基于相似理論的列車制動摩擦副縮比模型研究*

(大連交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院 遼寧大連 116028)

盤式制動器的實質(zhì)是通過制動盤與閘片間的摩擦作用將列車行進(jìn)時的動能與勢能轉(zhuǎn)化為熱能，進(jìn)而實現(xiàn)減速或停車的目的。熱應(yīng)力超過材料的屈服極限是制動盤失效的直接原因，而熱應(yīng)力的大小取決于制動過程中盤體溫度場與應(yīng)力場的分布情況。因此，有關(guān)制動過程中制動盤溫度場與應(yīng)力場分布的研究對列車的安全運行意義重大[1-3]。

目前，臺架試驗與小樣試驗是評價材料摩擦性能的主要方式。臺架試驗數(shù)據(jù)可靠且具有權(quán)威性，但其成本高、周期長、流程較為復(fù)雜，難以廣泛應(yīng)用。小樣試驗則由于試驗流程、標(biāo)準(zhǔn)不統(tǒng)一導(dǎo)致數(shù)據(jù)與臺架試驗數(shù)據(jù)可比性較差。相對而言，基于相似理論的縮比試驗不僅能夠克服上述不足，還能夠保證其數(shù)據(jù)具有較高的可比性與重復(fù)性。鑒于縮比試驗在產(chǎn)品早期設(shè)計階段可以有效降低測試成本、縮短開發(fā)周期，眾多學(xué)者對其在制動領(lǐng)域的應(yīng)用進(jìn)行了積極嘗試[4]。尹紅斌、吳斌[5-6]以JF122B型轎車盤式制動試驗機為原型設(shè)計了1∶5縮比試驗機，并對相同工況及標(biāo)準(zhǔn)下的多組測試數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，結(jié)果發(fā)現(xiàn)相同工況下二者平均摩擦因數(shù)變化情況一致性較好。Meresse等[7]采用逆向熱傳導(dǎo)理論，計算汽車制動過程中產(chǎn)生的摩擦熱總量，并在縮比試驗機上進(jìn)行驗證，結(jié)果證明實測值與理論計算值相同。ALNAQI等[8]用ABAQUS軟件建立汽車盤式摩擦副的1∶1模型與縮比模型，并將1∶1臺架的主要試驗參數(shù)按縮比關(guān)系轉(zhuǎn)化為縮比臺架試驗參數(shù)，在-5°坡道上進(jìn)行140 km/h的定速制動過程，結(jié)果表明：縮比模型同1∶1模型盤面摩擦半徑處溫度變化趨勢一致。趙澤亮[9]依據(jù)相似理論對列車摩擦副進(jìn)行縮比設(shè)計，運用ABAQUS對多工況下縮比制動盤與1∶1制動盤的溫度場分布進(jìn)行模擬，結(jié)果表明：同一工況下縮比模型盤面峰值溫度始終低于1∶1模型。綜上可知，縮比試驗理論在制動領(lǐng)域的應(yīng)用取得了諸多成果，但仍有不足。且由于缺少統(tǒng)一的操作規(guī)范，致使部分試驗參數(shù)的選取以及縮比關(guān)系的確定缺乏可靠的理論依據(jù)，模型設(shè)計的合理性也沒有明確的評判標(biāo)準(zhǔn)[10-11]。

本文作者運用ANIDA軟件建立列車制動摩擦副的簡化分析模型及對應(yīng)的縮比模型，采用直接耦合法對同一工況下2種模型盤體的三維瞬態(tài)溫度場與應(yīng)力場分布情況進(jìn)行模擬，探討二者的等效性。

1 模型建立

文中以CRH5型動車組摩擦副為原型，其制動盤尺寸為φ640 mm×80 mm，閘片由10個三角形粉末冶金摩擦塊組成，如圖1所示。

依據(jù)相似理論得出二者制動盤摩擦半徑的縮比系數(shù)為1/2，閘片摩擦面積與制動盤有效受熱體積的縮比系數(shù)均為1/4，轉(zhuǎn)動慣量的縮比系數(shù)為1/16。考慮到摩擦熱源的分布與半徑r以及半徑r處的周向接觸弧長直接相關(guān)[12]，在縮比閘片設(shè)計階段采用周向接觸弧長等比例(接觸弧長與所在圓周長之比)與徑向接觸長度等比例(接觸長度與制動盤半徑之比)的方法進(jìn)行設(shè)計，確保二者在周向與徑向上具有相同的閘片分布情況?？s比摩擦副的幾何參數(shù)如表1所示。

圖1 CRH5型動車組摩擦副簡圖

名稱參數(shù)數(shù)值外徑320 mm制動盤內(nèi)徑160 mm厚度75 mm厚度20 mm閘片面積8 096 mm2有效摩擦半徑123.5 mm

