地鐵用嵌入式軌道調軌組件優化設計研究

王 強,肖杰靈,劉占峰,楊 剛,王 平

(1.西南交通大學高速鐵路線路工程教育部重點實驗室,成都 610031； 2.成都市新筑路橋機械股份有限公司,成都 611400)

隨著我國城市經濟的快速發展，地鐵作為核心的公共交通設施正在我國諸多城市快速興建。地鐵列車運量大、軸重大、作用頻次較多、起(制)動頻繁，對線路的平順性、穩定性和可靠性有較高的要求。而傳統的扣件離散點支承結構存在周期性的結構特點，易引起諸如Pin-pin峰等共振行為，對減振降噪和控制鋼軌波形磨耗十分不利。作為新型軌道結構形式，嵌入式軌道能提供連續的鋼軌支承和約束，結構不再具有明顯的周期性約束，改善了鋼軌的受力行為，有良好的抑振降噪和控制波磨生成及發展的優勢，目前已廣泛應用于有軌電車軌道系統中[1-9]。

結合地鐵列車的運營環境開發地鐵用嵌入式軌道系統，能將地鐵對環境、維護的客觀需求與該型軌道結構的獨特優勢有機結合，實現高平順性、高穩定性和環境友好型的一類新型地鐵用軌道形式。該系統主要由普通鋼軌、調軌組件、降噪塊、高分子填筑料、單元軌道板、BZM砂漿、土工布和底座板等組成，如圖1、圖2所示。嵌入式軌道結構取消了扣件系統，鋼軌的支承和約束由承軌槽內部的調軌組件、降噪塊、高分子填充材料、軌下墊板等部件提供，其中調軌組件起支撐骨架作用。槽內結構的細部詳圖及橫截面如圖3、圖4所示。承軌槽內部結構從上往下依次是60 kg/m軌、高分子填充物、降噪塊、調軌組件、彈性墊板、調高墊板。

圖1 軌道結構三維模型

圖2 軌道結構部件組成

圖3 槽內結構三維圖

圖4 槽內結構橫截面

由于取消了扣件系統，在施工過程中鋼軌的落槽固定、軌距的精調及工后軌距的保持必須有一個支撐體系，嵌入式軌道依靠槽內調軌組件來實現這一功能；同時，調軌組件能有效控制鋼軌在列車橫向荷載下的傾覆程度[10]。針對嵌入式軌道結構的優化研究已有較多成果[11-13]，如牛月明在對現有軌道結構類型進行分析的基礎上，論述了嵌入式軌道結構的設計理念，提出了合理的下部基礎形式；莫宏愿根據嵌入式軌道結構在設計使用年限中可能存在的層間關系和承受的荷載，研究嵌入式軌道板及自密實混凝土厚度參數對嵌入式軌道結構各部件受力的影響，為嵌入式軌道板及自密實混凝土厚度的合理取值范圍提供理論依據；羅炯基于鋼軌穩定性理論，建立三維有限元模型，分析列車垂向偏心荷載和橫向荷載共同作用下鋼軌的抗傾覆性能。但對于施工、維護過程中起調整和支撐作用的調軌組件及其優化涉及較少。

本文針對地鐵用嵌入式軌道中調軌組件這一關鍵部件的多項參數特性，建立承軌槽內三維實體有限元模型，分別分析了槽內調軌組件的彈性模量、寬度和布置間距的最優設計值，為工程實踐提供理論指導。

1 計算模型及工況

1.1 計算參數

考慮到地鐵軌道多應用于隧道內，列車荷載是其主要的外荷載，取常用地鐵輪載作為計算荷載。

(1)列車豎向設計荷載

直線軌道上的垂直荷載采用準靜態當量靜荷載，其計算公式如下[14]

Pd=(1+α)·Pj

式中Pd——作用于鋼軌上的車輪豎向動荷載；

Pj——靜輪載；

α——速度系數，當運行速度為120 km/h時，為0.72。

該軌道采用A型地鐵車，設計速度120 km/h，故列車豎向設計荷載為

Pd=(1+0.72)×80=137.6 kN

(2)列車橫向設計荷載

考慮到我國軌道建設和養護維修的具體情況，建議橫向設計荷載取設計靜輪載的0.8倍[14，15]，故取橫向荷載64 kN。

(3)設計荷載作用位置

根據列車運行軌跡和養護經驗，輪軌接觸點一般距軌頭中心線最大橫向距離為10 mm[16]。

對于嵌入式軌道結構承軌槽系統橫向加載情況，考慮最不利條件，即鋼軌承受最大橫向彎矩，故設橫向列車設計荷載施加于鋼軌軌頭頂部，列車豎向設計荷載施加于軌頭外側距中心線最大距離處(10 mm)。

