重载线路12号固定辙叉型面优化分析

王希云

(神华包神铁路集团有限责任公司，内蒙古 包头 014000)

固定辙叉相较于可动心轨辙叉在整体性和稳定性上都有明显提升[1-2]，因此固定辙叉在世界各国的铁路运输中扮演了极为重要的角色。欧洲各国在多年运营实践的基础上，在直向通过速度不大于200 km/h的线路上采用固定辙叉已经达成共识[3-5]。虽然固定辙叉有诸多优点，但也存在诸如磨耗、滚动接触疲劳等伤损问题[6-8]，列车在通过固定辙叉时由结构不平顺和固定辙叉有害空间所导致的强烈冲击与振动是伤损出现的主要原因。各种伤损问题严重缩短了固定辙叉的使用寿命，影响了列车的过岔速度，甚至成为列车脱轨的主要原因。

图1 12号道岔心轨裂纹

75-12号嵌入式高锰钢组合辙叉是我国宝桥公司自主研制的新型重载辙叉。试制试铺的结果表明，其伤损主要为心轨水平裂纹，如图1所示。由于翼轨工作边采用1∶5+R15+1∶20 廓形设计，在30 mm断面处，当车轮外轮缘与翼轨接触时翼轨的最大有效宽度仅为15 mm，心轨翼轨垂向磨耗达2.4 mm左右，由于心轨翼轨有效承载面积均较小，工况恶劣导致30 mm断面附近心轨翼轨磨损较快，加剧了车轮对心轨的垂向磨耗和冲击，在交变应力的反复作用下心轨顶层金属局部应力集中而率先疲劳，并在铸造缺陷处萌生裂纹，进而向水平方向扩展形成水平裂纹。结合现场观察情况和辙叉设计图纸，分析表明心轨翼轨的廓形设计是心轨水平裂纹产生的主要原因之一。

参考现场调研结果，为优化我国重载线路普遍使用的12号固定辙叉(图2)的受力状态，本文提出抬高翼轨高度和心轨加宽的优化方案，从而改变车轮在道岔上的滚动轨迹并提高心轨的承重能力。

图2 75 kg/m的12号固定辙叉

1 固定辙叉改进前后廓形对比

针对现有12号固定辙叉，对型面主要采取3点改进：①将既有翼轨廓形1∶20 工作边斜线+R15圆弧变为1∶15工作边斜线+R10圆弧；②将翼轨抬高部分从3.0 mm 增加至4.6 mm；③将既有心轨顶宽加宽，使轮缘槽变窄。以顶宽20 mm断面为例，改进前后的型面对比见图3。这样改进的好处是增大了心轨接触区曲率半径以降低接触应力，同时可以避免轮载过早转移到心轨。上述3点改进均可以保护心轨，能够起到降低心轨伤损的作用。

图3 心轨顶宽20 mm断面改进前后型面对比

2 固定辙叉轮轨接触几何关系

将优化前后的固定辙叉型面与我国磨耗型车轮LM踏面匹配，基于经典迹线法计算分析优化前后的固定辙叉各个关键断面与LM车轮匹配时的轮轨接触几何关系。计算时轮对横移在-12～12 mm内每间隔0.5 mm变化一次。

2.1 轮对无横移时轮轨接触几何关系

轮轨接触点这一轮轨接触几何特性在区间线路和固定辙叉上表现不同。当列车通过区间线路时，轮轨接触点沿线路纵向不变，表现为轮对在横向和竖向上无位移；而当列车通过固定辙叉时，轮轨接触点沿辙叉纵向变化，表现为轮对沿辙叉方向发生竖向波动。这反映了固定辙叉不同于区间线路的一个固有属性，即结构不平顺。图4反映了磨耗型车轮轮对在轮对无横移时通过75 kg/m钢轨12号固定辙叉时辙叉的横向、竖向结构不平顺和基本轨侧横向、竖向不平顺的变化规律。

