專利名稱：：基于縱橫垂向空間耦合模型的高速鐵路無縫道岔設(shè)計(jì)的制作方法
技術(shù)領(lǐng)域：
：本發(fā)明屬于鐵道工程應(yīng)用計(jì)算與設(shè)計(jì)
技術(shù)領(lǐng)域：
，特別涉及一種基于縱橫垂向空間耦合模型的高速鐵路無縫道岔設(shè)計(jì)。
背景技術(shù)：
：跨區(qū)間無縫線路是與高速重載鐵路相適應(yīng)的軌道結(jié)構(gòu)，是高速鐵路必須采用的關(guān)鍵技術(shù)。由于高速鐵路列車速度較高，對道岔的受力、變形以及幾何形位的要求均較普通無縫道岔更嚴(yán)格，因此需要更加完善的高速鐵路無縫道岔設(shè)計(jì)方法。當(dāng)軌溫變化幅度較大時(shí)，高速鐵路無縫道岔各項(xiàng)橫向變形量較大，可能超過限值。這將有可能影響到列車高速通過道岔時(shí)的行車安全性和旅客舒適性。因此對于高速鐵路無縫道岔而言，不僅需要進(jìn)行常規(guī)的檢算，還應(yīng)檢算尖軌跟端處鋼軌的橫向變形。近年來，國內(nèi)很多學(xué)者對無縫道岔的受力與變形的計(jì)算理論開展了一些研究工作。但是這些研究中的計(jì)算理論需要預(yù)先假定基本軌與導(dǎo)軌的相互作用關(guān)系，視導(dǎo)軌與基本軌平行，忽略轍叉角的影響；假設(shè)限位器子母塊貼靠時(shí)，兩者間由剛度相當(dāng)大的彈簧連接、并基本上完全限制兩者間的相對位移，這與實(shí)際情況不完全相符；而且雖然考慮了道岔的縱向受力與變形，但是忽略了道岔的橫向變形，不滿足高速鐵路對鋼軌橫向幾何形位的較高要求。新建高速鐵路無縫道岔的設(shè)計(jì)，要求一種建模思路清晰，操作簡便，能夠準(zhǔn)確反映高速鐵路無縫道岔空間力學(xué)特性的計(jì)算與設(shè)計(jì)方法。
發(fā)明內(nèi)容本發(fā)明的目的在于，提供一種基于縱橫垂向空間耦合模型的高速鐵路無縫道岔設(shè)計(jì)，其特征在于，該高速鐵路無縫道岔設(shè)計(jì)考慮了尖軌、心軌截面的實(shí)際變化、限位器安裝誤差、牽引點(diǎn)之間的位移耦合以及鋼軌的縱向位移對軌距的影響等因素。此外，還考慮了行車方向?qū)Φ啦砑廛?、心軌尖端位移的影響，和僅單側(cè)有扣件的基本軌前側(cè)部分實(shí)際情況；在高速鐵路無縫道岔溫度力與位移的傳遞過程中，考慮對傳力部件鋼軌、扣件、軌枕、限位器、間隔鐵和螺栓的影響，具體如下(1)鋼軌建模時(shí)，采用梁單元進(jìn)行模擬，鋼軌按實(shí)際截面屬性進(jìn)行建模，考慮鋼軌的截面積、慣性矩以及扭轉(zhuǎn)彎矩這些參數(shù)，鋼軌按照支承節(jié)點(diǎn)劃分有限長梁單元，全面考慮縱、橫、垂向線位移及轉(zhuǎn)角。在計(jì)算道岔尖軌橫向變形時(shí)，考慮尖軌的實(shí)際截面積和慣性矩的變化、牽引點(diǎn)之間的橫向位移耦合以及鋼軌縱向位移對尖軌橫向變形的影響，道岔尖軌與可動(dòng)心軌前端可自由伸縮，尖軌或可動(dòng)心軌尖端位移為其跟端位移與自由段伸縮位移之和；(2)道岔區(qū)的扣件采用非線性彈簧單元進(jìn)行模擬，可全面考慮扣件的縱、橫向阻力和垂向剛度，縱、橫向扣件彈簧作用于鋼軌支承節(jié)點(diǎn)上，可阻止鋼軌相對于軌道板或岔枕的縱、橫向位移，扣件縱、橫向阻力可按常量或變量形式輸入，扣件垂向剛度取扣件的支點(diǎn)剛度；(3)有砟軌道的軌枕采用梁單元進(jìn)行模擬，考慮軌枕的截面積、高度以及慣性矩等實(shí)際參數(shù)，軌枕按照較小間距的支承節(jié)點(diǎn)劃分單元，全面考慮縱、橫、垂向線位移及轉(zhuǎn)角。道床的縱橫向阻力采用非線性彈簧單元進(jìn)行模擬，阻力值取單位岔枕長度的阻力，可按常量或變量形式輸入；道床垂向剛度用垂向彈簧模擬，其值取道床支承剛度；(4)限位器結(jié)構(gòu)子母塊為非絕對剛性構(gòu)件，隨著相對位移的不同，其阻力也是非線性的，故尖軌跟端限位器結(jié)構(gòu)采用非線性彈簧單元進(jìn)行模擬，限位器阻力值采用相關(guān)試驗(yàn)取得的數(shù)據(jù)；在計(jì)算尖軌鋼軌橫向變形時(shí)，考慮限位器子母塊在軌溫變化時(shí)實(shí)際接觸位置的最不利影響；(5)翼軌末端以及轍岔跟端通過間隔鐵結(jié)構(gòu)固定，間隔鐵結(jié)構(gòu)采用非線性彈簧單元進(jìn)行模擬，間隔鐵阻力值采用相關(guān)試驗(yàn)取得的數(shù)據(jù)；(6)通過對道岔各個(gè)部件的模擬和組合，建立縱橫垂向空間耦合的高速鐵路無縫道岔整體計(jì)算模型?