(4)材料及結構參數

地鐵用嵌入式軌道結構關鍵部件參數見表1[5-7，9]。

表1 軌道結構基本參數

1.2 有限元模型

根據槽內結構基本方案和力學分析模型，建立嵌入式軌道槽內系統空間有限元模型，如圖5所示?？紤]到高分子澆注料有較強的粘結能力，假定所有粘結面均不會發生分離。為消除邊界條件影響，模型長度取3塊板長度，分析中間軌道板上的承軌槽部分；為減小計算量和縮短計算時間，模型取軌道板一側的承軌槽部分，并在承軌槽一側施加對稱約束，同時于其下底面施加全約束。

圖5 承軌槽系統有限元模型

1.3 計算工況

為了明確承軌槽內調軌組件對槽內系統的受力和變形影響，本次計算采用兩種結構形式，一種是不設置調軌組件，用于分析調軌組件對該種軌道結構的必要性；另一種是設置調軌組件，用于調軌組件的優化設計研究。

地鐵用嵌入式軌道調軌組件優化設計研究詳細工況見表2。

表2 地鐵用嵌入式軌道優化設計研究分析工況

2 調軌組件彈性模量優化分析

調軌組件彈性模量過大，對于軌距的調節和保持以及對改善周邊高分子澆注料受力都有優勢，但卻對調軌組件及調軌組件所在處承軌槽壁受力不利，極易出現應力集中導致破壞；相反，調軌組件彈性模量過小又不利于軌距的保持和高分子澆注料的受力。

故而選取列車荷載作用在調軌組件所在截面處的鋼軌上，此種工況調軌組件處應力分布較大，是對于調軌組件最不利的工況。在調軌組件寬度為60 mm，布置間距為1 000 mm的工況下，改變調軌組件的彈性模量，變化范圍在0.2～10 GPa，據此研究調軌組件彈性模量對槽內各部件受力和變形影響規律。

提取相應的結果可知，當調軌組件彈性模量分別取0.2～10 GPa時，鋼軌橫向位移、外翻轉角、降噪塊應力和位移、高分子澆注料的位移、兩種墊板的位移均隨調軌組件彈性模量的增大而減小，而承軌槽內壁最大等效應力和調軌組件最大等效應力隨調軌組件彈性模量的增大而增大。由上述可得，調軌組件對于承軌槽系統的穩定具有重要作用，不僅提供軌道的橫向支撐，還起到阻礙鋼軌外翻的作用，故還需從多個角度出發對調軌組件彈性模量進行優化比選。

(1)位移和應力角度

綜合以上分析，當調軌組件彈性模量大于2.0 GPa后，雖然鋼軌橫向位移會顯著減小，但承軌槽內壁應力與調軌組件本身應力呈顯著增大趨勢?？紤]到承軌槽內壁是薄弱面，且沒有考慮循環動應力的疲勞影響，為保證槽內各部件處于安全狀態，尤其是為確保承軌槽內壁的抗壓強度不超過C40混凝土的抗壓強度設計值19.1 MPa，故而對調軌組件彈性模量大于2.0 GPa的工況不再考慮，在調軌組件彈性模量0.2～2.0 GPa范圍內進行優化分析，相應的承軌槽內各部件位移和應力匯總如圖6、圖7所示。從圖中可看出，為保證承軌槽內壁不被擠壓破壞，需對槽內壁應力及調軌組件應力進行控制，同時鋼軌、降噪塊及澆注料橫向位移不宜過大，調軌組件彈性模量取值范圍宜取0.4～1.0 GPa。

圖6 承軌槽內各部件位移匯總

圖7 承軌槽內各部件應力匯總

(2)靜態不平順角度

軌距變化率是保證行車平穩舒適安全重要指標，現計算列車荷載作用于相鄰調軌組件之間與調軌組件處所引起的鋼軌橫向位移的差值隨調軌組件彈性模量的變化，并算出兩點間的橫向不平順的變化率，參照相應規范，以不平順的變化率作為控制指標對調軌組件彈性模量進行優化。不同橫向支撐界面處鋼軌橫向位移差隨調軌組件彈性模量變化如圖8所示。參照《地鐵設計規范》(GB50157—2013)中對軌距變化率不超過2‰的要求[17]，同時考慮本文計算的是單槽，是軌向變化率的概念，限值取為軌距變化率的一半，即以1‰作為控制指標，相應的變化率統計如表3所示。

圖8 不同支撐截面處鋼軌橫向位移差隨調軌組件彈性模量變化

調軌組件彈性模量/GPa不同支撐界面處鋼軌橫向位移差/mm軌向變化率/‰0.20.1740.3480.40.2970.5930.60.3850.7690.80.4520.9031.00.5051.0102.00.6681.336

根據軌向變化率不能超過1‰的要求，結合表3中軌向變化率的情況，調軌組件彈性模量應取1.0 GPa以下，最終確定的調軌組件彈性模量取值范圍宜在0.4～0.8 GPa。

