（道路与铁道工程专业论文）18号可动心轨道岔心轨不足位移仿真分析.pdf

西南交通大学硕士研究生学位论文第1 页 摘要 随着现代铁路列车不断提速，可动心道岔不足位移成为制约列车提速 的因素之一，尤其是在我国高速客运铁路发展过程中，显得格外重要。 本文以客运专线l8 号可动心轨道岔为研究对象，根据可动心轨结构和 实际转换特点，建立分析模型讨论了可动心轨约束条件，如间隔铁、螺栓以 及顶铁等部件的位置和数量，得出了合理的心轨转换约束条件及约束方程。 并且在该约束条件和约束方程下，根据可动心轨摩擦系数、扣件横向刚度、 可动段长度、牵引点布置等因素计算分析了它们对心轨扳动力及不足位移 影响的规律。 计算分析表明，滑床台摩擦力是产生不足位移根源，不足位移与扳动 力均与摩擦系数成正比关系：牵引点布置对扳动力和不足位移影响很大， 合理设置牵引点会起到明显改善效果：心轨尖端在贴靠瞬间，会产生较大密 贴阻力。因此精确控制牵引点动程非常重要。 最后本文从减小滑床台摩擦系数，变滑动摩擦为滚动摩擦，改变滑床 台结构减小摩阻力和改变其分布等方面探讨了减小心轨不足位移的思路。 关键词：可动心轨道岔心轨不足位移 西南交通大学硕士研究生学位论文第2 页 号高锰钢整铸辙叉的6 9 倍，养护维修工作量减少4 0 ，大大减少了机 车车辆通过时的冲击力，提高了过岔容许速度及旅行舒适度。因此我国时 速在1 6 0 k m h 以上的道岔均采用可动心轨，尤其是在当今我国铁路建设实 行跨越式发展战略，大规模建设高速铁路、客运专线，可动心轨道岔成为 必不可少的组成部分，发挥重要作用。 1 1 1 国外现状 1 9 6 4 年1 0 月，日本建成世界第一条高速铁路后( 东海道新干线，时 速2 l o k m h ) ，首次使用高锰钢可动心轨辙叉，此后，欧美铁路竟相修建， 尤其是德法，1 9 8 1 年法国修建时速2 6 0 k m h 的t g v 高速铁路，1 9 9 1 年德国 修建2 6 0 k m h 的i c e 高速铁路，1 9 9 2 年英吉利海峡隧道修建时速3 0 0 k m h 高速铁路，1 9 9 5 年韩国开始修建时速3 0 0 k m h 的汉城至釜山高速铁路等， 都使用不同结构的可动心轨辙叉。高速道岔是高速铁路必不可少的线路设 备，先后出现了法国的2 0 、3 3 、4 6 及6 5 号，德国的1 8 5 、2 6 5 及4 2 号， 日本的1 6 、1 8 号，美国的2 0 、2 4 号以及前苏联的1 8 、2 2 号道岔，基本上 全部为可动心轨道岔，从而将道岔容许过岔速度直向提高到1 6 0 2 0 0 2 5 0 k m h ，而侧向提高到8 0 1 2 0 1 6 0 2 0 0 k m h 的水平，1 9 9 0 年法国铁路 创造了5 0 l k m h 的直向过岔速度( 线路最高速度5 1 5 3 k m h ) 。可以看出， 世界高速铁路发展的过程也是可动心轨发展过程，两者相辅相成，共同发 展，有力的促进了社会进步和经济发展。为了便于比较高速可动心轨道岔， 列表如下表1 1 ( 分母为改进型) ： 西南交通大学硕士研究生学位论文第3 页 表1 1 高速可动心轨道岔主要几何特征 道岔 允许过岔速度 国别 道岔侧股线型道岔全长( m ) ( k m h ) 号数 直向侧向 1 5 3 圆曲线，r = 8 2 0 m 5 3 53 0 08 0 圆曲线，r 3 0 0 0 m ( 3 3 5 0 ) + 4 61 3 6 7 1 3 6 93 0 01 6 0 1 7 0 三次抛物线( 寸mm ) 法国 圆曲线，r 6 7 2 0 m ( 7 3 5 0 ) + 6 51 9 3 4 1 9 3 73 0 02 2 0 2 3 0 三次抛物线( 斗。o 。) 3 2 5r 6 0 0 0 m + r 3 7 0 0 m1 2 2 2 5 2 3 0 01 6 0 三次抛物线+ r 4 0 0 0 m + 三 3 9 1 l1 4 1 0 8 83 0 01 6 0 次抛物线 三次抛物线+ r 6 1 0 0 m + 三 4 1 51 6 4 2 9 23 0 02 0 0 德国 次抛物线 4 2 复曲线，r 7 0 0 0 m + r 6 0 0 0 m 1 5 4 2 6 63 0 02 0 0 1 8 圆曲线，r = 1 1 0 6 m 7 1 3 4 93 0 07 0 复曲线，r 8 8 4 0 m + r 4 2 0 0 m 日本 3 01 3 4 7 9 3 0 01 6 0 + r 8 4 0 0 m 圆曲线，导曲线半径 意大利 2 9 41 0 9 8 33 0 01 6 0 3 0 0 0 m 圆曲线，导曲线半径 比利时 2 9 41 0 1 _ 6 0 43 0 01 6 0 2 9 9 0 m 瑞士 2 8 螺旋转 1 0 0 3 9 52 9 01 6 0 西南交通大学硕士研究生学位论文第4 页 1 1 1 1 法国高速道岔 从1 9 7 5 年开始，科吉富( c o g i f e r ) 就成为法国国铁最紧密的合作伙 伴。1 9 8 1 年设计和制造了第一代木枕高速道岔( 4 6 号和6 5 号，单肢三次 抛物线) ，实现了2 7 0 k m h 的旅行速度。