懸掛式單軌三開道岔關鍵梁體結構研究

摘要：第二關節梁為懸掛式單軌三開道岔關鍵梁體，梁體的強度以及變形會影響到鎖定、驅動等裝置的運轉精度，進而影響到整個道岔的使用。同時梁體底部為開口結構，其過度變形也會影響到行車安全。因此，通過有限元分析軟件對梁體進行靜力學分析計算，得到不同工況下梁體的應力及變形，其中在最不利工況下最大變形為1.895 mm，最大應力為133.36 MPa，均能滿足相關標準的要求。同時從計算結果得到關節梁的變形規律，即關節梁在承受外部載荷作用時，梁體在垂向上產生一個向下的撓度，梁底部會產生橫向變形，梁走行面上會產生翻轉變形。通過現場加載試驗對靜力學分析結果進行驗證。試驗結果表明：在靜力學分析標記區域內，梁體的最大豎向變形測量值為1.5 mm，最大橫向變形為1.55 mm，排除誤差影響，加載試驗的結果與靜力學分析結果，無論在數值上還是在變化規律上均較為相符，進一步驗證了靜力學分析計算的有效性。

關鍵詞：懸掛式單軌；三開道岔；道岔梁；靜力學分析；加載試驗

中圖分類號：U213.6 文獻標志碼：A doi：10.3969/j.issn.1006-0316.2024.08.005

文章編號：1006-0316 （2024） 08-0031-08

Study on Structural Design of Key Beam of Suspended Monorail Three-Way Turnout

GE Zhenbin

（ China Railway Construction Heavy Industry Corporation Limited， Changsha 410100， China ）

Abstract：The second joint beam is the key beam body of the suspended monorail three-way turnout. The strength and deformation of the beam body will affect the operation accuracy of the locking and driving devices and thus affect the use of the entire turnout. At the same time， the bottom of the beam body is an open structure， and its excessive deformation will also affect driving safety. The static analysis and calculation of the beam body are carried out by finite element analysis software， and the stress and deformation of the beam body under different working conditions are obtained. The maximum deformation under the most unfavorable working conditions is 1.895 mm and the maximum stress is 133.36 MPa， which meets the requirements of relevant standards. At the same time， the deformation law of the joint beam is obtained from the calculation results， that is， when the joint beam is subjected to external load， the beam body produce a downward deflection in the vertical direction， transverse deformation at the bottom， and overturning deformation on the walking surface. The static analysis results are verified by field loading test. The test results show that in the marked area of static analysis， the measured value of the maximum vertical deformation of the beam is 1.5mm and the maximum transverse deformation is 1.55 mm. Excluding the influence of error， the results of loading test are consistent with the results of static analysis both in value and change law， which further verifies the effectiveness of static analysis and calculation.

Key words：suspended monorail；three-way turnout；turnout beam；static analysis；load test

懸掛式單軌由于具有地形適應能力強、占地面積小、施工簡便、工期短等獨特的優勢[1]，受到國內外持續關注。目前在國外，德國、日本已有多條懸掛式單軌商業運營線[2-3]；在國內，中車青島四方懸掛式單軌試驗線[4]等多條試驗線已成功運行，同時成都大邑、武漢光谷等正線項目也在陸續推進中。國內外研究人員對懸掛式單軌展開了許多研究工作，主要集中在軌道梁方面。如Yamasaki等[5-6]通過精確有限元法對軌道梁的應力與撓度進行計算，并對軌道梁的疲勞進行試驗分析；Hiroshi Hikosaka等[7]對軌道梁的變形行為進行了理論計算研究。國內學者則主要對軌道梁的結構形式及優化設計進行了研究[8-9]。但對于懸掛式單軌道岔，目前國外學者研究相對較少，國內學者的研究則主要集中在道岔的線型設計與整體結構設計方面[10-13]，對道岔中的部件結構研究相對較少，目前僅有張英等[14]對道岔梁進行了有限元分析，同時該道岔為整體式的單開道岔。目前國內外已建成的懸掛式單軌試驗線和商業運營線，其配置的道岔多為單開道岔，很少有多開道岔，多開道岔相關的學術研究也相對更少。

本文以鐵建重工研制的行業內首組懸掛式單軌三開道岔為研究對象，如圖1所示。懸掛式單軌三開道岔其道岔梁采用分段設計，驅動鎖定部分則采用單驅動單鎖定結構設計，由于驅動、鎖閉等裝置均安裝在第二關節梁上，所以第二關節梁的結構強度與變形均會對道岔的整體使用產生影響，因此，本文將采用靜力學分析計算結合現場加載試驗的方法對第二關節梁展開研究。相關研究結果可為后續懸掛式單軌軌道梁及道岔梁的設計及研究提供參考。

