高速道岔曲尖軌疲勞裂紋成因分析

周 宇，張聰聰，王樹國(guó)，王 璞

（1.同濟(jì)大學(xué)道路與交通工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海201804；2.同濟(jì)大學(xué)上海市軌道交通結(jié)構(gòu)耐久與系統(tǒng)安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海201804；3.上海市隧道工程軌道交通設(shè)計(jì)研究院，上海200235；4.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司鐵道建筑研究所，北京100081）

鋼軌表面滾動(dòng)接觸疲勞裂紋是在一定的輪軌幾何關(guān)系下，受到輪軌接觸反復(fù)作用，使得金屬材料超過了其安定極限而發(fā)生塑性變形，最終導(dǎo)致低周疲勞或棘輪疲勞［1］。道岔尖軌由于承擔(dān)輪載的過渡和轉(zhuǎn)向，軌頭為變截面設(shè)計(jì)，并與基本軌呈現(xiàn)一定的組合形式，使得輪軌關(guān)系更為復(fù)雜［2］。目前，我國(guó)高速鐵路道岔的鋼軌接觸疲勞傷損主要表現(xiàn)為直尖軌非工作邊亞表層處縱向水平裂紋，心軌、曲尖軌和上股曲導(dǎo)軌表面疲勞裂紋和剝離掉塊等［3］。其中，直尖軌非工作邊縱向水平裂紋與非工作邊未倒棱、直尖軌降低值不足、工作邊過度打磨等因素有關(guān)［4-5］，并受到列車通過速度、軸重、輪軌幾何關(guān)系和摩擦系數(shù)的影響［6］；心軌疲勞除了輪軌接觸外，還受到車輛過岔時(shí)的沖擊荷載影響［7-9］，均已有較好的研究和解釋。而對(duì)于曲尖軌表面出現(xiàn)的連續(xù)疲勞裂紋［3］，現(xiàn)有文獻(xiàn)多從尖軌處的應(yīng)力水平或輪軌力大小來(lái)判斷裂紋是否形成［10］，尚缺少對(duì)此疲勞裂紋成因、最不利發(fā)生位置和轉(zhuǎn)向架不同車輪對(duì)裂紋形成的貢獻(xiàn)程度等研究。

因此，本文基于我國(guó)高速鐵路典型道岔結(jié)構(gòu)，根據(jù)實(shí)測(cè)車輪和鋼軌廓形，建立車輛-道岔動(dòng)力學(xué)模型，分析列車逆向-側(cè)向過岔時(shí)輪載轉(zhuǎn)移特征和曲尖軌接觸應(yīng)力分布情況，結(jié)合疲勞指數(shù)模型和現(xiàn)場(chǎng)曲尖軌裂紋分布情況，研究曲尖軌裂紋形成原因，從而為我國(guó)高速道岔曲尖軌疲勞裂紋壽命預(yù)測(cè)，合理制定養(yǎng)護(hù)維修計(jì)劃提供依據(jù)。

1 實(shí)測(cè)尖軌廓形分析

根據(jù)高速鐵路道岔設(shè)計(jì)圖紙控制斷面［11］，采用鋼軌廓形儀分別對(duì)我國(guó)某高速鐵路兩組客專線60軌18號(hào)道岔曲尖軌尖端、頂寬3mm、5mm、20mm、35mm、50mm和72mm斷面位置的曲尖軌-基本軌組合廓形進(jìn)行了測(cè)量。兩組道岔分別為逆向-側(cè)向進(jìn)岔和順向-側(cè)向出岔，列車側(cè)向過岔最高速度80km·h-1，根據(jù)綜合檢測(cè)車測(cè)力輪對(duì)實(shí)測(cè)速度68～73km·h-1，測(cè)試時(shí)距離上道時(shí)間約3個(gè)月，每天通過列車5～7對(duì)，通過總重有限，可認(rèn)為道岔鋼軌未發(fā)生明顯磨損。此外，考慮到該道岔為新使用狀態(tài)，尖軌支承和無(wú)砟道岔狀態(tài)良好，這里主要考慮尖軌、基本軌廓形間的靜態(tài)關(guān)系。

