专利名称：：基于纵横垂向空间耦合模型的高速铁路无缝道岔设计的制作方法
技术领域：
：本发明属于铁道工程应用计算与设计
技术领域：
，特别涉及一种基于纵横垂向空间耦合模型的高速铁路无缝道岔设计。
背景技术：
：跨区间无缝线路是与高速重载铁路相适应的轨道结构，是高速铁路必须采用的关键技术。由于高速铁路列车速度较高，对道岔的受力、变形以及几何形位的要求均较普通无缝道岔更严格，因此需要更加完善的高速铁路无缝道岔设计方法。当轨温变化幅度较大时，高速铁路无缝道岔各项横向变形量较大，可能超过限值。这将有可能影响到列车高速通过道岔时的行车安全性和旅客舒适性。因此对于高速铁路无缝道岔而言，不仅需要进行常规的检算，还应检算尖轨跟端处钢轨的横向变形。近年来，国内很多学者对无缝道岔的受力与变形的计算理论开展了一些研究工作。但是这些研究中的计算理论需要预先假定基本轨与导轨的相互作用关系，视导轨与基本轨平行，忽略辙叉角的影响；假设限位器子母块贴靠时，两者间由刚度相当大的弹簧连接、并基本上完全限制两者间的相对位移，这与实际情况不完全相符；而且虽然考虑了道岔的纵向受力与变形，但是忽略了道岔的横向变形，不满足高速铁路对钢轨横向几何形位的较高要求。新建高速铁路无缝道岔的设计，要求一种建模思路清晰，操作简便，能够准确反映高速铁路无缝道岔空间力学特性的计算与设计方法。
发明内容本发明的目的在于，提供一种基于纵横垂向空间耦合模型的高速铁路无缝道岔设计，其特征在于，该高速铁路无缝道岔设计考虑了尖轨、心轨截面的实际变化、限位器安装误差、牵引点之间的位移耦合以及钢轨的纵向位移对轨距的影响等因素。此外，还考虑了行车方向对道岔尖轨、心轨尖端位移的影响，和仅单侧有扣件的基本轨前侧部分实际情况；在高速铁路无缝道岔温度力与位移的传递过程中，考虑对传力部件钢轨、扣件、轨枕、限位器、间隔铁和螺栓的影响，具体如下(1)钢轨建模时，采用梁单元进行模拟，钢轨按实际截面属性进行建模，考虑钢轨的截面积、惯性矩以及扭转弯矩这些参数，钢轨按照支承节点划分有限长梁单元，全面考虑纵、横、垂向线位移及转角。在计算道岔尖轨横向变形时，考虑尖轨的实际截面积和惯性矩的变化、牵引点之间的横向位移耦合以及钢轨纵向位移对尖轨横向变形的影响，道岔尖轨与可动心轨前端可自由伸縮，尖轨或可动心轨尖端位移为其跟端位移与自由段伸縮位移之和；(2)道岔区的扣件采用非线性弹簧单元进行模拟，可全面考虑扣件的纵、横向阻力和垂向刚度，纵、横向扣件弹簧作用于钢轨支承节点上，可阻止钢轨相对于轨道板或岔枕的纵、横向位移，扣件纵、横向阻力可按常量或变量形式输入，扣件垂向刚度取扣件的支点刚度；(3)有砟轨道的轨枕采用梁单元进行模拟，考虑轨枕的截面积、高度以及惯性矩等实际参数，轨枕按照较小间距的支承节点划分单元，全面考虑纵、横、垂向线位移及转角。道床的纵横向阻力采用非线性弹簧单元进行模拟，阻力值取单位岔枕长度的阻力，可按常量或变量形式输入；道床垂向刚度用垂向弹簧模拟，其值取道床支承刚度；(4)限位器结构子母块为非绝对刚性构件，随着相对位移的不同，其阻力也是非线性的，故尖轨跟端限位器结构采用非线性弹簧单元进行模拟，限位器阻力值采用相关试验取得的数据；在计算尖轨钢轨横向变形时，考虑限位器子母块在轨温变化时实际接触位置的最不利影响；(5)翼轨末端以及辙岔跟端通过间隔铁结构固定，间隔铁结构采用非线性弹簧单元进行模拟，间隔铁阻力值采用相关试验取得的数据；(6)通过对道岔各个部件的模拟和组合，建立纵横垂向空间耦合的高速铁路无缝道岔整体计算模型。