重載鐵路固定轍叉區(qū)輪軌瞬態(tài)滾動(dòng)接觸行為分析

高 原，王 平，陳 嶸，徐井芒，陳嘉胤

(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，四川 成都 610031)

圖1 固定轍叉及其典型損傷劣化

多體系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)為轍叉區(qū)輪軌系統(tǒng)動(dòng)態(tài)相互作用分析的經(jīng)典方法之一，該方法通過(guò)將輪軌系統(tǒng)視為通過(guò)不同形式鉸接而成的剛體來(lái)求解輪軌接觸行為。文獻(xiàn)[1]基于SIMPACK軟件建立道岔-車(chē)輛模型，結(jié)合道岔區(qū)輪載過(guò)渡區(qū)處的接觸狀態(tài)，分析了車(chē)輛過(guò)岔時(shí)的輪軌動(dòng)態(tài)響應(yīng)，并用實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該模型的正確性及精確性。文獻(xiàn)[2]基于多剛體動(dòng)力學(xué)軟件揭示了車(chē)輛直/側(cè)向通過(guò)固定轍叉時(shí)的輪軌相互作用情況，探明了轍叉及曲線參數(shù)對(duì)輪軌沖擊作用的影響，提出了直/側(cè)向過(guò)岔時(shí)固定轍叉心/翼軌合理設(shè)計(jì)建議。文獻(xiàn)[3-4]基于區(qū)間線路輪軌系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)方法，提出了道岔區(qū)輪軌動(dòng)力學(xué)模型，將轍叉簡(jiǎn)化為變截面的歐拉梁，獲取了車(chē)輛直向過(guò)岔時(shí)輪軌系統(tǒng)的豎向振動(dòng)特性。文獻(xiàn)[5]基于多剛體動(dòng)力學(xué)軟件及兩種不同道岔及4種鋼軌廓形下的輪軌耦合動(dòng)力學(xué)模型，獲取了不同道岔及鋼軌廓形下的輪軌動(dòng)態(tài)響應(yīng)，得出截面幾何廓形的改變對(duì)岔區(qū)輪軌動(dòng)態(tài)作用影響較大，而車(chē)輪踏面廓形改變對(duì)輪軌相互作用影響較小的結(jié)論。文獻(xiàn)[6]在充分考慮了道岔的變截面特性及輪軌多點(diǎn)接觸狀態(tài)的基礎(chǔ)上，分別采用GENSYS和DIFF3D軟件對(duì)比了不同頻率下車(chē)輛過(guò)岔的動(dòng)力性能，但仿真中道岔模型被假設(shè)為剛體，忽略了車(chē)輪荷載作用下輪對(duì)和軌道結(jié)構(gòu)的變形。由于上述方法存在諸如輪軌視為剛體、線彈性及穩(wěn)態(tài)滾動(dòng)等假設(shè)，計(jì)算結(jié)果與實(shí)際情況有一定誤差，且上述方法無(wú)法體現(xiàn)或模擬輪軌間振動(dòng)沿鋼軌縱向的傳遞特性。為了獲取更為精確的結(jié)果，顯式有限元方法逐漸被采用來(lái)模擬輪軌間動(dòng)態(tài)行為。文獻(xiàn)[7]基于有限元軟件建立了標(biāo)準(zhǔn)軌為UIC54廓形的固定轍叉模型，并通過(guò)ABA方法驗(yàn)證了模型計(jì)算輪軌動(dòng)態(tài)響應(yīng)結(jié)果的精確性，探討了車(chē)輪過(guò)岔時(shí)的動(dòng)態(tài)蠕滑力、接觸斑的黏滑特性、切向力及輪軌間微滑分布及大小等。文獻(xiàn)[8-9]基于標(biāo)準(zhǔn)軌為UIC60廓形的固定轍叉有限元模型，探討了車(chē)輪過(guò)岔時(shí)叉心的塑性變形、微滑，以及基于沿心軌縱向分布的最大摩擦功及摩擦功率云圖。文獻(xiàn)[10]結(jié)合實(shí)驗(yàn)及有限元方法對(duì)轍叉的動(dòng)態(tài)沖擊進(jìn)行了分析，獲取了車(chē)輛過(guò)岔時(shí)的黏滑分布及接觸應(yīng)力等，驗(yàn)證了自適應(yīng)網(wǎng)格加密方式下有限元方法計(jì)算的精確性。文獻(xiàn)[11]基于三維顯式有限元模型求取了轍叉區(qū)輪軌瞬態(tài)滾動(dòng)接觸的法、切向接觸解，結(jié)合Jiang-Swhitoglu疲勞準(zhǔn)則預(yù)測(cè)了轍叉心軌處裂紋的疲勞壽命及裂紋擴(kuò)展方向。文獻(xiàn)[12]基于簡(jiǎn)化的車(chē)輪-轍叉顯式有限元模型，分析了輪軌間沖擊角和滾動(dòng)接觸半徑對(duì)轍叉心軌處應(yīng)力/應(yīng)變場(chǎng)大小及分布特性的影響。在國(guó)內(nèi)，基于轍叉的瞬態(tài)接觸行為研究近乎空白，相關(guān)研究主要通過(guò)有限元與多體動(dòng)力學(xué)相結(jié)合的方法，基于多體動(dòng)力學(xué)計(jì)算出宏觀輪軌力，利用Kalker簡(jiǎn)化理論[13]或有限元方法得出車(chē)輪和道岔間的接觸解[14-15]，但該方法無(wú)法反映輪軌間的動(dòng)態(tài)相互作用特性，計(jì)算結(jié)果和實(shí)際相差較大。從上述分析可知，國(guó)外已開(kāi)始發(fā)展并利用瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)來(lái)求解轍叉區(qū)輪軌相互作用，但大多針對(duì)標(biāo)準(zhǔn)輪軌型面，且主要關(guān)注車(chē)輪與固定轍叉的整體動(dòng)力相互作用，然而重載鐵路固定轍叉的傷損病害主要集中在輪載過(guò)渡范圍內(nèi)，且有關(guān)固定轍叉輪載過(guò)渡區(qū)輪軌瞬態(tài)接觸行為及傷損特性的研究較少，因此利用顯式積分法研究轍叉輪載過(guò)渡的瞬態(tài)接觸行為非常有必要。

