1、浮置板轨道过渡段的动力学设计浮置板轨道过渡段的动力学设计蔡成标,刘增杰,赵汝康(1.西南交通大学列车与线路研究所,成都 610031;2.铁道科学研究院,北京 100081)【摘要】针对广州地铁采用的浮置板轨道,建立车辆一轨道耦合动力学模型,并据此对浮置板轨道与单趾弹簧扣件无碴轨道间设置或不设置过渡段两种情况进行了动力学分析.计算结果表明,由于单趾弹簧扣件轨道和浮置板轨道轨下基础的刚度相差较大,两者之间应该设置过渡段,轨道过渡段可通过改变浮置板下橡胶支座的数量及支座刚度来实现.【关键词】浮置板轨道过渡段动力特性1 引言无碴轨道以其稳定性好,耐久性强和少维修等优点,在日本,德国,英国,美国和丹麦
2、等国家得到较广泛应用,特别是在城市地铁,高架桥上以及隧道内取得了良好的效果.但是,无碴轨道的基础刚度较大,若不采取必要的减振降噪措施,其产生的振动和噪声要比有碴轨道大得多,严重影响建筑物特别是古旧建筑物的安全和周围居民的日常生活和工作.减振降噪型无碴轨道主要有弹性分开式扣件无碴轨道,轨道减振器扣件无碴轨道,弹性支承块式无碴轨道,浮置板式无碴轨道以及将轨道减振器扣件与弹性支承块组合在一起的 ER 组合式减振轨道,其中浮置板式无碴轨道系统能有效地隔离较高频率的振动传入,减振效果非常明显.但是,由于浮置板式无碴轨道与普通整体道床无碴轨道的轨下基础刚度相差较大,在列车驶经两种轨道连接处时,钢轨挠度和动
3、弯应力将发生急剧变化,严重影响行车的平稳性和钢轨的使用寿命,因此须在两种轨道间设置过渡段.为此,我们采用车辆一轨道的耦合动力学分析方法,对广州地铁2 号线浮置板轨道与单趾弹簧扣件无碴轨道间的两种过渡段结构方案进行了动力学优化比选.2 地铁车辆与浮置板无碴轨道的动力学模型运用车辆一轨道耦合动力学原理建立地铁车辆与轨道的动力分析模型,其中左右股钢轨视为弹性点支设计锁定轨温();:原普通无缝线路锁定轨温较低端锁定轨温( );.更换上道的长轨条长度(rt1);.原缓冲区更换长轨条时的锁定轨温;ua钢轨线膨胀系数 .放散时锯除预留接头轨端钢轨,先松开原普通无缝线路采用设计锁定轨温端的扣件(长度大于其伸缩
4、区长度),再松开原普通无缝线路另一端扣件(一般取 L:=200m,L 取不同值时 ,可达到调整预留接头锯轨量的效果),并松开更换上道的长轨条扣件,使用拉伸器将预留接头轨缝调整至焊接轨缝要求值后,放散应力,并将预留接头焊接.(3)当长轨条锁定轨温低于两端原普通无缝线路锁定轨温时,调整该长轨条的温度应力,放散设计锁定轨温取原普通无缝线路锁定轨温较低值,按长轨条锁定轨温高于原普通无缝线路两端锁定轨温放散法,计算预留接头锯轨量.铁道建筑 2OO3 年第 l2 期2.2.3 资料记录及埋设位移观测桩普通无缝线路改造为区间无缝线路后,应及时记录新的无缝线路台帐,并按照铁路线路维修规则要求,对无缝线路位移观
5、测桩进行重新埋设,加强观测,发现问题及时处理.3 施工注意事项高温更换缓冲区短轨时,预留接头应用小轨缝,低温时用较大值,否则须采取锯轨的方法以满足放散量的要求,不仅增加了工作量,还增加了材料的消耗.4 结语经过实际观测,普通无缝线路改造成区间无缝线路后,线路养护维修工作量相应减少,线路质量有了明显提高.按以上方法进行应力放散后,无缝线路较为稳定,未发现应力不均及应力集中现象.改回日期:20031020(责任审编王红)一41承基础上的 BemouUiEuler 梁,钢轨支承点按实际扣件节点间距布置,钢轨的自由度包括左,右股钢轨的垂向,横向及转动自由度.左右轨下的承轨板和轨枕均考虑其垂向,横向及转
