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        鋼軌接頭扭轉(zhuǎn)對(duì)車輛-軌道動(dòng)力學(xué)的影響研究

        2018-09-20 09:18:18陳艷瑋
        關(guān)鍵詞:軌頭平順輪軌

        陳艷瑋,王 彪

        (1.四川大學(xué)錦城學(xué)院,成都 611731; 2.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,成都 610031)

        在普速鐵路中,由于輪軌關(guān)系復(fù)雜導(dǎo)致鋼軌發(fā)生傷損病害的數(shù)量和類型眾多,鐵路道岔、曲線地段及鋼軌接頭被稱為軌道結(jié)構(gòu)中的三大薄弱環(huán)節(jié)[1-3]。在這其中,鋼軌接頭位置不平順是引起鋼軌接頭區(qū)域輪軌沖擊作用、軌道及車輪傷損病害、道床及路基殘余變形加劇的根本原因[4-9]。目前,高速鐵路軌道通常采用無縫線路,盡管通過鋼軌焊接接頭技術(shù)代替夾板技術(shù)消除了軌縫,但由于焊接工藝缺陷和長期運(yùn)營中的傷損,使得鋼軌接頭區(qū)的不平順仍然存在,并且對(duì)軌道和機(jī)車車輛的破壞、沖擊噪聲的產(chǎn)生等影響較大[10-14]。

        無縫線路鋼軌的焊接一般采用鋁熱焊接技術(shù),其基本原理是將鋁和鐵的氧化物以及其他金屬合金混合在一塊,然后按照一定比例配置成鋁熱焊劑,將待焊鋼軌對(duì)齊后,采用預(yù)熱器進(jìn)行預(yù)熱,使用高溫火柴點(diǎn)燃焊劑,釋放大量的熱量,高溫鋼水流入沙模和待焊鋼軌組成的型腔中,熔化待焊鋼軌端面,經(jīng)冷卻凝固最后實(shí)現(xiàn)鋼軌焊接為一體[15-16]。然而,鋁熱焊接技術(shù)在鋼水冷卻凝固的過程中容易造成兩側(cè)待焊鋼軌受力不均勻,進(jìn)而造成接頭區(qū)域內(nèi)鋼軌分別發(fā)生不同程度的扭轉(zhuǎn)[17]。通過編制輪軌接觸幾何參數(shù)的計(jì)算程序及建立車輛-軌道耦合系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型,分別從靜態(tài)輪軌接觸點(diǎn)位置分布、接觸幾何參數(shù)及輪軌動(dòng)力響應(yīng)兩方面研究焊接鋼軌接頭扭轉(zhuǎn)對(duì)車輛-軌道動(dòng)力學(xué)的影響。

        1 鋼軌接頭扭轉(zhuǎn)

        焊接接頭的軌頂面和軌頭側(cè)面平直度屬嚴(yán)格控制指標(biāo),依據(jù)TB/T1632.1—2005《鋼軌焊接第一部分:通用技術(shù)要求》中對(duì)焊接接頭平直度的要求[18],對(duì)于設(shè)計(jì)速度大于200 km/h的線路,軌頭工作面1m長度范圍內(nèi),軌頂面垂直方向的最大偏差為0~0.2 mm,軌頭側(cè)面工作邊水平方向的最大偏差為0~0.3 mm。焊接接頭平順度的測(cè)量方法是:縱向以軌頂面的縱向中心線為基準(zhǔn);橫向以軌頭側(cè)面工作邊上距軌頂面16 mm處的縱向線為基準(zhǔn)。鋼軌接頭的幾何不平順通常使用SALIENT鋼軌縱斷面測(cè)量?jī)x測(cè)量,其得到的不平順是焊接接頭區(qū)域存在的最大幾何不平順,但是無法準(zhǔn)確反映車輪與鋼軌真實(shí)接觸點(diǎn)的位置變化情況。例如,如圖1所示,兩段鋼軌之間通過焊接連接在一起時(shí),由于鋁熱焊的作用,造成一端鋼軌扭轉(zhuǎn)-1/40,另一端鋼軌扭轉(zhuǎn)1/15,焊接接頭長200 mm,本文規(guī)定鋼軌向線路內(nèi)側(cè)扭轉(zhuǎn)時(shí)為正,向線路外側(cè)扭轉(zhuǎn)時(shí)為負(fù)。

        圖1 鋼軌接頭扭轉(zhuǎn)

        如圖1所示,焊接接頭范圍內(nèi),根據(jù)規(guī)范的測(cè)量方法和要求,其軌頂面垂直方向的最大偏差為0.06 mm,軌頭側(cè)面工作邊水平方向的最大偏差為0 mm,符合規(guī)范的要求,但實(shí)際上鋼軌已經(jīng)在接頭范圍內(nèi)發(fā)生了較大程度的扭轉(zhuǎn),勢(shì)必會(huì)對(duì)車輛通過時(shí)的輪軌動(dòng)力作用產(chǎn)生較大影響。