通過對(duì)比設(shè)計(jì)圖紙曲尖軌-基本軌的標(biāo)準(zhǔn)廓形和同一位置的實(shí)測(cè)廓形，發(fā)現(xiàn)在道岔設(shè)計(jì)輪載轉(zhuǎn)移區(qū)段，曲尖軌實(shí)測(cè)廓形存在降低值不足的情況，如圖1所示：尖軌頂寬20mm、35mm和50mm斷面處，曲尖軌實(shí)測(cè)廓形分別較設(shè)計(jì)廓形高約2mm、1mm和0.3mm，即實(shí)測(cè)尖軌降低值比設(shè)計(jì)降低值小。

圖1 尖軌--基本軌實(shí)測(cè)廓形與設(shè)計(jì)廓形對(duì)比Fig.1 Comparison between the designed and the measured profiles of the switch rail

根據(jù)文獻(xiàn)［12］規(guī)定，尖軌與基本軌頂面高度偏差不大于1mm。尖軌降低值超限會(huì)影響車輛通過道岔時(shí)的動(dòng)力特性、輪載轉(zhuǎn)移和輪軌接觸情況［13］。圖2為尖軌頂寬35mm斷面處、輪對(duì)橫移量在-10～10mm范圍內(nèi)時(shí)輪軌接觸點(diǎn)分布情況以及現(xiàn)場(chǎng)曲尖軌光帶情況。從圖2a、圖2b可以看出，該斷面處車輪與設(shè)計(jì)的基本軌和尖軌均存在接觸，且與基本軌接觸較多；而實(shí)測(cè)尖軌廓形由于降低值較小、尖軌實(shí)測(cè)廓形較設(shè)計(jì)廓形略高，因此，輪軌接觸點(diǎn)主要在尖軌上。圖2c所示現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)到的曲尖軌光帶情況，也可見尖軌光帶較寬，已經(jīng)覆蓋到尖軌軌距角處，說(shuō)明車輪側(cè)向通過時(shí)的接觸點(diǎn)集中于尖軌，且分布較分散。

圖2 實(shí)測(cè)廓形與設(shè)計(jì)廓形輪軌接觸對(duì)比Fig.2 Comparison of wheel-rail contact with designed and measured profiles of the switch rail

2 輪載轉(zhuǎn)移分析

2.1 車輛-道岔動(dòng)力學(xué)建模

以高鐵CRH3型車、LMB標(biāo)準(zhǔn)車輪踏面、時(shí)速350km客運(yùn)專線60軌18號(hào)單開道岔［11］為例，采用多體動(dòng)力學(xué)軟件SIMPACK建立車輛-道岔動(dòng)力學(xué)模型。車輛軸重為14t，車輪名義滾動(dòng)圓半徑為460mm，軌距為1 435mm；轉(zhuǎn)轍區(qū)道岔尖軌-基本軌變截面廓形由本文第1節(jié)所述各控制斷面的設(shè)計(jì)廓形和實(shí)測(cè)廓形分別按道岔進(jìn)岔縱向位置插值生成，其中實(shí)測(cè)廓形組合如圖3所示；車輛逆向-側(cè)向進(jìn)岔，速度為80km·h-1，輪軌摩擦系數(shù)為0.3。

圖3 基本軌-尖軌廓形建模Fig.3 Modeling of the stock and switch rails

當(dāng)?shù)啦礓撥壊捎迷O(shè)計(jì)廓形，計(jì)算車輛逆向-側(cè)向過岔時(shí)基本軌-曲尖軌上的輪軌垂向力沿曲尖軌尖端縱向距離增加時(shí)的變化趨勢(shì)，如圖4所示，其中1節(jié)車輛從運(yùn)行方向開始、作用在曲尖軌的4個(gè)車輪分別為1位、2位、3位和4位輪對(duì)的外輪，與文獻(xiàn)［14］車輪過岔的輪軌垂向力以及動(dòng)態(tài)檢測(cè)車在某線路通過同型號(hào)道岔群時(shí)的測(cè)力輪對(duì)垂向力（圖4b）幅值和趨勢(shì)基本一致，表明所建立模型準(zhǔn)確。