1 結構分析

與現有懸掛式單軌道岔采用的整體式道岔梁結構不同，懸掛式單軌三開道岔其道岔梁總長為19.96 m，采用分段式設計，材料采用Q345B鋼板，主體為焊接結構。如圖2所示，第二關節梁主體結構由頂板、底板、腹板圍繞而成，底部及周圍加設筋板，其結構與軌道梁類似，底板、筋板、頂板均使用30 mm厚的鋼板，腹板則使用25 mm厚的鋼板。

2 荷載分析

由懸掛式單軌三開道岔的實際運營場景可知，道岔主要承受的載荷為其自身恒載、列車豎向活載、列車橫向活載和附加力。其中，附加力一般包括列車制動力或者列車牽引力以及風載荷[15]。

2.1 恒載

本文中涉及的恒載主要為第二關節梁及其附屬結構的自身重量，具體數值為95.21 kN。

2.2 列車豎向荷載

一般懸掛式單軌列車按照2節或3節車編組，每節車包含4根軸，單軸荷載超重按3%控制，其中列車的具體每根軸分布如圖3所示。根據懸掛式單軌地方標準[16-17]，計算列車豎向活載作用時，列車的豎向靜活載應乘以一個動力系數。具體計算為：

式中：（1＋）為動力系數；L為梁跨度；P1為每根軸的標準載荷，取P1＝50 kN；P2為列車單軸豎向活載。

計算得：1＋＝1.31，P2＝67.465 kN。

當列車分別通過道岔梁的直線位和側線位時，列車豎向活載的作用位置如圖4所示。

2.3 列車橫向荷載

根據懸掛式單軌地方標準[16-17]，列車橫向活載參照每列空軌列車的單軸設計載荷的25%進行計算，即：

P3＝0.25P1" " " " " " " " " " " "（3）

式中：P3為列車的單軸橫向活載。

計算得：P3＝12.5 kN。

2.4 附加力

2.4.1 制動力或牽引力

根據懸掛式單軌地方標準[16-17]，列車橫向活載參照每列空軌列車單軸設計載荷的15%進行計算，即：

P4＝0.15P1" " " " " " " " " " " "（4）

式中：P4為列車單軸制動力或牽引力。

計算得：P4＝7.5 kN。

2.4.2 風荷載

根據相關標準[15]，風荷載計算為：

W＝K1K2K3W0" " " " " " " " " " "（5）

P5＝WA" " " " " " " " " " " " " （6）

式中：W為風荷載強度；K1為梁體的風載系數；K2為風壓高度變化系數；K3為地形、地理條件系數；W0為基本風壓；P5為風載荷；A為第二關節梁受風面積。

由本項目實施地區以及本文分析對象，已知：K1＝1.4，K2＝1.0，K3＝1.0，W0＝500 Pa，A＝6.435 m2。

計算得：W＝700 Pa，P5＝4.505 kN。

3 模型建立

借助三維軟件Creo建立第二關節梁三維模型，并將該模型轉換為中間格式文件導入有限元分析軟件，從而建立其FEM（Finite Element Method，有限單元法）模型。對該模型的材料參數進行設置，其中Q345材料參數如表1所示[17]。參考第2節對各荷載的分析，根據列車的實際運行情況，對模型進行荷載加載及約束設置。

由圖4可以看出，懸掛式單軌三開道岔總長近20 m，可同時容納2節列車通過，其中第二關節梁內部最多能放置6個走行輪，即3根車軸。結合實際運行情況，考慮第二關節梁的最不利工況，其各工況載荷進行加載的組合為：

組合1：恒載、列車豎向活載；

組合2：組合1、列車橫向活載；

組合3：組合2、風荷載；

組合4：組合3、列車制動力或牽引力。

其中恒載通過重力荷載形式直接加載至模型上，列車豎向活載、列車橫向活載、列車的制動力或牽引力則參照其實際受力方向加載至梁內走行面上6個標記的加載局域，風荷載加載至梁體一側腹板上。其他約束：將第二關節梁頂部4個連接位置均設置為固定約束。

4 求解分析

4.1 靜力學分析

由圖4可以看出，無論是列車過直線還是過側線，第二關節梁內部最多能容納3根車軸，但在過側線時由于離心力等的影響，轉向架上的導向輪與第二關節梁內壁接觸，第二關節梁將受水平力作用，因此，本文僅對列車通過側線時的受力進行分析。

