輪緣槽寬度對(duì)固定轍叉輪軌關(guān)系影響研究

趙衛(wèi)華，曹洋，王啟云，康晶晶，馬彬斌

輪緣槽寬度對(duì)固定轍叉輪軌關(guān)系影響研究

趙衛(wèi)華1，曹洋2，王啟云1，康晶晶1，馬彬斌1

(1. 福建工程學(xué)院 地下工程福建省高校重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，福建 福州 350118；2. 福州大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 福州 350108)

為明確固定轍叉輪緣槽寬度對(duì)轍叉區(qū)輪軌關(guān)系的影響，基于輪軌接觸理論和車輛—道岔耦合振動(dòng)理論，提出以輪載過渡斷面等輪軌接觸幾何參數(shù)為主要評(píng)價(jià)指標(biāo)的輪緣槽寬度優(yōu)化方法，分析輪緣槽寬度對(duì)固定轍叉區(qū)輪軌接觸幾何關(guān)系和輪軌動(dòng)力相互作用的影響。研究結(jié)果表明：在輪載過渡區(qū)，合理減小輪緣槽寬度可增大實(shí)際輪載過渡斷面心軌軌頭寬度且降低等效錐度發(fā)生突變幾率；轍叉輪緣槽寬度變化對(duì)輪軌動(dòng)力相互作用影響不大，各動(dòng)力學(xué)指標(biāo)幅值變化極小，進(jìn)一步驗(yàn)證了以輪軌接觸幾何參數(shù)為主要評(píng)價(jià)指標(biāo)的輪緣槽優(yōu)化方法的可靠性。

固定轍叉；道岔；輪緣槽；輪軌接觸關(guān)系；輪軌動(dòng)力相互作用

固定轍叉道岔因其結(jié)構(gòu)組件較少、結(jié)構(gòu)相對(duì)穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)，廣泛使用于我國貨運(yùn)重載線路與客運(yùn)提速線路[1]。由于固定轍叉區(qū)翼軌和心軌相對(duì)位置固定，存在軌距線不連續(xù)區(qū)段，且沿轍叉走行方向各鋼軌斷面廓形和軌下剛度不規(guī)則變化，造成列車過岔時(shí)輪軌動(dòng)力相互作用較區(qū)間線路更加劇烈[2?4]，轍叉區(qū)鋼軌特別是翼軌和心軌軌頭裂紋、剝離掉塊、肥邊、磨耗等各類病害[5]多發(fā)。國內(nèi)外學(xué)者從結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)優(yōu)化[6?12]和輪軌動(dòng)力相互作用模 型[13?16]方面對(duì)固定轍叉開展過相關(guān)研究。其中，徐井芒等[6-7]分別從輪軌磨耗角度和輪載過渡段輪軌接觸幾何關(guān)系角度提出固定轍叉心軌關(guān)鍵斷面廓形優(yōu)化方法；王樹國等[8]從理論計(jì)算、試驗(yàn)驗(yàn)證和動(dòng)力仿真分析角度對(duì)固定轍叉查照間隔、護(hù)軌輪緣槽寬度和心軌頂面寬度進(jìn)行了優(yōu)化；Palsson[9]通過對(duì)翼軌和心軌關(guān)鍵斷面廓形以及各斷面降低值進(jìn)行參數(shù)化，提出考慮車輪踏面廓形集的固定轍叉廓形優(yōu)化方法；WAN等[10?12]基于固定轍叉輪軌動(dòng)力相互作用的數(shù)值模擬和現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)不同動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行權(quán)重分析并結(jié)合多目標(biāo)優(yōu)化方法提出了固定轍叉心軌廓形優(yōu)化方法。Wiest[13?14]對(duì)比分析目前廣泛采用的道岔區(qū)輪軌動(dòng)力相互作用的4種動(dòng)力學(xué)模型，通過對(duì)一系列動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行對(duì)比分析指出各模型的優(yōu)缺點(diǎn)，并分析了列車荷載作用下心軌的變形和磨耗情況。既有文獻(xiàn)包含了固定轍叉區(qū)輪軌相互作用的眾多影響因素的研究，如翼軌加高值，心軌降低值，輪載過渡段長度，翼軌與心軌相對(duì)高差等參數(shù)，但對(duì)轍叉翼軌與心軌輪載過渡段輪緣槽寬度的研究卻較少。列車通過固定轍叉時(shí)會(huì)引起輪軌劇烈振動(dòng)，加速轍叉的損壞，輕則導(dǎo)致輪緣撞擊心軌尖端，重則輪緣進(jìn)入異側(cè)輪緣槽，發(fā)生脫軌事故，因此開展轍叉輪緣槽寬度對(duì)輪軌關(guān)系影響的研究具有重要意義。本文基于輪軌接觸關(guān)系理論和輪軌系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)理論，在明確固定轍叉輪載過渡機(jī)理的前提下，提出了以輪載過渡斷面等輪軌接觸幾何參數(shù)為主要評(píng)價(jià)指標(biāo)、動(dòng)力學(xué)評(píng)價(jià)指標(biāo)為輔的轍叉輪緣槽寬度優(yōu)化方法，分析不同輪緣槽寬度情況下，磨耗型車輪踏面與轍叉輪載過渡段鋼軌的接觸幾何關(guān)系和變化規(guī)律，以及輪軌動(dòng)力特性的變化規(guī)律，進(jìn)而尋求輪緣槽寬度與心軌翼軌廓形的合理匹配關(guān)系，為固定轍叉輪緣槽寬度優(yōu)化設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。

