钢岔枕振动特性及结构优化研究

2022-09-23王树国

振动与冲击 2022年17期

王树国，易强，王猛，王璞

(中国铁道科学研究院集团有限公司铁道建筑研究所，北京 100081)

有砟轨道结构中通常采用混凝土轨枕，但在道岔区，由于存在转辙器设备，转辙装置通常放置于两根轨枕之间，不利于道床捣固等大机养护作业。钢岔枕是一种特殊形式的岔枕，主要用于道岔牵引点处，可将道岔电务转换杆放于岔枕内，为道床捣固作业提供空间[1]，钢岔枕结构示意图如图1所示。但与混凝土岔枕相比，钢材和道砟直接接触时摩擦力较小，钢岔枕易发生转动，使得岔枕几何形位不易保持。另一方面，钢岔枕由于采用了开口截面的形式，在列车荷载激励作用下容易产生截面变形，导致钢岔枕振动过大，可能影响结构使用寿命和行车舒适性。

图1 钢岔枕结构及其截面Fig.1 Steel switch sleeper structure and its section diagram

为了分析钢岔枕动力性能，王平[2]建立车辆过钢岔枕时结构动力响应分析模型，讨论了轮载分布及钢岔枕响应特征。计算结果表明,列车通过时轮载波动较大，在长期荷载作用下可能会形成钢岔枕空吊。汪盈盈[3]则根据集中质量模型来分析钢岔枕的振动特性，讨论了钢岔枕质量、扣件及道床刚度对钢岔枕振动特性的影响。运用实践表明，钢岔枕在长期列车荷载作用下可产生轨枕空吊，由于轨枕空吊会影响相邻轨枕的变形，长期往复作用下造成连续轨枕空吊现象[4]。为了提升钢岔枕枕底的道砟保持能力，可采用在钢岔枕底部安装弹性垫层或设置混凝土结构层[5]，或在枕底设置加劲肋[6]等方法。另一方面，为了实现道岔区有砟道床的大机捣固，提高钢岔枕结构的适用性，需要在减小岔枕宽度的同时提高结构稳定性[7]，现有钢岔枕仍无法为大机捣固提供有利条件，因而钢岔枕在全路道岔中的使用量较少。

由于钢岔枕的应用经验不足，相关研究成果不多，目前对于钢枕的研究主要关注钢枕道床的横向阻力及其提升[8-9]。为实现道岔工电一体化的设计，提高钢岔枕的适用性，需要对钢岔枕的振动特性开展深入研究。

本文采用有限元方法结合车辆-道岔耦合动力学模型分析钢岔枕结构参数及扣件、道床刚度对岔枕振动响应影响规律，并提出钢岔枕结构优化建议。

1 钢岔枕振动特性

提速道岔转辙机牵引点位置的轨枕采用了钢岔枕，不同位置处钢岔枕截面尺寸略有差异，以转辙器第一牵引点位置处钢岔枕为对象开展分析，建立钢岔枕有限单元模型，如图2所示。

图2 钢岔枕模型Fig.2 Steel switch sleeper model

首先从钢岔枕结构特征出发，分析钢岔枕自由振动特性。从钢岔枕几何形状可以看出，钢岔枕为开口结构，扣件系统安装于耳板处，且每根钢轨通过两组扣件与钢岔枕联系。由于轨枕一端需要连接转辙器设备，因此岔枕一端开口，另一端设置拉板结构以提高截面的抗扭刚度。钢岔枕前十阶非刚体模态如表1所示。

表1 钢岔枕自由模态Tab.1 Free vibration modes of steel switch sleeper

由于截面的开口特征，钢岔枕刚度较低，容易出现截面扭转变形以及翘曲，在300 Hz频率范围内存在9个自由模态。而对于混凝土轨枕，在400 Hz频率以下，一般只存在2个弯曲共振模态[10]。通过钢岔枕前十阶模态振型可以看出，大部分模态与岔枕截面开口特征相关，其第1阶模态为扭转，第2阶模态为扭转翘曲，第4阶～第10阶模态均以翘曲变形为主。在轮轨宽频激励下，钢岔枕容易产生共振，使得钢岔枕几何形位难以保持。

