劉啟賓

(中鐵第一勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，陜西西安710043)

基于Archard磨耗模型的合金鋼心軌組合轍叉道岔鋼軌磨耗研究

劉啟賓

(中鐵第一勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，陜西西安710043)

基于Archard磨耗模型并結(jié)合有限元靜動(dòng)力分析方法，對(duì)重載鐵路合金鋼心軌組合轍叉道岔岔區(qū)鋼軌垂直磨耗特性進(jìn)行了研究，給出了一種研究鋼軌磨耗的新方法。研究結(jié)果表明:受不同斷面輪軌接觸特性及輪軌力差異的影響，岔區(qū)各斷面輪軌接觸斑內(nèi)磨耗量的大小及分布存在差異;轍叉輪載過渡區(qū)翼軌磨耗嚴(yán)重的機(jī)理是輪軌法向接觸應(yīng)力大于翼軌材料硬度的0.8倍導(dǎo)致了磨耗系數(shù)的突變，建議將此區(qū)域翼軌鑲嵌合金鋼材料或采用深度爆炸硬化技術(shù)處理;輪軌接觸應(yīng)力隨行車速度的增加有所增加，隨列車軸重的增加而大幅增加，建議有條件的情況下降低C80，C70列車的側(cè)向過岔速度，以減緩道岔的磨耗速率。

道岔 Archard磨耗模型 鋼軌磨耗 合金鋼心軌組合轍叉 磨耗量

合金鋼心軌組合轍叉道岔是一種心軌采用奧貝氏體鋼材，翼軌采用普通鋼軌的組合轍叉道岔，相對(duì)于高錳鋼整鑄道岔具有通過能力大、強(qiáng)度高、可焊性好、便于更換等優(yōu)點(diǎn)，近年來在我國重載鐵路及干線鐵路上逐步得到推廣使用。但在服役過程中，合金鋼心軌組合轍叉道岔出現(xiàn)了嚴(yán)重的磨耗，造成岔區(qū)輪軌接觸狀態(tài)不良，大大降低了道岔及車輪的使用壽命，嚴(yán)重影響列車通過的安全性。研究合金鋼心軌組合轍叉道岔岔區(qū)鋼軌磨耗發(fā)展特性對(duì)道岔的合理養(yǎng)護(hù)維修及結(jié)構(gòu)改良具有理論意義，對(duì)提高道岔使用壽命及降低道岔生命周期成本具有重大的實(shí)用價(jià)值。

隨著我國列車速度、軸重及線路年運(yùn)量的不斷提升，輪軌磨耗問題日趨嚴(yán)峻，得到國內(nèi)學(xué)者的廣泛關(guān)注，在試驗(yàn)和理論研究方面均進(jìn)行了大量的研究工作。孫宏、劉涌濤等［1-2］基于長期跟蹤測(cè)試結(jié)果及動(dòng)力學(xué)分析理論對(duì)磨耗成因及發(fā)展趨勢(shì)進(jìn)行了研究。蔣文娟、羅文俊等［3-4］基于磨耗試驗(yàn)分別研究了不同軸重下鋼軌硬度對(duì)輪軌磨耗量的影響和鋼軌焊接接頭磨耗發(fā)展規(guī)律。戴春陽、李亨利等［5-6］基于有限元軟件研究了鋼軌磨耗的影響因素。劉學(xué)毅等［7］以磨耗功為參量對(duì)重載線路鋼軌波磨進(jìn)行了系統(tǒng)的研究。

結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研情況，本文主要基于Archard磨耗模型對(duì)曲尖軌、長心軌頂寬20～50 mm輪載過渡區(qū)及曲導(dǎo)軌等磨耗嚴(yán)重的三個(gè)典型斷面鋼軌的垂直磨耗進(jìn)行研究。

1 Archard磨耗模型

Archard磨耗模型的數(shù)值表達(dá)式為

式中:Vw為磨耗消耗材料的體積;N為法向接觸力; L為相對(duì)滑動(dòng)距離;H為材料硬度;kw為磨耗系數(shù)。

在有限元模擬的基礎(chǔ)上利用Archard磨耗模型進(jìn)行輪軌磨耗數(shù)值分析時(shí)，作出假定:①基于赫茲接觸理論假定輪軌接觸斑為一個(gè)縱向、橫向半軸長分別為a，b的橢圓;②假定因彈性形變產(chǎn)生的車輪速度分量為0;③假定車輪在接觸斑內(nèi)的滑動(dòng)為局部輕微滑動(dòng)，即車輪的滾動(dòng)速度與車輪速度相等。

