陳艷瑋,王 彪

(1.四川大學(xué)錦城學(xué)院,成都 611731； 2.西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都 610031)

在普速鐵路中，由于輪軌關(guān)系復(fù)雜導(dǎo)致鋼軌發(fā)生傷損病害的數(shù)量和類(lèi)型眾多，鐵路道岔、曲線地段及鋼軌接頭被稱為軌道結(jié)構(gòu)中的三大薄弱環(huán)節(jié)[1-3]。在這其中，鋼軌接頭位置不平順是引起鋼軌接頭區(qū)域輪軌沖擊作用、軌道及車(chē)輪傷損病害、道床及路基殘余變形加劇的根本原因[4-9]。目前，高速鐵路軌道通常采用無(wú)縫線路，盡管通過(guò)鋼軌焊接接頭技術(shù)代替夾板技術(shù)消除了軌縫，但由于焊接工藝缺陷和長(zhǎng)期運(yùn)營(yíng)中的傷損，使得鋼軌接頭區(qū)的不平順仍然存在，并且對(duì)軌道和機(jī)車(chē)車(chē)輛的破壞、沖擊噪聲的產(chǎn)生等影響較大[10-14]。

無(wú)縫線路鋼軌的焊接一般采用鋁熱焊接技術(shù)，其基本原理是將鋁和鐵的氧化物以及其他金屬合金混合在一塊，然后按照一定比例配置成鋁熱焊劑，將待焊鋼軌對(duì)齊后，采用預(yù)熱器進(jìn)行預(yù)熱，使用高溫火柴點(diǎn)燃焊劑，釋放大量的熱量，高溫鋼水流入沙模和待焊鋼軌組成的型腔中，熔化待焊鋼軌端面，經(jīng)冷卻凝固最后實(shí)現(xiàn)鋼軌焊接為一體[15-16]。然而，鋁熱焊接技術(shù)在鋼水冷卻凝固的過(guò)程中容易造成兩側(cè)待焊鋼軌受力不均勻，進(jìn)而造成接頭區(qū)域內(nèi)鋼軌分別發(fā)生不同程度的扭轉(zhuǎn)[17]。通過(guò)編制輪軌接觸幾何參數(shù)的計(jì)算程序及建立車(chē)輛-軌道耦合系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，分別從靜態(tài)輪軌接觸點(diǎn)位置分布、接觸幾何參數(shù)及輪軌動(dòng)力響應(yīng)兩方面研究焊接鋼軌接頭扭轉(zhuǎn)對(duì)車(chē)輛-軌道動(dòng)力學(xué)的影響。

1 鋼軌接頭扭轉(zhuǎn)

焊接接頭的軌頂面和軌頭側(cè)面平直度屬嚴(yán)格控制指標(biāo)，依據(jù)TB/T1632.1—2005《鋼軌焊接第一部分：通用技術(shù)要求》中對(duì)焊接接頭平直度的要求[18]，對(duì)于設(shè)計(jì)速度大于200 km/h的線路，軌頭工作面1m長(zhǎng)度范圍內(nèi)，軌頂面垂直方向的最大偏差為0～0.2 mm，軌頭側(cè)面工作邊水平方向的最大偏差為0～0.3 mm。焊接接頭平順度的測(cè)量方法是：縱向以軌頂面的縱向中心線為基準(zhǔn)；橫向以軌頭側(cè)面工作邊上距軌頂面16 mm處的縱向線為基準(zhǔn)。鋼軌接頭的幾何不平順通常使用SALIENT鋼軌縱斷面測(cè)量?jī)x測(cè)量，其得到的不平順是焊接接頭區(qū)域存在的最大幾何不平順，但是無(wú)法準(zhǔn)確反映車(chē)輪與鋼軌真實(shí)接觸點(diǎn)的位置變化情況。例如，如圖1所示，兩段鋼軌之間通過(guò)焊接連接在一起時(shí)，由于鋁熱焊的作用，造成一端鋼軌扭轉(zhuǎn)-1/40，另一端鋼軌扭轉(zhuǎn)1/15，焊接接頭長(zhǎng)200 mm，本文規(guī)定鋼軌向線路內(nèi)側(cè)扭轉(zhuǎn)時(shí)為正，向線路外側(cè)扭轉(zhuǎn)時(shí)為負(fù)。

圖1 鋼軌接頭扭轉(zhuǎn)

如圖1所示，焊接接頭范圍內(nèi)，根據(jù)規(guī)范的測(cè)量方法和要求，其軌頂面垂直方向的最大偏差為0.06 mm，軌頭側(cè)面工作邊水平方向的最大偏差為0 mm，符合規(guī)范的要求，但實(shí)際上鋼軌已經(jīng)在接頭范圍內(nèi)發(fā)生了較大程度的扭轉(zhuǎn)，勢(shì)必會(huì)對(duì)車(chē)輛通過(guò)時(shí)的輪軌動(dòng)力作用產(chǎn)生較大影響。

