运行无颠簸震动承载能力大的无缝钢轨双斜焊接面结构.pdf

运行无颠簸震动承载能力大的无缝钢轨双斜焊接面结构属轨道列车无缝钢轨焊接的技术领域，本实用新型钢轨的焊缝呈双斜焊接面，它与钢轨的垂向成α角，与钢轨的横向成β角，两条平行钢轨上的双斜焊接面错位排列，错位长度大于一节车厢的长度；本实用新型的双斜焊接面可进一步改善钢轨焊接面的应力状态，增加焊接面的承载能力，且能同时消除列车的上下颠簸和左右震动，把两条平行钢轨的双斜焊接面左右错位排列，错位的长度大于一节车厢的长度，更可增加列车运行的稳顺性和耐久性，更有利于将简便的现有铝热焊工艺用于无缝钢轨的焊接。

1.  一种运行无颠簸震动承载能力大的无缝钢轨双斜焊接面结构，由钢轨和焊缝构成，其特征在于钢轨(1)的焊缝呈双斜焊接面A_aβ，双斜焊接面A_aβ与钢轨(1)的空间方位关系为：ABCD直平面为垂直于z轴的横截面A₀，ABCD直平面绕y轴旋转α角后得到ABEG斜面，ABEG斜面再绕BE旋转β角后得到BEDH斜面，即双斜焊接面A_aβ；双斜焊接面A_aβ与x轴成α角，与Y轴成β角；车轮踏面(6)和车轮轮缘(8)与钢轨为同步接触，即车轮踏面(6)与双斜焊接面A_aβ在轨头踏面的斜焊缝(5)为左右搭接，相应的车轮轮缘(8)与双斜焊接面A_aβ在轨头侧面的斜焊缝(7)为前后搭接；当 当 当 相应的α角和β角的搭配值均可选定为α＝30°、β＝30°，或α＝30°、β＝45°，或α＝45°、β＝30°，或α＝45°、β＝45°，或α＝45°、β＝60°，或α＝60°、β＝45°，或α＝60°、β＝30°，或α＝30°、β＝60°，或α＝60°、β＝60°，
以上的σ_0z为沿z向的许用正应力，τ_0y和τ_0χ分别为沿y向和x向的许用剪应力。

2.  按权利要求1所述的运行无颠簸震动承载能力大的无缝钢轨双斜焊接面结构，其特征在于两条平行钢轨(1)上的双斜焊接面A_aβ错位排列，错位长度大于一节车厢的长度。

运行无颠簸震动承载能力大的无缝钢轨双斜焊接面结构
技术领域
本实用新型属轨道列车无缝钢轨焊接的技术领域，具体说是将现有的斜交于钢轨轴向的单斜焊接面改为双斜焊接面。
背景技术
本发明人的专利申请案(申请号为200910206270.7)和(申请号为201010250990.6)，两者都增大了焊接面的切向和轴向承载能力。前者设计了与y轴平行，与x轴斜交α角的单斜焊接面，当车轮踏面通过轨头踏面单斜焊接面的焊缝时，只能消除列车的上下颠簸；后者设计了与x轴平行，与y轴斜交β角的单斜焊接面，当车轮轮缘通过轨头侧面单斜焊接面的焊缝时，只能消除列车的左右震动，这对高速重载列车运行的稳顺性、安全性和耐久性仍存在不足。因此，设计一种既能增大焊接面切向和轴向承载能力，而且当列车通过焊接面的焊缝时又能同时消除上下颠簸和左右震动的双斜焊接面空间方位结构，是钢轨整体无缝焊接亟需解决的问题。
发明内容
本实用新型为了解决上述存在的问题，提出一种既能增大焊接面的切向和轴向承载能力，又能在列车通过焊接面的焊缝时同时能消除上下颠簸和左右震动，且能有效地应用铝热焊工艺的双斜焊接面新结构。
下面结合附图和附表对本实用新型进行描述：
本实用新型由钢轨和焊缝构成，其中钢轨1的焊缝呈双斜焊接面A_αβ，双斜焊接面A_αβ与钢轨1的空间方位关系为：ABCD直平面为垂直于z轴的横截面A₀，ABCD直平面绕y轴旋转α角后得到ABEG斜面，ABEG斜面再绕BE旋转β角后得到BEDH斜面，即双斜焊接面A_αβ；双斜焊接面A_αβ与x轴成α角，与Y轴成β角。