各工況下第二關節梁的靜力學分析計算結果如表2所示。可以看出，4種加載方案中，組合4的變形及應力計算結果均大于其他組合，由此可見，組合4的載荷工況為第二關節梁的最不利工況。

下文僅列出組合4工況下第二關節梁的變形和應力分析計算結果，如圖5所示。

綜合前文分析計算結果可知，在組合4最不利工況下，第二關節梁的最大復合變形為1.895 mm，出現在第二關節梁尾部的底部筋板；其最大應力為133.36 MPa，位于第二關節梁頂部的螺栓連接區域；梁體頂部的變形和應力均很小，滿足驅動、鎖定裝置的安裝條件。

標準中對道岔梁的變形要求分別為L/800和L/1400[15-16]，本文分析對象第二關節梁長4505 mm，其跨度L為頂部螺栓連接區域中心距，長2690 mm，代入計算得其最大變形要求分別為3.35 mm和1.92 mm。從前文分析結果可知，本文計算結果均可滿足相關標準規定的變形要求。根據以往經驗，取梁體材料安全系數為1.5，折算出材料的許用應力為230 MPa，由表2可知，在組合4最不利工況下，第二關節梁最大的應力為133.36 MPa，遠低于梁體材料的許用應力230 MPa。綜上，第二關節梁的結構強度也滿足線路的使用要求。

4.2 變形分析

分析計算時所有荷載組合均包含了重力荷載，但實際對道岔梁進行靜載試驗時，梁體由于本身重力荷載而產生的變形已經存在，因此靜載試驗結果需去除由重力荷載自身引起的變形量。為便于后續試驗研究，去除組合1工況中的重力載荷（即排除重力載荷引起的變形），重新進行計算分析。同時為便于查看變形趨勢，將計算后的顯示結果適當放大，在關節梁底部以及橫向開口位置進行標記，并顯示該標記區域的變形值，其分析計算結果如圖6所示。

可以看出，第二關節梁在承受外部載荷作用時，梁整體在垂向上會產生一個向下的撓度，靠近載荷施加位置的變形大于其他區域，同時由于梁體底部為開口結構，在橫向上會產生變形，走行面也會產生翻轉變形，這與文獻[19-21]中的相關研究結果相符合。

5 試驗驗證

對研制完成的懸掛式三開道岔關節梁進行加載試驗，分別采用百分表和位移傳感器測量其豎向變形以及底部開口橫向變形。如圖7所示，在關節梁底部以及梁內走行面分別安裝百分表和位移傳感器，其安裝位置與前述靜力學分析中的標記區域（圖6b、d）相匹配。百分表帶有磁吸座，將磁吸座（共3組6個）固定安裝在梁體下方支架上（支架與梁體之間不接觸），加載前百分表調零，待加載穩定后進行讀數并記錄；在梁內尾部及中間位置安裝位移傳感器（2個，型號：松下HL-G125，精度：20 μm）；通過安裝在梁內的工裝模擬列車車輪，同時在工裝的下方依次增加砝碼進行加載，模擬車輛荷載。加載試驗其載荷加載的位置以及大小參照靜力學分析中的組合1工況。

將現場各測量位置的測量結果與前文中組合1去除重力載荷工況中對應位置的計算結果進行匯總，如表3所示。可以看出，在模擬加載試驗中，所測關節梁底部最大變形為1.5 mm，位于第二關節梁尾部，同時走行面上在靠近加載位置的區域其豎向變形大于其他區域。由于第二關節梁豎向變形除了梁體本身的撓曲變形外，其走行面的翻轉也會產生豎向變形，因此本次現場測量實際測出的是梁體的總變形。測量值與總體計算值存在0.5 mm左右的誤差，考慮到梁體及底部支架的材料和制造誤差、支架的本身變形以及戶外試驗環境等因素的影響，0.5 mm的誤差在可接受范圍內。除去誤差的影響，現場測量值與理論計算值較為接近。同時，無論是梁體單獨的豎向變形還是總體變形，其計算值與測量值的變化趨勢大體相同，即靠近加載位置的豎向變形大于其他位置的變形。

第二關節梁底部開口橫向變形測量結果如圖8所示，結合圖7（a）可以看出，在靠近梁的前端位置橫向位移為1.12 mm，在梁的中間位置橫向位移為1.55 mm，結合圖6（d）可以看出，2個測量位置其理論計算的橫向變形分別為1.29 mm和1.39 mm，與實際測量值存在0.17 mm左右的誤差，由于底板開口位置處為非機加面，同時設備安裝固定也存在誤差，因此0.17 mm的誤差也在可接受范圍內。除去測量誤差的影響，測量值與計算值均較為相符。