根據(jù)上述假設(shè)條件及文獻(xiàn)［8-9］，式(1)可簡(jiǎn)化為

式中:Δz(x，y)為接觸斑內(nèi)坐標(biāo)點(diǎn)(x，y)所對(duì)應(yīng)的磨耗深度;Δx為所劃分單元的邊長;ξ，φ，η分別為車輪在接觸斑內(nèi)的縱向、橫向和自旋蠕滑率。

2 磨耗參數(shù)取值

由式(2)可知，計(jì)算輪軌接觸斑內(nèi)鋼軌磨耗量需要的參數(shù)有輪軌法向接觸力、磨耗系數(shù)、接觸斑的縱橫向半軸長度、材料硬度、有限單元邊長、列車過岔時(shí)車輪的縱橫向蠕滑率及自旋蠕滑率。

已知PD3鋼軌硬度為310 HV1.0(3.1×109N/m2)、合金鋼硬度為440 HV1.0(4.4×109N/m2)，有限單元邊長為1 mm。

輪軌法向接觸力、磨耗系數(shù)、接觸斑的縱橫向半軸長度通過靜力輪軌接觸模型研究，蠕滑率通過動(dòng)力分析模型研究。

磨耗系數(shù)通過靜力輪軌接觸模型及動(dòng)力分析模型的研究結(jié)果，結(jié)合Jendel［9］基于試驗(yàn)給出的磨耗系數(shù)與接觸壓應(yīng)力和滑動(dòng)速度之間的關(guān)系(圖1)確定。

圖1 磨耗系數(shù)與接觸壓應(yīng)力和滑動(dòng)速度的關(guān)系

2.1 動(dòng)力分析模型

2.1.1 分析模型的建立

本文采用SIMPACK多體動(dòng)力學(xué)軟件建立車輛—道岔空間耦合模型。

2.1.2 模型參數(shù)

車輛為25 t軸重貨車，相關(guān)參數(shù)參考文獻(xiàn)［10］附表7中取值，鋼軌采用75 kg/m，軌枕采用Ⅲ型岔枕，扣件采用彈條Ⅱ型扣件，其余參數(shù)參考文獻(xiàn)［11］取值。輪軌接觸采用赫茲接觸。車輛的側(cè)向最高過岔速度按規(guī)范［12］取60 km/h。

2.1.3 模擬結(jié)果

列車側(cè)向以60 km/h速度過岔時(shí)輪軌垂向力及縱向、橫向、自旋蠕滑率如圖2所示。由圖2可知，列車側(cè)向過岔時(shí)，各典型斷面的輪軌垂向力及縱向、橫向、自旋蠕滑率，見表1。

2.2 靜力輪軌接觸模型

2.2.1 靜力輪軌接觸模型的建立

為了研究輪軌法向接觸力、磨耗系數(shù)、接觸斑的縱橫向半軸長度等磨耗參數(shù)，本節(jié)采用ANSYS有限元軟件建立了車輪—道岔模型，并基于赫茲接觸理論定義了輪軌接觸關(guān)系。

在確定輪軌相對(duì)位置時(shí)假設(shè)輪對(duì)不存在橫移量，即輪軌間接觸處于理想狀態(tài)，其確定方式如圖3所示。各斷面輪軌接觸面關(guān)系如圖4所示。

