U75V焊接接頭三維輪軌滾動接觸有限元分析

龐 興，闞前華，趙吉中，徐 祥，朱龍權

(西南交通大學 力學與工程學院，四川 成都 610031)

0 引 言

隨著我國高速鐵路建設的快速發展，鋼軌的焊接工藝取得了極大的進步.研究表明，由于鋼軌焊接接頭處材質的非均勻性，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域，該區域的硬度較低，容易發生損傷與破壞[1].因此，有必要通過實驗和數值模擬相結合的方法來研究輪軌滾動接觸過程中鋼軌焊接接頭區域的力學性能表現.目前，有限元方法作為輪軌滾動接觸研究的重要工具，科研人員利用其對輪軌滾動接觸疲勞、輪軌間蠕滑力、鋼軌軌縫接觸—沖擊行為以及輪軌滾動接觸蠕滑特性等問題進行了研究，取得了系列成果[2-5].同時，已有一些研究開始關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力分布規律及原因，鋼軌焊縫內彈塑性應力分布狀態，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態荷載過程中的率相關性，無法合理預測動態滾動接觸過程中鋼軌的應力—應變響應，故本研究擬采用Johnson-Cook沖擊動態本構模型，探討動態沖擊荷載下應變率對鋼軌動態流動應力的影響以及鋼軌焊接接頭輪軌三維滾動接觸動力學有限元分析，以揭示鋼軌焊接接頭材質非均勻性對鋼軌在滾動接觸下的應力和應變影響.

1 有限元模型

本研究采用有限元軟件ABAQUS建立輪軌三維滾動接觸分析模型，對滾動過程中鋼軌焊接接頭區域力學特性進行分析.

1.1 幾何模型及網格劃分

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U75V閃光焊接接頭試樣單軸拉伸實驗過程中不同位置的應變分布(見圖1)，將焊接接頭拉伸過程中應變較大的區域作為熱影響區(HAZ1和HAZ2)，兩熱影響區之間區域為焊縫區(WZ)，熱影響區和焊縫區寬度分別為20 mm和40 mm.

圖1應變分布及區域劃分示意圖

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C3D8三維實體單元.本研究對輪軌接觸區域進行了網格精細剖分，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

通常，在列車行進中，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刻處于沖擊荷載作用之下.因此，在輪軌動態滾動接觸有限元分析中，必須考慮動態載荷作用下應變率對材料力學性能的影響，并選取合理的材料動態本構模型.對此，本研究擬利用有限元軟件ABAQUS材料庫中包含的Johnson-Cook動態本構模型[9].

Johnson-Cook動態本構模型主要用于描述金屬材料在沖擊荷載下的力學響應，其考慮了大變形和高溫條件的影響，描述了材料應變、應變率以及溫度與動態流應力之間存在的乘法效應，表達形式為，

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U75V軌鋼開展動態壓縮實驗，獲取了不同應變率下的應力—應變曲線，具體如圖3所示.同時，通過最小二乘法確定了Johnson-Cook本構模型的相關參數(見表1).對比圖3中的實驗和模擬結果可知，Johnson-Cook本構模型可較好地模擬U75V鋼軌的動態沖擊應力—應變曲線.

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

圖3 不同應變率下U75V鋼軌的應力—應變曲線及驗證

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；將車輪軸部節點耦合至車輪中心，并施加不同軸重和純滾動速度荷載.

2 結果與討論

2.1 接觸壓力變化

由于鋼軌焊接接頭材質的非均勻性，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，結果顯示，熱影響區的最大接觸壓力明顯小于其相鄰區域.由圖1可知，在單軸拉伸過程中，鋼軌焊接接頭熱影響區應變相對于母材區與焊縫區較大，表明熱影響區的強度較該兩個區域低，從而造成了熱影響區接觸斑面積較大.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，結果顯示，軸重的小幅變化對鋼軌焊接接頭接觸壓力影響不大.行車速度不同時，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 等效應力分布

當車輪軸重為17 t、速度為300 km/h時，車輪滾過鋼軌焊接接頭后，兩個熱影響區等效應力分布如圖8所示.為更好地顯示鋼軌頂面和內部的等效應力分布，本研究沿輪軌接觸中心對鋼軌進行了剖分顯示.通過與無焊接鋼軌等效應力對比發現，車輪經過熱影響區時，熱影響區與其他區交界處均會發生應力集中現象.車輪滾過鋼軌焊接接頭后，殘余等效應力較大位置位于熱影響區與其他區交界處(見圖9).

圖8鋼軌的等效應力分布

圖9殘余等效應力分布圖

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

表2 不同軸重下焊接接頭最大殘余等效應力

表3 不同行車速度下焊接接頭最大殘余等效應力

2.3 等效塑性應變分布

當車輪軸重為17 t，以速度為300 km/h滾過鋼軌焊接接頭后，其等效塑性應變分布與鋼軌無焊接接頭對比如圖10所示.數據顯示，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變較大，最大處位于熱影響區域.

圖10有焊接接頭與無焊接鋼軌等效塑性應變對比

有焊接接頭鋼軌與無焊接鋼軌不同深度的等效塑性應變進行對比如圖11和圖12所示.結果表明，兩者等效塑性應變最大處位于距鋼軌表面約2.4 mm處.焊接鋼軌母材區等效塑性應變水平與無焊接鋼軌相似，但焊接接頭區域等效塑性應變明顯高于無焊接鋼軌，尤其是在熱影響區域(見圖13).數據顯示，鋼軌焊接接頭兩側熱影響區等效塑性應變分布存在差異，HAZ2等效塑性應變較大(見圖14)，這是因為車輪在滾動過程中對鋼軌產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變

圖12 無焊接鋼軌不同深度等效塑性應變

圖13 焊接接頭與無焊接鋼軌內部等效塑性應變對比

圖14焊接接頭兩側塑性變形差異

考慮軸重影響，當軸重分別取16 t、17 t和18 t時，鋼軌焊接接頭等效塑性應變分布規律變化不大，其內部等效塑性應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變，可見軸重對等效塑性應變的影響較小.

圖15 不同軸重下焊接接頭內部等效塑性應變

考慮行車速度影響，當行車速度分別為250 km/h、300 km/h和350 km/h時，鋼軌焊接接頭等效塑性應變分布規律不變，但數值有較大差異，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變. 數據顯示，隨著行車速度增大，最大等效塑性明顯增大.結合圖16可知，其等效塑性明顯增大區域位于HAZ2區.

圖16 不同行車速度下焊接接頭內部等效塑性應變

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

3 結 論

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