綜上，現場模擬加載試驗的測試結果，與靜力學計算分析結果較為接近，這說明模擬加載試驗能較好地驗證靜力學分析結果，本次研究中所使用的靜力學分析模型及方法較為可靠，同時也為后續軌道梁和相似結構的道岔梁的研究提供了參考。

6 結論

（1）通過對第二關節梁進行靜力學分析，得到其在最不利工況下的最大復合變形為1.895 mm，出現在第二關節梁尾部的底部筋板，而最大應力為133.36 MPa，位于第二關節梁頂部的螺栓連接區域，均滿足相關標準的要求。

（2）通過靜力學分析結果得到第二關節梁的變形規律，即在承受外部載荷作用時，梁整體在垂向上產生一個向下的撓度，同時還會產生橫向變形以及走行面的翻轉變形。

（3）在現場加載試驗中，第二關節梁的最大豎向變形測量值為1.5 mm，最大橫向變形為1.55 mm，雖與計算值存在誤差，但均在可接受范圍內，現場加載試驗能較好地驗證靜力學分析計算結果。

參考文獻：

[1]趙陽. 懸掛式單軌交通系統關鍵技術及適應性分析[J]. 鐵道標準設計，2019，63（7）：51-56，61.

[2]LIU X，SUN H，LIU F G. Study on the application and development of monorail transit system[J]. International Journal of Engineering Research amp; Technology，2014，3（5）：1-4.

[3]LI Y，XU Y G，YAN H Y，et al. Suspended monorail system：A new development of an urban rail transit system with low passenger capacity[C]. ICTE 2015，2015：3180-3186.

[4]余浩偉，徐銀光，張茂帆. 中車四方股份懸掛式單軌試驗線總體設計[J]. 鐵道建筑技術，2020（5）：55-59.

[5]YAMASAKI T，YANO T，HIKOSAKA H. Curved steel guideway for suspended monorail system[C]. Vienna：Final Report of 11th IABSE Congress，1980：351-356.

[6]YAMASAKI T，KAWAI Y. Fatigue strength of stiffening frames in guideway beams for suspended monorail system[J]. Proceedings of the Japan Society of Civil Engineers，1983（333）：81-90.

[7]HIKOSAKA H，TAKAMI K. Formulation of distortional behavior of thin-walled curved beam with open cross section[J]. Doboku Gakkai Ronbunshu，1985（356）：91-100.

[8]肖云霞，王月明，楊曉東，等. 懸掛式單軌直線軌道梁結構優化設計探討[J]. 鋼結構，2015（4）：68-71.

[9]趙曉梅，吳琰，馬骉. 懸掛式單軌雙線曲線軌道梁的設計研究[J]. 鐵道標準設計，2021，65（1）：65-71.

[10]解麗霞，李卓然. 懸掛式單軌道岔線型參數研究[J]. 鐵道標準設計，2022，66（7）：7-11.

[11]GUO Q，WANG P，XU J，et al. Research on reasonable line type of suspended monorail turnout[J]. IOP Conference： Series： Materials Science and Engineering，2018，439（4）：042077.

[12]林紅松，李忠繼. 懸掛式單軌道岔結構選型與系統設計[J]. 鐵道工程學報，2020，37（4）：54-57，68.

[13]代豐，李忠繼，林紅松，等. 懸掛式單軌道岔結構設計研究[J]. 鐵道標準設計，2021，65（6）：17-21.

[14]張英，張露，王少華，等. 空軌道岔梁有限元分析[J]. 鐵道建筑，2017，57（9）：34-38.

[15]中華人民共和國國家鐵路局. 鐵路橋涵設計規范：TB 1002.1－2017[S]. 北京：中國鐵道出版社，2017.

[16]四川省住房和城鄉建設廳.懸掛式單軌交通設計標準：DBJ51/T099-2018[S]. 成都：西南交通大學出版社，2018.

[17]河南省住房和城鄉建設廳. 懸掛式單軌交通技術標準：DBJ41/T217－2019[S]. 鄭州：河南省住建廳，2019.

[18]國家市場監督管理局. 低合金高強度結構鋼：GB/T 1591－2018 [S]. 北京：中國標準出版社，2017.

[19]潘西湘. 懸掛式單軌系統軌道梁結構優化設計研究[D]. 成都：西南交通大學，2014：77-88.

[20]肖云霞. 基于ABAQUS的懸掛式單軌系統軌道梁結構優化設計研究[D]. 成都：西南交通大學，2015：65-74.

[21]謝倩. 懸掛式單軌系統軌道梁結構優化設計研究[D]. 成都：西南交通大學，2016：47-56.