        2 輪軌靜態(tài)接觸幾何分析

        基于跡線法原理編制輪軌靜態(tài)接觸幾何參數(shù)的計(jì)算程序[19-20],鋼軌接頭發(fā)生扭轉(zhuǎn)的區(qū)域內(nèi),如圖1所示,一端鋼軌扭轉(zhuǎn)-1/40,另一端鋼軌扭轉(zhuǎn)1/15。車輛由鋼軌扭轉(zhuǎn)-1/40通往鋼軌扭轉(zhuǎn)1/15為正向通過,反之為反向通過,其方向規(guī)定如圖2所示。

        圖2 輪軌坐標(biāo)系規(guī)定

        由圖2可見,在輪軌靜態(tài)接觸分析和車輛動(dòng)力學(xué)計(jì)算中,規(guī)定車輛正向通過時(shí),右側(cè)車輪與鋼軌接頭區(qū)域接觸,相反,車輛反向通過時(shí),左側(cè)車輪則與鋼軌接頭區(qū)域接觸。

        2.1 輪軌接觸點(diǎn)對(duì)

        采用編制的靜態(tài)輪軌接觸幾何計(jì)算程序,分別計(jì)算鋼軌扭轉(zhuǎn)-1/40和1/15時(shí)對(duì)應(yīng)的輪軌接觸點(diǎn)位置分布如圖3所示。

        圖3 輪軌接觸點(diǎn)位置分布

        由圖3可見,鋼軌接頭的扭轉(zhuǎn)對(duì)輪軌接觸點(diǎn)位置的影響很大,以無輪對(duì)橫移時(shí)為例,輪軌接觸點(diǎn)的位置由軌道內(nèi)側(cè)向軌道外側(cè)偏移,橫向偏移的距離約為25 mm。

        2.2 車輪滾動(dòng)圓半徑差

        車輪滾動(dòng)圓半徑差函數(shù)能反映輪對(duì)回復(fù)對(duì)中的能力,其計(jì)算公式如式(1),提取輪對(duì)橫移0~12 mm范圍內(nèi),車輪滾動(dòng)圓半徑差隨里程變化的分布規(guī)律如圖4所示。

        ΔR=Rr-Rl(1)

        式中,Rr為右側(cè)車輪的滾動(dòng)圓半徑;Rl為左側(cè)車輪的滾動(dòng)圓半徑。

        圖4 車輪滾動(dòng)圓半徑差

        車輪對(duì)中時(shí),左右車輪滾動(dòng)圓半徑相同,即相同時(shí)間內(nèi)左右車輪前進(jìn)的距離相同,此時(shí)輪對(duì)不會(huì)發(fā)生橫向位移,當(dāng)左右車輪滾動(dòng)圓半徑不同時(shí),相同時(shí)間內(nèi)左右車輪前進(jìn)的距離發(fā)生差異,輪對(duì)在橫向蠕滑力的作用下發(fā)生橫向移動(dòng),且橫向移動(dòng)的方向偏向車輪滾動(dòng)圓半徑小的一側(cè)。由圖4可見,車輛正向通過時(shí),車輪的滾動(dòng)圓半徑差大部分為正值,能夠抑制輪對(duì)的橫向位移,且相同輪對(duì)橫移條件下,其滾動(dòng)圓半徑差越來越小,抑制輪對(duì)橫向位移的能力越來越差;車輛反向通過時(shí),車輪的滾動(dòng)圓半徑差大部分為負(fù)值,不能有效抑制輪對(duì)橫向位移的同時(shí)還會(huì)加劇輪對(duì)的橫向移動(dòng),在相同輪對(duì)橫移的條件下,其滾動(dòng)圓半徑差越來越小。

        3 車輛-軌道動(dòng)力學(xué)分析

        采用多體動(dòng)力學(xué)軟件SIMPACK建立車輛-軌道多體動(dòng)力學(xué)模型[21-22],研究輪軌動(dòng)力相互作用,車輛模型為32自由度整車模型,軌道結(jié)構(gòu)考慮彈性支承,輪軌接觸中法向采用赫茲理論,切向問題采用Kalker簡(jiǎn)化理論解決。仿真CRH2車輛以350 km/h速度正向和反向通過鋼軌接頭時(shí)的輪軌動(dòng)力相互作用,車輛軸重為15 t,車輛模型其他計(jì)算參數(shù)見文獻(xiàn)[23]。

        3.1 輪軌接觸點(diǎn)對(duì)

