轨道车辆制动闸片摩擦块跑合阶段磨损分析

卢纯，尹家宝，张庆贺，付强

摩擦磨损与润滑

轨道车辆制动闸片摩擦块跑合阶段磨损分析

卢纯1,2，尹家宝1,2，张庆贺1,2，付强1,2

（1.西南交通大学 机械工程学院，成都 610031；2.轨道交通运维技术与装备四川省重点实验室，成都 610031）

在轨道车辆制动闸片摩擦块的使用过程中，目前认为当接触面积达到85%即跑合完成，这种判定标准缺少理论支撑。通过深入分析跑合阶段的摩擦学行为，确定跑合结束时的摩擦学行为特点，为判定轨道车辆制动闸片摩擦块跑合完全与否提供理论判据，同时也为缩短跑合时间、延长摩擦块磨损寿命提供理论支撑。利用自行研制的盘型制动系统制动性能试验台进行制动闸片摩擦块的跑合试验，记录制动闸片摩擦块跑合过程中的接触压力、接触面积、磨损量和界面损伤等摩擦学行为变化情况。利用ABAQUS建立有限元模型，通过UMESHMOTION子程序和ALE自适应网格划分技术，基于Archard磨损模型实现考虑摩擦块磨损累积的跑合阶段摩擦学行为分析。跑合初期接触压力不均匀导致切入端迅速磨损，宏观接触面积增加使平均接触应力迅速减小；在跑合中期，产生的磨屑不断累积并压实，宏观接触面积增加幅度逐渐减慢，平均接触应力减小速率减缓；在跑合后期，宏观接触面积增加幅度进一步放缓，磨屑的压实与破坏达到一个动态平衡，平均接触应力保持稳定。根据跑合过程中平均接触应力先迅速减小、后缓慢减小、最后保持不变的特点，可将轨道车辆制动闸片摩擦块的跑合过程划分为迅速跑合阶段、过渡跑合阶段和稳定跑合阶段。因此，跑合阶段完成的判定标准为平均接触应力保持不变，即进入稳定跑合阶段。在本文的试验工况下，发现当摩擦块接触面积达到名义接触面积的90%时跑合完成。

跑合阶段；摩擦学行为；轨道车辆；摩擦磨损；制动闸片摩擦块

摩擦磨损广泛存在于工程领域[1-3]。在轨道交通领域，制动闸片摩擦块与制动盘之间的摩擦接触是实现列车高速制动、精准停车与稳定调速的有效手段，也是高速列车行车安全的最后一道安全屏障。然而，随着列车运行速度的不断提高，摩擦块的磨损问题日益突出，严重影响铁路运输的安全性与经济性。

磨损过程可分为3个阶段，即跑合阶段（初期磨损阶段）、稳定磨损阶段和剧烈磨损阶段，见图1。跑合阶段可为零部件的正常使用创造条件，是服役过程中必不可少的阶段。由于摩擦磨损无法避免，如何缩短跑合阶段、延长稳定磨损阶段、推迟剧烈磨损阶段，是提高零部件磨损使用寿命的关键所在。因此，能否深入理解高速列车制动闸片摩擦块跑合阶段的摩擦学和界面损伤行为特点，对于缩短跑合期、延长高速列车制动闸片摩擦块的使用寿命具有重要意义。

目前，学者们主要通过试验[4-6]和仿真手段[7-9]研究了跑合阶段、稳定磨损阶段和剧烈磨损阶段的第三体特征[10]、摩擦因数变化[11-12]、瞬态热现象[13]、磨损机制[14]、界面干湿影响[15]、接触平台演变[16]、界面化合物成分变化[17]、磨损率[18]、表面硬化程度[19]等。例如，Yin等[20]研究了跑合阶段中摩擦块连接方式对制动界面接触行为的影响，发现浮动连接方式能够在跑合阶段中较快地改善界面接触状态。Quan等[21]研究发现跑合阶段中摩擦块形状特征能够显著改变制动界面的摩擦学行为，五边形摩擦块表面经历较严重的摩擦磨损过程，具有五边形摩擦块的制动系统会产生较强的摩擦振动噪声。Welsh[22-23]研究发现稳定磨损阶段的磨损率较低，伴随着氧化物磨屑的形成，表面氧化膜和应变硬化会防止严重磨损的出现；而在剧烈磨损阶段，接触力的增加会使表面氧化膜破碎，使金属基体相互接触并产生金属磨屑。Rodrigues等[24]研究发现在稳定磨损阶段中，高温会使摩擦块金属氧化、软化并起到润滑作用使摩擦因数降低，接触界面的金属氧化层会使摩擦因数趋于稳定并提高摩擦块的抗磨损性能。Xiao等[25]研究了高速铁路列车铜基粉末冶金摩擦块在380 km/h制动初速度下的磨损机制，发现摩擦块表面形成了一层厚约2 μm的纳米级氧化铜和三氧化二铁，高硬度的氧化物使界面摩擦因数和耐磨性均高于原始表面。Howell等[26]利用扫描电镜分析了稳定磨损阶段摩擦块的磨损过程，发现石墨形成的第三体润滑膜会使磨损率下降，而第三体中的硬质颗粒会使磨损率急剧升高。