由圖4可知，車輛進(jìn)入道岔后，車輪垂向力明顯增大。轉(zhuǎn)向架前輪，即1位和3位輪對(duì)外輪，和轉(zhuǎn)向架后輪，即2位和4位輪對(duì)外輪，車輪垂向力變化趨勢(shì)分別近似。因此，以下輪載轉(zhuǎn)移和接觸應(yīng)力分析以1位輪對(duì)外輪和2位輪對(duì)外輪為例。

2.2 輪載轉(zhuǎn)移

根據(jù)車輛-道岔仿真模型，計(jì)算車輛逆向-側(cè)向過岔時(shí)，車輪分別沿設(shè)計(jì)廓形和實(shí)測(cè)廓形的曲尖軌-基本軌縱向方向移動(dòng)所引起的輪軌垂向力和橫向力，其中1位輪對(duì)外輪和2位輪對(duì)外輪分別在設(shè)計(jì)廓形和實(shí)測(cè)廓形的基本軌-曲尖軌運(yùn)行時(shí)的輪軌力變化如圖5和圖6所示，圖5和圖6中同時(shí)標(biāo)出了尖軌頂寬的變化趨勢(shì)。其中，橫向力方向以指向?qū)€外側(cè)為負(fù)，指向?qū)€內(nèi)側(cè)為正。

圖4 曲尖軌側(cè)車輪垂向力Fig.4 Vertical wheel force on curved switch rail

圖5 輪軌垂向力Fig.5 Vertical wheel--rail force

圖6 輪軌橫向力Fig.6 Lateral wheel--rail force

由圖5a和圖6a可以看出，列車過岔時(shí)輪軌垂向力和橫向力均有所增加。對(duì)于鋼軌設(shè)計(jì)廓形，1位輪對(duì)外輪在尖軌頂寬約15～35mm區(qū)域完成輪載轉(zhuǎn)移，這時(shí)輪軌垂向力和橫向力均出現(xiàn)最大值，分別約為87.8kN和-47.7kN（橫向力向曲尖軌外側(cè)）；對(duì)于鋼軌實(shí)測(cè)廓形，1位輪對(duì)外輪在尖軌頂寬約15～20mm區(qū)域即完成輪載轉(zhuǎn)移，這時(shí)輪軌垂向力和橫向力同樣均出現(xiàn)最大值，分別約為82.3kN和-30.1kN，輪載轉(zhuǎn)移距離較設(shè)計(jì)廓形變短。

由圖5b、6b可知，對(duì)于道岔鋼軌設(shè)計(jì)廓形，2位輪對(duì)外輪在尖軌頂寬38mm斷面完成輪載轉(zhuǎn)移，且輪載轉(zhuǎn)移在短距離內(nèi)完成，這時(shí)輪軌垂向力和橫向力分別約為72.7kN和5.5kN（方向指向曲尖軌內(nèi)側(cè)）；對(duì)于道岔鋼軌實(shí)測(cè)廓形，2位輪對(duì)外輪在尖軌頂寬約25mm處即完成輪載轉(zhuǎn)移，輪載轉(zhuǎn)移起點(diǎn)前移，這時(shí)輪軌垂向力和橫向力分別約為66.1kN和5.3kN。

同理，采用實(shí)測(cè)已經(jīng)發(fā)生一定磨耗情況的車輪廓形與實(shí)測(cè)基本軌-尖軌廓形，計(jì)算得到的相同工況的輪軌力如圖7所示。從圖7可見，1位輪對(duì)和2位輪對(duì)外輪的輪載轉(zhuǎn)移范圍分別提前到尖軌頂寬15～18mm和尖軌頂寬20mm處，輪載轉(zhuǎn)移范圍進(jìn)一步提前和變短。

