（道路与铁道工程专业论文）42号道岔可动心轨扳动力及不足位移分析.pdf

西南交通大学硕士研究生学位论文第l 页 摘要 随着列车提速和客运专线的建设，道岔的设计也由静态设计向动态设 计转变，弹性可弯尖轨及心轨的扳动力及不足位移是道岔设计中的关键问 题。针对4 2 号道岔，本文建立了双肢弹性可动心轨转换计算的有限元模型， 并对转换力及不足位移进行了系统分析。 本文建立的模型考虑了心轨的特殊结构外形，将心轨作为弹性体，简 化为二维弹性梁，此外还考虑了转换过程中项铁力、密贴力、跟端间隔铁 扣压力等的作用以及它们的线性和非线性特性。使模型较准确的反映了 心轨的结构特性和工作状况。 根据建立的模型，本文计算分析了心轨的扳动力及不足位移受轨型、 滑床台摩擦系数、跟端横向约束刚度、约束长度、牵引点的布置、弹性可 弯中心削弱程度影响时的变化规律。 通过计算分析本文得出滑床台摩擦力是产生不足位移的根源，因此本 文从减小滑床台摩擦力，变滑动摩擦为滚动摩擦着手，分析了两种控制不 足位移的新型装置，并分别对其效果进行了探讨。 最后本文总结出选择合适的轨型、优化心轨线型、采用减摩装置、优 化牵引点布置、设计合理的牵引点动程、减小心轨可动段长度、弹性可弯 中心选取合理的刨切量等是控制扳动力及不足位移的有效措施。 关键词：道岔、双肢、弹性可弯、扳动力、不足位移 西南交通大学硕士研究生学位论文第| i 页 a b s t r a c t w i t ht h ei n c r e a s eo f s p e e da 1 1 dc o n s t m c t i o no f t h ed e d i c a t e dp a s s e n g e r l i n e ， t h ed e s i g no ft u r n o u ti sd e m a i l d e dt oc h a n g ef b ms t a t i cd e s i g nt od y n 锄i c d e s i g n s 、i t c hf o r c e 锄di n a d e q u a t ed i s p l a c e m e n t0 fe l a s t i cb e n d i n gs 埘t c hr a i l i so n eo ft h ek e yp a r a m e t e r si nt h ed e s i g no ft 啪o u t t h em o d e lo fs w i t c h c a l c u l a t e di sb u i i ta i m i n gt on u r n b e r4 2d o u b l e 姗e l 船t i cb e n d i n gp o i n tr a i l ， s y s t e m 锄a l y s i si sm a d ef o rs 、i t c h i n gf b r c ea n di n a d e q i l a t ed i s p l a c e m c n t i nt h i sm o d e l ，t i l es p e c i a ls 仃u c t u r ei sc o n s i d e r e d ；n o s er a i li sd e s c r i b e db y t w o - d i m e n s i o ne l a s t i cb e 锄e l e m e n t a tt h es a m et i m e ，c i a m p i n gf o r c e ，c l o s e c o n t a c t i n gf o r c e ，1 0 c k i n gf o r c ea l r e a ro ft u m o u ta i l do m e rf k t o r si nt h e s w i t c h i n gp r o c e s sa r ec o n s i d e m d ，硒w e l la si t sl i n e a r i t ya n dn o n l i n e a r i t i e s s o t h em o d e lc a nr e n e c ts t m c t u r ec h a r a c t e r i s t i c 锄dw o r ks t a t eo f p o i n tr a i le x t l y b a s e do nt h em o d e l ，s o r to ft h em i l ，丘i c t i o nc o e f f i c i e n to fs 、v i t c hp l a t e ， f b t e n e rr i g i d i t y 姐dl e n g t h ，d i s t r i b u t i o no f t r a c t i o np o i n t ，t h ed e g r e eo f p o i n tr a i l p l a n e d a tt l l ee l a s t i c b e n d i n gc