圖2 計(jì)算的輪軌垂向力及縱向、橫向、自旋蠕滑率

表1 各特征斷面縱橫向及自旋蠕滑率

圖3 輪軌空間相對(duì)位置的確定

圖4 各斷面輪軌接觸面關(guān)系

2.2.2 荷載及參數(shù)的確定

模擬分析時(shí)，對(duì)車輪施加縱橫向約束，并按照表1中給出的各斷面輪軌垂向力作為此處研究輪軌接觸參數(shù)的靜力荷載。

2.2.3 模擬結(jié)果及分析

基于上述理論及模型對(duì)3個(gè)典型斷面進(jìn)行了模擬分析，得出磨耗量計(jì)算參數(shù)。

根據(jù)各工況下的接觸應(yīng)力可知:斷面3翼軌的接觸應(yīng)力＞0.8H，磨耗系數(shù)落在圖1中的D區(qū)，表明該部位在車輪與鋼軌以理想方式接觸時(shí)，磨耗速率相對(duì)于其他工況而言極快，磨耗系數(shù)取為300×10-4，與現(xiàn)場(chǎng)翼軌磨耗嚴(yán)重情況相符;其他部位輪軌接觸應(yīng)力均＜0.8H，且列車過岔時(shí)輪對(duì)的滑動(dòng)速率水平較低，磨耗系數(shù)落在圖1中的A區(qū)，磨耗系數(shù)取為1×10-4。

2.3 磨耗參數(shù)匯總

綜合以上分析可知，各特征斷面的磨耗參數(shù)匯總見表2(近似認(rèn)為車輪在同一斷面相對(duì)于不同鋼軌件的縱橫向及自旋蠕滑率相等)。

表2 磨耗量計(jì)算參數(shù)匯總

3 磨耗量計(jì)算

由式(2)及表2給出的磨耗參數(shù)，可以計(jì)算出鋼軌各特征斷面經(jīng)歷一次輪載作用后接觸斑內(nèi)不同區(qū)域的磨耗量，如圖5所示。各特征斷面不同鋼軌的最大磨耗量見表3。

圖5 典型斷面經(jīng)歷一次輪載作用后接觸斑內(nèi)不同區(qū)域磨耗量分布

表3 各特征斷面經(jīng)歷一次輪載作用后的最大磨耗量×10-10m

由上述分析可以看出:磨耗系數(shù)對(duì)最大磨耗量的影響很大;相同磨耗系數(shù)時(shí)，受不同斷面輪軌接觸特性及輪軌力的差異，其磨耗量也存在一定的差異。不同斷面輪軌接觸斑內(nèi)磨耗量值的分布規(guī)律差別較大，主要是由于車輪在不同斷面的縱橫向及自旋蠕滑率不同所致。

4 行車參數(shù)對(duì)磨耗量的影響

由上述計(jì)算結(jié)果及分析可知:25 t軸重車輛以60 km/h的速度側(cè)向通過道岔時(shí)，斷面3輪軌接觸應(yīng)力為2.72×109N/m2，略大于0.8H(2.48×109N/m2)的限值。若輪軌接觸應(yīng)力降低到0.8H以下，磨耗系數(shù)會(huì)突變?yōu)樵械?/300。磨耗系數(shù)主要由輪軌接觸應(yīng)力和材料硬度決定，列車軸重、側(cè)向過岔速度對(duì)輪軌接觸應(yīng)力均有一定的影響。重載鐵路線上存在20，21，23及25 t等不同軸重的貨車，且其過岔速度各不相同。對(duì)以上4種軸重的貨車以30，40，50，60 km/h的速度側(cè)向通過道岔時(shí)的動(dòng)力特性進(jìn)行動(dòng)力分析，得出不同軸重貨車以不同速度通過道岔時(shí)斷面3的最大輪軌垂向力，見表4。

表4 不同軸重、速度貨車側(cè)向過岔時(shí)斷面3輪軌垂向力kN

依據(jù)表4可計(jì)算出不同軸重貨車以不同速度側(cè)向通過道岔時(shí)斷面3翼軌的接觸應(yīng)力，見表5。

表5 不同軸重、速度貨車側(cè)向過岔時(shí)斷面3翼軌接觸應(yīng)力×109Pa

根據(jù)表5可得出不同軸重輪軌接觸應(yīng)力與側(cè)向過岔速度之間的關(guān)系，如圖6所示。

圖6 不同軸重下輪軌接觸應(yīng)力與側(cè)向過岔速度關(guān)系

由圖6可以看出:

1)輪軌接觸應(yīng)力隨行車速度的增加有所增加，但增幅不大。車速由30 km/h提高到60 km/h時(shí)，輪軌接觸應(yīng)力的最大增幅僅為5.6%。軸重對(duì)輪軌接觸應(yīng)力的影響較大，軸重由21 t增加至25 t，輪軌接觸應(yīng)力的最大增幅約25%。

