重載鐵路道岔區(qū)軌道剛度的分布及均勻化

孫加林

(中國(guó)鐵道科學(xué)研究院 鐵道科學(xué)技術(shù)研究發(fā)展中心，北京　100081)

隨著我國(guó)重載鐵路向大軸重方向發(fā)展，軌道結(jié)構(gòu)必將承受更大的荷載，從而加快結(jié)構(gòu)部件的破壞速度，使養(yǎng)護(hù)維修工作量、維修成本等增加。道岔區(qū)一直以來是軌道結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)，由于道岔結(jié)構(gòu)存在固有不平順和剛度不均勻等特點(diǎn)，使得道岔承受的動(dòng)力作用更加嚴(yán)峻。在國(guó)內(nèi)外重載鐵路運(yùn)營(yíng)過程中，發(fā)現(xiàn)道岔區(qū)尖軌、心軌、護(hù)軌等處發(fā)生磨耗和掉塊，可動(dòng)心軌部位發(fā)生斷裂以及其他諸多問題，這些問題中很大一部分都是由于道岔軌下剛度不滿足要求致使輪軌相互作用力加大而造成的。為了減輕列車通過道岔時(shí)對(duì)道岔結(jié)構(gòu)部件的動(dòng)力破壞作用，國(guó)內(nèi)外科研工作者一致認(rèn)為首要任務(wù)應(yīng)該是提高列車通過岔區(qū)時(shí)的平順性，減少由于道岔結(jié)構(gòu)本身所造成的動(dòng)力附加作用。國(guó)內(nèi)有關(guān)軌道整體剛度平順性的研究較少涉及到道岔范圍內(nèi)，同時(shí)，在剛度計(jì)算參數(shù)、產(chǎn)品如何實(shí)施等方面還有待深化研究。因此，研究道岔區(qū)的剛度分布及均勻化措施對(duì)提高重載鐵路道岔區(qū)結(jié)構(gòu)部件使用壽命和車輛運(yùn)行穩(wěn)定性有重要意義[1]。

本文以重載鐵路主型75 kg·m-1鋼軌12號(hào)固定轍叉道岔為研究對(duì)象，建立了全長(zhǎng)范圍的有限元分析模型，研究重載道岔沿線路縱向的整體剛度分布特征，通過仿真比選，提出重載道岔區(qū)剛度均勻化技術(shù)方案；通過對(duì)均勻化前、后輪軌動(dòng)力特性的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)，分析道岔區(qū)剛度均勻化對(duì)動(dòng)力沖擊作用的改善程度。

1　道岔剛度計(jì)算有限元模型

本文利用MIDAS軟件建立75 kg·m-1鋼軌12號(hào)固定轍叉道岔的三維全尺寸有限元模型。道岔基本軌采用75 kg·m-1鋼軌，尖軌采用矮型特種斷面鋼軌刨制而成，跟部鍛壓成標(biāo)準(zhǔn)的75 kg·m-1軌斷面，尖軌斷面依次由矮向高、由窄向?qū)捴饾u變化，直至變成完整的AT鋼軌廓面。該模型充分考慮基本軌、尖軌、心軌及岔枕的材料及截面屬性。尖軌、心軌均采用變截面梁?jiǎn)卧M；岔枕按實(shí)際幾何尺寸用梁?jiǎn)卧M。道岔區(qū)鋼軌支點(diǎn)剛度模擬為點(diǎn)與點(diǎn)之間的彈性連接；枕下基礎(chǔ)彈性采用面彈簧支承模擬；轍叉固定心軌模擬為1個(gè)剛性框架結(jié)構(gòu)共同參與變形，而心軌處則簡(jiǎn)化采用剛性連接模擬， 如圖1所示。

計(jì)算模型在道岔全長(zhǎng)范圍內(nèi)共建立了99根岔枕，其中包括在岔區(qū)前后兩端分別建立的10根Ⅲ型軌枕。同時(shí)，為了簡(jiǎn)化模型，直向過岔時(shí)，曲尖軌前端不裝扣件區(qū)域與直基本軌之間不會(huì)發(fā)生任何相互作用，故直向過岔模型中未建立曲尖軌前端；同理側(cè)向過岔模型未建立直尖軌前端[1]。

