1、1高速道岔转换锁闭结构力学特性摘要： 为指导高速道岔转换锁闭结构的优化设计，根据道岔区轮轨系统耦合动力学理论和有限元方法，建立了转换锁闭结构动态受力计算模型；以 60 kg/m 钢轨客运专线 18 号单开道岔转辙器外锁闭装置为例，研究了列车过岔速度、尖轨不足位移和顶铁离缝等对转换锁闭结构力学特性的影响.研究结果表明：列车过岔速度对转换锁闭结构力学特性有显著影响，当过岔速度为 250 km/h 时，其受力及变形到达最大；存在一定的尖轨转换不足位移，有利于改善转换锁闭结构的受力状态；顶铁离缝的增加使转换锁闭结构的受力几乎呈线性增加，在道岔运营过程中应尽量避免顶铁离缝出现. 关键词： 高速道岔；锁闭
2、钩；列车荷载；不足位移；顶铁离缝 中图分类号： U213.6 文献标志码： AMechanical Properties of HighSpeed Turnout Switching and Locking Device XU Jingmang，WANG Ping，CHEN Rong，XU Hao （MOE Key Laboratory of HighSpeed Railway Engineering， Southwest Jiaotong University， Chengdu 610031， China） Abstract：In order to optimize the design o
3、f highspeed switching and locking device， a lateral force calculation model for switching and locking device was established 2according to the wheelrail system coupled dynamics using the finite element method. Taking the external locking device of 60 kg/m rail No.18 turnout in passenger dedicated li
4、ne as an example， the influences of some main factors， including the speed through turnout， scant displacement of switch rail， and the gap between point switch and block， on the mechanical properties of switching and locking device were analyzed. The computational results show that the speed through
5、 turnout has significant effect on the mechanical properties of locking hook； when the speed through the turnout was 250 km/h， the lateral force and displacement was at maximum； a certain scant displacement of switch rail is favorable for the force of locking hook； as the gap between point switch an
6、d jacking block increases， the force of locking hook increases almost linearly， and the gap should be avoided to the greatest extent during the operation of turnout. Key words：highspeed turnout； locking hook； train load； scant displacement； gap between point switch and jacking block 高速道岔作为高速铁路的重要基础设
7、施之一，其主要功能（转入或跨越）的实现是通过转换锁闭结构来完成，转换锁闭结构的使用可靠性将直接影响列车运行的安全性12.转换锁闭结构在高速列车荷载作用下，将导致其振动破坏，且受列车荷载及道岔制造、铺设、使用状态影响波3动大，一直未形成明确的设计荷载、检算方法，仅依靠现场测试验证其结构设计的合理性3. 文献3运用结构力学方法分析列车荷载作用下锁闭钩的受力及强度检算，但是将列车荷载简化为静态荷载，未考虑列车荷载的动力效应.文献4中建立了提速道岔外锁闭装置的有限元接触计算模型，分析心轨变形对转换结构受力的影响，但将列车荷载简化为恒定移动荷载. 以便真实地反应转换锁闭结构在列车荷载作用下的力学特性，转
8、换锁闭结构受力分析模型中，有必要考虑列车通过道岔时的动态力. 本文根据道岔区轮轨系统耦合动力学理论建立车辆道岔耦合振动模型，分析高速道岔在列车荷载作用下的动态响应；利用有限元方法建立转换锁闭结构受力计算模型，将道岔动态响应作为激励施加于受力计算模型中，分析转换锁闭结构动态力学特性.1 计算模型 1.1 转换锁闭结构转换锁闭结构由锁闭钩、锁闭杆、锁闭框、尖轨连接铁等组成，如图 1所示.西南交通大学学报第 48 卷第 4 期徐井芒等：高速道岔转换锁闭结构力学特性转换结构的锁闭框直接安装在基本轨上，尖轨通过尖轨连接铁与锁闭钩相连接，尖轨在纵向方向可自由伸缩，通过锁闭杆的横向运动牵引尖轨转换并锁闭.
