地鐵9號活接頭式道岔無縫化改造研究

田春雨，趙天運，張東風(fēng)，劉婷林

(中鐵工程設(shè)計咨詢集團(tuán)有限公司 軌道工程設(shè)計研究院，北京 100055)

道岔是鐵路的轉(zhuǎn)線設(shè)備，也是軌道的薄弱環(huán)節(jié)[1]，其服役狀態(tài)直接影響列車運行安全。城市地鐵線路平均每正線公里有1.5 組道岔，道岔養(yǎng)護(hù)維修占工務(wù)部門總工作量的50%以上[2]。60 kg/m 鋼軌9 號單開道岔作為我國地鐵正線道岔的主要型式，根據(jù)轍跟構(gòu)造可分為活接頭式結(jié)構(gòu)與彈性可彎式結(jié)構(gòu)。早期地鐵建設(shè)大多采用單機(jī)牽引的活接頭式道岔[3]，其結(jié)構(gòu)簡單、轉(zhuǎn)換力小，但尖軌跟端需有活接頭軌縫作為轉(zhuǎn)換空間。后續(xù)地鐵建設(shè)大多采用雙機(jī)牽引的彈性可彎式結(jié)構(gòu)[4]，尖軌跟端采用扣件固定，通過柔性段的彈性彎曲實現(xiàn)轉(zhuǎn)換，因此可消除接頭實現(xiàn)無縫化。2 種結(jié)構(gòu)型式如圖1所示。經(jīng)實際運營檢驗，彈性可彎式尖軌狀態(tài)保持較好，而活接頭式尖軌接頭處輪軌沖擊大，病害頻繁，為養(yǎng)護(hù)維修工作造成極大困擾[5-6]。隨著地鐵速度與運量的增加，消除道岔活接頭的實際運營需求愈加迫切。然而，2 種結(jié)構(gòu)型式尖軌長度、導(dǎo)曲線半徑、轉(zhuǎn)轍機(jī)數(shù)量各不相同，在盡量利用既有結(jié)構(gòu)的前提下，如何將運營中的活接頭式結(jié)構(gòu)合理改造為彈性可彎式成為過去10 年軌道技術(shù)的難題。目前關(guān)于地鐵9號道岔設(shè)計優(yōu)化的研究多集中于彈性可彎式結(jié)構(gòu)，全順喜等[7-8]建立了道岔尖軌線型設(shè)計計算方法，提出了9號道岔尖軌的合理平面線型；楊亮[9]結(jié)合高鐵經(jīng)驗與地鐵行車特點，加厚尖軌提升耐磨性；李浩等[10-12]建立車輛-道岔耦合動力學(xué)模型，研究了列車過岔的動力響應(yīng)。上述文獻(xiàn)為新制彈性可彎式尖軌的優(yōu)化設(shè)計提供了理論支撐，但對于運營線活接頭式道岔改造卻并不適用，受限于土建空間與道床基礎(chǔ)，改造后需采用單機(jī)牽引的彈性可彎式結(jié)構(gòu)。部分學(xué)者也對活接頭式道岔無縫化進(jìn)行了嘗試，GAO等[13]研究了道岔群的力學(xué)特性影響因素，李笑男[14]對比了2種轍跟型式的縱向力學(xué)差異，聚焦結(jié)構(gòu)強度，但忽略了轉(zhuǎn)換特性的影響分析。目前，活接頭式道岔無縫化改造多為整組更換，成本高，工期長[15]；也存在僅焊接直股尖軌、保留側(cè)股活接頭的工程實踐[16]，但改造不徹底，效果不理想。因此，為突破既有研究的局限性，需對活接頭改造技術(shù)方案進(jìn)行系統(tǒng)性研究。本文提出一種地鐵9號活接頭式道岔改造的技術(shù)方案，基于有限單元法與多體動力學(xué)理論，通過建立道岔空間有限元模型與車輛-道岔耦合動力學(xué)模型，研究新型道岔結(jié)構(gòu)的靜、動力學(xué)特性，驗證結(jié)構(gòu)的可行性與安全穩(wěn)定性。