e n t e ri n n u e n c i n g t o s w i t c h i n gf o r c ea n d i i l a d e q u a t ed i s p l a c e m e m o f t h e p o i n tr a i la r ea n a l y z e d i nt h eb a s i so ft h ea n a l y s i s ，1 1 1 ep a p e rp o i n t e d 【o u tt h a ts w i t c hp l a t e 行i c t i o n i s t l i er o o to fd i s p l a c e m e m ，s o “g t r e s so n r e d u c i n gf r i c t i o nc o e f f i c i e mo r c h a i l g i n gs l i d i n gm c t i o nt or o l l i n g 衔c t i o nt or e d u c e 衔c t i o nf b r c eo rc h a n g ei t s d i s t r i b u t i o n ， n o v e l t y s c t st 0r e d u c e s w i t c h i n gf o r c e a i l d i n a d e q u a t e d i s p l a c e m t 觚ea l l a l y z e d f i n a l l y e 币c i e n t m e 镐u r e st or e d u c es 、v i t c h i n gf o r c ea n d i n a d e q u a t e d i s p l a c e m e n ti ss u m m a r i z e d ，w i t c hi st oc h o s er a t i o n a ls o no fr a i l ，i m p r o v e g e o m e t ma p p l ys e t s t or c d u c e 衔c t i o n ，o p t i m i z ed i s t r i b u t i o no ft r a c t i o np o i n t ， d e s i g nr a t i o n a ld i s p l e m e n to ft r a c t i o np o i n t ，d e c r c 髂em o v e a b l el e n g t l lo f p o i n t r a i la n du s es u i 协b l ed e g r e eo fp o i n t 嘣lp l 如e d 砒t h ee l a s t i cb e n d i n g c e n t e re t k e yw o r d s ：t 啪o u t ，t 、v oa n n s ，e l a s t i cb e n d i n g ，s w i t c h i n gf o r c e ，i n a d e q u a t c d i s p l a c e m e n t 西南交通大学硕士研究生学位论文第1 页 第1 章绪论 1 1 课题研究的意义 道岔是铁路轨道的重要组成部分，是机车车辆由一线转入另一线所必 不可少的设备，它直接关系到铁路运输的效率和行车安全。由于具有数量 多、寿命短、限速、结构复杂、安全性低、养护维修工作量大等特点长 期以来，道岔与钢轨接头、曲线并称为轨道结构的三大薄弱环节。无缝线 路的发展以及曲线轨道的加强逐渐改善了轨道结构的工作条件，致使道岔 成为铁路轨道的最薄弱环节，成为限制行车速度的关键设备。随着提速和 客运专线的建设，要求道岔设计不断地改进以满足列车提速的要求。而固 定式辙叉存在有害空间，需要设置护轨和翼轨以引导车轮圆顺通过，因此 减少了车轮可动余量，当车轮通过这部分时，往往产生不圆顺的运行条件， 这就使可动心轨道岔有其存在和发展的空间，实践证明，可动心轨道岔具 有一系列的优越性。除了可成倍地延长辙叉的使用期限外，还由于轨线连 续在很大程度上减轻与机车车辆相互作用的动力效应，这就不仅提高了旅 行舒适度，又能使机车车辆的辙叉零件因强烈振动而损坏的情况有所改善。 近年来随着客专的不断修建，道岔号码也越来越大，可动心轨部分也迫切 需要由原来的单肢弹性结构发展成为采用双肢弹性结构。 弹性可弯尖轨及心轨的扳动力及不足位移是道岔设计中关键问题。是 决定心轨长度、转换机牵引点布置及转换机个数、尖轨及心轨结构形式等 道岔设计中关键参数，由于尖轨及心轨截面多变，结构形式复杂，扳动力 影响因素多和技术发展等诸多条件限制，使确定尖轨及心轨扳动力及不足 位移问题成为道岔设计中特别是大号码提速道岔和高速道岔中迫切解决的 西南交通大学硕士研究生学位论文第3 页 法德两国计算步骤： 可动心轨的计算 1 横截面一 面积，惯性矩( 是钢轨的横向抗弯刚度值) 2 有限元法，将参数输入到有限元模型之中。 