；谏鲜鲇?jì)算模型的設(shè)計(jì)方法的主要特點(diǎn)在于道岔結(jié)構(gòu)較為詳盡，可按實(shí)際情況考慮基本軌與導(dǎo)軌間的相互作用關(guān)系，各種阻力均可為非線性阻力，取值可與實(shí)測值一致；考慮了限位器、間隔鐵等部件的實(shí)際傳力作用，并可詳細(xì)得出每一組限位器、間隔鐵的受力；可計(jì)算不同尖軌跟端結(jié)構(gòu)型式及各種工況的無縫道岔的力學(xué)特性，并對道岔進(jìn)行結(jié)構(gòu)檢算，進(jìn)而得出滿足各項(xiàng)控制條件的可鋪設(shè)軌溫變化幅度范圍；可對采用不同尖軌跟端結(jié)構(gòu)型式的無縫道岔的尖軌鋼軌橫向變形進(jìn)行計(jì)算分析與比較；還可對限位器結(jié)構(gòu)的鋪設(shè)與養(yǎng)護(hù)維修、扣件阻力的合理選擇和翼軌末端間隔鐵的合理布置方法等提供指導(dǎo)意見。圖1為翼軌末端間隔鐵單元模型圖。圖2為縱橫垂向空間耦合的高速鐵路無縫道岔整體計(jì)算模型圖。圖3為ZK標(biāo)準(zhǔn)活載圖。圖4為升溫50°C時(shí)基本軌縱向溫度力圖。圖5為升溫5(TC時(shí)里軌縱向溫度力圖。圖6為升溫5(TC時(shí)基本軌縱向位移圖。圖7為升溫5(TC時(shí)里軌縱向位移圖。圖8為尖軌跟端限位器編號對應(yīng)位置圖。圖9為翼軌末端間隔鐵編號對應(yīng)位置圖。圖10為直尖軌與直基本軌軌距變化量圖。圖11為曲尖軌與直基本軌密貼變化量圖。圖12為直尖軌與直基本軌軌向變化量圖。圖13為直尖軌與直基本軌軌距變化量對比圖。圖14為曲尖軌與直基本軌密貼變化量對比圖。圖15為直尖軌與直基本軌軌向變化量對比圖。圖16為限位器前側(cè)間隙值在鎖定軌溫范圍內(nèi)的變化圖。圖17為限位器前側(cè)間隙值隨軌溫的變化圖。圖18為限位器前側(cè)間隙值隨軌溫的變化率圖。圖19為翼軌末端每側(cè)設(shè)置3組間隔鐵時(shí)的間隔鐵編號圖。圖20為翼軌末端每側(cè)設(shè)置4組間隔鐵時(shí)的間隔鐵編號圖。圖21為翼軌末端每側(cè)設(shè)置5組間隔鐵時(shí)的間隔鐵編號圖。具體實(shí)施例方式本發(fā)明提供一種基于縱橫垂向空間耦合模型的高速鐵路無縫道岔設(shè)計(jì)方法，該方法考慮了尖軌、心軌截面的實(shí)際變化、限位器安裝誤差、牽引點(diǎn)之間的位移耦合以及鋼軌的縱向位移對軌距的影響等因素。此外，還考慮了行車方向?qū)Φ啦砑廛墶⑿能壖舛宋灰频挠绊?，和僅單側(cè)有扣件的基本軌前側(cè)部分實(shí)際情況；在高速鐵路無縫道岔溫度力與位移的傳遞過程中，考慮對傳力部件鋼軌、扣件、軌枕、限位器、間隔鐵和螺栓的影響，具體如下(1)鋼軌建模時(shí)，采用梁單元進(jìn)行模擬。鋼軌按實(shí)際截面屬性進(jìn)行建模，考慮鋼軌的截面積、慣性矩以及扭轉(zhuǎn)彎矩這些參數(shù)，鋼軌按照支承節(jié)點(diǎn)劃分有限長梁單元，全面考慮縱、橫、垂向線位移及轉(zhuǎn)角。在計(jì)算道岔尖軌橫向變形時(shí)，考慮尖軌的實(shí)際截面積和慣性矩等的變化、牽引點(diǎn)之間的橫向位移耦合以及鋼軌縱向位移對尖軌橫向變形的影響。道岔尖軌與可動(dòng)心軌前端可自由伸縮，尖軌或可動(dòng)心軌尖端位移為其跟端位移與自由段伸縮位移之和。(2)道岔區(qū)的扣件采用非線性彈簧單元進(jìn)行模擬。可全面考慮扣件的縱、橫向阻力和垂向剛度?？v、橫向扣件彈簧作用于鋼軌支承節(jié)點(diǎn)上，可阻止鋼軌相對于軌道板或岔枕的縱、橫向位移，扣件縱、橫向阻力可按常量或變量形式輸入，扣件垂向剛度取扣件的支點(diǎn)剛度。(3)有砟軌道的軌枕選用梁單元進(jìn)行模擬，考慮軌枕的截面積、高度以及慣性矩等實(shí)際參數(shù)。軌枕按照較小間距的支承節(jié)點(diǎn)劃分單元，可全面考慮縱、橫、垂向線位移及轉(zhuǎn)角。道床的縱橫向阻力采用非線性彈簧單元進(jìn)行模擬，阻力值取單位岔枕長度的阻力，可按常量或變量形式輸入；道床垂向剛度用垂向彈簧模擬，其值取道床支承剛度。