龐 興，闞前華，趙吉中，徐 祥，朱龍權(quán)

(西南交通大學(xué) 力學(xué)與工程學(xué)院，四川 成都 610031)

0 引 言

隨著我國高速鐵路建設(shè)的快速發(fā)展，鋼軌的焊接工藝取得了極大的進(jìn)步.研究表明，由于鋼軌焊接接頭處材質(zhì)的非均勻性，無論是鋁熱焊接鋼軌還是閃光焊接鋼軌，在其焊接接縫兩端均存在明顯的熱影響區(qū)域，該區(qū)域的硬度較低，容易發(fā)生損傷與破壞[1].因此，有必要通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法來研究輪軌滾動(dòng)接觸過程中鋼軌焊接接頭區(qū)域的力學(xué)性能表現(xiàn).目前，有限元方法作為輪軌滾動(dòng)接觸研究的重要工具，科研人員利用其對(duì)輪軌滾動(dòng)接觸疲勞、輪軌間蠕滑力、鋼軌軌縫接觸—沖擊行為以及輪軌滾動(dòng)接觸蠕滑特性等問題進(jìn)行了研究，取得了系列成果[2-5].同時(shí)，已有一些研究開始關(guān)注鋼軌焊接接頭的有限元分析，例如，焊接接頭冷卻過程的應(yīng)力分布規(guī)律及原因，鋼軌焊縫內(nèi)彈塑性應(yīng)力分布狀態(tài)，以及鋁熱焊焊接接頭疲勞裂紋萌生的位置和損傷程度的影響因素等[6-8].由于上述研究未考慮輪軌材料在動(dòng)態(tài)荷載過程中的率相關(guān)性，無法合理預(yù)測動(dòng)態(tài)滾動(dòng)接觸過程中鋼軌的應(yīng)力—應(yīng)變響應(yīng)，故本研究擬采用Johnson-Cook沖擊動(dòng)態(tài)本構(gòu)模型，探討動(dòng)態(tài)沖擊荷載下應(yīng)變率對(duì)鋼軌動(dòng)態(tài)流動(dòng)應(yīng)力的影響以及鋼軌焊接接頭輪軌三維滾動(dòng)接觸動(dòng)力學(xué)有限元分析，以揭示鋼軌焊接接頭材質(zhì)非均勻性對(duì)鋼軌在滾動(dòng)接觸下的應(yīng)力和應(yīng)變影響.

1 有限元模型

本研究采用有限元軟件ABAQUS建立輪軌三維滾動(dòng)接觸分析模型，對(duì)滾動(dòng)過程中鋼軌焊接接頭區(qū)域力學(xué)特性進(jìn)行分析.

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

研究模型由車輪和鋼軌兩部分組成，其中車輪直徑為915 mm，鋼軌長500 mm，根據(jù)U75V閃光焊接接頭試樣單軸拉伸實(shí)驗(yàn)過程中不同位置的應(yīng)變分布(見圖1)，將焊接接頭拉伸過程中應(yīng)變較大的區(qū)域作為熱影響區(qū)(HAZ1和HAZ2)，兩熱影響區(qū)之間區(qū)域?yàn)楹缚p區(qū)(WZ)，熱影響區(qū)和焊縫區(qū)寬度分別為20 mm和40 mm.

圖1應(yīng)變分布及區(qū)域劃分示意圖

在所建立的模型中，車輪采用LMA型廓形，鋼軌采用60 kg/m鋼軌外形，單元類型為C3D8三維實(shí)體單元.本研究對(duì)輪軌接觸區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格精細(xì)剖分，具體如圖2所示.

圖2輪軌三維有限元模型示意圖

1.2 材料模型和參數(shù)

通常，在列車行進(jìn)中，由于鋼軌表面的不平順和車輪多邊形化，使列車車輪與鋼軌時(shí)刻處于沖擊荷載作用之下.因此，在輪軌動(dòng)態(tài)滾動(dòng)接觸有限元分析中，必須考慮動(dòng)態(tài)載荷作用下應(yīng)變率對(duì)材料力學(xué)性能的影響，并選取合理的材料動(dòng)態(tài)本構(gòu)模型.對(duì)此，本研究擬利用有限元軟件ABAQUS材料庫中包含的Johnson-Cook動(dòng)態(tài)本構(gòu)模型[9].