基于上述计算模型的设计方法的主要特点在于道岔结构较为详尽，可按实际情况考虑基本轨与导轨间的相互作用关系，各种阻力均可为非线性阻力，取值可与实测值一致；考虑了限位器、间隔铁等部件的实际传力作用，并可详细得出每一组限位器、间隔铁的受力；可计算不同尖轨跟端结构型式及各种工况的无缝道岔的力学特性，并对道岔进行结构检算，进而得出满足各项控制条件的可铺设轨温变化幅度范围；可对采用不同尖轨跟端结构型式的无缝道岔的尖轨钢轨横向变形进行计算分析与比较；还可对限位器结构的铺设与养护维修、扣件阻力的合理选择和翼轨末端间隔铁的合理布置方法等提供指导意见。图1为翼轨末端间隔铁单元模型图。图2为纵横垂向空间耦合的高速铁路无缝道岔整体计算模型图。图3为ZK标准活载图。图4为升温50°C时基本轨纵向温度力图。图5为升温5(TC时里轨纵向温度力图。图6为升温5(TC时基本轨纵向位移图。图7为升温5(TC时里轨纵向位移图。图8为尖轨跟端限位器编号对应位置图。图9为翼轨末端间隔铁编号对应位置图。图10为直尖轨与直基本轨轨距变化量图。图11为曲尖轨与直基本轨密贴变化量图。图12为直尖轨与直基本轨轨向变化量图。图13为直尖轨与直基本轨轨距变化量对比图。图14为曲尖轨与直基本轨密贴变化量对比图。图15为直尖轨与直基本轨轨向变化量对比图。图16为限位器前侧间隙值在锁定轨温范围内的变化图。图17为限位器前侧间隙值随轨温的变化图。图18为限位器前侧间隙值随轨温的变化率图。图19为翼轨末端每侧设置3组间隔铁时的间隔铁编号图。图20为翼轨末端每侧设置4组间隔铁时的间隔铁编号图。图21为翼轨末端每侧设置5组间隔铁时的间隔铁编号图。具体实施例方式本发明提供一种基于纵横垂向空间耦合模型的高速铁路无缝道岔设计方法，该方法考虑了尖轨、心轨截面的实际变化、限位器安装误差、牵引点之间的位移耦合以及钢轨的纵向位移对轨距的影响等因素。此外，还考虑了行车方向对道岔尖轨、心轨尖端位移的影响，和仅单侧有扣件的基本轨前侧部分实际情况；在高速铁路无缝道岔温度力与位移的传递过程中，考虑对传力部件钢轨、扣件、轨枕、限位器、间隔铁和螺栓的影响，具体如下(1)钢轨建模时，采用梁单元进行模拟。钢轨按实际截面属性进行建模，考虑钢轨的截面积、惯性矩以及扭转弯矩这些参数，钢轨按照支承节点划分有限长梁单元，全面考虑纵、横、垂向线位移及转角。在计算道岔尖轨横向变形时，考虑尖轨的实际截面积和惯性矩等的变化、牵引点之间的横向位移耦合以及钢轨纵向位移对尖轨横向变形的影响。道岔尖轨与可动心轨前端可自由伸縮，尖轨或可动心轨尖端位移为其跟端位移与自由段伸縮位移之和。(2)道岔区的扣件采用非线性弹簧单元进行模拟。可全面考虑扣件的纵、横向阻力和垂向刚度。纵、横向扣件弹簧作用于钢轨支承节点上，可阻止钢轨相对于轨道板或岔枕的纵、横向位移，扣件纵、横向阻力可按常量或变量形式输入，扣件垂向刚度取扣件的支点刚度。(3)有砟轨道的轨枕选用梁单元进行模拟，考虑轨枕的截面积、高度以及惯性矩等实际参数。轨枕按照较小间距的支承节点划分单元，可全面考虑纵、横、垂向线位移及转角。道床的纵横向阻力采用非线性弹簧单元进行模拟，阻力值取单位岔枕长度的阻力，可按常量或变量形式输入；道床垂向刚度用垂向弹簧模拟，其值取道床支承刚度。(4)限位器结构子母块为非绝对刚性构件，随着相对位移的不同，其阻力也是非线性的，故尖轨跟端限位器结构采用非线性弹簧单元进行模拟，限位器阻力值采用相关试验取得的数据。