(4)限位器結(jié)構(gòu)子母塊為非絕對剛性構(gòu)件，隨著相對位移的不同，其阻力也是非線性的，故尖軌跟端限位器結(jié)構(gòu)采用非線性彈簧單元進(jìn)行模擬，限位器阻力值采用相關(guān)試驗(yàn)取得的數(shù)據(jù)。在計(jì)算尖軌鋼軌橫向變形時(shí)，考慮限位器子母塊在軌溫變化時(shí)實(shí)際接觸位置的最不利影響。。(5)翼軌末端以及轍岔跟端通過間隔鐵結(jié)構(gòu)固定，間隔鐵結(jié)構(gòu)采用非線性彈簧單元進(jìn)行模擬，間隔鐵阻力值采用相關(guān)試驗(yàn)取得的數(shù)據(jù)。翼軌末端每側(cè)設(shè)置4組間隔鐵時(shí)的模型局部如圖1所示，圖中僅顯示與間隔鐵相連接的鋼軌單元。(6)通過對道岔各個(gè)部件的模擬和組合，建立縱橫垂向空間耦合的高速鐵路無縫道岔整體計(jì)算模型如圖2所示。以下結(jié)合實(shí)施例和附圖對本發(fā)明的內(nèi)容作更進(jìn)一步的說明，但本發(fā)明的內(nèi)容不僅限于實(shí)施例中所涉及的內(nèi)容。實(shí)施例1:本實(shí)施例以尖軌跟端采用隔枕3組限位器結(jié)構(gòu)(限位值依次為7.0、6.5和6.0mm)5的高速鐵路客運(yùn)專線42號無砟軌道無縫道岔為例，以ZK標(biāo)準(zhǔn)活載(運(yùn)行速度按350km/h考慮)作為檢算條件，荷載圖示依據(jù)高速鐵路客運(yùn)專線相關(guān)規(guī)定選取，如圖3所示。鋼軌縱向溫度力主要計(jì)算結(jié)果見表1。表1:鋼軌縱向溫度力主要計(jì)算結(jié)果<table>tableseeoriginaldocumentpage6</column></row><table>由表1可知，基本軌最大附加溫度力和附加溫度力與基本溫度力的比值都隨著軌溫變化幅度的增大而增大。相對于不考慮限位器的安裝誤差，在考慮限位器安裝誤差的最不利情況下，基本軌最大附加溫度力和附加溫度力與基本溫度力的比值均有所增大。以升溫5(TC，不考慮限位器安裝誤差為例給出鋼軌縱向溫度力分布如圖4和圖5所示。其中，坐標(biāo)的O點(diǎn)對應(yīng)道岔尖軌尖端位置。表2:尖軌尖端縱向位移主要計(jì)算結(jié)果<table>tableseeoriginaldocumentpage6</column></row><table>表3:心軌尖端縱向位移主要計(jì)算結(jié)果<table>tableseeoriginaldocumentpage7</column></row><table>尖軌尖端和心軌尖端縱向位移的主要計(jì)算結(jié)果見表2和表3。其中"絕對位移"指尖軌或心軌在模型坐標(biāo)系(整體坐標(biāo)系)下的縱向位移值；"相對位移"指尖軌與基本軌的相對縱向位移值或心軌與翼軌的相對縱向位移值。由表2和表3可知，尖軌和心軌尖端縱向位移隨著軌溫變化幅度的增大而增大。考慮限位器安裝誤差后，尖軌尖端縱向位移增大。限位器安裝誤差對心軌尖端縱向位移的影響很小，因此可以不考慮限位器安裝誤差對心軌尖端縱向位移的影響。不考慮限位器安裝誤差為例給出鋼軌縱向位移分布如圖6和圖7所示。其中，坐標(biāo)的0點(diǎn)對應(yīng)道岔尖軌尖端位置。尖軌跟端限位器受力的主要計(jì)算結(jié)果見表4。限位器編號如圖8所示。表4:尖軌根端限位器受力主要計(jì)算結(jié)果<table>tableseeoriginaldocumentpage7</column></row><table>由表4可知，尖軌跟端限位器受力隨著軌溫變化幅度的增大而增大?？紤]限位器安裝誤差后，尖軌跟端限位器受力增大。經(jīng)計(jì)算可知，尖軌跟端限位器的安裝誤差對翼軌末端間隔鐵受力影響很小，因此不考慮限位器安裝誤差對翼軌末端間隔鐵受力的影響。翼軌末端間隔鐵受力的主要計(jì)算結(jié)果見表5。間隔鐵編號如圖9所示。由表5可知，翼軌末端間隔鐵受力隨軌溫變化幅度的增大而增大。表5:翼軌末端間隔鐵受力主要計(jì)算結(jié)果<table>tableseeoriginaldocumentpage8</column></row><table>通過對以上各項(xiàng)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行檢算可知，時(shí)速350公里60kg/m鋼軌客運(yùn)專線42號無砟軌道無縫道岔尖軌跟端采用隔枕3組限位器結(jié)構(gòu)(限位值依次為7.0、6.5和6.Omm，考慮限位器安裝誤差1.5mm)時(shí)升降溫5(TC時(shí)各項(xiàng)檢算均滿足控制條件；升溫55。