摘要： 為指導(dǎo)高速道岔轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)，根據(jù)道岔區(qū)輪軌系統(tǒng)耦合動(dòng)力學(xué)理論和有限元方法，建立了轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)受力計(jì)算模型；以60 kg/m鋼軌客運(yùn)專線18號(hào)單開道岔轉(zhuǎn)轍器外鎖閉裝置為例，研究了列車過岔速度、尖軌不足位移和頂鐵離縫等對(duì)轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)力學(xué)特性的影響.研究結(jié)果表明：列車過岔速度對(duì)轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)力學(xué)特性有顯著影響，當(dāng)過岔速度為250 km/h時(shí)，其受力及變形到達(dá)最大；存在一定的尖軌轉(zhuǎn)換不足位移，有利于改善轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)；頂鐵離縫的增加使轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)的受力幾乎呈線性增加，在道岔運(yùn)營過程中應(yīng)盡量避免頂鐵離縫出現(xiàn).

關(guān)鍵詞： 高速道岔；鎖閉鉤；列車荷載；不足位移；頂鐵離縫

中圖分類號(hào)： U213.6文獻(xiàn)標(biāo)志碼： AMechanical Properties of HighSpeed Turnout Switching

and Locking Device XU Jingmang，WANG Ping，CHEN Rong，XU Hao

（MOE Key Laboratory of HighSpeed Railway Engineering， Southwest Jiaotong University， Chengdu 610031， China）

Abstract：In order to optimize the design of highspeed switching and locking device， a lateral force calculation model for switching and locking device was established according to the wheelrail system coupled dynamics using the finite element method. Taking the external locking device of 60 kg/m rail No.18 turnout in passenger dedicated line as an example， the influences of some main factors， including the speed through turnout， scant displacement of switch rail， and the gap between point switch and block， on the mechanical properties of switching and locking device were analyzed. The computational results show that the speed through turnout has significant effect on the mechanical properties of locking hook； when the speed through the turnout was 250 km/h， the lateral force and displacement was at maximum； a certain scant displacement of switch rail is favorable for the force of locking hook； as the gap between point switch and jacking block increases， the force of locking hook increases almost linearly， and the gap should be avoided to the greatest extent during the operation of turnout.

Key words：highspeed turnout； locking hook； train load； scant displacement； gap between point switch and jacking block

高速道岔作為高速鐵路的重要基礎(chǔ)設(shè)施之一，其主要功能（轉(zhuǎn)入或跨越）的實(shí)現(xiàn)是通過轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)來完成，轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)的使用可靠性將直接影響列車運(yùn)行的安全性[12].轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)在高速列車荷載作用下，將導(dǎo)致其振動(dòng)破壞，且受列車荷載及道岔制造、鋪設(shè)、使用狀態(tài)影響波動(dòng)大，一直未形成明確的設(shè)計(jì)荷載、檢算方法，僅依靠現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試驗(yàn)證其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性[3].

文獻(xiàn)[3]運(yùn)用結(jié)構(gòu)力學(xué)方法分析列車荷載作用下鎖閉鉤的受力及強(qiáng)度檢算，但是將列車荷載簡(jiǎn)化為靜態(tài)荷載，未考慮列車荷載的動(dòng)力效應(yīng).文獻(xiàn)[4]中建立了提速道岔外鎖閉裝置的有限元接觸計(jì)算模型，分析心軌變形對(duì)轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)受力的影響，但將列車荷載簡(jiǎn)化為恒定移動(dòng)荷載.

以便真實(shí)地反應(yīng)轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)在列車荷載作用下的力學(xué)特性，轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)受力分析模型中，有必要考慮列車通過道岔時(shí)的動(dòng)態(tài)力.