转辙器区尖轨与轨枕连接作用较弱，因此只考虑基本轨建立轨道结构模型，如图3所示。模型中钢岔枕位于中间位置，钢岔枕质量为292 kg，两侧混凝土岔枕质量为415 kg。扣件刚度取为75 kN/mm，混凝土岔枕下道床刚度为240 kN/mm。钢岔枕与道床之间作用较弱[11]，钢岔枕下道床刚度取为100 kN/mm。

图3 轨排模型Fig.3 Track model

在钢轨上施加垂向单位简谐激励，激励点位于钢岔枕扣件上方，提取钢岔枕四组扣件位置钢轨、岔枕频响函数，如图4和图5所示。结合图5中轨排模态可知，300 Hz以下钢轨振动响应存在三个较为明显的峰值。其中f=102 Hz对应的模态为轨枕上下沉浮；f=165 Hz处主要由钢岔枕自身截面变形模态(表1中第5阶模态)产生，并且存在钢岔枕与相邻混凝土枕的反相共振，但反相共振振幅较小；f=275 Hz处峰值对应表1中钢岔枕第8阶振动模态。此时钢岔枕受偏载作用，不同位置钢轨响应幅值各不相同。在低频部分，存在钢岔枕翻转，岔枕两侧响应差异较明显。在140～180 Hz频率范围内，岔枕发生明显的截面变形，因而在无拉板一端结构响应大于带拉板一端，在200 Hz以上频率范围内不同位置响应差异较大。

图4 钢岔枕位置钢轨频响函数Fig.4 Frequency response functions of rail at steel sleeper

图5 岔枕振动响应Fig.5 Vibration response of switch sleeper

钢岔枕及与之相邻混凝土轨枕的位移响应见图5。在低频范围内，钢岔枕横断面两侧位移不相等，岔枕存在侧滚，在中高频范围内，钢岔枕发生明显的截面变形。此外，钢岔枕第二峰值还与钢岔枕自身模态相关，对应表1中第5阶模态，在有拉板一端结构抗翘曲能力增强，响应幅值较低。因此，在列车荷载长期作用下，钢岔枕振动过大导致轨道结构稳定性降低。

对比包含钢岔枕和全部采用混凝土枕的轨道结构响应，如图6所示。图6中钢岔枕轨道结构响应采用实线给出，而全部采用混凝土岔枕的轨道结构响应则用虚线表示。对比两者可知，采用钢岔枕后，由于道床刚度较低，低频范围内结构响应大幅提高。此外，钢岔枕在165 Hz附近存在自身截面变形模态，使得钢轨和轨枕产生较大的振动响应。可以看出，在大部分频率范围内钢岔枕振动响应均高于混凝土枕。

图6 钢岔枕与混凝土枕对比Fig.6 Comparison between steel sleeper and concrete sleeper

2 钢岔枕结构参数分析

为了优化钢岔枕结构，降低振动响应，进一步分析钢岔枕结构参数及扣件、枕下刚度对结构响应的影响规律。

2.1 钢岔枕结构参数影响规律

钢岔枕几何尺寸直接决定其质量，目前模型中钢岔枕质量为292 kg，而混凝土岔枕的质量为415 kg。钢岔枕与混凝土岔枕质量相差较大，使得相邻轨枕位置轨下动刚度差异明显。为了增大钢岔枕质量，同时降低钢岔枕重心，增加岔枕底板及立板的厚度。原结构底板厚为10 mm，底板质量为72 kg，当底板厚度分别为15 mm、20 mm及25 mm时，质量分别增加36 kg，72 kg以及108 kg。原结构立板厚度为25 mm，双侧立板总质量为160 kg，当立板厚度取值分别为30 mm、35 mm时，质量分别增加32 kg、64 kg。为分析钢岔枕结构参数影响规律，不同工况如表2所示。在单位简谐荷载作用下，不同工况下钢轨与岔枕振动响应如图7所示。