附表1、附表2和附表3中：当当当相应的α角和β角的搭配值均可选定为α＝30°、β＝30°，α＝30°、β＝45°，α＝45°、β＝30°，α＝45°、β＝45°，α＝45°、β＝60°，α＝60°、β＝45°，α＝60°、β＝30°，α＝30°、β＝60°，α＝60°、β＝60°，
以上的σ_0z为沿z向的许用正应力，τ_0y和τ_0x分别为沿y向和x向的许用剪应力。
车轮踏面和车轮轮缘与钢轨为同步接触，即车轮踏面6与双斜焊接面A_αβ在轨头踏面的斜焊缝5为左右搭接，相应的车轮轮缘8与双斜焊接面A_αβ在轨头侧面的斜焊缝7为前后搭接。
两条平行钢轨1上的双斜焊接面A_αβ错位排列，错位长度大于一节车厢的长度。
双斜焊接面A_αβ采用的焊接工艺为铝热焊。
下面结合附图进一步说明：
1.双斜焊接面的方位关系如图1所示，A_αβ为与横向x成α角与垂向y成β角的双斜焊接面。
双斜焊接面的形成：双斜焊接面A_αβ的方位关系的形成如图2所示，焊接面ABCD为垂直于z轴的横截面A₀，ABCD平面绕y轴旋转α角后得到ABEG斜面，然后ABEG斜面再绕BE旋转β角后得到斜面BEDH，即双斜面A_αβ。n为双斜焊接面BEDH的法向矢量，它分别与x轴的交角为(π-α′)、与y轴和z轴的交角为β′、γ′角。其中：
α＝∠CBE，β＝∠CDF，α′＝∠OCB，β′＝∠OCD，γ′＝∠OCE；
2.双斜面的三角函数关系
参照图2：
CF＝BC·sinα，CE＝CF/cosα，BF＝BC·cosα，OF＝CF·sinβ＝BC·sinα·sinβ，
EF＝CF·tgα＝BC·sinα·tgα，OC＝CF·cosβ＝BC·sinα·cosβ
∠BOF=arctgBFOF=arctgBC·cosαBC·sinα·sinβ=arctgcosαsinα·sinβ,]]>
∠EOF=arctgBFOF=arctgBC·cosα·tgαBC·sinα·sinβ=arctgtgαsinβ.]]>
由上可得
cos(π-α′)=-cosα′=-OCBC=-sinαcosβ---(1)]]>
sinα′=1-cos2α′=1-sin2α·cos2β---(2)]]>
cosβ′=cos(π2-β)=sinβ---(3)]]>
sinβ′=1-cos2β′=1-sin2β=cosβ---(4)]]>
cosγ′=OCCE=CF·cosβCFcosα=cosα·cosβ---(5)]]>
sinγ′=1-cos2γ′=1-sin2α·cos2β---(6)]]>
cos∠BOF=sinαsinβ1-sin2αcos2β---(7)]]>
sin∠BOF=sinαsinβ1-sin2αcos2β---(8)]]>
cos∠EOF=sinαsinβ1-cos2αcos2β---(9)]]>
sin∠EOF=sinα1-cos2αcos2β---(10)]]>
3.双斜焊接面的应力分析
如图2所示，沿列车前进方向作用于A_αβ面上的拉力为F_z，列车作用于A_αβ面上的垂向载荷为F_y，轮缘作用于A_αβ面的横向载荷为F_x，由于作用在A₀面上沿z方向的正应力为σ_0z＝F_0z/A₀，作用于A₀面上的沿x和y方向的剪应力为τ_0x＝F_0x/A₀，τ_0y＝F_0y/A₀，F_0x、F_0y、F_0z为最大载荷，τ_0x、τ_0y为A₀面上的最大剪应力，σ_0z为A₀面上的最大拉应力。于是F_0x＝A₀τ_0x、F_0y＝A₀τ_0y、F_0z＝A₀σ_0z，将τ_0x、τ_0y、σ_0z定为许用应力，更有利于分析结果的可靠性。