3 位移计算( 上移和下移) 4 长、短心轨的转换力和变形位置 5 如有必要，改变设计参数，回到第3 步再进行，如此反复，直到 结果满意为止。 法国大号码道岔可动心轨采用双肢弹性可弯、高锰钢铸造翼轨结构， 通过优化设计，解决了转换牵引及不足位移问题 1 。法国为长短心轨嵌入 拼接式。拼接接口在短心轨尖端为嵌入式，短心轨尖端断面宽度约为l o 册， 短心轨尖端降低约1 0 m 。长短心轨用哈克钉( 工厂) 或螺栓( 现场) 联结， 轨头轨底的联结面均密贴，顶面和底面接缝处长短心轨两侧均有大于5 m 的倒棱。 其长短心轨采用u i c 6 0 d 拼接组合而成，与中国不同的是，短心轨始端 在长心轨约5 0 咖断面处，这样可以有效延长短心轨长度从而减短整个 心轨的长度。法国长心轨尖端，心轨降低值较小，实测约为l o 1 2 衄，心 轨尖端宽度约为1 0 m 。如4 6 号道岔，其跟端固定点位置仅在心轨约1 5 0 毫 米断面处；两心轨间拼接段用哈克螺栓紧固，跟端为长间隔铁( 2 0 0 0 m m ) ： 心轨与翼轨每侧3 块间隔铁，防松螺栓联结，不用胶结。心轨可动段长仅 l l 米左右，最后一个牵 x 西南交通大学硕士研究生字僖谣嚣蠹m 暖 嘲落汨陛翔；望! 萋 目l 墨! ；盥珏墨蕴咨葛杏鼻癸召| ! 嚣= 咱翡叫够 鳇萋夔罐焉：藁碰错翁名酮苇垡军i g 一：j 棵面缱j 娅露甄i a ! 涎啦 死匮_ r 轧蹦。州醛蛳一甄鲫酆b 目簟鍪蚶叫j 略q 翼畦艇姐骶婴靶蝉髓殂 醚，企候一屣也j 量薷一 ：l 澎瞪漂雾篓藿妻雾囊蓄墅蓁羹羹錾錾薹：搴垂耋 冀婆薹蕈薹鬻丝，萋鏊蚕。鬟爵叼叉 ) 与护 轨的轨道结构( 包括岔枕和道床) 以及前后与道岔相连的区间轨道结构视为 空间结构，建立了整个道岔区轨道结构空间双层弹性叠合交叉梁系模型。在 道岔不同的部位钢轨数量不同，空间模型的横断面也就不同。在双层叠合交 叉梁系的模型中，钢轨称为纵梁，岔枕称为横梁。钢轨垂向和横向均视为梁式 单元，偏转为扭转单元，即钢轨单元一个节点有垂向位移和转角、横向位移和 转角、扭转角5 个自由度。 钢轨 轨枕 图2 - 3 道岔空间双层弹性叠合交叉梁系力学模型 假设钢轨( 包括尖轨和心轨) 为变截面梁；在转换过程中考虑钢轨的横向 位移、弯曲、剪切和扭转等变形，转换过程中尖轨或心轨的摩擦力的分布 集度是尖轨或心轨重量和摩擦系数的函数；轨底与各滑床板之间的摩擦系数 可以相等，也可以不相等。 这种心轨计算的空间交叉梁系模型对于参数的改变比较复杂，而且计 算中也没有考虑到顶铁力密贴力等关键因素。 x 西南交通大学硕士研究生学位论文 第5 页 最大转换力发生在临近锁闭的瞬间，其数值不超过2 6 0 公斤力，且从定位 至反位时转换力较从反位至定位时大，最大不足位移量为3 9 姗，基本上能 满足运营要求但该数值与滑床台及心轨轨底的光滑程度、心轨刚度及长 度有关。 一九九九年铁道部专业设计院在研究报告秦沈客运专线一次性无缝 线路关键技术研究弹性可弯尖轨及心轨扳动力理论计算中，针对秦沈客 运专线，采用有限元计算方法1 1 8 1 ，运用s a p 9 0 程序建立空间梁单元模型， 比较详细地计算了尖轨及心轨的扳动力，并对秦沈客运专线1 8 号和3 8 号 可动心轨道岔进行了检算，结果表明：1 8 号道岔采用两点牵引，心轨的扳 动力及不足位移均能满足要求；3 8 号道岔采用三点牵引，扳动力能满足要 求，但在摩擦力为o 2 5 时最大足位移大于2 唧。但对于双肢弹性可弯心轨 也只是作了简单的扳动力计算，对不足位移未作描述。 二0 0 一年王平教授在文章多点牵引时道岔扳动力计算与分析中， 考虑扳动力、摩擦力、密贴力、反弹力及锁闭力等，运用有限元方法将心 轨简化为一端固定的悬臂梁模型，采用变分形式的最小势能原理来建立求 解扳动力的力学平衡方程【。4 】。建立多点牵引时弹性可弯尖轨、单肢及双肢 弹性可弯心轨扳动力计算理论，并以6 0 k g m 轨3 8 号道岔为例，分析了摩擦 因数、转换方式、扣件横向刚度、横向支承刚度、跟端结构、牵引点的布 置与优化等因素对扳动力及不足位移的影响。结果表明，降低滑床台摩擦因 数，增加牵引点，优化牵引点间距，增加扣件横向刚度有利于降低扳动力和 不足位移。 二0 0 二年石家庄铁道学院的李向国等人对提速道岔转换力进行了计算 机模拟研究，建立了道岔区轨道结构空间双层弹性叠合交叉梁系力学模型 口o 】，并着重以6 0 k g m 钢轨1 2 号可动心轨提速道岔( 混凝土岔枕) 为例，对道 岔转换力计算进行了计算机模拟，按空间模型对尖轨和心轨转换阻力进行 西南交通大学硕士研究生学位论文第6 页 了计算，并与工厂的实测结果作了比较，说明按空间模型计算是可行的，但 文中未涉及不足位移的研究。 二0 0 0 年六月，道岔研制课题组进行了3 8 号道岔双肢弹性可弯心轨试 验，对厂内单肢弹性可弯道岔进行改造后，进行了心轨转换阻力的试验， 结果表明，各点的转换力均在允许范围以内，同时也发现，采用双肢弹性 可弯心轨后，道岔轨距有一定变化，尤其是在心轨三动以后至弹性可弯中 心的范围内，轨距普遍偏小，难以满足规定的要求，调整了长短心轨间的 间隔铁宽度后，取得了良好的效果。