本文根據(jù)道岔區(qū)輪軌系統(tǒng)耦合動(dòng)力學(xué)理論建立車輛道岔耦合振動(dòng)模型，分析高速道岔在列車荷載作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)；利用有限元方法建立轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)受力計(jì)算模型，將道岔動(dòng)態(tài)響應(yīng)作為激勵(lì)施加于受力計(jì)算模型中，分析轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)力學(xué)特性.1計(jì)算模型1.1轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)由鎖閉鉤、鎖閉桿、鎖閉框、尖軌連接鐵等組成，如圖1所示.西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)第48卷第4期徐井芒等：高速道岔轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)力學(xué)特性轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的鎖閉框直接安裝在基本軌上，尖軌通過尖軌連接鐵與鎖閉鉤相連接，尖軌在縱向方向可自由伸縮，通過鎖閉桿的橫向運(yùn)動(dòng)牽引尖軌轉(zhuǎn)換并鎖閉.

現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)表明，當(dāng)列車通過道岔時(shí)，轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)中最主要的受力元件是鎖閉鉤[4].因此，本文主要針對(duì)鎖閉鉤的受力特性展開研究.

圖1轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)圖

Fig.1Structure of the switching and locking device

1.2模型建立本文的重點(diǎn)在于建立轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)受力計(jì)算模型，車輛道岔耦合振動(dòng)模型的建立及振動(dòng)方程的求解可參見文獻(xiàn)[3].由于轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)主要對(duì)道岔鋼軌的橫向運(yùn)動(dòng)起約束作用，故只考慮道岔鋼軌及轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)的橫向耦合作用.根據(jù)有限元方法，建立如圖2所示計(jì)算模型.

圖2轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)受力計(jì)算模型

Fig.2Force calculation model for the switching and locking device

模型中，道岔尖軌采用變截面梁?jiǎn)卧M，考慮邊界效應(yīng)，模型長度取尖軌跟端后20 m，模型末端按剛性約束處理；尖軌與基本軌貼靠狀態(tài)以及頂鐵支撐狀態(tài)均采用非線性單向彈簧模擬；尖軌跟端扣件及邊界條件鋼軌扣件橫向支撐作用采用線性彈簧模擬；鎖閉鉤采用變截面梁?jiǎn)卧M；鎖閉鉤底部及鎖閉端進(jìn)行固定約束.通過改變相關(guān)模型參數(shù)，可以分析不同工作狀態(tài)下鎖閉鉤力學(xué)特性.

采用有限元方法離散后，模型在時(shí)刻t的動(dòng)力響應(yīng)方程為

M（t）+C（t）+Kx（t）=F（t），（1）

式中：

M、C和K分別為系統(tǒng)的質(zhì)量、阻尼和剛度矩陣；

（t）、（t）和x（t）分別為模型在時(shí)刻t的加速度、速度和位移向量；

F（t）為模型在時(shí)刻t的荷載向量.

采用Newmark時(shí)間積分方法[57]在離散的時(shí)間點(diǎn)上求解上述動(dòng)力響應(yīng)方程，具體計(jì)算過程本文不再贅述.1.3主要計(jì)算參數(shù)以60 kg/m鋼軌客運(yùn)專線18號(hào)350 km/h系列單開道岔轉(zhuǎn)轍器外鎖閉裝置為例，計(jì)算參數(shù)設(shè)定如下：尖軌與基本軌貼靠時(shí)，尖軌貼靠部位支撐剛度取為基本軌抗外翻支承剛度50 kN/mm；尖軌受頂鐵支撐時(shí)，頂鐵支撐剛度取為基本軌橫向支撐剛度100 kN/mm；尖軌末端及邊界條件鋼軌受扣件橫向約束，取為扣件橫向剛度50 kN/mm[3].

18號(hào)道岔布置3個(gè)牽引點(diǎn)，各牽引點(diǎn)距尖軌尖端的距離分別為0.48、5.28、10.68 m，尖軌連接鐵及銷軸的連接剛度通過建立有限元計(jì)算模型計(jì)算求得，為20 kN/mm.

為計(jì)算簡(jiǎn)便，僅考慮道岔區(qū)結(jié)構(gòu)不平順，分析得到列車過岔時(shí)的道岔鋼軌所受的輪軌力，用于轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)受力計(jì)算.道岔轉(zhuǎn)轍器部分橫向結(jié)構(gòu)不平順如圖3所示，以列車過岔速度為300 km/h為例，計(jì)算得到尖軌所受輪軌橫向力歷程曲線如圖4所示.