图1 磨损三阶段

以上研究对于探明高速列车制动闸片摩擦块的磨损行为有重要意义，但针对跑合阶段的摩擦学行为和界面损伤分析较少，对于通过缩短跑合期来延长磨损寿命缺少相关理论指导。同时，目前对于摩擦块跑合是否完成缺少一个准确的定义，现在的判定标准是以接触面积是否达到一个临界值[23]，一般以摩擦块接触面积达到名义接触面积的85%作为跑合结束的指标[27]。

针对上述问题，本文拟通过试验测试和仿真分析手段，深入研究高速列车制动闸片摩擦块在跑合阶段的摩擦学行为和界面损伤特点，揭示跑合阶段摩擦块摩擦学行为演变规律，建立跑合阶段是否完成的判定标准，为从缩短跑合阶段的角度提高摩擦块的服役寿命提供理论支撑。

1 试验装置及测试结果

试验在盘型制动系统制动性能试验台上进行（图2），试验台主要包含驱动系统、飞轮组、盘片摩擦系统、加载系统等主要部分。试验时，先利用驱动系统带动制动盘旋转，当制动盘达到额定转速时，通过加载系统推动摩擦块使制动盘与摩擦块之间建立接触。在试验过程中可实现转速、制动力等制动参数的同步采集，采样频率为50 kHz。本文所使用的缩比制动盘的材料为锻钢（密度为7.8×103kg/m3，硬度为350 kg/mm2(HV0.5)），制动盘半径为69 mm、厚度为14 mm；缩比圆形摩擦块材料为铜基粉末冶金（密度为5.18×103kg/m3，硬度为181～223 kg/mm2(HV0.5)），摩擦块半径为16.3 mm、厚度为17 mm，摩擦块与制动盘间的平均摩擦半径为42 mm，制动盘与摩擦块的元素组成见表1。

图2 盘型制动系统制动性能试验台

Fig.2 Brake performance test bench of disc brake system

本文在跑合阶段制动盘与摩擦块摩擦学行为及摩擦块损伤行为的试验研究中，制动气缸的压力设为恒定（0.1 MPa），制动盘转速设定为250 r/min，制动模式选用拖曳制动，试验在环境温度25 ℃、相对湿度60%±10%下进行。在整个试验过程中，根据以往经验间断选取不同时刻使试验台停机。然后卸载制动力使盘块分离，利用高清相机观察记录摩擦块表面磨损状态。再将压力膜传感器置于制动盘与摩擦块之间并重新加载制动力以建立盘块接触，获得包括接触面积和接触压力等制动盘与摩擦块两者之间的接触状态。

本文对摩擦块进行了450 min的跑合，试验得到不同观察时刻下的接触面积及接触压力演变过程如图3所示。整体看来，在跑合过程中，摩擦块的接触面积逐渐增加，最终整个摩擦块名义表面均与制动盘接触。同时，接触压力在跑合开始阶段集中于较小的区域，随着跑合过程的进行接触压力集中现象消失，接触压力近乎均布在摩擦块的名义接触区域内。另外，接触面积和接触压力的变化在跑合开始阶段较为剧烈，随着跑合过程的进行，两者变化的剧烈程度逐渐减缓。

