劉新成，姜世平

(1.中鐵山橋集團(tuán)有限公司，河北 山海關(guān) 066205;2.燕山大學(xué)，河北 秦皇島 066004)

護(hù)軌墊板是軌下軌道結(jié)構(gòu)中的重要部件之一，起傳遞和承受輪軌垂向和橫向力及固定鋼軌等作用，因此，護(hù)軌墊板承受的荷載較為復(fù)雜。列車側(cè)向過岔時(shí)，由于道岔結(jié)構(gòu)的不平順等原因會(huì)產(chǎn)生劇烈振動(dòng)，同時(shí)產(chǎn)生巨大輪軌垂向力和橫向力，對(duì)護(hù)軌的沖擊作用很明顯，護(hù)軌墊板在列車高速過岔時(shí)承受較大的橫向沖擊力和垂向輪軌力，因此，有必要對(duì)護(hù)軌墊板的強(qiáng)度進(jìn)行校驗(yàn)。國內(nèi)外學(xué)者對(duì)護(hù)軌墊板結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)和板下基礎(chǔ)對(duì)護(hù)軌墊板強(qiáng)度的影響進(jìn)行了研究和分析，并提出了改進(jìn)建議［1-2］。本文利用ANSYS有限元分析軟件對(duì)60 kg/m鋼軌18號(hào)客運(yùn)專線道岔護(hù)軌墊板強(qiáng)度進(jìn)行了校驗(yàn)，并提出了結(jié)構(gòu)改進(jìn)建議。

1 軌墊板分析模型及計(jì)算參數(shù)

1.1 分析模型

圖1為60 kg/m鋼軌18號(hào)單開客運(yùn)專線道岔護(hù)軌墊板力學(xué)模型圖，模型將護(hù)軌墊板與其下面的硫化橡膠耦合為一體，橡膠層以下為水泥枕，可視為固定端;岔枕螺栓孔處裝有岔枕螺栓埋于水泥枕中用來固定墊板，故兩端岔枕螺栓孔也可視為固定端。列車過岔時(shí)輪緣對(duì)基本軌產(chǎn)生橫向力或?qū)ψo(hù)軌產(chǎn)生橫向沖擊力，但兩力不可能同時(shí)存在，考慮輪對(duì)對(duì)護(hù)軌的沖擊力對(duì)護(hù)軌墊板的影響更大，本文只分析輪載對(duì)護(hù)軌的沖擊情況。護(hù)軌墊板承受的主要力包括:輪軌垂向力FV、橫向沖擊力 FC、岔枕螺栓預(yù)緊力 F1、彈條扣壓力F2和T形螺栓上提力F3，各力均分布在相應(yīng)部位。

1.2 計(jì)算參數(shù)

圖1 護(hù)軌墊板力學(xué)模型

根據(jù)文獻(xiàn)［3］，列車以時(shí)速350 km的速度側(cè)向過岔時(shí)，最大垂向力為144.31 kN，最大輪軌橫向力為48.76 kN，扣件垂向力為31.64 kN。由于列車側(cè)向過岔時(shí)產(chǎn)生的最大輪軌垂向力應(yīng)發(fā)生在心軌一側(cè)，則護(hù)軌所承受的垂向輪軌力應(yīng)小于最大垂向力144.31 kN。根據(jù)文獻(xiàn)［4］中軸重為25 t時(shí)鋼軌對(duì)墊板的豎向荷載為120 kN，本文分析的列車軸重為20 t，則垂向力取FV=96 kN，F(xiàn)C和F3取側(cè)向過岔輪最大橫向力和扣件最大垂向力，即FC=48.76 kN，F(xiàn)3=31.64 kN，則 F2=F3/2=15.82 kN。護(hù)軌墊板由材質(zhì)為16Mn的底板和材質(zhì)為ZG230-450的臺(tái)板、撐板和鐵座焊接而成，考慮16Mn的屈服強(qiáng)度大于 ZG230-450，整個(gè)模型以ZG230-450為材料進(jìn)行檢算，彈性模量取 E1=2.1×105MPa，泊松比取μ1=0.3;硫化橡膠彈性模量取E2=3.72 MPa，泊松比取 μ2=0.495。

2 護(hù)軌墊板有限元分析

2.1 有限元分析

圖2是利用ANSYS有限元分析軟件進(jìn)行分析的有限元網(wǎng)格劃分圖。模型按圖紙要求建立，在不影響受力分析的情況下進(jìn)行了必要的簡化，通過分析得到其綜合變形和等效應(yīng)力如圖3和圖4所示。