1 固定轍叉輪軌接觸幾何關(guān)系

1.1 固定轍叉結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

固定轍叉道岔廣泛使用于貨運(yùn)重載線路與客運(yùn)提速線路，主要結(jié)構(gòu)特點(diǎn)包括多鋼軌參振、岔枕參振質(zhì)量不同以及不規(guī)則鋼軌截面特性。而不規(guī)則鋼軌截面特性決定了列車過岔時(shí)輪軌接觸點(diǎn)空間位置和數(shù)量的變化，從而導(dǎo)致輪軌接觸關(guān)系復(fù)雜及固有的結(jié)構(gòu)不平順。因此，在道岔區(qū)輪軌接觸關(guān)系及動(dòng)力學(xué)研究中，采用實(shí)際的轍叉區(qū)軌頭截面廓形是十分必要的。借助CAD繪圖軟件自動(dòng)提取鋼軌橫截面廓形數(shù)據(jù)，然后利用三次樣條插值函數(shù)擬合形成光滑曲線代表鋼軌廓形。其他任意截面鋼軌廓形可由兩側(cè)相鄰的關(guān)鍵截面線性插值獲得。如圖1所示。

圖1 固定轍叉任意截面廓形生成

1.2 輪軌接觸幾何關(guān)系評(píng)價(jià)指標(biāo)

道岔區(qū)輪軌接觸幾何關(guān)系評(píng)價(jià)指標(biāo)包括踏面等效錐度，輪對(duì)側(cè)滾角，豎橫向結(jié)構(gòu)不平順等接觸幾何關(guān)系參數(shù)。固定轍叉區(qū)輪軌接觸幾何參數(shù)確定與區(qū)間線路相同，采用跡線法和最小距離法[17]獲得輪軌接觸點(diǎn)位置并計(jì)算求得各項(xiàng)接觸幾何參數(shù)。

1.2.1 輪對(duì)側(cè)滾角

輪對(duì)側(cè)滾角是反映列車過岔時(shí)車體橫向穩(wěn)定性的指標(biāo)，輪載轉(zhuǎn)移越緩慢，輪對(duì)傾角越大，輪軌間動(dòng)力作用越劇烈，便容易造成軌道結(jié)構(gòu)損壞，存在較大的安全隱患。

1.2.2 踏面等效錐度

此參數(shù)反映了輪對(duì)滾動(dòng)圓半徑r和r的變化情況，以及車輪行駛過程中回復(fù)至名義滾動(dòng)圓半徑處的能力。依據(jù)區(qū)間線路車輪的實(shí)際滾動(dòng)圓半徑求解公式[13]可導(dǎo)出固定轍叉區(qū)踏面等效錐度與車輪滾動(dòng)圓半徑的關(guān)系：

