地铁9号活接头式道岔无缝化改造研究

2023-11-13田春雨赵天运张东风刘婷林

铁道科学与工程学报 2023年10期

田春雨，赵天运，张东风，刘婷林

(中铁工程设计咨询集团有限公司轨道工程设计研究院，北京 100055)

道岔是铁路的转线设备，也是轨道的薄弱环节[1]，其服役状态直接影响列车运行安全。城市地铁线路平均每正线公里有1.5 组道岔，道岔养护维修占工务部门总工作量的50%以上[2]。60 kg/m 钢轨9 号单开道岔作为我国地铁正线道岔的主要型式，根据辙跟构造可分为活接头式结构与弹性可弯式结构。早期地铁建设大多采用单机牵引的活接头式道岔[3]，其结构简单、转换力小，但尖轨跟端需有活接头轨缝作为转换空间。后续地铁建设大多采用双机牵引的弹性可弯式结构[4]，尖轨跟端采用扣件固定，通过柔性段的弹性弯曲实现转换，因此可消除接头实现无缝化。2 种结构型式如图1所示。经实际运营检验，弹性可弯式尖轨状态保持较好，而活接头式尖轨接头处轮轨冲击大，病害频繁，为养护维修工作造成极大困扰[5-6]。随着地铁速度与运量的增加，消除道岔活接头的实际运营需求愈加迫切。然而，2 种结构型式尖轨长度、导曲线半径、转辙机数量各不相同，在尽量利用既有结构的前提下，如何将运营中的活接头式结构合理改造为弹性可弯式成为过去10 年轨道技术的难题。目前关于地铁9号道岔设计优化的研究多集中于弹性可弯式结构，全顺喜等[7-8]建立了道岔尖轨线型设计计算方法，提出了9号道岔尖轨的合理平面线型；杨亮[9]结合高铁经验与地铁行车特点，加厚尖轨提升耐磨性；李浩等[10-12]建立车辆-道岔耦合动力学模型，研究了列车过岔的动力响应。上述文献为新制弹性可弯式尖轨的优化设计提供了理论支撑，但对于运营线活接头式道岔改造却并不适用，受限于土建空间与道床基础，改造后需采用单机牵引的弹性可弯式结构。部分学者也对活接头式道岔无缝化进行了尝试，GAO等[13]研究了道岔群的力学特性影响因素，李笑男[14]对比了2种辙跟型式的纵向力学差异，聚焦结构强度，但忽略了转换特性的影响分析。目前，活接头式道岔无缝化改造多为整组更换，成本高，工期长[15]；也存在仅焊接直股尖轨、保留侧股活接头的工程实践[16]，但改造不彻底，效果不理想。因此，为突破既有研究的局限性，需对活接头改造技术方案进行系统性研究。本文提出一种地铁9号活接头式道岔改造的技术方案，基于有限单元法与多体动力学理论，通过建立道岔空间有限元模型与车辆-道岔耦合动力学模型，研究新型道岔结构的静、动力学特性，验证结构的可行性与安全稳定性。

图1 辙跟结构型式Fig.1 Structures of switch heel

1 设计方案与仿真模型

1.1 改造设计方案

为尽可能利用既有结构，道岔线型保持与原线型一致，采用单机牵引。牵引点的减少势必导致扳动力增加，因此采用抗弯模量更小的60AT2尖轨替代60AT1 并进行加长设计，以减小扳动力。然而，尖轨活动段长度与不足位移呈正相关，也不宜过长，依据现场条件，将6.45 m 尖轨延长至10.14 m。

为保证框架稳定性，设置3根拉连杆；尖轨跟端布置3组扣件，辙跟采用间隔铁结构。转辙器范围滑床板匹配60AT2 尖轨设计，其钉孔距与既有岔枕一致；道岔进行无缝化设计，由于道岔尖轨磨耗发展较快，考虑更换部件的便利性，采用冻结接头。新型一点牵引9 号道岔转辙器布置图如图2。

图2 转辙器布置图Fig.2 Layout of switch

1.2 道岔有限元模型

充分考虑钢轨变截面、扣件弹性力、纵向阻力非线性、顶铁及拉连杆作用等复杂因素对道岔部件受力的影响，建立了无砟道岔三维有限元模型。基本轨采用空间梁单元模拟，按轨枕支承节点划分单元；充分考虑尖轨的变截面属性，依照同一拓扑关系划分特征截面网格，通过特征截面的插值实现空间过渡，采用变截面梁单元模拟；轨枕及道床根据材料属性采用实体单元模拟。扣件垂、横向阻力采用线性弹簧模拟，扣件与间隔铁纵向阻力采用非线性弹簧模拟，其荷载-位移曲线采用实测值[17]；顶铁采用仅受压的非线性弹簧模拟，拉连杆采用预应力梁单元模拟组装状态下的尖轨相对位置[18]。道岔模型及其计算参数分别如图3 与表1。道岔前后的线路阻力与普通区间线路一致，为尽可能精确仿真，模型边界长度选取150 m。