为了定量分析摩擦块在跑合过程中接触压力和接触面积的变化情况，利用不同观察时刻下最大平均接触应力和最大接触面积对跑合过程中的接触压力和接触面积进行归一化处理，见图4。可以看到，宏观接触面积随着跑合过程的进行逐渐增加，直到整个摩擦块名义表面与制动盘完全接触。对于接触压力，在跑合初期平均接触应力迅速减小。随着跑合过程的不断进行，平均接触应力减小速度减慢。在跑合的最终阶段，虽然宏观接触面积继续增加，但平均接触应力几乎保持不变。

表1 制动盘与摩擦块材料组成

图3 跑合过程中摩擦块接触界面及接触状态演变

图4 跑合过程中接触压力和接触面积变化情况

为了确保摩擦块跑合完全，在摩擦块与制动盘完全接触后，继续进行数次跑合。跑合完成后摩擦块的接触表面形貌、制动盘与摩擦块之间的接触压力分布及平均接触应力测试结果见图5。可以看到，制动盘与摩擦块继续保持完全接触，接触区域覆盖整个摩擦块的名义接触面，接触状态以及平均接触应力在一个均衡状态范围内波动，这表明摩擦块已跑合完全。

摩擦块跑合完全后的接触界面损伤分析观测结果见图6。可以看到，在跑合过程中，接触压力和接触面积的不断变化导致摩擦块表面出现了较为复杂的损伤行为特点。例如，在图6a和图6b中可以观察到，在摩擦块接触界面上出现了明显的划伤、剥落等损伤形式。在图6c和图6d中可以观察到初级接触平台，以及在初级接触平台附近由于磨屑的堆积和压实形成的二次接触平台。在图6e和图6f中可以观察到随着摩擦接触的进行，二次接触平台被破坏，接触界面微观结构发生重构。

图5 摩擦块与制动盘完全接触后的界面状态

图6 摩擦块接触界面损伤

2 模型建立及仿真分析

本文利用Archard磨损模型进行摩擦块的摩擦磨损计算[28]，见等式（1）。

式中：d、Δ和d分别为磨损深度、接触面积和滑动距离；f代表法向载荷；为表面硬度；0是无量纲磨损系数。对等式（1）进一步变形得到接触表面磨损深度的计算公式，见等式（2）。

式中：为0与的比值，是有量纲磨损系数；为接触应力，可通过法向载荷与接触面积求得。利用ABAQUS中UMESHMOTION子程序将Archard磨损计算嵌入到有限元模型应力应变场的求解过程中[29]。与此同时，利用ALE自适应网格重绘技术，根据Archard磨损模型计算得到的磨损量调整摩擦块接触表面的几何形貌，实现磨损状态的更新[29]。

利用ABAQUS建立盘型制动系统制动性能试验台有限元模型，见图7。模型中包含制动盘、摩擦块和夹具等主要零部件。有限元模型的尺寸按照试验台的真实尺寸进行搭建，所有零部件均用六面体单元进行离散，并对摩擦块接触表面进行网格细化。摩擦块与夹具之间采用绑定约束，摩擦块与制动盘之间采用面面接触配置，摩擦因数取为0.4[30]。在制动盘圆心处建立参考点，将制动盘内圈与参考点耦合，将制动盘的旋转约束条件施加于参考点上，参考点保留沿制动盘轴向的旋转自由度，夹具和摩擦块保留沿接触表面的法向移动自由度，制动力通过均布载荷施加于夹具上，有限元模型中各部件的材料属性见表2。

图7 有限元模型

表2 有限元模型材料属性

仿真计算得到的跑合过程中摩擦块与制动盘接触界面的压力分布演变结果见图8。可以看到，仿真计算得到的压力分布及演变与试验测试结果一致。仿真计算结果相比于试验测试结果更加均匀，这是因为仿真计算中忽略了界面粗糙度、安装精度、接触表面不平顺的影响。从仿真结果可以看到，随着跑合过程的不断进行，摩擦块与制动盘的接触面积逐渐扩散直至摩擦块名义接触面全部接触。同时，在仿真分析结果中能够更加清楚地看出，在跑合初期接触区域及应力集中区域靠近制动盘圆心及切入端，这主要是由于摩擦块单侧加载及系统刚度导致。

