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，劉婷林

(中鐵工程設計咨詢集團有限公司 軌道工程設計研究院，北京 100055)

道岔是鐵路的轉線設備，也是軌道的薄弱環節[1]，其服役狀態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，道岔養護維修占工務部門總工作量的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，根據轍跟構造可分為活接頭式結構與彈性可彎式結構。早期地鐵建設大多采用單機牽引的活接頭式道岔[3]，其結構簡單、轉換力小，但尖軌跟端需有活接頭軌縫作為轉換空間。后續地鐵建設大多采用雙機牽引的彈性可彎式結構[4]，尖軌跟端采用扣件固定，通過柔性段的彈性彎曲實現轉換，因此可消除接頭實現無縫化。2 種結構型式如圖1所示。經實際運營檢驗，彈性可彎式尖軌狀態保持較好，而活接頭式尖軌接頭處輪軌沖擊大，病害頻繁，為養護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 種結構型式尖軌長度、導曲線半徑、轉轍機數量各不相同，在盡量利用既有結構的前提下，如何將運營中的活接頭式結構合理改造為彈性可彎式成為過去10 年軌道技術的難題。目前關于地鐵9號道岔設計優化的研究多集中于彈性可彎式結構，全順喜等[7-8]建立了道岔尖軌線型設計計算方法，提出了9號道岔尖軌的合理平面線型；楊亮[9]結合高鐵經驗與地鐵行車特點，加厚尖軌提升耐磨性；李浩等[10-12]建立車輛-道岔耦合動力學模型，研究了列車過岔的動力響應。上述文獻為新制彈性可彎式尖軌的優化設計提供了理論支撐，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，改造后需采用單機牽引的彈性可彎式結構。部分學者也對活接頭式道岔無縫化進行了嘗試，GAO等[13]研究了道岔群的力學特性影響因素，李笑男[14]對比了2種轍跟型式的縱向力學差異，聚焦結構強度，但忽略了轉換特性的影響分析。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方案進行系統性研究。本文提出一種地鐵9號活接頭式道岔改造的技術方案，基于有限單元法與多體動力學理論，通過建立道岔空間有限元模型與車輛-道岔耦合動力學模型，研究新型道岔結構的靜、動力學特性，驗證結構的可行性與安全穩定性。

圖1 轍跟結構型式Fig.1 Structures of switch heel

1 設計方案與仿真模型

1.1 改造設計方案

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

為保證框架穩定性，設置3根拉連桿；尖軌跟端布置3組扣件，轍跟采用間隔鐵結構。轉轍器范圍滑床板匹配60AT2 尖軌設計，其釘孔距與既有岔枕一致；道岔進行無縫化設計，由于道岔尖軌磨耗發展較快，考慮更換部件的便利性，采用凍結接頭。新型一點牽引9 號道岔轉轍器布置圖如圖2。

圖2 轉轍器布置圖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?；拒壊捎每臻g梁單元模擬，按軌枕支承節點劃分單元；充分考慮尖軌的變截面屬性，依照同一拓撲關系劃分特征截面網格，通過特征截面的插值實現空間過渡，采用變截面梁單元模擬；軌枕及道床根據材料屬性采用實體單元模擬?？奂?、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，拉連桿采用預應力梁單元模擬組裝狀態下的尖軌相對位置[18]。道岔模型及其計算參數分別如圖3 與表1。道岔前后的線路阻力與普通區間線路一致，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-道岔耦合動力學模型

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

1.4 模型驗證

當軌溫變化25 ℃時，本文模型溫度力與文獻[21]中結果對比如圖4(a)，根據解析法得區間線路固定區溫度力為480.2 kN，與計算結果一致；輪軌力是反映過岔狀態的關鍵指標，采用文獻[9]計算參數時的仿真結果如圖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 道岔轉換特性分析

2.1 理論計算

尖軌牽引點動程152 mm，轉換時受自身彎曲抗力、滑床板摩擦力以及達位后的密貼反力作用?；才_摩擦因數取0.2，控制指標為轉換力不大于6 kN，不足位移不超過2 mm，最小輪緣槽距離不小于65 mm[22]。