9、现场实测数据表明，当列车通过道岔时，转换结构中最主要的受力元件是锁闭钩4.因此，本文主要针对锁闭钩的受力特性展开研究. 图 1 转换锁闭结构图 Fig.1Structure of the switching and locking device 1.2 模型建立本文的重点在于建立转换锁闭结构动态受力计算模型，4车辆道岔耦合振动模型的建立及振动方程的求解可参见文献3.由于转换锁闭结构主要对道岔钢轨的横向运动起约束作用，故只考虑道岔钢轨及转换锁闭结构的横向耦合作用.根据有限元方法，建立如图 2 所示计算模型. 图 2 转换锁闭结构受力计算模型 Fig.2Force calculation mode
10、l for the switching and locking device 模型中，道岔尖轨采用变截面梁单元模拟，考虑边界效应，模型长度取尖轨跟端后 20 m，模型末端按刚性约束处理；尖轨与基本轨贴靠状态以及顶铁支撑状态均采用非线性单向弹簧模拟；尖轨跟端扣件及边界条件钢轨扣件横向支撑作用采用线性弹簧模拟；锁闭钩采用变截面梁单元模拟；锁闭钩底部及锁闭端进行固定约束.通过改变相关模型参数，可以分析不同工作状态下锁闭钩力学特性. 采用有限元方法离散后，模型在时刻 t 的动力响应方程为 M（t）+C（t）+Kx（t）=F（t） ， （1） 式中： M、C 和 K 分别为系统的质量、阻尼和刚度矩阵；
11、（t） 、 （t）和 x（t）分别为模型在时刻 t 的加速度、速度和位移向量； F（t）为模型在时刻 t 的荷载向量. 采用 Newmark 时间积分方法57在离散的时间点上求解上述动力响应方程，具体计算过程本文不再赘述.1.3 主要计算参数以 60 kg/m 钢轨5客运专线 18 号 350 km/h 系列单开道岔转辙器外锁闭装置为例，计算参数设定如下：尖轨与基本轨贴靠时，尖轨贴靠部位支撑刚度取为基本轨抗外翻支承刚度 50 kN/mm；尖轨受顶铁支撑时，顶铁支撑刚度取为基本轨横向支撑刚度 100 kN/mm；尖轨末端及边界条件钢轨受扣件横向约束，取为扣件横向刚度 50 kN/mm3. 18
12、号道岔布置 3 个牵引点，各牵引点距尖轨尖端的距离分别为0.48、5.28、10.68 m，尖轨连接铁及销轴的连接刚度通过建立有限元计算模型计算求得，为 20 kN/mm. 为计算简便，仅考虑道岔区结构不平顺，分析得到列车过岔时的道岔钢轨所受的轮轨力，用于转换锁闭结构动态受力计算.道岔转辙器部分横向结构不平顺如图 3 所示，以列车过岔速度为 300 km/h 为例，计算得到尖轨所受轮轨横向力历程曲线如图 4 所示. 图 3 转辙器部分横向结构不平顺 Fig.3Horizontal structure irregularities in the switch part 图 4 轮轨横向力历程曲线
13、 Fig.4Process curve of lateral force between wheel and rail2 影响力学特性的因素锁闭钩在锁闭状态较斥离状态受力情况更为不利，锁闭钩在锁闭状态时除了承受尖轨的弹性恢复力，还承受列车通过时的动态力，其力学特性受道岔实际工作状态的影响.应用上述计算模型，本文分析了列车过岔速度、尖轨基本轨贴靠情况及顶铁支撑状态等对锁闭钩力学特性影响.2.1 列车过岔速度6列车以不同的速度通过道岔，道岔尖轨的工作状态不同，所承受的轮轨力发生变化，对锁闭钩的力学特性产生一定影响89.考虑到列车通过道岔的实际情况，列车通过道岔速度分别取 200、225、250、3
14、00 和 350 km/h. 计算中，运用车辆道岔耦合动力学理论，求解出列车以不同速度通过道岔时尖轨承受的横向轮轨力（类似于图 4 所示） ，然后将此力作为激励施加于转换锁闭结构受力计算模型中，进而求解得到列车不同通过速度时各牵引点处锁闭钩横向力和横向位移.计算结果见图 5.考虑列车过岔时的安全性及舒适性，计算出锁闭钩横向力最大时，即列车速度 250 km/h 时，脱轨系数及车体横向加速度，计算结果见图 6 和图 7. 从图 5 可知，当列车过岔速度低于 250 km/h 时，锁闭钩横向力和横向位移随着列车速度的提高而增加，当列车过岔速度高于 250 km/h 时，锁闭钩横向力和横向位移随着列