式中：r0和r0分別為輪對(duì)沒有發(fā)生橫移時(shí)左右車輪的實(shí)際滾動(dòng)圓半徑；r和r分別為輪對(duì)發(fā)生橫移時(shí)左右車輪的實(shí)際滾動(dòng)圓半徑；y為輪對(duì)橫移量；λ為踏面等效錐度。

1.2.3 結(jié)構(gòu)不平順

由于翼軌、心軌截面寬度和縱斷面高度不斷變化，接觸點(diǎn)位置沿轍叉走行方向不斷改變，產(chǎn)生了輪軌接觸點(diǎn)在橫向及豎向的變化，稱之為轍叉的“結(jié)構(gòu)不平順”，它是輪軌動(dòng)力作用及輪對(duì)蛇形運(yùn)動(dòng)的激勵(lì)源。根據(jù)列車過岔時(shí)產(chǎn)生的激擾作用方向，結(jié)構(gòu)不平順可分為橫向和豎向不平順。計(jì)算方法如圖2所示。

圖2 結(jié)構(gòu)不平順求解示意圖

以軌距測量點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn)，設(shè)無輪對(duì)橫移時(shí)轍叉趾端輪軌接觸點(diǎn)距軌距測量點(diǎn)的橫向距離為0，豎向距離為0，該接觸點(diǎn)稱為理論接觸點(diǎn)，則輪對(duì)在轍叉其他部位任意實(shí)際接觸點(diǎn)在該坐標(biāo)系中的位置可表示為(,)，所對(duì)應(yīng)的轍叉橫向不平順Y和豎向不平順Z如式(2)所示。需要說明的是，橫向不平順以實(shí)際接觸點(diǎn)至坐標(biāo)原點(diǎn)的橫向距離較理論接觸點(diǎn)遠(yuǎn)為正，豎向不平順也是以實(shí)際接觸點(diǎn)至坐標(biāo)原點(diǎn)的豎向距離較理論接觸點(diǎn)遠(yuǎn)為正；反之則為負(fù)。

1.2.4 極限過渡斷面與實(shí)際過渡斷面

輪載在心軌和翼軌之間過渡時(shí)，基于2方面確定輪載過渡段邊界條件，一方面，為了保證車輪踏面從翼軌過渡到心軌(逆向進(jìn)岔)時(shí)，在心軌處不會(huì)被卡住或者脫軌，車輪踏面脫離翼軌時(shí)對(duì)應(yīng)的心軌斷面稱為極限過渡斷面，輪對(duì)橫移量不同，對(duì)應(yīng)的極限過渡斷面不同；另一方面，為了防止心軌薄弱斷面過早與車輪踏面接觸，規(guī)范規(guī)定心軌頂寬20 mm斷面以下部分不能承受列車荷載，即不能與車輪踏面接觸，心軌頂寬20 mm斷面稱為最小承載斷面。心軌最小承載斷面和極限過渡斷面確定的心軌可承載范圍即為輪載合理過渡段，如圖3陰影部分所示。該范圍內(nèi)任意斷面均有可能成為輪載從翼軌完全轉(zhuǎn)移到心軌時(shí)對(duì)應(yīng)的心軌斷面，稱為實(shí)際過渡斷面。由于最小承載斷面由設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)唯一確定，而心軌極限過渡斷面和輪載實(shí)際過渡斷面均會(huì)受到轍叉結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)如翼軌加高值，心軌降低值，軌距，輪緣槽寬度等的變化以及輪對(duì)橫移量的變化而改變，因此將其作為固定轍叉區(qū)輪軌接觸關(guān)系評(píng)價(jià)指標(biāo)之一。