2.2 分析結(jié)果

圖2 護(hù)軌墊板有限元網(wǎng)格劃分

圖3 護(hù)軌墊板綜合位移云圖(單位:mm)

圖4 護(hù)軌墊板等效應(yīng)力云圖(單位:MPa)

表1 護(hù)軌墊板等效應(yīng)力和位移

表1為側(cè)向過岔時(shí)護(hù)軌墊板的位移和應(yīng)力分析結(jié)果，從表1以及綜合位移云圖和等效應(yīng)力云圖可得出:側(cè)向狀態(tài)下，墊板位移均基本上在0.502～0.754 mm之間;橡膠位移大部分超過1.005 mm，最大位移為2.261 mm，在靠近墊板軌底坡鐵座以下部位;墊板高應(yīng)力區(qū)在臺(tái)板壓口根部、岔枕螺栓孔周邊、鐵座和撐板根部，岔枕螺栓孔周邊、鐵座和撐板根部的應(yīng)力在147.055～171.557 MPa之間，最大應(yīng)力發(fā)生在臺(tái)板壓口根部與底板焊接部位，其值為220.563 MPa，已接近材料的屈服強(qiáng)度230 MPa。

3 改進(jìn)建議

根據(jù)上述分析，護(hù)軌墊板最大應(yīng)力為220.563 MPa，已接近其屈服強(qiáng)度230 MPa，那么在護(hù)軌墊板持續(xù)承受最大應(yīng)力時(shí)，墊板的疲勞壽命就會(huì)有所降低，圖5為ZG230-450原始 S—N數(shù)據(jù)回歸曲線［5］。從圖5可知，當(dāng)ZG230-450的強(qiáng)度為220.563 MPa時(shí)，其疲勞壽命約為1×106次，小于鋼試件循環(huán)基數(shù)1×107次的疲勞壽命［6］。故應(yīng)該對(duì)護(hù)軌墊板的結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化或改用屈服強(qiáng)度較大的材料。由于焊接墊板的結(jié)構(gòu)形式和焊接本身存在的殘余應(yīng)力，決定了臺(tái)板壓口與底板接觸部位存在較為明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，而焊接殘余應(yīng)力和殘余應(yīng)變是形成各種焊接裂紋的重要因素和造成熱應(yīng)變脆化的根源，碳鋼件沿焊縫方向的殘余拉應(yīng)力一般會(huì)達(dá)到材料的屈服點(diǎn)［7］，因此采用焊接結(jié)構(gòu)形式對(duì)保證護(hù)軌墊板的強(qiáng)度很不利。本文建議護(hù)軌墊板采用材料為 QT400-15的球墨鑄鐵整體鑄造，圖6(b)為優(yōu)化前的結(jié)構(gòu)，當(dāng)護(hù)軌墊板受到較大的沖擊時(shí)，該部位有被拉開的危險(xiǎn)，若將該處結(jié)構(gòu)改成圖6(c)所示的具有圓弧過渡的結(jié)構(gòu)(R值不宜過大)，則可有效避免應(yīng)力集中現(xiàn)象，且鑄造工藝容易達(dá)到該結(jié)構(gòu)特點(diǎn);除此之外，QT400-15的屈服強(qiáng)度是 250 MPa，比ZG230-450的屈服強(qiáng)度要高些，材料的強(qiáng)度也有所提高。因此，采用QT400-15整體鑄造的護(hù)軌墊板可以提高其強(qiáng)度，有利于改善護(hù)軌墊板的結(jié)構(gòu)和避免焊接產(chǎn)生的殘余應(yīng)力，以避免應(yīng)力集中現(xiàn)象的發(fā)生，達(dá)到優(yōu)化設(shè)計(jì)的目的。

圖5 ZG230-450原始S—N數(shù)據(jù)回歸曲線

圖6 護(hù)軌墊板最大應(yīng)力部位的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

4 結(jié)論

護(hù)軌墊板在上述荷載條件下，能夠滿足強(qiáng)度要求，但最大應(yīng)力已接近材料的屈服強(qiáng)度，建議采用材料為QT400-15的整體鑄造護(hù)軌墊板，以便于優(yōu)化其結(jié)構(gòu)，提高材料的屈服強(qiáng)度。

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