徐井芒，王平，谢铠泽，孙晓勇

(1．西南交通大学高速铁路线路工程教育部重点实验室，四川成都610031;2．中国铁路通信信号集团公司，北京100166)

可动心轨道岔是我国高速铁路采用的主要道岔结构型式，其通过扳动可动的心轨来实现辙叉区直侧向的转换，心轨扳动是依靠电务转换设备来实现的。与固定辙叉道岔相比较，可动心轨道岔消除了有害空间，减缓了车轮的冲击作用，提高了列车过岔速度。

由于可动心轨尖端采用藏尖式结构，车轮经过时重心会先降低随后升高，故可动心轨道岔存在不可避免结构不平顺［1－3］，其作为激励源仍将引起高速列车与道岔之间强烈的动力作用，并激起与可动心轨相连结的电务转换结构的振动。同时转换结构在列车通过时的受力状态非常复杂，受列车荷载，道岔制造，铺设质量及使用状态的影响波动大，长期以来未形成明确的设计荷载和检算方法等，只能依靠现场测试来验证其结构设计的合理性，在很大程度上限制转换结构的进一步优化设计［4－6］。为此，本文根据岔区轮轨相互作用机理，建立包含电务转换结构的车辆－道岔耦合动力学模型，对转换结构动态受力及变形进行仿真计算，研究心轨不足位移，顶铁离缝和扣件横向刚度等因素对转换结构力学性能的影响。

1 车辆－道岔动力学模型

1．1 可动心轨转换结构

可动心轨转换结构由锁闭钩，锁闭杆和锁闭框等组成，如图1所示，其中锁闭框的结构如图2所示，转换设备的锁闭框直接安装在翼轨上，心轨插在锁钩的楔形槽内，心轨在楔形槽内可自由伸缩，通过锁闭杆的横向运动牵引心轨转换并锁闭。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［7］。因此，本文主要针对锁闭钩的力学特性展开研究。

图1 可动心轨转换结构图Fig．1 Structure of the switching and locking device for movable frog

1．2 动力学模型的建立

采用车辆－道岔耦合动力学的相关理论［8－9］，充分考虑转换结构，道岔与车辆间的相互作用机理，建立车辆－道岔耦合动力学模型。考虑转换结构后的车辆－道岔耦合动力学模型包含具有二系悬挂的车辆模型，可动心轨道岔模型和轮轨耦合接触模型。

图2 锁闭框结构图Fig．2 Structure of locking box

1．2．1 车辆模型

根据高速客车结构形式和悬挂特性，将车体、转向架和轮对看作为刚体，彼此之间分别通过一系和二系弹簧阻尼元件连接，每个刚体具有点头，摇头，侧滚，沉浮和横移5个自由度，共有35个自由度，如图3所示。

图3 车辆模型Fig．3 Calculation model of vehicle

1．2．2 道岔模型

充分考虑道岔钢轨，转换结构，联结零件和道床板的动力学特点，分别进行理论建模。道岔心轨看作变截面梁，翼轨、基本轨看作弹性点支承等截面梁，考虑钢轨弯曲变形;转换结构考虑锁闭钩和锁闭框的实际结构特性，模型中计入锁闭钩的抗弯刚度和参振质量，并且将锁闭框的参振质量计入相应的翼轨中;联结零件看作可传递剪力和弯矩的梁单元;道床板视为弹性地基薄板，钢轨与锁闭钩，锁闭钩与锁闭杆及钢轨与道床板间均采用弹簧－阻尼系统连接。道岔模型如图4所示。

图4 道岔模型Fig．4 Model of switch

1．2．3 轮轨耦合接触模型

由于存在轮载过渡及轮缘槽结构，道岔区轮轨接触关系相对于区间线路车轮与单根钢轨的接触要复杂得多，可能发生单点接触，2点接触甚至3点接触。本文只考虑踏面与钢轨的单点接触，踏面和轮缘与钢轨的2点接触以及踏面和轮背与两钢轨的2点接触。通过轮轨接触实现车辆，道岔之间的空间耦合作用，根据Hertz非线性接触理论计算轮轨法向力，根据Kalker线性蠕滑理论计算蠕滑力，并用沈氏理论进行非线性修正［10］。以单点接触为例，轮轨耦合接触模型如图5所示。