在计算尖轨钢轨横向变形时，考虑限位器子母块在轨温变化时实际接触位置的最不利影响。。(5)翼轨末端以及辙岔跟端通过间隔铁结构固定，间隔铁结构采用非线性弹簧单元进行模拟，间隔铁阻力值采用相关试验取得的数据。翼轨末端每侧设置4组间隔铁时的模型局部如图1所示，图中仅显示与间隔铁相连接的钢轨单元。(6)通过对道岔各个部件的模拟和组合，建立纵横垂向空间耦合的高速铁路无缝道岔整体计算模型如图2所示。以下结合实施例和附图对本发明的内容作更进一步的说明，但本发明的内容不仅限于实施例中所涉及的内容。实施例1:本实施例以尖轨跟端采用隔枕3组限位器结构(限位值依次为7.0、6.5和6.0mm)5的高速铁路客运专线42号无砟轨道无缝道岔为例，以ZK标准活载(运行速度按350km/h考虑)作为检算条件，荷载图示依据高速铁路客运专线相关规定选取，如图3所示。钢轨纵向温度力主要计算结果见表1。表1:钢轨纵向温度力主要计算结果<table>tableseeoriginaldocumentpage6</column></row><table>由表1可知，基本轨最大附加温度力和附加温度力与基本温度力的比值都随着轨温变化幅度的增大而增大。相对于不考虑限位器的安装误差，在考虑限位器安装误差的最不利情况下，基本轨最大附加温度力和附加温度力与基本温度力的比值均有所增大。以升温5(TC，不考虑限位器安装误差为例给出钢轨纵向温度力分布如图4和图5所示。其中，坐标的O点对应道岔尖轨尖端位置。表2:尖轨尖端纵向位移主要计算结果<table>tableseeoriginaldocumentpage6</column></row><table>表3:心轨尖端纵向位移主要计算结果<table>tableseeoriginaldocumentpage7</column></row><table>尖轨尖端和心轨尖端纵向位移的主要计算结果见表2和表3。其中"绝对位移"指尖轨或心轨在模型坐标系(整体坐标系)下的纵向位移值；"相对位移"指尖轨与基本轨的相对纵向位移值或心轨与翼轨的相对纵向位移值。由表2和表3可知，尖轨和心轨尖端纵向位移随着轨温变化幅度的增大而增大。考虑限位器安装误差后，尖轨尖端纵向位移增大。限位器安装误差对心轨尖端纵向位移的影响很小，因此可以不考虑限位器安装误差对心轨尖端纵向位移的影响。不考虑限位器安装误差为例给出钢轨纵向位移分布如图6和图7所示。其中，坐标的0点对应道岔尖轨尖端位置。尖轨跟端限位器受力的主要计算结果见表4。限位器编号如图8所示。表4:尖轨根端限位器受力主要计算结果<table>tableseeoriginaldocumentpage7</column></row><table>由表4可知，尖轨跟端限位器受力随着轨温变化幅度的增大而增大。考虑限位器安装误差后，尖轨跟端限位器受力增大。经计算可知，尖轨跟端限位器的安装误差对翼轨末端间隔铁受力影响很小，因此不考虑限位器安装误差对翼轨末端间隔铁受力的影响。翼轨末端间隔铁受力的主要计算结果见表5。间隔铁编号如图9所示。由表5可知，翼轨末端间隔铁受力随轨温变化幅度的增大而增大。表5:翼轨末端间隔铁受力主要计算结果<table>tableseeoriginaldocumentpage8</column></row><table>通过对以上各项计算结果进行检算可知，时速350公里60kg/m钢轨客运专线42号无砟轨道无缝道岔尖轨跟端采用隔枕3组限位器结构(限位值依次为7.0、6.5和6.Omm，考虑限位器安装误差1.5mm)时升降温5(TC时各项检算均满足控制条件；升温55。