75 kg/m钢轨12号高锰钢固定辙叉单开道岔刚度均匀化设计研究

陈 嵘,王 平

(西南交通大学高速铁路线路工程教育部重点实验室,成都 610031)

轨道刚度是影响列车运行平稳性和轨道结构工作性能的重要参数之一[1],国内外学者曾对区间线路轨道刚度的取值及部件刚度合理匹配进行了大量研究[2-4]。近年来,伴随我国高速铁路技术的快速发展,高速道岔区轨道刚度合理设置研究也取得突出进展[5-7]。大轴重、高密度和大运量是我国重载铁路的三大特征(2010年大秦铁路年运量已突破4亿t),在这种极其严峻的运输条件下,岔区不均匀刚度势必加剧轮轨系统动力响应,影响列车运行平稳性,增大轨道部件动应力,道岔部件的伤损远大于普通线路道岔,存在严重的钢轨垂磨、侧磨、压溃、掉块等特有问题[8]。然而,重载道岔与高速道岔在服役性能上存在较大差异,需要专门研究固定辙叉重载道岔轨道刚度的分布规律,并采取均匀化措施,使道岔轨道刚度沿线路纵向分布均匀,以满足重载列车运行平稳和延长道岔使用寿命的需要。

为此,针对75 kg/m钢轨12号高锰钢固定辙叉单开道岔，应用有限单元法,考虑刚度的各种影响因素,建立起整组道岔轨道刚度计算模型，分析岔区轨道刚度分布规律,在此基础上讨论了岔区轨道刚度均匀化措施及板下胶垫刚度设计。

1 固定辙叉道岔轨道刚度计算模型

重载道岔一般采用有砟轨道,钢轨支点刚度等同于扣件刚度与道床路基刚度的串联组合刚度。其中,道床和路基的刚度随着路基和道床结构确定下来也随之确定,一般不易进行大幅度调整,而扣压件和轨下胶垫的刚度可以较为方便地进行调整,因此扣件和胶垫刚度的大小直接影响到轨道整体刚度的大小。

在充分考虑扣压件、铁垫板及板下胶垫、钢轨类型、滑床台等影响因素的基础上,采用有限元法建立了75 kg/m钢轨12号固定辙叉单开道岔的轨道刚度计算模型。模型中将基本轨、护轨用等截面梁来模拟；尖轨、心轨用变截面长梁模拟；扣压件和轨下胶垫简化成线性弹簧；铁垫板为等截面弹性地基短梁；板下胶垫刚度采用弹性地基系数模拟；尖轨和滑床台的联结采用单向传力弹簧来模拟,该弹簧只在受压时传力,受拉时不传力。每种单元类型具有不同的形函数和单元刚度矩阵[9]。道岔整体模型沿纵向划分为尖轨尖端前、转辙器部分、导曲线部分、导曲线共用垫板部分和辙叉部分5类,其中转辙器和辙叉部分模型如图1、图2所示。

图1 转辙器部分模型

图2 辙叉部分模型

2 计算参数

75 kg/m钢轨12号固定辙叉单开道岔的基本轨采用我国75 kg/m钢轨制造,尖轨采用60AT轨制造,护轨采用UIC33槽型钢制造,各种钢轨截面参数如表1所示。

表1 各种钢轨截面参数

钢轨弹性模量为206 GPa,泊松比0.3。Ⅱ型弹条扣压力取为10 kN,弹程为10 mm,则其刚度取为1 kN/mm。Ⅲ型弹条扣压力取为11 kN,弹程为13 mm,则其刚度为0.85 kN/mm。

3 岔区轨道刚度分布规律

若共用板下胶垫的材质与沟槽开设方式与普通板下胶垫相同,则其刚度与普通板下胶垫的刚度成比例关系。以70 kN/mm普通板下胶垫作为刚度基准,计算各块共用板下胶垫的刚度值,分析未采取均匀措施时的岔区轨道刚度分布规律。轨道刚度计算结果如图3、图4和表2所示,表2中所列为计算结果最大值。

图3 直向过岔整体刚度

图4 侧向过岔整体刚度

表2 轨道刚度计算结果最大值

从图3和图4可看出以下规律。

(1)直基本轨的轨道整体刚度在转辙器部分约为175.68 kN/mm,在其他区段约为170 kN/mm,转辙器部分轨道整体刚度较其他区段大6 kN/mm左右。这是由于在转辙器部分,基本轨和尖轨共用铁垫板,且板下胶垫的刚度较大所致。