鑒于盤式制動器的對稱性設(shè)計，為減少模擬工作量，僅對實際模型的1/2進(jìn)行建模，并作出如下假設(shè)：

(1)制動過程中摩擦因數(shù)為常數(shù)，不受接觸表面粗糙度變化與摩擦磨損的影響；

(2)摩擦副材質(zhì)為各向同性，制動過程中材料屬性不隨溫度變化而發(fā)生變化；

(3)制動壓力均勻施加在閘片背部。

在上述基礎(chǔ)上，縮比摩擦副的材質(zhì)同1∶1模型保持一致，對應(yīng)的熱物理參數(shù)如表2所示。此外，采用8節(jié)點3D實體單元對模型進(jìn)行離散化處理，1∶1模型與縮比模型單元數(shù)量分別為65 768個和20 609個，對應(yīng)的有限元模型如圖2所示。

表2 摩擦副熱物理參數(shù)

圖2 有限元模型

2 制動盤溫度場與應(yīng)力場的模擬分析

文中利用有限元分析軟件ADINA，對制動比壓1.1 MPa、制動速度100 km/h時縮比制動盤、1∶1制動盤的三維瞬態(tài)溫度場與應(yīng)力場分布情況進(jìn)行模擬，1∶1模型的轉(zhuǎn)動慣量為1 128.7 kg·m2，縮比模型對應(yīng)的轉(zhuǎn)動慣量為70.5 kg·m2。模擬時采用的摩擦因數(shù)為0.434，是基于TM-I型軌道列車縮比試驗臺采用相同材質(zhì)的三角形閘片在同一工況下的實測值。

圖3、圖4所示分別為1∶1制動盤和與縮比制動盤不同時刻的溫度場分布情況?？梢姡憾弑P面溫度場分布情況一致性較好，盤面高溫區(qū)集中在摩擦接觸區(qū)域，且隨著制動過程的進(jìn)行呈環(huán)帶狀分布，徑向溫度梯度顯著；同時，二者盤面峰值溫度相差不大，縮比制動盤的峰值溫度為203.9 ℃，低于1∶1制動盤的226.3 ℃，二者峰值溫度相差22.4 ℃，前者峰值溫度于6.0 s時出現(xiàn)，后者則于6.5 s時出現(xiàn)。

圖3 1∶1制動盤不同時刻的溫度場分布情況(轉(zhuǎn)動慣量為1 128.7 kg·m2)

圖4 縮比制動盤不同時刻的溫度場分布情況(轉(zhuǎn)動慣量為70.5 kg·m2)

圖5所示是盤面摩擦半徑處節(jié)點溫度歷程曲線?？梢姡褐苿舆^程中二者節(jié)點溫度變化規(guī)律一致，均表現(xiàn)為先快速上升至峰值溫度，后緩慢下降的基本過程。圖6所示為峰值溫度時刻1∶1制動盤與縮比制動盤的徑向溫度分布曲線?？梢钥闯觯憾弑P面徑向溫度分布曲線均呈“M”形分布，且外徑處溫度明顯高于內(nèi)徑處溫度；同時，由于縮比閘片周向分布較為集中，有利于摩擦熱的均勻傳導(dǎo)，導(dǎo)致縮比制動盤徑向溫度分布曲線在摩擦半徑處的溫度波動較1∶1模型更為平緩。其中，縮比制動盤2個波峰間的溫差為47.2 ℃，而1∶1制動盤2個波峰間的溫差為61.3 ℃。

圖5 摩擦半徑處節(jié)點溫度歷程曲線 圖6 峰值溫度時刻制動盤徑向溫度分布曲線

研究表明，溫度場與應(yīng)力場間存在相互耦合作用，因此有必要對制動盤應(yīng)力場的分布情況進(jìn)行研究。1∶1制動盤與縮比制動盤不同時刻的應(yīng)力場分布情況分別如圖7和圖8所示?？梢钥闯觯憾弑P面應(yīng)力場分布情況一致性較好，盤面高應(yīng)力區(qū)與高溫區(qū)相對應(yīng)；但由于熱傳導(dǎo)的時效性，導(dǎo)致峰值應(yīng)力出現(xiàn)時刻晚于峰值溫度出現(xiàn)時刻。縮比制動盤的峰值應(yīng)力為308 MPa，出現(xiàn)的時間為6.3 s；而1∶1制動盤的峰值應(yīng)力為356 MPa，于7.2 s出現(xiàn)，二者峰值應(yīng)力相差48 MPa。

圖7 1∶1制動盤不同時刻的應(yīng)力場分布情況

圖8 縮比制動盤不同時刻的應(yīng)力場分布情況

峰值應(yīng)力時刻1∶1制動盤與縮比制動盤的徑向應(yīng)力分布曲線如圖9所示。對比發(fā)現(xiàn)，峰值應(yīng)力時刻盤面應(yīng)力沿徑向的分布情況與溫度沿徑向的分布情況相似，也呈“M”形分布，但摩擦半徑處的波動幅度有所減緩。對比發(fā)現(xiàn)，同工況下2種模型盤面徑向應(yīng)力的整體分布情況相似性較高，但二者徑向峰值應(yīng)力相差48.7 MPa。

