王希云

(神華包神鐵路集團(tuán)有限責(zé)任公司，內(nèi)蒙古 包頭 014000)

固定轍叉相較于可動(dòng)心軌轍叉在整體性和穩(wěn)定性上都有明顯提升[1-2]，因此固定轍叉在世界各國的鐵路運(yùn)輸中扮演了極為重要的角色。歐洲各國在多年運(yùn)營實(shí)踐的基礎(chǔ)上，在直向通過速度不大于200 km/h的線路上采用固定轍叉已經(jīng)達(dá)成共識[3-5]。雖然固定轍叉有諸多優(yōu)點(diǎn)，但也存在諸如磨耗、滾動(dòng)接觸疲勞等傷損問題[6-8]，列車在通過固定轍叉時(shí)由結(jié)構(gòu)不平順和固定轍叉有害空間所導(dǎo)致的強(qiáng)烈沖擊與振動(dòng)是傷損出現(xiàn)的主要原因。各種傷損問題嚴(yán)重縮短了固定轍叉的使用壽命，影響了列車的過岔速度，甚至成為列車脫軌的主要原因。

圖1 12號道岔心軌裂紋

75-12號嵌入式高錳鋼組合轍叉是我國寶橋公司自主研制的新型重載轍叉。試制試鋪的結(jié)果表明，其傷損主要為心軌水平裂紋，如圖1所示。由于翼軌工作邊采用1∶5+R15+1∶20 廓形設(shè)計(jì)，在30 mm斷面處，當(dāng)車輪外輪緣與翼軌接觸時(shí)翼軌的最大有效寬度僅為15 mm，心軌翼軌垂向磨耗達(dá)2.4 mm左右，由于心軌翼軌有效承載面積均較小，工況惡劣導(dǎo)致30 mm斷面附近心軌翼軌磨損較快，加劇了車輪對心軌的垂向磨耗和沖擊，在交變應(yīng)力的反復(fù)作用下心軌頂層金屬局部應(yīng)力集中而率先疲勞，并在鑄造缺陷處萌生裂紋，進(jìn)而向水平方向擴(kuò)展形成水平裂紋。結(jié)合現(xiàn)場觀察情況和轍叉設(shè)計(jì)圖紙，分析表明心軌翼軌的廓形設(shè)計(jì)是心軌水平裂紋產(chǎn)生的主要原因之一。

參考現(xiàn)場調(diào)研結(jié)果，為優(yōu)化我國重載線路普遍使用的12號固定轍叉(圖2)的受力狀態(tài)，本文提出抬高翼軌高度和心軌加寬的優(yōu)化方案，從而改變車輪在道岔上的滾動(dòng)軌跡并提高心軌的承重能力。

圖2 75 kg/m的12號固定轍叉

1 固定轍叉改進(jìn)前后廓形對比

針對現(xiàn)有12號固定轍叉，對型面主要采取3點(diǎn)改進(jìn)：①將既有翼軌廓形1∶20 工作邊斜線+R15圓弧變?yōu)?∶15工作邊斜線+R10圓?。虎趯⒁碥壧Ц卟糠謴?.0 mm 增加至4.6 mm；③將既有心軌頂寬加寬，使輪緣槽變窄。以頂寬20 mm斷面為例，改進(jìn)前后的型面對比見圖3。這樣改進(jìn)的好處是增大了心軌接觸區(qū)曲率半徑以降低接觸應(yīng)力，同時(shí)可以避免輪載過早轉(zhuǎn)移到心軌。上述3點(diǎn)改進(jìn)均可以保護(hù)心軌，能夠起到降低心軌傷損的作用。

圖3 心軌頂寬20 mm斷面改進(jìn)前后型面對比

2 固定轍叉輪軌接觸幾何關(guān)系

將優(yōu)化前后的固定轍叉型面與我國磨耗型車輪LM踏面匹配，基于經(jīng)典跡線法計(jì)算分析優(yōu)化前后的固定轍叉各個(gè)關(guān)鍵斷面與LM車輪匹配時(shí)的輪軌接觸幾何關(guān)系。計(jì)算時(shí)輪對橫移在-12～12 mm內(nèi)每間隔0.5 mm變化一次。