图5 轮轨耦合接触模型Fig．5 Coupling model of wheel－ rail contact

将车辆模型和轨道模型通过轮轨接触耦合在一起，可以得到包含转换结构的车辆－轨道耦合动力学模型，其振动方程可以表述为

考虑道岔结构的复杂性，本文计算中只考虑辙叉区的结构不平顺，不考虑辙叉区的几何不平顺，以LMA磨耗型踏面为例，由岔区轮轨接触几何关系可以求得，辙叉部分竖向结构不平顺如图6所示，横向结构不平顺如图7所示。

1．3 主要计算参数

车辆采用CRH3动车组，轴重15 t，转向架固定轴距2．5 m，车辆长度25．8 m，直向过岔速度为350 km/h。道岔为60 kg/m 18号单开道岔，弹条Ⅱ型扣件，间距0．6 m，混凝土轨枕，无砟道床。可动心轨部分安装有两部转换锁闭设备，距心轨实际尖端的距离分别为0．1 m和3．6 m，锁闭钩材质采用45号钢调质，基本结构参数为:第1牵引点处锁闭钩长度为542 mm，高度为181 mm;第2牵引点处锁闭钩长度为887 mm，高度为86 mm;各部件的主要计算参数如表1所示。

图6 辙叉部分竖向结构不平顺Fig．6 Vertical structure irregularities in crossing part

图7 辙叉部分横向结构不平顺Fig．7 Horizontal structure irregularities in crossing part

表1 主要计算参数Table 1 Main calculation parameters

1．4 计算模型验证

运用本文计算模型分析计算CRH3动车组以速度350 km/h直逆向通过18号道岔时的动态响应，与铁道科学研究院在武广线的乌龙泉车站的18号无砟道岔动态测试试验结果进行对比［11］，如表2所示，其测试值为动车组以350 km/h速度等级直逆向过岔时各测点实测最大值的范围。由于本文计算未考虑随机不平顺，导致减载率相差较大，但其他值相当，可以认为本文的计算模型正确。

表2 理论计算与实测结果对比Table 2 Comparison between theoretical calculation and measured results

2 影响因素分析

锁闭钩在转换和锁闭过程中承受的力主要为锁闭杆拉力和心轨反弹力，其应力水平较低。在锁闭状态下，锁闭钩承受的力主要为列车通过时，由心轨横向受力变形产生的动态力，此时锁闭钩受力最为不利，可以看出:锁闭钩主要对心轨的横向起约束作用，且道岔的工作状态必然会影响锁闭钩的受力变形，故本文将主要研究心轨不足位移，顶铁离缝和扣件横向刚度等对锁闭钩横向受力变形的影响。

2．1 不足位移的影响

道岔牵引转换中，心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［12－13］。根据心轨可能存在不足位移情况，假定各牵引点处心轨不足位移相同，分别取0，0．5，1．0，1．5 和 2．0 mm 等工况。不同工况下各牵引点处锁闭钩横向受力和变形计算结果最大值如图8所示。

从图8可知:不足位移对心轨第1牵引点处锁闭钩的受力及变形影响较大，但对心轨第2牵引点处锁闭钩的受力及变形影响不明显。第1牵引点处，当心轨不足位移从0 mm增大至2 mm时，锁闭钩最大横向力由12．586 kN增至20．348 kN，增加幅度为61．7%;锁闭钩最大横向位移由0．33 mm增至0．53 mm，增加幅度为60．6%，且2者的变化规律几乎呈线性增加。第2牵引点处，当不足位移从0 mm增大2 mm时，锁闭钩承受横向力及横向位移最大值均只发生较小的波动，其中横向力最大值的波动幅度为3．29 kN，横向位移最大值波动幅度为0．055 mm。这是因为若道岔条件不良，心轨与翼轨不密贴，即出现不足位移现象，当列车通过时，横向力作用下将不足位移压回，使心轨与翼轨贴靠，为此锁闭钩将承受心轨被压产生的横向力，故第1牵引点处锁闭钩横向受力及变形主要由于心轨的横向变形产生的，且该力随着不足位移的增加而增大。

图8 不足位移对锁闭钩横向力和位移的影响Fig．8 Influence of scant displacement on lateral force and displacement of locking hook

从心轨不足位移对锁闭钩受力及变形的影响来看，第1牵引点处锁闭钩受力主要受心轨密贴状态的影响。过大的心轨不足位移会使心轨第1牵引点处锁闭钩受力状态恶化，故应严格控制心轨不足位移的出现。