仿真模拟得到的摩擦块接触面积和接触应力的定量分析结果见图9，图中利用跑合过程中仿真得到的最大接触面积和最大平均接触压力对接触面积演变和平均接触压力演变做了归一化处理。可以看到，仿真计算得到的演变趋势与试验测试结果相同，即接触面积随着跑合过程的进行不断增加，接触压力分布随着跑合过程的进行逐渐变得均匀。平均接触压力在跑合开始阶段直至摩擦块名义接触表面完全接触的过程中先迅速下降、后缓慢下降，当接触面积达到摩擦块名义接触面积的90%左右时，平均接触压力几乎保持不变。值得注意的是，本研究的关注点并非是给出摩擦块接触面积与其名义接触面积之间的一个明确的比值来定义摩擦块是否完成跑合，而是旨在从接触压力、接触面积等角度，深入分析摩擦块在跑合过程中的摩擦学行为演变规律，从而给出跑合过程结束时的摩擦学行为特点，进而基于摩擦学行为来判定跑和是否完成。根据本文的研究，发现当摩擦块与制动盘之间的平均接触压力保持相对稳定时，可认为摩擦块完成了跑合。

图8 接触压力演变仿真计算结果

图9 摩擦块接触面积和平均接触压力仿真计算结果

图10为仿真计算得到的摩擦块磨损演变结果，可以看到，在靠近制动盘圆心且偏向切入端处，摩擦块的磨损深度最高，在远离制动盘圆心且偏向切出端处，摩擦块的磨损量最小。为了解释这种现象，图11中给出了跑合阶段内沿着摩擦方向摩擦块的接触应力分布及演变过程。可以看到，在跑合初始阶段，切入端的接触应力远大于切出端，造成切入端迅速磨损；随着跑合的进行和切入端材料逐渐被磨掉，切入端和切出端接触应力的差值逐渐减小并趋于相等，整个摩擦块表面均匀磨损。综上可以看到，造成摩擦块切入端磨损较为严重的原因主要在于接触压力分布不均匀，虽然根据Archard磨损理论，在远离制动盘圆心且偏向切出端的滑动速度较大，但接触应力远小于靠近制动盘圆心且偏向切入端，因此摩擦块在靠近制动盘圆心偏向切入端的磨损较为严重。

仿真计算得到的累积磨损体积结果见图12。可以看到，随着跑合过程的进行，摩擦块的累积磨损量逐步增加，与试验测试得到的累积磨损量相比，仿真计算结果的相对误差为10.1%。考虑到在仿真计算模型中对试验台进行了一定的简化，并忽略了表面粗糙度、试验台安装误差、人为测量误差等影响。而这些因素将导致预测结果出现一定的误差，且产生的误差会不断累积并影响后续的预测结果。在本文中，计算所得累积磨损量误差为10.1%，表明该方法在铁路摩擦块累积磨损退化预测中的有效性。同时，相比于试验测试，仿真计算能够更详细地复现摩擦块的磨损过程，也能够更加清晰地展示在跑合过程中摩擦学行为的演变规律。

图10 摩擦块磨损演变仿真计算结果

图11 沿摩擦方向摩擦块接触应力演变与分布

图12 磨损量演变仿真计算结果

3 分析与讨论

通过上述试验测试和仿真分析结果，可以看到从跑合开始直至摩擦块名义接触面完全与制动盘接触的过程中，根据摩擦块与制动盘之间平均接触应力的变化情况可以将跑合过程分为3个阶段，分别为迅速跑合阶段、过渡跑合阶段和稳定跑合阶段，见图13。

图13 跑合过程中不同阶段及特征

在迅速跑合阶段，由于系统刚度、安装精度、表面粗糙度及表面不平顺等影响，制动盘与摩擦块之间的实际接触面积较小，导致摩擦块名义接触面的接触应力分布极为不均匀（见图3），局部接触应力较大，使得局部接触面迅速磨损（见图10），实际接触面积逐渐变大，进而平均接触应力迅速减小（见图3、图8）；随着跑合过程的继续进行，达到过渡跑合阶段，宏观接触面积继续增加但增加幅度逐渐减慢，同时产生的磨屑会逐渐累积、压实并形成磨屑层，进而进一步增大了承力面积（见图6），以上因素综合作用使平均接触应力下降速率减缓；在跑合阶段后期的稳定跑合阶段，宏观接触面积增加幅度进一步放缓，产生的磨屑进一步堆积、压实并继续形成磨屑层，与此同时磨屑层也不断发生崩塌，新增加的接触面与消失的接触面达到一个动态平衡，使平均接触应力保持不变。