6、动自由度.浮置板的垂向近似为弹性支座上四边自由的双向弯曲弹性薄板,浮置板的横向近似为刚体,有平动和转动自由度.浮置板下基础按钢轨支点间距离散成刚体质量块,并只考虑其垂向振动,各刚体之间通过剪切作用相互影响.车辆为具有一,二系悬挂的由车体,构架及轮对组成的多刚体系统;车辆悬挂系统中阻尼可为线性或非线性.车辆的自由度包括车体,前后构架及四个轮对的垂向,横向,沉浮,点头,侧滚,摇头自由度,共计 35 个自由度.轮轨之间的法向作用力由赫兹非线性弹性接触理论确定,切向蠕滑力由 Kalker 线性蠕滑理论确定 ,并采用沈氏理论作非线性修正.地铁车辆与浮置板轨道动力学分析模型如图 1.侧向视图纵向视豳图 1
7、 地铁车辆与浮置板轨道的动力分析模型设浮置板长度为 a,宽度为 b,阻尼为 c,弯曲刚度为 D,单位面积的质量为 m,浮置板上作用的集中荷载数为肌.根据弹性薄板的振动理论,浮置板的垂向振动方程可写为4+2Ox2y2+y4+a 十二 a 十 a 十CattJ(,t).ma7,0(,Y,t)_+广一42 一=DP()()(,一 Y)(1)式中,Y为第 i 个集中荷载在浮置板上的作用位置.采用双向梁函数组合级数逼近方法来求解浮置板振动方程,则浮置板的挠度可设为NtN-w(x,Y,)= AX()(,)( )(2)式中 A 为系数,分别为浮置板长度,宽度方向的截止模态,(t) 为正则振型坐标 ,(),y
8、 月(Y)分别为与,Y 两端边界条件相应的第 m 及 n 阶梁振型函数,如对于两端自由梁的振型函数()可写成.()=1()=12x/a(3)()=cosh(口)+cos( 口) 一sinh(口 )+sin(口)(m2)式中,频率系数 a,振型系数口有.la=.2a=0,.3a=4.73002口口=(2m 一 3)n/2(m4)(4)=0.982502(5)=cosh(口口)一 COS(口口 )/sinh(口口)一sin(口口)(m4)将(2)代人(1),并在方程两边同乘以浮置板的振型函数(,Y),然后对板面积分,利用振型函数的正交性化简后可得浮置板关于正则振型坐标的二阶常微分方程(1)+旦m(
9、t)+DTm(AmI3I)-壹 Pf()(X,pi)(Y)(m=1,2,;n=1,2,)式中 I,=I2m()dx,4=l(y)dy,=I()()dx,6=I()()dx=I(Y)(y)dyJr.=I(Y)(y)dy(7)将方程(6)和轨道的其它动力学方程,车辆的动力学方程一起,对时间进行数值积分,就可求得车辆一轨铁道建筑 2003 年第 l2 期道系统的动力学响应.3 浮置板轨道过渡段结构方案的动力学分析车辆参数:广州地铁 B 型车,轴重 l4.5t,固定轴距 2.5Ill,转向架中心距 l5.7nl,速度 70kndh.线路参数:轨枕配置 1760 根/km,轨下胶垫静刚度60kN/mm,
10、浮置板尺寸 3.36m2.3m0.416m,浮置板质量 1600km,正常浮置板下设 4 个橡胶支座,支座纵向中心距 2.16m,横向中心距 1.6m,每个橡胶支座刚度 20kN/mm.单趾弹簧扣件整体道床无碴轨道的轨下胶垫静刚度 60kN/mm.浮置板无碴轨道与单趾弹簧扣件整体道床无碴轨道之间,通过改变浮置板的支座数量以及支座刚度来过渡,过渡段长度为 4 块浮置板,并拟采用如图 2 所示的两种结构方案.车辆通过上面两种过渡段结构以及浮置板轨道与单趾弹簧扣件整体道床之间不设过渡段时,钢轨动位移,动弯应力及车体振动加速度如图 3,图 4,图 5.计算表明,通过设置过渡段使得单趾弹簧扣件轨道和浮置
11、板轨道之间的钢轨动位移,动弯压应力差在约 20m长的范围内过渡比较均匀,减缓了变化速率,同时大大降低了车体振动加速度,达到了设置过渡段的目的.从钢轨位移,钢轨动弯压应力及其变化速率来看,浮置板轨道板下橡胶支座的刚度以 25MN/m 为宜.4 结语通过建立地铁车辆与浮置板轨道的动力学分析模型,分析了单趾弹簧扣件轨道和浮置板轨道之间设置和不设置过渡段两种情况对车辆和轨道动力特性的影响,同时对浮置板下橡胶支座的刚度进行了优选.计l 方寨:6 十翻度 20M 的支鏖 4 十嘲度.$OMN/m 的支点 6 十嘲度 50MN/m 的支重l 十度 5o 唧m 的支点2 方寡:6 十嘲度 25Ml,lhn 的