第二代道岔主要是将单肢抛物线改 为圆缓线形，混凝土岔枕，1 9 9 0 年创造了5 0 l k m h 的直向过岔速度的世界 纪录。目前法铁在巴黎至马赛线路上应用的是第三代道贫，行车速度达到 3 0 0 k m h 。第四代道岔主要是在第三代基础上滑床板采用n i g r 减摩镀层和 可调节滚轮，2 0 0 3 年有6 组在试用，计划推广在3 3 0 k m h 以上的新线上。 主要特点： ( 1 ) 大号码道岔线型为缓圆线型。 ( 2 ) 尖轨部分：1 整根尖轨，中间不焊接，不淬火；2 跟端无限位器； 3 刚性滑床板，滑床台内有弹条扣压基本轨。 ( 3 ) 心轨部分：1 高锰钢整铸翼轨；2 心轨跟端专利固定技术 ( 4 ) 道岔维修主要集中在心轨和尖轨附近，整组道岔每2 2 5 年进行 一次捣固。 ( 5 ) 道岔采用单机多点转换，适应无缝线路外锁系统，装有监控系统。 ( 6 ) 每组道岔安装融雪装置。 法国高速道岔经过上万次的试验，1 9 9 0 年创造了5 0 1 k m h 的直向过甜 速度的世界纪录( 线路最高速度5 1 5 3 k m h ) 道岔经济运营速度为 3 0 0 k m h 。到目前为止，世界各国应用的c o g i f e r 高速道岔约有1 0 0 0 组。 西南交通大学硕士研究生学位论文第6 页 铁路上，该公司为西班牙设计的高速道岔能满足3 5 0 k m h 的行车条件。 1 1 2 国内现状 我国铁路道岔的发展大致经过4 个阶段，分别以7 5 型道岔、9 2 型道岔、 提速道岔和9 9 道岔为代表。我国铁路在上世纪7 0 年代初开始研制5 0 k g m 钢轨1 2 号可动心轨辙叉，1 9 7 3 1 9 7 7 年试铺，试铺的可动心轨辙叉使用 寿命达到4 2 亿t k m k m 通过总重，为高锰钢固定辙叉使用寿命的4 6 倍， 为合金钢固定辙叉使用寿命的2 2 5 倍，并于1 9 8 5 年通过鉴定，由此开 创了我国可动心轨应用先河，可动心轨道岔研究具体情况见表l 一2 ，技术 特征见表l 一3 。 表l 一2 我国可动心轨道岔研究情况表 道岔名称 研制时间备注 6 0 k g m 钢轨1 2 号高锰钢可动2 0 世纪9 0适应广深既有线时速1 6 0 k m h 。 心轨木枕道岔年代初产1 0 0 多组 7 5 k g m 钢轨1 2 号钢轨拼装可2 0 世纪9 0 大秦重载运输要求 动心轨木枕道岔年代初 6 0 k g m 钢轨1 2 号可动心轨木 1 9 9 5 年 铁路大提速发展3 0 0 组 枕道彷和混凝土岔枕 6 0 k g m 钢轨1 8 号和3 0 号拼装2 0 世纪9 0为解决道岔侧向行车容许速度 可动心轨道岔年代末1 4 0 k m h 的要求 6 0 k g m 钢轨1 8 号和3 8 号拼装 2 0 0 0 年 新建时速2 0 0 k m h 秦沈客运专线 可动心轨混凝土岔枕道岔 6 0 k g m 钢轨1 2 号可动心轨混 2 0 0 1 年 京秦线2 0 0 k m h 改造 凝土岔枕道岔改进 西南交通大学硕士研究生学位论文第7 页 表1 3 我国可动心轨道岔技术特征表( 分母后为秦沈客运专线参数) 允许通过速度 道岔全长导曲线半径r 道岔号数( k m h ) 单位：唧单位：m 直向坝0 向 1 2 4 3 3 0 03 5 0 2 0 07 0 1 86 0 0 0 0 6 9 0 0 08 0 0 r = l0 0 0 m1 6 0 2 5 08 0 3 01 0 2 4 0 02 7 0 02 0 01 2 0 3 3 0 0 r = 3 8 0 0 m + 3 81 3 6 2 0 02 5 01 4 0 三次抛物线 通过以上表格比较可知，我国道岔经过几代人的努力，已经有了长足 的进步，为我国铁路的发展提供了强有力的支撑，为我国铁路提速和客运 专线建设奠定了基础，但是同国外高速道岔相比，在道岔通过速度、( 包括 直向和侧向) 过岔舒适性、道岔使用寿命上还有较大差距，需要我们铁道 科研人员继续深入研究。 1 2 单肢弹性可弯心轨扳动力计算发展现状 随着列车的不断提速，对道岔结构的要求也越来越高，可动心道岔的 不足位移成为制约列车提速的因素之一，道岔转换参数中弹性可弯心轨扳 动力及不足位移是道岔设计中考虑的关键性问题，是决定心轨长度、转辙 机牵引点布置及转辙机个数、心轨结构形式等道岔设计中关键参数。由于 心轨截面多变，结构复杂，扳动力及不足位移影响因素多和技术发展等诸 西南交通大学硕士研究生学位论文第8 页 多条件限制，使控制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关键问题，尤其是在我国高速客运 铁路发展过程中，显得格外重要。 1 2 1国内现状 2 0 世纪8 0 年代初，铁科研顾培雄博士利用结构力学中力法，把心轨 转换模拟为以弹性可弯部分终点为固定端的变截面悬臂梁模型，基本上采 用手算，奠定了我国单肢弹性可弯心轨扳动力计算的发展基础。