试验证明，在3 8 号道岔上可以实现双 肢弹性可弯心轨。 目前我国的可动心轨道岔扳动力均在允许范围以内，但控制不足位移难 度很大，转换设计理论尚不成熟，牵引点转换试验不全面，现场出现较多 的不足位移等病害，我国单肢弹性可弯的秦沈客运专线道岔不足位移非常 普遍，长心轨在转换密贴后，可弯段附近存在3 5 唧的不足位移，造成静 态轨距偏小。减摩滑床台研究不成功，未研制滚轮装置，未设计双肢弹性 可弯结构。 1 3 本文主要研究内容和方法 本文针对u i c 6 0 d 轨4 2 号道岔双肢弹性可弯心轨，采用工程计算中广 泛运用的a n s y s 程序，用有限元方法建模，对双肢弹性可弯心轨的扳动力 及不足位移进行计算分析。 第一章：介绍了选题的意义，分析了国内外道岔转换力及不足位移研 究现状。 第二章：建立道岔的a n s y s 计算模型，并与已有的计算模型进行比较。 第三章：通过参数的改变计算分析心轨的扳动力及不足位移受轨型、 滑床台摩擦系数、跟端横向约束刚度、约束长度、牵引点的布置、弹 西南交通大学硕士研究生学位论文第8 页 第2 章双肢弹性可弯心轨转换计算模型 道岔力学模型是进行道岔扳动力及不足位移计算的基础。根据道岔结 构的特点，模型需要具备以下功能： 能反映道岔物理模型特征 能反映道岔区刚度变化特征 能反映道彷转换过程中的一些线性和非线性特征 - 能够通过不断地改变参数进行重复计算 2 1 既有计算模型 国内对于心轨的扳动力及不足位移计算模型已有一些研究，早在一九 九九年铁道部专业设计院所作的研究报告弹性可弯尖轨及心轨扳动力理 论计算中就对双肢弹性可弯心轨的扳动力建立空间梁模型进行了计算1 4 】， 王平教授在文章多点牵引时道岔扳动力计算与分析中也对弹性可弯心 轨的计算模型进行了阐述以上两种模型均是以不同的方式采用一端固定 的梁单元模型，石家庄铁道学院的李向国建立了道岔区轨道结构空间双层 弹性叠合交叉梁系力学模型计算转换力，但关于此种模型是否适用于不 足位移的计算目前没有研究。 2 1 1 空间梁单元计算模型1 铁道专业设计院运用s a p 9 0 程序编写了适应尖轨及心轨扳动力计算的 前后处理程序。首先用有限元方法解决尖轨及心轨在给定位移情况下的变 形和反力计算，建立有限元模型时选择考虑轨向力和剪切变形的空间梁单 元，该单元有两个节点，每个节点有六个自由度，分别为x 、r 、z 方向 线位移自由度，。、k 、形和三个绕j 、y 、z 轴。矿m 旷巾；。的角位移 线位移自由度u 。、k 、形和三个绕j 、，、z 轴。矿巾旷m ；。的角位移 西南交通大学硕士研究生学位论文 第11 页 2 2 本文建立的模型 目前，据道岔弹性可弯心轨的结构特点及扳动转换过程中受力及变形 实际情况，本着方便实用又可以处理道岔转换问题相关各种问题原则，运 用工程设计中得到广泛运用的a n s y s 软件建模。 基于有限元理论建立心轨的计算仿真模型，心轨的尖端、岔枕、牵引点、 间隔铁、顶铁位置分别为心轨单元节点。考虑了转换过程中的一些线性和 非线性因素，如摩擦力、密贴力、顶铁力等。 2 2 1 单元模型的选用 心轨为截面为线性变化的欧拉梁，只在水平面内发生横向弯曲变形【2 】。 短心轨整断面前横向抗弯刚度为线性变化，整断面后至跟端为等截面的 u i c 6 0 d 轨，跟端后为等截面的普通钢轨。跟端后钢轨支点处的横向位移将 受到间隔铁的横向约束。所以通常在双肢弹性可弯心轨的a n s y s 建模仿真 分析计算中，为了恰如其分的模拟其边界约束一般是采用梁单元模型，而 不是实体模型。原因有以下：首先，根据我们使用a n s y s 在轨道工程中 的应用经验可知，虽然实体模型能最真实的模拟分析关键技术点，但是建 造模型复杂，而且由于奇异点的大量存在，不能保证计算结果的有效收敛， 容易造成结果的失真和失效。其次，实体模型中的组合构件比较多，如间 隔铁等等，很难模拟其边界约束条件。因此，我们决定使用梁体单元模型。 本着方便实用的原则选择a n s y s 中的二维梁( b ea i i l 3 ) 单元，该单元有两个 节点，每个节点有三个自由度，根据截面的所在位置输入实常数，即可反 映心轨变化截面性质。 模型1 ( 图2 4 ) ：心轨由密贴状态扳向斥离状态时，不考虑顶铁力和 密贴力的作用，假定摩擦系数为0 ，心轨处于无摩擦状态。计算出各节点的 位移。 西南交通大学硕士研究生学位论文 第13 页 大于2 米。所以跟端约束刚度很大，具体实施方式采取刚度很大的线性弹 簧，本文设每个节点上的弹簧刚度为5 0 m n m 。 ( 2 ) 心轨之间的连接。 心轨之间间隔铁联系非常强，有间隔铁的地方相邻两根钢轨基本上由 两颗m 2 7 的螺栓连接，因此这两根轨线在垂向和横向上均不能发生相对位 移。若之间采用弹簧模拟，弹簧刚度也非常大，为保持心轨良好的线型，可考 虑将两心轨之间的间隔铁视为刚度很大的梁，联结于长短可动心轨间，通过 从我国客专道岔问隔铁图中量得梁的实常数，输入a n s y s 程序中，并通过计 算时两肢心轨相对位移量来检测间隔铁的刚度是否合理，从而使计算更为 准确。 ( 3 ) 心轨尖端联结方式。 在模型中由于将两心轨作为梁处理，梁的前端均在它们的实际起始点 处，在其交叉点处，两心轨间拼接段用哈克螺栓紧固在一起，德国两心轨 在尖端是一整体结构，是用整锻造的钢焊接而成，法国的两心轨因联结很强， 因此同德国的一样，我们考虑心轨尖端之间的联系非常强，尖端联结为一 点，在建模时将其固定。 ( 4 ) 滑床台摩擦力 考虑滑床台的摩擦力。摩擦力视为作用于滑床台上的集中力，其作用 方向总是与心轨的运动方向相反，其大小与该枕跨处钢轨重量成比，为 f = u n 。 ( 5 ) 顶铁和密贴力 为保持道岔结构稳定、有利于车辆通过和延长道岔使用寿命，在有顶 铁的地方，当心轨由斥离状态扳动至密贴状态时，翼轨的轨头、各顶铁将 阻止心轨的进一步扳动，产生密贴力和顶铁力。在扳动到位后，横向上顶 铁应与相邻两轨线基本保持密贴，根据变形协调条件，二者之间的位移应 西南交通大学硕士研究生学位论文 第14 页 为零。而在扳动过程中接触到顶铁之前，顶铁力和密贴力均不存在。因此 本文将二者处理为刚度较大的横向非线性弹簧，当发生接触时，该弹簧即 产生顶铁力和密贴力。 ( 6 ) 密贴方式处理 正常情况下，扳动到位后，心轨与翼轨之间应保持密贴，按照道岔设 计和铺设技术要求，在理想状态下，心轨与翼轨之间应为线接触方式，但 是在道岔组装、铺设、扳动过程中总会存在一定的误差，从而使它们之间 不可能保持设计要求的线密贴方式，它们更多以不连续的、局部接触的形 式出现，因此我们可以将它们的接触方式处理成点接触形式，并在接触点 处加上单向非线性弹簧来模拟心轨与翼轨之间的接触刚度，只要密贴点取 得足够多，就能真实地反映心轨与翼轨之间的密贴情况。因此本文是以节 点为密贴点。 2 2 3 计算理论 b e 锄3 单元是一种可承受拉、压、弯作用的单轴单元。单元的每个节 点有三个自由度，即沿x 、y 方向的线位移u 、k 及绕z 轴的角位移o 单元节点力为： 扩 。= 鼽所胁f巧玢蚴) ( 2 1 ) 单元节点位移是： p r = k 。v 丸。“，v j九) ( 2 2 ) 单元由两个节点、横截面面积、横截面惯性矩、截面高度及材料属性 定义初始应变通过l 给定，为单元长度l ( 由i ，j 节点坐标算得) 与o 应变单元长度之差。 b e a n l 3 单元输入参数汇总： 节点：i ，j 西南交通大学硕士研究生学位论文 第1 5 页 自由度：u x u y 。r o t z 实常数： a r 队一横截面面积 i z z 一截面惯性矩 h e i g h t 一截面高 s h e a r z 一剪切变形系数 i s t r n 一初始应变 a d d m a s 一每单位长度附加质量 因单元的y 方向没有剪切变形，初始应变和每单元长度附加质量均为 0 因此在计算时只需输入后三项实常数。 选择节点的位置时遵循以下原则：心轨的变截面处，滑床台的支承处， 拉杆、连杆处，间隔铁、顶铁位置处，轨枕处设节点其余按0 3 m 一个节 点设置。 设e 为钢轨弹性模量；i 为钢轨截面绕垂直轴的惯性矩：l 为单元长。 对于变截面钢轨，设其惯性矩为 i ，= i o + a x = i o + ( i l i o ) x l 【3 】 ( 2 3 ) 式中，i 。为钢轨梁单元左端截面惯性矩；i 为梁单元右端截面惯性矩； a 为梁单元截面惯性矩变化率；x 为距梁单元左端距离：l 为梁单元左端变 截面长。因此，该梁单元可视为由惯性矩为i 。的等截面梁和惯性矩与x 成 正比的变截面梁组成，分别计算单元剐度矩阵 k 】。 建立求解扳动力的力学平衡方程。在所有满足边界条件的协调位移中， 满足力学平衡条件平衡方程为： k 6 ) = ( f ) ( 2 4 ) 2 3 计算参数 本文的计算是针对客运专线4 2 号道岔设计图进行的，采用分动锁闭状 西南交通大学硕士研究生学位论文 第16 页 态和多机多点牵引。心轨扳动时向左右两侧扳动，动程一样，第一牵引点 动程5 0 唧，不考虑各牵引点间转换时间差，滑床台摩擦系数取为20 2 5 。 由于要分析多种因素对双肢弹性可弯心轨扳动力及不足位移的影响， 计算中要不断地改变参数，但有些参数是不变的，如u i c 6 0 d 轨的实常数( 质 量、面积、惯性矩、弹性模量、泊松比等) ，在讨论时，采用表2 1 所列参 数为基础进行计算。 表2 14 2 号道岔转换计算参数 名称符号取值单位 钢轨质量m 7 0 k g ，m 心轨计算长度 l2 1 7 7 5m 跟端约束长度3m 面积 s8 0 c l i l 2 钢轨对水平轴惯性矩 i y 7 6 4 a n 钢轨弹性模量 e2 1 1 0 5n m 钢轨材料泊松比 uo 3 道岔号数 n4 2 道岔全长 l1 5 7 2m 道岔前长 a6 0 5 7 2m 道岔后长 b9 6 6 2 7m 辙岔角c t1 3 6 3 9 2 5 5 4 0 4 8 2 间隔铁数 1 3 个 扣件横向等效刚度 e t5 0m ：n m 顶铁、间隔铁等效横向刚度 e t5 0m n m 密贴力等效横向刚度 e t5 0m n m 2 曼蔓凳篓瑚防洲栅织妤雠洲- 设觉之曩戮茹嘉品磊删设 蜥警竺鬈巢2 善焉蕊蓍淼渐徘 懈篓鋈裟纛鬈嚣? 