徐井芒，王平，謝鎧澤，孫曉勇

(1．西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，四川成都610031;2．中國鐵路通信信號集團公司，北京100166)

可動心軌道岔是我國高速鐵路采用的主要道岔結(jié)構(gòu)型式，其通過扳動可動的心軌來實現(xiàn)轍叉區(qū)直側(cè)向的轉(zhuǎn)換，心軌扳動是依靠電務(wù)轉(zhuǎn)換設(shè)備來實現(xiàn)的。與固定轍叉道岔相比較，可動心軌道岔消除了有害空間，減緩了車輪的沖擊作用，提高了列車過岔速度。

由于可動心軌尖端采用藏尖式結(jié)構(gòu)，車輪經(jīng)過時重心會先降低隨后升高，故可動心軌道岔存在不可避免結(jié)構(gòu)不平順［1－3］，其作為激勵源仍將引起高速列車與道岔之間強烈的動力作用，并激起與可動心軌相連結(jié)的電務(wù)轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的振動。同時轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)在列車通過時的受力狀態(tài)非常復(fù)雜，受列車荷載，道岔制造，鋪設(shè)質(zhì)量及使用狀態(tài)的影響波動大，長期以來未形成明確的設(shè)計荷載和檢算方法等，只能依靠現(xiàn)場測試來驗證其結(jié)構(gòu)設(shè)計的合理性，在很大程度上限制轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的進一步優(yōu)化設(shè)計［4－6］。為此，本文根據(jù)岔區(qū)輪軌相互作用機理，建立包含電務(wù)轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的車輛－道岔耦合動力學(xué)模型，對轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)動態(tài)受力及變形進行仿真計算，研究心軌不足位移，頂鐵離縫和扣件橫向剛度等因素對轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響。

1 車輛－道岔動力學(xué)模型

1．1 可動心軌轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)

可動心軌轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)由鎖閉鉤，鎖閉桿和鎖閉框等組成，如圖1所示，其中鎖閉框的結(jié)構(gòu)如圖2所示，轉(zhuǎn)換設(shè)備的鎖閉框直接安裝在翼軌上，心軌插在鎖鉤的楔形槽內(nèi)，心軌在楔形槽內(nèi)可自由伸縮，通過鎖閉桿的橫向運動牽引心軌轉(zhuǎn)換并鎖閉。現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)表明:當(dāng)列車通過道岔時，轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)中最主要的受力元件是鎖閉鉤［7］。因此，本文主要針對鎖閉鉤的力學(xué)特性展開研究。

圖1 可動心軌轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)圖Fig．1 Structure of the switching and locking device for movable frog

1．2 動力學(xué)模型的建立

采用車輛－道岔耦合動力學(xué)的相關(guān)理論［8－9］，充分考慮轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)，道岔與車輛間的相互作用機理，建立車輛－道岔耦合動力學(xué)模型?？紤]轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)后的車輛－道岔耦合動力學(xué)模型包含具有二系懸掛的車輛模型，可動心軌道岔模型和輪軌耦合接觸模型。

圖2 鎖閉框結(jié)構(gòu)圖Fig．2 Structure of locking box

1．2．1 車輛模型

根據(jù)高速客車結(jié)構(gòu)形式和懸掛特性，將車體、轉(zhuǎn)向架和輪對看作為剛體，彼此之間分別通過一系和二系彈簧阻尼元件連接，每個剛體具有點頭，搖頭，側(cè)滾，沉浮和橫移5個自由度，共有35個自由度，如圖3所示。

圖3 車輛模型Fig．3 Calculation model of vehicle

1．2．2 道岔模型

充分考慮道岔鋼軌，轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)，聯(lián)結(jié)零件和道床板的動力學(xué)特點，分別進行理論建模。道岔心軌看作變截面梁，翼軌、基本軌看作彈性點支承等截面梁，考慮鋼軌彎曲變形;轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)考慮鎖閉鉤和鎖閉框的實際結(jié)構(gòu)特性，模型中計入鎖閉鉤的抗彎剛度和參振質(zhì)量，并且將鎖閉框的參振質(zhì)量計入相應(yīng)的翼軌中;聯(lián)結(jié)零件看作可傳遞剪力和彎矩的梁單元;道床板視為彈性地基薄板，鋼軌與鎖閉鉤，鎖閉鉤與鎖閉桿及鋼軌與道床板間均采用彈簧－阻尼系統(tǒng)連接。道岔模型如圖4所示。