作用在双斜面A_αβ上的应力分别为f_x＝F_x/A_αβ，f_y＝F_y/A_αβ，f_z＝F_z/A_αβ，由A₀＝A_αβcosγ′和cosγ′＝cosαcosβ，可得
A₀＝Aαβcosα·cosβ(11)
因F_z＝F_0z，F_y＝F_0y，F_x＝F_0x，所以由图1和(11)式可知：
fz=FzA0cosαcosβ=σ0zcosαcosβ,]]>fy=FzA0cosαcosβ=τ0ycosαcosβ,]]>
fx=FzA0cosαcosβ=τ0ycosαcosβ.]]>
3.1正应力的合应力
参照图2，作用在A_αβ面上的σ_zn＝f_z·cosγ′，σ_xn＝f_x·cosα′和σ_yn＝f_y·cos β′均为正应力。因此，作用在A_αβ面上的正合应力为σ_h＝σ_zn+σ_yh-σ_xn。于是可得
σ_h＝f_z·cosγ′+f_y·cosβ′-f_x·cosα′
将(1)、(3)、(5)式代入化解后，便得
σ_h＝σ_0z·cos²αcos²β+τ_0y·cosαsinβcosβ-τ_0x·sinαcosαcos²β(12)
3.2剪应力的合应力
由图2可知，f_x、f_y、f_z和作用于A_αβ的剪应力分别为τ_x、τ_y、τ_z，剪应力τ_x、τ_y、τ_z必然正交于法线n，并落在A_αβ面上。因此，τ_x＝f_xsinα′，τ_y＝f_ysinβ′，τ_z＝f_zsinγ′。又因τ_x、τ_y、τ_z是落在A_αβ面上。故τ_x与BO同向，τ_y与OF同向，τ_z与EO同向。我们关心的是x向的剪应力和y向的合剪应力，故需将剪应力τ_z分解为x向的剪应力τ_zx和y向的剪应力τ_zy，对应于图2的剪应力分解图如图3所示，由正弦定理，得
τzsin∠BOF=τzxsin∠EOF=τzysin(π-∠BOF-∠EOF)]]>
所以，τ_zx＝τ_zsin∠EOF/sin∠BOF；τ_zy＝τ_zcos∠EOF+τ_zsin∠EOFctg∠BOF
于是，沿x方向剪应力的合应力τ_xh
τxh=τx-τzx=τx-τzsin∠EOFsin∠BOF---(13)]]>
将(8)、(10)式代入(13)式，化解后，便得
τxh=(τ0x·cosαcosβ-σ0z·sinαcosβ)1-sin2αcos2β---(14)]]>
沿y方向剪应力的合应力τ_yh
τ_yh＝τ_y-τ_zy＝τ_y-τ_z(cos∠EOF+sin∠EOFctg∠BOF)(15)
将(7)-(10)式代入(15)式，化解后，便得
τ_yh＝τ_0y·cosαcos²β-σ_0z·sinβcosβ(16)
3.3双斜焊接面应力的减小
相比作用于A₀面上的正应力σ_0z和剪应力τ_0x、τ_0y，作用于A_αβ面上的正应力σ_h和剪应力τ_xh、τ_yh的减小为Δσ和Δτ_x、Δτ_y，分别可由(12)式和(14)式、(16)式求得：
Δσ=σ0z-σnσ0z=1-cos2αcos2β-τ0yσ0zcosαsinβcosβ+τ0xσ0zsinαcosβcos2β---(17)]]>