茹篡磊蒜脚t 位移与实际测得的不足位移相差很大。凼此赞他卿”一 需要发展更为准确的不足位移判别方法 2 乱，。! 。苎要：兰兰呈凳定心轨本身是刚体，在转抉过程中由于转换杆! ，婴黧盖篓薯茗茹善茹赢棚躺 心部位施力使达到设计动程，心轨仅径口j 弓“9 别二l 。 截面均按比例发生位移u e 计算图式如下： 图2 6 心轨为刚体时转换后的位移计算图式 心轨i 截面的设计位移通过下式求得： 鑫。毒q 巧 l 专卜等吖 西南交通大学硕士研究生学位论文塑! ! 夏 上一生一x 即 d i2 q 。6 2 事实上由于心轨本身是弹性体，转换过程中在转换力及与滑床台之间 的摩擦力等多种因素作用下导致弹性弯曲变形，从而不能确保心轨各截面 达到在假定心轨是刚体情况下计算的位移值，实际位移与计算位移的差值 称之为不足位移。 2 4 2 本文中的判别方法 如上所述将心轨本身作为刚体来计算设计位移事实上是有误差的，心 轨本身就是一个弹性体，并不是在所谓弹性可弯中心处才开始有弹性的， 扳动后要达到的理想线型也不是一条直线，鉴于计算时心轨各点要达到的 理想位移难于确定，本文假设心轨在只有扳动力和约束反力而不受其他外 力作用时能够达到理想线型，将心轨从密贴状态扳向斥离状态，从而计算 出各点的设计位移，即第二章中的模型1 计算出的位移。将扳动后的心轨 再由斥离状态扳向密贴状态，此时心轨受到滑床板摩擦力的作用，并且位 移若超过设计位移则受到顶铁力的作用，心轨在密贴时尖端受到密贴力的 作用，算出心轨此时的位移作为实际位移，即第二章中的模型2 计算出的 位移。这两个位移之差作为心轨的不足位移。这样计算考虑了心轨本身刚 度的影响，以及心轨由反位至正位时的反弹力。但也不能排除牵引点动程 的影响，因此在计算时，可将在只有扳动力和约束反力由反位扳至正位， 再由正位扳至反位，并使两者的位移值趋于相等来调整牵引点动程，不同 的动程对应不同的设计位移和设计线型。 第二种方法是在动程设计时将心轨要达到的理想线型假设为经过弹性 可弯中心的一条三次抛物线，让牵引点在扳动后均在此抛物线上，用此方 西南交通大学硕士研究生学位论文 第19 页 法来设计心轨的动程。如下图所示 0 01 5 0 0 0 如0 心轨x 座标m 图2 7 心轨设计动程图示 除了心轨的动程设计外，顶铁的设计位置及设计长度也要根据相应的 设计位移的方法来严格计算，以避免设计时的误差。总之心轨的不足位移 控制应从设计阶段做起，首先要精确算得各点扳动后的理想位移，以此来 设计道岔的各部件。 2 4 3 两种判别方法计算比较 牵引点距：4 8 0 0 m m ，6 0 0 0 m m ，第一牵引点至心轨尖端距离5 0 0 m m 。 牵引点动程为5 0 m m ，3 6m m ，1 9 m m ，下面就两种不同的判别方式进行计 算比较： 蚰 伸 0 否臀4螂g皤雌 西南交通大学硕士研究生学位论文 第2 0 页 1 0 o5 0 0 01 0 0 0 01 5 0 0 02 0 0 0 02 5 0 0 0 心轨x 座标眦 图2 8 摩擦力为0 时两种判别方式下的不足位移图 从上图可以看出：当摩擦力为o 时按本文的判别方式，各点的不足位 移均接近于o 。而按弹性可弯中心刚性转动的判别方法最大负不足位移接近 1 5 。出现此现象的原因主要是由于以前的判别方式忽略了心轨的弹性变形， 而使计算出的不足位移出现较大负值，但本文所得出的不足位移与实际不 足位移仍有差别。原因是心轨的不足位移受心轨的线型及线路的走向等多 种因素影响，采用这种判别方式的前提是心轨的线型的选择应符合线路的 走向，不同的线路选择不同的线型，在判别不足位移时应结合实际，根据 线路走向采用不同的计算方法。本文只是计算分析不足位移的变化规律， 因此采用这种判别方法。 o 0 m 一 4 冒薄掣叫恃g卜铺牝蕞赢霹睦蕾。最rj鲆世 西南交通大学硕士研究生学位论文第2 1 页 第3 章扳动力及不足位移分析 弹性可弯心轨在扳动过程中变化复杂，根据结构力学原理及有限元方 法原理和道岔设计要求，在分动情况下，将双肢弹性可动心轨视为变截面 连续长梁，转换时在梁支座处产生已知位移后而产生支反力的求解反力计 算过程。支座位置就是牵引点位置，给定支座已知位移就是牵引点设计动 程。由已知位移产生支座反力就是扳动力。 因此心轨力求解的典型力学平衡方程为： 4 l e + 西2 最+ + 瓯r + d l + k = o 、 疋1 只+ 疋2 最+ + 以r + d 2 + k = o【 ( 3 1 ) 6 m p t + 6n 2 p l + + 6 n n p n + dn + y n = o 。 式中 p i ( i _ l 小j ) 为牵引点扳动力； d ：( i - l n ) 为设计动程： y i ( i - 1 n ) 为作用于心轨的各种阻力所引起牵引点处的被动位移： 6i 为力学方程中主系数，是由第i 牵引点多余单位力x i 单独作用时， 沿其本身方向引起的位移： 6u ( i = 1 n j = 1 卟j ) 为力学方程中的付系数，是在第i 牵引点由于多余未 知单位力x j 单独作用时引起的位移， 瓯= 豺笔岩玩z ， 西南交通大学硕士研究生学位论文 第2 3 页 3 1 心轨轨型的选择 法国早期道岔采用u i c 6 0 a 对称截面钢轨( i x = 1 8 6 6 c t n4 ，i y = 5 2 0 锄4 ) 后改为u i c 6 0 d 截面a t 钢轨。