圖1 轍跟結(jié)構(gòu)型式Fig.1 Structures of switch heel

1 設(shè)計方案與仿真模型

1.1 改造設(shè)計方案

為盡可能利用既有結(jié)構(gòu)，道岔線型保持與原線型一致，采用單機(jī)牽引。牽引點的減少勢必導(dǎo)致扳動力增加，因此采用抗彎模量更小的60AT2尖軌替代60AT1 并進(jìn)行加長設(shè)計，以減小扳動力。然而，尖軌活動段長度與不足位移呈正相關(guān)，也不宜過長，依據(jù)現(xiàn)場條件，將6.45 m 尖軌延長至10.14 m。

為保證框架穩(wěn)定性，設(shè)置3根拉連桿；尖軌跟端布置3組扣件，轍跟采用間隔鐵結(jié)構(gòu)。轉(zhuǎn)轍器范圍滑床板匹配60AT2 尖軌設(shè)計，其釘孔距與既有岔枕一致；道岔進(jìn)行無縫化設(shè)計，由于道岔尖軌磨耗發(fā)展較快，考慮更換部件的便利性，采用凍結(jié)接頭。新型一點牽引9 號道岔轉(zhuǎn)轍器布置圖如圖2。

圖2 轉(zhuǎn)轍器布置圖Fig.2 Layout of switch

1.2 道岔有限元模型

充分考慮鋼軌變截面、扣件彈性力、縱向阻力非線性、頂鐵及拉連桿作用等復(fù)雜因素對道岔部件受力的影響，建立了無砟道岔三維有限元模型。基本軌采用空間梁單元模擬，按軌枕支承節(jié)點劃分單元；充分考慮尖軌的變截面屬性，依照同一拓?fù)潢P(guān)系劃分特征截面網(wǎng)格，通過特征截面的插值實現(xiàn)空間過渡，采用變截面梁單元模擬；軌枕及道床根據(jù)材料屬性采用實體單元模擬。扣件垂、橫向阻力采用線性彈簧模擬，扣件與間隔鐵縱向阻力采用非線性彈簧模擬，其荷載-位移曲線采用實測值[17]；頂鐵采用僅受壓的非線性彈簧模擬，拉連桿采用預(yù)應(yīng)力梁單元模擬組裝狀態(tài)下的尖軌相對位置[18]。道岔模型及其計算參數(shù)分別如圖3 與表1。道岔前后的線路阻力與普通區(qū)間線路一致，為盡可能精確仿真，模型邊界長度選取150 m。

表1 道岔與車輛模型參數(shù)Table 1 Key parameters for models

圖3 道岔及車輛模型示意圖Fig.3 Models of turnout and vehicle

1.3 車輛-道岔耦合動力學(xué)模型

建立車輛-道岔耦合動力學(xué)模型。采用地鐵B型車，軸重14 t，軸距2.3 m，定距12.6 m。將車體、構(gòu)架及輪對簡化為剛體，考慮各剛體點頭、浮沉、搖頭、橫擺和側(cè)滾自由度，共35 自由度[19]。耦合系統(tǒng)基于Hertz 接觸理論與Kalker 滾動接觸理論，應(yīng)用輪軌多點接觸模型[20]。車輛模型簡化方式如圖3，部分動力學(xué)參數(shù)如表1。充分考慮轉(zhuǎn)轍器區(qū)尖軌與基本軌的相對位置關(guān)系，根據(jù)特征截面繪制其軌頭廓形，通過插值法實現(xiàn)變截面空間過渡；岔區(qū)扣件采用彈簧阻尼器模擬；軌枕材質(zhì)為C60混凝土，采用梁單元模型；道岔道床基礎(chǔ)為無砟整體道床，根據(jù)其參數(shù)采用彈簧阻尼系統(tǒng)模擬。動力學(xué)模型邊界長度同樣選取150 m。

1.4 模型驗證

當(dāng)軌溫變化25 ℃時，本文模型溫度力與文獻(xiàn)[21]中結(jié)果對比如圖4(a)，根據(jù)解析法得區(qū)間線路固定區(qū)溫度力為480.2 kN，與計算結(jié)果一致；輪軌力是反映過岔狀態(tài)的關(guān)鍵指標(biāo)，采用文獻(xiàn)[9]計算參數(shù)時的仿真結(jié)果如圖4(b)，橫向力峰值與趨勢均基本一致，可驗證模型的可行性。