顯式積分算法適用于求解需要分成微小時(shí)間增量來(lái)達(dá)到高精度的高速動(dòng)力學(xué)問(wèn)題，因此可用來(lái)精確模擬轍叉區(qū)結(jié)構(gòu)不平順?biāo)ぐl(fā)的瞬態(tài)相互作用。本文以重載鐵路75 kg/m鋼軌12號(hào)固定轍叉為研究對(duì)象，將現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的重載車(chē)輪踏面擬合為名義車(chē)輪踏面，建立車(chē)輪-固定轍叉三維輪軌瞬態(tài)滾動(dòng)接觸有限元模型，用于精確模擬車(chē)輪與轍叉間的動(dòng)態(tài)相互作用，并詳細(xì)分析固定轍叉輪載過(guò)渡區(qū)輪軌瞬態(tài)接觸行為，在此基礎(chǔ)上，結(jié)合材料安定圖，對(duì)固定轍叉區(qū)接觸傷損特性進(jìn)行預(yù)測(cè)分析，并與固定轍叉的現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用情況進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證，期望能為我國(guó)重載鐵路固定轍叉的結(jié)構(gòu)優(yōu)化及養(yǎng)護(hù)維修提供理論指導(dǎo)。

1 計(jì)算模型

為揭示固定轍叉輪載過(guò)渡特性及其應(yīng)力、應(yīng)變分布規(guī)律，基于顯式積分算法建立了典型75 kg/m鋼軌12號(hào)固定轍叉三維瞬態(tài)滾動(dòng)接觸有限元模型(圖2)，模型整體長(zhǎng)15 m，考慮了車(chē)輪、轍叉、扣件、一系懸掛及簧上質(zhì)量，構(gòu)架及以上結(jié)構(gòu)部件簡(jiǎn)化為質(zhì)量點(diǎn)并通過(guò)一系懸掛與車(chē)軸相連，且簧上質(zhì)量取為12.5 t(車(chē)體軸重為25 t，輪重12.5 t)。計(jì)算模型中的一系彈簧與扣件僅考慮與動(dòng)態(tài)行為相關(guān)的剛度及阻尼，扣件系統(tǒng)由均勻分布的離散剛度-阻尼彈簧組成(即沿x、z軸分別有7根彈簧單元且均勻分布)，模型扣件剛度及阻尼分別為80 MN/m、75 kN·s/m；一系懸掛(每軸箱)剛度及阻尼分別為17 MN/m、3 kN·s/m[16]。瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)模型可基于笛卡爾坐標(biāo)系描述，坐標(biāo)原點(diǎn)位于輪軌初始接觸位置，x軸為車(chē)輪運(yùn)行方向，y、z軸分別代表沿轍叉垂向及橫向。