德国道岔采用z u l 6 0 轨，我国道岔钢轨采用 c h n 6 0 a t 轨。 我国c h n 6 0 a t 轨是为既有线研制的适应重载要求a t 轨，在提速道岔 和秦沈客运专线道岔中也广泛采用。表现出的突出问题是： ( 1 ) 尖轨和心轨转换不足位移大：转换阻力大； ( 2 ) 滑床板扣压基本轨的弹片由于受尖轨与基本轨高差小的影响，设 计不尽合理： ( 3 ) 钢轨变形后由于刚度大难于整治。 我国的3 8 号道岔采用c h a 6 0 a t 轨，尖轨3 7 6 米，尖轨总转换阻力达 到l o 3 1 2 k n ，在秦沈客运专线刚铺设时，转换力达到3 0 k n 。由于横向刚 度大，可弯部分柔性差，使密贴尖轨密贴段以后的不足位移较大，斥离尖 轨外形受转换系统公差等影响，产生s 形变形。而且当尖轨发生拱腰等变 形时，矫直非常困难。秦沈客运专线道岔在尖轨、心轨部分轨距普遍偏小， 尖轨和心轨的不足位移是导致轨距偏小的主要原因。 我国c h n 6 0 a t 轨与c h n 6 0 轨高差2 4 眦，难于理想地解决扣压基本 轨的问题，原既有线和秦沈客运专线道岔采用弹片方式扣压基本轨的方法， 也出现过弹片塑变失 x 西南交通大学硕士研究生学位论文 第2 5 页 重 漤 趟 删 k 0 1 s 静 趔01 0 莲。舶 幢 毫 o 0 0 薜 。 嫠- 0 0 5 畦 o 1 0 心轨x 座标唧 图3 1 方案一不同轨型不足位移图 05 0 0 01 0 0 0 0 1 5 0 0 02 0 0 0 02 5 0 0 0 心轨x 座标彻 图3 2 方案一不同轨型两肢心轨间相对位移图 西南交通大学硕士研究生学位论文 第2 6 页 方案二 牵引点距：5 4 0 0 m m ，6 0 0 0 m m ，第一牵引点至心轨尖端距离5 0 0 m m 。 牵引点动程为5 0 m m ，3 5m m 。1 8 m m ，扳动力和不足位移见表3 和图5 所 示。 表3 3 方案二扳动力及不足位移 牵引点 跟端最 两心轨 心轨轨型p l ( n ) p 2 ( n )p 3 ( n ) p 间最大大不足间最大 ( n ) 不足位位移相对位 移( m ) ( m ) 移( m ) c h n 6 0 a t5 2 9 4 34 7 2 1 46 9 3 3 41 2 1 8 4 2 30 4 7 20 3 9 1o 2 1 9 z u l 6 04 7 0 2 24 2 2 5 46 0 7 8 5 1 0 7 7 4 1 2o 4 9 30 3 5 50 2 2 2 u i c 6 0 d4 4 9 9 24 0 0 7 76 0 6 3 81 0 5 2 1 4 20 4 6 l0 3 4 00 2 0 7 垦 鼢 毯 叫 恃 o5 0 0 01 0 0 0 0 1 5 0 0 02 0 0 2 5 0 0 0 心轨座标m 图3 3 方案二不同轨型工作边不足位移图 5 4 3 2 1 o 1 2 o 0 0 0 o 0 o 0 西南交通大学硕士研究生学位论文塑望垂 o5 0 0 01 0 0 1 5 0 0 0 2 0 0 0 02 5 0 0 0 心轨x 座标m 图3 4 方案二不同轨型两肢心轨间相对位移 从以上计算可以看出：道岔转换中的扳动力及不足位移受钢轨自身刚 度以及截面形式的影响，扳动力受刚度影响较大，刚度越大扳动力越大， 不足位移受刚度影响不是很明显。u i c 6 0 d 轨的扳动力及不足位移较 c h n 6 0 d 轨以及德国的z u l 6 0 轨都低，同时本文所设间隔铁及心轨本身的 结构，能使心轨保持较好的线型，考虑心轨的高度以及其他的截面因素本 文采用u i c 6 0 d 轨计算分析。 3 2 滑床台摩擦力的影响 方案一 第二、三牵引点动程分别为：3 6 哪，1 9 咖：牵引点间距4 8 0 0 瑚，6 0 0 0 眦。 巧加12竹 n n n n n n n n n n 涣堪靛罂足仅，嚣0嫠畦 西南交通大学硕士研究生学位论文 第2 8 页 表3 4 方案一扳动力及不足位移计算结果 p 牵引点跟端最两心轨 摩擦系 ( n ) 间最大大不足间最大 p 1 ( n )p 2 ( n )p 3 ( n ) 数u不足位位移相对位 移( m ) ( m ) 移( m ) 03 4 5 4 42 3 8 3 13 7 1 6 46 1 3 4 0 4 4 0 0 0 4o 0 0 5 o 0 3 2 0 1 01 6 8 5 42 6 7 0 04 9 9 1 77 8 3 0 2 4 o 0 4 80 1 4 8 o 0 6 4 0 1 52 7 0 1 62 8 3 9 75 6 8 5 58 7 9 5 3 6 0 0 7 00 2 7 1 o 0 9 5 o 2 03 