圖4 模型驗證Fig.4 Model validation

2 道岔轉(zhuǎn)換特性分析

2.1 理論計算

尖軌牽引點動程152 mm，轉(zhuǎn)換時受自身彎曲抗力、滑床板摩擦力以及達(dá)位后的密貼反力作用。滑床臺摩擦因數(shù)取0.2，控制指標(biāo)為轉(zhuǎn)換力不大于6 kN，不足位移不超過2 mm，最小輪緣槽距離不小于65 mm[22]。

當(dāng)尖軌由定位轉(zhuǎn)換至反位時，轉(zhuǎn)換力、不足位移、輪緣槽寬度以及應(yīng)力結(jié)果如圖5所示。

圖5 尖軌轉(zhuǎn)換計算結(jié)果Fig.5 Calculation result of switch conversion

由圖5 知，尖軌轉(zhuǎn)換可分為2 個階段，一是尖軌由斥離狀態(tài)轉(zhuǎn)換至密貼，轉(zhuǎn)換力主要由尖軌抗彎力與滑床臺摩擦力構(gòu)成，此階段轉(zhuǎn)換力峰值為1.78 kN；二是尖軌轉(zhuǎn)換到位后，慣性力作用下密貼段與頂鐵提供支撐反力，轉(zhuǎn)換力驟增，峰值達(dá)到4.01 kN，滿足轉(zhuǎn)轍機(jī)牽引要求。尖軌不足位移首先隨距尖端距離的增加不斷增大，在距尖端4.5 m 處達(dá)到峰值1.20 mm，隨后逐漸減小，固定端處回復(fù)至0。密貼段最大位移為0.81 mm，尖端處位移為0，滿足規(guī)范要求。由于道岔采用原線型，導(dǎo)曲線半徑為180 m，斥離側(cè)輪緣槽寬度較大，最小為90.62 mm，處于距尖端3.4 m 處，遠(yuǎn)大于規(guī)范中不小于65 mm 的要求，無輪背剮蹭尖軌非工作邊的風(fēng)險。從尖軌等效應(yīng)力云圖知，密貼側(cè)尖軌僅在拉連桿附近存在少許應(yīng)力，而斥力側(cè)尖軌應(yīng)力水平較高，在軌底長趾刨切末端達(dá)到等效應(yīng)力峰值91.90 MPa，滿足材料強度要求。

當(dāng)轉(zhuǎn)轍器轉(zhuǎn)換至定位時，各項指標(biāo)變化規(guī)律與反位時一致。其中，最大轉(zhuǎn)換力與不足位移分別為4.08 kN 與1.22 mm，最小輪緣槽寬度為88.36 mm，鋼軌等效應(yīng)力最大為92.42 MPa。

2.2 試驗驗證

通過廠內(nèi)試制試鋪，對道岔轉(zhuǎn)換理論計算結(jié)果進(jìn)行驗證，試鋪現(xiàn)場如圖6。對道岔轉(zhuǎn)換力以及幾何形位進(jìn)行檢測，實測轉(zhuǎn)換力時程曲線及部分檢測結(jié)果分別如圖7與表2。

表2 試鋪檢測部分結(jié)果Table 2 Partial test results

圖6 轉(zhuǎn)轍器試鋪Fig.6 Switch laying test

圖7 轉(zhuǎn)換力測試Fig.7 Conversion force test

由圖7 和表2 知，單機(jī)牽引下，實測尖軌轉(zhuǎn)換力時程曲線趨勢與仿真結(jié)果一致，存在明顯的“兩階段”，最大轉(zhuǎn)換力與計算結(jié)果相當(dāng)；尖軌密貼情況良好，頂鐵處不足位移較小，最小輪緣槽寬度較大。因此，道岔有限元模型參數(shù)合理，可準(zhǔn)確體現(xiàn)尖軌的轉(zhuǎn)換特性。

因此，新型道岔結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)換特性滿足規(guī)范要求，單機(jī)牽引結(jié)構(gòu)設(shè)計可行。