到目前为 止，已经发展到采用有限元方法进行以已知位移求反力的计算方法，运算 方式都是以计算机为主，编制软件如用f o r t r o n 、c 语言等等，或者采用成 熟有限元软件如s a p 系列等等。对心轨扳动力和不足位移进行了充分的计 算和分析，为我国研制高速道岔打下了坚实的基础，但是扳动力计算分析 需要在现有工作基础上研究多种参数的影响，开展仿真研究，为今后的高 速、大号码道岔设计和解决目前道岔转换中存在的问题有十分重要的意义。 主要计算内容： 可动心轨需要确定的主要参数有：心轨转辙过程中不发生弯折的长度1 ， 弹性肢长1 ：，转辙机的扳动力p 。，心轨角度，第一、第二转辙杆处的心轨 动程t 。、t ：等等。计算图示如下： 西南交通大学硕士研究生学位论文 第9 页 图l 一1 单肢可动心轨计算模型 在计算中，心轨1 段假定为绝对刚体，1 。段视为一端弹性可弯另一 端固定的梁体，在第一、第二转辙杆处作用有p 、r 力。根据以上力学模 型可以得到上述参数的一系列计算公式，但是由于上述参数都是相互关联 的未知量，无法直接计算出来，实际工程方法是事先假定某几个值，计算 其它的量值，从而得到一系列变化关系曲线。在此曲线上查找某几个合适 的数据，同时根据构造上的要求及岔枕布置，最后定出合理的参数。 1 2 2 国外现状 德法两国，首先从理论上采用有限单元法模拟心轨转换后的线型， 如图l 一2 有限元法模拟尖轨和心轨转换所示，若存在不足位移，则将采取 以下措施。予以消除：降低滑床台摩擦系数( 包括设置滚轮) 增加牵引点， 优化牵引点间距，增加扣件横向刚度均是降低不足位移的有利措施：同时 德法研究表明，不同转换方式对扳动力有一定影响，而对不足位移基本上 西南交通大学硕士研究生学位论文 第1 0 页 无影响。 图1 2 有限元法模拟尖轨和心轨转换 德法两国计算步骤： 根据以上物理、几何关系建立以下模型。 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。 西南交通大学硕士研究生学位论文第11 页 1 3 本文主要研究内容 1 3 1本文采用的计算理论与方法 当单肢可动心轨扳动时，会克服滑床台摩擦力、心轨本身抗弯刚度、 密贴力以及顶铁限位引起的顶铁力等等。先前计算模型大多是模拟为具有 弹性可弯式跟端结构的可动心轨在转换时犹如以弹性可弯部分终点为固定 端的变截面梁，采用结构力学方法，近期发展到采用有限元原理和= 【：具进 行模拟。 本文采用有限元法解决心轨在给定位移情况下反求变形和反力方法， 通过大型有限元程序a s n s y s 来实现，综合考虑滑床台摩擦系数、间隔铁、 顶铁、牵引点间距等影响参数影响，建立和比较不同的计算模型。其中心 轨采用能反映其几何特性与受力特征的b e a m 3 单元，密贴力和顶铁力模拟 为非线性弹簧，动程计算采用a n s y s 中已知位移隶反力模式，然后计算出 心轨各个部位的变形，与理想( 无摩擦情况扳动) 线形相比较即是不足位 移。 1 3 2单肢弹性可弯心轨扳动力及不足位移参数研究 针对单肢弹性可弯心轨扳动力及不足位移有限元系统分析比较，找出 影响心轨扳动力及不足位移主要参数，根据参数设置的不同分别进行仿真 计算分析比较，进而为单肢弹性可弯心轨扳动力及不足位移优化提供依据， 期望对单肢弹性可动心轨牵引点布霞提出合理化建议。 西南交通大学硕士研究生学位论文第1 3 页 第2 章单肢弹性可弯心轨转 具有弹性可弯式跟端结构的可动心轨在转换 点为凼定端的变截耐梁，在转辙杆中心部位受力 换有限元模型 时犹如以弹性可弯部分终 ，包括克服心轨在全长范 围内与滑床台之问的摩擦力及使可弯部分弯曲变形所需要的力，在扳动过 程中可能产生密帖力和项铁力，同时根据短心轨跟端斜接头的作用可以考 虑为不同的跟端连接物理模型。 2 1 建立有限元扳动模型 本文采用有限元法解决心轨在给定位移情况下求变形和反力方法，有 限元法是把一个连续体简化为由若干个有限小块体( 称之为单元，或者有 限单元) ，彼此之间只是在数码有限的指定点，即节点处互丰h 连接组成一个 单元的集合体以替代原来的连续体；在节点处用等效力以代替实际作用在 单兀上的外力，然后对每个单元进行分析，用位移函数来描述其位移分量 的分布规律，按照弹性理 x 西南交通大学硕士研究生学位论文 第14 页 【k i 】。= 号 1 26 l1 26 l 6 l4 l 26 l2 l 2 1 26 l1 26 l 6 l2 l 2 6 l4l 2 式中，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 ( 2 ) 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 为距粱单元左端距离。因此，该粱单元可 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，前者 单元刚度矩阵按式( 1 ) 计算，后者单元刚度矩阵为 6 2 l 一6 4 l 2 l口一2 ll 2 6 22 l 64 l 4 l l 2 4 l3 l 2 ( 3 ) 本文将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。