C時(shí)強(qiáng)度檢算不滿足控制條件，降溫55t:時(shí)各項(xiàng)檢算均滿足控制條件；升降溫6(TC時(shí)強(qiáng)度檢算均不滿足控制條件。實(shí)施例2:當(dāng)軌溫變化時(shí)，由于尖軌跟端與基本軌通過傳力部件相互連接，尖軌跟端處鋼軌會(huì)產(chǎn)生一定的橫向變形。如果該橫向變形過大將導(dǎo)致密貼不足和軌距變化超過限值，影響行車安全性和旅客舒適性。本實(shí)施例以尖軌跟端采用隔枕3組限位器結(jié)構(gòu)(限位值依次為7.0、6.5和6.0mm)為例給出詳細(xì)的計(jì)算結(jié)果，分別計(jì)算了軌溫變化幅度為升溫5(TC、55t:和6(TC時(shí)的尖軌與基本軌軌距變化、密貼變化和軌向變化，并對不考慮和考慮限位器安裝誤差時(shí)的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了比較。不考慮限位器安裝誤差，軌溫變化幅度為升溫6(TC時(shí)，尖軌與基本軌軌距最大變化量為0.983mm，密貼最大變化量為0.042mm，軌向最大變化量為0.498mm。軌溫變化幅度為升溫5(TC、55t:和6(TC時(shí)的尖軌鋼軌各項(xiàng)橫向變形量分布如圖10至圖12所示。由圖10至圖12可知鋼軌各項(xiàng)橫向變形量均隨軌溫變化幅度增大而增大。直尖軌與直基本軌軌距變化量的最大值均位于第六牽引點(diǎn)與尖軌跟端限位器之間；曲尖軌與直基本軌密貼變化量的最大值均位于第四牽引點(diǎn)與第五牽引點(diǎn)之間；直尖軌與直基本軌軌向變化量的最大值均位于第六牽引點(diǎn)與尖軌跟端限位器之間。以軌溫變化幅度為升溫6(TC為例，比較不考慮和考慮限位器安裝誤差時(shí)尖軌跟端處的鋼軌橫向變形量。對比結(jié)果如圖13至圖15所示。各項(xiàng)橫向變形量最大值的對比見表6和表7。表6:軌溫變化6(TC時(shí)各項(xiàng)橫向變形量對比<table>tableseeoriginaldocumentpage9</column></row><table>表7:軌溫變化60°C時(shí)最大軌距和軌向時(shí)變率對比<table>tableseeoriginaldocumentpage9</column></row><table>由表6和表7可知，當(dāng)尖軌跟端隔枕設(shè)3組限位器(限位值分別為7.0、6.5和6.0mm)，考慮1.5mm的限位器安裝誤差后的尖軌跟端處鋼軌橫向變形量變化較大。最大軌距時(shí)變率和最大軌向時(shí)變率分別增加104.8%和111.1%。由此可見，限位器結(jié)構(gòu)的安裝誤差對尖軌跟端處鋼軌橫向變形的影響很大。因此，當(dāng)尖軌跟端傳力結(jié)構(gòu)采用限位器時(shí)，應(yīng)嚴(yán)格控制限位器的安裝誤差。實(shí)施例3:由于我國不同地區(qū)溫差范圍差距較大，因此應(yīng)該根據(jù)設(shè)置各種尖軌跟端結(jié)構(gòu)型式后道岔所允許的軌溫變化幅度范圍的不同，在不同地區(qū)選用不同的尖軌跟端結(jié)構(gòu)型式。本實(shí)施例通過對時(shí)速350公里60kg/m鋼軌客運(yùn)專線42號無砟軌道無縫道岔鋼軌強(qiáng)度、穩(wěn)定性、單根螺栓剪力、尖軌尖端位移、心軌尖端位移以及斷縫值的檢算，和對鋼軌尖軌橫向變形的計(jì)算與分析，確定出在本實(shí)施例的參數(shù)條件下、采用不同尖軌跟端結(jié)構(gòu)型式時(shí)，時(shí)速350公里60kg/m鋼軌客運(yùn)專線42號無砟軌道無縫道岔的允許軌溫變化幅度范圍見表8。以ZK標(biāo)準(zhǔn)活載(運(yùn)行速度按350km/h考慮)作為檢算條件確定可鋪設(shè)軌溫范圍，荷載圖示依據(jù)客運(yùn)專線相關(guān)規(guī)定選取，如圖3所示。表8:允許軌溫變化幅度范圍<table>tableseeoriginaldocumentpage9</column></row><table><table>tableseeoriginaldocumentpage10</column></row><table>由表8可知，在本實(shí)施例的參數(shù)條件下尖軌跟端采用隔枕3組間隔鐵結(jié)構(gòu)時(shí)，最大升溫幅度與最大降溫幅度之和最?。