圖3 轍叉心軌輪載過渡段

2 車輛—道岔動(dòng)力相互作用計(jì)算模型

車輛—道岔耦合振動(dòng)模型可分為車輛子系統(tǒng)和道岔子系統(tǒng)及輪軌接觸關(guān)系3部分。在充分考慮車輛與固定轍叉道岔結(jié)構(gòu)型式、振動(dòng)特性等因素基礎(chǔ)上，通過對(duì)車輛系統(tǒng)和固定轍叉道岔系統(tǒng)進(jìn)行合理簡化，建立了車輛—固定轍叉耦合動(dòng)力學(xué)模型，用于固定轍叉輪軌動(dòng)力學(xué)評(píng)價(jià)指標(biāo)的計(jì)算，如圖4所示。其中車輛模型采用文獻(xiàn)[18]建立的整車模型；考慮到列車進(jìn)入固定轍叉區(qū)的輪軌動(dòng)力響應(yīng)會(huì)受到列車通過轉(zhuǎn)轍器部分和連接部分時(shí)的振動(dòng)傳遞效應(yīng)的影響，同時(shí)為了考慮車輛長度和消除邊界效應(yīng)，實(shí)際建立模型為道岔整體模型，而非轍叉局部模型，模型中各部件的模擬參考文獻(xiàn)[19]；車輛系統(tǒng)和道岔系統(tǒng)通過輪軌接觸耦合，其中垂向耦合可以看做兩個(gè)橢球狀彈性體的接觸，簡化為非線性赫茲接觸問題；橫向耦合受多種因素制約，使列車產(chǎn)生不同程度的橫向振動(dòng)和蛇形運(yùn)動(dòng)，可采用非線性蠕滑理論進(jìn)行模擬。

文中涉及相關(guān)參數(shù)選取依次為：列車速度取為160 km/h，車輛參數(shù)參考文獻(xiàn)[18]附表3中提速客車相關(guān)參數(shù)；車輪踏面采用LM型。道岔類型選取60 kg/m鋼軌12號(hào)固定轍叉式道岔，動(dòng)力學(xué)基本參數(shù)參考文獻(xiàn)[19]。

圖4 車輛-道岔動(dòng)力耦合模型

3 輪緣槽寬度對(duì)輪軌接觸幾何關(guān)系的影響

3.1 方案設(shè)置

固定轍叉結(jié)構(gòu)各部位輪緣槽寬度影響輪軌游間以及軌距大小，進(jìn)而影響輪軌接觸幾何關(guān)系。其中轍叉輪緣槽寬度是衡量心軌工作邊與翼軌工作邊距離的設(shè)計(jì)參數(shù)，如圖5所示。輪緣槽寬度對(duì)輪載過渡段輪軌關(guān)系優(yōu)化具有至關(guān)重要的作用。因此，本文通過調(diào)整轍叉區(qū)輪緣槽寬度，分析其對(duì)輪軌接觸幾何參數(shù)的影響，從而尋求轍叉區(qū)最佳輪緣槽寬度的設(shè)計(jì)方案。依據(jù)《道岔設(shè)計(jì)手冊》[20]，轍叉輪緣槽寬度取值應(yīng)不小于45 mm，因此4種設(shè)計(jì)方案依次取45，46，48和50 mm作為轍叉輪緣槽寬度。

圖5 轍叉輪緣槽示意圖

3.2 結(jié)果分析

輪對(duì)橫移量和轍叉輪緣槽寬度均會(huì)影響極限過渡斷面的大小，圖6為不同輪對(duì)橫移量下各方案極限過渡斷面的比較，圖7所示為各方案實(shí)際過渡斷面與最不利工況(方案4)極限過渡斷面的比較，其中輪對(duì)橫移量以指向轍叉?zhèn)葹檎?/p>