Johnson-Cook動(dòng)態(tài)本構(gòu)模型主要用于描述金屬材料在沖擊荷載下的力學(xué)響應(yīng)，其考慮了大變形和高溫條件的影響，描述了材料應(yīng)變、應(yīng)變率以及溫度與動(dòng)態(tài)流應(yīng)力之間存在的乘法效應(yīng)，表達(dá)形式為，

σ=(A+Bεn)(1+Clnε*)[1-(T*)m]

(1)

(2)

T*=(T-Tr)/(Tm-Tr)

(3)

本研究通過霍普金森壓桿對(duì)U75V軌鋼開展動(dòng)態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)，獲取了不同應(yīng)變率下的應(yīng)力—應(yīng)變曲線，具體如圖3所示.同時(shí)，通過最小二乘法確定了Johnson-Cook本構(gòu)模型的相關(guān)參數(shù)(見表1).對(duì)比圖3中的實(shí)驗(yàn)和模擬結(jié)果可知，Johnson-Cook本構(gòu)模型可較好地模擬U75V鋼軌的動(dòng)態(tài)沖擊應(yīng)力—應(yīng)變曲線.

為研究鋼軌焊接接頭附近材質(zhì)非均勻性對(duì)鋼軌滾動(dòng)接觸下應(yīng)力與應(yīng)變的影響，焊縫區(qū)和熱影響區(qū)的材料參數(shù)除屈服強(qiáng)度外均與母材區(qū)保持一致.而由圖1可知，熱影響區(qū)材料強(qiáng)度較低，故將熱影響區(qū)的屈服強(qiáng)度假定為母材區(qū)0.7倍，焊縫區(qū)屈服強(qiáng)度假定為母材區(qū)0.9倍，即二者的屈服強(qiáng)度分別為母材的70%和90%.車輪材料考慮為彈性，其彈性模量為208.5 GPa[10]，輪軌間摩擦系數(shù)為0.3.

圖3 不同應(yīng)變率下U75V鋼軌的應(yīng)力—應(yīng)變曲線及驗(yàn)證

1.3 邊界條件與荷載

有限元模型中，鋼軌底部采取全固定約束；將車輪軸部節(jié)點(diǎn)耦合至車輪中心，并施加不同軸重和純滾動(dòng)速度荷載.

2 結(jié)果與討論

2.1 接觸壓力變化

由于鋼軌焊接接頭材質(zhì)的非均勻性，在車輪滾過鋼軌焊接接頭的過程中，輪軌之間的接觸壓力不斷變化.鋼軌焊接接頭不同位置的最大接觸壓力如圖4所示，結(jié)果顯示，熱影響區(qū)的最大接觸壓力明顯小于其相鄰區(qū)域.由圖1可知，在單軸拉伸過程中，鋼軌焊接接頭熱影響區(qū)應(yīng)變相對(duì)于母材區(qū)與焊縫區(qū)較大，表明熱影響區(qū)的強(qiáng)度較該兩個(gè)區(qū)域低，從而造成了熱影響區(qū)接觸斑面積較大.不同軸重下鋼軌焊接接頭不同位置的鋼軌最大接觸壓力如圖5所示，結(jié)果顯示，軸重的小幅變化對(duì)鋼軌焊接接頭接觸壓力影響不大.行車速度不同時(shí)，HAZ1的最大接觸壓力變化不明顯(見圖6)，但HAZ2的最大接觸壓力會(huì)隨行車速度增大逐漸增大(見圖7).

圖4不同位置最大接觸壓力分布曲線

圖5不同軸重下焊接接頭不同位置最大接觸壓力

圖6不同行車速度下HAZ1最大接觸壓力

圖7不同行車速度下HAZ2最大接觸壓力

2.2 等效應(yīng)力分布

當(dāng)車輪軸重為17 t、速度為300 km/h時(shí)，車輪滾過鋼軌焊接接頭后，兩個(gè)熱影響區(qū)等效應(yīng)力分布如圖8所示.為更好地顯示鋼軌頂面和內(nèi)部的等效應(yīng)力分布，本研究沿輪軌接觸中心對(duì)鋼軌進(jìn)行了剖分顯示.通過與無焊接鋼軌等效應(yīng)力對(duì)比發(fā)現(xiàn)，車輪經(jīng)過熱影響區(qū)時(shí)，熱影響區(qū)與其他區(qū)交界處均會(huì)發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象.車輪滾過鋼軌焊接接頭后，殘余等效應(yīng)力較大位置位于熱影響區(qū)與其他區(qū)交界處(見圖9).

圖8鋼軌的等效應(yīng)力分布

圖9殘余等效應(yīng)力分布圖

不同軸重和行車速度下，鋼軌焊接接頭殘余等效應(yīng)力較大位置均位于熱影響區(qū)與其他區(qū)交界處，最大殘余等效應(yīng)力如表2、表3所示.表中數(shù)據(jù)顯示，不同軸重下鋼軌焊接接頭最大等效殘余應(yīng)力水平相似，表明軸重對(duì)等效殘余應(yīng)力影響不大.而在不同行車速度下，鋼軌焊接接頭等效殘余應(yīng)力存在較大差異，當(dāng)速度為300 km/h時(shí)其值最大，當(dāng)速度為250 km/h時(shí)其值最小.

