30 t轴重重载道岔合金钢组合辙叉应力分析

王璞

（中国铁道科学研究院集团有限公司铁道建筑研究所，北京 100081）

随着国家经济快速发展，重载铁路已成为铁路货运现代化的重要标志与发展目标［1-2］。我国将瓦日铁路、浩吉铁路等多条重载线路列为重点任务，其中瓦日铁路是国内第1条30 t轴重的重载铁路，浩吉铁路是国内最长的运煤专线，目前均已建成投入运营［3-5］。

道岔结构具有零部件多、构造复杂、使用寿命短、行车安全性低、养护维修投入大等特点，岔区轮轨接触关系非常复杂，是重载铁路轨道的三大薄弱环节之一［6-8］。辙叉是道岔区实现股道分离的控制设备，辙叉状态对列车运行、车辆与轨道部件使用寿命影响很大。随着重载铁路运营轴重和速度的提高，对道岔尤其辙叉的性能提出了更高的要求。目前，我国铁路辙叉主要有高锰钢辙叉和合金钢组合辙叉2种类型。

本文基于有限元方法建立弹性基底约束条件下合金钢组合辙叉轮轨接触耦合计算模型，选取重载铁路道岔中典型的12号和18号合金钢组合辙叉，分别对其在30 t轴重运营条件下的辙叉区钢轨应力和轮轨接触应力进行计算分析，为大轴重条件下合金钢组合辙叉结构优化设计提供参考。

1 计算模型

选用GB 8601—88《铁路用辗钢整体车轮》［9］中的840D型车轮，采用实体单元按车轮实际尺寸建立车轮模型。考虑车轮的上半部对接触应力影响不大，只取车轮下半部进行计算。

合金钢组合辙叉采用实体单元按实际尺寸对辙叉区的心轨、翼轨及护轨部分进行建模；扣件和间隔铁采用线性弹簧阻尼单元模拟；长短心轨密贴面采用耦合约束模拟。

车轮和辙叉结构的有限元模型见图1。

图1 车轮和辙叉结构有限元模型

建立轮轨接触耦合计算模型时，采用柔体对柔体面-面接触单元进行建模，定义车轮踏面为目标面，轨头表面为接触面，建立接触对。

根据GB 8601—88，车轮材料弹性模量取2.1×1011N/m2，泊松比取0.3，摩擦因数取0.25。根据TB/T 3467—2016《合金钢组合辙叉》［10］，合金钢组合辙叉材料弹性模量取2.1×1011N/m2，泊松比取0.3，摩擦因数取0.25，其抗拉强度不小于1 280 MPa，冲击韧性不小于60 J，洛氏硬度不小于38，延伸率不小于12%。

由于车轮运动过程非常复杂，为简化计算，做近似假设：①荷载均匀施加在车轮模型（图1（a））上表面节点上；②车轮摇头角、横移量均为0；③车轮纵向、横向位移均受到约束。

辙叉趾端与导曲线钢轨联结，跟端与基本轨联结，因此辙叉趾端和跟端的纵向、横向、垂向位移均受相邻钢轨的约束。为简化计算，模型中将实际结构中的辙叉由轨枕支承简化为辙叉支承在弹簧单元上。轨下扣件支承刚度80 kN/mm，道床支承刚度200 kN/mm，换算成等效节点支承刚度为57 kN/mm，节点横向支承刚度为50 kN/mm。

根据上述参数，建立辙叉区轮轨接触耦合计算模型，见图2。

图2 辙叉区轮轨接触耦合计算模型

线路运营轴重为30 t时，对应静轮载为150 kN。在辙叉区，由于轮轨间相互作用剧烈，动轮载大幅增加，一般可达静轮载的1.5～2.0倍。本文动力系数取2.0，即动轮载为300 kN。

由于辙叉区轨线不连续，且心轨不断加宽和抬高，当列车通过辙叉时，轮载逐渐从翼轨过渡到心轨上，至心轨顶宽50 mm位置时，轮载基本由心轨单独承受。因此，本文选取3个特征位置进行轮轨接触分析：咽喉区及心轨顶宽（简称顶宽）20，50 mm处。

2 模型验证

为验证所建立的轮轨接触耦合计算模型的合理性，根据本文建模方法，采用文献［11］中的模型参数建立模型，并将计算结果与文献［11］中同一工况下的计算结果进行对比，见表1。可知，2种模型在同一工况下的计算结果吻合较好，误差不超过6%。本文建立的辙叉区轮轨接触耦合计算模型能可靠反映辙叉区钢轨受力变形情况。

表1 同一工况下本文与文献[11]计算结果对比

3 12号合金钢组合辙叉应力分析

3.1 辙叉区钢轨应力

对于12号合金钢组合辙叉（以下简称12号辙叉），轮轨接触作用下3个特征位置的钢轨应力分布见图3，翼轨和心轨上的最大钢轨应力见表2。

图3 12号辙叉3个特征位置的钢轨应力分布

表2 12号辙叉3个特征位置的最大钢轨应力 MPa

根据图3和表2，从辙叉区的受力情况、轮轨接触位置、钢轨应力大小3方面进行分析。

在咽喉区，车轮与翼轨发生单点接触，轮载全部由翼轨承担。在顶宽20 mm处，车轮同时与心轨和翼轨发生接触，大部分轮载由心轨承担，小部分由翼轨承担。到达顶宽50 mm处时，车轮只与心轨接触，轮载全部由心轨承担，翼轨不再受力。上述分析结果与实际受力情况一致。

