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浏览:- 发布日期:2022-08-11 15:17:21【

摘 要:将磁轨制动器极靴用铸造 Q235B钢和油淬硬化45钢组成销-盘摩擦副进行摩擦试验, 研究了滑动速度(10~100km·h-1)向载(10~80N)和润滑条件(干摩擦)数和磨损机制的影响:速度,摩擦副的摩擦因数均在3s; 稳定摩擦因数随滑动速度的增大先增大后减小,但变化范围较小,集中在0.40~0.55区间;法向载 荷对摩擦因数的影响较小;随着滑动速度的增大,Q235B 钢销试样的磨损机制由磨粒磨损向黏着 磨损转变,法向载荷的增大会导致更为严重的黏着磨损;在摩擦时进行水润滑可以降低摩擦因数, 减轻磨损程度

关键词:磁轨制动器;极靴;Q235B;;

中图分类号:TH117.1 标志码:A 文章:1000-3738(2022)01-0085-06

0 引 言

随着运行速度的不断提高,传统的盘式制动力制动再生制动等黏着制动方式提供的制动力已经 很难满足轨道列车制动要求[1-3]轮轨间的黏着系数 不仅会随着制动初速度的提升而下降[4],并且受线路 身技,,使 [5]非黏着制动方式可以提供额外的制动力,通过制动装置吸附在轨道上改善黏着条件[6-7],在研制高速列车及新型轨道车辆时,制动系统主 要采用直线型非黏着制动协同黏着制动方式[8-9]

磁轨制动是一种典型的非黏着制动方式,具有 制动力不受轮轨间黏着因素的限制电磁铁与钢轨 间的摩擦表面积远远大于轮轨滚动时的摩擦表面 制动效率优于闸瓦制动和闸盘制动等诸多优点, 其运行的可靠性对保障列车运行安全具有重要意 [10-12]然而,在实际运行工况中,磁轨制动器极 靴与钢轨构成的摩擦副由于相对滑动速度法向载 摩擦介质等摩擦条件的改变,其摩擦因数会发生 变化,使得极靴与钢轨之间的摩擦力发生变化,从而 影响磁轨制动器的制动能力目前,相关研究大多 集中在采用有限元仿真方法研发设计车辆磁轨制 动装置上[13-14],鲜有关于不同服役工况下极靴与钢 轨间摩擦因数的研究报道;摩擦因数对于准确计算 磁轨制动器的制动距离,更好地发挥其制动效能有 着重要意义为此,作者以取自极靴样件的 Q235B 钢以及硬度与钢轨材料相当的油淬硬化45钢为研 究对象,采用自制的多功能销-盘磨损试验装置对这 2种材料进行对磨试验,研究了不同滑动速度法向 载荷和润滑条件下的摩擦因数变化以及磨损机制。 

1 试样制备与试验方法 

在极靴样件(材料为铸造 Q235B )上采用线 切割法加工出尺寸为?16mm×30mm 的销试样, 将试样端面精磨至表面粗糙度Ra 不高于0.32μm。 选用45钢作为试验用钢轨替代材料,将其加工成轮盘和对磨环两部分构成的盘试样材料的摩擦磨 损主要与其表面硬度和表面状态相关,因此将对磨 环整体进行油淬处理,使其表面硬度达到在役钢轨 的表面硬度,330~380 HB,并通过精磨加工使 45盘试 样 与 Q235B 钢 销 试 样 的 轴 向 跳 动 低 于 0.03mm。作者认为,在该条件下测得的摩擦因数 与实际工况下极靴-钢轨摩擦副的摩擦因数等效。 

采用自制的多功能销-盘磨损试验装置进行高 速摩擦磨损试验,试验装置和销-盘试样对磨形式如 1所示1(b):ω 为角速度;Ft ; Fn 为法向力-盘试样接触中心到盘心的距离为190mm。在盘试样安装孔内设置一定 锥度,并在轴盘整体装配后进行精加工,保证对磨环 的端面跳动小于50μm。

用无水乙醇清洗磨环和销试样表面的油污, 并进行装夹,销试样与圆盘的轴线应保持平行以保 证对磨环与销试样为面接触启动试验装置,使对 磨环和销试样在线速度10km·h-1法向载荷60N 下进行接触跑合,直至接触面完全贴合,再在线速度 10km·h-1 下用砂纸打磨对磨环表面,消除跑合过 程造成的表面磨痕,最后进行摩擦磨损试验试验 时滑动速度10,20,30,40,50,60,70,80,90, 100km·h-1,±5r·min-1 ,法 向 载 荷 分 别 为 40,60,80 N,温 度 为 (23± 5)℃,相对湿度为(60±5)%,试验环境为干态环境为了分析润滑条件对摩擦因数的影响,还进行了湿 态环境下的摩擦磨损试验,在摩擦过程中通过微型 水泵在销试样与对磨环接触区域连续喷淋水,水量 3mL·min-1,法向载荷为60N,滑动速度分别为 50,80km·h-1,温度为(23±5)℃。试验过程中采 空气,温导面烧;线数据,摩擦因数达到稳定后停止试验在完成单次动摩擦 因数测试后,通过试验装置配备的车刀对对磨环进 行镟修,并用砂纸打磨,以保证每次试验接触界面的 一致性采用 ContourGT-I型白光干涉三维形貌 仪观察销试样和对磨环磨损表面形貌,测定销试 样磨损表面粗糙度采用JSW-6610LV 型扫描电 子显微镜(SEM)观察销试样磨损表面微观形貌