圖4 道岔模型Fig．4 Model of switch

1．2．3 輪軌耦合接觸模型

由于存在輪載過渡及輪緣槽結(jié)構(gòu)，道岔區(qū)輪軌接觸關(guān)系相對于區(qū)間線路車輪與單根鋼軌的接觸要復(fù)雜得多，可能發(fā)生單點接觸，2點接觸甚至3點接觸。本文只考慮踏面與鋼軌的單點接觸，踏面和輪緣與鋼軌的2點接觸以及踏面和輪背與兩鋼軌的2點接觸。通過輪軌接觸實現(xiàn)車輛，道岔之間的空間耦合作用，根據(jù)Hertz非線性接觸理論計算輪軌法向力，根據(jù)Kalker線性蠕滑理論計算蠕滑力，并用沈氏理論進行非線性修正［10］。以單點接觸為例，輪軌耦合接觸模型如圖5所示。

圖5 輪軌耦合接觸模型Fig．5 Coupling model of wheel－ rail contact

將車輛模型和軌道模型通過輪軌接觸耦合在一起，可以得到包含轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的車輛－軌道耦合動力學(xué)模型，其振動方程可以表述為

考慮道岔結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，本文計算中只考慮轍叉區(qū)的結(jié)構(gòu)不平順，不考慮轍叉區(qū)的幾何不平順，以LMA磨耗型踏面為例，由岔區(qū)輪軌接觸幾何關(guān)系可以求得，轍叉部分豎向結(jié)構(gòu)不平順如圖6所示，橫向結(jié)構(gòu)不平順如圖7所示。

1．3 主要計算參數(shù)

車輛采用CRH3動車組，軸重15 t，轉(zhuǎn)向架固定軸距2．5 m，車輛長度25．8 m，直向過岔速度為350 km/h。道岔為60 kg/m 18號單開道岔，彈條Ⅱ型扣件，間距0．6 m，混凝土軌枕，無砟道床?？蓜有能壊糠职惭b有兩部轉(zhuǎn)換鎖閉設(shè)備，距心軌實際尖端的距離分別為0．1 m和3．6 m，鎖閉鉤材質(zhì)采用45號鋼調(diào)質(zhì)，基本結(jié)構(gòu)參數(shù)為:第1牽引點處鎖閉鉤長度為542 mm，高度為181 mm;第2牽引點處鎖閉鉤長度為887 mm，高度為86 mm;各部件的主要計算參數(shù)如表1所示。

圖6 轍叉部分豎向結(jié)構(gòu)不平順Fig．6 Vertical structure irregularities in crossing part

圖7 轍叉部分橫向結(jié)構(gòu)不平順Fig．7 Horizontal structure irregularities in crossing part

表1 主要計算參數(shù)Table 1 Main calculation parameters

1．4 計算模型驗證

運用本文計算模型分析計算CRH3動車組以速度350 km/h直逆向通過18號道岔時的動態(tài)響應(yīng)，與鐵道科學(xué)研究院在武廣線的烏龍泉車站的18號無砟道岔動態(tài)測試試驗結(jié)果進行對比［11］，如表2所示，其測試值為動車組以350 km/h速度等級直逆向過岔時各測點實測最大值的范圍。由于本文計算未考慮隨機不平順，導(dǎo)致減載率相差較大，但其他值相當(dāng)，可以認(rèn)為本文的計算模型正確。

表2 理論計算與實測結(jié)果對比Table 2 Comparison between theoretical calculation and measured results

2 影響因素分析

鎖閉鉤在轉(zhuǎn)換和鎖閉過程中承受的力主要為鎖閉桿拉力和心軌反彈力，其應(yīng)力水平較低。在鎖閉狀態(tài)下，鎖閉鉤承受的力主要為列車通過時，由心軌橫向受力變形產(chǎn)生的動態(tài)力，此時鎖閉鉤受力最為不利，可以看出:鎖閉鉤主要對心軌的橫向起約束作用，且道岔的工作狀態(tài)必然會影響鎖閉鉤的受力變形，故本文將主要研究心軌不足位移，頂鐵離縫和扣件橫向剛度等對鎖閉鉤橫向受力變形的影響。