15、车速度的提高而减少；第 1 牵引点处受速度影响变化幅度小，锁闭力最大变化幅度 2.69 kN，横向位移最大变化幅度 0.154 mm，第 2 牵引点和第 3 牵引点处受速度影响变化幅度较大，第 2 牵引点处锁闭力最大变化幅度 10.99 kN，横向位移最大变化幅度0.255 mm，第 3 牵引点处锁闭力最大变化幅度 12.74 kN，横向位移最大变化幅度 0.266 mm.这是因为高速车辆车体的自振频率多为 1 Hz 左右1012，与车体自振频率一致或接近的不平顺，将引起车体的强烈谐振.车辆速度 250 km/h 时，易引起车体谐振、使舒适性恶化的波长约为 69 m 左右.由于道岔中存在结构不
16、平顺，道岔区易形成以道岔长度为波长的不平顺，故当列车以 250 km/h 速度通过 18 号道岔时将可能引起强烈谐7振. 从图 6 和图 7 可知，当列车以 250 km/h 的速度通过道岔时，最大脱轨系数为 0.48，车体最大横向加速度为 0.40 m/s2，均满足指标要求.表明列车以 250 km/h 的速度通过道岔满足安全性及舒适性要求. 总体上看，列车过岔速度对锁闭钩力学特性有显著影响，为保证锁闭钩正常使用，设计道岔转换锁闭结构时，应注意列车过岔速度对锁闭钩结构设计的影响. （a） 锁闭钩横向力（b） 锁闭钩横向位移图 5 列车过岔速度对锁闭钩横向力和横向位移的影响 Fig.5Infl
17、uence of the speed through turnout on the lateral force and displacement of locking hook 图 6 脱轨系数 Fig.6Derailment coefficients of the bogie 图 7 车体横向加速度 Fig.7Lateral acceleration of the car body 2.2 尖轨不足位移道岔牵引转换中，尖轨往往达不到设计的理想线型，即存在不足位移现象.不足位移是道岔不平顺的重要组成部分，会迫使车轮运行方向发生突变，导致列车过岔时动力响应过大，对锁闭钩的力学特性产生影响1314
18、. 根据尖轨可能存在不足位移情况，尖轨不足位移分别取0.0、0.5、1.0、1.5 和 2.0 mm，列车过岔速度取为 300 km/h.计算中，通过设置贴靠状态的非线性弹簧参数来模拟不同尖轨不足位移，然后将如图 4 所示轮轨横向力施加于转换锁闭结构受力计算模型中，进行各牵8引点处锁闭钩横向力和横向位移求解，计算结果见图 8. 从图 8（a）可知，尖轨不足位移小于 1.0 mm 时，第 1 牵引点锁闭钩横向力随不足位移增大而增大，横向力变化幅度为 3.782 kN，第 2 牵引点和第 3 牵引点锁闭钩横向力随不足位移增大而减小，第 2 牵引点处横向力变化幅度为 6.2 kN，第 3 牵引点处横
19、向力变化幅度为 8.17 kN；从图 8（b）可知，第 1 牵引点锁闭钩横向位移随尖轨不足位移增加而增加，变化幅度为 0.12 mm，第 2 牵引点和第 3 牵引点锁闭钩横向位移随不足位移增大而减小，变化幅度分别为 0.04 和 0.03 mm.这是因为锁闭钩的横向力主要受尖轨的反向弯曲产生的，而由于尖轨不足位移的存在减缓了尖轨反向弯曲，从而使锁闭钩横向力减小. 从锁闭钩的受力来看，存在一定的尖轨转换不足位移有利于锁闭钩的受力，但过大的尖轨不足位移将增大道岔区动态不平顺，进而影响列车过岔的舒适性及安全性，故须控制尖轨转换不足位移.2.3 顶铁离缝顶铁通常安装在基本轨轨腰上，以阻止尖轨过大的横向