2．2 顶铁离缝的影响

顶铁通常安装在翼轨轨腰上，以阻止心轨过大的横向位移。顶铁通过与心轨轨腰接触限制心轨横向位移，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，心轨转换到位后心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。心轨转换到位后，假定心轨轨腰与各个顶铁之间离缝值相同，分别取0，0．5，1．0，1．5 和 2．0 mm 等工况。不同工况下各牵引点处锁闭钩横向受力和变形计算结果最大值如图9所示。

图9 顶铁离缝对锁闭钩横向力和位移的影响Fig．9 Influence of block gap on lateral force and displacement of locking hook

从图9可知:顶铁离缝对心轨第1牵引点处锁闭钩的受力及变形影响不明显，但对心轨第2牵引点处锁闭钩的受力及变形影响较大。第1牵引点处，当顶铁离缝值从0 mm增大到2 mm时，锁闭钩承受横向力及横向位移最大值均只发生较小的波动，其中横向力最大值的波动幅度为2．214 kN，横向位移最大值波动幅度为0．04 mm。第2牵引点处，顶铁离缝值小于1 mm时，第2牵引点处锁闭钩的横向受力及变形随着顶铁离缝的增大而减小，顶铁离缝值从0 mm增大到1 mm时，锁闭钩最大横向力由52．566 kN降至40．637 kN，降低幅度为22．7%;锁闭钩最大横向位移由0．886 mm降至0.69 mm，降低幅度为22．1%。这是因为当列车通过时，横向力作用在2牵引点之间或第2牵引点之后的心轨上，心轨由于弹性反向变形导致第2牵引点处的锁闭钩受力。而顶铁离缝的出现在一定程度上能够减缓心轨的反向弯曲变形，从而使锁闭钩横向受力及变形减小。

从顶铁离缝对锁闭钩受力及变形的影响来看，第2牵引点处锁闭钩受力主要受顶铁离缝的影响，存在一定的顶铁离缝能够改善心轨锁闭钩的受力状态，但存在较大的顶铁离缝会产生道岔的状态不平顺，影响列车过岔的舒适性及安全性，故仍须控制顶铁离缝的出现。

2．3 扣件横向刚度的影响

扣件横向刚度是影响心轨横向受力和变形的最重要因素之一。扣件横向刚度的设置主要为了防止钢轨横移和外翻，保持其横向稳定性。为揭示扣件横向刚度对转换锁闭结构的影响，比较分析了10，30，50，80 和100 kN/mm 等5 种扣件横向刚度工况下锁闭钩的力学性能，锁闭钩的横向受力及变形最大值的计算结果如图10所示。

从图10可知:第1牵引点处锁闭钩横向受力及变形随着扣件横向刚度增大而略有增大，而第2牵引点处锁闭钩横向受力及变形随着扣件横向刚度增大而略有减小，可以认为扣件横向刚度对心轨锁闭钩的受力及变形几乎没有影响。这是由锁闭钩受力传递途径所决定的。锁闭钩的受力传递途径为:心轨→锁闭钩→锁闭铁→锁闭框→翼轨→心轨，为受力平衡系统，扣件刚度的变化只能影响整个系统的横向变形，而对系统内部的受力几乎没有影响。故扣件横向刚度对转换结构的受力状态影响较小，但为了防止道岔区轨距扩大或保证其横向稳定性，扣件横向刚度取值不宜过小［6］。

3 结论

(1)心轨第1牵引点锁闭钩的受力及变形情况主要受心轨密贴状态影响，其随着心轨不足位移的增大而增大，几乎呈线性增加规律。故从改善心轨第1牵引点处转换结构的受力状态的角度来看，现场应注意检查心轨的密贴状态，严格控制心轨不足位移的出现。

图10 扣件横向刚度对锁闭钩横向力和位移的影响Fig．10 Influence of fastener lateral stiffness on lateral force and displacement of locking hook

(2)心轨第2牵引点锁闭钩的受力及变形情况主要受顶铁支撑状态影响，但其影响范围有限，当离缝值小于1 mm时，锁闭钩的受力及变形随着顶铁离缝增大而减小，当离缝值大于1 mm时，锁闭钩的受力及变形几乎不发生变化，故存在一定的顶铁离缝有利于改善心轨转换结构的受力状态。

(3)由于转换结构，心轨和翼轨等构成受力平衡系统，扣件横向刚度取值对转换结构的受力及变形几乎没有影响，但为了防止道岔区轨距扩大或保证其横向稳定性，扣件横向刚度取值不宜过小。

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