圖2 固定轍叉平面圖及其典型截面圖

為統(tǒng)計(jì)在使用的重載鐵路車(chē)輪型面形狀，利用Miniprof輪軌廓形測(cè)量?jī)x測(cè)量了80組重載車(chē)輪型面，對(duì)實(shí)測(cè)車(chē)輪型面處理除去噪聲點(diǎn)后，通過(guò)3次樣條曲線擬合得到車(chē)輪型面輪廓線[17]。利用擬合的名義車(chē)輪型面及標(biāo)準(zhǔn)轍叉鋼軌型面，建立車(chē)輪-轍叉三維輪軌瞬態(tài)滾動(dòng)接觸有限元模型，模型中采用過(guò)渡性網(wǎng)格離散，其中接觸求解區(qū)最小網(wǎng)格單元尺寸為1 mm，模型共包含約200萬(wàn)個(gè)網(wǎng)格，由于轍叉心軌截面幾何廓形沿鋼軌縱向變化較快，少數(shù)截面處鋼軌實(shí)體網(wǎng)格并不連續(xù)，采用耦合網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)自由度的方式來(lái)保證力的傳遞。為精確表征車(chē)輪踏面與迎/順車(chē)軌間的動(dòng)態(tài)接觸行為及轍叉輪載過(guò)渡段的受力特性，網(wǎng)格劃分方式選用Lagrangian描述，采用庫(kù)倫摩擦定律表征輪軌滾動(dòng)摩擦作用，并基于罰函數(shù)的“面-面”接觸算法求解時(shí)域內(nèi)柔性輪軌間接觸行為，摩擦系數(shù)選用0.5以模擬干摩擦環(huán)境下的輪軌相互作用。

圖3 固定轍叉模型原理圖及其有限元模型

模型建立過(guò)程中選用實(shí)測(cè)重載車(chē)輪型面及轍叉典型截面幾何廓形圖，利用Fortran語(yǔ)言編寫(xiě)程序離散輪軌幾何廓形并將坐標(biāo)點(diǎn)導(dǎo)入至Matlab中，結(jié)合跡線法及轍叉區(qū)輪軌接觸表面坐標(biāo)值確定典型斷面輪軌接觸狀態(tài)，基于三維參數(shù)化建模軟件Creo輸出固定轍叉的三維實(shí)體模型(圖3)，并利用Hypermesh的過(guò)渡網(wǎng)格劃分方式離散導(dǎo)出的實(shí)體模型，最后將離散結(jié)果導(dǎo)入到Ansys中，置輪軌系統(tǒng)于初始接觸位置并對(duì)模型施加重力，獲取靜態(tài)輪載作用下整個(gè)模型節(jié)點(diǎn)的位移場(chǎng)(靜態(tài)隱式解)，將靜態(tài)隱式解所求取的位移場(chǎng)作為初始狀態(tài)，施加初始平/轉(zhuǎn)動(dòng)速度等初始荷載，并基于顯式積分算法求取輪軌瞬態(tài)接觸解。另外車(chē)輛處于牽引/制動(dòng)行車(chē)方式時(shí)，可于車(chē)軸處施加牽引/制動(dòng)轉(zhuǎn)矩以模擬車(chē)輛起動(dòng)/制動(dòng)行車(chē)方式[18]，使得縱向輪軌力最大可達(dá)靜輪載的30%。

2 輪軌滾動(dòng)接觸行為分析

2.1 輪載過(guò)渡特性

為研究車(chē)輛順/逆向過(guò)岔時(shí)的輪軌接觸行為及輪載過(guò)渡段的應(yīng)力、應(yīng)變特性，對(duì)車(chē)輪車(chē)軸處施加牽引轉(zhuǎn)矩以提供足夠的牽引力作用于輪軌表面，在忽略車(chē)輪轉(zhuǎn)動(dòng)慣量的前提下賦予車(chē)輪轉(zhuǎn)動(dòng)速度。另外，計(jì)算中車(chē)輛的運(yùn)營(yíng)速度分別為80、100、120 km/h。