當尖軌由定位轉換至反位時，轉換力、不足位移、輪緣槽寬度以及應力結果如圖5所示。

圖5 尖軌轉換計算結果Fig.5 Calculation result of switch conversion

由圖5 知，尖軌轉換可分為2 個階段，一是尖軌由斥離狀態轉換至密貼，轉換力主要由尖軌抗彎力與滑床臺摩擦力構成，此階段轉換力峰值為1.78 kN；二是尖軌轉換到位后，慣性力作用下密貼段與頂鐵提供支撐反力，轉換力驟增，峰值達到4.01 kN，滿足轉轍機牽引要求。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 處達到峰值1.20 mm，隨后逐漸減小，固定端處回復至0。密貼段最大位移為0.81 mm，尖端處位移為0，滿足規范要求。由于道岔采用原線型，導曲線半徑為180 m，斥離側輪緣槽寬度較大，最小為90.62 mm，處于距尖端3.4 m 處，遠大于規范中不小于65 mm 的要求，無輪背剮蹭尖軌非工作邊的風險。從尖軌等效應力云圖知，密貼側尖軌僅在拉連桿附近存在少許應力，而斥力側尖軌應力水平較高，在軌底長趾刨切末端達到等效應力峰值91.90 MPa，滿足材料強度要求。

當轉轍器轉換至定位時，各項指標變化規律與反位時一致。其中，最大轉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，鋼軌等效應力最大為92.42 MPa。

2.2 試驗驗證

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

表2 試鋪檢測部分結果Table 2 Partial test results

圖6 轉轍器試鋪Fig.6 Switch laying test

圖7 轉換力測試Fig.7 Conversion force test

由圖7 和表2 知，單機牽引下，實測尖軌轉換力時程曲線趨勢與仿真結果一致，存在明顯的“兩階段”，最大轉換力與計算結果相當；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合理，可準確體現尖軌的轉換特性。

因此，新型道岔結構轉換特性滿足規范要求，單機牽引結構設計可行。

3 道岔無縫化分析

3.1 溫度荷載

根據實測資料，國內地鐵隧道軌溫在0～40 ℃之間，參照北京地鐵相關實踐，地下線設計鎖定軌溫宜為(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

采用準靜態法進行制動荷載下道岔力學特性計算，制動系數偏安全按UIC標準取0.25。由于列車直側向過岔速度差距較大，經計算列車直向通過時荷載系數更大，以其為例，結果如圖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構的受力特性，計算結果如圖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特性主要體現溫度荷載下的特征，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進行整理，結果如表3 所示。將2 種荷載單獨作用時道岔位移受力結果進行簡單疊加與組合荷載下的結果并不一致，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，當縱向力達到阻力極限時，隨著鋼軌位移的增大其阻力不再增大，計算結果更加貼近工程實際。

表3 道岔無縫化檢算結果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力小于規范容許應力，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，均小于規范要求[23]。因此，道岔無縫化設計可行。

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 號轉轍器時，各項動力學指標對比如圖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，車輛進岔時，在車輪由基本軌向尖軌過渡處產生沖擊效應，各項動力學指標均在此產生首個波峰，隨后逐漸衰減至平穩狀態。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指標波動較小，安全儲備較高。由于未改變道岔線型，因此改造前后列車進岔狀態一致，然而，列車經過活接頭處時，會產生更為顯著的輪軌沖擊，導致各項指標產生二次波峰，其中部分指標大于尖軌處，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，改善了岔區輪軌關系[24]。列車直向過岔時，輪軌垂向力、橫向力、脫軌系數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，車體加速度與構架加速度分別降低了42%與65%。

4.2 側向過岔

列車以30 km/h 的速度分別側逆向通過改造前后的60 kg/m 鋼軌9 號轉轍器時，各項動力學指標對比如圖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，由于道岔不設超高，各項動力學指標波動較大，在尖軌與導曲線部分維持較高水平，駛出導曲線部分后逐漸衰減恢復。當列車經過活接頭處時，同樣產生顯著沖擊效應，各指標產生二次波峰。

由于側向過岔速度較低，消除活接頭對車輛側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峰值相比改造前分別降低了17%與19%。在車輛側向過岔全過程中，雖然其他指標峰值基本一致，但活接頭處各指標差異依舊明顯，輪軸橫向力、輪重減載率、車體加速度及構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良好，但實際運營中，活接頭處常出現錯牙、軌縫過大等病害，將導致道岔安全儲備進一步下降，嚴重時甚至引發安全隱患。因此，消除道岔活接頭結構對列車過岔具有顯著的積極意義。列車通過新型道岔結構時，各項動力學指標均滿足規范要求[25]，相比改造前，行車品質與安全性更好，安全儲備更高。

5 結論

1) 新型道岔尖軌轉換時，理論最大轉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，斥力側尖軌等效應力最大為92.4 MPa，位于軌底長趾刨切段末端。道岔試制試鋪驗證了轉換理論計算的準確性，各指標實測結果滿足單機牽引的要求，結構設計可行。

2) 新型道岔無縫化后，各工況下鋼軌軸向應力與螺栓剪切應力最大分別為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。各項指標均滿足規范要求，無縫化設計可行。

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構時，各項動力學指標均滿足規范要求，相比改造前，活接頭處輪軌垂向力峰值降低20 kN 以上，行車安全性與品質更好，安全儲備更高。