圖7 實(shí)測(cè)磨耗LMB車輪與實(shí)測(cè)鋼軌廓形下的輪軌垂向力Fig.7 Vertical wheel-rail force between the measured LMBwheel and rail profiles

由此可見，對(duì)于車輪和道岔鋼軌分別為設(shè)計(jì)廓形和實(shí)測(cè)廓形情況下，尖軌各頂寬范圍內(nèi)基本軌-曲尖軌上的輪軌接觸點(diǎn)位置如圖8所示。其中，實(shí)線箭頭和虛線箭頭分別為1、2位輪對(duì)外輪的接觸點(diǎn)位置。

圖8 輪軌接觸位置Fig.8 Wheel-rail contact position

綜合上述分析來(lái)看，曲尖軌在頂寬15～38mm會(huì)分別承擔(dān)1、2位輪對(duì)外輪的輪載轉(zhuǎn)移，在實(shí)測(cè)廓形下這個(gè)范圍會(huì)進(jìn)一步縮小到15～25mm，也即曲尖軌在頂寬25～38mm后就已經(jīng)獨(dú)立承擔(dān)輪載。而實(shí)測(cè)廓形曲尖軌在20～50mm區(qū)域存在降低值不足的問題，使得輪載轉(zhuǎn)移距離變短、輪載轉(zhuǎn)移起點(diǎn)前移。

3 曲尖軌輪軌接觸應(yīng)力

鋼軌疲勞傷損的發(fā)生與輪軌滾動(dòng)接觸狀態(tài)密切相關(guān)，采用Kalker三維非Hertz滾動(dòng)接觸理論［15］來(lái)分析曲尖軌輪軌接觸應(yīng)力。該理論將輪軌之間的接觸用彈性力學(xué)的最小余能原理來(lái)描述，即在接觸面上的接觸力最終分布結(jié)果應(yīng)使總余能最小，如式（1）所示。

式中：Ac為計(jì)算區(qū)域：h為法向間隙；μz、μτ分別為法向、切向位移；pz、pτ分別為法向、切向接觸應(yīng)力；ωτ剛性滑移量。

計(jì)算道岔鋼軌設(shè)計(jì)廓形和實(shí)測(cè)廓形兩種情況下輪軌接觸法向應(yīng)力時(shí)，車輪和鋼軌剪切模量取82GPa，泊松比取0.28，輪軌間摩擦系數(shù)與動(dòng)力學(xué)模型保持一致取0.30，其余計(jì)算參數(shù)，如車輪滾動(dòng)速度、橫移量、側(cè)滾角和搖頭角等均提取自上述車輛-道岔動(dòng)力學(xué)模型計(jì)算結(jié)果。

3.1 道岔鋼軌采用設(shè)計(jì)廓形

車輪和道岔鋼軌均采用設(shè)計(jì)廓形時(shí)，在尖軌頂寬5mm、20mm、35mm和50mm斷面分別得到的輪軌接觸斑位置和法向應(yīng)力結(jié)果如圖9和圖10所示。

圖9 設(shè)計(jì)廓形與1位輪對(duì)外輪接觸的最大法向應(yīng)力Fig.9 The maximum normal pressure of front wheel on the designed profiles

圖10 設(shè)計(jì)廓形與2位輪對(duì)外輪接觸的最大法向應(yīng)力Fig.10 The maximum normal pressure of rear wheel on the designed profiles