圖4 心/翼軌豎向輪軌力時(shí)程曲線

圖4為車(chē)輛以不同速度順/逆向通過(guò)轍叉時(shí)的心/翼軌豎向輪軌力時(shí)程曲線，當(dāng)車(chē)輪逆向通過(guò)時(shí)，翼軌上承受的輪軌力以靜輪載(120 kN)為中心出現(xiàn)小幅波動(dòng)，并隨著運(yùn)行時(shí)間的增加逐漸趨于平穩(wěn)，由于輪軌接觸狀態(tài)從靜態(tài)過(guò)渡到瞬態(tài)時(shí)，車(chē)輪荷載破壞了靜態(tài)隱式計(jì)算所獲得的對(duì)稱(chēng)位移場(chǎng)，并于初始位置(x=0)引入一個(gè)與速度相關(guān)的初始激擾，賦予的初始速度越高，激發(fā)的初始動(dòng)態(tài)效應(yīng)及激擾強(qiáng)度越劇烈，因此需要一定長(zhǎng)度的鋼軌作為動(dòng)力松弛距離以保證車(chē)輪能穩(wěn)定運(yùn)行。

結(jié)合國(guó)內(nèi)外基于圖像處理和機(jī)器視覺(jué)技術(shù)進(jìn)行分選現(xiàn)狀可知，當(dāng)前國(guó)內(nèi)外對(duì)顆粒狀農(nóng)產(chǎn)品的分選研究已經(jīng)發(fā)展較為成熟，并很多應(yīng)用于實(shí)際生產(chǎn)中，且可以達(dá)到很高的分選精度和檢測(cè)速率，但在圖像處理領(lǐng)域還在圖像分割、特征提取和圖像識(shí)別方面存在著困難，在硬件上要實(shí)現(xiàn)實(shí)時(shí)地進(jìn)行圖像分割也是一個(gè)技術(shù)難點(diǎn)，提取何種特征最適合，采用什么樣分類(lèi)器，要配置什么樣的處理器等等，仍需要不斷進(jìn)行改進(jìn)技術(shù)，進(jìn)一步完善。

圖5 心/翼軌縱向輪軌力時(shí)程曲線

當(dāng)車(chē)輪行進(jìn)至輪載過(guò)渡段時(shí)，輪軌接觸點(diǎn)于輪載轉(zhuǎn)移后發(fā)生突變，荷載從翼軌逐漸向心軌過(guò)渡，翼軌所承受的輪軌力呈線性下降，同時(shí)心軌承受的輪軌力明顯提升，且作用于心軌上的輪軌力于輪載過(guò)渡時(shí)達(dá)到峰值。當(dāng)車(chē)輪運(yùn)行至輪載過(guò)渡段后，在輪軌沖擊及心軌幾何廓形變化的影響下，輪軌力將呈現(xiàn)一定幅度的波動(dòng)，且波動(dòng)大小與速度呈正相關(guān)，隨后其波動(dòng)幅度在剛度-阻尼彈簧的作用下呈減小趨勢(shì)，最終仍于靜輪載(122.5 kN)左右浮動(dòng)。車(chē)輪順向過(guò)岔時(shí)輪軌力變化規(guī)律與逆向過(guò)岔存在些許差異，當(dāng)輪軌接觸點(diǎn)位于心軌上時(shí)，由于心軌截面幾何廓形演變速率較快，導(dǎo)致輪軌力初期波動(dòng)幅度相對(duì)逆向過(guò)岔時(shí)更為劇烈。車(chē)輛順向過(guò)岔時(shí)翼軌承受的輪軌沖擊力更為劇烈，作用于翼軌上的輪軌力于車(chē)輪行進(jìn)至輪載過(guò)渡段后達(dá)到峰值，且輪軌力振蕩幅度隨著車(chē)輪在翼軌上繼續(xù)向前滾動(dòng)而逐漸減小。