患廛壐瞬捎酶粽?組長大間隔鐵結(jié)構(gòu)或尖軌跟端不設(shè)傳力結(jié)構(gòu)時(shí)，最大升溫幅度與最大降溫幅度之和較小；尖軌跟端采用隔枕3組限位器結(jié)構(gòu)(限位值依次為7.0、6.5和6.0mm)和隔枕2組限位器結(jié)構(gòu)(限位值依次為7.0和6.5mm)時(shí)，最大升溫幅度與最大降溫幅度之和相同，大于尖軌跟端采用隔枕3組間隔鐵結(jié)構(gòu)、隔枕2組長大間隔鐵結(jié)構(gòu)和不設(shè)傳力結(jié)構(gòu)時(shí)的最大升溫幅度與最大降溫幅度之和；尖軌跟端采用隔枕3組限位器結(jié)構(gòu)(限位值依次為10.0、9.5和9.0mm)時(shí)，最大升溫幅度與最大降溫幅度之和較大；尖軌跟端采用隔枕2組限位器結(jié)構(gòu)(限位值依次為10.0和9.5mm)時(shí)，最大升溫幅度與最大降溫幅度之和最大。實(shí)施例4:限位器作為無縫道岔尖軌跟端傳力結(jié)構(gòu)，是影響無縫道岔受力與變形的重要因素之一。研究限位器結(jié)構(gòu)子母塊間隙值隨軌溫的變化規(guī)律對無縫道岔的鋪設(shè)和養(yǎng)護(hù)維修具有重要意義。本實(shí)施例以尖軌跟端采用隔枕3組限位器結(jié)構(gòu)(限位值依次為7.0、6.5和6.0mm)為例給出限位器子母塊間隙值的鋪設(shè)與養(yǎng)護(hù)方法。—般情況下，無縫道岔焊接時(shí)的鋼軌溫度可在鎖定軌溫士5t:范圍內(nèi)變化。當(dāng)焊接時(shí)的軌溫等于鎖定軌溫時(shí)，限位器子母塊應(yīng)嚴(yán)格居中。當(dāng)焊接時(shí)的軌溫不等于鎖定軌溫時(shí)，施工人員可依據(jù)焊接時(shí)的鋼軌溫度調(diào)整鋪設(shè)時(shí)限位器子母塊的間隙值。對于高速鐵路客運(yùn)專線42號無砟軌道無縫道岔，限位器前側(cè)間隙值在鎖定軌溫范圍內(nèi)的變化如圖16所示。圖中軌溫高于鎖定軌溫時(shí)為正，1#，2#，3#和4#，5#，6#為限位器編號(限位器編號如圖8所示，以下同)。在道岔日常養(yǎng)護(hù)維修中，可依據(jù)不同軌溫時(shí)的限位器間隙值檢查復(fù)核。對于未依照規(guī)定已鋪設(shè)的無縫道岔限位器結(jié)構(gòu)，若其子母塊間隙值非常不合理，已不利于無縫道岔結(jié)構(gòu)的受力與變形時(shí)，可在限位器子母塊未接觸的情況下，依據(jù)鋼軌溫度適當(dāng)調(diào)整限位器子母塊的間隙值。對于高速鐵路客運(yùn)專線42號無砟軌道無縫道岔，限位器前側(cè)間隙值隨軌溫的變化如圖17所示?？梢钥闯?，1#、2#、3#限位器和4#、5#、6#限位器子母塊間隙值隨軌溫變化規(guī)律基本相同。在本實(shí)施例的參數(shù)條件下當(dāng)軌溫變化3rC時(shí)，3#、6#限位器及2#、5#限位器子母塊接觸；在軌溫變化32t:時(shí)，1#限位器、4#限位器子母塊接觸。10限位器子母塊前側(cè)間隙值的單位溫度變化率(當(dāng)前攝氏度間隙值與前一攝氏度間隙值之差)如圖18所示。各限位器子母塊前側(cè)間隙值的單位溫度變化率基本相同。隨著鋼軌溫度的增加，限位器子母塊前側(cè)間隙值的單位溫度變化率由0.02(0.Ol)mm線性增加至O.42(0.40)mm。當(dāng)軌溫變化311:時(shí)，3#、6#及2#、5#限位器子母塊首先接觸。受此影響，1#、4#限位器子母塊前側(cè)間隙值的單位溫度變化率急劇減小至0.07mm0.14mm，并在軌溫變化32°C時(shí)接觸。實(shí)施例5:本實(shí)施例主要研究在高速鐵路客運(yùn)專線42號無砟軌道無縫道岔基本結(jié)構(gòu)不變的情況下，通過改變基本軌或里軌扣件縱向阻力實(shí)現(xiàn)減小鋼軌附加溫度力、尖軌尖端位移等主要計(jì)算結(jié)果和增大允許可鋪設(shè)軌溫范圍的可行性?？紤]以下四種扣件阻力變化型式(l)基本軌和里軌扣件阻力均采用標(biāo)準(zhǔn)阻力；(2)基本軌扣件阻力相對標(biāo)準(zhǔn)阻力增大20%，里軌扣件阻力采用標(biāo)準(zhǔn)阻力；(3)基本軌扣件阻力采用標(biāo)準(zhǔn)阻力，里軌扣件阻力相對標(biāo)準(zhǔn)阻力增大20%;(4)基本軌扣件阻力相對標(biāo)準(zhǔn)阻力增大20%，同時(shí)里軌扣件阻力相對標(biāo)準(zhǔn)阻力也增大20%。