由圖9可知，對(duì)于逆向側(cè)向過岔，1位輪外輪作用在設(shè)計(jì)廓形的基本軌-尖軌上時(shí)，尖軌頂寬5mm斷面處輪載未開始轉(zhuǎn)移，接觸斑位于基本軌上，接觸斑內(nèi)法向應(yīng)力最大值為1476MPa；尖軌頂寬20mm斷面處輪載發(fā)生轉(zhuǎn)移，此處基本軌上接觸斑法向應(yīng)力最大值為1 098MPa，而尖軌上接觸斑形狀為狹長(zhǎng)型，法向應(yīng)力最大值達(dá)到3350MPa；尖軌在頂寬分別為35和50mm斷面處時(shí)完全承擔(dān)輪載，接觸斑形狀為狹長(zhǎng)型，法向應(yīng)力最大值分別為3140和3309MPa。即在車輪逆向-側(cè)向過岔時(shí)，1位輪外輪在基本軌上接觸斑法向應(yīng)力最大值在1098～1476MPa范圍內(nèi)，而該輪在尖軌上接觸斑法向應(yīng)力最大值約為3140～3350MPa，約為基本軌上接觸斑法向應(yīng)力的2.1～3.0倍。

由圖10可知，對(duì)于逆向-側(cè)向過岔，2位輪對(duì)外輪作用在設(shè)計(jì)廓形的尖軌-基本軌上時(shí)，不論是輪載未轉(zhuǎn)移作用在基本軌上（尖軌頂寬5mm、20mm、35mm斷面處），還是輪載完全由尖軌承擔(dān)后（尖軌頂寬50mm斷面處），接觸斑法向應(yīng)力最大值均在1 362～1 588MPa范圍內(nèi)，這是由于后輪車輪踏面與基本軌或尖軌軌頂大半徑圓弧區(qū)接觸，法向接觸應(yīng)力較小。

3.2 道岔鋼軌采用實(shí)測(cè)廓形

車輪采用設(shè)計(jì)廓形、道岔鋼軌采用實(shí)測(cè)廓形時(shí)，在尖軌頂寬5mm、20mm、35mm和50mm斷面處分別得到的輪軌接觸斑位置和法向應(yīng)力結(jié)果如圖11 和圖12所示。

圖11 實(shí)測(cè)廓形與1位輪對(duì)外輪接觸的最大法向應(yīng)力Fig.11 The maximum normal pressure of front wheel on the measured profiles

由圖11可知，對(duì)于逆向-側(cè)向過岔，1位輪對(duì)外輪作用在實(shí)測(cè)廓形的尖軌-基本軌上時(shí)，尖軌頂寬5mm處輪載未開始轉(zhuǎn)移，此處基本軌上接觸斑法向應(yīng)力最大值為2 497MPa；由于輪軌接觸點(diǎn)前移，尖軌在頂寬20mm斷面處及以后便獨(dú)立承擔(dān)輪載，此處法向應(yīng)力最大值為3281MPa，與設(shè)計(jì)廓形的接觸法向應(yīng)力接近。

由圖12可知，實(shí)測(cè)廓形下，2位輪對(duì)作用下的輪軌法向接觸應(yīng)力最大值基本與1位輪外輪的一致。在尖軌頂寬20mm斷面后便完全作用于尖軌上，尖軌頂寬20mm、35mm和50mm的接觸斑法向應(yīng)力最大值在2 007～3206MPa，較設(shè)計(jì)廓形下2位輪對(duì)外輪作用在尖軌上的接觸斑法向應(yīng)力最大值增大了1.5～2.3倍。

綜上所述，對(duì)于設(shè)計(jì)廓形，尖軌在頂寬15～35mm區(qū)域只承擔(dān)1位輪對(duì)外輪荷載，法向應(yīng)力最大值約3 140～3350MPa；尖軌頂寬38mm斷面后，1位輪對(duì)外輪和2位輪對(duì)外輪基本完成輪載轉(zhuǎn)移，曲尖軌上接觸斑法向應(yīng)力最大值來(lái)自1位輪對(duì)外輪，約為3309MPa，2位輪對(duì)外輪作用在尖軌上接觸斑法向應(yīng)力最大值約為1 588MPa。對(duì)于實(shí)測(cè)廓形，由于降低值不足，曲尖軌在頂寬20mm斷面之后便獨(dú)立承擔(dān)轉(zhuǎn)向架前后輪荷載，1位和2位輪對(duì)外輪在尖軌頂寬20mm斷面后的接觸斑法向應(yīng)力最大值分別為3 281MPa和3 206MPa。