由于道岔多鋪設(shè)于車(chē)站附近，加之車(chē)輪過(guò)岔速度低于區(qū)間運(yùn)行速度，因此車(chē)輪以牽引/制動(dòng)行車(chē)方式下過(guò)岔的速度是可變的，圖5為車(chē)輪縱向力在牽引/制動(dòng)行車(chē)方式下的時(shí)程規(guī)律曲線。從圖5可見(jiàn)，轍叉輪載過(guò)渡段縱向輪軌力衰減速度大于豎向輪軌力衰減速度，并于輪載過(guò)渡的極短時(shí)間內(nèi)降低至0。另外，輪載過(guò)渡段內(nèi)結(jié)構(gòu)不平順能加劇縱向力作用，且縱向力增幅分別為72%和113.3%，因此轍叉區(qū)結(jié)構(gòu)不平順?biāo)ぐl(fā)的縱向輪軌力增幅遠(yuǎn)大于豎向輪軌力，軌面切向力將逼近庫(kù)倫摩擦力閾值，引起輪軌間黏著系數(shù)下降[19]，這些必然會(huì)影響車(chē)輪荷載對(duì)轍叉的動(dòng)力破壞作用，加劇轍叉鋼軌軌面磨耗以及滾動(dòng)接觸疲勞等傷損行為的發(fā)展速率。

車(chē)輪在轍叉鋼軌軌面向前滾動(dòng)過(guò)程中，為進(jìn)一步探明輪軌力的變化規(guī)律及輪載過(guò)渡段內(nèi)輪軌接觸狀態(tài)的變化規(guī)律，提取心軌頂寬分別為10、20、30、50 mm下的輪軌接觸狀態(tài)(圖6,輪軌初始位置x=0)。

從圖6可知，當(dāng)輪軌接觸點(diǎn)位于轍叉咽喉至心軌開(kāi)始承載斷面位置前的區(qū)域時(shí)，輪軌接觸點(diǎn)隨著軌距不斷加寬向車(chē)輪外側(cè)移動(dòng)，導(dǎo)致輪軌力出現(xiàn)小幅波動(dòng)；當(dāng)車(chē)輪滾動(dòng)至輪載過(guò)渡段時(shí)，轍叉心軌開(kāi)始承受車(chē)輪動(dòng)載，輪軌接觸點(diǎn)隨心軌頂面的加寬和抬高而繼續(xù)外移，翼軌所承受的輪載逐漸轉(zhuǎn)移至心軌上，且翼軌處輪軌間接觸角明顯增大。當(dāng)車(chē)輪前行至心軌完全承載斷面位置時(shí)，車(chē)輪荷載完全轉(zhuǎn)移至心軌上并由心軌獨(dú)立承受，心軌處輪軌間接觸角逐漸降低，輪載發(fā)生轉(zhuǎn)移后，輪軌接觸點(diǎn)從靠近軌距線附近隨心軌頂寬加大而繼續(xù)外移，心軌處輪軌間接觸角繼續(xù)降低，并誘發(fā)輪軌力出現(xiàn)小幅波動(dòng)。

2.2 接觸受力分析

轍叉心軌磨耗、軌面裂紋及叉心壓塌等傷損病害是降低道岔服役壽命的關(guān)鍵因素之一，轍叉區(qū)輪載過(guò)渡處有害空間及結(jié)構(gòu)不平順問(wèn)題將激起劇烈輪軌沖擊力，導(dǎo)致車(chē)輪通過(guò)時(shí)會(huì)產(chǎn)生劇烈的振動(dòng)，這是轍叉磨耗、輪軌滾動(dòng)接觸傷損發(fā)展速率大幅提升的主要因素[7]，以車(chē)輛(100 km/h)逆向通過(guò)轍叉為例，圖7為輪載過(guò)渡段內(nèi)轍叉心/翼軌軌頂及截面處Mises應(yīng)力、yz剪切應(yīng)力分布。

圖6 車(chē)輛過(guò)岔時(shí)典型輪軌接觸狀態(tài)