在所有满足边界条件的协调位移中，满足平衡条件的位移将使系统的 总势能成为极值，即 6 u + 6 v = 0 ( 4 ) 式中，6 u 、6 v 为系统总应变能及总势能的一阶变分。在导出各项能量的 变分表达式后，即可形成系统的刚度矩阵及荷载列阵。 系统总应变能的一阶变分为下式( 5 ) 西南交通大学硕士研究生学位论文第i5 页 6 u = ( 6 u ) “( 【k 。】。“k ：】。) ( u ) 。+ 艺6 y 。k ，y 。+ 艺6 y ，y 。 nnn 、1 1 ： h 忙1 ( 5 ) 心 、。 + ( 6 y 。一6 y “) k ，( y 。一y ( 5 ) 式中， u ) 。梁单元位移列阵：n 为钢轨梁单元数：y ，为钢轨节点 横向位移：n ，为尖轨或心软跟端后扣件支点数；k ，为扣件横向支承刚度 n 。、n 。为可动心轨中两心轨问及翼轨与心轨问间隔铁数；k 为间隔铁联 结刚度。 当一d 轨由反位扳向正位时，系统中已储存的总应变能为6 u 。( 减号 表示在正反位时钢轨位移方向相反) ，按式( 5 ) 进行计算，粱单元的位移 列阵采用由正位扳向反位时的计算值( u 。) 。 扳动力q ，、滑床台摩擦力e 、顶铁力d 及密贴力p i 的位势一阶变分为 n on 。n 。n 。 6 v = 一q 。6 y 。+ f i 6 y 。+ d 6 y 。+ p i 6 y 。 ( 6 ) i - l l z ii ；ll = 1 式中，n 。为牵引点数；n ，为滑床台摩擦力数，设某滑床台左端钢轨单元 的总重为t i ，右端钢轨单元的总重为t i + 。则滑床台摩擦力为 f i = 肛( i + e + 。) ，“为摩擦系数；n 。为顶铁数，当钢轨与项铁不贴靠时， 顶铁力为零，当两者贴靠时，将顶铁视为刚度为k 。的弹簧，顶铁力 d ，= k d y 。，y d 为顶铁处钢轨压缩位移；n ，为密贴区钢轨节点数，密贴 力的计算方法与顶铁力相似。 计算扳动力时，将其视为未知变量，并在系统力学平衡方程组中补充 相应的位移协调条件 西南交通大学硕士研究生学位论文第16 页 n q 6 q ( y 。一d ) = o i - l 式中，d 为各牵引点处动程。 ( 7 ) 在从反位到定位转换时，由于可弯部分变形能量释放，理论上不仅可 以不考虑可弯部分弹性能量，而且还要从心轨与滑床台之间的摩擦阻力中 扣除。但是可动心轨辙叉的实际使用中，由于频繁转换而使可弯部分产生 弹性疲劳，同时由于列车通过道岔的振动引起心轨弹性能释放，因而在从 反位到定位转换时变形能释放的不甚明显。考虑到电动转辙机功率一定， 两向转换能力相同，无疑应以从定位到反位所需要转换力为设计依据，从 而在完成从反位到定位的转换时留有一定的储备，根据8 0 年代初，铁科研 顾培雄博士计算数据可知，两者扳动力相差不大，可以忽略。因此在本文 中，以从定位到反位计算为准。 2 2 模型基本假定与参数 2 2 1 客运专线1 8 号可动心轨结构与参数 6 0 k g m 钢轨1 8 号客运专线可动心轨道岔中心轨转换采用了两点牵引， 牵引点净距3 6 0 0 m m ，各牵引点动程为1 1 9 m m 、7 8 m m ，采用u i c 6 0 d 钢轨。 u i c 6 0 d 钢轨截面积为7 7 4 5 c m 2 ，惯性矩为5 2 4 c m 4 ，心轨与滑床台摩擦系 数为0 2 5 。以往6 0 a t 钢轨参数如下：a t 轨整断面截面积为1 0 4 7 5 c m 2 ， 惯性矩为9 0 i c m 4 。1 8 号客运专线可动心轨下图2 一l 所示，根据图l l 可动心轨平面全图进行仿真计算分析。 西南交通大学硕士研究生学位论文 第17 页 2 2 2 心轨结构特点和工作机理 图2 1单肢弹性可弯心轨扳动力计算模型 根据上图可动心轨受力以及结构特点，当单肢可动心轨转换时，心轨 会克服滑床台摩擦力、心轨本身抗弯冈l j 度、密贴力以及顶铁限位引起的顶 铁力等等。模拟为具有弹性可弯式跟端结构的可动心轨在转换时犹如以弹 性可弯部分终点为固定端的变截面梁，同时根据实际情况中顶铁、螺栓和 短心轨跟端斜弯段作用进行分析： 由于心轨转换时，只在水平面内发生横向弯曲变形，不考虑轴向力的 影响，所以心轨可模拟为为截面线性变化的欧拉梁心轨，根据心轨界面参 数输入相关参数：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 u i c 6 0 d 轨，跟端后为等截面的普通钢轨；心轨转换是心轨确 定部位在转辙机械给定位移下扳动，在牵引点位置施加给确定动程的位移， 因此各牵引点的扳动力为作用于牵引点处的集中反作用力，牵引点的扳动 西南交通大学硕士研究生学位论文 第1 8 页 力为心轨该点反力之和，牵引点总扳动力为各牵引点的扳动力之和；由于 心轨转换会克服心轨与下面滑床台的摩擦力。心轨上摩擦力与滑床台上作 用力互为作用力与反作用力，其作用方向总是与心轨的运动方向相反，其 大小与该滑床台支承的钢轨重量成正比，不随道岔心轨位移大小而改变。 