3 調軌組件寬度的優化分析

本節分析調軌組件幾何尺寸的改變對承軌槽內各部件受力變形的影響。荷載作用于調軌組件所在截面處的鋼軌上，調軌組件表面應力較大，是對調軌組件最不利的工況，故在彈性模量為0.6 GPa，布置間距為1 000 mm的基礎上，改變調軌組件的寬度，取值變化范圍為50～100 mm。

基于調軌組件的面積不僅對鋼軌軌距調整能力具有重要的影響，對承軌槽系統的受力與變形也會產生一定的影響。故本節研究調軌組件縱向長度對承軌槽系統受力與變形的影響。

計算工況如表4所示。

表4 計算工況

通過計算，上述6種工況的計算結果如表5所示。

表5 各項計算結果

相應的位移應力匯總如圖9、圖10所示。

圖9 承軌槽內各部件位移匯總

圖10 承軌槽內各部件應力匯總

由上述計算結果和曲線圖可知，當調軌組件寬度發生變化時，鋼軌最大豎向位移、降噪塊最大應力位移、高分子澆注料應力位移、墊板(兩種)的應力和位移變化不大，而發生明顯變化的是鋼軌最大橫向位移、外翻轉角、槽內壁最大等效應力及調軌組件最大等效應力。為了保證鋼軌橫向位移不致過大且承軌槽內壁抗壓強度不超過C40混凝土的抗壓強度設計值19.1 MPa和調軌組件處應力盡可能小，同時兼顧到調軌組件不宜過寬且要滿足槽內連續支撐的概念，故建議調軌組件寬度宜取60～80 mm。

4 調軌組件布置間距的優化分析

4.1 調軌組件合理間距分析方法

調軌組件作為嵌入式軌道承軌槽系統重要組成部件，能直接傳遞部分作用力于承軌槽內壁，并同時起到調整軌距的作用。當其間距過小時，軌道的連續支承條件會受到影響而且會增大結構的建設成本；而當其間距過大時，降噪塊主體支承作用和調整軌距的作用便會弱化。設計時在軌道板兩端和軌道板中間設置3組支撐件，其余部位再按等距設置。

若單元板長度內設置7組調軌組件時，其布置形式如圖11所示，圖中b表示寬度，d表示布置間距。若在單元板長度內布置3組或5組調軌組件，亦是同理。

圖11 7組調軌組件布置示意

選取調軌組件彈性模量為0.6 GPa，寬度為60 mm的情況來優化調軌組件在承軌槽中的布置間距。調軌組件布置間距工況分別為600、800、1 000、1 200 mm和1 400 mm，相應調軌組件布置組數分別為7組、5組、5組、3組和3組。

4.2 調軌組件合理間距分析結果

通過計算，上述5種工況的計算結果見表6。

表6 承軌槽內各部件計算結果

相應的位移應力匯總如圖12、圖13所示。

圖12 承軌槽內各部件位移匯總

圖13 承軌槽內各部件應力匯總

由上述計算結果可知，改變調軌組件間距，對鋼軌最大橫向位移、降噪塊最大等效應力、降噪塊最大橫向位移、承軌槽內壁最大的等效應力及調軌組件本身應力影響很大，對其他項幾乎沒有影響。主要以鋼軌橫向位移、承軌槽內壁最大等效應力不超過C40混凝土的抗壓強度設計值19.1 MPa及調軌組件最大等效應力作為控制指標，調軌組件間距可選范圍為600～1 000 mm，同時考慮到板與板之間過渡處是薄弱環節，板縫兩側調軌組件間距不宜過大，故調軌組件最優間距宜取1 000 mm，調軌組件組數宜取為5組。

5 結論

對承軌槽內調軌組件參數及布置優化分析，原則上以應力、位移作為控制指標，即槽內各部件應力、位移不宜過大，不能超過相應的規范標準。經過優化比選，可得出如下結論。

(1)在承軌槽系統設置調軌組件后，鋼軌最大橫向位移減少幅值達到2 mm，很明顯調軌組件不僅具備調節軌距的作用，還增加了整個承軌槽系統的橫向支撐剛度，提高了軌道的橫向穩定性；同時從軌距精調和軌距保持角度，整個系統設置調軌組件是有必要的。

(2)從靜力分析和靜態不平順角度，為保證承軌槽內壁不被擠壓破壞，同時鋼軌、降噪塊及澆注料橫向位移不宜過大以及軌距變化率不超過2‰的要求，最終建議調軌組件彈性模量范圍取為0.4～0.8GPa；考慮到調軌組件不宜過寬且要滿足槽內連續支撐的概念，最終建議調軌組件寬度取60～80 mm；考慮到板與板之間過渡處是薄弱環節，板縫兩側調軌組件間距不宜過大，故建議調軌組件間距宜取600～1 000 mm，每塊長約5 m的軌道板中調軌組件組數不宜少于5組。

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