圖6 各方案極限過渡斷面

圖7 各方案實(shí)際過渡斷面與最不利極限過渡斷面

圖6可知，各方案極限過渡斷面隨輪對(duì)橫移量的變化規(guī)律一致，隨著輪對(duì)向轍叉方向橫移量增加，極限過渡斷面呈近似線性增大；同一橫移量情況下，極限過渡斷面隨轍叉輪緣槽寬度增大而減小，這是由于輪緣槽寬度越大，車輪輪緣越早脫離翼軌而與心軌接觸。方案3和4極限過渡斷面基本一致，說明隨著輪緣槽寬度增大，極限過渡斷面寬度不再減小而是趨于穩(wěn)定。各方案極限過渡斷面與實(shí)際過渡斷面對(duì)比發(fā)現(xiàn)，4種方案下實(shí)際過渡斷面均小于方案4對(duì)應(yīng)的最不利極限斷面，如圖7所示。各方案實(shí)際過渡斷面均小于極限過渡斷面，且均在心軌頂寬20～30 mm斷面的范圍內(nèi)，說明列車通過各方案轍叉區(qū)時(shí)均不會(huì)出現(xiàn)脫軌或車輪被卡住的安全性問題。隨著輪緣槽寬度的逐漸增大，實(shí)際過渡斷面逐漸減小，表明輪載轉(zhuǎn)移點(diǎn)向心軌理論尖端方向靠近，與實(shí)際運(yùn)營情況相符，因此，在滿足安全性要求的前提下，應(yīng)盡量選取較小的輪緣槽寬度，以此增大實(shí)際輪載過渡斷面軌頂寬度來減緩叉心鋼軌磨耗，提高其使用壽命。

各方案的等效錐度、輪對(duì)側(cè)滾角、結(jié)構(gòu)豎向不平順及橫向不平順的比較如圖8～11所示。

圖8 踏面等效錐度

圖9 輪對(duì)側(cè)滾角

由圖8可知踏面等效錐度在距轍叉始端1.3 m位置發(fā)生突變增大，主要因?yàn)榇颂帪橐碥壘彌_段始端，即翼軌開始偏離標(biāo)準(zhǔn)軌距線，造成轍叉?zhèn)容嗆壗佑|點(diǎn)外移，實(shí)際滾動(dòng)圓半徑突然變小，結(jié)合踏面等效錐度的定義可知此處會(huì)出現(xiàn)階躍。由圖10和圖11可知，從翼軌緩沖段始端到輪載過渡斷面前，豎向不平順和橫向不平順數(shù)值逐漸均勻增大，表明隨著翼軌向外側(cè)偏移，轍叉?zhèn)容嗆壗佑|點(diǎn)逐漸向翼軌非工作邊側(cè)偏移；在輪載實(shí)際過渡斷面范圍內(nèi)，輪軌接觸點(diǎn)發(fā)生從翼軌向心軌的轉(zhuǎn)移轉(zhuǎn)變，由于不考慮兩點(diǎn)接觸及輪軌彈性變形，這里接觸點(diǎn)的轉(zhuǎn)移表現(xiàn)為突變，即在車輪運(yùn)動(dòng)至某一截面，接觸點(diǎn)突然從翼軌轉(zhuǎn)移至心軌，所以接觸點(diǎn)在轉(zhuǎn)移到心軌后，豎橫向不平順數(shù)值迅速減小。

圖10 豎向不平順

圖11 橫向不平順

綜合圖8～11可知，隨輪緣槽寬度的增加，等效錐度、輪對(duì)傾角、豎橫向不平順變化規(guī)律及大小相差很小，各指標(biāo)最大值均逐漸增加，但增加幅度較小。因此，從輪軌接觸幾何關(guān)系的角度考慮，輪緣槽寬度減小可降低轍叉區(qū)豎向不平順及橫向不平順的變化率及幅值，達(dá)到提高行車平穩(wěn)性的目的。

此外，方案4中輪對(duì)橫移量較大時(shí)實(shí)際過渡斷面已接近心軌頂寬20 mm斷面，充分考慮翼軌磨耗嚴(yán)重等最不利情況，實(shí)際過渡斷面會(huì)接近或者小于最小承載斷面，從而加速心軌薄弱斷面?zhèn)麚p速率，因此針對(duì)轍叉輪載過渡段心軌頂寬20 mm斷面處輪對(duì)不同橫移量下接觸幾何參數(shù)變化規(guī)律進(jìn)行分析，如圖12和圖13所示。需要說明的是，輪對(duì)在心軌40 mm斷面處已經(jīng)完成輪載過渡，車輪踏面完全與心軌接觸，因此心軌頂寬40 mm斷面處各方案下踏面等效錐度和輪對(duì)側(cè)滾角隨輪對(duì)橫移量的變化規(guī)律和數(shù)值均相同，說明在輪載完全過渡到心軌上時(shí)，車輪在任意情況下都不會(huì)與翼軌接觸，輪緣槽寬度變化并不會(huì)影響各接觸參數(shù)變化規(guī)律。