圖12 實(shí)測(cè)廓形與2位輪對(duì)外輪接觸的最大法向應(yīng)力Fig.12 The maximum normal pressure of rear wheel on the measured profiles

4 輪軌滾動(dòng)接觸疲勞指數(shù)

安定極限理論［16］認(rèn)為輪軌滾動(dòng)接觸疲勞的產(chǎn)生和發(fā)展取決于接觸斑上法向力和切向（蠕滑）力，將彈性-塑性安定極限圖上的任意點(diǎn)與安定極限曲線的水平距離定義為疲勞指數(shù)FI，據(jù)此判斷剪切應(yīng)力是否超過材料的剪切屈服強(qiáng)度以及裂紋是否產(chǎn)生，相關(guān)試驗(yàn)［17］表明該模型具有良好的預(yù)測(cè)效果，本文引入基于安定極限的疲勞指數(shù)FIsurf預(yù)測(cè)裂紋在鋼軌表面是否發(fā)生疲勞，即

式中，F(xiàn)x、Fy、Fz分別為橫向、縱向蠕滑力和法向力，N；A為接觸斑面積，mm2；k為鋼軌剪切屈服極限，U71MnG 新軌取 260MPa［18］。當(dāng)FIsurf＞0，則認(rèn)為裂紋在鋼軌表面上出現(xiàn)的可能性較大。

根據(jù)第2、3節(jié)的計(jì)算結(jié)果、式（2）和式（3），進(jìn)一步得到1、2位輪對(duì)外輪作用下基本軌-尖軌組合下，尖軌各控制斷面的疲勞指數(shù)，如圖13所示。

圖13 疲勞指數(shù)Fig.13 Fatigue index

由圖13可知，1位和2位輪對(duì)外輪作用下，設(shè)計(jì)廓形和實(shí)測(cè)廓形的基本軌疲勞指數(shù)均為負(fù)值，即基本軌表面形成疲勞裂紋的可能性不大。而對(duì)于曲尖軌，1位輪對(duì)外輪作用下設(shè)計(jì)廓形和實(shí)測(cè)廓形的尖軌在頂寬20mm、35mm和50mm斷面的疲勞指數(shù)均為正值，即1位輪對(duì)外輪作用下，在曲尖軌頂寬20～50mm范圍內(nèi)容易形成裂紋。而2位輪對(duì)外輪作用下僅在實(shí)測(cè)廓形的尖軌頂寬20mm斷面處的疲勞指數(shù)大于0，這是由于該車輪與尖軌的接觸點(diǎn)作用在尖軌頂面廓形圓弧較大的位置（圖12c、圖12d），因而在尖軌大部分區(qū)域該輪引起的疲勞指數(shù)主要為負(fù)值。但在實(shí)測(cè)廓形的尖軌頂寬20mm斷面處由于降低值不足（第1節(jié)實(shí)測(cè)發(fā)現(xiàn)該處降低值不足達(dá)到2mm），導(dǎo)致輪載轉(zhuǎn)移位置前移、荷載較大，且輪軌接觸于曲尖軌軌肩靠近軌距角處，如圖12b所示，使得該處的疲勞指數(shù)為正值。疲勞指數(shù)在各斷面的分布情況進(jìn)一步說(shuō)明1位和2位輪對(duì)外輪對(duì)曲尖軌疲勞裂紋的形成存在差異。