2 輪軌靜態(tài)接觸幾何分析

基于跡線法原理編制輪軌靜態(tài)接觸幾何參數(shù)的計(jì)算程序[19-20]，鋼軌接頭發(fā)生扭轉(zhuǎn)的區(qū)域內(nèi)，如圖1所示，一端鋼軌扭轉(zhuǎn)-1/40，另一端鋼軌扭轉(zhuǎn)1/15。車(chē)輛由鋼軌扭轉(zhuǎn)-1/40通往鋼軌扭轉(zhuǎn)1/15為正向通過(guò)，反之為反向通過(guò)，其方向規(guī)定如圖2所示。

圖2 輪軌坐標(biāo)系規(guī)定

由圖2可見(jiàn)，在輪軌靜態(tài)接觸分析和車(chē)輛動(dòng)力學(xué)計(jì)算中，規(guī)定車(chē)輛正向通過(guò)時(shí)，右側(cè)車(chē)輪與鋼軌接頭區(qū)域接觸，相反，車(chē)輛反向通過(guò)時(shí)，左側(cè)車(chē)輪則與鋼軌接頭區(qū)域接觸。

2.1 輪軌接觸點(diǎn)對(duì)

采用編制的靜態(tài)輪軌接觸幾何計(jì)算程序，分別計(jì)算鋼軌扭轉(zhuǎn)-1/40和1/15時(shí)對(duì)應(yīng)的輪軌接觸點(diǎn)位置分布如圖3所示。

圖3 輪軌接觸點(diǎn)位置分布

由圖3可見(jiàn)，鋼軌接頭的扭轉(zhuǎn)對(duì)輪軌接觸點(diǎn)位置的影響很大，以無(wú)輪對(duì)橫移時(shí)為例，輪軌接觸點(diǎn)的位置由軌道內(nèi)側(cè)向軌道外側(cè)偏移，橫向偏移的距離約為25 mm。

2.2 車(chē)輪滾動(dòng)圓半徑差

車(chē)輪滾動(dòng)圓半徑差函數(shù)能反映輪對(duì)回復(fù)對(duì)中的能力，其計(jì)算公式如式(1)，提取輪對(duì)橫移0～12 mm范圍內(nèi)，車(chē)輪滾動(dòng)圓半徑差隨里程變化的分布規(guī)律如圖4所示。

ΔR=Rr-Rl(1)

式中，Rr為右側(cè)車(chē)輪的滾動(dòng)圓半徑；Rl為左側(cè)車(chē)輪的滾動(dòng)圓半徑。

圖4 車(chē)輪滾動(dòng)圓半徑差

車(chē)輪對(duì)中時(shí)，左右車(chē)輪滾動(dòng)圓半徑相同，即相同時(shí)間內(nèi)左右車(chē)輪前進(jìn)的距離相同，此時(shí)輪對(duì)不會(huì)發(fā)生橫向位移，當(dāng)左右車(chē)輪滾動(dòng)圓半徑不同時(shí)，相同時(shí)間內(nèi)左右車(chē)輪前進(jìn)的距離發(fā)生差異，輪對(duì)在橫向蠕滑力的作用下發(fā)生橫向移動(dòng)，且橫向移動(dòng)的方向偏向車(chē)輪滾動(dòng)圓半徑小的一側(cè)。由圖4可見(jiàn)，車(chē)輛正向通過(guò)時(shí)，車(chē)輪的滾動(dòng)圓半徑差大部分為正值，能夠抑制輪對(duì)的橫向位移，且相同輪對(duì)橫移條件下，其滾動(dòng)圓半徑差越來(lái)越小，抑制輪對(duì)橫向位移的能力越來(lái)越差；車(chē)輛反向通過(guò)時(shí)，車(chē)輪的滾動(dòng)圓半徑差大部分為負(fù)值，不能有效抑制輪對(duì)橫向位移的同時(shí)還會(huì)加劇輪對(duì)的橫向移動(dòng)，在相同輪對(duì)橫移的條件下，其滾動(dòng)圓半徑差越來(lái)越小。

3 車(chē)輛-軌道動(dòng)力學(xué)分析

采用多體動(dòng)力學(xué)軟件SIMPACK建立車(chē)輛-軌道多體動(dòng)力學(xué)模型[21-22]，研究輪軌動(dòng)力相互作用，車(chē)輛模型為32自由度整車(chē)模型，軌道結(jié)構(gòu)考慮彈性支承，輪軌接觸中法向采用赫茲理論，切向問(wèn)題采用Kalker簡(jiǎn)化理論解決。仿真CRH2車(chē)輛以350 km/h速度正向和反向通過(guò)鋼軌接頭時(shí)的輪軌動(dòng)力相互作用，車(chē)輛軸重為15 t，車(chē)輛模型其他計(jì)算參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[23]。

3.1 輪軌接觸點(diǎn)對(duì)