圖12 踏面等效錐度

圖13 輪對(duì)側(cè)滾角

由圖12可知，隨著輪對(duì)向轍叉?zhèn)葯M移量的增大，方案4中等效錐度最先發(fā)生突變，且量值最大。說明輪緣槽寬度增加使車輪踏面與心軌在輪對(duì)橫移量較小時(shí)就發(fā)生接觸，明顯增大對(duì)心軌的磨耗，必然會(huì)縮短心軌使用壽命，因此應(yīng)盡量減小輪緣槽寬度。圖13表明輪緣槽寬度變化對(duì)輪對(duì)側(cè)滾角影響不大，輪載過渡段輪緣槽寬度對(duì)列車過岔時(shí)的橫向穩(wěn)定性影響很小。

不同輪緣槽寬度下轍叉區(qū)各項(xiàng)輪軌接觸幾何關(guān)系評(píng)價(jià)指標(biāo)的對(duì)比分析表明了輪緣槽寬度對(duì)輪載過渡段內(nèi)的輪軌關(guān)系有重要影響，在滿足道岔構(gòu)造設(shè)計(jì)的前提下，應(yīng)盡量選取較小的轍叉輪緣槽寬度來增大實(shí)際輪載過渡斷面、提高心軌粗壯度減小磨耗，同時(shí)提高行車平穩(wěn)性。

4 動(dòng)力特性分析

輪緣槽寬度依次取45，46和48 mm設(shè)置3種設(shè)計(jì)方案，最前方輪對(duì)輪軌作用力、車體振動(dòng)情況及行車安全性指標(biāo)最大值如表1所示。

表1 各方案輪軌動(dòng)力響應(yīng)最大值

由表1可知，由于列車直向過岔，使車岔系統(tǒng)垂向作用較橫向劇烈。各方案基本軌側(cè)輪軌垂向力最大值均小于轍叉?zhèn)认鄳?yīng)值，而輪軌橫向力最大值均大于轍叉?zhèn)认鄳?yīng)值；隨著輪緣槽寬度增加，轍叉?zhèn)群突拒墏?cè)輪軌垂橫向力和輪軸垂向力的最大值均增大，但各方案各輪軌作用力指標(biāo)數(shù)值變化幅度均小于3%且小于安全限值；各方案脫軌系數(shù)遠(yuǎn)小于限值0.8，輪重減載率小于限值0.8；隨著輪緣槽寬度增加，脫軌系數(shù)和輪重減載率數(shù)值均增大，但增值極?。徽f明輪緣槽寬度改變對(duì)輪軌作用力變化和列車過岔安全性影響很小。

最前方輪對(duì)轍叉?zhèn)容嗆壸饔昧r(shí)程曲線如圖14和圖15所示，列車過岔過程中車體加速度時(shí)程曲線如圖16和圖17所示。

由圖14～15可知，2方案轍叉?zhèn)容嗆夐g作用力變化規(guī)律一致，在結(jié)構(gòu)不平順影響下，輪軌間作用力在輪載過渡范圍出現(xiàn)極值。圖16～17表明，3方案車體加速度變化規(guī)律一致，同樣受到轍叉結(jié)構(gòu)不平順影響，在輪對(duì)過叉時(shí)車體振動(dòng)較大且達(dá)到最大值；由于豎向結(jié)構(gòu)不平順影響較大，車體垂向加速度明顯大于橫向加速度；隨著輪緣槽寬度的增大，車體垂橫向加速度量值變化較微弱。