5 曲尖軌裂紋成因分析

綜合上述荷載轉(zhuǎn)移和輪軌接觸位置、接觸應(yīng)力分析可知，對(duì)于設(shè)計(jì)廓形的基本軌-尖軌，1位輪對(duì)外輪荷載轉(zhuǎn)移發(fā)生在尖軌頂寬15～35mm區(qū)域，而2位輪對(duì)外輪荷載轉(zhuǎn)移發(fā)生在尖軌頂寬38mm斷面后，但由于1、2位輪對(duì)外輪狀態(tài)的區(qū)別，1位輪對(duì)外輪作用點(diǎn)主要位于尖軌側(cè)面和軌距角小半徑圓弧處，2位輪對(duì)外輪作用點(diǎn)主要位于尖軌軌頂大半徑圓弧處，這使得前者與尖軌接觸時(shí)的法向應(yīng)力最大值是后者的1.9～2.5倍。由此可認(rèn)為對(duì)于設(shè)計(jì)廓形的尖軌-基本軌，1位輪對(duì)外輪對(duì)曲尖軌軌距角處的疲勞裂紋形成起主要作用，2位輪對(duì)外輪對(duì)則有一定貢獻(xiàn)。

對(duì)于實(shí)測(cè)廓形的基本軌-尖軌，由于存在尖軌降低值不足的情況，1、2位輪對(duì)外輪的荷載轉(zhuǎn)移均在尖軌頂寬15～25mm斷面便已完成。此外，兩輪與尖軌的接觸斑均主要分布在尖軌軌距角及其附近，1位輪對(duì)外輪的法向應(yīng)力最大值與設(shè)計(jì)廓形的基本接近，2位輪對(duì)外輪的法向應(yīng)力最大值較設(shè)計(jì)廓形的增大了1.5～2.3倍，由此可認(rèn)為在實(shí)測(cè)廓形存在尖軌降低值不足的情況下，道岔曲尖軌疲勞裂紋是在轉(zhuǎn)向架1位輪對(duì)外輪和2位輪對(duì)外輪共同作用下形成的。

因此，曲尖軌輪載轉(zhuǎn)移區(qū)段在設(shè)計(jì)廓形位于頂寬15～38mm區(qū)域，在實(shí)測(cè)廓形存在降低值不足的情況下位于頂寬15～25mm區(qū)域。1位和2位輪對(duì)外輪在通過曲尖軌時(shí)，從輪載轉(zhuǎn)移區(qū)段至轉(zhuǎn)移完成后的頂寬50mm斷面，均受到了較大的輪軌接觸應(yīng)力。此外，曲尖軌疲勞指數(shù)表明，1位輪對(duì)外輪作用下設(shè)計(jì)廓形和實(shí)測(cè)廓形的尖軌頂寬20～50mm區(qū)域可能形成裂紋，2位輪對(duì)外輪作用下僅在實(shí)測(cè)廓形的尖軌頂寬20mm處可能形成裂紋。綜合來(lái)看，曲尖軌在頂寬20～50mm區(qū)域均可能形成疲勞裂紋，且應(yīng)根據(jù)1、2位輪對(duì)外輪對(duì)曲尖軌不同控制斷面的疲勞指數(shù)來(lái)確定其對(duì)裂紋形成的貢獻(xiàn)。

此外，現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)［19］和仿真結(jié)果［14］表明，高速道岔轉(zhuǎn)轍區(qū)鋼軌磨耗隨著服役時(shí)間的增長(zhǎng)逐漸趨穩(wěn)，這為曲尖軌疲勞損傷的累積提供了條件：在道岔服役初期，磨耗發(fā)展快，鋼軌表面和亞表面疲勞損傷來(lái)不及累積到臨界值便被磨耗掉；當(dāng)磨耗逐漸趨穩(wěn)，廓形變化較小時(shí)，鋼軌表面和亞表面疲勞損傷不斷累積直至達(dá)到臨界值，形成疲勞裂紋。圖14所示為我國(guó)某高速鐵路18號(hào)道岔曲尖軌疲勞裂紋情況，可見在20～50mm斷面區(qū)域均有不同深度的疲勞裂紋形成，其中在尖軌頂寬35mm處，裂紋分布已經(jīng)在包括軌距角、側(cè)面等尖軌表面大部分區(qū)域，分布寬度范圍大于20mm以上，同時(shí)，在尖軌軌肩、軌距角上裂紋間距較小且已發(fā)展出輕微剝離掉塊。