從計(jì)算結(jié)果可知，距軌頂約8 mm以下單元的Mises應(yīng)力接近于屈服強(qiáng)度，可見(jiàn)轍叉心軌軌頂至軌頂下8 mm處為薄弱區(qū)。結(jié)合表1數(shù)據(jù)可知，當(dāng)輪軌接觸點(diǎn)位于咽喉區(qū)至心軌開(kāi)始承載斷面之間時(shí)，接觸應(yīng)力為955 MPa且由翼軌完全承擔(dān)，當(dāng)輪軌接觸點(diǎn)位于輪載過(guò)渡區(qū)時(shí)，翼軌及心軌同時(shí)承受車(chē)輪荷載作用，翼軌所承受的應(yīng)力逐漸減小且接觸斑面積逐步縮小至0，而心軌軌頂處應(yīng)力明顯提升，由于心軌處輪軌接觸半徑較小，因此接觸斑呈狹長(zhǎng)狀，輪載過(guò)渡區(qū)內(nèi)Mises應(yīng)力及yz剪切應(yīng)力最值明顯提升，分別為1 540、451.29 MPa。車(chē)輛過(guò)岔的完整過(guò)程中，心軌軌面接觸斑面積逐漸增大并趨于穩(wěn)定，且輪載過(guò)渡段內(nèi)心軌軌面Mises應(yīng)力呈先增大后減小最后趨于穩(wěn)定的變化趨勢(shì)，心軌處Mises應(yīng)力最大可達(dá)1 553 MPa，遠(yuǎn)高于材料屈服強(qiáng)度，長(zhǎng)期服役條件下的轍叉在車(chē)輪荷載反復(fù)作用下出現(xiàn)塑性變形累積，最終導(dǎo)致鋼軌壓潰傷損，加之鋼軌磨耗發(fā)展速率與輪軌接觸應(yīng)力呈正相關(guān)[20]，因此心軌在劇烈的應(yīng)力場(chǎng)作用下易出現(xiàn)磨耗、壓潰等傷損病害。

圖7 輪載過(guò)渡區(qū)Mises應(yīng)力及剪切應(yīng)力分布

表1 輪載過(guò)渡區(qū)接觸解

img id="e2f1485306ac0ce912a2cae4168b332f" class="picture_table" src="images/0ad4173eb41b3da212fef3f5b5890c7c.jpg" width="768" height="202" title="width=768,height=202,dpi=110" />

距咽喉區(qū)位置/m組件接觸斑長(zhǎng)度/mm接觸斑寬度/mm接觸斑面積/mm2Mises應(yīng)力/MPayz剪切應(yīng)力/MPa最大豎向輪軌力/kN0.800心軌000000翼軌11.44.2153.2955.21317.04112.40.811心軌6.83.268.3494.1983.1715.4翼軌10.63.8128.3868.74235.28108.70.822心軌14.84.2195.91105.41391.1495.2翼軌9.23.5101.1512.51172.7869.50.833心軌13.44.8202.01540.59451.29159.7翼軌7.83.278.4449.63124.6242.50.844心軌13.05.4220.51461.45315.24134.6翼軌000000

3 接觸疲勞傷損分析

輪軌接觸表面相互作用時(shí)的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)可能為彈性、彈性安定、塑性安定及棘輪效應(yīng)等4種，接觸載荷、材料硬化特性、接觸狀態(tài)的改變及殘余應(yīng)力是影響上述特性的關(guān)鍵原因[21]。在車(chē)輪荷載的反復(fù)作用下，材料內(nèi)殘余應(yīng)力不斷增加，進(jìn)而促使其力學(xué)性能明顯提升。如圖8所示，彈性表示當(dāng)車(chē)輪荷載位于彈性極限內(nèi)時(shí)，結(jié)構(gòu)間變形為完全彈性；彈性安定為當(dāng)輪軌相互作用下的應(yīng)力場(chǎng)提升并超過(guò)彈性極限時(shí)，初期材料表面產(chǎn)生塑性變形，但由于后期局部殘余應(yīng)力及塑性硬化的綜合影響使得后續(xù)結(jié)構(gòu)變形形式完全變?yōu)閺椥宰冃?，即為彈性安定；?dāng)荷載進(jìn)一步增強(qiáng)時(shí)，會(huì)出現(xiàn)塑性安定及棘輪效應(yīng)兩種情況；塑性安定表示應(yīng)力場(chǎng)低于材料安定極限時(shí)，塑性變形不會(huì)隨循環(huán)次數(shù)的增加而增大，循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線維持穩(wěn)定閉合狀態(tài)，因此無(wú)塑性變形的累積，即為塑性安定；棘輪效應(yīng)表示荷載超過(guò)安定極限后，循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈無(wú)法閉合狀態(tài)，每次循環(huán)荷載下的塑性變形會(huì)累積，即為棘輪材料特性。棘輪效應(yīng)及塑性安定是最易引起接觸區(qū)域傷損的主要因素。