不考虑心轨由反位至正位时的反弹力，原因是因为尖轨及心轨由正位 至反位时，钢轨中将储存弯曲变形能，但是可动心轨辙叉的实际使用中， 由于频繁转换而使可弯部分产生弹性疲劳，同时由于列车通过道岔的振动 引起心轨弹性能释放，因而在从反位到定位转换时变形能释放的不甚明显。 考虑到电动转辙机功率一定，两向转换能力相同，因此只考虑正位到反位 计算。由于心轨转换时，翼轨、顶铁部位安装误差或者转辙机械过扳时， 心轨与翼轨贴靠后，心轨仍然没有达到理想工作状态，因此心轨继续转换， 因此需要考虑心轨与基本轨、翼轨间的密贴力，以及顶铁的顶铁力。当心 轨由斥离状态扳动至密贴状态时，基本轨与翼轨的轨头、备顶铁将阻止尖 轨与心轨的进一步扳动，产生密贴力和顶铁力。同时顶铁及轨头密贴区域 为刚度较大的横向弹簧，当发生接触时，该弹簧即产生顶铁力和密贴力。 用非线性弹簧来模拟翼轨和心轨尖端的密贴接触以及顶铁和心轨的接触状 态。接触时弹性系数为翼轨的横向刚度和顶铁的横向刚度。利用设置非线 性弹簧来模拟顶铁力和密帖力，即根据心轨各点动程和顶铁设置非线性弹 簧参数，模拟顶铁作用，如不存在顶铁和不密贴心轨部分的非线性弹簧参 数置零。根据有限单元法原理，而且心轨工作在同一水平平面内，心轨单 元是一种可承受拉、压、弯作用的单轴二维单元，可采用a n s y s 单元模型 中的b e a m 3 单元模拟长短心轨，模型中假定为约束长心轨跟端所有横向自 西南交通大学硕士研究生学位论文第19 页 由度：长短心轨间连接，尖端是用螺栓，后部用间隔铁，专门设置不同的 单元，设置实常数。本模型中假定为两心轨固定联结，采用b e a m 3 单元模 拟。根据可动心轨短心轨跟端与后部钢轨工作状态，分别讨论以下四种情 况：完全自由、约束单一点y 方向位移、约束多点y 方向位移、弯折点以 后为一非线性弹簧作用。当可动心轨短心轨跟端斜弯段在转换时不与后部 钢轨作用时，应模拟为完全自由状态；当可动心轨短心轨跟端斜弯段在转 换时，由于后部钢轨限制斜弯段接触点纵向位移时( y 方向) ，应该模拟为 约束单一点y 方向位移；当可动心轨短心轨跟端斜弯段在转换时，由于后 部钢轨限制斜弯段接触部位多点纵向位移时( y 方向) ，应该模拟为约束多 点y 方向位移；由于跟端斜接头在心轨转换时相互错动，存在相对纵向位 移，而且由于后部斜接头钢轨顶铁作用类似弹簧，上述工情形应模拟为 弯折点以后为一非线性弹簧作用。 2 2 3 模型计算程序流程图 为有效和条理性分析，根据如前所述的有限元建模思想，本文进行了 程序设计，有限元仿真分析程序采用a n s y s 方法，图2 2 为有限元方法分 析程序的流程图。 西南交通大学硕士研究生学位论文第2 2 页 3 1 心轨不足位移的判断 心轨的不足位移即是心轨在实际工作状态与理想无摩擦力状态钢轨各 个部位的位移差，在本计算中，将心轨在无摩擦力情况下，扳动到工作状 态，然后在不考虑弹性恢复力下将其在有摩擦力作用下反向扳回，心轨各 个部位位移的差值即是不足位移。纵坐标为正时为不足位移，当纵坐标为 负值或者零时即完全帖密，即为无不足位移产生，同时给定点位移反力为 心轨扳动力。 3 2 心轨间隔铁、螺栓布置影响 心轨间隔铁和螺栓是保持长短心轨相对位置、心轨形状的必要部件，其 刚度和数量必定一方面对心轨整体刚度产生影响，根据公式( 3 1 ) 心轨 转换力原理，心轨间隔铁、螺栓布置也能对心轨转换力和不足位移产生影 响；同时心轨间隔铁、螺栓布置也是保持心轨正常形状的必需部件。标准 情况根据图确定：螺栓共四个，第一个螺栓距离第一牵引点距离为1 2 4 0 m m ， 间距分别为8 0 0 m m ，7 3 0 唧，6 3 0 m m 。间隔铁五个，第一个间隔铁距离第一牵 引点为4 5 0 0 m m ，间距均为2 9 0 m m 。 3 2 1心轨间隔铁、螺栓布置数量影晌 由于可动心轨长短心轨中间的间隔铁、螺栓主要作用是保持长短心轨 线形，现将第三个螺栓取出和可动心轨标准间隔铁、螺栓配置进行仿真分 析对比计算。 西南交通大学硕士研究生学位论文第2 3 页 趟0 0 5 蚪 。 2 短心轨3 55 图3 1 取出一个螺栓后的长短心轨相对变位图 表3 一l 取出一个螺栓后扳动力对比表单位：n 、 螺栓弹簧 取出第三个螺栓标准情况 扳动力、 、 第一牵引点 8 2 68 2 0 第二牵引点 3 4 4 7 3 4 7 2 总扳动力 4 2 7 3 4 2 9 2 由表3 一l 可知，取出第三个螺栓后，第一二牵引点扳动力变化不大， 但是由上图3 1 可知，取出第三个螺栓后，心轨间相对位置不容易保持， 尤其是短心轨，缺少螺栓限制其位置后，导致其相对于长心轨有上述位移 变化，从而使列车通过时平顺性和安全性降低，因此必须保持螺栓、间隔 铁相应数目，如有螺栓松懈、破损需要及时修理尤其是在螺栓、间隔铁 容易破裂季节。 西南交通大学硕士研究生学位论文第2 4 页 3 2 2 心轨间隔铁、螺栓布置刚度影晌 可动心轨长短心轨主要作用是保持长短心轨线形，在心轨扳动过程中 保持相对位置，使心轨在扳动后能够使列车平稳通过道岔。由于本文将间 隔铁和螺栓模拟为弹簧，现将弹簧刚度由l o m n m 变化为1 0 0 m n m 进行对比 仿真计算分析。 