图4 辙叉区结构不平顺

由图4可以看出：磨耗型LM车轮通过12号固定辙叉时，改进前辙叉竖向不平顺最大值约为2.3 mm，改进后辙叉竖向不平顺最大值有所增加，约为3.3 mm。

从断面B到断面C′，轮轨接触点略微升高，竖向不平顺有所增加。这是因为高锰钢翼轨由无到有，普通钢轨逐渐向外偏移，轮轨接触点逐渐向钢轨顶面偏移。

由于断面C附近翼轨逐渐变宽，导致辙岔区的竖向不平顺在断面C处达到负峰值，轮轨接触点逐渐向翼轨非工作边偏移。而优化后的固定辙叉在断面C处竖向不平顺有所增加，这是由优化后的翼轨抬高导致的。

从断面C到顶宽15 mm断面范围内辙叉区的竖向不平顺逐渐升高，即轮轨接触点逐渐升高，最终达到一正峰值。这是由于该处轨距加宽，轮轨接触点逐渐向翼轨工作边偏移。优化后辙叉的竖向不平顺始终比优化前的辙叉区略高，是因为优化后辙叉的翼轨工作边圆弧半径变小，轮缘槽变窄。

心轨、翼轨大致在心轨顶宽20 mm断面发生轮载过渡，此外改进前后辙叉竖向不平顺均达到最大值。翼轨轨头加高与心轨轨头降低2种因素共同导致了这段区域的轮轨接触点发生转变，在不计轮轨2点接触和轮轨接触弹性变形的情况下，接触点会出现翼轨向心轨的转移突变，表现为在车轮过岔时突然在特定位置上接触点从翼轨至心轨的过渡。因此，对翼轨轨头的加高会导致在接触点转移前竖向不平顺迅速增大，而当轮轨接触向心轨转移后，竖向不平顺为负值。图4 显示，优化前辙叉在心轨顶宽20 mm断面前轮轨接触点突然从翼轨转移至心轨，而优化后辙叉轮轨接触点在心轨顶宽20 mm断面处才开始转移，轮轨接触点转移位置相比于优化前辙岔略有延后。这是因为优化后型面的翼轨抬高，心轨加宽，轮缘槽变窄。

由于心轨逐渐加宽，辙叉在心轨顶宽20～80 mm 内轮轨接触点向心轨工作边侧靠近，故辙叉侧的竖向不平顺逐渐加大达到一峰值。在心轨顶宽80 mm断面到CHN60钢轨范围内，轮轨接触点从心轨过渡到普通钢轨上，故其竖向和横向结构不平顺均不断减小直至趋近于0。

优化前后的廓形其辙叉区横向不平顺的变化规律基本相同。一开始，轮轨接触点在CHN60钢轨上，随着高锰钢翼轨不断加宽，CHN60钢轨不断向外侧偏移，辙叉区横向不平顺均匀增加至一峰值，优化前约为35 mm，优化后约为37 mm。当接触点从CHN60钢轨过渡至高锰钢翼轨，其横向不平顺会降低，出现一拐点，优化前后辙叉区横向不平顺分别约为0，17 mm。随后又因翼轨逐渐偏离轨距线，导致其接触点不断向外侧偏移，辙叉区横向不平顺又不断加大达到某一峰值，此时达到辙叉区横向不平顺的最大值，优化前约为53 mm，优化后约为55 mm。当接触点突然从高锰钢翼轨转移至心轨时，其横向不平顺又急速降低达到一负峰值。优化前的廓形辙叉区横向不平顺比优化后的廓形先发生突变，这是由于优化后的轮缘槽变窄、翼轨抬高，避免轮轨接触点过早地从翼轨过渡到心轨上。随后由于心轨的不断加宽，轮轨接触点逐渐向心轨工作边移动，辙叉区的横向不平顺均匀增大至一正峰值。最终，轮轨接触点从心轨过渡到普通钢轨上，故其横向不平顺不断减小直至趋近于0。

