高速磁浮線路道岔鋼梁移位過程及其數(shù)值分析

張宏君

(上海磁浮交通發(fā)展有限公司,201204,上?！喂こ處?

1 道岔梁基本結(jié)構(gòu)及幾何參數(shù)

高速磁浮線路道岔鋼梁主體結(jié)構(gòu)截面形式為箱形等截面梁,其主梁截面如圖1所示。

道岔主體結(jié)構(gòu)部分鋼梁長77.338 m,支承在0～5號共6個支墩上(其中0號支點為固定端)。其等效示意圖見圖2。軌道切換時,道岔在0號支點固定,位于3、5號支墩處的驅(qū)動系統(tǒng)對道岔施加側(cè)向力,道岔鋼梁發(fā)生彈性變形,使道岔各支點達到系統(tǒng)要求的預定位置(第3點的側(cè)移位移為1.17 m,第5點的側(cè)移位移為3.553 m,其它3個點為從動點),并使整個道岔曲線形狀滿足系統(tǒng)要求。

道岔切換過程中活動端的變形約為梁長度的1/20,變形較大,故道岔切換過程需采用大變形分析;整個過程分多步模擬,提供支點移動過程、道岔變形過程、驅(qū)動力要求,以及相應內(nèi)力、支反力等關鍵數(shù)據(jù)。

圖1 道岔鋼梁主截面圖

圖2 道岔鋼梁等效示意圖

2 梁的移位方式及變形特性

2.1 梁的移位方式

道岔移位時,支點3、5通過驅(qū)動電機向道岔提供驅(qū)動力,0支點固定,1、2、4支點隨動,各活動支點分別沿其導軌移動,在導軌端部設有限位。道岔的曲線形式由行車要求確定,與梁的彈性變形曲線不完全一致。由于只有兩個主動力可以調(diào)整,理論上講,道岔梁在這兩個力的作用下發(fā)生彈性變形,即使這兩個力可正可負,能任意組合,也只可保證兩點的位置,無法直接達到行車要求的位置;故需借助插銷或限位提供的反力調(diào)整曲線形狀,滿足車輛行駛要求。

2.2 道岔鋼梁的彎曲特征

彎曲道岔的形成基于以下邊界條件:

·有利于列車的平穩(wěn)運行;

·保證乘客足夠舒適度;

·車輛運行過程中慣性力分布利于彈性彎曲道岔鋼梁的內(nèi)力及疲勞強度。

從以上條件出發(fā),考慮鋼梁彎曲狀態(tài)曲率半徑變化規(guī)律,道岔曲線部分宜采用5段分段函數(shù),即直線——緩和曲線——圓曲線——緩和曲線——直線。道岔變形曲線如圖3所示。

圖3 道岔變形曲線

3 道岔鋼梁切換過程的力學分析

道岔切換過程,即為道岔鋼梁在兩個驅(qū)動電機驅(qū)動下發(fā)生彈性變形,使5個支承點達到系統(tǒng)要求的位置的過程。

切換方案的基本過程為:位于支點3和支點5的兩個驅(qū)動電機均勻同步地行進,驅(qū)動力逐步增加,支點1、2、3逐個到位;支點3到位后,位于支點5的電機繼續(xù)前進,使支點4、5逐個到位;然后5個支點同時插銷,電機斷電停機,道岔切換完成。

為保證道岔側(cè)線曲線段與直線段平滑連接,道岔固定端以剛接為宜。本計算分析中假定其為固定點剛接。根據(jù)實際采用的道岔固定端的節(jié)點構(gòu)造形式,節(jié)點基本可實現(xiàn)抗彎約束,但也可能發(fā)生微小轉(zhuǎn)動,因此本文除對固定端按剛接計算外,也對部分狀態(tài)按鉸接假定進行了分析,以便為道岔設計提供全面的參考依據(jù)。

3.1 加載方式

整個驅(qū)動過程大致均勻地分為若干步。根據(jù)初步分析數(shù)據(jù),以驅(qū)動點5為主要參照點,以該點每移動約0.15～0.16 m為一步,全程分23步。各步加載的位移見表1。表中給出支點3、5兩個驅(qū)動點各步的位移,3個從動點的位移由計算確定。其中第7、17、20、22、23步分別使 1～ 5支點到達其最終位置。

表1 切換過程中加載的位移m

3.2 固定端剛接梁模型分析

使用 ANSYS軟件進行數(shù)值模擬計算,選擇BEAM 4梁單元進行計算,采用大變形分析方法。

3.2.1 切換過程的驅(qū)動力和隨動點限位支承反力變化

道岔梁切換過程中兩個電機驅(qū)動力及20步以后支點3電機的被動力變化過程見圖4、圖5。至第20步驅(qū)動點3到位,此后該電機位置保持,該點的力變?yōu)楸粍恿Α?/p>

