動車運用所內9號道岔側向通過性能研究

司道林

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

道岔是高速鐵路的關鍵工務設備之一，實現列車轉線或跨線運行。為實現列車轉線或跨線運行的功能，道岔區結構復雜，存在固有不平順，列車通過道岔區的輪軌動力作用明顯大于區間線路。為使道岔區具有良好的動力學性能，眾多學者對道岔區輪軌系統動力學開展大量研究。文獻[1-2]建立道岔區鋼軌廓形演變的預測方法，分析鋼軌廓形演化過程，得出軌道參數對鋼軌磨耗的影響規律。文獻[3-4]研究鋼軌廓形對輪軌接觸狀態和動力學性能的影響規律，認為優化轉轍器鋼軌廓形可提高動車組通過道岔轉轍器時的運行穩定性，建議開展道岔區鋼軌打磨提高道岔區動力學性能。文獻[5-6]認為道岔區尖軌降低值是影響道岔區行車平穩性的關鍵參數，應嚴格控制降低值偏差。文獻[7]分析了道岔區軌距加寬對道岔平穩性、輪軌動力作用的影響規律，為道岔區軌距加寬技術的應用提供借鑒。文獻[8]提出高速道岔區軌道剛度評判準則及確定方法，對我國客專線道岔區軌道剛度合理取值及部件剛度合理匹配進行了研究，所得結論指導了我國客專線道岔扣件系統設計。文獻[9]以輪軌接觸傷損為出發點，通過現場調研和理論分析，提出道岔區宜采用的鋼軌廓形。文獻[10-11]研究得出輪徑差、車輪型面廓形演變對道岔區輪軌接觸狀態、動力學性能的影響規律。文獻[12]基于法向間隙法確定道岔區鋼軌打磨目標廓形，達到降低接觸應力的目的。文獻[13]建立道岔區動力學模型，分析道岔區幾何不平順對輪軌動力作用的影響規律，提出以行車安全性和平穩性確定道岔側股幾何不平順幅值的方法。

上述研究主要以理論分析為技術手段，認為優化尖軌降低值、改善軌道彈性以及合理打磨鋼軌廓形是改善道岔區動力學性能、減緩鋼軌接觸傷損的有效措施。研究對象主要針對正線道岔，并未考慮動車運用所內鋪設的道岔。目前，動車組通過此類道岔時的輪軌接觸特征尚不清晰，動力學性能也缺乏研究，未掌握輪軌磨耗及接觸傷損特征規律。

50 kg/m鋼軌9號道岔是動車運用所采用的主型道岔。此類道岔設計于2004年，明顯早于我國高速鐵路開通運營時期，這意味著道岔設計時并未考慮動車組通過道岔時的動力學性能。由于動車所內行車速度較低，且為非載客狀態，對動車運用所內道岔區的運行品質關注較少。但50 kg/m鋼軌廓形明顯不同于60 kg/m鋼軌，且道岔區內基本軌不設軌底坡、尖軌不設軌頂坡，這都直接影響動車組通過道岔區時的動力學性能。運營過程中發現，動車所內道岔轉轍器側向時曲尖軌磨耗明顯，甚至部分車輪出現嚴重異常磨耗，這均應與不利的輪軌接觸關系有關。

基于此，本文分析道岔主要結構特點，研究道岔區輪軌接觸特征，并建立動車組-道岔動力學模型，計算動車組通過道岔側向時的動力學性能，提出改善動力學性能的措施，減緩輪軌磨耗，為道岔區養護維修提供借鑒。

1 道岔區結構特點

CZ2209是該類型道岔的典型代表[14]。道岔平面線型主要尺寸見圖1。道岔全長28 848 mm，前、后接頭分別為道岔始端和終端，道岔側股與直股軌道中心交點即道岔中心。始端、終端至中心的距離分別為道岔前長、后長，前長13 839 mm，后長15 009 mm。道岔始端至尖軌尖端距離為2 650 mm，轉轍角1°21′56″，尖軌長度6 450 mm。導曲線半徑180 m，始于尖軌跟端，止于心軌前2 058 mm處。轍叉線型為直線，左右開道岔可互換，轍叉角為6°20′25″。根據JG/GW 102—2019《普速鐵路線路修理規則》要求，道岔側股需設置15 mm的軌距加寬[15]，結合道岔線型變化軌距加寬設置劃分為4個區域：①自道岔始端開始加寬，至尖軌尖端加寬值增至15 mm；②進入尖軌尖端后，由于尖軌線型為直線，軌距加寬逐漸減小，至跟端軌距加寬值減至4 mm；③尖軌跟端進入半徑180 m的導曲線，在距尖軌跟端3 000 mm處軌距加寬值再次增至15 mm；④在距心軌尖端2 058 mm處導曲線結束，導曲線結束點前4 000 mm范圍內軌距加寬值由15 mm減至0 mm。