a 2 心轨6 s 1 口 1 2 图3 2间隔铁、螺栓刚度变化不足位移对比图 表3 2 刚度变化扳动力表单位：n 义= 1 0 0 m n ml o m n m 扳动力 第一牵引点 1 3 28 2 0 第二牵引点 4 1 8 83 4 7 2 总扳动力 4 3 2 04 2 9 2 由上图3 2 和表3 2 可知，由于心轨间间隔铁、螺栓弹簧刚度增大， ”时盯吁叮叱叩删耻们“ l一掣斟簿捌叫忤 西南交通大学硕士研究生学位论文第2 5 页 使得可动心轨更容易保持线型，从而使心轨扳动后不足位移变小，同时使 心轨扳动力增大，尤其是第二牵引点扳动力增大较多。 根据上面3 2 仿真计算讨论，为保证1 8 号可动道岔可动心轨正常转换 工作状况，实际情况需要保持1 1 中标准情况的间隔铁、螺栓布置数量和 刚度，所以1 8 号可动道岔可动心轨转换模型需根据标准情况进行模型建立 和仿真分析。 3 3 顶铁力及密贴力影响( 顶铁因素) 顶铁设置的数量和位置，由顶铁的作用决定。顶铁是保持心轨转换后 形状和抵抗列车过岔时对心轨横向的冲击力而设置的，顶铁数量、位置、 长度是根据道岔心轨转换理想状态情况而设置的。因此顶铁及心轨密贴影 响着心轨转换力和心轨不足位移，尤其对转转机动程、位置有重要影响。 现将长心轨第一牵引点前端正好密贴同该点密贴后过扳o 1 m m 相对比。 量口卫 d 口e ； a 是a z 峙口d 心愤 图3 3 密贴力影响不足位移图 西南交通大学硕士研究生学位论文 第2 6 页 表3 3 密贴力变化扳动力表单位：n 可动段 扳动心 心轨前端过扳0 1 m m恰好密贴 第一牵引点 1 3 4 68 2 0 第二牵引点 3 4 9 03 4 7 2 总扳动力 4 8 3 64 2 9 2 当密贴区域与顶铁的横向支承刚度大于1 0 m n m 时，密贴力和顶铁力对 扳动力有明显影响，不可忽视，否则计算扳动力将偏小，见图3 3 。由于 顶铁设置原理以及过扳影响同密贴相一致，因此心轨部件安装同时也要求 顶铁的尺寸及安装误差应尽量减小，避免因顶铁与心轨过早接触而导致扳 动力增大。同时，密贴以及顶铁也会对心轨不足位移产生影响。同时反过 来考虑，恰好密贴情况也即是顶铁、密贴部位恰好达到工作状态情况，因 此以后模型建立都以上述情况为标准情况，根据其它参数的改变进行1 8 号可动道岔可动心轨转换仿真分析。 3 4 不同短心轨跟端约束分析 3 4 1 工况l 短心轨跟端为自由端头 3 4 1 1 方案1 动程d i _ 1 1 9 衄 d ：= 7 8 硼两牵引点间距3 6 0 0 m m 西南交通大学硕士研究生学位论文第2 7 页 根据上述心轨间隔铁、螺栓布置数量和刚度，以及顶铁布置位置和数量 为基本约束条件，约束方程为短心轨跟端为自由端头，在方案1 情况下进 行仿真分析，得到如下表和图。 表3 4 牵引点间距3 6 0 0 衄时，不同摩擦系数时扳动力表单位：n d 局部增 0 2 5o 2 0o 1 5o 1 00 0 5o 扳动力 大1 0 0 n 第一牵引点 7 7 78 2 08 3 98 5 88 7 78 9 69 l5 第二牵引点 3 5 7 23 4 7 23 2 1 62 9 6 12 7 0 62 4 5 12 1 9 6 总扳动力 4 3 4 94 2 9 24 0 5 63 8 1 93 5 8 33 3 4 73 1 1 l 16 1 2 旨1 。 舀o 8 珥ob 誊“ 掣” 。 。2 加4 。2 4 长心轨6 81 01 2 图3 4 心轨不足位移与摩擦系数关系 由图3 4 可知，随着摩擦系数的增大，不足位移逐渐增大，因此摩擦 系数是影响心轨不足位移的关键因素之一。随着摩擦系数的增大，滑床台 摩擦阻力过大，使得转换不易到位，同时扳动力也随之增大。这也是采滑 床台面喷涂减摩涂料、涂油、电化学涂镀减摩或者复合材料的直接原因。 西南交通大学硕士研究生学位论文第2 8 页 由于心轨最大不足位移和扳动力与摩擦系数成正比，减小心轨与滑床 台摩擦系数，一方面能减小心轨不足位移，另一方面能减小转辙机扳动力， 因此摩擦系数影响转辙机布置的位置和数量。 3 4 2 约束短心轨跟端弯折点y 方向位移，其它方向自由 峙t j ：i = w ：i = ：i = ：h ：l ：i ：n ：l ：出 图3 5 短心轨跟端顶铁约束弯折点y 方向位移模型图 梅2 趔 口0d 1 5 悻 图3 6u = o 2 5 心轨不同牵引点间距下不足位移 西南交通大学硕士研究生学位论文第2 9 页 表3 5 不同牵引点间距下扳动力单位：n 间距 u = o o 扳动力u = o 2 5 扳动力牵引点位置 单位：m m 一5 5 l一1 0 8 0 第一牵引点 3 6 0 0 1 9 5 24 5 3 6 第二牵引点 一1 1 4 3 1 2 6 9 第一牵引点 4 2 0 0 4 6 1 4 5 5 4 7 第二牵引点 由上图可知，心轨合理设置牵引点会起到明显改善效果。由于最后一牵 引点距离心轨跟端太远，致使两点间横向弯曲曲率、弯曲矢度增大，从而 导致该牵引点和跟端产生不足位移，轨距减小。