4 结论

1）在跑合初期，摩擦块上的接触压力不均匀导致切入端迅速磨损，宏观接触面积增加，平均接触应力迅速减小；在跑合中期，产生的磨屑不断累积、压实并形成磨屑层，宏观接触面积增加幅度逐渐减慢，平均接触应力减小速率减缓；在跑合后期，宏观接触面积增加幅度进一步放缓，磨屑层的形成与崩塌达到一个动态平衡，平均接触应力保持稳定。

2）跑合过程可以根据平均接触应力先迅速减小、后缓慢减小、最后保持稳定的变化情况分为3个阶段，即迅速跑合阶段、过渡跑合阶段和稳定跑合阶段。

3）给出了跑合完成的摩擦学行为特点、判定方法及相应的理论依据。当摩擦块接触面积达到名义接触面积的90%时，平均接触应力基本保持稳定、进入稳定跑合阶段，此时可认为跑合结束。

4）根据本文的研究，未来可通过在制动闸片摩擦块加工制造过程中微调预设磨损、调整摩擦块安装结构和界面接触状态等方式来使平均接触应力保持稳定，以期达到缩短跑合时间，延长制动闸片摩擦块使用寿命的目的。

[1] 尹波润, 文永蓬, 尚慧琳. 基于元胞自动机方法的地铁车轮磨损动态建模与仿真[J]. 机械工程学报, 2019, 55(2): 135-146.

YIN Bo-run, WEN Yong-peng, SHANG Hui-lin. Dyna­mic Modeling and Simulation of Metro Wheel Wear Based onCellular Automata Method[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2019, 55(2): 135-146.

[2] Shen Xue-jin, Liu Yun-fei, Cao Lei. Numerical Simu­lation of Sliding Wear for Self-Lubricating Spherical Plain Bearings[J]. Journal of Materials Research and Technology, 2012, 1(1): 8-12.

[3] 赵广辉, 张健, 宋耀辉, 等. 不同淬火温度下NM500/ Q345复合板耐磨层的摩擦磨损性能研究[J]. 精密成形工程, 2021, 13(6): 35-41.

ZHAO Guang-hui, ZHANG Jian, SONG Yao-hui, et al. Friction and Wear Properties of Wear-Resistant Layer of NM500/Q345 Composite Plates at Different Quenching Temperature[J]. Journal of Netshape Forming Enginee­ring, 2021, 13(6): 35-41.

[4] TAVANGAR R, et al. Comparison of Dry Sliding Beha­vior and Wear Mechanism of Low Metallic and Copper- Free Brake Pads[J]. Tribology International, 2020, 151: 106416.

[5] 高飞, 孙野, 杨俊英, 等. 摩擦副结构与制动盘温度关系的试验与模拟研究[J]. 机械工程学报, 2015, 51(19): 182-188.

GAO Fei, SUN Ye, YANG Jun-ying, et al. Experimental and Simulation Research on Relationships of the Pattern of a Friction Pair and Temperature[J]. Journal of Me­chanical Engineering, 2015, 51(19): 182-188.

[6] ZHAO San-qing. The Braking Behaviors of Cu-Based Powder Metallurgy Brake Pads Mated with C/C-SiC Disk for High-Speed Train[J]. Wear, 2020, 448-449: 203237.

[7] GUI Liang-jin. A Simulation Method of Thermo-Mechanical and Tribological Coupled Analysis in Dry Sliding Sys­tems[J]. Tribology International, 2016, 103: 121-131.

[8] 李静, 尹俊. 自润滑轴承磨损行为的数值仿真[J]. 润滑与密封, 2018, 43(11): 120-124.

LI Jing, YIN Jun. On the Wear Simulation of Self- Lubrication Bearings[J]. Lubrication Engineering, 2018, 43(11): 120-124.

[9] ARUNACHALAM A P S. Material Removal Analysis for Compliant Polishing Tool Using Adaptive Meshing Tech­nique and Archard Wear Model[J]. Wear, 2019, 418-419: 140-150.