圖1　道岔三維有限元模型

2　道岔整體剛度分布特征

道岔區(qū)軌道的整體剛度組成比區(qū)間軌道復(fù)雜，一般由鋼軌抗彎剛度、鋼軌支點(diǎn)剛度、部件輔助剛度組成，由于道岔自身結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，道岔區(qū)全長(zhǎng)范圍內(nèi)軌道整體剛度是不均勻變化的[2]。利用建立的重載鐵路12號(hào)道岔全長(zhǎng)范圍結(jié)構(gòu)有限元分析模型，施加節(jié)點(diǎn)動(dòng)力時(shí)程荷載(直向過岔速度為80 km·h-1、側(cè)向過岔速度為45 km·h-1)，采用直接積分法進(jìn)行仿真計(jì)算，得到道岔區(qū)全長(zhǎng)范圍內(nèi)軌道整體剛度分布曲線。

2.1　直股軌道整體剛度

圖2和圖3為直股軌道整體剛度分布曲線。從圖2和圖3可以看出：重載鐵路區(qū)間線路軌道的整體剛度大致為125 kN·mm-1，車輛從區(qū)間線路進(jìn)入到道岔轉(zhuǎn)轍器區(qū)域時(shí)，無論是直基本軌還是直里軌的整體剛度均呈上升趨勢(shì)，轉(zhuǎn)轍器部分剛度增大主要是由于共用板下膠墊的剛度較大和幫軌作用造成的，直基本軌的剛度在第28根岔枕處達(dá)到最大值177.7 kN·mm-1，較區(qū)間線路的軌道剛度最大相差52 kN·mm-1左右；直里軌的剛度在第22根岔枕處達(dá)到最大值190.6 kN·mm-1，較區(qū)間線路的軌道剛度最大相差65 kN·mm-1左右。直基本軌和直里軌的剛度在連接區(qū)域比較均勻，分別為135～140 和140～145 kN·mm-1。

從第51根岔枕開始進(jìn)入到轍叉區(qū)域，直基本軌和直里軌的剛度又開始呈上升趨勢(shì)，直基本軌的剛度在第51～62根岔枕范圍內(nèi)保持在150～160 kN·mm-1，最大值出現(xiàn)在第62根岔枕處，為159.3 kN·mm-1，較區(qū)間線路的軌道剛度最大相差35 kN·mm-1左右；由于存在固定心軌的原因，直里軌的剛度在第51～58根岔枕范圍內(nèi)急劇增大，從170 kN·mm-1突增到285 kN·mm-1，較區(qū)間線路的軌道剛度最大相差160 kN·mm-1左右，從第59根岔枕開始減小，直至第79根岔枕位置降到125 kN·mm-1，與區(qū)間線路軌道剛度相當(dāng)。轍叉部位剛度變大主要是由于轍叉下有大剛度墊板和轍叉鋼軌抗彎剛度增加所致。

圖2　道岔區(qū)直基本軌整體剛度分布曲線

圖3　道岔區(qū)直里軌整體剛度分布曲線

2.2　曲股軌道整體剛度

圖4和圖5為曲股軌道整體剛度分布曲線。從圖4和圖5可以看出：曲股和直股軌道整體剛度的變化規(guī)律比較類似，只是在對(duì)應(yīng)岔枕處剛度有少量差別。直軌和曲股的里軌剛度不均勻性較基本軌嚴(yán)重，轍叉區(qū)剛度不均勻幅值最大，轉(zhuǎn)轍器次之，連接部分最小。