表2 计算分析工况Tab.2 Cases of calculation

从计算结果可知，增大钢岔枕质量对低频范围内钢轨及轨枕振动响应影响较弱，随着岔枕质量增加，第1阶共振峰值逐渐向低频移动，但变化不明显。而结构参数的改变对第2阶共振峰值产生明显的影响。由于第2阶共振峰值与钢岔枕底板弯曲引起的立板翻转相关，当增加底板厚度后，底板抗弯刚度增加，该共振峰值向高频移动，其改变量：工况1、工况3<工况2、工况4<工况5。随着岔枕底板厚度的增加，第2阶共振频率快速向高频移动，且在两个峰值之间的结构响应幅值明显降低。增大立板厚度引起质量增加，使得共振频率向低频移动，但其变化不明显。如工况3与工况1，此时立板厚度增大，第2阶峰值向低频移动且响应幅值略有降低。

在低频范围内，钢岔枕可视为刚体运动，随着岔枕质量增加，固有频率向低频移动，增加岔枕质量不能有效控制低频范围内钢岔枕位移响应。在第1阶～第2阶峰值频率范围内，随着岔枕质量增加，振动响应降低。在工况5中，钢岔枕截面刚度较大，在200 Hz频率范围内钢岔枕不会发生明显的截面变形。值得一提的是，此时控制因素同时包括钢岔枕质量及截面刚度。

(a) 钢轨位移响应

从上述讨论中可知，低频范围钢岔枕响应主要由扣件及道床刚度控制，而中高频范围内岔枕响应则受岔枕质量及截面刚度影响，为了有效控制中高频响应，建议增加底板厚度至20 mm。

2.2 扣件与枕下刚度影响规律

为进一步分析扣件刚度及枕下支撑刚度对结构响应的影响规律，建立简化分析模型，对于包含钢岔枕的轨道结构，可采用有限-无限周期结构模型进行描述[12]，其解析模型如图8所示。模型中包含两种不同类型的元胞，通过波有限元方法即可快速建立包含钢岔枕的轨道结构动力学分析模型[13]。基于该模型可分析扣件刚度及道床刚度对结构响应的影响，并指导参数优化。

图8 含钢岔枕的解析模型Fig.8 Analytical model of track structure with steel sleeper

轨下动刚度的差异将引起钢岔枕与相邻混凝土枕的反相共振，该共振峰值位于160 Hz附近。随着钢岔枕下支撑刚度逐渐增大，钢岔枕-混凝土枕共振峰值向高频移动。当枕下刚度为180 kN/mm时，响应峰值消失，与混凝土岔枕响应接近，如图9(a)和图9(b)所示。若增加钢岔枕质量，亦可有效抑制该峰值，同时降低钢轨与岔枕响应，如图9(c)所示。由于钢岔枕上存在四组扣件，钢岔枕上扣件等效刚度过大，轮轨荷载通过扣件系统传递至钢岔枕导致其振动过大，因而通过降低扣件刚度可有效减小轮载的传递，随着扣件刚度降低，该峰值频率及响应幅值也会降低，如图9(d)所示。引起钢岔枕与相邻混凝土枕共振的本质原因是钢岔枕与相邻混凝土枕位置处的轨下动刚度差异，轨下动刚度可写为

(a) 枕下刚度对钢轨响应影响

keq=1/(1/kr+1/(ks-msω2))