2.2 等效锥度

等效锥度反映了随着轮对横移的变化车轮上的轮轨接触点沿车轮径向的变化情况。由于传统的简化法假设踏面为锥形，在计算踏面等效锥度时存在不足，而欧洲标准采用的谐波法虽然计算过程复杂，但更为准确，因此本文采用此种方法。

图5 各断面优化前后等效锥度的对比

各断面优化前后等效锥度的对比见图5。对于心轨顶宽10 mm和15 mm断面，由于轮对侧滚角在改进后的轮轨匹配时相对较小，其左右轮对瞬时滚动圆半径差更小，因此改进后断面的等效锥度相对较小，车辆行驶效果更为优良；而车轮在改进后顶宽20 mm断面会发生心轨和翼轨的跳跃，因此其等效锥度加大，而车轮在改进前顶宽20 mm截面处已发生心轨、翼轨轮载过渡，故其等效锥度变化不大。这也验证了辙叉区不平顺结果。在顶宽30 mm断面处，轮对与心轨接触，当轮对横移在-5～5 mm时改进前后踏面等效锥度相差不大。

3 非赫兹滚动接触分析

基于Kalker三维非赫兹滚动理论运用CONTACT程序，计算分析摇头角、摇头角速度及横移速度为0、轮对横移在-12～12 mm内变化时，LM车轮型面与固定辙叉各关键廓形断面匹配下的轮轨非赫兹滚动接触行为。

3.1 轮轨滚动接触蠕滑率

根据文献[9-10]中蠕滑率计算公式进行计算。由于本文未考虑摇头角，因此横向蠕滑率为0，下文以纵向蠕滑率和自旋蠕滑率进行评价。

图6 各断面改进前后纵向蠕滑率对比

各断面改进前后纵向蠕滑率对比见图6，可以看出除心轨顶宽20 mm断面外，其余断面纵向蠕滑率大致相同，这是因为纵向蠕滑率主要取决于瞬时滚动圆半径，而各断面处不同横移下的瞬时滚动圆半径大致相同。需要说明，轮轨间的正压力也是影响轮轨切向应力幅值的主要因素，因此改进后心轨顶宽20 mm 断面蠕滑率较大并不能说明轮轨切向应力更大。这点可在下文中得到证明。

各断面改进前后自旋蠕滑率对比见图7。可见，自旋蠕滑率与纵向蠕滑率的变化趋势类似。

图7 各断面改进前后自旋蠕滑率对比

综上所述，从轮轨接触几何关系的角度来看，改进后的型面使车辆在心轨顶宽10 mm和15 mm断面处运行更为优良，而在心轨顶宽20 mm断面处可以有效避免车轮与心轨过早接触，起到保护心轨的作用。

3.2 滚动接触力学分析

通过三维非赫兹滚动接触理论计算辙叉处的接触应力，从静态接触角度探讨型面改进的效果。CONTACT计算程序将材料视为线弹性材料，即无法考虑材料的塑性强化，这在一定程度上会过高估计轮轨间的接触应力，但这并不影响对改进效果的判定。计算轴重取25 t，摩擦因数取0.3。

图8 改进前后轮轨接触压应力分布(应力单位：GPa)

图8为轮对无横移时改进前后轮轨接触压应力在不同断面的分布。可以看出：改进前心轨顶宽10，15，35 mm 断面处的接触斑形状和接触压应力幅值大致相同，这是因为这3个断面处接触区轮轨踏面曲率半径相近；而心轨顶宽20 mm断面处由于心轨型面的曲率半径很小以致其接触斑较窄，故其接触压应力很高。关于改进后的效果，在顶宽10 mm和15 mm断面处车轮与翼轨发生接触，由于翼轨型面发生变化其接触斑形状也相应变化，但是翼轨圆弧半径由15 mm变为10 mm，接触应力集中程度更大，因此接触应力反而更高；在心轨顶宽20 mm断面处车轮与心轨发生接触，由于心轨加宽，相比改进前接触斑变宽，故其接触应力显著降低，达到了降低心轨伤损的效果；而在顶宽35 mm断面处心轨加宽并没有明显地改变接触区域心轨型面的曲率半径，因此其接触斑形状并未有很大改变，接触应力也相近。改进前后切向应力变化趋势与压应力类似。