(2)曲基本轨的整体刚度大小、分布规律与直基本轨在转辙器及导曲线部分大致相同,但在心轨尖端附近,由于和护轨共用较大刚度的板下胶垫,并且护轨帮轨作用的影响,曲基本轨的整体刚度在护轨区段突然增大至178 kN/mm,增幅在2 kN/mm左右。

(3)直向和侧向里轨的刚度变化规律基本相同：辙叉部分刚度最大,转辙器部分次之,连接部分最小,其中转辙器部分刚度增大是由于共用板下胶垫刚度较大和基本轨的帮轨作用,辙叉部分刚度增大是由于锰叉下大刚度板下胶垫和钢轨抗弯刚度增加所致。辙叉部分刚度变化主要是由锰叉心轨抗弯刚度纵向变化引起的,总体上存在2个峰值。

(4)直、侧向过岔在轨道的横向和纵向均存在较大的刚度不平顺,其中以锰叉区段不平顺幅度最大。

4 道岔刚度均匀化

对重载12号固定辙叉道岔,由于扣件系统的刚度较大,可按胶垫分布支承铁垫板方式均匀轨道刚度,如图5所示。根据轨道刚度及其变化率合理及工程上便于实现等均匀化原则,经轮轨系统动力学分析,固定辙叉重载道岔合理的扣件刚度值如下：轨下胶垫刚度为350 kN/mm；在20～60 kN荷载作用下,板下胶垫刚度为(70±10) kN/mm设计；在60～100 kN荷载作用下,板下胶垫刚度为(300±10) kN/mm,板下胶垫刚度特性呈双线性。

图5 胶垫分布支承铁垫板

对重载12号固定辙叉单开道岔板下胶垫双线性刚度设计方法如下：运用道岔轨道刚度计算方法,对每块胶垫先按第一段线性刚度进行计算,然后根据胶垫分段线性刚度之间的关系定义出其余分段的线性刚度。均匀化时,所有轨下胶垫的刚度保持在350 kN/mm不变,普通铁垫板(长度为432 mm,支承1根钢轨)下的分布支承式胶垫刚度设为70 kN/mm。对于共用垫板下的胶垫刚度,先对多种优化方案进行计算,然后根据均匀化原则通过比选确定一种最优方案。

表3为刚度优化后每一块板下胶垫的刚度值,表中括号内的刚度值为双线性胶垫刚度的第二段线性刚度。为铺设和更换方便,铁垫板下共用橡胶垫板的编号与道岔平面总布置图中的岔枕编号相同。在转辙器部分,直股和侧股钢轨在同一岔枕上使用相同编号的板下胶垫。

表3 分布支承板下胶垫刚度优化结果

图6和图7分别为12号固定辙叉单开道岔采取均匀化措施后,直向轨道整体刚度和侧向钢轨挠度沿线路纵向变化率与均匀前的对比。

图6 直向过岔均匀前后整体刚度

图7 侧向过岔钢轨挠度变化率

由表3和图6、图7可知：

采取均匀化措施后,直、曲基本轨的整体刚度沿线路纵向基本呈水平分布,只在转辙器前部有微小波动。直、侧向里轨的整体刚度分布规律相同,均保持在175 kN/mm左右，沿线路纵向水平分布,仅在辙叉中心区域有较小波动,最大波动幅度仅8 kN/mm。有效降低了钢轨挠度变化率,并使所有钢轨挠度变化率小于0.3 mm/m,如直向里轨的最大挠度变化率从均匀前的0.36 mm/m降至均匀后的0.13 mm/m。

5 板下胶垫刚度设计

在列车荷载作用下,橡胶垫板刚度随枕上压力的变化表现出非线性特性,既可提供弹性又可控制轨道变形,而固定辙叉重载道岔的板下胶垫刚度要求相对较大,因此可采用胶垫支承面开设沟槽的方式进行刚度调整。板下胶垫开设沟槽后,存在的主要问题是,在沟槽底部边缘容易引起应力集中,并且橡胶的受力变形由开设前的简单压缩变成开设后的压缩、弯曲和剪切组合,使得胶垫应力增加,使用寿命降低。

在影响胶垫强度的众多因素中,除胶垫材料的力学特性外,沟槽的宽度、深度、相邻沟槽的中心距以及沟槽形式都是影响胶垫强度的主要因素。因此,需要对板下胶垫的沟槽进行合理的设计,使其刚度满足设计要求的同时,板下胶垫具有足够的强度和耐久性。