C时强度检算不满足控制条件，降温55t:时各项检算均满足控制条件；升降温6(TC时强度检算均不满足控制条件。实施例2:当轨温变化时，由于尖轨跟端与基本轨通过传力部件相互连接，尖轨跟端处钢轨会产生一定的横向变形。如果该横向变形过大将导致密贴不足和轨距变化超过限值，影响行车安全性和旅客舒适性。本实施例以尖轨跟端采用隔枕3组限位器结构(限位值依次为7.0、6.5和6.0mm)为例给出详细的计算结果，分别计算了轨温变化幅度为升温5(TC、55t:和6(TC时的尖轨与基本轨轨距变化、密贴变化和轨向变化，并对不考虑和考虑限位器安装误差时的计算结果进行了比较。不考虑限位器安装误差，轨温变化幅度为升温6(TC时，尖轨与基本轨轨距最大变化量为0.983mm，密贴最大变化量为0.042mm，轨向最大变化量为0.498mm。轨温变化幅度为升温5(TC、55t:和6(TC时的尖轨钢轨各项横向变形量分布如图10至图12所示。由图10至图12可知钢轨各项横向变形量均随轨温变化幅度增大而增大。直尖轨与直基本轨轨距变化量的最大值均位于第六牵引点与尖轨跟端限位器之间；曲尖轨与直基本轨密贴变化量的最大值均位于第四牵引点与第五牵引点之间；直尖轨与直基本轨轨向变化量的最大值均位于第六牵引点与尖轨跟端限位器之间。以轨温变化幅度为升温6(TC为例，比较不考虑和考虑限位器安装误差时尖轨跟端处的钢轨横向变形量。对比结果如图13至图15所示。各项横向变形量最大值的对比见表6和表7。表6:轨温变化6(TC时各项横向变形量对比<table>tableseeoriginaldocumentpage9</column></row><table>表7:轨温变化60°C时最大轨距和轨向时变率对比<table>tableseeoriginaldocumentpage9</column></row><table>由表6和表7可知，当尖轨跟端隔枕设3组限位器(限位值分别为7.0、6.5和6.0mm)，考虑1.5mm的限位器安装误差后的尖轨跟端处钢轨横向变形量变化较大。最大轨距时变率和最大轨向时变率分别增加104.8%和111.1%。由此可见，限位器结构的安装误差对尖轨跟端处钢轨横向变形的影响很大。因此，当尖轨跟端传力结构采用限位器时，应严格控制限位器的安装误差。实施例3:由于我国不同地区温差范围差距较大，因此应该根据设置各种尖轨跟端结构型式后道岔所允许的轨温变化幅度范围的不同，在不同地区选用不同的尖轨跟端结构型式。本实施例通过对时速350公里60kg/m钢轨客运专线42号无砟轨道无缝道岔钢轨强度、稳定性、单根螺栓剪力、尖轨尖端位移、心轨尖端位移以及断缝值的检算，和对钢轨尖轨横向变形的计算与分析，确定出在本实施例的参数条件下、采用不同尖轨跟端结构型式时，时速350公里60kg/m钢轨客运专线42号无砟轨道无缝道岔的允许轨温变化幅度范围见表8。以ZK标准活载(运行速度按350km/h考虑)作为检算条件确定可铺设轨温范围，荷载图示依据客运专线相关规定选取，如图3所示。