[10] FEDERICI M. A Preliminary Investigation on the Use of the Pin-on-Disc Test to Simulate Off-Brake Friction and Wear Characteristics of Friction Materials[J]. Wear, 2018, 410-411: 202-209.

[11] ZHANG Peng. A High-Performance Copper-Based Brake Pad for High-Speed Railway Trains and Its Surface Substance Evolution and Wear Mechanism at High Tem­perature[J]. Wear, 2020, 444-445: 203182.

[12] WEI L. A Study of Brake Contact Pairs under Different Friction Conditions with Respect to Characteristics of Brake Pad Surfaces[J]. Tribology International, 2019, 138: 99-110.

[13] 杨肖, 张志辉, 王金田, 等. 仿生制动盘表面温度场与应力场的计算机模拟[J]. 机械工程学报, 2012, 48(17): 121-127.

YANG Xiao, ZHANG Zhi-hui, WANG Jin-tian, et al. Com­puter Simulation of Bionic Brake Disk Surfaces Temperature and Stress[J]. Journal of Mechanical Engi­neering, 2012, 48(17): 121-127.

[14] MA Xu. Comparison of Braking Behaviors between Iron- and Copper-Based Powder Metallurgy Brake Pads that Used for C/C-SiC Disc[J]. Tribology International, 2021, 154: 106686.

[15] SHI L B. Study of the Friction and Vibration Charac­teristics of the Braking Disc/Pad Interface under Dry and Wet Conditions[J]. Tribology International, 2018, 127: 533-544.

[16] QIAN H H, et al. The Effect of the Macroscopic Surface Morphology Caused by the Uneven Wear on Friction Induced Vibration[J]. Tribology International, 2021, 154: 106672.

[17] GULTEKIN D. The Effects of Applied Load on the Coe­fficient of Friction in Cu-MMC Brake Pad/Al-SiCp MMC Brake Disc System[J]. Wear, 2010, 270(1-2): 73-82.

[18] STRAFFELINI G. The Relationship between Wear of Semimetallic Friction Materials and Pearlitic Cast Iron in Dry Sliding[J]. Wear, 2013, 307(1-2): 75-80.

[19] MEZLINI S. Effect of Indenter Geometry and Relation­ship between Abrasive Wear and Hardness in Early Stage of Repetitive Sliding[J]. Wear, 2006, 260(4-5): 412-421.

[20] YIN J B, WU Y K, LU C, et al. The Influence of Friction Blocks Connection Configuration on High-Speed Railway Brake Systems Performance[J]. Tribology Letters, 2021, 69(4): 122.

[21] QUAN Xin, MO Ji-liang, HUANG Bo, et al. Influence of the Friction Block Shape and Installation Angle of High- Speed Train Brakes on Brake Noise[J]. Journal of Tribo­logy, 2020, 142(3): 589.

[22] Welsh N C. The Dry Wear of Steels I. the General Pattern of Behaviour[J]. Philosophical Transactions of the Royal Society of London Series A, Mathematical and Physical Sciences, 1965, 257(1077): 31-50.

[23] Welsh N C. The Dry Wear of Steels II. Interpretation and Special Features[J]. Philosophical Transactions of the Royal Society of London Series A, Mathematical and Physical Sciences, 1965, 257(1077): 51-70.

[24] RODRIGUES A C P. Impact of Copper Nanoparticles on Tribofilm Formation Determined by Pin-on-Disc Tests with Powder Supply: Addition of Artificial Third Body Consisting of Fe3O4, Cu and Graphite[J]. Tribology International, 2017, 110: 103-112.

[25] XIAO Jin-kun. Wear Mechanism of Cu-Based Brake Pad for High-Speed Train Braking at Speed of 380 Km/H[J]. Tribology International, 2020, 150: 106357.

[26] HOWELL G J. Dry Sliding Wear of Particulate- Reinforced Aluminium Alloys Against Automobile Fric­tion Materials[J]. Wear, 1995, 181-183: 379-390.

[27] TJ/CL 307—2014, 动车组闸片暂行技术条件[s].

TJ/CL 307—2014, Temporary Technical Conditions for Multiple Units Brake pads[s].

[28] ARCHARD J F. Contact and Rubbing of Flat Surfaces[J]. Journal of Applied Physics, 1953, 24(8): 981-988.