圖4　道岔區(qū)曲基本軌整體剛度分布曲線

圖5　道岔區(qū)曲里軌整體剛度分布曲線

3　道岔剛度均勻化技術(shù)措施

剛度均勻化是指通過合理設(shè)置彈性墊層的靜剛度，并與部件剛度合理匹配，使列車通過時(shí)的輪軌動(dòng)力相互作用減弱，并保持鋼軌頂面撓度基本一致。合理的軌道剛度能提高列車運(yùn)行的平穩(wěn)性和旅客乘客的舒適性，改善輪軌相互作用，降低軌道結(jié)構(gòu)振動(dòng)強(qiáng)度，延長(zhǎng)軌道部件使用壽命，減少養(yǎng)護(hù)維修工作量。岔區(qū)軌道剛度受眾多因素影響，并且有些因素是不可避免的，比如間隔鐵的影響，因此，即使對(duì)岔區(qū)軌道剛度進(jìn)行均勻化處理，也難以使其保持在一條水平線上。但動(dòng)力學(xué)分析表明，只要將剛度變化率控制在某一范圍內(nèi)，就能使剛度不均勻?qū)π熊嚨钠椒€(wěn)性和旅客乘客的舒適性、軌道結(jié)構(gòu)振動(dòng)強(qiáng)度、軌道幾何形位的影響很小。

道岔剛度中鋼軌抗彎剛度以及間隔鐵、軌下膠墊、板下膠墊和道床的支承剛度均可影響道岔結(jié)構(gòu)的整體剛度，在這些影響因素中，鋼軌和間隔鐵在道岔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中是不能隨意改變的；軌下膠墊由于是扣件系統(tǒng)抗扭剛度的保證，也不能采用較低的剛度；改變道床剛度既不經(jīng)濟(jì)也難以實(shí)現(xiàn)；只有鐵墊板下膠墊的剛度不僅可變范圍大而且工程上容易實(shí)現(xiàn)，因此可通過合理設(shè)置板下膠墊的剛度實(shí)現(xiàn)道岔區(qū)軌道整體剛度的均勻化。通過大量的仿真計(jì)算，分析了區(qū)間線路在采用剛度為80 kN·mm-1的橡膠墊板情況下，彈性墊板支點(diǎn)剛度對(duì)道岔區(qū)軌道整體剛度的影響規(guī)律，最終確定了剛度均勻化方案：將轉(zhuǎn)轍器尖軌區(qū)域的板下膠墊剛度從[240，250]調(diào)整到[160，180]區(qū)間，轍叉心軌區(qū)域的板下膠墊剛度從[150，160]調(diào)整到[120，130]區(qū)間[3-4]。

圖6—圖7給出了剛度均勻化前、后岔區(qū)直股軌道整體剛度分布對(duì)比結(jié)果，圖8—圖9給出了剛度均勻化前、后岔區(qū)曲股軌道整體剛度分布對(duì)比結(jié)果。由圖6—圖9可以看出：采用剛度均勻化方案后，基本實(shí)現(xiàn)了岔區(qū)的軌道剛度和區(qū)間線路的軌道剛度處于同一水平，基本上消除了由于道岔結(jié)構(gòu)特點(diǎn)而存在的固有剛度不均勻。由于墊板剛度不能小于50 kN·mm-1，因此直里軌在固定心軌處還有較小的剛度差，但影響區(qū)域很小。

圖6　均勻化前、后直基本軌剛度分布對(duì)比

圖7　均勻化前、后直里軌剛度分布對(duì)比

圖8　均勻化前、后曲基本軌剛度分布對(duì)比

圖9　均勻化前、后曲里軌剛度分布對(duì)比

4　輪軌動(dòng)力作用改善

2013年4月24—29日，在大秦線陽原18號(hào)岔位對(duì)道岔進(jìn)行道岔墊板更換，全部采用優(yōu)化設(shè)計(jì)的板下熱塑性彈性體微孔結(jié)構(gòu)墊板和軌下熱塑性彈性體墊板，期間更換了1～49號(hào)岔枕的板下墊板，33～49號(hào)岔枕的軌下墊板。2013年10月大修時(shí)又將50號(hào)后岔枕的墊板全部更換為熱塑性彈性體微孔結(jié)構(gòu)墊板。

