我國主型12號道岔動力學(xué)特性分析

李 偉，司道林，王樹國，楊東升

(1.中國鐵道科學(xué)研究院集團有限公司 鐵道建筑研究所,北京 100081;2.高速鐵路軌道技術(shù)國家重點實驗室,北京 100081)

道岔通常被認為是鐵路工務(wù)設(shè)備中的3大薄弱環(huán)節(jié)之一，也是列車轉(zhuǎn)線或跨線運行的必需設(shè)備。最新統(tǒng)計結(jié)果表明，全國共鋪設(shè)約20萬組道岔。其中，12號道岔是我國普速鐵路正線最常用道岔之一，約占總數(shù)的37.9%[1]。為適應(yīng)不同運營環(huán)境的需要，研制了多種類型的12號道岔，大致可分為兩種，一種適用于速度低于120 km/h的客貨共線普速鐵路；另一種適用于軸重大于23 t、年運量大于2億t的重載鐵路。重載道岔[2]主要應(yīng)用于貨運專線，以大秦、朔黃鐵路為典型代表，車輛類型有限，空、重車分線運營，運營速度、運輸組織模式相對單一，運營環(huán)境相對穩(wěn)定。因此，道岔狀態(tài)及動力學(xué)特性的演變規(guī)律較為穩(wěn)定，道岔養(yǎng)護維修和更換具有規(guī)律可循。與重載鐵路不同，客貨共線鐵路車輛類型較多，往往普速客車與萬噸貨車共線運輸，各類型列車軸重、運營速度不同，運輸組織模式靈活多變，復(fù)雜多變的運營環(huán)境使得道岔狀態(tài)演變規(guī)律不固定，道岔區(qū)部件傷損類型多樣，傷損程度不統(tǒng)一。

各種類型車輛由于懸掛參數(shù)和狀態(tài)的差異，通過道岔區(qū)時產(chǎn)生迥異的輪軌動態(tài)相互作用，這使得道岔區(qū)動力學(xué)性能在較大范圍內(nèi)波動，具有明顯離散性和不確定性。近期調(diào)研發(fā)現(xiàn)，空車通過客貨共線鐵路12號道岔側(cè)向時，脫軌系數(shù)處于較高水平，甚至出現(xiàn)個別車輛超限現(xiàn)象，給道岔區(qū)行車安全帶來較大隱患。

本文以客貨共線鐵路主型12號單開道岔為研究對象，選取典型客貨共線線路開展系統(tǒng)性試驗和理論研究，結(jié)合試驗數(shù)據(jù)掌握道岔動力學(xué)性能現(xiàn)狀，通過理論研究分析道岔區(qū)輪軌相互作用特征，探索提高12號道岔動力學(xué)性能的技術(shù)措施，對改善我國超過10萬km 普速鐵路的運營環(huán)境具有重要意義。

1 道岔結(jié)構(gòu)特征

客貨共線主型12號道岔的主要結(jié)構(gòu)特征見圖1。道岔長度為37.8 m；尖軌線型由早期的直線型發(fā)展為切向和半切向線，尖軌前端多設(shè)置一定程度的直線段。導(dǎo)曲線通常采用半徑350 m的單曲線(不設(shè)緩和曲線)，起點距尖軌尖端4～5 m，止于轍叉趾端。轍叉角為4°45′49″，轍叉以直線固定型為主，兩側(cè)設(shè)置不等長護軌，結(jié)構(gòu)形式可分為錳鋼整鑄轍叉、鍛制合金鋼心軌組合轍叉、合金鋼鋼軌組合轍叉、鑲嵌翼軌式合金鋼組合轍叉以及焊接式翼軌加強型合金鋼組合轍叉。道岔區(qū)通常未采取軌距加寬，道岔區(qū)內(nèi)軌距為 1 435 mm。

圖1 道岔平面主要尺寸(單位：mm)