3 道岔無縫化分析

3.1 溫度荷載

根據(jù)實測資料，國內(nèi)地鐵隧道軌溫在0～40 ℃之間，參照北京地鐵相關(guān)實踐，地下線設(shè)計鎖定軌溫宜為(20±5) ℃。安全起見，軌溫變化幅度最大取為30 ℃。當(dāng)軌溫變化為-30 ℃時，道岔縱向位移與受力如圖8(a)和8(b)所示。

圖8 道岔縱向力學(xué)特性Fig.8 Longitudinal mechanical characteristics of turnout

由圖8(a)和8(b)可知，溫度荷載作用下，由于尖軌尖端縱向自由，可釋放溫度力，故其縱向位移最大，為5.71 mm；基本軌受力與縱向位移均在間隔鐵處達(dá)到峰值，分別為717.49 kN 和1.24 mm；間隔鐵受力為286.42 kN。

3.2 制動荷載

采用準(zhǔn)靜態(tài)法進(jìn)行制動荷載下道岔力學(xué)特性計算，制動系數(shù)偏安全按UIC標(biāo)準(zhǔn)取0.25。由于列車直側(cè)向過岔速度差距較大，經(jīng)計算列車直向通過時荷載系數(shù)更大，以其為例，結(jié)果如圖8(c)和8(d)所示。

由圖8(c)和8(d)可知，列車制動荷載作用下，道岔鋼軌縱向位移與受力整體較小，直尖軌最大位移為0.62 mm，兩基本軌均在間隔鐵處受力最大，為52.24 kN。兩里軌在間隔鐵及轍叉處受力變化略有波動，原因是該處與其他鋼軌存在縱向相互作用；直、側(cè)向間隔鐵受力分別為51.22 kN 與41.93 kN。

3.3 組合荷載

由于溫度荷載與列車制動荷載均會對道岔受力帶來不利影響，因此考慮兩者組合作用時道岔結(jié)構(gòu)的受力特性，計算結(jié)果如圖8(e)和8(f)所示。

由圖8(e)和8(f)可知，由于溫度荷載為主力，組合荷載作用下道岔縱向力學(xué)特性主要體現(xiàn)溫度荷載下的特征，尖軌最大縱向位移為6.60 mm，基本軌最大軸力為728.61 kN；直、側(cè)向間隔鐵受力分別為329.76 kN與269.58 kN。

將上述工況下道岔各項指標(biāo)進(jìn)行整理，結(jié)果如表3 所示。將2 種荷載單獨作用時道岔位移受力結(jié)果進(jìn)行簡單疊加與組合荷載下的結(jié)果并不一致，而是受力偏大，位移偏小。這是由扣件縱向阻力的非線性特點決定的，當(dāng)縱向力達(dá)到阻力極限時，隨著鋼軌位移的增大其阻力不再增大，計算結(jié)果更加貼近工程實際。

表3 道岔無縫化檢算結(jié)果Table 3 Calculation result of jointless turnout

由表3知，鋼軌與間隔鐵螺栓在各工況下應(yīng)力小于規(guī)范容許應(yīng)力，尖軌最大位移為6.6 mm，基本軌與尖軌最大相對位移為5.4 mm，均小于規(guī)范要求[23]。因此，道岔無縫化設(shè)計可行。

4 道岔動力特性分析

4.1 直向過岔

列車以100 km/h 的速度分別直逆向通過改造前后的60 kg/m 鋼軌9 號轉(zhuǎn)轍器時，各項動力學(xué)指標(biāo)對比如圖9所示，其最大值如表4所示。

表4 直向過岔動力指標(biāo)峰值Table 4 Dynamic index peak in the main line

圖9 改造前后直向動力特性對比Fig.9 Comparison of dynamic characteristics in the main line before and after reconstruction

由圖9 和表4 知，車輛進(jìn)岔時，在車輪由基本軌向尖軌過渡處產(chǎn)生沖擊效應(yīng)，各項動力學(xué)指標(biāo)均在此產(chǎn)生首個波峰，隨后逐漸衰減至平穩(wěn)狀態(tài)。由于直向過岔以垂向輪軌接觸為主，橫向力較小，因此尖軌處各項動力學(xué)指標(biāo)波動較小，安全儲備較高。由于未改變道岔線型，因此改造前后列車進(jìn)岔狀態(tài)一致，然而，列車經(jīng)過活接頭處時，會產(chǎn)生更為顯著的輪軌沖擊，導(dǎo)致各項指標(biāo)產(chǎn)生二次波峰，其中部分指標(biāo)大于尖軌處，這就是道岔活接頭處病害頻繁的原因。