表8:允许轨温变化幅度范围<table>tableseeoriginaldocumentpage9</column></row><table><table>tableseeoriginaldocumentpage10</column></row><table>由表8可知，在本实施例的参数条件下尖轨跟端采用隔枕3组间隔铁结构时，最大升温幅度与最大降温幅度之和最小；尖轨跟端采用隔枕2组长大间隔铁结构或尖轨跟端不设传力结构时，最大升温幅度与最大降温幅度之和较小；尖轨跟端采用隔枕3组限位器结构(限位值依次为7.0、6.5和6.0mm)和隔枕2组限位器结构(限位值依次为7.0和6.5mm)时，最大升温幅度与最大降温幅度之和相同，大于尖轨跟端采用隔枕3组间隔铁结构、隔枕2组长大间隔铁结构和不设传力结构时的最大升温幅度与最大降温幅度之和；尖轨跟端采用隔枕3组限位器结构(限位值依次为10.0、9.5和9.0mm)时，最大升温幅度与最大降温幅度之和较大；尖轨跟端采用隔枕2组限位器结构(限位值依次为10.0和9.5mm)时，最大升温幅度与最大降温幅度之和最大。实施例4:限位器作为无缝道岔尖轨跟端传力结构，是影响无缝道岔受力与变形的重要因素之一。研究限位器结构子母块间隙值随轨温的变化规律对无缝道岔的铺设和养护维修具有重要意义。本实施例以尖轨跟端采用隔枕3组限位器结构(限位值依次为7.0、6.5和6.0mm)为例给出限位器子母块间隙值的铺设与养护方法。—般情况下，无缝道岔焊接时的钢轨温度可在锁定轨温士5t:范围内变化。当焊接时的轨温等于锁定轨温时，限位器子母块应严格居中。当焊接时的轨温不等于锁定轨温时，施工人员可依据焊接时的钢轨温度调整铺设时限位器子母块的间隙值。对于高速铁路客运专线42号无砟轨道无缝道岔，限位器前侧间隙值在锁定轨温范围内的变化如图16所示。图中轨温高于锁定轨温时为正，1#，2#，3#和4#，5#，6#为限位器编号(限位器编号如图8所示，以下同)。在道岔日常养护维修中，可依据不同轨温时的限位器间隙值检查复核。对于未依照规定已铺设的无缝道岔限位器结构，若其子母块间隙值非常不合理，已不利于无缝道岔结构的受力与变形时，可在限位器子母块未接触的情况下，依据钢轨温度适当调整限位器子母块的间隙值。对于高速铁路客运专线42号无砟轨道无缝道岔，限位器前侧间隙值随轨温的变化如图17所示。可以看出，1#、2#、3#限位器和4#、5#、6#限位器子母块间隙值随轨温变化规律基本相同。在本实施例的参数条件下当轨温变化3rC时，3#、6#限位器及2#、5#限位器子母块接触；在轨温变化32t:时，1#限位器、4#限位器子母块接触。10限位器子母块前侧间隙值的单位温度变化率(当前摄氏度间隙值与前一摄氏度间隙值之差)如图18所示。各限位器子母块前侧间隙值的单位温度变化率基本相同。随着钢轨温度的增加，限位器子母块前侧间隙值的单位温度变化率由0.02(0.Ol)mm线性增加至O.42(0.40)mm。当轨温变化311:时，3#、6#及2#、5#限位器子母块首先接触。受此影响，1#、4#限位器子母块前侧间隙值的单位温度变化率急剧减小至0.07mm0.14mm，并在轨温变化32°C时接触。实施例5:本实施例主要研究在高速铁路客运专线42号无砟轨道无缝道岔基本结构不变的情况下，通过改变基本轨或里轨扣件纵向阻力实现减小钢轨附加温度力、尖轨尖端位移等主要计算结果和增大允许可铺设轨温范围的可行性。考虑以下四种扣件阻力变化型式(l)基本轨和里轨扣件阻力均采用标准阻力；(2)基本轨扣件阻力相对标准阻力增大20%，里轨扣件阻力采用标准阻力；(3)基本轨扣件阻力采用标准阻力，里轨扣件阻力相对标准阻力增大20%;(4)基本轨扣件阻力相对标准阻力增大20%，同时里轨扣件阻力相对标准阻力也增大20%。