本文运用超弹性有限元方法[10]对固定辙叉重载道岔的板下胶垫刚度进行设计。通过多方案比选计算,最终确定表4所示的沟槽开设方式为板下胶垫刚度优化设计结果。图8为普通板下胶垫在100 kN枕上压力作用下的等效应力分布。板下胶垫的等效应力最大值对应轨底中心,板下胶垫即使在100 kN枕上压力作用下,其最大等效应力为2.867 MPa,小于容许限度3 MPa,按表4所示方式开设沟槽的板下胶垫强度能满足使用要求。

图8 普通胶垫在100 kN枕上压力作用下的等效应力分布

需要说明的是,按表4所列方式开设沟槽的板下胶垫,其计算刚度与表3所列刚度的误差在5%～15%以内,表明按表3所列方式对板下胶垫开设沟槽,基本能实现固定辙叉重载道岔的轨道刚度均匀化。

6 结论与建议

(1)75 kg/m钢轨12号固定辙叉重载单开道岔如不采取刚度均匀化措施,直、侧向轨道刚度将存在较大的不均匀性,其中以锰叉区段的刚度不均匀幅度最大。

(2)采用350 kN/mm的轨下胶垫刚度,并采用表3所列的板下胶垫刚度,基本能使75 kg/m钢轨12号固定辙叉重载单开道岔的轨道刚度沿线路纵向均匀变化,从而提高列车过岔的安全性和平稳性,改善道岔部件的力学性能,延长设备使用寿命和减少养护维修工作量。

(3)采用表4所列方式对75 kg/m钢轨12号固定辙叉重载单开道岔的板下胶垫开设沟槽实现刚度调整,胶垫强度能够满足使用要求。

[1] LOPEZ P A. The vertical stiffness of the track and the deterioration of high speed lines[J]. Revista de Obras Publicas, 2001(11):7-22.

[2] Wu T X, Thompson D J. The effects of local preload on the foundation stiffness and vertical vibration of railway track[J]. Journal of Sound and Vibration, 1999,219(5):881-904.

[3] 赵国堂.铁路轨道刚度的确定方法[J].中国铁道科学,2005,26(1):1-6．

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

[4] 罗雁云,朱剑月.线路道岔轨下刚度改变对轮轨动力性能影响研究[J].电力机车与城轨车辆,2004,27(5):9-12．

Luo Yanyun, Zhu Jianyue. Investigation on dynamic characteristic of wheel/rail by changing the stiffness under the railway track turnout[J]. Electric Locomotives & Mass Transit Vehicles, 2004,27(5):9-12.

[5] 陈小平,王平.无砟道岔轨道刚度分布规律及均匀化[J].西南交通大学学报,2006,41(4):447-451.

Chen Xiaoping, Wang Ping. Distribution Regularity and Homogenization of Track Rigidity for Ballastless Turnout[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2006,41(4):447-451.

[6] 陈小平,王平.时速350 km客运专线无砟道岔的合理轨道刚度研究[J].铁道标准设计,2010(3):1-3.

Chen Xiaoping, Wang Ping. Research on Reasonable stiffness of Non-ballasted Turnout in 350 km/h PDL[J]. Railway Standard Design, 2010(3):1-3.

[7] 王平,陈嵘,陈小平.高速铁路道岔设计关键技术[J].西南交通大学学报,2010,45(1):28-33.

Wang Ping, Chen Rong, Chen Xiaoping. Key Technologies in High-Speed Railway Turnout Design[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2010,45(1):28-33.

[8] 左玉良.重载快速区段固定型提速道岔转辙部位直股钢轨侧磨的研究[J].铁道标准设计,2005(1):53-56.

Zuo Yuliang. A Research on Side Abrasion of Straight Rail of Fixed Type Speed Increase Turnouts at Heavy Haul Rapid Section[J]. Railway Standard Design, 2005(1):53-56.

[9] 王勖成.有限单元法[M].北京：清华大学出版社,2003.

Wang Xucheng. Finit element Method[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 2003.

[10] 徐明.橡胶类超弹性材料本构关系研究及有限元分析(博士学位论文)[D].北京：北京航空航天大学,2002.

Xu Ming. A Study on Nonlinear Constitutive Law and FEA of Rubber-Like Hyperlastic Materials[D]. BeiJing University of Aeronautics & Astronautics, PHD Thesis, 2002.