12、支点 4 十翻度 50Mli/m 的支庄 6 十翻度 50MN/m 的支庄 0 十翻度 5o 蛐鼬皿的支点图 2 单趾弹簧扣件无碴轨道与浮置板无碴轨道的过渡段结构105l101I5I20I25I30135ll 痛,m图 3 钢轨垂向位移一 1051101I5II25I30135105110lI5II25I,oI,5雁寓/-雁寓/-图 4 钢轨动弯应力铁道建筑 2003 年第 l2 期67l91067l9-O时何/s 时何/s图 5 车体加速度?-43?-I,2Ol,潍堪霉摹,皇翻宿 II_翠,皇翻廿蠢_I噜毯翻曩匣啪井-馘霎匠啪-_井ER 组合无碴轨道减振性能的试验分析王继军,赵汝康,许良善(
13、铁道科学研究院铁道建筑研究所,北京 100081)【摘要】通过落锤冲击试验,研究 ER 组合轨道结构的减振性能 ,并与普通短轨枕轨道的减振性能进行对比,说明只有综合考虑轨道部件刚度,阻尼和质量的匹配,才能发挥减振轨道结构的减振特性.【关键词】减振轨道落锤试验轨道减振器弹性短轨枕 1/3 倍频程分析1 试验目的及工况ER 组合轨道结构是将轨道减振器(科隆蛋)和普通弹性短轨枕(由橡胶套靴将短轨枕和整体道床隔离并在枕下铺一层微孔胶垫提供弹性)组合在一起的一种无碴轨道结构,轨道减振器和普通弹性短轨枕在国内地铁中都已经采用过,减振效果良好.一般来说,轨道减振器扣件(静刚度 1O14kN/mm)的减振效果
14、为 8dB,弹性短轨枕(静刚度 2025kN/mm)的减振效果为1012dB.ER 组合的目的是将具有较好减振效果的两种轨道部件组合在一起,以期在城市地铁中能够有更好的减振性能(减振效果预期为 15dB 以上).ER组合结构如图 1 所示.图 1ER 组合轨道结构为了对比 ER 组合轨道结构的减振性能,试验同时也对普通弹性短轨枕轨道结构(以下简称 DR 组合轨道)进行了减振性能分析,其结构如图 2 所示.二者的减振效果均以普通刚性道床(短轨枕和道床直接固结的单趾弹簧扣件轨道)为基准进行比较.采用落锤冲击试验,单锤下落,每次冲击能量均能保持一致.试验前将三种不同的轨道结构定位,连续灌筑成一段混凝
15、土整体道床,利用落锤冲击试验的方法分别测试钢轨,短轨枕,道床边缘以及地面的振动加速度.为确保对比分析的准确性,每种工况下 4 个加速度传感器安设的相对位置均保持不变.落锤冲击试验共设 8 种工况,见表 1.图 2DR 组合轨道结构表 1 冲击试验工况工况轨道结构类型短枕报数1ER 组合,微孔胶垫厚度 l8illnl122ER 组合,微孔胶垫厚度 15illnl63ER 组合,徽孔胶垫厚度 12mnl64 单趾弹簧扣件轨道 65DR 组合,微孔胶垫厚度 18fulfil86DR 组合,微孔胶垫厚度 12illnl27ER 组合和 DR 组合在同一测点速度加速度对比(不加重)18ER 组合和 DR 组合在同一测点速度加速度对比(加重)1算结果表明,由于单趾弹簧扣件轨道和浮置板轨道轨下基础的刚度相差较大,两者之间应该设置过渡段.轨道过渡段可通过改变浮置板下橡胶支座的数量及支座刚度来实现.从仿真结果来看,浮置板下橡胶支座的刚度取 25MN/m 为宜.?-44?-参考文献l 翟婉明.车辆轨道耦合动力学M.北京:中国铁道出版社,2001.122 曹志远.板壳振动理论M.北京:中国铁道出版社,1989.4改回日期:20031020(责任审编王红)铁道建筑 2003 年第 12 期