2.1 輪對無橫移時(shí)輪軌接觸幾何關(guān)系

輪軌接觸點(diǎn)這一輪軌接觸幾何特性在區(qū)間線路和固定轍叉上表現(xiàn)不同。當(dāng)列車通過區(qū)間線路時(shí)，輪軌接觸點(diǎn)沿線路縱向不變，表現(xiàn)為輪對在橫向和豎向上無位移；而當(dāng)列車通過固定轍叉時(shí)，輪軌接觸點(diǎn)沿轍叉縱向變化，表現(xiàn)為輪對沿轍叉方向發(fā)生豎向波動(dòng)。這反映了固定轍叉不同于區(qū)間線路的一個(gè)固有屬性，即結(jié)構(gòu)不平順。圖4反映了磨耗型車輪輪對在輪對無橫移時(shí)通過75 kg/m鋼軌12號固定轍叉時(shí)轍叉的橫向、豎向結(jié)構(gòu)不平順和基本軌側(cè)橫向、豎向不平順的變化規(guī)律。

圖4 轍叉區(qū)結(jié)構(gòu)不平順

由圖4可以看出：磨耗型LM車輪通過12號固定轍叉時(shí)，改進(jìn)前轍叉豎向不平順最大值約為2.3 mm，改進(jìn)后轍叉豎向不平順最大值有所增加，約為3.3 mm。

從斷面B到斷面C′，輪軌接觸點(diǎn)略微升高，豎向不平順有所增加。這是因?yàn)楦咤i鋼翼軌由無到有，普通鋼軌逐漸向外偏移，輪軌接觸點(diǎn)逐漸向鋼軌頂面偏移。

由于斷面C附近翼軌逐漸變寬，導(dǎo)致轍岔區(qū)的豎向不平順在斷面C處達(dá)到負(fù)峰值，輪軌接觸點(diǎn)逐漸向翼軌非工作邊偏移。而優(yōu)化后的固定轍叉在斷面C處豎向不平順有所增加，這是由優(yōu)化后的翼軌抬高導(dǎo)致的。

從斷面C到頂寬15 mm斷面范圍內(nèi)轍叉區(qū)的豎向不平順逐漸升高，即輪軌接觸點(diǎn)逐漸升高，最終達(dá)到一正峰值。這是由于該處軌距加寬，輪軌接觸點(diǎn)逐漸向翼軌工作邊偏移。優(yōu)化后轍叉的豎向不平順始終比優(yōu)化前的轍叉區(qū)略高，是因?yàn)閮?yōu)化后轍叉的翼軌工作邊圓弧半徑變小，輪緣槽變窄。

心軌、翼軌大致在心軌頂寬20 mm斷面發(fā)生輪載過渡，此外改進(jìn)前后轍叉豎向不平順均達(dá)到最大值。翼軌軌頭加高與心軌軌頭降低2種因素共同導(dǎo)致了這段區(qū)域的輪軌接觸點(diǎn)發(fā)生轉(zhuǎn)變，在不計(jì)輪軌2點(diǎn)接觸和輪軌接觸彈性變形的情況下，接觸點(diǎn)會(huì)出現(xiàn)翼軌向心軌的轉(zhuǎn)移突變，表現(xiàn)為在車輪過岔時(shí)突然在特定位置上接觸點(diǎn)從翼軌至心軌的過渡。因此，對翼軌軌頭的加高會(huì)導(dǎo)致在接觸點(diǎn)轉(zhuǎn)移前豎向不平順迅速增大，而當(dāng)輪軌接觸向心軌轉(zhuǎn)移后，豎向不平順為負(fù)值。圖4 顯示，優(yōu)化前轍叉在心軌頂寬20 mm斷面前輪軌接觸點(diǎn)突然從翼軌轉(zhuǎn)移至心軌，而優(yōu)化后轍叉輪軌接觸點(diǎn)在心軌頂寬20 mm斷面處才開始轉(zhuǎn)移，輪軌接觸點(diǎn)轉(zhuǎn)移位置相比于優(yōu)化前轍岔略有延后。這是因?yàn)閮?yōu)化后型面的翼軌抬高，心軌加寬，輪緣槽變窄。

