiàn)明顯降低趨勢(shì)，可以證明研磨子的加入影響了輪軌接觸向穩(wěn)定磨耗階段的轉(zhuǎn)換，改變了輪軌磨耗的性質(zhì)。

C區(qū)域中輪軌磨耗初期試驗(yàn)④的磨耗速率比試驗(yàn)②小得多，這是由于相比于輪軌前期磨耗率較大的磨合階段，研磨子在初期通過(guò)與車(chē)輪踏面的磨粒磨耗使得踏面上附著了大量研磨顆粒，阻止了踏面金屬材料與鋼軌之間的一部分粘著磨耗作用；隨著磨耗持續(xù)進(jìn)行，踏面表面粗糙度不斷增加，輪軌粘著系數(shù)變大，磨耗速率相應(yīng)緩慢增加，但隨著走行距離增加，踏面凹坑深度增加，研磨子表面和車(chē)輪凹坑內(nèi)部材料接觸減少，故磨耗速率緩慢減小。

2 磨粒磨耗模型建立

輪軌潮濕時(shí)，研磨子在一定壓力作用下壓在車(chē)輪踏面上，可以在磨粒磨耗的作用下增加踏面表面微凸體的數(shù)量，提升踏面粗糙度；另外，研磨子摩擦過(guò)程中不斷脫落硬質(zhì)顆粒并附著在輪軌接觸表面上，隨著車(chē)輪的轉(zhuǎn)動(dòng)嵌入車(chē)輪和鋼軌之間，這些固體顆?？梢酝黄平橛谳嗆夐g的水膜，分擔(dān)一部分垂向載荷并提供縱向粘著力，提高粘著性能，研磨子的增粘功能通過(guò)與車(chē)輪的磨耗作用得以實(shí)現(xiàn)。基于上文對(duì)兩者磨耗類型的確定，在ABAQUS軟件中建立球形和圓錐形二維單磨粒磨耗有限元模型。

在研磨子的磨耗過(guò)程中車(chē)輪在強(qiáng)載荷下處于高壓和高應(yīng)變率的狀態(tài)，故應(yīng)用Johnson-Cook本構(gòu)模型來(lái)近似模擬車(chē)輪材料的塑性變形行為，其表達(dá)式如下：

(7)

其中：σy為流動(dòng)應(yīng)力；εp為等效塑性應(yīng)變；εr為應(yīng)變率；εr0為準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)變率；T為當(dāng)前溫度；Tr為室溫；Tm為熔點(diǎn)；A、B、C、m、n為應(yīng)力應(yīng)變參數(shù)，具體數(shù)值由實(shí)驗(yàn)確定。表2為車(chē)輪鋼的力學(xué)性能和Johnson-Cook磨耗模型參數(shù)[8]。

表2 車(chē)輪鋼的力學(xué)性能和Johnson-Cook磨耗模型參數(shù)

設(shè)置被磨材料長(zhǎng)20 μm、高10 μm，剛性硬質(zhì)磨粒的最大滑動(dòng)距離為10 μm；相互作用選擇通用接觸，切向行為選取罰函數(shù)形式，法向行為選取硬接觸形式；除初始分析步外添加三個(gè)分析步，分別代表磨粒壓入材料、橫移劃擦和卸載過(guò)程。

對(duì)模型進(jìn)行仿真后得到磨耗過(guò)程的應(yīng)力應(yīng)變?cè)茍D，如圖4～圖6所示。由圖4和圖5可以觀察到：球形磨粒在劃擦階段前方及下方材料的塑性應(yīng)變應(yīng)力相比于壓入階段較為嚴(yán)重，表面材料受到接觸應(yīng)力的擠壓作用后沿橫向劃擦方向發(fā)生了明顯的塑性流動(dòng)，這部分材料已發(fā)生嚴(yán)重的塑性變形，很容易在下次劃擦作用中被磨去；磨粒卸載后材料表面可以發(fā)現(xiàn)存在殘余應(yīng)力以及顯著的塑性變形。

圖4 球形磨粒磨耗過(guò)程材料等效塑性應(yīng)變?cè)茍D

圖5 球形磨粒磨耗過(guò)程材料等效應(yīng)力云圖

由圖6可觀察到：圓錐形磨粒使材料表面形成隆起，前期并未出現(xiàn)材料流失現(xiàn)象，即處于犁耕階段；中后期磨粒繼續(xù)推動(dòng)前方材料產(chǎn)生堆積現(xiàn)象，部分材料受到的應(yīng)力超過(guò)其屈服極限后發(fā)生嚴(yán)重塑性變形，在明顯的顯微切削作用下產(chǎn)生切屑。

圖6 圓錐磨粒磨耗過(guò)程材料等效應(yīng)力云圖

3 研磨子磨耗增粘過(guò)程的關(guān)鍵參數(shù)