圖8 循環(huán)荷載作用下輪軌接觸區(qū)材料特性

為評(píng)價(jià)輪軌應(yīng)力場(chǎng)作用下轍叉區(qū)滾動(dòng)接觸疲勞性質(zhì)，結(jié)合安定圖(圖9)中的輪軌接觸應(yīng)力及牽引系數(shù)來(lái)綜合評(píng)論轍叉區(qū)輪軌滾動(dòng)接觸疲勞，無(wú)量綱化的接觸應(yīng)力V為

式中：P0為最大接觸應(yīng)力，N/m2；K為純剪切屈服強(qiáng)度，N/m2。接觸班疲勞指數(shù)FIsurf為

式中：μ為牽引系數(shù)；FN為接觸法向力，N；a、b為接觸斑長(zhǎng)、短半軸長(zhǎng)度，m。WP為輪軌接觸工作點(diǎn)，可根據(jù)牽引系數(shù)及無(wú)量綱化的接觸應(yīng)力來(lái)確定，根據(jù)安定理論，當(dāng)輪軌接觸工作點(diǎn)位于棘輪效應(yīng)區(qū)域時(shí)(即FIsurf>0)，輪軌接觸表面易萌生疲勞接觸裂紋。

圖9 安定圖

以運(yùn)營(yíng)速度為100 km/h的車(chē)輛過(guò)岔為例，并基于轍叉區(qū)的三維瞬態(tài)滾動(dòng)接觸有限元模型，獲取牽引/制動(dòng)行車(chē)方式下車(chē)輪和鋼軌的瞬時(shí)接觸行為，車(chē)輪及轍叉區(qū)鋼軌硬度取為320 HB，4個(gè)典型斷面下輪軌應(yīng)力、應(yīng)變狀態(tài)在安定圖上的分布如圖10所示，圖中①、②、③、④分別對(duì)應(yīng)圖6中的(a)、(b)、(c)、(d)斷面。

圖10 不同斷面下轍叉鋼軌安定性分析

考慮到心軌容易產(chǎn)生滾動(dòng)疲勞裂紋、磨耗及累計(jì)變形等傷損病害，以車(chē)輛逆向過(guò)岔為例，分別計(jì)算圖6中對(duì)應(yīng)位置的疲勞指數(shù)。當(dāng)心軌承受車(chē)輪荷載作用時(shí)，由于變截面心軌處輪軌接觸半徑較小，導(dǎo)致轍叉心軌承受的接觸應(yīng)力及剪切力較大，加之心軌薄弱斷面處受到輪軌沖擊，所激發(fā)的輪軌高應(yīng)力場(chǎng)將引起心軌軌面發(fā)生棘輪效應(yīng)，造成軌面剪切破壞，最終引起心軌裂紋萌生，而翼軌所對(duì)應(yīng)的位置為彈性安定區(qū)，處于相對(duì)安全區(qū)域，因此固定轍叉心軌為相對(duì)薄弱部件。車(chē)輛順向過(guò)岔時(shí)，從上述分析可知，最大輪軌沖擊力作用于翼軌上，心軌上承受的荷載作用于靜輪載左右浮動(dòng)，由于翼軌處接觸半徑較大，因此車(chē)輛順向過(guò)岔時(shí)的最大無(wú)量綱接觸應(yīng)力反而略小于逆向過(guò)岔工況，逆向過(guò)岔比順向過(guò)岔對(duì)轍叉的服役性能演化影響更為劇烈。

疲勞指數(shù)為工作點(diǎn)距棘輪效應(yīng)曲線之間的水平距離，可通過(guò)描述工作點(diǎn)與理論效應(yīng)曲線之間的距離來(lái)表征輪軌接觸疲勞發(fā)生的難易程度，從圖11可知，心軌斷面頂寬為20～30 mm處疲勞指數(shù)大于0，峰值分別可達(dá)0.2和0.233，為易累積殘余應(yīng)變而產(chǎn)生棘輪效應(yīng)的區(qū)域，隨著車(chē)輪荷載的反復(fù)作用，鋼軌表面材料塑性變形累積至超過(guò)材料韌性后，易導(dǎo)致裂紋萌生。心軌斷面10、50 mm頂寬處疲勞指數(shù)小于0，因此輪載過(guò)渡段內(nèi)心軌出現(xiàn)接觸疲勞現(xiàn)象的概率最大，固定轍叉心軌20～30 mm斷面處為相對(duì)薄弱位置。

