在阅读文章前，辛苦您点下“关注”，既方便您进行讨论与分享，又能给您带来不一样的参与感，感谢您的支持!作者一定不负众望，带来更多优质作品！变形区轧件表面

　　加工过程中,变形区轧件表面上的微凸体沿接触表面作起伏运动,即在轧件表明产生塑性变形薄层,从而形成塑性波。

　　前人对于塑性波的研究同样也基于塑性力学的滑移线原理或上界原理,但是或者没有对塑性变形层进行充分的讨论,或者由于理论本身的精度问题而误差较大。

　　本文从这两方面出发,利用滑移线的特性对由上界法确定的变形区塑性波模型进行了修正,结合实测数据,讨论了微凸体几何形状以及接触面连接强度对摩擦系数的影响。

　　轧辊表面的微凸体B为刚性微凸体,其特性角为a1、微凸体的高度h1与轧辊的磨损程度有关,以实测数据为准。

　　对于不同的特性角a1,微凸体A的体积V和原始高度h0保持不变,即其原始的底面积为常数:

　　变形过程中轧辊上的微凸体B压迫轧件上的微凸体A,当微凸体A处于稳定变形阶段时,其高度由h0变为h1,底面长度由l0变为Δl(AC),这时微凸体A将受到垂直压力ΔPv和水平力ΔPH的作用,而产生塑性变形,变形表面下形成一个深度为h2的塑性变形区。

　　为了简化计算认为这两个区域均为刚体,因而塑性变形是这两个区域沿速度不连续表面Γ1,Γ2,Γ3,和Γ4相对滑动的结果。

　　所有区域为刚体,因而只需计算沿各速度不连续表面摩擦或剪切引起的功率损失。

　　式中ΔV2——区域Ⅱ沿表面Γ2的滑动速度;ΔV3——区域Ⅰ沿表面Γ3的滑动速度;

　　将式(9),(10)和式(11)分别代入式(12)可以求出全部内部滑移面上的功率损失,再与式(8)合并可得到轧件上微凸体A变形总共需要的功率:

　　因此式(13)实际上单位名义微元接触面积ΔSn上使轧件变形所需要的功率,进而得到在微元面积ΔSn上使金属变形所需的水平推力为:

　　式中:So——接触区(滑移区)面积;Co——表面微凸体分布不均匀系数,0

　　根据界面Γ1上微凸体A与B之间的相互作用力,同时可得对变形区得垂直压力Pv:

　　式(13)、(15)、(16)和(17)中各物理量均是由变形区形状,以及实际接触面上的摩擦性质所决定的多元函数,确定其值还须根据现场实测的接触表面的形状参数,以及对计算模型本身的进一步简化来进行。

　　微凸体高度h1:从统计和平均的方面出发,将h1视作表面粗糙度平均算术偏差的实测值Rα(Rα≈2.73μm)。

　　图3是根据式(13)所得的计算结果,表述了微凸体几何形状α1与变形功率之间的关系,其中以表征微凸体连接强度的系数m为参数。

　　随α1的变化,形成变形的最低能量点,是因为由实测数据确定了微凸体高度,在计算中为常值。

　　α1角较小时,两微凸体接触面积较大,而且变形区内部速度不连续线面积较大,因此变形所需能量大。

　　经过最低能量点后,随α1角增大,图2中γ角的方向发生改变,速度场模型变化很大,这时两微凸体的接触面积有所减小,但速度不连续面积增大是主要方面,结合各个区域上的速度变化得出变形所需能量增大。

　　根据图3研究轧件的变形特性,能够获得接触面上的轧辊最佳表面特性,即轧辊表面微凸体特性角α1在10°～25°之间时轧件变形所需能量最低。

　　由于随α1增大,它对切向的作用效果大于垂直方向,因而当m较大时,在曲线的末端曲线斜率有所降低。

　　将式(13)对h2、α1及m3个变量进行最优化处理,能确定在一定条件下轧件表面下塑性变形层的深度h2与特性角α1和微凸体间连接强度系数m之间的关系(图5)。

　　塑性变形层的深度随α1增大而减小,是因为在微凸体体积一定的情况下,特性角α1小,微凸体间的接触面积大,因而塑性变形容易深入到轧件表层下面。

　　有限元网格划分的难点在于:车轮的直径在1000mm以上,而轮轨接触区椭圆的长轴仅为10～20mm。

　　为此分析采用子结构方法,对含接触区部分的子结构单元划分较密,对远离接触区的子结构单元划分尽可能稀疏,这样既能满足接触计算精度的要求,又能节省计算时间。

　　其中,对1050mm轮径的模型共划分了24758个节点,18433个块体元;对1250mm轮径的模型共划分了25560个节点,18483个块体元,接触点对均为105对,接触区最小单元边长为2mm。

　　在弹塑性接触计算模型中,吸取了弹性计算的经验,缩短了接触点之间的距离,从而增加了接触斑内接触点的个数,这样做才能够更准确地描述接触状态和接触内力分布情况。

　　计算只对1050mm轮径的模型进行,对其划分了26083个节点,19373个块体元,接触点对112对,接触区最小单元边长为1.5mm。

　　在本模型计算中,不是所有单元的变形都进入塑性区,将全部单元都作为弹塑性单元进行计算是不必要的,因此,首先对弹性计算所得的应力结果按照Mises屈服条件进行校核,只将所有其变形可能进入塑性区的单元作为弹塑性单元,这样做才能够节约大量的计算时间。

　　其中驱动力矩由东风4B型内燃机车的起动牵引力反推求出,并将其转换成绕车轴表面的一圈切向力,均匀分布于牵引齿轮安装部位的车轴表面各节点上。

　　为了比较轮径尺寸不同对轮轨间接触力分布的影响,对O1250与O1050模型的驱动力矩取相同数值。

　　轴重取21t、23t、25t、28t、30t五种分别计算,作用在车轮轮心的节点上。

　　另外,弹塑性区的本构关系是非线性的,其计算结果与加载过程有关,经过计算比较,发现超过比例极限后,加载步长取得较粗对计算结果的精度会产生相当程度的影响。

　　根据弹性模型计算结果,对弹塑性计算加载的第一步步长取为全载(包括轴重和牵引力矩)的60%,使其基本上达到比例极限,以后的加载步长则大大加密。

　　所采用的具体加载步长依次为全载的60%、10%、10%、10%、10%。

　　根据实测结果,对于非常干燥的钢轨摩擦系数＿≈0.45,对于潮湿的钢轨＿≈0.25。

　　图3为弹性模型单纯23t轴重作用下接触斑法向力分布的三维曲面图及其俯视等值线图。

　　从图中可以很直观地看出,接触斑为椭圆形,法向力呈椭圆抛物体形分布,这与Hertz假设完全一致。

　　在弹性模型的计算中,当轴重和驱动力矩共同作用时,法向力的分布与单纯轴重时完全相同,也就是说,弹性计算时法向力分布与驱动力矩和摩擦系数的变化无关,而是随轮轨的外型尺寸和轴重的变化而变化。

　　(1)建立了表面微凸体相互作用力学模型,对微凸体参数和变形情况做了最优化处理,对于轧制变形区内轧件与轧辊的相互滑动的过程做了开拓性的工作。

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