Δτx=τ0x-τxhτ0x=1-(cosαcosβ-σ0zτ0xsinβcosβ)1-sin2αcos2β---(18)]]>
Δτy=τ0y-τyhτ0y=1-cosαcos2β+σ0zτ0ysinβcosβ---(19)]]>
4.运行稳顺性和承载能力的增大
4.1运行的稳顺性
在列车前进方向，车轮同时作用于轨头踏面和轨头侧面斜焊缝的关系如图4所示。当列车经过与x轴成α角的斜焊接面焊缝时，车轮踏面6与轨头斜焊缝5不是完全接触，而是与斜焊缝内外两部分搭接接触，于是轴重便由轨头的内外两部分共同承担。当列车经过与y轴成β角的斜焊缝，轮缘8与轨头侧面斜焊缝7也不是完全接触，而是与斜焊缝前后两部分搭接接触，于是轮缘的横向载荷便由轨头侧面前后两部分共同承担，这就从根本上同时消除了由于焊缝凹陷造成列车的上下颠簸和左右震动。因此，这就比单斜焊接面进一步增加了列车运行的平顺性和稳定性。
4.2承载能力的增加
由于作用在A₀面上的z向、y向、x向的最大载荷为F_0z、F_0y、F_0x，且F_0z＝A₀·σ_0z、F_0y＝A₀·τ_0y、F_0x＝A₀·τ_0x，其中σ_0z、τ_0y、τ_0x为许用应力。作用在A_αβ面的z向、y向、x向最大载荷为F_z、F_y、F_x，于是F_z在A_αβ面上的法向载荷为F_αβn＝F_zcosγ′，F_y在A_αβ面沿y向的载荷为F_αβy＝F_ycosβ′，F_x在A_αβ面上沿x向的载荷为F_αβx＝F_xcosα′，且F_αβn＝A_αβ·σ_αβn，F_αβy＝A_αβ·τ_αβy，F_αβx＝A_αβ·τ_αβx，用许用应力σ_0z、τ_0y、τ_0x代替σ_αβn、τ_αβy、τ_αβx并不失分析的可比性，故有：F_αβn＝σ_0z·A_αβ，F_αβy＝τ_0y·A_αβ，F_αβx＝τ_0x·A_αβ。于是：相对于A₀面上的最大z向载荷F_0z、A_αβ面上z向的承载能力增加为
ΔFz=Fz-F0zF0z=Fαβn/cosγ′F0z-1=Aαβ·σ0z/cosγ′A0·σ0z-1=1cos2γ′---(20)]]>
相对于A₀面上的最大y向载荷F_0y，A_αβ面上y向承载能力的增加为
ΔFy=Fy-F0yF0y=Fαβy/cosβ′F0y-1=1cosβ′cosγ′-1---(21)]]>
相对于A₀面上的最大x向载荷F_0x，A_αβ面上x向承载能力的增加为
ΔFx=Fx-F0xF0x=1cosα′cosγ′-1---(22)]]>
将(1)、(3)、(5)式相应地代入(20)、(21)、(22)式，便得
ΔFz=1cos2α·cos2β-1---(23)]]>
ΔFy=1cosα·sinβcosβ-1---(24)]]>
ΔFx=1sinαcosα·cos2β-1---(25)]]>
本实用新型的有益效果在于：
1.当列车通过双斜焊接面的斜焊缝时同时可消除上下颠簸和左右震动。
2.沿钢轨双斜焊接面的垂向和横向纯剪应力及沿钢轨运动方向的纯正拉应力均减小。
3.沿钢轨的横向、垂向和轴向的承载能力都增加。
4.两条平行钢轨的双斜焊接面前后错排，更增加了列车运行的安全性，由于双斜焊接面减少了纯正拉应力和纯正剪应力，而且增加了横向、垂向和轴向的承载能力，因此采用铝热焊焊接，也能保证双斜焊接面的可靠性，这便提高了焊接效率，简化了焊接工艺，节省了焊接成本，而且可以厂焊或在线焊接。