為了驗(yàn)證道岔區(qū)剛度均勻化技術(shù)措施對(duì)減緩輪軌動(dòng)力相互作用的改善效果，在更換彈性墊板前后分別進(jìn)行動(dòng)力測(cè)試，選取5個(gè)鋼軌斷面作為測(cè)試對(duì)象，其中轉(zhuǎn)轍器部分設(shè)置3個(gè)(斷面1～3)、連接部分1個(gè)(斷面4)、轍叉區(qū)1個(gè)(斷面5)，分別測(cè)試左右2根鋼軌的輪軌垂向力以及鋼軌垂向變形，具體測(cè)點(diǎn)的布置位置見表1[5-6]。

表1　測(cè)點(diǎn)布置位置

動(dòng)力指標(biāo)的測(cè)試方法如下。

1)輪軌垂向力

參照TB/T 2489—94《輪軌水平力、垂直力地面測(cè)試方法》，運(yùn)用剪力法和軌腰壓縮法測(cè)試列車直向過岔時(shí)典型斷面的輪軌垂向力，并采用輪軌力標(biāo)定架，根據(jù)試驗(yàn)列車以5 km·h-1的速度通過測(cè)試位置時(shí)所采集到的數(shù)據(jù)進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)標(biāo)定和校核。

2)鋼軌垂向變形

利用彈片式位移計(jì)測(cè)試典型斷面的鋼軌垂向變形，并采用塞尺現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行標(biāo)定。

現(xiàn)場(chǎng)安裝的應(yīng)變片和彈片位移計(jì)如圖10和圖11所示。

圖10　輪軌力應(yīng)變片布置

測(cè)試結(jié)果取10次相同速度級(jí)的平均值，表2和表3分別為剛度均勻化前、后C80型重車以38和53 km·h-1速度通過時(shí)輪軌垂向力的對(duì)比情況，表4為剛度均勻化前、后鋼軌垂向位移的對(duì)比情況。

現(xiàn)場(chǎng)動(dòng)力指標(biāo)測(cè)試結(jié)果表明：采用剛度均勻化措施可以使道岔區(qū)的鋼軌變形基本保持均勻變化，

圖11　鋼軌位移計(jì)現(xiàn)場(chǎng)布置

表2　C80型重車以38 km·h-1速度通過時(shí)輪軌垂向力

表4　剛度均勻化前、后鋼軌的垂向變形

并且在整個(gè)道岔區(qū)域內(nèi)均不同程度地減少了輪軌動(dòng)力作用，其中里軌的輪軌垂向力最大減幅為28 kN(約17%左右)，發(fā)生在轉(zhuǎn)轍器尖軌60 mm寬斷面處，基本軌的輪軌垂向力最大減幅為26 kN(約16%左右)，發(fā)生在轍叉心軌前端斷面處，這進(jìn)一步證明了消除道岔區(qū)軌道剛度不均勻性對(duì)延長(zhǎng)尖軌、心軌等的使用壽命有積極作用。

5　結(jié)　論

(1)由仿真分析得到的既有75 kg·m-1鋼軌12號(hào)固定轍叉道岔的整體剛度分布曲線可知：岔區(qū)直股、曲股的軌道整體剛度分布情況基本相似，轉(zhuǎn)轍器與轍叉區(qū)域均有較大的剛度不均勻存在，里軌較基本軌情況更為嚴(yán)重；道岔區(qū)里軌剛度的最大值為285 kN·mm-1，相對(duì)于區(qū)間線路的軌道剛度最大相差165 kN·mm-1，發(fā)生在轍叉第58號(hào)岔枕位置；道岔區(qū)基本軌剛度的最大值為178 kN·mm-1，相對(duì)于區(qū)間線路的軌道剛度最大相差57 kN·mm-1，發(fā)生在轉(zhuǎn)轍器第28號(hào)岔枕位置。

(2) 綜合考慮影響道岔區(qū)軌道剛度的結(jié)構(gòu)部件作用特點(diǎn)，提出通過調(diào)整鐵墊板下長(zhǎng)大膠墊的剛度實(shí)現(xiàn)岔區(qū)軌道剛度均勻化的技術(shù)措施。