道岔區(qū)基本軌采用60 kg/m鋼軌，尖軌采用矮型特種斷面鋼軌60AT制造。道岔區(qū)采用與區(qū)間線路一致的1∶40軌底坡或軌頂坡，基本軌為軌底坡，由鐵墊板結(jié)構(gòu)實現(xiàn);尖軌機加工段為軌頂坡，由仿形銑刀加工實現(xiàn);尖軌跟端通過鍛壓扭轉(zhuǎn)1∶40角度與基本軌焊接。道岔區(qū)扣件剛度與區(qū)間線路一致，剛度取值范圍為80～150 kN/mm。轉(zhuǎn)轍區(qū)由2個轉(zhuǎn)轍機完成尖軌轉(zhuǎn)換，第1個轉(zhuǎn)轍機安裝于尖軌尖端，第2個轉(zhuǎn)轍機安裝于尖軌機加工起點附近。

2 動力學(xué)特性分析

為獲得道岔區(qū)動力學(xué)特征，在道岔區(qū)安裝傳感器，測試所有車輛通過道岔側(cè)向時的輪軌動力響應(yīng)。列車通過道岔側(cè)向時脫軌系數(shù)和減載率的分布規(guī)律見圖2。可見，測試數(shù)據(jù)不僅具有明顯的離散性，且與車輛載重狀態(tài)密切相關(guān)?？哲嚸撥壪禂?shù)在0.19～1.08，平均值為0.62，最大值超過第二限度值1.0。重車脫軌系數(shù)在0.16～0.72，平均值為0.50，未出現(xiàn)指標超限現(xiàn)象?？哲嚋p載率在-0.12～0.42，平均值為0.15;重車減載率在0.06～0.32，平均值為0.12;空、重車減載率均遠小于安全限值0.65。因此，評估道岔側(cè)向安全性時應(yīng)以脫軌系數(shù)為主要評價指標，并著重考核空車的動力學(xué)性能。

圖2 空、重車脫軌系數(shù)和減載率的測試數(shù)據(jù)分布規(guī)律

3 原因分析

為探索脫軌系數(shù)超限的原因，調(diào)研了道岔區(qū)軌道幾何狀態(tài)、軌道部件及基礎(chǔ)狀態(tài)。分析發(fā)現(xiàn)，軌道部件及軌下基礎(chǔ)狀態(tài)良好，均未發(fā)現(xiàn)異常病害，道岔區(qū)幾何狀態(tài)均滿足維修規(guī)范的要求。型面測試發(fā)現(xiàn)鋼軌磨耗顯著，見圖3。下股鋼軌的最大磨耗區(qū)域集中在軌頂，見圖3(a) 中d1，使軌頂圓弧難以保持，呈明顯扁平狀，上股鋼軌最大磨耗區(qū)域出現(xiàn)在軌肩，見圖3(b)中d2。

圖3 鋼軌磨耗型面變化

鋼軌型面的變化必然改變輪軌接觸特征。輪對與理論鋼軌型面接觸時，下股側(cè)接觸點位于軌頂中心區(qū)域，上股側(cè)接觸點位于軌肩處，在踏面錐度作用下兩側(cè)車輪形成明顯的滾動圓半徑差，利于輪對處于徑向位置，見圖4。輪對與實測鋼軌型面接觸時，下股側(cè)接觸點向輪緣根部轉(zhuǎn)移，上股側(cè)接觸點向踏面外側(cè)轉(zhuǎn)移，并形成兩點接觸，分別位于軌頂和軌側(cè)，見圖5。輪軌接觸點位置的變化將減小上股側(cè)滾動圓半徑、增加下股側(cè)的滾動圓半徑，從而減小車輛通過導(dǎo)曲線區(qū)時所需的輪徑差。