表1 道岔与车辆模型参数Table 1 Key parameters for models

图3 道岔及车辆模型示意图Fig.3 Models of turnout and vehicle

1.3 车辆-道岔耦合动力学模型

建立车辆-道岔耦合动力学模型。采用地铁B型车，轴重14 t，轴距2.3 m，定距12.6 m。将车体、构架及轮对简化为刚体，考虑各刚体点头、浮沉、摇头、横摆和侧滚自由度，共35 自由度[19]。耦合系统基于Hertz 接触理论与Kalker 滚动接触理论，应用轮轨多点接触模型[20]。车辆模型简化方式如图3，部分动力学参数如表1。充分考虑转辙器区尖轨与基本轨的相对位置关系，根据特征截面绘制其轨头廓形，通过插值法实现变截面空间过渡；岔区扣件采用弹簧阻尼器模拟；轨枕材质为C60混凝土，采用梁单元模型；道岔道床基础为无砟整体道床，根据其参数采用弹簧阻尼系统模拟。动力学模型边界长度同样选取150 m。

1.4 模型验证

当轨温变化25 ℃时，本文模型温度力与文献[21]中结果对比如图4(a)，根据解析法得区间线路固定区温度力为480.2 kN，与计算结果一致；轮轨力是反映过岔状态的关键指标，采用文献[9]计算参数时的仿真结果如图4(b)，横向力峰值与趋势均基本一致，可验证模型的可行性。

图4 模型验证Fig.4 Model validation

2 道岔转换特性分析

2.1 理论计算

尖轨牵引点动程152 mm，转换时受自身弯曲抗力、滑床板摩擦力以及达位后的密贴反力作用。滑床台摩擦因数取0.2，控制指标为转换力不大于6 kN，不足位移不超过2 mm，最小轮缘槽距离不小于65 mm[22]。

当尖轨由定位转换至反位时，转换力、不足位移、轮缘槽宽度以及应力结果如图5所示。

图5 尖轨转换计算结果Fig.5 Calculation result of switch conversion

由图5 知，尖轨转换可分为2 个阶段，一是尖轨由斥离状态转换至密贴，转换力主要由尖轨抗弯力与滑床台摩擦力构成，此阶段转换力峰值为1.78 kN；二是尖轨转换到位后，惯性力作用下密贴段与顶铁提供支撑反力，转换力骤增，峰值达到4.01 kN，满足转辙机牵引要求。尖轨不足位移首先随距尖端距离的增加不断增大，在距尖端4.5 m 处达到峰值1.20 mm，随后逐渐减小，固定端处回复至0。密贴段最大位移为0.81 mm，尖端处位移为0，满足规范要求。由于道岔采用原线型，导曲线半径为180 m，斥离侧轮缘槽宽度较大，最小为90.62 mm，处于距尖端3.4 m 处，远大于规范中不小于65 mm 的要求，无轮背剐蹭尖轨非工作边的风险。从尖轨等效应力云图知，密贴侧尖轨仅在拉连杆附近存在少许应力，而斥力侧尖轨应力水平较高，在轨底长趾刨切末端达到等效应力峰值91.90 MPa，满足材料强度要求。

当转辙器转换至定位时，各项指标变化规律与反位时一致。其中，最大转换力与不足位移分别为4.08 kN 与1.22 mm，最小轮缘槽宽度为88.36 mm，钢轨等效应力最大为92.42 MPa。

2.2 试验验证

通过厂内试制试铺，对道岔转换理论计算结果进行验证，试铺现场如图6。对道岔转换力以及几何形位进行检测，实测转换力时程曲线及部分检测结果分别如图7与表2。

表2 试铺检测部分结果Table 2 Partial test results

图6 转辙器试铺Fig.6 Switch laying test

图7 转换力测试Fig.7 Conversion force test

由图7 和表2 知，单机牵引下，实测尖轨转换力时程曲线趋势与仿真结果一致，存在明显的“两阶段”，最大转换力与计算结果相当；尖轨密贴情况良好，顶铁处不足位移较小，最小轮缘槽宽度较大。因此，道岔有限元模型参数合理，可准确体现尖轨的转换特性。

因此，新型道岔结构转换特性满足规范要求，单机牵引结构设计可行。

3 道岔无缝化分析

3.1 温度荷载

根据实测资料，国内地铁隧道轨温在0～40 ℃之间，参照北京地铁相关实践，地下线设计锁定轨温宜为(20±5) ℃。安全起见，轨温变化幅度最大取为30 ℃。当轨温变化为-30 ℃时，道岔纵向位移与受力如图8(a)和8(b)所示。

图8 道岔纵向力学特性Fig.8 Longitudinal mechanical characteristics of turnout

由图8(a)和8(b)可知，温度荷载作用下，由于尖轨尖端纵向自由，可释放温度力，故其纵向位移最大，为5.71 mm；基本轨受力与纵向位移均在间隔铁处达到峰值，分别为717.49 kN 和1.24 mm；间隔铁受力为286.42 kN。