車(chē)輛正向通過(guò)和反向通過(guò)時(shí)，鋼軌接頭側(cè)輪軌接觸點(diǎn)位置的動(dòng)態(tài)橫向變化如圖5所示。

圖5 接觸點(diǎn)位置橫向變化

由圖5可見(jiàn)，車(chē)輛正向通過(guò)時(shí)，鋼軌接頭處輪軌接觸點(diǎn)位置橫向動(dòng)態(tài)變化最大值為25 mm，由于輪軌接觸點(diǎn)位置的變化，車(chē)輪通過(guò)焊接接頭后，輪緣貼靠鋼軌，輪對(duì)進(jìn)而向反方向運(yùn)動(dòng)，形成較大幅度的蛇形運(yùn)動(dòng)；車(chē)輛反向通過(guò)時(shí)，鋼軌接頭處輪軌接觸點(diǎn)位置橫向動(dòng)態(tài)變化最大值為27 mm，由于輪軌接觸點(diǎn)位置橫向接觸不平順?lè)递^大，會(huì)造成更大幅度的車(chē)輛蛇形運(yùn)動(dòng)。車(chē)輛正向通過(guò)和反向通過(guò)時(shí)，鋼軌接頭側(cè)輪軌接觸點(diǎn)位置的動(dòng)態(tài)垂向變化如圖6所示。

由圖6可見(jiàn)，車(chē)輛正向通過(guò)鋼軌接頭時(shí)，輪軌接觸點(diǎn)垂向位置首先發(fā)生下降趨勢(shì)，幅值約為1 mm，易造成車(chē)輪減載；車(chē)輛反向通過(guò)鋼軌接頭時(shí)，輪軌接觸點(diǎn)垂向位置首先發(fā)生上升趨勢(shì)，幅值約為2.5 mm，易造成輪軌發(fā)生沖擊增載。

3.2 輪軌力分析

車(chē)輛正向通過(guò)和反向通過(guò)時(shí)，鋼軌接頭側(cè)輪軌橫向力的動(dòng)態(tài)變化如圖7所示。

圖6 接觸點(diǎn)位置垂向變化

圖7 輪軌橫向力動(dòng)態(tài)變化

由圖7可見(jiàn)，車(chē)輛正向通過(guò)鋼軌接頭時(shí)，鋼軌接頭一側(cè)輪軌橫向力最大值為10.9 kN；車(chē)輛反向通過(guò)鋼軌接頭時(shí)，鋼軌接頭一側(cè)輪軌橫向力最大值為15.1 kN。相比車(chē)輛正向通過(guò)，反向通過(guò)時(shí)引發(fā)的輪軌橫向力更大。車(chē)輛正向通過(guò)和反向通過(guò)時(shí)，鋼軌接頭側(cè)輪軌垂向力的動(dòng)態(tài)變化如圖8所示。

圖8 輪軌垂向力動(dòng)態(tài)變化

由圖8可見(jiàn)，車(chē)輛正向通過(guò)鋼軌接頭時(shí)，鋼軌接頭一側(cè)車(chē)輪主要呈減載的狀態(tài)，最小輪軌垂向力為43.0 kN，最大垂向力為77.0 kN；車(chē)輛反向通過(guò)鋼軌接頭時(shí)，鋼軌接頭一側(cè)車(chē)輪主要呈增載的狀態(tài)，最小輪軌垂向力為58.2 kN，最大垂向力為131.5 kN。

4 結(jié)論

鋼軌焊接過(guò)程中容易造成接頭兩端鋼軌發(fā)生不同程度的扭轉(zhuǎn)，這種扭轉(zhuǎn)造成的軌道幾何不平順往往能夠滿足規(guī)范的要求，但實(shí)際的輪軌接觸點(diǎn)位置已發(fā)生較大程度的改變，以焊接造成的鋼軌扭轉(zhuǎn)為研究對(duì)象，計(jì)算分析了鋼軌扭轉(zhuǎn)造成的軌道不平順對(duì)輪軌接觸幾何參數(shù)和車(chē)輛軌道動(dòng)力相互作用的影響。結(jié)論如下。

(1)鋼軌接頭的扭轉(zhuǎn)對(duì)輪軌接觸點(diǎn)位置的影響很大，無(wú)輪對(duì)橫移時(shí)，鋼軌扭轉(zhuǎn)造成的輪軌接觸點(diǎn)位置橫向偏移量達(dá)到25 mm。

(2)車(chē)輛正向通過(guò)鋼軌接頭時(shí)，車(chē)輪的滾動(dòng)圓半徑差為正，能夠抑制輪對(duì)的橫移，相反，當(dāng)車(chē)輛反向通過(guò)時(shí)，車(chē)輪的滾動(dòng)圓半徑差為負(fù)，不能有效抑制輪對(duì)橫向位移的同時(shí)還會(huì)加劇輪對(duì)的橫向移動(dòng)。

(3)接頭處鋼軌扭轉(zhuǎn)會(huì)極大惡化輪軌動(dòng)力相互作用，反向通過(guò)時(shí)的輪軌動(dòng)力相互作用大于正向通過(guò)時(shí)，輪軌橫向力和垂向力的最大值分別高達(dá)15.1 kN和131.5 kN。