圖4 理論鋼軌型面接觸特征

圖5 實測鋼軌型面接觸特征

圖6 輪徑差隨輪對橫移量的變化曲線

理論鋼軌型面和實測鋼軌型面與車輪型面接觸時，輪徑差隨輪對橫移量的變化規(guī)律見圖6。相同輪對橫移幅值下，實測鋼軌型面產(chǎn)生的輪徑差明顯小于理論鋼軌型面，輪緣貼靠軌側(cè)時理論鋼軌型面對應(yīng)的輪徑差為4.6 mm，而實測鋼軌型面對應(yīng)的輪徑差僅為2.5 mm。實測鋼軌型面不僅降低輪徑差，且在上股形成兩點接觸，兩點間的縱向蠕滑力方向相反，這將降低導(dǎo)向力矩[3]，由此必然導(dǎo)致輪對沖角和輪軌橫向力的增加，降低道岔側(cè)向通過性能，這是導(dǎo)致脫軌系數(shù)超限的主要原因。

圖7 不同鋼軌型面下道岔區(qū)動力學(xué)性能的時程曲線

基于上述模型，分別仿真計算車輛通過上述2種鋼軌型面道岔區(qū)的動力學(xué)性能?？哲囈运俣?5 km/h通過道岔側(cè)向時輪軌力、輪對沖角和脫軌系數(shù)的時程曲線見圖7。可見，在轉(zhuǎn)轍角作用下，輪對進入道岔區(qū)后輪對沖角出現(xiàn)突變，輪軌橫向力和脫軌系數(shù)隨即出現(xiàn)瞬時峰值。由于尖軌前端為一定長度的直線段，在輪對自導(dǎo)向作用下，輪對逐漸對中，各項動力學(xué)指標大幅減小，進入半徑為350 m導(dǎo)曲線區(qū)段后，各項動力學(xué)指標再次增加并逐漸趨于穩(wěn)定。

本文主要研究鋼軌型面對道岔區(qū)動力學(xué)性能的影響，道岔結(jié)構(gòu)不平順并非本文焦點，因此著重分析導(dǎo)曲線區(qū)動力學(xué)指標。實測鋼軌型面對應(yīng)的輪對沖角、輪軌橫向力、脫軌系數(shù)分別為5.8 mrad，21.46 kN，0.77，脫軌系數(shù)與實測值相當，驗證了模型的有效性。理論鋼軌型面對應(yīng)的輪對沖角、輪軌橫向力、脫軌系數(shù)分別為4.2 mrad，10.67 kN，0.38，分別較實測鋼軌型面減小27.5%，50.2%，50.6%。由此可見，由于實測鋼軌型面的變化改變了輪軌接觸特征，形成不利的輪軌接觸參數(shù)，嚴重影響了道岔側(cè)向通過性能，有效驗證了鋼軌型面是影響道岔區(qū)動力學(xué)性能的主要原因。

4 改善措施

基于上述分析可知，通過輪軌型面的合理匹配，可優(yōu)化輪軌接觸參數(shù)，從而改善道岔側(cè)向通過動力學(xué)性能。高速鐵路的區(qū)間線路可通過鋼軌打磨的方式改變鋼軌廓形，實現(xiàn)預(yù)期的輪軌接觸目標，達到輪軌型面的合理匹配，提高平穩(wěn)性[7-9]。文獻[10-12]對高速道岔區(qū)的打磨進行了探討，認為通過鋼軌打磨可改善高速鐵路道岔區(qū)的動力學(xué)性能。

圖8 鋼軌打磨方案(單位：mm)