道岔無縫化改造后，消除了活接頭處短波不平順，改善了岔區(qū)輪軌關(guān)系[24]。列車直向過岔時，輪軌垂向力、橫向力、脫軌系數(shù)以及輪重減載率峰值相比改造前分別降低了19%，67%，50%以及79%。雖然活接頭處引發(fā)的車輛振動小于尖軌處，但無縫化后也降低了活接頭處的車輛振動，車體加速度與構(gòu)架加速度分別降低了42%與65%。

4.2 側(cè)向過岔

列車以30 km/h 的速度分別側(cè)逆向通過改造前后的60 kg/m 鋼軌9 號轉(zhuǎn)轍器時，各項動力學(xué)指標(biāo)對比如圖10所示，其最大值如表5所示。

圖10 道岔改造前后側(cè)向動力特性對比Fig.10 Comparison of dynamic characteristics in the diverging line before and after reconstruction

由圖10 和表5 知，由于道岔不設(shè)超高，各項動力學(xué)指標(biāo)波動較大，在尖軌與導(dǎo)曲線部分維持較高水平，駛出導(dǎo)曲線部分后逐漸衰減恢復(fù)。當(dāng)列車經(jīng)過活接頭處時，同樣產(chǎn)生顯著沖擊效應(yīng)，各指標(biāo)產(chǎn)生二次波峰。

由于側(cè)向過岔速度較低，消除活接頭對車輛側(cè)向過岔性能的影響較直向過岔時有所降低。無縫化改造后，輪軌垂向力與脫軌系數(shù)峰值相比改造前分別降低了17%與19%。在車輛側(cè)向過岔全過程中，雖然其他指標(biāo)峰值基本一致，但活接頭處各指標(biāo)差異依舊明顯，輪軸橫向力、輪重減載率、車體加速度及構(gòu)架加速度相比改造前分別降低了14%，29%，22%及52%。

本文在計算中假定活接頭狀態(tài)良好，但實際運營中，活接頭處常出現(xiàn)錯牙、軌縫過大等病害，將導(dǎo)致道岔安全儲備進(jìn)一步下降，嚴(yán)重時甚至引發(fā)安全隱患。因此，消除道岔活接頭結(jié)構(gòu)對列車過岔具有顯著的積極意義。列車通過新型道岔結(jié)構(gòu)時，各項動力學(xué)指標(biāo)均滿足規(guī)范要求[25]，相比改造前，行車品質(zhì)與安全性更好，安全儲備更高。

5 結(jié)論

1) 新型道岔尖軌轉(zhuǎn)換時，理論最大轉(zhuǎn)換力與不足位移分別為4.1 kN 與1.2 mm，最小輪緣槽寬度為88.4 mm，斥力側(cè)尖軌等效應(yīng)力最大為92.4 MPa，位于軌底長趾刨切段末端。道岔試制試鋪驗證了轉(zhuǎn)換理論計算的準(zhǔn)確性，各指標(biāo)實測結(jié)果滿足單機(jī)牽引的要求，結(jié)構(gòu)設(shè)計可行。

2) 新型道岔無縫化后，各工況下鋼軌軸向應(yīng)力與螺栓剪切應(yīng)力最大分別為222.2 MPa 與233.4 MPa，尖軌縱向位移、基-尖軌相對位移最大分別為6.6 mm 和5.4 mm。各項指標(biāo)均滿足規(guī)范要求，無縫化設(shè)計可行。

3) 消除活接頭對道岔動力特性有顯著益處。列車通過新型道岔結(jié)構(gòu)時，各項動力學(xué)指標(biāo)均滿足規(guī)范要求，相比改造前，活接頭處輪軌垂向力峰值降低20 kN 以上，行車安全性與品質(zhì)更好，安全儲備更高。