同时随着牵引点问距离的 变化不足位移也随着变化，牵引间距增加后，第二牵引点后与心轨跟端不 足位移变小，第二牵引点牵引力变大，同时一二牵引点之间不足位移增加。 3 4 3 约束短心轨跟端弯折点及以后多点y 方向位移，其它方 向自由 b 1 。r l v m ：h ：h ：以：出、y 。 o 图3 7 短心轨跟端顶铁约束弯折点及以后一点y 方向位移模型图 西南交通大学硕士研究生学位论文第3 0 页 由于斜向限制了两点的y 方向2 点位移，当短心轨跟端斜接头移动一 定幅度的时候，导致x 方向也产生位移，即也相当于限制了x 的方向位移， 因此该工况类似于双肢弹性可弯结构，所以扳动力比较大，超出转辙机扳 动力最大值，不可选为可动心轨约束方程。 理论计算值： 表3 6 扳动力表单位：n 、摩擦系数 扳动力、 u = 0 2 5u = 0 o 第一牵引点 一1 3 8 5 一1 4 2 5 第二牵引点8 9 3 27 8 4 3 总扳动力 7 5 4 76 4 1 8 3 4 4 约束短心轨跟端弯折y 方向位移，弯折点以后为一非线 性弹簧 约束短心轨跟端弯折y 方向位移，弯折点后受非线性弹簧作用，即当短 心轨刚刚活动时，没有作用力：当超过一定限度，力非常大，模拟短心轨 跟端顶铁的作用。其结构原理是由于短心轨跟端弯折点后允许一定的活动， 但是受到钢轨和其后面顶铁作用限制y 方向位移。 加弹簧允许弯折最后点动程为1 0 m m ，顶铁刚度为5 0 0 0 n m m，根据上述 条件进行仿真分析得到表3 7 和图3 8 。 西南交通大学硕士研究生学位论文 第3 2 页 3 5 约束条件和约束方程确立 经过上述分析讨论得出了合理的约束条件，即1 8 号可动道岔可动心 轨正常转换实际情况需要保持3 1 中标准情况的间隔铁、螺栓布置数量及 3 2 中所确定的顶铁布置位置和长度。通过比较上述几种可动心轨转换约 束方程，可知随着可动心轨跟端斜接头由完全自由逐渐增加约束条件，导 致心轨仿真分析不足位移减小，同时由于约束条件增加，约束方程改变， 导致可动心轨转换时扳动力显著增加，甚至超出转辙机械额定功率，与实 际转辙机械以及心轨转换情况不符，同时参考以往1 8 号单肢可动心轨转换 实测数据可知，对照不足位移和转换扳动力，最终确立在可动心轨正常工 作条件下，可动心轨转换约束方程为短心轨跟端斜接头为完全自由活动。 以下心轨仿真分析均以该约束方程为仿真分析基础，研究心轨转换时不足 位移规律。 西南交通大学硕士研究生学位论文第3 3 页 第4 章可动心轨不足位移和扳动力影响因素 可动心轨在转换时犹如以弹性可弯部分终点为固定端的变截面梁，在转 辙杆中心部位受力包括克服心轨在全长范围内与滑床台之间的摩擦力及 使可弯部分弯曲变形所需要的力，在扳动过程中可能产生密帖力和顶铁力， 因此通常我们认为转辙机扳动力由公式( 3 1 ) 构成： p = p i + p 2 十p 3 式( 3 1 ) 其中： p 转辙机扳动力总和 p 一一克服滑床台摩擦力 p 。克服心轨本身横向刚度变形 p 。其它摩擦力 由上述传统计算公式可以知道，可动心轨不足位移和扳动力主要由滑床台 摩擦力、心轨本身横向刚度、密贴力和顶铁力等构成。因此，在仿真计算 分析中，凡是引起上述因素变化的参数都会影响可动心轨不足位移和扳动 力。比如单纯滑床台摩 x 西南交通大学硕士研究生学位论文第3 5 页 由于近年来滑床台材料和工艺的进步，比如采用滑床台面喷涂减摩涂料， 电化学涂镀减摩或者复合材料，滑床台动摩擦系数会在一定程度上降低。 下丽对给定牵引点布置情况进行仿真计算，分析心轨和滑床台之间不 同滑动摩擦系数对可动心轨不足位移的影响。 唇 _ g ：蚌 蹬 d 叫 忙 。2 4 长心轨8 81 01 2 图4 1间距3 6 0 0 皿时各摩擦系数下不足位移 由上图4 一l 可知，随着摩擦系数的增大，心轨的不足位移会逐渐增加， 因此摩擦系数是影响心轨不足位移的关键因素之一。随着滑床台摩擦系数 的增大心轨不足位移增大，由于滑床台摩擦阻力过大，使得心轨转换更加 不易到位。因此，工务上采用滑床板涂油或减摩滑床台来减少钢轨和滑床 台之间的摩擦系数，进而减小摩擦力，从而能够明显地改善不足位移，这 也是国外采用滑床台面喷涂减摩涂料，电化学涂镀减摩或者复合材料的直 接原因。 西南交通大学硕士研究生学位论文第3 6 页 02 5 02 0 瓤 1 蜷0 1 5 髓 0 1 0 3 0 0 0 3 2 0 0 弘3 6 0 0 3 e o o4 0 0 04 2 。o 扳动力单位：n 图4 2 扳动力随摩擦系数变化 由图4 1 、图4 2 可知心轨扳动力与滑床台摩擦系数成i e 比，减 小心轨与滑床台摩擦系数，一方面能减小心轨不足位移，同时另一方面能 减小转辙机扳动力，因此摩擦系数能影响转辙机械布噩的位置和数量。这 也是国内外科技工作者积极采取各种工程技术措施，从各个方面减小摩擦 系数进而减小不足位移和扳动力的传统思维。确实很大程度上改善了心轨 工作状态，提高了行车的平顺性和乘车舒服性，同时也促进了可动心轨向 前发展。 4 1 1 2 摩擦系数不变化情况下，摩擦力分布改变 在可动心轨实际工作运营情况下，由于滑床板安装误差、道床捣鼓、 列车震动、道床病害等因素影响下，滑床板位置会与理想安装工作状态有 所误差；同时由于气候、滑床台涂油等因素导致各个滑床台承担摩擦力同 理想状态有所改变，并不是由理论上的厂= 确定。