以尖軌跟端隔枕跨設(shè)置3組不等間隙限位器結(jié)構(gòu)(限位值依次為7.0、6.5和6.0mm)和尖軌跟端隔枕跨設(shè)置3組間隔鐵結(jié)構(gòu)為例進(jìn)行計(jì)算比較。軌溫變化幅度取60°C。各種扣件阻力型式下，采用上述2種尖軌跟端結(jié)構(gòu)型式的道岔的主要計(jì)算結(jié)果見表9禾口10。表9:尖軌跟端設(shè)置3組限位器結(jié)構(gòu)時(shí)各扣件阻力型式條件下道岔計(jì)算結(jié)果<table>tableseeoriginaldocumentpage11</column></row><table>由表9可知，尖軌跟端隔枕跨設(shè)置3組不等間隙限位器結(jié)構(gòu)(限位值依次為7.0、6.5和6.Omm)時(shí)，相對扣件阻力型式(1):扣件阻力型式(2)條件下，基本軌最大附加溫度力增大0.51%，尖軌尖端位移減小0.29%;扣件阻力型式(3)條件下，基本軌最大附加溫度力減小9.39%，尖軌尖端位移減小1.75%;扣件阻力型式(4)條件下，基本軌最大附加溫度力減小9.03%，尖軌尖端位移減小1.98%。表10:尖軌跟端設(shè)置3組間隔鐵結(jié)構(gòu)時(shí)各扣件阻力型式條件下道岔計(jì)算結(jié)果<table>tableseeoriginaldocumentpage12</column></row><table>由表10可知，尖軌跟端隔枕跨設(shè)置3組間隔鐵結(jié)構(gòu)時(shí)，相對扣件阻力型式(1):扣件阻力型式(2)條件下，基本軌最大附加溫度力增大2.41%，尖軌尖端位移減小0.96%;扣件阻力型式(3)條件下，基本軌最大附加溫度力減小4.38%，尖軌尖端位移減小0.95%;扣件阻力型式(4)條件下，基本軌最大附加溫度力減小1.69%，尖軌尖端位移減小1.71%。以ZK標(biāo)準(zhǔn)活載(運(yùn)行速度按350km/h考慮)作為檢算條件確定可鋪設(shè)軌溫范圍，荷載圖示依據(jù)客運(yùn)專線相關(guān)規(guī)定選取。各扣件阻力型式下，采用上述2種尖軌跟端結(jié)構(gòu)型式的道岔的可鋪設(shè)軌溫范圍見表11和表12。表11:尖軌跟端設(shè)置3組限位器結(jié)構(gòu)時(shí)各扣件阻力型式條件下道岔可鋪設(shè)軌溫范圍<table>tableseeoriginaldocumentpage12</column></row><table>由表11可知，尖軌跟端隔枕跨設(shè)置3組不等間隙限位器結(jié)構(gòu)(限位值為7.0、6.5和6.0mm)時(shí)，相對扣件阻力型式(1):扣件阻力型式(2)條件下，最大軌溫變化幅度不變或減小rc;扣件阻力型式(3)條件下，最大軌溫變化幅度不變或增大rc;扣件阻力型式(4)條件下，最大軌溫變化幅度不變或增大rc。表12:尖軌跟端設(shè)置3組間隔鐵結(jié)構(gòu)時(shí)各扣件阻力型式條件下道岔可鋪設(shè)軌溫范圍<table>tableseeoriginaldocumentpage13</column></row><table>由表12可知，尖軌跟端隔枕跨設(shè)置3組間隔鐵結(jié)構(gòu)時(shí)，相對扣件阻力型式(1):扣件阻力型式(2)條件下，最大軌溫變化幅度不變；扣件阻力型式(3)條件下，最大軌溫變化幅度增大rc;扣件阻力型式(4)條件下，最大軌溫變化幅度不變。綜上所述，扣件阻力型式(3)較優(yōu)，其尖軌和心軌尖端位移較小，基本軌最大附加溫度力、尖軌跟端和翼軌末端單個(gè)傳力部件受力最大值最小，最大升溫幅度和降溫幅度均最大。經(jīng)過比較分析可知，在本實(shí)施例所述參數(shù)條件下，在條件允許時(shí)，可適當(dāng)增大里軌扣件阻力，以利于控制無縫道岔的受力與變形。實(shí)施例6:本實(shí)施例以軌溫變化幅度為升溫6(TC時(shí)為例，計(jì)算尖軌跟端采用隔枕跨2組限位器結(jié)構(gòu)(限位值依次為7.0和6.5mm)和尖軌跟端采用隔枕跨2組長大間隔鐵結(jié)構(gòu)時(shí)的主要計(jì)算結(jié)果，翼軌末端分別按每側(cè)設(shè)置3組、4組和5組間隔鐵考慮，相應(yīng)的間隔鐵編號見圖19至圖21所示。