[29] Simulia D C S. ABAQUS Analysis User’s Manual. Providence, RI, USA, 2011.

[30] LU Chun, et al. Accumulated Wear Degradation Predi­ction of Railway Friction Block Considering the Evolu­tion of Contact Status[J]. Wear, 2022, 494-495: 204251.

Wear Degradation of Railway Vehicle Brake Pad Friction Block in Running-in Stage

1,2,1,2,1,2,1,2

(1. School of Mechanical Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China; 2. Technology and Equipment of Rail Transit Operation and Maintenance Key Laboratory of Sichuan Province, Chengdu 610031, China)

In the using of railway vehicle brake pad friction block, 85% contact area is assumed to be an indication of the accomplishment of the running-in process without theoretical support. Only few studies mention tribological behavior and interface damage analysis for the running-in phase.

Through the comprehensive analysis of the tribological behavior in running-in stage, the characteristics of tribological behaviors at the end of the running-in process are determined, which provides a theoretical criterion for determining whether the running-in stage is complete or not and gives theoretical support for running-in period shortening and wear life increasing. With the help of self-designed brake performance test bench, the changes of the tribological behaviors such as contact pressure, contact area, wear and interface damage in running-in stage are recorded to study the braking performance of the friction block in running-in stage. Using UMESHMOTION subroutine, ALE technology and Archard wear model, the tribological behavior of the friction block considering wear degradation accumulation is analyzed. Inaddition, the correctness of simulation results is verified by the experimental data.Finally, based on the results from experiments and simulation, the evolving tribological behavior of the friction block during the running-in process is thoroughly evaluated in terms of contact pressure, contact area, wear volume, damage characteristics, etc. And the tribological behavior features and determination method at the end of the running-in process are provided.

It is found that the uneven contact pressure at the beginning of the running-in stage results in a rapid wear on the friction block cut-in side. The increase of the macroscopic contact area leads to a rapid decrease of the average contact stress. In the middle of the running-in stage, the secondary contact plateaus are gradually established by the accumulation and compaction of the generated wear debris. The increase of the macroscopic contact area gradually slows down, as well as the decrease rate of the average contact stress. At the end of the running-in stage, the increase rate in macro contact area further slows down. There is a dynamic balance between the formation and collapse of the secondary contact plateaus, the average contact stress reaches a stable value. According to the variation characteristics of the average contact stress in running-in stage, i.e., first quickly reduces, then slowly reduces and finally remains stable, the running-in stage can be divided into rapid running-in phase, transitional running-in phase and stable running-in phase. Thus, the indication of the accomplishment of the running-in process is that the average contact stress remains unchanged, that is, the stable running-in phase is entered. Under the test conditions in this work, it is found that the running-in process is completed when the contact area of the friction block reaches 90% of the nominal contact area of the friction block. According to these findings, it is possible to keep the average contact stress stable by fine-tuning the preset wear, adjusting the friction block mounting structure and interface contact state during the manufacturing process of the brake friction block.Thesecould help to shorten the running-in time and extend the service life of the brake pad friction block.

running-in stage; tribological behavior; railway vehicle; friction and wear; brake pad friction block

Th117

A

1001-3660(2022)12-0063-09

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2022.12.005

2021–11–18；

2022–03–09

2021-11-18；

2022-03-09

国家自然科学基金（52105160）；四川省科技计划资助项目（2020JDTD0012）；中央高校基本科研基金（2682021CX028）

The National Natural Science Foundation of China (52105160); the Sichuan Province Science and Technology Support Program (2020JDTD0012); the Fundamental Research Funds for the Central Universities (2682021CX028)

卢纯（1989—），男，博士，讲师，主要研究方向为多轴疲劳可靠性、铁路摩擦学。

LU Chun (1989-), Male, Doctor, Lecturer, Research focus: multiaxial fatigue reliability, rail tribology.

卢纯，尹家宝，张庆贺，等. 轨道车辆制动闸片摩擦块跑合阶段磨损分析[J]. 表面技术, 2022, 51(12): 63-71.

LU Chun, YIN Jia-bao, ZHANG Qing-he, et al. Wear Degradation of Railway Vehicle Brake Pad Friction Block in Running-in Stage[J]. Surface Technology, 2022, 51(12): 63-71.

责任编辑：万长清