由于心軌逐漸加寬，轍叉在心軌頂寬20～80 mm 內(nèi)輪軌接觸點(diǎn)向心軌工作邊側(cè)靠近，故轍叉?zhèn)鹊呢Q向不平順逐漸加大達(dá)到一峰值。在心軌頂寬80 mm斷面到CHN60鋼軌范圍內(nèi)，輪軌接觸點(diǎn)從心軌過渡到普通鋼軌上，故其豎向和橫向結(jié)構(gòu)不平順均不斷減小直至趨近于0。

優(yōu)化前后的廓形其轍叉區(qū)橫向不平順的變化規(guī)律基本相同。一開始，輪軌接觸點(diǎn)在CHN60鋼軌上，隨著高錳鋼翼軌不斷加寬，CHN60鋼軌不斷向外側(cè)偏移，轍叉區(qū)橫向不平順均勻增加至一峰值，優(yōu)化前約為35 mm，優(yōu)化后約為37 mm。當(dāng)接觸點(diǎn)從CHN60鋼軌過渡至高錳鋼翼軌，其橫向不平順會(huì)降低，出現(xiàn)一拐點(diǎn)，優(yōu)化前后轍叉區(qū)橫向不平順分別約為0，17 mm。隨后又因翼軌逐漸偏離軌距線，導(dǎo)致其接觸點(diǎn)不斷向外側(cè)偏移，轍叉區(qū)橫向不平順又不斷加大達(dá)到某一峰值，此時(shí)達(dá)到轍叉區(qū)橫向不平順的最大值，優(yōu)化前約為53 mm，優(yōu)化后約為55 mm。當(dāng)接觸點(diǎn)突然從高錳鋼翼軌轉(zhuǎn)移至心軌時(shí)，其橫向不平順又急速降低達(dá)到一負(fù)峰值。優(yōu)化前的廓形轍叉區(qū)橫向不平順比優(yōu)化后的廓形先發(fā)生突變，這是由于優(yōu)化后的輪緣槽變窄、翼軌抬高，避免輪軌接觸點(diǎn)過早地從翼軌過渡到心軌上。隨后由于心軌的不斷加寬，輪軌接觸點(diǎn)逐漸向心軌工作邊移動(dòng)，轍叉區(qū)的橫向不平順均勻增大至一正峰值。最終，輪軌接觸點(diǎn)從心軌過渡到普通鋼軌上，故其橫向不平順不斷減小直至趨近于0。

2.2 等效錐度

等效錐度反映了隨著輪對橫移的變化車輪上的輪軌接觸點(diǎn)沿車輪徑向的變化情況。由于傳統(tǒng)的簡化法假設(shè)踏面為錐形，在計(jì)算踏面等效錐度時(shí)存在不足，而歐洲標(biāo)準(zhǔn)采用的諧波法雖然計(jì)算過程復(fù)雜，但更為準(zhǔn)確，因此本文采用此種方法。

圖5 各斷面優(yōu)化前后等效錐度的對比

各斷面優(yōu)化前后等效錐度的對比見圖5。對于心軌頂寬10 mm和15 mm斷面，由于輪對側(cè)滾角在改進(jìn)后的輪軌匹配時(shí)相對較小，其左右輪對瞬時(shí)滾動(dòng)圓半徑差更小，因此改進(jìn)后斷面的等效錐度相對較小，車輛行駛效果更為優(yōu)良；而車輪在改進(jìn)后頂寬20 mm斷面會(huì)發(fā)生心軌和翼軌的跳躍，因此其等效錐度加大，而車輪在改進(jìn)前頂寬20 mm截面處已發(fā)生心軌、翼軌輪載過渡，故其等效錐度變化不大。這也驗(yàn)證了轍叉區(qū)不平順結(jié)果。在頂寬30 mm斷面處，輪對與心軌接觸，當(dāng)輪對橫移在-5～5 mm時(shí)改進(jìn)前后踏面等效錐度相差不大。

3 非赫茲滾動(dòng)接觸分析

基于Kalker三維非赫茲滾動(dòng)理論運(yùn)用CONTACT程序，計(jì)算分析搖頭角、搖頭角速度及橫移速度為0、輪對橫移在-12～12 mm內(nèi)變化時(shí)，LM車輪型面與固定轍叉各關(guān)鍵廓形斷面匹配下的輪軌非赫茲滾動(dòng)接觸行為。