翼轨和车轮的接触位置始终在轨头表面半径300mm区域内，距离轨头中心20 mm左右。心轨与车轮的接触位置在轨头中心附近。

从咽喉区到顶宽50 mm处，翼轨应力逐渐减小，心轨应力则先增大后减小。翼轨应力的最大值出现在咽喉区，为1 190 MPa，未超出合金钢材料强度极限，不会发生破坏。心轨应力的最大值出现在顶宽20 mm处，为2 380 MPa，超出合金钢材料强度极限。顶宽20 mm处的轮载主要由心轨承担，建议对该处心轨进行适当加强，并调整翼轨与心轨的相对位置，减小心轨的承载比例。

3.2 轮轨接触应力

轮轨接触作用下，轮轨之间的接触应力包括轮轨法向接触应力和因接触产生的摩擦应力。12号辙叉3个特征位置的轮轨接触应力分布见图4，翼轨和心轨上的最大轮轨接触应力见表3。

根据图4和表3，从法向接触应力和摩擦应力2方面进行分析。

从咽喉区到顶宽50 mm处，翼轨上的法向接触应力逐渐减小，最大值为1 480 MPa，发生在咽喉区。

图4 12号辙叉3个特征位置的轮轨接触应力分布

表3 12号辙叉3个特征位置的最大轮轨接触应力 MPa

从咽喉区到顶宽50 mm处，心轨上的法向接触应力先增大后减小，且其值普遍较大，最大达3 920 MPa，发生在顶宽20 mm处。心轨上的接触斑较小，说明该处接触应力过大的原因是心轨顶宽不足，车轮与心轨的接触面积过小。

轮轨接触产生的摩擦应力由于受具体接触位置、接触压力等因素影响，变化规律并不明显。翼轨、心轨上的最大摩擦应力均发生在顶宽20 mm处，分别为167 ，495 MPa。

4 18号合金钢组合辙叉应力分析

4.1 辙叉区钢轨应力

对于18号合金钢组合辙叉（以下简称18号辙叉），轮轨接触作用下3个特征位置的钢轨应力分布见图5，翼轨和心轨上的最大钢轨应力见表4。

对图5和表4进行分析，并对比图3和表2，发现18号辙叉与12号辙叉的钢轨应力在受力情况、轮轨接触位置、钢轨应力大小3方面具有相似的规律。对比2种辙叉的最大钢轨应力，发现：18号辙叉的翼轨应力最大值比12号辙叉大5.04%；心轨应力最大值比12号辙叉小3.78%。2种辙叉在钢轨应力最大值方面很接近。

4.2 轮轨接触应力

18号辙叉3个特征位置的轮轨接触应力分布见图6，翼轨和心轨上的最大轮轨接触应力见表5。

图6 18号辙叉3个特征位置的轮轨接触应力分布

表5 18号辙叉3个特征位置的最大轮轨接触应力 MPa

对图6和表5进行分析，并对比图4和表3，发现18号辙叉与12号辙叉的轮轨接触应力具有相似的规律。对比2种辙叉的轮轨接触应力最大值，发现：18号辙叉的翼轨法向接触应力最大值比12号辙叉大6.08%，翼轨摩擦应力最大值比12号辙叉小1.80%；心轨法向接触应力及摩擦应力最大值分别比12号辙叉小2.04%，2.02%。2种辙叉在轮轨接触应力最大值方面也很接近。

5 结论

本文基于有限元方法建立了弹性基底约束条件下的合金钢组合辙叉轮轨接触耦合计算模型，通过与既有文献对比，验证了模型反映辙叉区钢轨受力变形情况可靠性。分别选取12号和18号辙叉的3个特征位置，对其钢轨应力及轮轨接触应力进行了系统的数值模拟并分析计算结果，得出结论：

1）车轮在咽喉区与翼轨发生单点接触，在心轨顶宽20 mm处同时与翼轨和心轨接触，到达心轨顶宽50 mm处时，轮载完全过渡到心轨上。翼轨与车轮接触位置始终在轨头表面半径300 mm区域，心轨接触位置在轨头中心附近。

2）2种辙叉翼轨最大应力均出现在咽喉区，且未超出合金钢材料强度极限；心轨最大应力均出现在顶宽20 mm处，分别为2 380，2 290 MPa，均超出合金钢材料强度极限，建议对该处心轨进行适当加强，并调整翼轨与心轨的相对位置，减小心轨的承载比例。

3）从咽喉区至顶宽50 mm处，2种辙叉翼轨上的接触应力均逐渐减小；心轨上的接触应力均先增大后减小，12号和18号辙叉心轨最大接触应力分别达到3 920，3 840 MPa。由于心轨顶宽不足，轮轨接触面积过小导致了较大的接触应力出现。

4）轮轨接触摩擦应力变化规律不明显，2种辙叉心轨和翼轨上的最大摩擦应力均出现于顶宽20 mm处。