2．1 不足位移的影響

道岔牽引轉(zhuǎn)換中，心軌往往達不到設(shè)計的理想線型，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，會迫使車輪運行方向發(fā)生突變，導(dǎo)致列車過岔時動力響應(yīng)過大，對鎖閉鉤的力學(xué)特性產(chǎn)生影響［12－13］。根據(jù)心軌可能存在不足位移情況，假定各牽引點處心軌不足位移相同，分別取0，0．5，1．0，1．5 和 2．0 mm 等工況。不同工況下各牽引點處鎖閉鉤橫向受力和變形計算結(jié)果最大值如圖8所示。

從圖8可知:不足位移對心軌第1牽引點處鎖閉鉤的受力及變形影響較大，但對心軌第2牽引點處鎖閉鉤的受力及變形影響不明顯。第1牽引點處，當(dāng)心軌不足位移從0 mm增大至2 mm時，鎖閉鉤最大橫向力由12．586 kN增至20．348 kN，增加幅度為61．7%;鎖閉鉤最大橫向位移由0．33 mm增至0．53 mm，增加幅度為60．6%，且2者的變化規(guī)律幾乎呈線性增加。第2牽引點處，當(dāng)不足位移從0 mm增大2 mm時，鎖閉鉤承受橫向力及橫向位移最大值均只發(fā)生較小的波動，其中橫向力最大值的波動幅度為3．29 kN，橫向位移最大值波動幅度為0．055 mm。這是因為若道岔條件不良，心軌與翼軌不密貼，即出現(xiàn)不足位移現(xiàn)象，當(dāng)列車通過時，橫向力作用下將不足位移壓回，使心軌與翼軌貼靠，為此鎖閉鉤將承受心軌被壓產(chǎn)生的橫向力，故第1牽引點處鎖閉鉤橫向受力及變形主要由于心軌的橫向變形產(chǎn)生的，且該力隨著不足位移的增加而增大。

圖8 不足位移對鎖閉鉤橫向力和位移的影響Fig．8 Influence of scant displacement on lateral force and displacement of locking hook

從心軌不足位移對鎖閉鉤受力及變形的影響來看，第1牽引點處鎖閉鉤受力主要受心軌密貼狀態(tài)的影響。過大的心軌不足位移會使心軌第1牽引點處鎖閉鉤受力狀態(tài)惡化，故應(yīng)嚴(yán)格控制心軌不足位移的出現(xiàn)。

2．2 頂鐵離縫的影響

頂鐵通常安裝在翼軌軌腰上，以阻止心軌過大的橫向位移。頂鐵通過與心軌軌腰接觸限制心軌橫向位移，控制轉(zhuǎn)換后的線形，同時抵抗列車橫向力的作用。由于安裝精度等原因，心軌轉(zhuǎn)換到位后心軌軌腰與頂鐵并未接觸，當(dāng)列車通過時產(chǎn)生動態(tài)不平順，影響鎖閉鉤的力學(xué)特性。心軌轉(zhuǎn)換到位后，假定心軌軌腰與各個頂鐵之間離縫值相同，分別取0，0．5，1．0，1．5 和 2．0 mm 等工況。不同工況下各牽引點處鎖閉鉤橫向受力和變形計算結(jié)果最大值如圖9所示。

圖9 頂鐵離縫對鎖閉鉤橫向力和位移的影響Fig．9 Influence of block gap on lateral force and displacement of locking hook