以尖轨跟端隔枕跨设置3组不等间隙限位器结构(限位值依次为7.0、6.5和6.0mm)和尖轨跟端隔枕跨设置3组间隔铁结构为例进行计算比较。轨温变化幅度取60°C。各种扣件阻力型式下，采用上述2种尖轨跟端结构型式的道岔的主要计算结果见表9禾口10。表9:尖轨跟端设置3组限位器结构时各扣件阻力型式条件下道岔计算结果<table>tableseeoriginaldocumentpage11</column></row><table>由表9可知，尖轨跟端隔枕跨设置3组不等间隙限位器结构(限位值依次为7.0、6.5和6.Omm)时，相对扣件阻力型式(1):扣件阻力型式(2)条件下，基本轨最大附加温度力增大0.51%，尖轨尖端位移减小0.29%;扣件阻力型式(3)条件下，基本轨最大附加温度力减小9.39%，尖轨尖端位移减小1.75%;扣件阻力型式(4)条件下，基本轨最大附加温度力减小9.03%，尖轨尖端位移减小1.98%。表10:尖轨跟端设置3组间隔铁结构时各扣件阻力型式条件下道岔计算结果<table>tableseeoriginaldocumentpage12</column></row><table>由表10可知，尖轨跟端隔枕跨设置3组间隔铁结构时，相对扣件阻力型式(1):扣件阻力型式(2)条件下，基本轨最大附加温度力增大2.41%，尖轨尖端位移减小0.96%;扣件阻力型式(3)条件下，基本轨最大附加温度力减小4.38%，尖轨尖端位移减小0.95%;扣件阻力型式(4)条件下，基本轨最大附加温度力减小1.69%，尖轨尖端位移减小1.71%。以ZK标准活载(运行速度按350km/h考虑)作为检算条件确定可铺设轨温范围，荷载图示依据客运专线相关规定选取。各扣件阻力型式下，采用上述2种尖轨跟端结构型式的道岔的可铺设轨温范围见表11和表12。表11:尖轨跟端设置3组限位器结构时各扣件阻力型式条件下道岔可铺设轨温范围<table>tableseeoriginaldocumentpage12</column></row><table>由表11可知，尖轨跟端隔枕跨设置3组不等间隙限位器结构(限位值为7.0、6.5和6.0mm)时，相对扣件阻力型式(1):扣件阻力型式(2)条件下，最大轨温变化幅度不变或减小rc;扣件阻力型式(3)条件下，最大轨温变化幅度不变或增大rc;扣件阻力型式(4)条件下，最大轨温变化幅度不变或增大rc。表12:尖轨跟端设置3组间隔铁结构时各扣件阻力型式条件下道岔可铺设轨温范围<table>tableseeoriginaldocumentpage13</column></row><table>由表12可知，尖轨跟端隔枕跨设置3组间隔铁结构时，相对扣件阻力型式(1):扣件阻力型式(2)条件下，最大轨温变化幅度不变；扣件阻力型式(3)条件下，最大轨温变化幅度增大rc;扣件阻力型式(4)条件下，最大轨温变化幅度不变。综上所述，扣件阻力型式(3)较优，其尖轨和心轨尖端位移较小，基本轨最大附加温度力、尖轨跟端和翼轨末端单个传力部件受力最大值最小，最大升温幅度和降温幅度均最大。经过比较分析可知，在本实施例所述参数条件下，在条件允许时，可适当增大里轨扣件阻力，以利于控制无缝道岔的受力与变形。实施例6:本实施例以轨温变化幅度为升温6(TC时为例，计算尖轨跟端采用隔枕跨2组限位器结构(限位值依次为7.0和6.5mm)和尖轨跟端采用隔枕跨2组长大间隔铁结构时的主要计算结果，翼轨末端分别按每侧设置3组、4组和5组间隔铁考虑，相应的间隔铁编号见图19至图21所示。