上述計(jì)算條件下，翼軌末端設(shè)置不同數(shù)量間隔鐵時(shí)的道岔的主要計(jì)算結(jié)果見表13和表14。表13:尖軌跟端設(shè)置2組限位器結(jié)構(gòu)的道岔主要計(jì)算結(jié)果<table>tableseeoriginaldocumentpage13</column></row><table>表14:尖軌跟端設(shè)置2組長大間隔鐵結(jié)構(gòu)的道岔主要計(jì)算結(jié)果<table>tableseeoriginaldocumentpage14</column></row><table>由表13和表14可知，采用不同數(shù)量的翼軌末端間隔鐵，對于道岔的尖軌尖端位移、基本軌附加溫度力以及尖軌跟端單組傳力部件所受力的影響很小，可以不予考慮。這是由于高速鐵路客運(yùn)專線42號無砟軌道無縫道岔長度較長，翼軌末端間隔鐵位置距離尖軌尖端和跟端較遠(yuǎn)，而道岔的基本軌附加溫度力主要是由尖軌跟端傳力結(jié)構(gòu)傳遞給基本軌的，因此翼軌末端間隔鐵的數(shù)量對于上述結(jié)果影響不大。同樣可知，不同的尖軌跟端結(jié)構(gòu)型式對翼軌末端間隔鐵的受力和螺栓相對錯(cuò)動(dòng)量基本上沒有影響，對心軌尖端位移的影響也很小。當(dāng)翼軌末端間隔鐵的數(shù)量增加時(shí)，翼軌末端單組間隔鐵所受最大力有所降低。當(dāng)每側(cè)間隔鐵分別由3組增加至4組和由4組增加至5組時(shí)，翼軌末端單組間隔鐵所受最大力分別降低19.5%和14.6%。由此可見，增加翼軌末端每側(cè)間隔鐵的數(shù)目對其受力與變形都是有利的?？紤]到翼軌末端間隔鐵的布置空間有限，建議仍采用當(dāng)前方案，即翼軌末端每側(cè)布置4組間隔鐵。由本實(shí)施例中上述分析可知，尖軌跟端結(jié)構(gòu)型式對翼軌末端間隔鐵的受力基本上沒有影響。因此，軌溫變化幅度為升溫6(TC時(shí)，尖軌跟端采用隔枕跨2組限位器結(jié)構(gòu)(限位值依次為7.0和6.5mm)或隔枕跨2組長大間隔鐵結(jié)構(gòu)時(shí)不同間隔鐵數(shù)量的道岔的翼軌末端各組間隔鐵受力見表15。相應(yīng)的間隔鐵編號見圖19至圖21所示。表15:翼軌末端各組間隔鐵受力<table>tableseeoriginaldocumentpage15</column></row><table>由表15可知，隨著翼軌末端每側(cè)設(shè)置的間隔鐵數(shù)量的增加，翼軌末端單組間隔鐵受到的溫度力最大值變小。在道岔翼軌末端設(shè)置不同數(shù)量的間隔鐵的條件下，比較單側(cè)間隔鐵受力之和?？紤]到理論計(jì)算與實(shí)際受力的差異，計(jì)算結(jié)果乘以1.2的安全系數(shù)。由本實(shí)施例中上述分析可知，尖軌跟端結(jié)構(gòu)型式對翼軌末端間隔鐵的受力基本上沒有影響，因此尖軌跟端采用隔枕跨2組限位器結(jié)構(gòu)(限位值依次為7.0和6.5mm)或隔枕跨2組長大間隔鐵結(jié)構(gòu)時(shí)的單側(cè)翼軌末端間隔鐵受力之和相同，計(jì)算結(jié)果見表16。表16:單側(cè)翼軌末端間隔鐵受力之和比較<table>tableseeoriginaldocumentpage15</column></row><table>由表16可知當(dāng)尖軌跟端采用隔枕跨2組限位器結(jié)構(gòu)(限位值依次為7.0和6.5mm)或隔枕跨2組長大間隔鐵結(jié)構(gòu)時(shí)，翼軌末端傳力部件受力總和均可按不大于1150kN設(shè)計(jì)。對于目前已采用的方案，即翼軌末端采用每側(cè)4組間隔鐵的情況?？紤]到同側(cè)不同間隔鐵之間螺栓扭矩不同等因素(假定有一個(gè)間隔鐵未傳遞溫度力時(shí)，間隔鐵受力增大33%)，同側(cè)單個(gè)間隔鐵受力最大值還應(yīng)乘以1.33的不均勻系數(shù)。則兩側(cè)單組間隔鐵受力最大值分別為直側(cè)391.4kN、曲側(cè)391.2kN。