3.2.2 切換到位后道岔鋼梁的曲線

經(jīng)上述驅(qū)動過程,道岔達到其側(cè)道彎曲位置。轉(zhuǎn)角和曲率半徑沿縱向x的變化見圖6、圖7。

圖4 支點3反力變化

3.3 固定端鉸接梁模型分析

為與剛接模型比較,把固定端換為鉸接進行計算分析,列出關鍵步驟數(shù)據(jù)。

圖5 支點5反力變化

驅(qū)動過程中5個支點到位時各關鍵點相應的位移和轉(zhuǎn)角見表2,相應驅(qū)動力和支點反力見表3。驅(qū)動過程中5個支點到位時梁的變形曲線見圖8。

從鉸接模型驅(qū)動力和反力的數(shù)據(jù)看,其與剛接模型相差不大,說明即使固定端不能實現(xiàn)絕對剛接,對驅(qū)動電機的選型和限位設計的影響也不大。從位移數(shù)據(jù)看,固定端剛接和鉸接的曲線形式影響不大,兩端轉(zhuǎn)角略有不同。固定端剛接時無轉(zhuǎn)角,而鉸接時將產(chǎn)生0.000 25 rad的轉(zhuǎn)角。這個數(shù)值是比較小的。鉸接自由端轉(zhuǎn)角為0.097 1 rad,與剛接時幾乎無差別,說明固定端接點剛度只影響接點附近,距離固定點越遠受影響越小,對自由端幾乎無影響。

圖6 轉(zhuǎn)角沿縱向變化

圖7 曲率半徑沿縱向變化

表2 鉸接模型切換過程中各點的位移變化

表3 鉸接模型切換過程中主動力與各點的反力變化 k N

圖8 鉸接模型變形曲線

3.4 固定端剛接殼模型及與梁模型的比較

使用ANSYS軟件進行數(shù)值模擬計算,采用梁模型(BEAM4)、殼模型(SHELL63)兩種單元分別進行計算,采用大變形分析方法。

為保證數(shù)據(jù)的可靠性,采用更精確的殼單元模型對切換過程中的5個關鍵步(分別對應5個支點到位時的狀態(tài))進行了校驗。計算中認為固定點剛接,采用與梁單元模型同樣的位移加載制度(見表4)。

表4 切換過程位移加載制度 m

3.4.1 切換過程驅(qū)動點和從動點的軌跡比較

切換過程中各點的位移變化比較見表5。

3.4.2 切換過程的驅(qū)動力和隨動點限位支承反力變化比較

兩種模型切換過程的驅(qū)動力和從動點限位支承反力見表6。

表5 切換過程中各點的位移變化比較mm

表6 切換過程中主動力與各點反力變化比較

3.4.3 切換到位后道岔梁的曲線比較

兩種模型下切換到位后道岔的側(cè)向位移、縱向位移和轉(zhuǎn)角比較如圖9～11所示。

圖9 兩種模型下切換到位后道岔梁的x坐標分布比較圖

圖10 兩種模型下切換到位后道岔梁的z坐標分布比較圖

圖11 兩種模型下切換到位后道岔梁的轉(zhuǎn)角分布比較圖

從兩種模型計算出的內(nèi)力和變形數(shù)據(jù)比較情況看,吻合得還是非常好的,證明了梁單元模型的分析數(shù)據(jù)是相當可靠的。

4 結(jié)語

從固定端鉸接模型與剛接模型驅(qū)動力和反力的數(shù)據(jù)看,兩者相差不大,說明即使固定端不能實現(xiàn)絕對剛接,對驅(qū)動電機的選型和限位設計的影響也不大。從兩種模型的位移數(shù)據(jù)看,曲線形式影響不大,說明固定端接點剛度只影響接點附近,距離固定點越遠受影響越小,對自由端幾乎無影響。

從BEAM4、SHELL63兩種單元模型計算出的內(nèi)力和變形數(shù)據(jù)比較結(jié)果看,兩組數(shù)據(jù)相當吻合。因此,在進行計算時,如果不要求得到截面上的細部結(jié)果,可用梁模型進行計算,這樣既快速又節(jié)省磁盤空間;如果要得到截面上的一些細部結(jié)果,由于梁模型不能反映細部的情況,就必須采用殼模型進行計算,以獲取相應的數(shù)據(jù)。

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