上述计算条件下，翼轨末端设置不同数量间隔铁时的道岔的主要计算结果见表13和表14。表13:尖轨跟端设置2组限位器结构的道岔主要计算结果<table>tableseeoriginaldocumentpage13</column></row><table>表14:尖轨跟端设置2组长大间隔铁结构的道岔主要计算结果<table>tableseeoriginaldocumentpage14</column></row><table>由表13和表14可知，采用不同数量的翼轨末端间隔铁，对于道岔的尖轨尖端位移、基本轨附加温度力以及尖轨跟端单组传力部件所受力的影响很小，可以不予考虑。这是由于高速铁路客运专线42号无砟轨道无缝道岔长度较长，翼轨末端间隔铁位置距离尖轨尖端和跟端较远，而道岔的基本轨附加温度力主要是由尖轨跟端传力结构传递给基本轨的，因此翼轨末端间隔铁的数量对于上述结果影响不大。同样可知，不同的尖轨跟端结构型式对翼轨末端间隔铁的受力和螺栓相对错动量基本上没有影响，对心轨尖端位移的影响也很小。当翼轨末端间隔铁的数量增加时，翼轨末端单组间隔铁所受最大力有所降低。当每侧间隔铁分别由3组增加至4组和由4组增加至5组时，翼轨末端单组间隔铁所受最大力分别降低19.5%和14.6%。由此可见，增加翼轨末端每侧间隔铁的数目对其受力与变形都是有利的。考虑到翼轨末端间隔铁的布置空间有限，建议仍采用当前方案，即翼轨末端每侧布置4组间隔铁。由本实施例中上述分析可知，尖轨跟端结构型式对翼轨末端间隔铁的受力基本上没有影响。因此，轨温变化幅度为升温6(TC时，尖轨跟端采用隔枕跨2组限位器结构(限位值依次为7.0和6.5mm)或隔枕跨2组长大间隔铁结构时不同间隔铁数量的道岔的翼轨末端各组间隔铁受力见表15。相应的间隔铁编号见图19至图21所示。表15:翼轨末端各组间隔铁受力<table>tableseeoriginaldocumentpage15</column></row><table>由表15可知，随着翼轨末端每侧设置的间隔铁数量的增加，翼轨末端单组间隔铁受到的温度力最大值变小。在道岔翼轨末端设置不同数量的间隔铁的条件下，比较单侧间隔铁受力之和。考虑到理论计算与实际受力的差异，计算结果乘以1.2的安全系数。由本实施例中上述分析可知，尖轨跟端结构型式对翼轨末端间隔铁的受力基本上没有影响，因此尖轨跟端采用隔枕跨2组限位器结构(限位值依次为7.0和6.5mm)或隔枕跨2组长大间隔铁结构时的单侧翼轨末端间隔铁受力之和相同，计算结果见表16。表16:单侧翼轨末端间隔铁受力之和比较<table>tableseeoriginaldocumentpage15</column></row><table>由表16可知当尖轨跟端采用隔枕跨2组限位器结构(限位值依次为7.0和6.5mm)或隔枕跨2组长大间隔铁结构时，翼轨末端传力部件受力总和均可按不大于1150kN设计。对于目前已采用的方案，即翼轨末端采用每侧4组间隔铁的情况。考虑到同侧不同间隔铁之间螺栓扭矩不同等因素(假定有一个间隔铁未传递温度力时，间隔铁受力增大33%)，同侧单个间隔铁受力最大值还应乘以1.33的不均匀系数。则两侧单组间隔铁受力最大值分别为直侧391.4kN、曲侧391.2kN。