表2 不同軸重下焊接接頭最大殘余等效應(yīng)力

表3 不同行車速度下焊接接頭最大殘余等效應(yīng)力

2.3 等效塑性應(yīng)變分布

當(dāng)車輪軸重為17 t，以速度為300 km/h滾過鋼軌焊接接頭后，其等效塑性應(yīng)變分布與鋼軌無焊接接頭對(duì)比如圖10所示.數(shù)據(jù)顯示，車輪滾過后，鋼軌焊接接頭與無焊接鋼軌的等效塑性應(yīng)變較大的位置都位于鋼軌次表層，且位于輪軌接觸位置下方，鋼軌焊接接頭的等效塑性應(yīng)變較大，最大處位于熱影響區(qū)域.

圖10有焊接接頭與無焊接鋼軌等效塑性應(yīng)變對(duì)比

有焊接接頭鋼軌與無焊接鋼軌不同深度的等效塑性應(yīng)變進(jìn)行對(duì)比如圖11和圖12所示.結(jié)果表明，兩者等效塑性應(yīng)變最大處位于距鋼軌表面約2.4 mm處.焊接鋼軌母材區(qū)等效塑性應(yīng)變水平與無焊接鋼軌相似，但焊接接頭區(qū)域等效塑性應(yīng)變明顯高于無焊接鋼軌，尤其是在熱影響區(qū)域(見圖13).數(shù)據(jù)顯示，鋼軌焊接接頭兩側(cè)熱影響區(qū)等效塑性應(yīng)變分布存在差異，HAZ2等效塑性應(yīng)變較大(見圖14)，這是因?yàn)檐囕喸跐L動(dòng)過程中對(duì)鋼軌產(chǎn)生的擠壓作用引起的.

圖11鋼軌焊接接頭不同深度等效塑性應(yīng)變

圖12 無焊接鋼軌不同深度等效塑性應(yīng)變

圖13 焊接接頭與無焊接鋼軌內(nèi)部等效塑性應(yīng)變對(duì)比

圖14焊接接頭兩側(cè)塑性變形差異

考慮軸重影響，當(dāng)軸重分別取16 t、17 t和18 t時(shí)，鋼軌焊接接頭等效塑性應(yīng)變分布規(guī)律變化不大，其內(nèi)部等效塑性應(yīng)變隨軸重增大稍有增大，具體如圖15所示.表4為不同軸重下鋼軌焊接接頭最大等效塑性應(yīng)變，可見軸重對(duì)等效塑性應(yīng)變的影響較小.

圖15 不同軸重下焊接接頭內(nèi)部等效塑性應(yīng)變

考慮行車速度影響，當(dāng)行車速度分別為250 km/h、300 km/h和350 km/h時(shí)，鋼軌焊接接頭等效塑性應(yīng)變分布規(guī)律不變，但數(shù)值有較大差異，具體如圖16所示.表5給出了不同行車速度下鋼軌焊接接頭最大等效塑性應(yīng)變. 數(shù)據(jù)顯示，隨著行車速度增大，最大等效塑性明顯增大.結(jié)合圖16可知，其等效塑性明顯增大區(qū)域位于HAZ2區(qū).

圖16 不同行車速度下焊接接頭內(nèi)部等效塑性應(yīng)變

行車速度/(km/h)250300350最大等效塑性應(yīng)變/%1.401.701.87

3 結(jié) 論

本研究認(rèn)為，在輪軌滾動(dòng)接觸過程中，鋼軌焊接接頭熱影響區(qū)域最大接觸壓力較相鄰區(qū)域小，軸重對(duì)熱影響區(qū)域最大接觸壓力影響較小，隨著行車速度增大，鋼軌焊接接頭熱影響區(qū)域HAZ2最大接觸壓力逐漸增大.在車輪經(jīng)過鋼軌焊接接頭熱影響區(qū)域時(shí)，熱影響區(qū)域與其他區(qū)域交界處均會(huì)發(fā)生應(yīng)力集中.等效塑性應(yīng)變最大處位于鋼軌次表層，有焊接接頭鋼軌等效塑性應(yīng)變大于無焊接鋼軌.由于擠壓作用，鋼軌焊接接頭熱影響區(qū)域HAZ2等效塑性應(yīng)變大于熱影響區(qū)域HAZ1.軸重對(duì)鋼軌焊接接頭等效塑性應(yīng)變影響較小，但等效塑性應(yīng)變隨著行車速度增大逐漸增大.