圖3轉(zhuǎn)轍器部分橫向結(jié)構(gòu)不平順

Fig.3Horizontal structure irregularities in

the switch part

圖4輪軌橫向力歷程曲線

Fig.4Process curve of lateral

force between wheel and rail2影響力學(xué)特性的因素鎖閉鉤在鎖閉狀態(tài)較斥離狀態(tài)受力情況更為不利，鎖閉鉤在鎖閉狀態(tài)時(shí)除了承受尖軌的彈性恢復(fù)力，還承受列車通過時(shí)的動(dòng)態(tài)力，其力學(xué)特性受道岔實(shí)際工作狀態(tài)的影響.應(yīng)用上述計(jì)算模型，本文分析了列車過岔速度、尖軌基本軌貼靠情況及頂鐵支撐狀態(tài)等對(duì)鎖閉鉤力學(xué)特性影響.2.1列車過岔速度列車以不同的速度通過道岔，道岔尖軌的工作狀態(tài)不同，所承受的輪軌力發(fā)生變化，對(duì)鎖閉鉤的力學(xué)特性產(chǎn)生一定影響[89].考慮到列車通過道岔的實(shí)際情況，列車通過道岔速度分別取200、225、250、300和350 km/h.

計(jì)算中，運(yùn)用車輛道岔耦合動(dòng)力學(xué)理論，求解出列車以不同速度通過道岔時(shí)尖軌承受的橫向輪軌力（類似于圖4所示），然后將此力作為激勵(lì)施加于轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)受力計(jì)算模型中，進(jìn)而求解得到列車不同通過速度時(shí)各牽引點(diǎn)處鎖閉鉤橫向力和橫向位移.計(jì)算結(jié)果見圖5.考慮列車過岔時(shí)的安全性及舒適性，計(jì)算出鎖閉鉤橫向力最大時(shí)，即列車速度250 km/h時(shí)，脫軌系數(shù)及車體橫向加速度，計(jì)算結(jié)果見圖6和圖7.

從圖5可知，當(dāng)列車過岔速度低于250 km/h時(shí)，鎖閉鉤橫向力和橫向位移隨著列車速度的提高而增加，當(dāng)列車過岔速度高于250 km/h時(shí)，鎖閉鉤橫向力和橫向位移隨著列車速度的提高而減少；第1 牽引點(diǎn)處受速度影響變化幅度小，鎖閉力最大變化幅度2.69 kN，橫向位移最大變化幅度0.154 mm，第2牽引點(diǎn)和第3牽引點(diǎn)處受速度影響變化幅度較大，第2牽引點(diǎn)處鎖閉力最大變化幅度 10.99 kN，橫向位移最大變化幅度0.255 mm，第3牽引點(diǎn)處鎖閉力最大變化幅度12.74 kN，橫向位移最大變化幅度0.266 mm.這是因?yàn)楦咚佘囕v車體的自振頻率多為1 Hz左右[1012]，與車體自振頻率一致或接近的不平順，將引起車體的強(qiáng)烈諧振.車輛速度250 km/h時(shí)，易引起車體諧振、使舒適性惡化的波長約為69 m左右.由于道岔中存在結(jié)構(gòu)不平順，道岔區(qū)易形成以道岔長度為波長的不平順，故當(dāng)列車以250 km/h速度通過18號(hào)道岔時(shí)將可能引起強(qiáng)烈諧振.

從圖6和圖7可知，當(dāng)列車以250 km/h的速度通過道岔時(shí)，最大脫軌系數(shù)為0.48，車體最大橫向加速度為0.40 m/s2，均滿足指標(biāo)要求.表明列車以250 km/h的速度通過道岔滿足安全性及舒適性要求.

總體上看，列車過岔速度對(duì)鎖閉鉤力學(xué)特性有顯著影響，為保證鎖閉鉤正常使用，設(shè)計(jì)道岔轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)時(shí)，應(yīng)注意列車過岔速度對(duì)鎖閉鉤結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的影響.