磨粒磨耗過(guò)程中劃擦法向力和切向力決定了研磨子的磨耗增粘效果，依次改變模型參數(shù)觀察劃擦切向力的變化。

3.1 研磨速度

設(shè)置磨粒壓入深度為1 μm，摩擦因數(shù)為0.4，磨粒研磨速度分別為50 m/s、100 m/s、150 m/s、200 m/s，得到的研磨速度對(duì)磨粒磨耗的影響如圖7所示。由圖7可知：不同速度下劃擦法向力及切向力的最值和變化規(guī)律基本一致，但研磨速度較低時(shí)可以在較長(zhǎng)時(shí)間內(nèi)維持穩(wěn)定的磨耗效果，而研磨速度較高時(shí)劃擦力變化幅度較大，更容易產(chǎn)生非均勻磨耗。研磨子更適合在盤(pán)式制動(dòng)過(guò)程中同步作用于車(chē)輪踏面以降低磨耗量并起到協(xié)同制動(dòng)的作用。

圖7 研磨速度v對(duì)磨粒磨耗的影響

3.2 壓入深度

設(shè)置磨粒研磨速度為50 m/s，摩擦因數(shù)為0.4，磨粒壓入深度分別為0.5 μm、1 μm、2 μm、3 μm、4 μm，得到的壓入深度對(duì)磨粒磨耗的影響如圖8所示。由圖8可知:隨著壓入深度的增加，磨粒與被磨材料的接觸面積增大，兩者之間的摩擦擠壓作用力也相應(yīng)增大;壓入深度越小，磨耗就越先進(jìn)入到穩(wěn)定階段，即劃擦力與材料內(nèi)部應(yīng)力相互平衡的階段;此外，h=3μm和h=4 μm兩種工況的劃擦力的變化趨勢(shì)基本相同，此時(shí)對(duì)于半徑為5 μm的磨粒來(lái)說(shuō)壓入載荷及深度過(guò)大，材料堆積和應(yīng)力集中現(xiàn)象嚴(yán)重，劃擦力呈異常上升趨勢(shì)，車(chē)輪表面會(huì)形成明顯的塑性流變層從而加重塑性變形，出現(xiàn)異常磨耗。實(shí)際應(yīng)用中應(yīng)注意在研磨子可以實(shí)現(xiàn)功能的前提下施加適當(dāng)?shù)淖饔脡毫Α?/p>

圖8 壓入深度h對(duì)磨粒磨耗的影響

3.3 摩擦因數(shù)

設(shè)置磨粒研磨速度為50 m/s，壓入深度為1 μm，磨粒與被磨材料間的摩擦因數(shù)分別為0.3、0.4、0.5,得到的摩擦因素對(duì)磨粒磨耗的影響如圖9所示。由圖9可以看出：隨著摩擦因數(shù)增大，被磨材料表面微凸體增多，作用于材料的劃擦力按一定比例增大，更容易產(chǎn)生殘余應(yīng)力進(jìn)而產(chǎn)生磨屑。

圖9 摩擦因數(shù)μ對(duì)磨粒磨耗的影響 圖10 磨粒半徑對(duì)磨粒磨耗的影響 圖11 磨粒數(shù)量對(duì)磨粒磨耗的影響

3.4 磨粒半徑及數(shù)量

Roylance等[9]通過(guò)試驗(yàn)得到了磨粒數(shù)量N和磨粒半徑R的關(guān)系式N=555e-0.36R。根據(jù)前述磨耗率公式(5)畫(huà)出球形磨耗過(guò)程中磨粒半徑和磨粒數(shù)量對(duì)磨耗率的影響曲線，如圖10和圖11所示。從圖10和圖11可以看出：磨粒磨耗率隨著磨粒半徑的增大而增大，增速逐漸減緩；而隨著磨粒數(shù)量的增加而減小。這是因?yàn)樵谀チ？傮w積不變的情況下磨粒數(shù)量增多后磨粒尺寸減小，單個(gè)磨粒的作用力減小；同時(shí)磨粒與被磨材料接觸不充分，起到了固體潤(rùn)滑劑的作用?？梢酝茰y(cè)：在保證磨粒尺寸不變的情況下，初始階段磨耗率隨著磨粒數(shù)量的增多而增大，但后期磨耗率基本維持定值。

4 結(jié)論

(1)基于對(duì)研磨子與車(chē)輪踏面磨粒磨耗過(guò)程的判定，利用ABAQUS軟件分別建立了球形及圓錐磨粒磨耗模型，對(duì)比分析了研磨子磨耗增粘過(guò)程中車(chē)輪材料的應(yīng)力應(yīng)變的變化過(guò)程。

(2)分析了研磨過(guò)程中關(guān)鍵參數(shù)研磨速度、壓入深度、摩擦因數(shù)、磨粒半徑及數(shù)量對(duì)磨耗過(guò)程的影響規(guī)律，為研磨子作用參數(shù)的優(yōu)化和控制策略的制定提供了依據(jù)。