3.1 輪軌滾動(dòng)接觸蠕滑率

根據(jù)文獻(xiàn)[9-10]中蠕滑率計(jì)算公式進(jìn)行計(jì)算。由于本文未考慮搖頭角，因此橫向蠕滑率為0，下文以縱向蠕滑率和自旋蠕滑率進(jìn)行評價(jià)。

圖6 各斷面改進(jìn)前后縱向蠕滑率對比

各斷面改進(jìn)前后縱向蠕滑率對比見圖6，可以看出除心軌頂寬20 mm斷面外，其余斷面縱向蠕滑率大致相同，這是因?yàn)榭v向蠕滑率主要取決于瞬時(shí)滾動(dòng)圓半徑，而各斷面處不同橫移下的瞬時(shí)滾動(dòng)圓半徑大致相同。需要說明，輪軌間的正壓力也是影響輪軌切向應(yīng)力幅值的主要因素，因此改進(jìn)后心軌頂寬20 mm 斷面蠕滑率較大并不能說明輪軌切向應(yīng)力更大。這點(diǎn)可在下文中得到證明。

各斷面改進(jìn)前后自旋蠕滑率對比見圖7?？梢?，自旋蠕滑率與縱向蠕滑率的變化趨勢類似。

圖7 各斷面改進(jìn)前后自旋蠕滑率對比

綜上所述，從輪軌接觸幾何關(guān)系的角度來看，改進(jìn)后的型面使車輛在心軌頂寬10 mm和15 mm斷面處運(yùn)行更為優(yōu)良，而在心軌頂寬20 mm斷面處可以有效避免車輪與心軌過早接觸，起到保護(hù)心軌的作用。

3.2 滾動(dòng)接觸力學(xué)分析

通過三維非赫茲滾動(dòng)接觸理論計(jì)算轍叉處的接觸應(yīng)力，從靜態(tài)接觸角度探討型面改進(jìn)的效果。CONTACT計(jì)算程序?qū)⒉牧弦暈榫€彈性材料，即無法考慮材料的塑性強(qiáng)化，這在一定程度上會(huì)過高估計(jì)輪軌間的接觸應(yīng)力，但這并不影響對改進(jìn)效果的判定。計(jì)算軸重取25 t，摩擦因數(shù)取0.3。

圖8 改進(jìn)前后輪軌接觸壓應(yīng)力分布(應(yīng)力單位：GPa)

圖8為輪對無橫移時(shí)改進(jìn)前后輪軌接觸壓應(yīng)力在不同斷面的分布?？梢钥闯觯焊倪M(jìn)前心軌頂寬10，15，35 mm 斷面處的接觸斑形狀和接觸壓應(yīng)力幅值大致相同，這是因?yàn)檫@3個(gè)斷面處接觸區(qū)輪軌踏面曲率半徑相近；而心軌頂寬20 mm斷面處由于心軌型面的曲率半徑很小以致其接觸斑較窄，故其接觸壓應(yīng)力很高。關(guān)于改進(jìn)后的效果，在頂寬10 mm和15 mm斷面處車輪與翼軌發(fā)生接觸，由于翼軌型面發(fā)生變化其接觸斑形狀也相應(yīng)變化，但是翼軌圓弧半徑由15 mm變?yōu)?0 mm，接觸應(yīng)力集中程度更大，因此接觸應(yīng)力反而更高；在心軌頂寬20 mm斷面處車輪與心軌發(fā)生接觸，由于心軌加寬，相比改進(jìn)前接觸斑變寬，故其接觸應(yīng)力顯著降低，達(dá)到了降低心軌傷損的效果；而在頂寬35 mm斷面處心軌加寬并沒有明顯地改變接觸區(qū)域心軌型面的曲率半徑，因此其接觸斑形狀并未有很大改變，接觸應(yīng)力也相近。改進(jìn)前后切向應(yīng)力變化趨勢與壓應(yīng)力類似。

圖9 改進(jìn)前后轍叉表面滾動(dòng)接觸最大壓應(yīng)力對比

改進(jìn)前后轍叉表面滾動(dòng)接觸最大壓應(yīng)力對比見圖9。可以看出：改進(jìn)后心軌頂寬20 mm斷面處的最大壓應(yīng)力顯著低于改進(jìn)前，這能有效避免道岔心軌傷損，從這點(diǎn)來看改進(jìn)型面可以有效保護(hù)心軌。至于心軌頂寬10 mm和15 mm 斷面，改進(jìn)后翼軌處的接觸應(yīng)力有一定升高，這是圓弧曲率半徑變小造成的。切向應(yīng)力的變化趨勢同壓應(yīng)力。