（a） 鎖閉鉤橫向力（b） 鎖閉鉤橫向位移圖5列車過岔速度對(duì)鎖閉鉤橫向力和橫向位移的影響

Fig.5Influence of the speed through turnout on the lateral force and displacement of locking hook圖6脫軌系數(shù)

Fig.6Derailment coefficients of the bogie

圖7車體橫向加速度

Fig.7Lateral acceleration of the car body

2.2尖軌不足位移道岔牽引轉(zhuǎn)換中，尖軌往往達(dá)不到設(shè)計(jì)的理想線型，即存在不足位移現(xiàn)象.不足位移是道岔不平順的重要組成部分，會(huì)迫使車輪運(yùn)行方向發(fā)生突變，導(dǎo)致列車過岔時(shí)動(dòng)力響應(yīng)過大，對(duì)鎖閉鉤的力學(xué)特性產(chǎn)生影響[1314].

根據(jù)尖軌可能存在不足位移情況，尖軌不足位移分別取0.0、0.5、1.0、1.5和2.0 mm，列車過岔速度取為300 km/h.計(jì)算中，通過設(shè)置貼靠狀態(tài)的非線性彈簧參數(shù)來模擬不同尖軌不足位移，然后將如圖4所示輪軌橫向力施加于轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)受力計(jì)算模型中，進(jìn)行各牽引點(diǎn)處鎖閉鉤橫向力和橫向位移求解，計(jì)算結(jié)果見圖8.

從圖8（a）可知，尖軌不足位移小于1.0 mm時(shí)，第1牽引點(diǎn)鎖閉鉤橫向力隨不足位移增大而增大，橫向力變化幅度為3.782 kN，第2牽引點(diǎn)和第3牽引點(diǎn)鎖閉鉤橫向力隨不足位移增大而減小，第2牽引點(diǎn)處橫向力變化幅度為6.2 kN，第3牽引點(diǎn)處橫向力變化幅度為8.17 kN；從圖8（b）可知，第1牽引點(diǎn)鎖閉鉤橫向位移隨尖軌不足位移增加而增加，變化幅度為0.12 mm，第2牽引點(diǎn)和第3牽引點(diǎn)鎖閉鉤橫向位移隨不足位移增大而減小，變化幅度分別為0.04和0.03 mm.這是因?yàn)殒i閉鉤的橫向力主要受尖軌的反向彎曲產(chǎn)生的，而由于尖軌不足位移的存在減緩了尖軌反向彎曲，從而使鎖閉鉤橫向力減小.

從鎖閉鉤的受力來看，存在一定的尖軌轉(zhuǎn)換不足位移有利于鎖閉鉤的受力，但過大的尖軌不足位移將增大道岔區(qū)動(dòng)態(tài)不平順，進(jìn)而影響列車過岔的舒適性及安全性，故須控制尖軌轉(zhuǎn)換不足位移.2.3頂鐵離縫頂鐵通常安裝在基本軌軌腰上，以阻止尖軌過大的橫向位移；頂鐵通過與尖軌軌腰接觸限制尖軌橫向位移，控制轉(zhuǎn)換后的線形，同時(shí)抵抗列車橫向力的作用.由于安裝精度等原因，尖軌轉(zhuǎn)換到位后尖軌軌腰與頂鐵并未接觸，當(dāng)列車通過時(shí)產(chǎn)生動(dòng)態(tài)不平順，影響鎖閉鉤的力學(xué)特性[15].

尖軌轉(zhuǎn)換到位后，分別取尖軌軌腰與頂鐵之間的離縫為0.0、0.5、1.0、1.5和2.0 mm，列車過岔速度取為300 km/h.計(jì)算中，通過設(shè)置頂鐵支撐狀態(tài)的非線性彈簧參數(shù)來模擬不同頂鐵離縫， 同樣將如圖4所示輪軌橫向力施加于轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)受力計(jì)算模型中，進(jìn)行各牽引點(diǎn)處鎖閉鉤橫向力和橫向位移求解，計(jì)算結(jié)果見圖9.