由間隔鐵單根螺栓剪力的檢算條件r=(r—^V、[r卜264MPa得到3根M27高強(qiáng)螺栓的間隔鐵的最大受力限值為(三根螺栓、螺栓扭矩為1100Nm的單個(gè)間隔鐵的摩阻力取為108kN):<formula>formulaseeoriginaldocumentpage16</formula><formula>formulaseeoriginaldocumentpage16</formula>-561.5/W因此，翼軌末端間隔鐵栓受力滿足檢算要求，安全富余量約為30.3%。權(quán)利要求一種基于縱橫垂向空間耦合模型的高速鐵路無縫道岔設(shè)計(jì)，其特征在于，該高速鐵路無縫道岔設(shè)計(jì)考慮了尖軌、心軌截面的實(shí)際變化、限位器安裝誤差、牽引點(diǎn)之間的位移耦合以及鋼軌的縱向位移對軌距的影響等因素，此外，還考慮了行車方向?qū)Φ啦砑廛?、心軌尖端位移的影響，和僅單側(cè)有扣件的基本軌前側(cè)部分實(shí)際情況；在高速鐵路無縫道岔溫度力與位移的傳遞過程中，考慮對傳力部件鋼軌、扣件、軌枕、限位器、間隔鐵和螺栓的影響，具體如下(1)鋼軌建模時(shí)，采用梁單元進(jìn)行模擬，鋼軌按實(shí)際截面屬性進(jìn)行建模，考慮鋼軌的截面積、慣性矩以及扭轉(zhuǎn)彎矩這些參數(shù)，鋼軌按照支承節(jié)點(diǎn)劃分有限長梁單元，全面考慮縱、橫、垂向線位移及轉(zhuǎn)角。在計(jì)算道岔尖軌橫向變形時(shí)，考慮尖軌的實(shí)際截面積和慣性矩的變化、牽引點(diǎn)之間的橫向位移耦合以及鋼軌縱向位移對尖軌橫向變形的影響，道岔尖軌與可動(dòng)心軌前端可自由伸縮，尖軌或可動(dòng)心軌尖端位移為其跟端位移與自由段伸縮位移之和；(2)道岔區(qū)的扣件采用非線性彈簧單元進(jìn)行模擬，可全面考慮扣件的縱、橫向阻力和垂向剛度，縱、橫向扣件彈簧作用于鋼軌支承節(jié)點(diǎn)上，可阻止鋼軌相對于軌道板或岔枕的縱、橫向位移，扣件縱、橫向阻力可按常量或變量形式輸入，扣件垂向剛度取扣件的支點(diǎn)剛度；(3)有砟軌道的軌枕采用梁單元進(jìn)行模擬，考慮軌枕的截面積、高度以及慣性矩等實(shí)際參數(shù)，軌枕按照較小間距的支承節(jié)點(diǎn)劃分單元，全面考慮縱、橫、垂向線位移及轉(zhuǎn)角。道床的縱橫向阻力采用非線性彈簧單元進(jìn)行模擬，阻力值取單位岔枕長度的阻力，可按常量或變量形式輸入；道床垂向剛度用垂向彈簧模擬，其值取道床支承剛度；(4)限位器結(jié)構(gòu)子母塊為非絕對剛性構(gòu)件，隨著相對位移的不同，其阻力也是非線性的，故尖軌跟端限位器結(jié)構(gòu)采用非線性彈簧單元進(jìn)行模擬，限位器阻力值采用相關(guān)試驗(yàn)取得的數(shù)據(jù)；在計(jì)算尖軌鋼軌橫向變形時(shí)，考慮限位器子母塊在軌溫變化時(shí)實(shí)際接觸位置的最不利影響；(5)翼軌末端以及轍岔跟端通過間隔鐵結(jié)構(gòu)固定，間隔鐵結(jié)構(gòu)采用非線性彈簧單元進(jìn)行模擬，間隔鐵阻力值采用相關(guān)試驗(yàn)取得的數(shù)據(jù)；(6)通過對道岔各個(gè)部件的模擬和組合，建立縱橫垂向空間耦合的高速鐵路無縫道岔整體計(jì)算模型。全文摘要本發(fā)明公開了屬于鐵道工程設(shè)計(jì)
技術(shù)領(lǐng)域：
的一種基于縱橫垂向空間耦合模型的高速鐵路無縫道岔設(shè)計(jì)方法。本發(fā)明對高速鐵路無縫道岔的實(shí)際鋪設(shè)情況考慮的較為詳盡，可按實(shí)際情況考慮基本軌與導(dǎo)軌間的相互作用關(guān)系，各種阻力均可為非線性阻力，取值可與實(shí)測值一致；并對道岔進(jìn)行結(jié)構(gòu)檢算，進(jìn)而得出滿足各項(xiàng)控制條件的可鋪設(shè)軌溫變化幅度范圍；可對采用不同尖軌跟端結(jié)構(gòu)型式的無縫道岔的尖軌鋼軌橫向變形進(jìn)行計(jì)算分析與比較；還可對限位器結(jié)構(gòu)的鋪設(shè)與養(yǎng)護(hù)維修、扣件阻力的合理選擇和翼軌末端間隔鐵的合理布置方法等提供指導(dǎo)意見。本發(fā)明適用于高速鐵路無縫道岔的設(shè)計(jì)與檢算，可以為高速鐵路無縫道岔的設(shè)計(jì)與養(yǎng)護(hù)維修提供服務(wù)。文檔編號G06F17/50GK101714183SQ20091023684公開日2010年5月26日申請日期2009年11月2日優(yōu)先權(quán)日2009年11月2日發(fā)明者喬神路,劉衍峰,孫大新,曲村,陶凱,高亮申請人:北京交通大學(xué)