50 kg/m鋼軌6號對稱道岔脫軌分析及結構優化

李文博

(中鐵寶橋集團有限公司，陜西寶雞 721006)

1 概述

在鐵路貨運站場中，易發生脫軌的50 kg/m鋼軌6號對稱道岔一般鋪設于編組站駝峰峰頂下咽喉處，往往和小半徑曲線及較短的夾直線相連，線路條件較差，且該處車輛溜放速度在站場中是最高的，針對國內對稱道岔存在的脫線問題，目前主要有以下措施緩解脫軌現象:

1)加強現場的養護、打磨。2)尖軌涂抹潤滑脂、減小摩擦系數、降低脫軌系數。3)降低轉轍器部分橫向剛度，增大車輪過岔時軌距擴張，可降低脫軌風險。

上述第1，2條措施主要針對現場養護而言，第3條措施是從道岔結構上進行優化，以緩解車輛脫軌現象。在保證岔枕不變、可互換的前提下，對既有的60 kg/m鋼軌6號對稱道岔軌撐滑床板結構(如圖1所示)進行優化，現有滑床板滑床臺板采用剛性扣壓基本軌，基本軌外側采用軌撐支撐，其橫向剛度較大，車輛通過時尖軌基本軌橫向擴張較小，車輪容易爬上尖軌。優化后滑床板在保證扣壓基本軌的情況下，提高橫向變形，60 kg/m鋼軌提速道岔用的彈片銷釘式滑床板結構，在提速道岔上已大量使用，結構成熟可靠，本次改進借鑒該結構，改進后滑床板結構型式見圖2，基本軌內側采用彈片扣壓，外側取消軌撐，采用彈條扣壓。

針對50 kg/m鋼軌6號對稱道岔出現的車輛脫軌掉道問題，從道岔結構自身出發，計算車輛通過轉轍器前端時的脫軌系數及基本軌的軌距擴張量。

圖1 軌撐滑床板結構

圖2 彈片銷釘式滑床板結構

2 脫軌系數計算

脫軌系數是指某一時刻車輪作用于鋼軌的橫向力與豎向力的比值H/P;我國對于常速鐵路的脫軌系數規定是H/P的值等于1.2為危險限度，H/P的值等于1為容許限度［1］。

2.1 車輛通過轉轍器時的橫向力計算

在50 kg/m鋼軌6號對稱道岔中，設車輛以速度v通過，在車輪由基本軌進入尖軌的過程中，車輛速度將發生如圖3所示的變化。

圖3 車輛進入尖軌過程中速度的變化

如圖3所示，尖軌前端直線段與基本軌的夾角β'為尖軌沖擊角，當車輪由基本軌轉向尖軌時，由于沖擊角的存在，車輪速度的方向被尖軌強制改變，由原來的與基本軌平行的方向變為與尖軌前端平行的方向，在此過程中產生了大小為v sinβ'，方向為垂直于尖軌向軌道中心的速度損失，這一部分速度損失正是由于尖軌強制改變車輪運行方向引起的，相反，在此過程中，車輪也會對尖軌產生與速度損失方向相反的沖擊。

分析車輪在尖軌尖端的運行軌跡，對于50 kg/m鋼軌6號對稱道岔，車輛運行方向的改變是在尖軌尖端到尖軌頂寬20 mm這一段完成，該段長度為0.969 m，道岔設計速度為35 km/h。考慮到該道岔主要用于駝峰編組，計算時取最大速度為30 km/h。車輪前進方向被強制改變的時間約為0.116 s，設一個車軸所分擔的車體質量為m，6號對稱道岔的尖軌沖擊角β'的大小為2°04'20″，根據動量定理:

可計算出車輪對尖軌沖擊力F的大小為2.58 m。

在車輛通過岔內導曲線時，雖然該道岔設置了6 mm的曲線外軌超高，當車輛以30 km/h的速度通過時，依然存在未被平衡的離心加速度。

其中，R為道岔導曲線半徑，180 m;g為重力系數，9.8 m/s2;S1為兩軌頭中心線距離，在50 kg/m鋼軌6號對稱道岔中為1 520 mm;由此，可計算出車輛通過曲線時未被平衡離心加速度為0.35 m/s2，因此，車輛通過曲線時的向心力為 0.35 m。

基于質點運動的特性［2］考慮車輪與鋼軌之間的作用，則車輪對鋼軌的橫向力H由車輪速度改變時對尖軌的沖擊力和通過曲線時的離心力兩部分組成，因此某一點車輪對鋼軌的橫向力 H 的大小為 2.58 m+0.35 m=2.93 m。

2.2 車輪豎向力

設一個車軸所分擔的車體質量為m，則單個車輪的輪載大小為 4.9 m。

2.3 脫軌系數計算

根據以上計算及脫軌系數的定義，當車輛通過50 kg/m鋼軌6號對稱道岔轉轍器前端時，車輛脫軌系數:

通過脫軌系數的計算可以看出，在正常情況下車輛通過50 kg/m鋼軌6號對稱道岔時不存在脫軌的風險，然而，在車輛的實際運行過程中，引起脫軌的原因有很多，如線路狀態不好、鋼軌磨損嚴重等，尤其在編組站駝峰處，當空車溜放時，車輪可能會跳起，導致輪載減小，即使此時橫向力不是很大，但脫軌系數增大［3］，也可能引起脫軌，我國也以輪載減載率作為判別車輛是否存在脫軌風險的依據，認為輪載減載率 ΔP/P＞0.6 即存在脫軌的風險［1］。