(3) 通過調(diào)整鐵墊板下長(zhǎng)大膠墊的剛度，可以使岔區(qū)的軌道剛度基本與區(qū)間線路的軌道剛度在同一水平，基本上消除了由于道岔結(jié)構(gòu)特點(diǎn)而存在的岔區(qū)軌道固有剛度不均勻。

(4)采用剛度均勻化措施可以使道岔區(qū)鋼軌變形基本保持均勻變化，并且在整個(gè)道岔區(qū)域內(nèi)不同程度地減少輪軌動(dòng)力作用，其中里軌的輪軌垂向力最大減幅為28 kN(約17%左右)，基本軌的輪軌垂向力最大減幅為26 kN(約16%左右)，進(jìn)一步證明了消除道岔區(qū)軌道剛度不均勻性能夠延長(zhǎng)尖軌、心軌等的使用壽命。

[1]陳嶸，王平.75 kg·m鋼軌12號(hào)高錳鋼固定轍叉單開道岔剛度均勻化設(shè)計(jì)研究[J]. 鐵道標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)，2012(8)：1-5.

(CHEN Rong, WANG Ping. 75 kg·m Rail No.12 High Manganese Steel Frog Fixed Single Turnout Uniform Stiffness Design Research [J]. Railway Standard Design, 2012 (8):1-5.in Chinese)

[2]趙國(guó)堂.鐵路軌道剛度的確定方法[J]. 中國(guó)鐵道科學(xué)，2005,26(1)：1-6.

(ZHAO Guotang.The Method for Determining the Rigidity of Railway Track [J]. China Railway Science, 2005,26 (1):1-6.in Chinese)

[3]孫加林.重載鐵路道岔動(dòng)力性能及剛度均勻化研究[R]. 北京：中國(guó)鐵道科學(xué)研究院，2013.

(SUN Jialin.The Dynamic Performance of Heavy Haul Railway Turnouts and Uniform Stiffness Research [R]. Beijing:China Academy of Railway Sciences, 2013.in Chinese)

[4]孫加林.客貨共線鐵路道岔輪軌關(guān)系及大軸重列車適應(yīng)性研究[R]. 北京：中國(guó)鐵道科學(xué)研究院，2012.

(SUN Jialin.Study on the Adaptability of Railway Turnout and Axle Load of Train Wheel Rail Relationship [R]. Beijing:China Academy of Railway Sciences, 2012.in Chinese)

[5]傅一帆，羅雁云.道岔軌下剛度不均勻?qū)嗆壪到y(tǒng)動(dòng)力特性的影響分析[J]. 鐵道建筑，2011(3)：139-141.

(FU Yifan, LUO Yanyun.Analysis on Dynamic Characteristics of Wheel Rail System Uneven Impact Stiffness under the Rail Turnout [J]. Railway Construction, 2011 (3):139-141.in Chinese)

[6]譚小春.道岔軌下剛度平順性與動(dòng)態(tài)特性關(guān)系研究[D]. 上海：同濟(jì)大學(xué)，2008.

(TAN Xiaochun.Under the Switch Rail Study on Ride Comfort of the Stiffness and Dynamic Characteristics [D].Shanghai:Tongji University,2008.in Chinese)

[7]蔡成標(biāo)，劉建新，翟婉明.客運(yùn)專線道岔前后軌道剛度過渡段動(dòng)力學(xué)研究 [J].中國(guó)鐵道科學(xué),2007,28(3):18-22.

(CAI Chengbiao, LIU Jianxin, ZHAI Wanming. Study on the Dynamical Performance of the Transition Sections around the Ends of the Turnouts on Dedicated Passenger Lines[J].China Railway Science, 2007, 28(3): 18-22.in Chinese)

[8]盧明奇，楊慶山，何希和，等.跨座式單軌平移式道岔結(jié)構(gòu)數(shù)值仿真分析 [J].中國(guó)鐵道科學(xué),2012,33(1):13-18.

(LU Mingqi,YANG Qingshan,HE Xihe,et al. Numerical Simulation Analysis of the Translational Turnout in the Straddle Type Monorail[J].China Railway Science, 2012,33(1):13-18.in Chinese)