從圖9可知，隨著尖軌軌腰與頂鐵離縫的增大，第1牽引點(diǎn)鎖閉鉤橫向力及橫向位移變化不明顯，而第2牽引點(diǎn)和第3牽引點(diǎn)鎖閉鉤橫向力及橫向位移均增大.當(dāng)離縫值達(dá)到0.5 mm時(shí)，第3牽引點(diǎn)鎖閉鉤橫向位移超過規(guī)定限值1.0 mm[16]，當(dāng)離縫值達(dá)到1.5 mm時(shí)，第2牽引點(diǎn)鎖閉鉤橫向位移也超過規(guī)定限值，但第1牽引點(diǎn)處未發(fā)生位移超限現(xiàn)象.

當(dāng)轉(zhuǎn)換到位后，尖軌軌腰與頂鐵之間存在離縫會(huì)使尖軌產(chǎn)生較大橫向位移，進(jìn)而使鎖閉鉤產(chǎn)生較大橫向力.由于第1牽引點(diǎn)鎖閉鉤橫向力主要由于輪載使第2牽引點(diǎn)和第3牽引點(diǎn)之間尖軌彎曲產(chǎn)生的，故第1牽引點(diǎn)處受頂鐵離縫影響不大.

從控制鎖閉鉤橫向力和橫向位移的角度上考慮，在道岔運(yùn)營過程中應(yīng)注意盡量避免頂鐵離縫的出現(xiàn).

（a） 鎖閉鉤橫向力（b） 鎖閉鉤橫向位移圖8不足位移對(duì)鎖閉鉤橫向力和橫向位移的影響

Fig.8Influence of scant displacement on the lateral force and displacement of locking hook（a） 鎖閉鉤橫向力（b） 鎖閉鉤橫向位移圖9頂鐵離縫對(duì)鎖閉鉤橫向力和橫向位移的影響

Fig.9Influence of block gap on the lateral force and displacement of locking hook3結(jié)論與建議通過對(duì)客運(yùn)專線18號(hào)單開道岔轉(zhuǎn)轍器外鎖閉裝置受力影響因素分析，得到以下主要結(jié)論：

（1） 本文提出的轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)受力計(jì)算模型，既考慮列車過岔時(shí)輪載的時(shí)程變化，也考慮基本軌、頂鐵的非線性支撐作用，能夠全面地描述鎖閉鉤受力特性，可用于鎖閉鉤的受力計(jì)算及強(qiáng)度檢算.

（2） 列車過岔速度的變化對(duì)鎖閉鉤的受力影響較大，對(duì)于18號(hào)道岔，過岔速度為250 km/h時(shí)鎖閉鉤的橫向力和橫向位移達(dá)到最大，但列車過岔的安全性及平穩(wěn)性指標(biāo)均滿足要求.故為了保證鎖閉鉤的正常工作，在進(jìn)行鎖閉鉤結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)當(dāng)注意列車過岔速度對(duì)鎖閉鉤受力的影響.

（3） 當(dāng)尖軌轉(zhuǎn)換不足位移增大時(shí)，第1牽引點(diǎn)鎖閉鉤受力增大，但增大幅度有限，第2牽引點(diǎn)和第3牽引點(diǎn)鎖閉鉤受力減小，從鎖閉鉤受力的角度考慮，存在一定的尖軌不足位移有利于鎖閉鉤的受力.

（4） 當(dāng)頂鐵離縫增大時(shí)，第2牽引點(diǎn)和第3牽引點(diǎn)鎖閉鉤橫向力幾乎呈線性增大，橫向位移出現(xiàn)超限現(xiàn)象.必須嚴(yán)格控制道岔生產(chǎn)及施工精度，避免頂鐵離縫的出現(xiàn)，以改善鎖閉鉤的受力及變形狀態(tài).參考文獻(xiàn)：[1]王平，陳嶸，陳小平. 高速鐵路道岔設(shè)計(jì)關(guān)鍵技術(shù)[J]. 西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2010，45（2）： 2833.

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