因此，本文仿真计算 西南交通大学硕士研究生学位论文第3 7 页 分析了在摩擦力总和不变的情况下，滑床台摩擦力分布改变情况下可动心 轨扳动力和不足位移。仿真计算分析情况为：同样大小滑床台摩擦力总和 情况下在第二牵引点和跟端之间有2 个滑床台摩擦力分别增加1 0 0 n 和 5 0 n 。 口 2 6 51 口1 2 长心轨长度 图4 3u = o 2 5 时，摩擦力均匀与不均下不足位移图 由上图可以看出，同样大小滑床台摩擦力总和情况下，由于在第二牵 引点和跟端之间有2 个滑床台摩擦力分别增加1 0 0 n 和5 0 n ，导致滑床台摩 擦力减小位置不足位移减小，但是致使心轨最大不足位移变大，特别是滑 床台摩擦力增大位置附近，因此我们在实际心轨转辙运营中，不但要减小 整个心轨与滑床台的摩擦阻力，更要防止由于结构( 如滑床台局部变形、 不均匀沉降) 、物理( 天气、雨雪等) 等引起的滑床台摩擦力分布不均匀。 他 加 们 “ l理斟簿趟叫降 西南交通大学硕士研究生学位论文第3 8 页 表4 1 牵引点间距3 6 0 0 衄时，不同摩擦系数时扳动力表 d 总和不变，局 o 2 5o 2 0o i 5o 1 0o 0 5o 扳动力部增1 0 0 n 第一牵引点 7 7 78 2 08 3 98 5 88 7 7 8 9 69 1 5 第二牵引点 3 5 7 23 4 7 23 2 1 62 9 6 12 7 0 62 4 5 】2 1 9 6 总扳动力 4 3 4 94 2 9 24 0 5 63 8 1 93 5 8 33 3 4 73 1 1 1 由表4 1 可知，与图4 一l 结果相同，心轨扳动力与滑床台摩擦系数成 正比，同时在滑床台摩擦力总和不变下，摩擦力分布不均匀会导致扳动力 变化，但扳动力变化不大。如在u = o 2 5 情况下，滑床台摩擦力总和相同 的情况下，摩擦力均匀分布时，第一二牵引点扳动力分别为8 2 0 n ，3 4 7 2 n ， 总扳动力为4 2 9 2 n ；在某滑床台摩擦力局部增大1 0 0 n ，相应另一滑床台摩擦 力减小1 0 0 n 时，第一二牵引点扳动力分别为7 7 7 n ，3 5 7 2 n ，总扳动力为 4 3 4 9 n 。 4 2 转转机布置影响 4 2 1 牵引点间距影响 由心轨使用经验和以往分析可知，牵引点间距布置不同，导致各个牵 引点在给定位移下，克服心轨扳动滑床台摩阻力和心轨弹性势能变化，以 及克服顶铁力和密贴力变化等等，最终导致在牵引点间距改变情况下，不 足位移和扳动力有所改变。因此下面分别在两点牵引情况下，仿真计算分 析牵引点间距为3 6 0 0m 【，4 2 0 0 m m ，4 8 0 0m m 的心轨扳动情况： 西南交通大学硕士研究生学位论文第3 9 页 14 12 10 蠹。 卦 艮： 。 。2 。4 心软 一 图4 4u = 0 2 5 时不同牵引点间距下不足位移 表4 2u = o 2 5 时不同牵引点间距下扳动力表 间距 3 6 0 0m m4 2 0 0 m m4 8 0 0 m m 参数、 第二牵引点动程 7 8m m 7 2m m6 4m m 第一牵引点扳动力 8 2 05 7 29 3 6 第二牵引点扳动力 3 4 7 2 4 0 2 54 2 9 0 总的扳动力 4 2 9 2 4 5 9 75 2 2 6 由上图3 5 和表3 2 可以看出，在摩擦力不变的情况下，最大不足 位移并不是单纯的线性随着牵引点间距变化，而是存在最优化间距。虽然 在牵引点间距4 8 0 0 m m 的最大不足位移最小，但是由于第一牵引点与第二 牵引点之间也存在不足位移，没有达到密贴状况，而且同时由于扳动力最 大，使转辙机械转辙功率提高，对转辙机械要求较高，对可动心轨长期安 西南交通大学硕士研究生学位论文 第4 0 页 全运营不利。因此1 8 号可动心轨在两点牵引情况下，u = 0 2 5 时，两牵引 点间距4 2 0 0 m m 是最优牵引点布置方案，能在满足转辙机械扳动力情况 下，使心轨不足位移最小，进而在列车通过时能获得较高平稳性和安全性。 4 2 1牵引点数量影响 牵引点数量也是影响可动心轨不足位移的显著因素，而且从可动心轨 发展进程可知，随着可动心轨号码变大，可动心轨长度增加，为保证提供 足够的扳动力和减小不足位移，提高可动心轨运营的安全性和舒适性，牵 引点数量也是随之增加的，从早期的单一牵引点，到现在的3 点牵引，甚 至更多。以下对1 8 号可动心轨进行二点和三点牵引仿真分析比较，计算在 两点牵引时，第一二牵引点间距为4 2 0 0 m m ，牵引点动程为别为1 1 9 唧，7 8 m m ；在三点牵引下，牵引点间距分别为3 6 0 0 唧，2 4 0 0m m ，动程分别为1 1 9 m m ，7 8m 【i ，4 4 m m 。两点牵引和三点牵引下，通过仿真计算可得心轨不足位移 如下图所示： 。日 寸 d 井。4 踟z 。 o2 4 心轨6 8 1 01 2 图4 5 两点牵引和三点牵引下不足位移图 西南交通大学硕士研究生学