圖14 現(xiàn)場(chǎng)曲尖軌疲勞裂紋Fig.14 Fatigue cracks on curved switch rail

綜上所述，可以認(rèn)為車輪通過曲尖軌時(shí)荷載轉(zhuǎn)移較早、較快，使得該部分尖軌承受的輪軌垂向力和橫向力較大，且因尖軌頂寬較小、輪軌接觸在尖軌軌距角和軌肩處，造成此處接觸應(yīng)力較大，使得曲尖軌特別是尖軌頂寬在20～50mm范圍內(nèi)的表面容易形成疲勞裂紋。

6 結(jié)論

（1）在道岔設(shè)計(jì)輪載轉(zhuǎn)移區(qū)段，實(shí)測(cè)廓形存在曲尖軌降低值不足的情況。

（2）1位和2位輪對(duì)外輪通過道岔時(shí)，1位輪對(duì)外輪有明顯的輪載轉(zhuǎn)移區(qū)，范圍在尖軌頂寬約15～20mm區(qū)域，而2位輪對(duì)外輪則在尖軌頂寬約25mm處完成過渡。若與發(fā)生磨耗的實(shí)測(cè)車輪廓形接觸，1、2位輪對(duì)外輪的輪載轉(zhuǎn)移范圍又會(huì)提前2～5mm。尖軌降低值不足導(dǎo)致輪載轉(zhuǎn)移距離變短，輪載轉(zhuǎn)移起點(diǎn)前移。

（3）車輪在尖軌-基本軌上轉(zhuǎn)移過程中，1位輪對(duì)外輪與尖軌側(cè)面和軌距角接觸，2位輪對(duì)外輪與尖軌在軌頂大半徑圓弧區(qū)接觸。

（4）根據(jù)疲勞指數(shù)分析和現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)，曲尖軌最早出現(xiàn)裂紋的區(qū)域在其頂寬20～50mm范圍內(nèi)。

（5）車輛逆向-側(cè)向過岔時(shí)，輪軌垂向力和橫向力較大，且輪載轉(zhuǎn)移過早、過快，引起較大輪軌法向接觸應(yīng)力，是引起尖軌軌肩-軌距角形成疲勞裂紋的主要成因。在不同的尖軌-基本軌廓形條件下，可以根據(jù)不同輪位車輪的疲勞指數(shù)來(lái)確定各自對(duì)裂紋形成的貢獻(xiàn)權(quán)重。

建議在道岔施工階段精細(xì)控制尖軌和基本軌的組裝誤差，線路開通前嚴(yán)格測(cè)量尖軌降低值，對(duì)降低值不足的情況進(jìn)行尖軌人工打磨，以便達(dá)到合理的尖軌降低值要求，良好的輪軌接觸關(guān)系，降低過高的輪軌接觸應(yīng)力和改善不利的輪軌接觸位置。后續(xù)研究將結(jié)合本文的計(jì)算結(jié)果和結(jié)論，采用鋼軌裂紋萌生和磨耗共存發(fā)展預(yù)測(cè)方法［20］，考慮轉(zhuǎn)向架各車輪的接觸斑應(yīng)力分布、對(duì)尖軌疲勞傷損的影響權(quán)重［21］，對(duì)尖軌裂紋萌生壽命進(jìn)行定量預(yù)測(cè)。

作者貢獻(xiàn)聲明：

周宇：研究思路和方法的提出，研究結(jié)果分析，結(jié)論的總結(jié)；

張聰聰：仿真建模分析，輪軌力和接觸應(yīng)力計(jì)算，輪載轉(zhuǎn)移和接觸應(yīng)力的分析；

王樹國(guó)：現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)協(xié)調(diào)和組織，現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和數(shù)據(jù)分析；

王璞：道岔鋼軌廓形和車輪廓形的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)，實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析，應(yīng)力分析。