從圖9可知:頂鐵離縫對心軌第1牽引點處鎖閉鉤的受力及變形影響不明顯，但對心軌第2牽引點處鎖閉鉤的受力及變形影響較大。第1牽引點處，當(dāng)頂鐵離縫值從0 mm增大到2 mm時，鎖閉鉤承受橫向力及橫向位移最大值均只發(fā)生較小的波動，其中橫向力最大值的波動幅度為2．214 kN，橫向位移最大值波動幅度為0．04 mm。第2牽引點處，頂鐵離縫值小于1 mm時，第2牽引點處鎖閉鉤的橫向受力及變形隨著頂鐵離縫的增大而減小，頂鐵離縫值從0 mm增大到1 mm時，鎖閉鉤最大橫向力由52．566 kN降至40．637 kN，降低幅度為22．7%;鎖閉鉤最大橫向位移由0．886 mm降至0.69 mm，降低幅度為22．1%。這是因為當(dāng)列車通過時，橫向力作用在2牽引點之間或第2牽引點之后的心軌上，心軌由于彈性反向變形導(dǎo)致第2牽引點處的鎖閉鉤受力。而頂鐵離縫的出現(xiàn)在一定程度上能夠減緩心軌的反向彎曲變形，從而使鎖閉鉤橫向受力及變形減小。

從頂鐵離縫對鎖閉鉤受力及變形的影響來看，第2牽引點處鎖閉鉤受力主要受頂鐵離縫的影響，存在一定的頂鐵離縫能夠改善心軌鎖閉鉤的受力狀態(tài)，但存在較大的頂鐵離縫會產(chǎn)生道岔的狀態(tài)不平順，影響列車過岔的舒適性及安全性，故仍須控制頂鐵離縫的出現(xiàn)。

2．3 扣件橫向剛度的影響

扣件橫向剛度是影響心軌橫向受力和變形的最重要因素之一?？奂M向剛度的設(shè)置主要為了防止鋼軌橫移和外翻，保持其橫向穩(wěn)定性。為揭示扣件橫向剛度對轉(zhuǎn)換鎖閉結(jié)構(gòu)的影響，比較分析了10，30，50，80 和100 kN/mm 等5 種扣件橫向剛度工況下鎖閉鉤的力學(xué)性能，鎖閉鉤的橫向受力及變形最大值的計算結(jié)果如圖10所示。

從圖10可知:第1牽引點處鎖閉鉤橫向受力及變形隨著扣件橫向剛度增大而略有增大，而第2牽引點處鎖閉鉤橫向受力及變形隨著扣件橫向剛度增大而略有減小，可以認(rèn)為扣件橫向剛度對心軌鎖閉鉤的受力及變形幾乎沒有影響。這是由鎖閉鉤受力傳遞途徑所決定的。鎖閉鉤的受力傳遞途徑為:心軌→鎖閉鉤→鎖閉鐵→鎖閉框→翼軌→心軌，為受力平衡系統(tǒng)，扣件剛度的變化只能影響整個系統(tǒng)的橫向變形，而對系統(tǒng)內(nèi)部的受力幾乎沒有影響。故扣件橫向剛度對轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)影響較小，但為了防止道岔區(qū)軌距擴大或保證其橫向穩(wěn)定性，扣件橫向剛度取值不宜過?。?］。

3 結(jié)論

(1)心軌第1牽引點鎖閉鉤的受力及變形情況主要受心軌密貼狀態(tài)影響，其隨著心軌不足位移的增大而增大，幾乎呈線性增加規(guī)律。故從改善心軌第1牽引點處轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)的角度來看，現(xiàn)場應(yīng)注意檢查心軌的密貼狀態(tài)，嚴(yán)格控制心軌不足位移的出現(xiàn)。

圖10 扣件橫向剛度對鎖閉鉤橫向力和位移的影響Fig．10 Influence of fastener lateral stiffness on lateral force and displacement of locking hook

(2)心軌第2牽引點鎖閉鉤的受力及變形情況主要受頂鐵支撐狀態(tài)影響，但其影響范圍有限，當(dāng)離縫值小于1 mm時，鎖閉鉤的受力及變形隨著頂鐵離縫增大而減小，當(dāng)離縫值大于1 mm時，鎖閉鉤的受力及變形幾乎不發(fā)生變化，故存在一定的頂鐵離縫有利于改善心軌轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)。

(3)由于轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)，心軌和翼軌等構(gòu)成受力平衡系統(tǒng)，扣件橫向剛度取值對轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的受力及變形幾乎沒有影響，但為了防止道岔區(qū)軌距擴大或保證其橫向穩(wěn)定性，扣件橫向剛度取值不宜過小。

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