圖9 峰值應(yīng)力時刻制動盤徑向應(yīng)力分布曲線

綜上，同一工況下，1∶1制動盤與縮比制動盤在盤面峰值溫度、峰值應(yīng)力、摩擦半徑處節(jié)點溫度歷程以及沿徑向的溫度與應(yīng)力分布方面均表現(xiàn)出較好的一致性，進(jìn)而說明縮比制動盤同1∶1制動盤在溫度場與應(yīng)力場分布方面相似度較高。

3 模擬結(jié)果同試驗數(shù)據(jù)對比分析

采用同1∶1閘片相同材質(zhì)的縮比閘片，如圖10所示，使用TM-I型軌道列車縮比試驗臺進(jìn)行試驗驗證?，F(xiàn)有TM-I型試驗臺的轉(zhuǎn)動慣量為46 kg·m2，由縮比關(guān)系可知1∶1模型的轉(zhuǎn)動慣量應(yīng)為736 kg·m2。縮比模型的試驗結(jié)果與1∶1模型的模擬結(jié)果對比情況如表3所示。

圖10 縮比閘片

名稱制動時間t/s盤面峰值溫度θ/℃試驗數(shù)據(jù)平均值12.7184.3數(shù)值模擬結(jié)果11.7 157.4

由表3可知，二者制動時間、盤面峰值溫度相近，但由于模擬時假定摩擦副為均勻接觸以及忽略接觸表面粗糙度變化的影響，導(dǎo)致兩者間存在偏差?？紤]到試驗條件下無法對盤面應(yīng)力進(jìn)行直接測量，所以僅對盤面溫度場的分布情況進(jìn)行比較。圖11所示為1∶1制動盤不同時刻溫度場分布的模擬結(jié)果，圖12所示為同一工況下熱成像儀記錄的縮比制動盤不同時刻溫度場的分布情況。制動過程中二者盤面溫度均經(jīng)歷了先上升后下降的變化過程，且伴有環(huán)帶狀高溫區(qū)出現(xiàn)，但高溫環(huán)帶出現(xiàn)的位置有所不同。模擬中高溫環(huán)帶位置靠近外徑處，而試驗中則出現(xiàn)在內(nèi)徑處。其原因是理論上摩擦區(qū)域外側(cè)接觸弧長較大，生熱量大導(dǎo)致溫度較高。而試驗時摩擦副的非均勻接觸導(dǎo)致摩擦半徑區(qū)域磨損嚴(yán)重，使得制動初期僅有閘片內(nèi)側(cè)和外側(cè)與盤面發(fā)生接觸。隨著制動過程的進(jìn)行，閘片內(nèi)側(cè)磨損加劇導(dǎo)致內(nèi)側(cè)貼合面積增加，從而表現(xiàn)為制動盤內(nèi)徑處有高溫環(huán)帶出現(xiàn)。

圖11 1∶1制動盤不同時刻溫度場分布的模擬結(jié)果(轉(zhuǎn)動慣量為736 kg·m2)

圖12 縮比制動盤不同時刻溫度場分布的試驗結(jié)果(轉(zhuǎn)動慣量為46 kg·m2)

圖13所示分別為模擬與試驗方式下制動6 s時制動盤徑向溫度分布曲線。

圖13 制動盤徑向溫度分布曲線(t=6.0 s)

可以看出：二者盤面徑向峰值溫度相近，但1∶1制動盤徑向溫度分布曲線為“M”形，峰值溫度位于半徑290 mm處；而縮比制動盤的徑向溫度分布曲線為倒“V”形，峰值溫度位于半徑120 mm處，二者盤面高溫區(qū)位置明顯不同。其原因是模擬時假設(shè)閘片與制動盤完全貼合，外徑處由于較大的周向接觸弧長以及較高的線速度導(dǎo)致摩擦熱的大量產(chǎn)生，由此在外徑處形成高溫區(qū)。但試驗條件下，縮比閘片不同于1∶1模型的排布方式、摩擦副的非均勻接觸以及摩擦磨損等因素的影響導(dǎo)致接觸區(qū)域集中在內(nèi)徑處，最終在制動盤內(nèi)徑處形成高溫區(qū)。綜上可知，縮比模型能夠反映1∶1模型制動過程的特點，并可在一定程度上能對1∶1制動盤溫度場與應(yīng)力場的分布情況進(jìn)行預(yù)測。

4 結(jié)論

(1)縮比制動盤同1∶1制動盤在溫度場與應(yīng)力場分布方面相似度較高，二者盤面溫度場、應(yīng)力場均呈非軸對稱分布，且均表現(xiàn)為周向分布較均勻，徑向分布梯度顯著?？s比制動盤與1∶1制動盤的盤面峰值溫度相差22.4 ℃，峰值應(yīng)力相差48 MPa，但二者盤面徑向應(yīng)力分布曲線的走勢一致性較好。

(2)相同工況下試驗與模擬的制動時間相差1 s，盤面峰值溫度相差26.9 ℃，但二者制動盤徑向溫度分布曲線差異明顯。這是因為制動盤徑向溫度分布與摩擦副接觸位置分布、閘片單體尺寸及其排布方式直接相關(guān)。

(3)模擬結(jié)果同試驗數(shù)據(jù)吻合較好，證明了縮比摩擦副設(shè)計的合理性。