圖1 道岔平面線型(單位：mm)

2 輪軌接觸特征分析

列車通過道岔時輪載在尖軌與基本軌間過渡，車輪同時接觸尖軌與基本軌，復雜的多點接觸行為與鋼軌廓形、降低值、道岔線型等參數密切相關。通過現場調研鋼軌表面光帶獲得輪軌接觸基本特征。圖2為曲尖軌、曲基本軌的典型鋼軌表面光帶分布。由圖2可見，尖軌表面光帶存在兩個特征點，第一個為尖軌軌肩出現光帶(圖2(a)中A點)，此位置距尖軌尖端約0.7 m；第二個為尖軌軌頂出現光帶(圖2(a)中B點)，此位置距尖軌尖端約1.7 m。兩個特征點可將輪軌接觸特征劃分為三個過程：①尖軌尖端至A點范圍尖軌降低值由23 mm減至5.5 mm，尖軌頂寬由0 mm增至16.6 mm，此過程由基本軌獨立承載；②A點與B點范圍尖軌降低值至由5.5 mm減至1.0 mm，尖軌頂寬由16.6 mm增至40.5 mm，此范圍車輪同時接觸尖軌與基本軌，基本軌光帶位于軌頂，尖軌光帶位于軌肩，說明輪載仍主要由基本軌承擔；③B點以后尖軌逐漸與基本軌等高，尖軌軌頂形成光帶，基本軌頂面光帶逐漸消失，表明尖軌開始獨立承擔輪載。圖2(b)中曲基本軌表面光帶寬度約26 mm，光帶中心趨向工作邊側，偏離軌頂中心15 mm。

圖2 曲尖軌、曲基本軌的典型鋼軌表面光帶分布

通過分析輪軌型面匹配得出鋼軌表面光帶形成原因。圖3展示了A點處的輪軌匹配特征，車輪同時接觸直基本軌和曲尖軌，形成兩點接觸。直基本軌頂面接觸車輪踏面，承擔垂向輪載，尖軌軌肩接觸輪緣，承擔導向荷載。曲基本軌與車輪接觸區域位于軌頂，偏向工作邊一側。可見，輪軌接觸特征與鋼軌光帶分布一致。

圖3 輪軌匹配特征

輪對產生的搖頭角為

( 1 )

式中：ΔR為左、右滾動圓半徑差，取0.5 mm；r為車輪名義滾動圓半徑，取430 mm；l為輪對走行距離，取700 mm；D為左、右側接觸區域跨距，取1 505 mm。

在此輪軌型面匹配情況下，輪對兩側的滾動圓半徑差為0.5 mm。若輪對始終保持此輪徑差由尖軌尖端運行至A點，則由式( 1 )計算得到輪對產生的搖頭角為0.03°，遠小于道岔轉轍角1°21′56″。意味著輪對將以較大沖角撞擊尖軌軌肩，輪對運行時始終以踏面接觸點為旋轉中心，輪緣接觸點處則必然形成滑動，導致較大的磨耗速率。這應是道岔區輪軌磨耗異常的主要原因。

上述分析可見，列車進入道岔后輪徑差較小，無法適應大幅值的轉轍角，導向能力嚴重不足。為使輪對能夠較好地適應道岔線型的突變，本文通過優化道岔區鋼軌廓形，改變道岔及前端線路的輪軌型面匹配特性，使輪對進入道岔預先導向，以適應變化劇烈的道岔線型，從而提高道岔側向通過性能。

3 鋼軌打磨廓形設計

由第2節分析可知，增加輪徑差是鋼軌廓形優化的主要目標。對曲尖軌側而言，尖軌未承載前，隨著尖軌頂寬增加，車輪與直基本軌間的接觸點持續向踏面外側轉移，在踏面錐度作用下滾動圓半徑只減不增。而曲基本軌側光帶偏向工作邊側，趨向輪緣根部，滾動圓半徑較大，尚有優化空間。因此，可通過減小曲基本軌側滾動圓半徑的方法來增加輪徑差。基于此設想，將曲基本軌側的輪軌接觸區域由當前的區域Ⅰ移至區域Ⅱ，在踏面錐度作用下滾動圓半徑可減小1 mm，見圖4。