20、位移；顶铁通过与尖轨轨腰接触限制尖轨横向位移，控制转换后的线形，同时抵抗列车横向力的作用.由于安装精度等原因，尖轨转换到位后尖轨轨腰与顶铁并未接触，当列车通过时产生动态不平顺，影响锁闭钩的力学特性15. 尖轨转换到位后，分别取尖轨轨腰与顶铁之间的离缝为0.0、0.5、1.0、1.5 和 2.0 mm，列车过岔速度取为 300 km/h.计算中，通过设置顶铁支撑状态的非线性弹簧参数来模拟不同顶铁离缝， 同样将如图 4 所示轮轨横向力施加于转换锁闭结构受力计算模型中，进行各牵引点处锁闭钩横向力和横向位移求解，计算结果见图 9. 9从图 9 可知，随着尖轨轨腰与顶铁离缝的增大，第 1 牵引点锁闭钩横
21、向力及横向位移变化不明显，而第 2 牵引点和第 3 牵引点锁闭钩横向力及横向位移均增大.当离缝值达到 0.5 mm 时，第 3 牵引点锁闭钩横向位移超过规定限值 1.0 mm16，当离缝值达到 1.5 mm 时，第 2 牵引点锁闭钩横向位移也超过规定限值，但第 1 牵引点处未发生位移超限现象. 当转换到位后，尖轨轨腰与顶铁之间存在离缝会使尖轨产生较大横向位移，进而使锁闭钩产生较大横向力.由于第 1 牵引点锁闭钩横向力主要由于轮载使第 2 牵引点和第 3 牵引点之间尖轨弯曲产生的，故第 1 牵引点处受顶铁离缝影响不大. 从控制锁闭钩横向力和横向位移的角度上考虑，在道岔运营过程中应注意尽量避免顶铁
22、离缝的出现. （a） 锁闭钩横向力（b） 锁闭钩横向位移图 8 不足位移对锁闭钩横向力和横向位移的影响 Fig.8Influence of scant displacement on the lateral force and displacement of locking hook（a） 锁闭钩横向力（b） 锁闭钩横向位移图 9 顶铁离缝对锁闭钩横向力和横向位移的影响 Fig.9Influence of block gap on the lateral force and displacement of locking hook3 结论与建议通过对客运专线 18 号单开道岔转辙器外锁闭装置受
23、力影响因素分析，得到以下主要结论： （1） 本文提出的转换锁闭结构受力计算模型，既考虑列车过岔时轮载的时程变化，也考虑基本轨、顶铁的非线性支撑作用，能够全面地描述锁闭钩受力特性，可用于锁闭钩的受力计算及强度检算. 10（2） 列车过岔速度的变化对锁闭钩的受力影响较大，对于 18 号道岔，过岔速度为 250 km/h 时锁闭钩的横向力和横向位移达到最大，但列车过岔的安全性及平稳性指标均满足要求.故为了保证锁闭钩的正常工作，在进行锁闭钩结构设计时，应当注意列车过岔速度对锁闭钩受力的影响. （3） 当尖轨转换不足位移增大时，第 1 牵引点锁闭钩受力增大，但增大幅度有限，第 2 牵引点和第 3 牵引点
24、锁闭钩受力减小，从锁闭钩受力的角度考虑，存在一定的尖轨不足位移有利于锁闭钩的受力. （4） 当顶铁离缝增大时，第 2 牵引点和第 3 牵引点锁闭钩横向力几乎呈线性增大，横向位移出现超限现象.必须严格控制道岔生产及施工精度，避免顶铁离缝的出现，以改善锁闭钩的受力及变形状态.参考文献：1王平，陈嵘，陈小平. 高速铁路道岔设计关键技术J. 西南交通大学学报，2010，45（2）： 2833. WANG Ping， CHEN Rong， CHEN Xiaoping. Key technologies in highspeed railway turnout designJ. Journal of So
25、uthwest Jiaotong University， 2010， 45（2）： 2833. 2李方太. 铁路道岔外锁闭装置的强度分析D. 北京：清华大学工程力学系，2002： 13. 3陈小平，王平，陈嵘，等. 高速车辆与道岔空间耦合振动特性J.西南交通大学学报， 2008，43（4）： 453458. CHEN Xiaoping，WANG Ping，CHEN Rong，et al. Spatial coupling vibration properties of highspeed vehicleturnoutJ. Journal of Southwest Jiaotong University， 2008， 43（4）： 453458.