2)25 t軸重重載列車側(cè)向過岔時(shí)，當(dāng)車速＞30 km/h時(shí)，斷面3翼軌輪軌接觸斑內(nèi)的磨耗系數(shù)均落在圖1的D區(qū)，為300×10-4，磨耗發(fā)展速度極快。

3)23 t軸重列車側(cè)向過岔時(shí)，磨耗系數(shù)突變的臨界速度約為35 km/h。當(dāng)車速大于臨界速度時(shí)，斷面3翼軌輪軌接觸斑內(nèi)的磨耗系數(shù)落在圖1的D區(qū)，為300×10-4，磨耗發(fā)展速率極快;當(dāng)車速低于臨界速度時(shí)，斷面3翼軌接觸斑內(nèi)的磨耗系數(shù)落在圖1的A區(qū)，磨耗系數(shù)為1×10-4，磨耗發(fā)展較慢。

4)如列車軸重低于21 t，側(cè)向過岔時(shí)斷面3翼軌輪軌接觸斑內(nèi)的磨耗系數(shù)均落在A區(qū)，磨耗系數(shù)為1×10-4，磨耗發(fā)展速率較慢。

5 結(jié)論

本文基于Archard磨耗模型并結(jié)合有限元靜動(dòng)力分析方法，研究了重載鐵路合金鋼心軌組合轍叉道岔岔區(qū)三個(gè)典型斷面經(jīng)歷一次輪載作用后的磨耗量及其分布，給出了一種研究鋼軌磨耗的新方法。根據(jù)重載線路的實(shí)際運(yùn)營情況探討了行車參數(shù)對(duì)輪軌磨耗的影響規(guī)律。主要得出如下結(jié)論:

1)受不同斷面輪軌接觸特性及輪軌力差異的影響，各斷面的磨耗量存在一定的差異。

2)不同斷面輪軌接觸斑內(nèi)磨耗量值的分布規(guī)律差別較大，主要是由于車輪在不同斷面時(shí)的縱橫向及自旋蠕滑率不同所致。

3)長心軌頂寬20～50 mm范圍輪載過渡區(qū)及翼軌的磨耗速率極快，主要是由于輪軌法向接觸應(yīng)力大于翼軌材料硬度的0.8倍引起磨耗系數(shù)突變所致。建議將此區(qū)域翼軌鑲嵌合金鋼材料或采用深度爆炸硬化技術(shù)，以提高翼軌材料的硬度，降低磨耗系數(shù)。

4)輪軌接觸應(yīng)力隨行車速度的增加而增加，隨列車軸重的增加而大幅增加。建議有條件的情況下降低C80，C70列車的側(cè)向過岔速度，以減緩道岔的磨耗速率。

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Research on turnout rail wearing of assembled frog with alloy steel point rail based on Archard wear model

LIU Qibin
(China Railway First Survey and Design Institute Group Co.，Ltd.，Xi'an Shaanxi 710043，China)

Based on Archard wear model and static and dynamic finite element analysis method，the vertical turnout rail wear characteristics of assembled frog with alloy steel point rail in heavy haul railway was studied and a new method for rail wear research was introduced.T he results showed that the wear amount and distribution of each section in turnout wheel-rail interaction zone are different due to the variance of wheel-rail contact characteristics and wheel-rail interaction force，the mechanism of wing rail severe wear in frog wheel load transition region is that the wheel-rail contact stress is greater than 0.8 times the wing rail material hardness causing mutation of wear coefficient，which could be avoided by setting alloy steel material for wing rail and using the deep explosion hardening technology in this region，wheel-rail contact stress increases with the increasing of vehicle axle load and vehicle velocity，which means lowing the lateral speed of passing railroad switch for C80 and C70 trains in order to reduce the turnout wear rate.

T urnout;Archard wear model;Rail wear;Assembled frog with alloy steel point rail;Amount of wear

U211.5;U213.4;U213.6

A

10.3969/j.issn.1003-1995.2015.02.30

1003-1995(2015)02-0107-05

(責(zé)任審編李付軍)

2014-06-05;

2014-08-13

劉啟賓(1987—)，男，河南新鄉(xiāng)人，助理工程師，碩士。