由间隔铁单根螺栓剪力的检算条件r=(r—^V、[r卜264MPa得到3根M27高强螺栓的间隔铁的最大受力限值为(三根螺栓、螺栓扭矩为1100Nm的单个间隔铁的摩阻力取为108kN):<formula>formulaseeoriginaldocumentpage16</formula><formula>formulaseeoriginaldocumentpage16</formula>-561.5/W因此，翼轨末端间隔铁栓受力满足检算要求，安全富余量约为30.3%。权利要求一种基于纵横垂向空间耦合模型的高速铁路无缝道岔设计，其特征在于，该高速铁路无缝道岔设计考虑了尖轨、心轨截面的实际变化、限位器安装误差、牵引点之间的位移耦合以及钢轨的纵向位移对轨距的影响等因素，此外，还考虑了行车方向对道岔尖轨、心轨尖端位移的影响，和仅单侧有扣件的基本轨前侧部分实际情况；在高速铁路无缝道岔温度力与位移的传递过程中，考虑对传力部件钢轨、扣件、轨枕、限位器、间隔铁和螺栓的影响，具体如下(1)钢轨建模时，采用梁单元进行模拟，钢轨按实际截面属性进行建模，考虑钢轨的截面积、惯性矩以及扭转弯矩这些参数，钢轨按照支承节点划分有限长梁单元，全面考虑纵、横、垂向线位移及转角。在计算道岔尖轨横向变形时，考虑尖轨的实际截面积和惯性矩的变化、牵引点之间的横向位移耦合以及钢轨纵向位移对尖轨横向变形的影响，道岔尖轨与可动心轨前端可自由伸缩，尖轨或可动心轨尖端位移为其跟端位移与自由段伸缩位移之和；(2)道岔区的扣件采用非线性弹簧单元进行模拟，可全面考虑扣件的纵、横向阻力和垂向刚度，纵、横向扣件弹簧作用于钢轨支承节点上，可阻止钢轨相对于轨道板或岔枕的纵、横向位移，扣件纵、横向阻力可按常量或变量形式输入，扣件垂向刚度取扣件的支点刚度；(3)有砟轨道的轨枕采用梁单元进行模拟，考虑轨枕的截面积、高度以及惯性矩等实际参数，轨枕按照较小间距的支承节点划分单元，全面考虑纵、横、垂向线位移及转角。道床的纵横向阻力采用非线性弹簧单元进行模拟，阻力值取单位岔枕长度的阻力，可按常量或变量形式输入；道床垂向刚度用垂向弹簧模拟，其值取道床支承刚度；(4)限位器结构子母块为非绝对刚性构件，随着相对位移的不同，其阻力也是非线性的，故尖轨跟端限位器结构采用非线性弹簧单元进行模拟，限位器阻力值采用相关试验取得的数据；在计算尖轨钢轨横向变形时，考虑限位器子母块在轨温变化时实际接触位置的最不利影响；(5)翼轨末端以及辙岔跟端通过间隔铁结构固定，间隔铁结构采用非线性弹簧单元进行模拟，间隔铁阻力值采用相关试验取得的数据；(6)通过对道岔各个部件的模拟和组合，建立纵横垂向空间耦合的高速铁路无缝道岔整体计算模型。全文摘要本发明公开了属于铁道工程设计
技术领域：
的一种基于纵横垂向空间耦合模型的高速铁路无缝道岔设计方法。本发明对高速铁路无缝道岔的实际铺设情况考虑的较为详尽，可按实际情况考虑基本轨与导轨间的相互作用关系，各种阻力均可为非线性阻力，取值可与实测值一致；并对道岔进行结构检算，进而得出满足各项控制条件的可铺设轨温变化幅度范围；可对采用不同尖轨跟端结构型式的无缝道岔的尖轨钢轨横向变形进行计算分析与比较；还可对限位器结构的铺设与养护维修、扣件阻力的合理选择和翼轨末端间隔铁的合理布置方法等提供指导意见。本发明适用于高速铁路无缝道岔的设计与检算，可以为高速铁路无缝道岔的设计与养护维修提供服务。文档编号G06F17/50GK101714183SQ20091023684公开日2010年5月26日申请日期2009年11月2日优先权日2009年11月2日发明者乔神路,刘衍峰,孙大新,曲村,陶凯,高亮申请人:北京交通大学