图9 改进前后辙叉表面滚动接触最大压应力对比

改进前后辙叉表面滚动接触最大压应力对比见图9。可以看出：改进后心轨顶宽20 mm断面处的最大压应力显著低于改进前，这能有效避免道岔心轨伤损，从这点来看改进型面可以有效保护心轨。至于心轨顶宽10 mm和15 mm 断面，改进后翼轨处的接触应力有一定升高，这是圆弧曲率半径变小造成的。切向应力的变化趋势同压应力。

4 动力学性能分析

4.1 轮轨力分布

列车直向通过居中对称布置的固定辙叉时，第1轮对轮轨间横向力变化如图10(a)、图10(b)所示。改进前轮轨横向力先出现着较小的波动随后出现较高的幅值，这是因为固定辙叉存在有害空间，由此所引发的冲击现象。改进后的固定辙叉同样承受着冲击力，但在一定程度上已经减小这种冲击行为，可以延长辙叉的使用寿命。因此，从这一角度来讲，改进后的型面更为优良。列车通过改进前的固定辙叉第1轮对最大轮轨横向力为22.146 kN,列车通过改进后的固定辙叉第1轮对最大轮轨横向力为4.533 kN，均远小于规范规定的安全限值。

图10 第1轮对轮轨力

如图10(c)、图10(d)所示，列车通过改进前后的固定辙叉第1轮对最大轮轨垂向力分别为222.149，188.414 kN，改进后固定辙叉轮轨垂向力有所降低。列车直向通过改进后的固定辙叉时轮轨垂向力最大值有所减小，这是因为轮对由翼轨转移到心轨时存在一定冲击。这种冲击心轨的行为往往导致心轨处出现较大的塑性变形，在循环载荷作用下便会萌生滚动接触疲劳裂纹，即本次改进所要消除的病害；型面改进后，固定辙叉端和基本轨端轮轨垂向力均明显减小，这说明车辆通过改进后的辙叉时，轮载过渡更为平稳，从这一点来看，改进后的型面有望减缓甚至消除滚动接触疲劳裂纹的出现，延长该固定辙叉的服役寿命。

4.2 脱轨系数

利用图10所示的轮轨垂向力和横向力，得到车辆第1位轮对的脱轨系数随车辆运行距离的变化，其结果见图11。可见，改进前辙叉时的脱轨系数最大值为0.186，改进后辙叉时的脱轨系数最大值为0.049，均小于安全限值0.8。由于改进后轮对承受更小的轮轨横向力，因此其脱轨系数更小，改进后车辆运行状态更为良好。

图11 第1轮对脱轨系数

5 结论

1)静力学仿真结果表明，优化前后辙叉型面接触几何参数(几何不平顺、等效锥度)没有明显差别。心轨顶宽20 mm断面优化后的型面在一定的横移量下车轮并未完全与心轨接触，可以避免车轮过早过渡到心轨，对心轨形成了一定的保护作用。

2)心轨顶宽20 mm断面LM车轮与优化后辙叉接触时未与心轨接触，其接触应力降低至原接触应力的28%，可减少辙叉心轨和翼轨在辙叉使用早期的磨耗。

3)动力学仿真结果表明，车辆通过优化前后固定辙叉各项动力学指标均在国家规定的安全限值之内，并且通过优化后的辙叉轮轨横向力变化明显，最大值从22.146 kN降低为4.533 kN，脱轨系数最大值从0.186降低为0.049。因此，从动力学角度来讲，改进后的辙叉型面更为优良。