4 結(jié)論

通過(guò)建立固定轍叉的三維瞬態(tài)滾動(dòng)有限元模型，模擬車(chē)輪通過(guò)時(shí)的輪軌接觸作用，可以得到以下結(jié)論：

(1) 車(chē)輛過(guò)岔時(shí)的輪軌相互作用隨著速度的提升而明顯增加，以車(chē)輛運(yùn)營(yíng)速度100 km/h為例，車(chē)輛逆向過(guò)岔時(shí)沖擊心/翼軌所激發(fā)的最大輪軌力為靜輪載的1.74倍，順向過(guò)岔時(shí)翼軌承受的沖擊作用比逆向過(guò)岔心軌承受的輪軌力更為劇烈。逆向過(guò)岔時(shí)心軌于輪載過(guò)渡段內(nèi)出現(xiàn)最大荷載作用，而順向過(guò)岔時(shí)翼軌于輪載過(guò)渡段后承受最大荷載作用。

(2) 車(chē)輪以牽引/制動(dòng)行車(chē)方式通過(guò)道岔時(shí)，輪軌縱向力衰減速度快于豎向力衰減速度，且于輪載過(guò)渡段內(nèi)的較短時(shí)間內(nèi)降低至0，但輪載過(guò)渡結(jié)構(gòu)不平順激發(fā)的縱向力增幅大于豎向輪軌力，縱向力逼近庫(kù)倫摩擦力閾值，進(jìn)而導(dǎo)致輪軌間黏著系數(shù)降低，必然會(huì)影響列車(chē)過(guò)岔的安全性和平穩(wěn)性。

圖11 接觸斑疲勞指數(shù)三維圖

(3) 車(chē)輛逆向過(guò)岔時(shí)，在輪載過(guò)渡段范圍內(nèi)，變截面心軌所承受的Mises應(yīng)力呈先增加后減小趨勢(shì)，心軌軌面處接觸應(yīng)力先增大后減小最后趨于穩(wěn)定。距心軌軌頂約8 mm以?xún)?nèi)的區(qū)域存在較強(qiáng)的應(yīng)力場(chǎng)作用，此區(qū)域?yàn)榱鸭y、磨耗等傷損劣化萌生的高危區(qū)域，這與固定轍叉現(xiàn)場(chǎng)傷損的發(fā)生情況一致。

(4) 根據(jù)輪軌接觸表面在相互作用時(shí)的應(yīng)力/應(yīng)變狀態(tài)可知，車(chē)輛逆向過(guò)岔時(shí)，翼軌承受車(chē)輪荷載作用下的工作點(diǎn)位于彈性安定區(qū)域，為相對(duì)安全區(qū)域，且接觸斑疲勞指數(shù)小于0；心軌承受車(chē)輪荷載作用下的工作點(diǎn)處于棘輪效應(yīng)區(qū)域，接觸斑疲勞指數(shù)大于0，為易引起接觸疲勞的區(qū)域，因此固定轍叉心軌20～30 mm斷面處為相對(duì)薄弱位置。而車(chē)輛順向過(guò)岔時(shí)的無(wú)量綱接觸應(yīng)力小于逆向過(guò)岔工況，逆向過(guò)岔比順向過(guò)岔對(duì)轍叉的服役性能演化影響更為劇烈。

本文研究工作發(fā)展了三維輪軌瞬態(tài)滾動(dòng)接觸有限元模型，數(shù)值再現(xiàn)了重載線路車(chē)輪與轍叉間復(fù)雜的瞬態(tài)滾動(dòng)接觸行為，能夠?yàn)樘矫鞴潭ㄞH叉輪載過(guò)渡區(qū)間內(nèi)輪軌接觸行為及傷損特性分析提供基礎(chǔ)，后續(xù)將開(kāi)展固定轍叉的現(xiàn)場(chǎng)跟蹤測(cè)試，利用力錘實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證所建模型的精確性，為固定轍叉養(yǎng)護(hù)維修及結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供理論支撐。