3.2 制动荷载

采用准静态法进行制动荷载下道岔力学特性计算，制动系数偏安全按UIC标准取0.25。由于列车直侧向过岔速度差距较大，经计算列车直向通过时荷载系数更大，以其为例，结果如图8(c)和8(d)所示。

由图8(c)和8(d)可知，列车制动荷载作用下，道岔钢轨纵向位移与受力整体较小，直尖轨最大位移为0.62 mm，两基本轨均在间隔铁处受力最大，为52.24 kN。两里轨在间隔铁及辙叉处受力变化略有波动，原因是该处与其他钢轨存在纵向相互作用；直、侧向间隔铁受力分别为51.22 kN 与41.93 kN。

3.3 组合荷载

由于温度荷载与列车制动荷载均会对道岔受力带来不利影响，因此考虑两者组合作用时道岔结构的受力特性，计算结果如图8(e)和8(f)所示。

由图8(e)和8(f)可知，由于温度荷载为主力，组合荷载作用下道岔纵向力学特性主要体现温度荷载下的特征，尖轨最大纵向位移为6.60 mm，基本轨最大轴力为728.61 kN；直、侧向间隔铁受力分别为329.76 kN与269.58 kN。

将上述工况下道岔各项指标进行整理，结果如表3 所示。将2 种荷载单独作用时道岔位移受力结果进行简单叠加与组合荷载下的结果并不一致，而是受力偏大，位移偏小。这是由扣件纵向阻力的非线性特点决定的，当纵向力达到阻力极限时，随着钢轨位移的增大其阻力不再增大，计算结果更加贴近工程实际。

表3 道岔无缝化检算结果Table 3 Calculation result of jointless turnout

由表3知，钢轨与间隔铁螺栓在各工况下应力小于规范容许应力，尖轨最大位移为6.6 mm，基本轨与尖轨最大相对位移为5.4 mm，均小于规范要求[23]。因此，道岔无缝化设计可行。

4 道岔动力特性分析

4.1 直向过岔

列车以100 km/h 的速度分别直逆向通过改造前后的60 kg/m 钢轨9 号转辙器时，各项动力学指标对比如图9所示，其最大值如表4所示。

表4 直向过岔动力指标峰值Table 4 Dynamic index peak in the main line

图9 改造前后直向动力特性对比Fig.9 Comparison of dynamic characteristics in the main line before and after reconstruction

由图9 和表4 知，车辆进岔时，在车轮由基本轨向尖轨过渡处产生冲击效应，各项动力学指标均在此产生首个波峰，随后逐渐衰减至平稳状态。由于直向过岔以垂向轮轨接触为主，横向力较小，因此尖轨处各项动力学指标波动较小，安全储备较高。由于未改变道岔线型，因此改造前后列车进岔状态一致，然而，列车经过活接头处时，会产生更为显著的轮轨冲击，导致各项指标产生二次波峰，其中部分指标大于尖轨处，这就是道岔活接头处病害频繁的原因。

道岔无缝化改造后，消除了活接头处短波不平顺，改善了岔区轮轨关系[24]。列车直向过岔时，轮轨垂向力、横向力、脱轨系数以及轮重减载率峰值相比改造前分别降低了19%，67%，50%以及79%。虽然活接头处引发的车辆振动小于尖轨处，但无缝化后也降低了活接头处的车辆振动，车体加速度与构架加速度分别降低了42%与65%。

4.2 侧向过岔

列车以30 km/h 的速度分别侧逆向通过改造前后的60 kg/m 钢轨9 号转辙器时，各项动力学指标对比如图10所示，其最大值如表5所示。

图10 道岔改造前后侧向动力特性对比Fig.10 Comparison of dynamic characteristics in the diverging line before and after reconstruction

由图10 和表5 知，由于道岔不设超高，各项动力学指标波动较大，在尖轨与导曲线部分维持较高水平，驶出导曲线部分后逐渐衰减恢复。当列车经过活接头处时，同样产生显著冲击效应，各指标产生二次波峰。

由于侧向过岔速度较低，消除活接头对车辆侧向过岔性能的影响较直向过岔时有所降低。无缝化改造后，轮轨垂向力与脱轨系数峰值相比改造前分别降低了17%与19%。在车辆侧向过岔全过程中，虽然其他指标峰值基本一致，但活接头处各指标差异依旧明显，轮轴横向力、轮重减载率、车体加速度及构架加速度相比改造前分别降低了14%，29%，22%及52%。

本文在计算中假定活接头状态良好，但实际运营中，活接头处常出现错牙、轨缝过大等病害，将导致道岔安全储备进一步下降，严重时甚至引发安全隐患。因此，消除道岔活接头结构对列车过岔具有显著的积极意义。列车通过新型道岔结构时，各项动力学指标均满足规范要求[25]，相比改造前，行车品质与安全性更好，安全储备更高。