        車輛正向通過和反向通過時(shí),鋼軌接頭側(cè)輪軌接觸點(diǎn)位置的動(dòng)態(tài)橫向變化如圖5所示。

        圖5 接觸點(diǎn)位置橫向變化

        由圖5可見,車輛正向通過時(shí),鋼軌接頭處輪軌接觸點(diǎn)位置橫向動(dòng)態(tài)變化最大值為25 mm,由于輪軌接觸點(diǎn)位置的變化,車輪通過焊接接頭后,輪緣貼靠鋼軌,輪對(duì)進(jìn)而向反方向運(yùn)動(dòng),形成較大幅度的蛇形運(yùn)動(dòng);車輛反向通過時(shí),鋼軌接頭處輪軌接觸點(diǎn)位置橫向動(dòng)態(tài)變化最大值為27 mm,由于輪軌接觸點(diǎn)位置橫向接觸不平順幅值較大,會(huì)造成更大幅度的車輛蛇形運(yùn)動(dòng)。車輛正向通過和反向通過時(shí),鋼軌接頭側(cè)輪軌接觸點(diǎn)位置的動(dòng)態(tài)垂向變化如圖6所示。

        由圖6可見,車輛正向通過鋼軌接頭時(shí),輪軌接觸點(diǎn)垂向位置首先發(fā)生下降趨勢(shì),幅值約為1 mm,易造成車輪減載;車輛反向通過鋼軌接頭時(shí),輪軌接觸點(diǎn)垂向位置首先發(fā)生上升趨勢(shì),幅值約為2.5 mm,易造成輪軌發(fā)生沖擊增載。

        3.2 輪軌力分析

        車輛正向通過和反向通過時(shí),鋼軌接頭側(cè)輪軌橫向力的動(dòng)態(tài)變化如圖7所示。

        圖6 接觸點(diǎn)位置垂向變化

        圖7 輪軌橫向力動(dòng)態(tài)變化

        由圖7可見,車輛正向通過鋼軌接頭時(shí),鋼軌接頭一側(cè)輪軌橫向力最大值為10.9 kN;車輛反向通過鋼軌接頭時(shí),鋼軌接頭一側(cè)輪軌橫向力最大值為15.1 kN。相比車輛正向通過,反向通過時(shí)引發(fā)的輪軌橫向力更大。車輛正向通過和反向通過時(shí),鋼軌接頭側(cè)輪軌垂向力的動(dòng)態(tài)變化如圖8所示。

        圖8 輪軌垂向力動(dòng)態(tài)變化

        由圖8可見,車輛正向通過鋼軌接頭時(shí),鋼軌接頭一側(cè)車輪主要呈減載的狀態(tài),最小輪軌垂向力為43.0 kN,最大垂向力為77.0 kN;車輛反向通過鋼軌接頭時(shí),鋼軌接頭一側(cè)車輪主要呈增載的狀態(tài),最小輪軌垂向力為58.2 kN,最大垂向力為131.5 kN。

        4 結(jié)論

        鋼軌焊接過程中容易造成接頭兩端鋼軌發(fā)生不同程度的扭轉(zhuǎn),這種扭轉(zhuǎn)造成的軌道幾何不平順往往能夠滿足規(guī)范的要求,但實(shí)際的輪軌接觸點(diǎn)位置已發(fā)生較大程度的改變,以焊接造成的鋼軌扭轉(zhuǎn)為研究對(duì)象,計(jì)算分析了鋼軌扭轉(zhuǎn)造成的軌道不平順對(duì)輪軌接觸幾何參數(shù)和車輛軌道動(dòng)力相互作用的影響。結(jié)論如下。

        (1)鋼軌接頭的扭轉(zhuǎn)對(duì)輪軌接觸點(diǎn)位置的影響很大,無輪對(duì)橫移時(shí),鋼軌扭轉(zhuǎn)造成的輪軌接觸點(diǎn)位置橫向偏移量達(dá)到25 mm。

        (2)車輛正向通過鋼軌接頭時(shí),車輪的滾動(dòng)圓半徑差為正,能夠抑制輪對(duì)的橫移,相反,當(dāng)車輛反向通過時(shí),車輪的滾動(dòng)圓半徑差為負(fù),不能有效抑制輪對(duì)橫向位移的同時(shí)還會(huì)加劇輪對(duì)的橫向移動(dòng)。

        (3)接頭處鋼軌扭轉(zhuǎn)會(huì)極大惡化輪軌動(dòng)力相互作用,反向通過時(shí)的輪軌動(dòng)力相互作用大于正向通過時(shí),輪軌橫向力和垂向力的最大值分別高達(dá)15.1 kN和131.5 kN。

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