3 道岔結構優化后動態軌距擴張的計算

通過脫軌系數計算及脫軌現場分析，認為道岔轉轍器部分的橫向剛度過大，導致車輛通過時在車輪橫向力作用下，軌道無法產生動態軌距擴張，從而導致車輪爬上尖軌也可能是引起車輛脫軌的原因。針對這種可能，對50 kg/m鋼軌6號對稱道岔轉轍器部分的滑床板進行了優化，將原來的滑床板一側剛性扣壓改為彈片銷釘扣壓方式，同時取消基本軌外側的軌撐，這種結構在60 kg/m鋼軌提速道岔上已經取得了成熟應用，完全可以適應50 kg/m鋼軌6號對稱道岔。下面運用有限元軟件ANSYS建立軌道模型，計算轉轍器前端在橫向力作用下軌距的動態擴張量。

3.1 計算參數的選取及計算

50 kg/m鋼軌6號對稱道岔轉轍器部分基本軌外側采用的是 B型彈條扣壓，其節點扣壓剛度為90 kN/m～120 kN/m，計算采用100 kN/m。

基本軌內側是采用彈片銷釘式的扣壓，采用圖4的加載方式，利用ANSYS軟件建立模型對彈片的扣壓剛度進行計算確定。

圖4 彈片扣壓剛度計算示意圖

按照圖2所示的約束及加載方式，建立ANSYS有限元計算模型，用Solid95單元劃分網格，彈片的彈性模量取2.06E11Pa，泊松比為0.3。分別施加10 kN 和8 kN 的力，計算得到彈片扣壓鋼軌一端的位移分別為 4.051 mm和3.241 mm，如圖5所示為施加8 kN的力后彈片的變形，最后可以得到彈片的節點扣壓剛度為2.47 kN/mm。

圖5 施加8 k N的荷載時彈片的變形

50 kg/m鋼軌6號對稱道岔一般為貨車通過，取其軸重23 t，則作用于一根鋼軌上的豎向荷載為115 kN，通過前面脫軌系數的計算，作用于鋼軌上的水平荷載大小取為豎向荷載的0.6倍，大小為69 kN。按照圖5所示的加載方式，在ANSYS中建立50 kg/m鋼軌的有限元計算模型，假設車輛通過時作用于尖軌上的橫向力全部傳遞到基本軌上，并引起基本軌的橫向位移造成軌距擴張，因此計算模型取基本軌，加載及約束如圖6所示，基本軌軌肢外側固定約束，兩邊軌肢分別施加彈片和B型彈條的扣壓剛度，軌下支承剛度取35 kN/mm;在水平荷載作用下，鋼軌將會繞非工作邊的軌肢轉動，從而產生橫向的軌距擴張。

圖6 鋼軌加載及約束示意圖

3.2 軌距擴張量的計算

根據TB 2034《鐵路軌道強度檢算法》提供的關于軌道結構強度檢算的連續支承梁模型法，對模型長度取7.2 m，充分消除模型邊界效應的影響。采用Solid95單元對鋼軌劃分網格，用Combin39單元模擬彈片、彈條及軌下支承剛度。鋼軌彈性模量取2.1E11Pa，泊松比0.3，計算得到鋼軌頂部橫向位移如圖7所示。

根據有限元計算結果，在對50 kg/m鋼軌6號對稱道岔轉轍器滑床結構進行優化后，當車輛通過轉轍器部分時，基本軌由于橫向力作用造成的側翻會引起3 mm的軌距擴張，當車輪輪緣側向擠壓尖軌時，作用于尖軌上的橫向力傳遞到基本軌上后，尖軌基本軌整體會向外側退讓3 mm，使得車輪輪緣爬上尖軌的趨勢得到緩解，從而減小脫軌風險。考慮到基本軌擠壓軌距塊造成的橫向位移，基本軌的整體橫向位移可達到3 mm～5 mm，因此，結構優化后消除了設置軌撐和剛性扣壓引起的基本軌橫向剛度過大的問題，減小了由于沒有軌距擴張而導致車輪爬上鋼軌的風險。

圖7 基本軌橫向擴張位移計算結果

4 結語

1)在線路和道岔狀態良好的條件下，當車輛以30 km/h的速度通過道岔時，車輪的脫軌系數為0.6，理論上不存在脫軌的風險。

2)對50 kg/m鋼軌6號對稱道岔的滑床板進行結構優化后，減小了基本軌的橫向剛度，在車輛通過時會產生不小于3 mm的動態軌距擴大，消除了因為軌距無法擴張而導致車輪擠上鋼軌的風險。優化后的道岔在昆明東編組場的應用中尚未發生脫軌事故。

3)造成車輛脫軌的原因比較復雜，除了較大的橫向力外，車輪的輪載減載率也是引起車輪脫軌的重要原因，當線路不平順、輪軌磨耗嚴重，尤其編組站駝峰處空車溜放時，輪軌系統強烈振動，車輪有跳起的趨勢，雖然此時橫向力并沒有增大，但是車輪作用于鋼軌的荷載減小，進而導致脫軌系數增大，產生脫軌的風險。因此，不僅要從道岔結構設計上，更要在道岔的養護維修上重視防范車輛脫軌的風險。