5.特别适用于重载列车和高速动车组钢轨的焊接，也可用于城市轨道列车的无缝钢轨焊接。
总之，本实用新型不仅能增大焊接面的承载能力，减少焊接面的轴向拉应力和横向剪应力，且能同时消除列车的上下颠簸和左右震动，还能将铝热焊有效的用于无缝钢轨的焊接，对铁路建设的钢轨无缝焊接具有重要变革，特别适合于重载、高速列车钢轨的整体无缝焊接。
附图说明
图1为双斜焊接面A_αβ的空间方位示意图
图2为双斜焊接面A_αβ的形成和应力状态图
图3为双斜焊接面A_αβ的剪应力图
图4为车轮踏面通过轨头踏面斜焊缝和轮缘通过轨头侧面斜焊缝的运行稳顺性示意图
图5为两条平行钢轨的斜焊接面错位排布图
图6为与x轴成α角的单斜面方位图
图7为与y轴成β角的单斜面方位图
其中：1.钢轨2.轨头3.轨腰4.轨底5.双斜焊接面A_αβ在轨头踏面的斜焊缝6.车轮踏面7.双斜焊接面A_αβ在轨头侧面的斜焊缝8.车轮轮缘9.与x轴交α角的单斜焊接面的焊缝10.过单斜焊缝9的车轮踏面11.与y轴成β角的单斜焊接面的焊缝12.过单斜焊缝11的车轮轮缘
具体实施方式
本实用新型由钢轨和双斜焊接面构成，两条平行钢轨1与双斜焊接面A_αβ是错位排列，错位长度大于一节车厢的长度，焊接方式为现有的铝热焊技术。
以下为本实用新型“运行无颠簸震动承载能力大的无缝钢轨双斜焊接面结构”的生产实例：
在实际应用中，路基是现有的钢筋混凝土无砟路基，钢轨是现行的重载货车、高速客车和城市轨道列车所用的各种型号的钢轨，钢轨与路基连接的轨枕、垫板、垫板固定螺栓和扣件完全不变。
由于在确定了双斜面的α角和β角之后，才能确定A_αβ面，在正拉应力的减小Δσ，纯剪应力的减小Δτ_x和Δτ_y符合设计要求的前提下，才能确定双斜面A_αβ的α和β的值。又由于载荷作用于A_αβ面上应力减小的解析式(17)～(19)式中含待定项和因此，在已知和之值的前提下，才能求得对应于α、β之值的Δσ、Δτ_x、Δτ_y的值。由于列车在运行中，作用于A_αβ面上沿z向的最大牵引载荷F_z大于车轮沿y向的最大正压载荷F_y，F_y大于轮缘作用于A_αβ面上的最大横向载荷F_x，故相应的最大应力σ_0z、τ_0x和τ_0y之间存在σ_0z＞τ_0y＞τ_0x关系，据此，分别设定之后，再求得对应于α、β的应力减小值，列于附表1、附表2和附表3。对应于α、β角承载能力的增大值，列于附表4。
根据不同类型列车运行的实际情况，确定和之值，再根据设计要求的应力减小值Δσ、Δτ_y、Δτ_x，便可确定A_αβ面的设计α角和β角之值。有了α角和β角的确定值，便能将待焊接两段钢轨的端头用带锯或无齿锯锯成A_αβ的双斜面，再上下左右对齐，并预留适当的间隙，用铝热焊焊接，随后推凸、打磨、热处理，即完成双斜面接头的焊接。


由附表1、附表2和附表3可知，剪应力Δτ_x和Δτ_y的减小值均大于100％。初看这似乎令人费解。但是，若分析剪应力图3，其疑便释：因τ_zx和τ_zy是τ_z沿x和y的分剪应力，且其方向与τ_x和τ_y方向相反。故当τ_zx与τ_x的绝对值相等时，τ_zy与τ_y的绝对值相等时，Δτ_x和Δτ_y的减小值等于100％；当τ_zx和τ_zy的绝对值大于τ_x和τ_y的绝对值时，Δτ_x和Δτ_y的减小值便大于100％。但是，不允许Δτ_x和Δτ_y的减小值大于200％。由图2可见，正应力σ_zn不可能大于σ_xn+σ_yn，因此Δσ的减小值不可能大于100％。