圖4 曲基本軌輪軌接觸區域分布

實現理想輪軌接觸特征的同時，應盡可能減小打磨量，將非接觸區域(區域Ⅱ以外)的輪軌間隙保持在0.5～1.0 mm。由此設計理念優化得到鋼軌目標廓形。既有廓形與優化廓形的差異見圖5，以軌頭中心線為基準，優化區域為-5～30 mm(負值代表非工作邊側，正值代表工作邊側)，法向差值自非工作側向工作邊側依次增加，最大差值為1.5 mm。

圖5 曲基本軌鋼軌優化廓形

4 道岔區動力學性能分析

為驗證優化后鋼軌廓形是否合理，基于多體動力學理論[16]，采用NUCARS軟件建立動車組-道岔動力學模型，對比分析鋼軌廓形優化前后的動力學性能。計算時道岔及前端連接線路均采用優化廓形。

4.1 動力學模型

動車組主要由車體、構架和輪對構成，各部件均為6自由度剛體。車體與構架、構架與輪對間分別由一系、二系懸掛系統連接。采用非線性剛度-阻尼模擬一系、二系懸掛系統的力學特性。

基于道岔區輪軌接觸特征，采用NUCARS軟件中的彈性輪軌接觸模型計算輪軌接觸點位置、多點接觸荷載分布及蠕滑導向力。

道岔模型由主軌+輔助軌的雙軌理論建立，輔助軌相對主軌可產生橫向、垂向及旋轉，兩者通過非線性剛度-阻尼單元連接。模型中基本軌為主軌、尖軌為輔助軌，尖軌特征斷面參數見表1，根據表1中尖軌頂寬和降低值參數設置尖軌與基本軌相對位置，實現尖軌與基本軌相對空間關系[17]。

表1 尖軌特征斷面參數 mm

為體現鋼軌離散支承軌道結構的受力特征，鋼軌模型由歐拉梁理論建立。采用4組非線性剛度-阻尼單元模擬扣件系統受力特征，見圖6。軌底兩組單元的剛度為扣件剛度之半，根據文獻[18]中方法設置兩單元間的間距，以充分反映軌下墊板的抗傾翻性能。

圖6 扣件系統模型

4.2 計算結果分析

動車運用所內行車速度較低，動車組多以時速不超過20 km的速度通過道岔側向。動車組以時速20 km通過道岔側向時的輪徑差、輪對橫移量見圖7、圖8。圖7、圖8中橫坐標代表與尖軌尖端的相對位置，橫坐標47.35 m為道岔始端接頭，50 m對應道岔尖軌尖端。縱坐標為各項動力學指標幅值，其中正、負號代表動力學指標的作用方向，正值指向曲尖軌側，負值指向曲基本軌側。由圖7、圖8可見，道岔始端至尖軌尖端區域，既有廓形和優化廓形產生的動力學差異顯著。對既有廓形，兩側廓形對稱，輪徑差為零，輪對呈居中狀態。在距尖軌尖端2.65 m(圖8中橫坐標47.35 m)處進入道岔始端，此處曲基本軌(下股)開始調整軌向實現軌距加寬，輪軌接觸點逐漸移向車輪踏面外側，滾動圓半徑減小、輪徑差增加，促使輪對向曲基本軌側偏移，在尖軌尖端處橫移量達到最大值2.5 mm。鋼軌廓形優化后，在不對稱廓形和軌距加寬雙重作用下，形成較大輪徑差，促使輪對快速向曲基本軌偏移，在距尖軌尖端1.3 m處輪緣根部接觸曲基本軌，隨著軌距加寬，輪對持續橫移，至尖軌尖端時橫移量達到最大值9.7 mm。

圖7 輪徑差

圖8 輪對運動軌跡

進入尖軌尖端后，隨著曲尖軌頂寬增加，輪軌接觸點向車輪踏面外側轉移，輪徑差略有減小。在道岔轉轍角作用下，輪對形成大幅值沖角，在輪軌蠕滑力作用下輪對快速向曲尖軌(上股)側偏移，直至輪緣接觸尖軌后輪對橫移達到最大值，既有廓形對應的輪對橫移峰值為13.5 mm，出現在距尖軌尖端0.73 m處(這與尖軌軌肩光帶實際起始位置一致)。優化廓形對應的輪對橫移峰值為12.6 mm，出現在距尖軌尖端1.06 m處。在距尖軌尖端1.65 m處輪徑差產生突變，輪載由直基本軌過渡至曲尖軌，這與尖軌軌頂光帶實際起始位置一致。