圖14 輪軌垂向力

圖15 輪軌橫向力

圖16 車體垂向加速度

圖17 車體橫向加速度

綜上所述，各方案各評(píng)價(jià)指標(biāo)變化很小，說明輪緣槽寬度變化對(duì)輪載過渡段輪軌動(dòng)力學(xué)評(píng)價(jià)指標(biāo)影響不大，對(duì)固定轍叉輪緣槽寬度優(yōu)化可采用輪軌接觸幾何參數(shù)指標(biāo)進(jìn)行評(píng)價(jià)。

5 結(jié)論

1) 通過比較輪對(duì)不同橫移量下極限過渡斷面與實(shí)際過渡斷面軌頂寬度大小，確保設(shè)計(jì)方案滿足列車運(yùn)行安全性要求；輪緣槽寬度取值越大，實(shí)際過渡斷面越靠近心軌尖端，因此建議在滿足道岔構(gòu)造設(shè)計(jì)要求的前提下，盡量采用較小的輪緣槽寬度來增大實(shí)際輪載過渡斷面心軌軌頂寬度，從而減小心軌磨耗、提高轍叉使用壽命。

2) 在轍叉輪載過渡區(qū)，輪緣槽寬度增大，等效錐度發(fā)生突變的輪對(duì)橫移量越小，即等效錐度發(fā)生突變的幾率越大；說明車輪踏面與心軌在輪對(duì)橫移量較小時(shí)就發(fā)生接觸，明顯增大了對(duì)心軌的磨耗。但是在輪載完全過渡到心軌后，輪緣槽寬度的變化并不改變各接觸參數(shù)的變化規(guī)律。因此，相比其他固定轍叉結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)，轍叉輪緣槽寬度只對(duì)輪載過渡段范圍內(nèi)的輪軌關(guān)系有影響。

3) 轍叉輪緣槽寬度變化對(duì)輪載過渡段輪軌動(dòng)力相互作用影響較小，在進(jìn)行固定轍叉關(guān)鍵結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)優(yōu)化時(shí)，對(duì)輪緣槽寬度的優(yōu)化采用輪軌接觸幾何參數(shù)評(píng)價(jià)指標(biāo)即可，動(dòng)力學(xué)響應(yīng)可作為輔助評(píng)價(jià)指標(biāo)或者不做動(dòng)力學(xué)評(píng)價(jià)。

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Study on influences of the flangeway width on the wheel/rail contact relationship in the fixed nose crossing

ZHAO Weihua1, CAO Yang2, WANG Qiyun1, KANG Jingjing1, MA Binbin1

(1. Key Laboratory of Underground Engineering of Fujian Province, Fujian University of Technology, Fuzhou 350118, China;2. College of Civil Engineering, Fuzhou University, Fuzhou 350108, China)

Based on wheel/rail contact theory and vehicle/turnout dynamic coupling theory, an optimization method was proposed to specify the influences of the flangeway width on the wheel/rail geometry contact relationship in the fixed nose crossing. This method employed wheel/rail geometry contact parameters as primary evaluation indexes to optimize the flangeway width. The influences of the flangeway width between the wing rail and the nose rail on the wheel-rail contact relationship and the wheel-rail dynamic interaction were analyzed based this method. The result shows that the flangeway width should be minimized to a reasonable magnitude in the wheel-load transition zone to decrease the probability of the sudden change of the equivalent conicity and thicken the practical wheel-load transition cross section and finally undermine the wheel-rail wear. The flangeway width has little influence on the wheel/rail dynamic interaction as the amplitude of all dynamic indicators in all schemes rarely change, which further validates the reliability of the optimization method which presents the wheel/rail geometry contact parameters as main evaluation indicators.

fixed nose crossing; turnout; the flangeway width; wheel/rail contact relationship; wheel/rail dynamic interaction

U213.62

A

1672 ? 7029(2020)12 ? 3190 ? 09

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20200162

2020?02?28

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51508098，51508097)；福建省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2020J01888)

趙衛(wèi)華(1984?)，女，山西朔州人，副教授，博士，從事鐵路軌道結(jié)構(gòu)優(yōu)化及軌道動(dòng)力學(xué)研究；E?mail：whzhao.good@163.com

(編輯 蔣學(xué)東)