結(jié)合12號道岔實際運營狀態(tài)，本文提出道岔區(qū)上下股鋼軌差異化的鋼軌打磨方案。道岔下股鋼軌打磨區(qū)域覆蓋全部軌頂面，重點打磨兩側(cè)軌肩，打磨深度約為1.6 mm，非工作邊側(cè)軌肩打磨以防止凹形車輪的假輪緣接觸，軌距側(cè)軌肩打磨以防止輪緣根部接觸，避免不利輪徑差的出現(xiàn)；同時對軌頂區(qū)域進行打磨，打磨深度約為0.25 mm，去除金屬表面的疲勞層，見圖8(a)。上股鋼軌軌肩已產(chǎn)生明顯磨耗，形成兩點接觸，打磨區(qū)域集中在軌頂，軌頂中心區(qū)域打磨深度約0.5 mm，打磨區(qū)域向軌距邊側(cè)延伸12 mm，打磨量逐漸減小，非工作邊側(cè)打磨區(qū)域延伸至軌肩處，最大打磨深度約為0.8 mm，見圖8(b)。通過對軌頂特定區(qū)域進行打磨，使得軌頂接觸點向輪緣根部轉(zhuǎn)移，減小軌頂與軌側(cè)兩接觸點間的滾動圓半徑差，減小反向蠕滑率和蠕滑力，提高導(dǎo)向力矩，從而提高道岔側(cè)向通過性能。

利用3節(jié)所建模型，采用同樣的方法對提出的鋼軌打磨廓形進行動力學(xué)分析，輪對沖角、輪軌橫向力和脫軌系數(shù)對應(yīng)的時程曲線見圖9。導(dǎo)曲線區(qū)打磨廓形對應(yīng)的輪對沖角、輪軌橫向力、脫軌系數(shù)分別為5.12 mrad，16.79 kN，0.57，分別較實測鋼軌型面減小11.9%，21.76%，25.97%。可見，鋼軌打磨廓形能有效改善道岔區(qū)側(cè)向通過動力學(xué)性能。

圖9 鋼軌打磨方案下道岔區(qū)動力學(xué)性能的時程曲線

但與理論鋼軌型面相比，鋼軌打磨廓形的動力學(xué)性能仍有一定差距。這是因為上股鋼軌型面軌肩磨耗嚴重，縱然增加打磨量，也難以實現(xiàn)理論鋼軌型面的輪軌接觸特征。因此，改善道岔區(qū)動力學(xué)性能，應(yīng)以道岔區(qū)實際狀態(tài)為出發(fā)點，制定合理可行的鋼軌打磨方案。

5 結(jié)論

本文總結(jié)了我國主型12號道岔的應(yīng)用現(xiàn)狀，對道岔區(qū)實測動力學(xué)數(shù)據(jù)進行分析，得出道岔區(qū)動力學(xué)典型特征，通過對輪軌接觸特征分析，探索其形成原因。建立動力學(xué)模型并對道岔區(qū)動力學(xué)特性進行理論研究，提出應(yīng)對措施。得出以下結(jié)論：

1)實測數(shù)據(jù)表明，空車通過道岔側(cè)向時產(chǎn)生較大輪軌橫向力，導(dǎo)致部分車輛的脫軌系數(shù)超過第二限度1.0。評價道岔區(qū)側(cè)向行車安全性時應(yīng)以脫軌系數(shù)為主要評價指標，并著重考核空車的動力學(xué)性能。

2)實際運營過程中，實測鋼軌型面產(chǎn)生明顯變化，上股軌肩磨耗嚴重，下股軌頂呈扁平狀。道岔區(qū)輪軌接觸特征改變是導(dǎo)致道岔區(qū)側(cè)向通過性能大幅降低的主要原因。

3)結(jié)合道岔區(qū)鋼軌實際運營狀態(tài)，提出針對性的鋼軌打磨方案，下股鋼軌采用兩側(cè)軌肩打磨深度大、軌頂打磨深度小的全斷面打磨方案，上股鋼軌打磨區(qū)域集中在軌頂區(qū)域，且打磨量由軌距側(cè)向非工作邊側(cè)逐漸增加，從而增加輪徑差和導(dǎo)向力矩。動力學(xué)計算結(jié)果表明，打磨方案可有效改善道岔區(qū)動力學(xué)性能。

今后將進一步開展道岔區(qū)鋼軌打磨，并進行動力學(xué)試驗，驗證和完善本文提出的打磨措施。