可見，優化廓形可增加輪徑差，輪對產生初始橫移，輪緣接觸尖軌的初始位置后移0.33 m。尖軌降低值與軌頭寬度的對應關系見圖9。由圖9可見，后移0.33 m使得尖軌初始接觸輪緣的位置頂寬由17.4 mm(降低值4.9 mm)增至25.3 mm(降低值2.4 mm)，輪軌接觸點由輪緣側面轉移至輪緣根部，從而縮小輪緣接觸點與踏面接觸點間距離，減小滾動圓半徑差(見圖10)，這將有利于減緩輪緣和尖軌側面磨耗，改善道岔側向通過性能。

圖9 尖軌降低值與軌頭寬度對應關系

圖10 輪緣接觸尖軌時接觸狀態

動車組以時速20 km通過道岔側向時的輪軌橫向力、輪緣磨耗指數、脫軌系數和減載率的時程波形見圖11，圖11中橫坐標含義與圖8相同。當輪緣接觸尖軌時輪對橫移達到峰值，輪軌橫向力和輪緣磨耗指數也相應出現峰值，分別見圖11(a)、圖11(b)。既有廓形和優化廓形對應的輪軌橫向力峰值分別為43、39 kN，輪緣磨耗指數分別為1 873、1 571 N。與既有廓形相比，優化廓形可使輪軌橫向力、輪緣磨耗指數分別降低9.3%、16%。與此同時，優化廓形還可以使脫軌系數由0.64減至0.61(圖11(c))，既有廓形和優化廓形對應的減載率峰值均為0.3(圖11(d))。因此，優化廓形可減小輪軌橫向力和磨耗指數，并在一定程度上增加安全裕量。

圖11 既有和優化廓形動力學性能對比

5 現場應用效果分析

以圖5中的優化廓形為目標，自道岔始端開始打磨，直至導曲線結束位置。打磨后觀測鋼軌表面光帶發現，尖軌尖端前曲基本軌表面出現雙光帶，分別位于軌頂和軌肩，見圖12，由此說明輪對向曲基本軌偏移，與理論計算結果一致。

進入尖軌尖端后，曲基本軌表面光帶寬度位于軌頂，并偏向非工作邊一側，寬度約為17 mm，如圖13所示，達到了廓形優化的預期效果。

圖12 尖軌尖端前表面狀態

圖13 尖軌尖端后表面狀態

6 結論

本文以提高動車運用所內50 kg/m鋼軌9號道岔區通過性能為出發點，基于預導向理念優化鋼軌廓形，改變道岔及前端線路的輪軌接觸特征。采用多體動力學理論建立動車組-道岔動力學模型，計算動車組通過9號道岔時的動力學響應，并通過現場試驗驗證理論計算結果。得出以下結論。

(1)在9號道岔1°21′56″轉轍角作用下，動車組通過道岔側向時輪緣以較大沖角在距尖軌尖端約0.7 m處沖擊尖軌，形成較大的輪軌橫向力和輪緣磨耗指數，與嚴重的輪軌磨耗現狀相符。

(2)以預導向為理念優化鋼軌廓形，優化后廓形與既有廓形差異主要分布在工作邊軌肩至軌頂中心區域，最大差異為1.5 mm。

(3)動力學計算結果表明，采用優化鋼軌廓形后改變輪對運動軌跡，輪對向曲基本軌側偏移，使輪緣接觸尖軌的位置后移0.33 m，改變輪軌接觸特征，輪軌橫向力、輪緣磨耗指數分別降低9.3%、16%。

(4)通過鋼軌打磨實現優化廓形，觀測發現，道岔始端至尖軌尖端的曲基本軌呈現雙光帶，表明輪對進入道岔前貼靠曲基本軌一側運行，達到預導向目的。運營實踐表明，鋼軌打磨后輪緣異常磨耗消失，鋼軌表面光帶保持穩定。

今后將定期跟蹤觀測輪軌磨耗發展規律，進一步優化鋼軌廓形。本文通過優化鋼軌廓形提高道岔側向通過性能，不僅為動車運用所內道岔養護維修措施的制定提供借鑒，也為今后50 kg/m鋼軌系列道岔的結構改進奠定基礎。