7 1 7 13 0 0 9 56 3 7 9 49 7 6 0 6 1 0 2 4 30 3 6 8 o 1 2 7 0 2 54 7 3 3 33 1 7 9 37 0 7 3 21 0 7 2 5 8 3 0 3 1 7o 4 6 0 0 1 5 8 o0 1 00 1 50 2 00 2 5 摩擦系数 图3 5 方案一各牵引点扳动力与摩擦系数的关系 o 硼阳：2弱帖们弘箱己佰伯5 乏r 臀鞲 西南交通大学硕士研究生学位论文第2 9 页 0 5 0 4 乓0 3 渣 美o z 阿 o 1 0 o o 5 0 0 01 0 0 0 01 5 0 0 02 0 0 0 02 5 0 0 0 心轨x 座标m 图3 6 方案一心轨不足位移与摩擦系数的关系 邑 斡 趟 靛 罂 嚣 0 型 靛 o 5 0 0 01 0 0 1 5 0 0 02 0 0 0 02 5 0 0 0 心轨座标m 图3 7 方案一两肢心轨y 方向相对位移与摩擦系数的关系 伯伯坦竹蛇窨：舛 o o o o 0 o o o 0 o o o 西南交通大学硕士研究生学位论文 第3 0 页 0 5 0 4 浍o 3 q 掣o2 阿 斗 蜷o 1 o0 00 0 50 1 0o 1 502 002 5 摩擦系数 图3 8 方案一摩擦系数与最大不足位移的关系 方案二 第二、三牵引点动程分别为：3 5 眦，1 8 哪；牵引点间距5 4 0 0 彻，6 0 0 0 表3 5 方案二扳动力计算及不足位移结果 牵引点跟端最两心轨 摩擦系 尸 间最大大不足间最大 p 1 ( n )p 2 ( n )p 3 ( n ) 数u ( n ) 不足位位移相对位 移( m )( m )移( m ) 08 0 7 6 8 2 9 1 4 o 3 “1 2 6 6 1 7 7 3 70 1 4 lo 0 3 70 0 7 3 0 1 01 4 3 2 93 5 2 3 04 2 7 9 3 7 9 4 5 5 9o 2 7 8o 1 4 8- 0 1 2 4 0 1 52 5 1 2 53 6 9 2 54 8 7 2 7 8 8 1 6 4 5o 3 3 90 2 1 10 1 7 2 o 2 0 3 4 5 4 13 8 4 3 25 4 6 8 19 6 s 6 7 l0 3 6 60 2 7 60 1 7 l 0 2 54 4 9 9 24 0 0 7 76 0 6 3 81 0 5 2 1 4 20 4 6 1o 3 4 00 2 0 7 西南交通大学硕士研究生学位论文第3 1 页 0o 1 00 1 5o 2 0 o2 5 摩擦系数 图3 9 方案二各牵引点扳动力与滑床台摩擦系数的关系 o5 0 1 5 0 2 0 o2 5 0 心轨x 座标眦 图3 一l o 方案二心轨不足位移与摩擦系数的关系 o ：g：f；蝎们筠加侣伯5 乏r 需鞘 l稔固政悟 西南交通大学硕士研究生学位论文第3 2 页 o5 0 0 01 0 o1 5 0 0 02 0 0 0 02 5 0 0 0 心轨x 座标m m 图3 1 l 方案二两肢心轨y 方向相对位移与摩擦系数的关系 0 0 00 0 5 01 00 1 5o 2 00 2 5 摩擦系数 图3 一1 2 方案二摩擦系数与最大不足位移的关系 站弓12伯伯侣号 n n n n o o由山田 楼掣捉罂厘投嚣自嫠匿 惦 们 ：5 ； 拍 加 佰 竹 0 0 o 0 o o o o 0 垦簿堪叫降k嘁 西南交通大学硕士研究生学位论文第3 3 页 以上的计算分析可以看出：滑床台摩擦系数对心轨的扳动力和不足位 移影响很大，扳动力随摩擦系数的增大成线性函数增大。沿心轨长度方向 各点的不足位移随着摩擦系数的增大规律性地增大，不同摩擦系数下的不 足位移成形状相似的平滑曲线。不足位移的最小值在牵引点附近，峰值在 两牵引点的中问：两心轨相对位移也随摩擦系数的增大而增大，并受牵引 点位置的影响较大。由此可见，滑床台采取减摩措施对于减小扳动力及不 足位移，以及保持心轨良好的线型都十分有利。这与以往对于单肢弹性可 弯心轨的计算结果基本一致，法国和德国为减小滑床板摩擦力在滑床板上 安装滚轮以达到减小扳动力及不足位移的目的。对于双肢弹性可弯心轨而 言，由于心轨的整体刚度及重量都较大，所以扳动力太大也是主要的问题 之一。 当摩擦系数为0 2 5 时，单点的牵引力大于6 0 0 0 n ，需要增加牵引点数 量。后面将予以讨论。目前由于双肢弹性可弯心轨的设计方案尚未确定， 计算时参数的选取需要进一步讨论，本文只根据参数的变化计算分析扳动 力及不足位移变化规律，提出一些减小扳动力及不足位移的措旌，从而为 进一步设计提供参考，暂且用三个牵引点，摩擦系数以o 2 5 为基础进行分 析讨论。 3 3 跟端约束的影响 3 3 1 跟端约束刚度的影响 可动心轨道岔跟端约束刚度也是影响扳动力及不足位移的一个关键 因素，德国采用整体跟端结构，法国采用长大铁垫板，心轨之间用哈克螺栓 紧固，心轨与翼轨每侧3 块间隔铁，防松螺栓联结。不用胶结，我国的客 专道岔跟端约束也是采用长大间隔铁约束，下面采用不同的约束刚度，进行 理论计算分析。 西南交通大学硕士研究生