式中：kr为扣件刚度；ks为枕下刚度；ms为岔枕质量。为了提高轨下动刚度的均匀性，可根据钢岔枕的质量合理匹配扣件刚度与轨下支撑刚度。

为了验证上述分析的正确性，在有限元模型中进一步计算。考虑到钢岔枕下道床支撑刚度一般小于混凝土岔枕，因此分析当钢岔枕下支撑刚度分别为180 kN/mm与100 kN/mm时扣件刚度参数的合理选择。根据岔区轨下刚度均匀化目标，在降低钢岔枕振动响应的同时还不应放大钢轨振动，分别选择扣件刚度为35 kN/mm(优化方案1)与50 kN/mm(优化方案2)，计算得到结构响应如图10所示。计算结果表明，优化后100 Hz以上钢岔枕振动响应显著降低。综上可知，在钢岔枕质量一定的条件下尽量提高道床支撑刚度，并选用合理的扣件刚度可以降低轨枕振动。由于钢岔枕上扣件更多，其扣件刚度应小于混凝土岔枕上扣件刚度。此外，阻尼也是钢岔枕振动控制的主要影响因素，增大钢岔枕阻尼也可有效降低其振动峰值[14]。

图10 扣件、道床刚度匹配Fig.10 Stiffness matching of railpad and ballast

2.3 钢岔枕结构优化

从轨枕稳定性角度出发，增大轨枕质量可增加轨枕惯性并减小轨枕振动，从而有效提高轨枕稳定性[15]。另一方面，为降低钢岔枕截面扭转变形，减小中高频振动，可在枕中设置拉板结构以联系两侧立板，还可以通过增加底板厚度以提高结构强度。因此，通过设置通长耳板以提高耳板承载能力，增大底板厚度以抑制截面扭转变形，并在钢岔枕中间位置设置拉板以提高其结构整体刚度，优化后的钢岔枕结构如图11所示。相对于原钢岔枕结构，设置通常耳板并在中间加拉板的新结构质量与普通混凝土岔枕接近，为416 kg。单位简谐荷载作用下不同类型岔枕振动响应如图12所示，从计算结果可知，优化后的钢岔枕在150～300 Hz频率范围内振动响应大幅降低。

图11 钢岔枕结构优化Fig.11 Structural optimization of steel switch sleeper

图12 岔枕振动响应Fig.12 Vibrationresponse of switch sleepers

3 列车荷载作用下钢岔枕振动响应

建立包含钢岔枕的车辆-道岔动力学耦合模型，如图13(a)所示。扣件垂向刚度取值为75 kN/mm，混凝土岔枕下道床垂向刚度为240 kN/mm。图中所示的钢岔枕为优化前结构，钢岔枕下道床垂向刚度为100 kN/mm。列车速度为120 km/h，轨道不平顺采用美国六级谱模拟。道岔模型中考虑转辙器区基本轨与尖轨的组合位置关系以及钢轨的变截面特性，通过插值的方法实现岔区异形钢轨截面的空间过渡。以列车直向过岔为例，转辙器区特征断面如图13(b)所示。

(a) 含钢岔枕的车辆-道岔模型

(a) 轮轨力

对于原钢岔枕结构，计算钢岔枕对轮轨力及轨道结构振动响应的影响，如图14所示。从图中可知，钢岔枕对轮轨力的影响不大，主要对钢岔枕本身及钢轨的振动产生较大影响。由于钢岔枕枕下刚度较小，因此钢岔枕位移以及振动加速度远高于普通混凝土岔枕。此外钢岔枕上方安装四组扣件，岔枕承受偏心荷载，当列车经过时，岔枕存在侧滚运动，岔枕转角如图15所示，最大转角为0.033°。

图15 钢岔枕转角Fig.15 Rotation of steel sleeper

为降低钢岔枕振动，同时对钢岔枕结构以及扣件刚度进行优化，扣件刚度选取为35 kN/mm，优化后新结构见图11。基于车辆-道岔耦合模型，分别计算原钢岔枕、结构及参数优化后的钢岔枕、普通混凝土岔枕三者响应如图16所示。由计算结果可知，在低频范围内钢岔枕振动响应主要由道床刚度控制，由于钢岔枕下刚度较低，因此钢岔枕低频振动较大。通过扣件与枕下支撑刚度的合理匹配以及钢岔枕结构优化设计可有效降低宽频范围内钢岔枕振动响应，提高结构稳定性。