4 動(dòng)力學(xué)性能分析

4.1 輪軌力分布

列車直向通過居中對稱布置的固定轍叉時(shí)，第1輪對輪軌間橫向力變化如圖10(a)、圖10(b)所示。改進(jìn)前輪軌橫向力先出現(xiàn)著較小的波動(dòng)隨后出現(xiàn)較高的幅值，這是因?yàn)楣潭ㄞH叉存在有害空間，由此所引發(fā)的沖擊現(xiàn)象。改進(jìn)后的固定轍叉同樣承受著沖擊力，但在一定程度上已經(jīng)減小這種沖擊行為，可以延長轍叉的使用壽命。因此，從這一角度來講，改進(jìn)后的型面更為優(yōu)良。列車通過改進(jìn)前的固定轍叉第1輪對最大輪軌橫向力為22.146 kN,列車通過改進(jìn)后的固定轍叉第1輪對最大輪軌橫向力為4.533 kN，均遠(yuǎn)小于規(guī)范規(guī)定的安全限值。

圖10 第1輪對輪軌力

如圖10(c)、圖10(d)所示，列車通過改進(jìn)前后的固定轍叉第1輪對最大輪軌垂向力分別為222.149，188.414 kN，改進(jìn)后固定轍叉輪軌垂向力有所降低。列車直向通過改進(jìn)后的固定轍叉時(shí)輪軌垂向力最大值有所減小，這是因?yàn)檩唽τ梢碥夀D(zhuǎn)移到心軌時(shí)存在一定沖擊。這種沖擊心軌的行為往往導(dǎo)致心軌處出現(xiàn)較大的塑性變形，在循環(huán)載荷作用下便會(huì)萌生滾動(dòng)接觸疲勞裂紋，即本次改進(jìn)所要消除的病害；型面改進(jìn)后，固定轍叉端和基本軌端輪軌垂向力均明顯減小，這說明車輛通過改進(jìn)后的轍叉時(shí)，輪載過渡更為平穩(wěn)，從這一點(diǎn)來看，改進(jìn)后的型面有望減緩甚至消除滾動(dòng)接觸疲勞裂紋的出現(xiàn)，延長該固定轍叉的服役壽命。

4.2 脫軌系數(shù)

利用圖10所示的輪軌垂向力和橫向力，得到車輛第1位輪對的脫軌系數(shù)隨車輛運(yùn)行距離的變化，其結(jié)果見圖11。可見，改進(jìn)前轍叉時(shí)的脫軌系數(shù)最大值為0.186，改進(jìn)后轍叉時(shí)的脫軌系數(shù)最大值為0.049，均小于安全限值0.8。由于改進(jìn)后輪對承受更小的輪軌橫向力，因此其脫軌系數(shù)更小，改進(jìn)后車輛運(yùn)行狀態(tài)更為良好。

圖11 第1輪對脫軌系數(shù)

5 結(jié)論

1)靜力學(xué)仿真結(jié)果表明，優(yōu)化前后轍叉型面接觸幾何參數(shù)(幾何不平順、等效錐度)沒有明顯差別。心軌頂寬20 mm斷面優(yōu)化后的型面在一定的橫移量下車輪并未完全與心軌接觸，可以避免車輪過早過渡到心軌，對心軌形成了一定的保護(hù)作用。

2)心軌頂寬20 mm斷面LM車輪與優(yōu)化后轍叉接觸時(shí)未與心軌接觸，其接觸應(yīng)力降低至原接觸應(yīng)力的28%，可減少轍叉心軌和翼軌在轍叉使用早期的磨耗。

3)動(dòng)力學(xué)仿真結(jié)果表明，車輛通過優(yōu)化前后固定轍叉各項(xiàng)動(dòng)力學(xué)指標(biāo)均在國家規(guī)定的安全限值之內(nèi)，并且通過優(yōu)化后的轍叉輪軌橫向力變化明顯，最大值從22.146 kN降低為4.533 kN，脫軌系數(shù)最大值從0.186降低為0.049。因此，從動(dòng)力學(xué)角度來講，改進(jìn)后的轍叉型面更為優(yōu)良。