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2 试验结果与讨论

2.1 摩擦因数

由图2可知,在法向载荷60N、不同滑动速度下 干摩擦时,-盘摩擦副的摩擦因数均在3s后基本保 持稳定,稳定后不同滑动速度下的摩擦因数差异较 ,集中在0.40~0.55之间对稳定阶段摩擦因数取 平均值,以此作为摩擦副的平均摩擦因数由图3,-盘摩擦副的平均摩擦因数随滑动速度的增大 先增大后减小,当滑动速度为40km·h-1 时达到最 ,0.54。不同滑动速度下摩擦副摩擦因数的变化 是摩擦界面温度接触状态等多种因素耦合作用的结 ,其变化机制需要进一步的试验研究[15-16]


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由图4可以看出:当滑动速度为50km·h-1, 随着法向载荷的增大,-盘摩擦副摩擦因数达到稳 定时的时间缩短,这是因为较大载荷下摩擦副接触 表面的微凸峰被更快削除;稳定后不同法向载荷下 的摩擦因数变化不大,平均摩擦因数均约 为 0.5。 当滑动 速 度 增 至 80km·h-1 ,不 同 法 向 载 荷 下 -盘摩擦副摩擦因数达到稳定时的时间均在4s,较大法向载荷下的摩擦因数较低这是由于摩 擦界面的闪温能使材料软化甚至局部熔化,而较大 的法向载荷会增大磨损表面局部熔化的区域,并产 生边界润滑效应,使得摩擦因数降[17]

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由图5可知,在法向载荷60N,滑动速度分别 50,80km·h-1条件下,湿摩擦时销-盘摩擦副的摩擦因数相比于干摩擦均有一定程度的下降,稳定 时的平均摩擦因数下降了约0.1。这是由于水的存 在降低了接触面间的摩擦热,使得产生的磨屑数量 较干摩擦时少,接触表面粗糙度降低,摩擦因数减 ;另一方面,低黏度的水进入接触界面形成非均匀 水膜,与摩擦副接触面上的微凸体,改善了摩擦界面的接触状态[18-19],动切应力的作用下,水介质产生的边界润滑效应[20] 也在一定程度上减小了摩擦因数

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2.2 磨损表面形貌

不同条件摩擦磨损后,销试样和对磨环磨损表 面的典型形貌如图6所示由图6可知:销试样磨 损表面未出现严重损伤,仅观察到少量的犁沟和剥 落坑,未见明显的烧蚀痕迹(在线监测显示磨损区域 边缘温度低于80 ℃);对磨环磨损表面表现为轻微 的磨粒磨损,未出现材料转移及黏着现象,并且磨损 区域呈宽度均匀的带状,表明销试样和对磨环面接 触 良 好销 试 样 磨 损 表 面 的 表 面 粗 糙 度 约 为 1.4μm,际工程中的表面粗糙度要求(不大 1.6μm)[21]7可以看出:在滑动速度80km·h-1、3种法 向载荷下干摩擦后,销试样磨损表面均分布着大量的剥落坑和较浅的犁沟,磨损机制主要为黏着磨损;着法向载荷的增大,销试样磨损表面的损伤程度加 ,在法向载荷为80N时出现大量贯通的剥落坑,生严重的黏着磨损犁沟是由于摩擦副间相互接触 的微凸体或产生的磨屑在法向载荷作用下切入表面, 在切向力使,[22],的大量摩擦热使得接触区材料更易发生剪切和撕裂, 进而形成剥落坑,产生严重的黏着磨损在法向载荷 60N条件下,当滑动速度为20km·h-1,销试样 磨损表面存在深浅不一的凹槽和犁沟,磨损机制主要 为磨粒磨损;当滑动速度增大至40km·h-1,销试 样磨损表面的犁沟数量增多,并伴有少量较浅的剥落 ,其损伤机理为;增加至50km·h-1 ,,磨损机制为黏着磨损和磨粒磨损剥落坑的增多 是由于滑动速度的增加使得接触界面产生了更多的 ,[23],要为磨粒磨损,随着滑动速度的增大,单位时间内产 生了更多的摩擦热,导致磨损机制向黏着磨损转变

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对比图87(f),法向60N滑动速度为50km·h-1 ,面存落坑,,主要在大擦热较多,使得接触区材料更易剪切和剥落而形成 剥落坑;水介质的加入降低了摩擦热,从而减轻了销 试样的黏着磨损程度。 

3 结 论

(1)将铸造 Q235B钢销试样和油淬硬化45钢盘 试样组成摩擦副进行干摩擦后,销试样的表面粗糙度 约为1.4μm,中的(2)60N ,度的增大(10km·h-1增至100km·h-1),-摩擦副的摩擦因数均在3s内达到稳定,稳定后的 平均摩擦因数随滑动速度的增大先增大后减小,滑动速度为40km·h-1 时达到最大,但总体上摩 擦因数变化范围较小,集中在0.40~0.55区间;向载荷对摩擦因数的影响相对较小,较低的滑动速 (50km·h-1)下较大的法向载荷会使摩擦快进入稳定阶段,较高滑动速度(80km·h-1)大法向载荷下的摩擦因数略小;随着滑动速度的增 ,销试样的磨损机制由磨粒磨损向黏着磨损转变, 法向载荷的增大会导致更为严重的黏着磨损(3)在水润滑条件下销试样的平均摩擦因数相 比于干摩擦下降约0.1,且表面磨损程度减轻


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