張鵬飛，朱旭東，雷曉燕，肖劍

(1.華東交通大學(xué) 鐵路環(huán)境振動(dòng)與噪聲教育部工程研究中心，江西 南昌330013；2.中國(guó)鐵路南昌局集團(tuán)有限公司 福州工務(wù)段，福建 福州350001)

道岔作為鐵路線路的關(guān)鍵基礎(chǔ)設(shè)備，其幾何平順性直接關(guān)系到列車(chē)的過(guò)岔速度、行車(chē)平穩(wěn)性及旅客乘車(chē)舒適性[1]。目前，我國(guó)高速鐵路及部分普速客貨混運(yùn)線路道岔均采用可動(dòng)心軌式道岔。與固定轍叉相比，可動(dòng)心軌轍叉消滅了道岔的有害空間，過(guò)岔速度限制較小，行車(chē)更加平穩(wěn)[2-3]，但其輪軌接觸關(guān)系仍較為復(fù)雜，當(dāng)列車(chē)荷載在翼軌與心軌間進(jìn)行轉(zhuǎn)移時(shí)，極易引發(fā)劇烈的輪軌沖擊振動(dòng)，導(dǎo)致病害頻發(fā)[4]。因此，如何通過(guò)合理優(yōu)化可動(dòng)轍叉的結(jié)構(gòu)型式，以改善其輪軌接觸關(guān)系、降低輪軌相互作用，對(duì)于提高列車(chē)過(guò)岔平穩(wěn)性及安全性、延長(zhǎng)道岔使用壽命具有重要意義。任尊松等[5]從輪軌接觸關(guān)系及輪軌振動(dòng)2 個(gè)方面，研究了轍叉區(qū)心軌軌頂高度降低值對(duì)列車(chē)過(guò)岔動(dòng)力特性的影響；蔡小培等[6]通過(guò)建立轍叉區(qū)的輪軌接觸計(jì)算模型，采用最小距離搜索法，對(duì)心軌藏尖結(jié)構(gòu)的輪軌接觸不平順規(guī)律進(jìn)行了深入分析；孫家林[7]基于剛?cè)岫囿w混合建模理論，研究了不同輪軌幾何接觸狀態(tài)下的輪軌接觸應(yīng)力分布特性；全順喜[8]通過(guò)分析道岔結(jié)構(gòu)不平順激勵(lì)下的輪軌振動(dòng)響應(yīng)規(guī)律，提出了岔區(qū)幾何不平順的控制方法；馬曉川等[9-10]基于車(chē)輛-道岔系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)理論，借助動(dòng)力學(xué)分析軟件，研究了高速道岔尖軌降低值對(duì)轉(zhuǎn)轍器動(dòng)力特性及列車(chē)運(yùn)行平穩(wěn)性的影響機(jī)理。高速道岔輪軌動(dòng)力學(xué)方面，國(guó)外學(xué)者也進(jìn)行了大量研究，Sebes 等[11]基于多點(diǎn)赫茲接觸理論，建立了岔區(qū)輪軌接觸模型，深入研究了列車(chē)高速通過(guò)可動(dòng)心軌道岔時(shí)的各種動(dòng)態(tài)響應(yīng)；Drozdzeil 等[12]則著重分析了道岔幾何參數(shù)及其偏差對(duì)列車(chē)輪軌振動(dòng)響應(yīng)的影響規(guī)律；Wiest 等[13]在研究岔區(qū)輪軌接觸特性時(shí)，通過(guò)分析不同滾動(dòng)接觸模型的特點(diǎn)，提出了岔區(qū)輪軌接觸計(jì)算模型的選擇依據(jù)。為改進(jìn)我國(guó)既有道岔可動(dòng)轍叉的結(jié)構(gòu)型式，改善其輪軌接觸關(guān)系、提高列車(chē)過(guò)岔的平穩(wěn)性及安全性。本文基于岔區(qū)輪軌接觸關(guān)系及輪軌系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)理論，以18 號(hào)高速道岔可動(dòng)轍叉(有砟)為例，對(duì)其翼軌結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化研究。在建立翼軌不同加高設(shè)計(jì)方案下可動(dòng)轍叉模型以及CRH2 型車(chē)車(chē)輛模型的基礎(chǔ)上，深入分析翼軌加高設(shè)計(jì)對(duì)列車(chē)過(guò)岔動(dòng)力特性、過(guò)岔速度以及行車(chē)平穩(wěn)性的影響規(guī)律。研究成果可為我國(guó)高速鐵路及部分普速客貨混運(yùn)線路道岔可動(dòng)轍叉的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論參考。

1 翼軌加高優(yōu)化方案設(shè)計(jì)

合理的轍叉結(jié)構(gòu)型式是改善輪軌接觸關(guān)系、提高列車(chē)過(guò)岔平穩(wěn)性及安全性、延長(zhǎng)道岔使用壽命的基礎(chǔ)。研究表明，轍叉區(qū)劇烈的輪軌相互作用多是由其結(jié)構(gòu)不平順?biāo)斐傻?，隨著翼軌向外彎折，輪軌主要接觸區(qū)域開(kāi)始外移，并由此引起輪對(duì)質(zhì)心垂向位置的降低，導(dǎo)致劇烈的輪軌沖擊作用。因此，在進(jìn)行轍叉區(qū)結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)盡量消除或減小其豎向的結(jié)構(gòu)不平順。為抵消可動(dòng)轍叉翼軌頂面向外彎折所引起的豎向結(jié)構(gòu)不平順，本文擬對(duì)翼軌進(jìn)行適當(dāng)加高設(shè)計(jì)，以改善轍叉區(qū)的輪軌接觸關(guān)系，降低其輪軌動(dòng)力響應(yīng)。

圖1展示了我國(guó)客運(yùn)列車(chē)常用的LMA 磨耗型車(chē)輪踏面，將距輪緣背部70 mm 處定義為踏面基點(diǎn)，為主要接觸區(qū)域，當(dāng)列車(chē)過(guò)岔時(shí)，隨著翼軌開(kāi)始向外彎折，其輪軌主要接觸點(diǎn)也會(huì)逐漸向外側(cè)移動(dòng)。研究表明，18 號(hào)道岔心軌頂寬50 mm 處的心軌降低值為零[14]，此時(shí)翼軌向外側(cè)彎折50 mm，故其翼軌上的輪軌主要接觸點(diǎn)也會(huì)相應(yīng)的向外側(cè)移動(dòng)50 mm，由此導(dǎo)致列車(chē)輪對(duì)質(zhì)心垂向位置下降。為抑制輪對(duì)質(zhì)心垂向位置的降低，可對(duì)翼軌進(jìn)行適當(dāng)加高設(shè)計(jì)，本文選定心軌頂寬50 mm 位置處作為翼軌加高設(shè)計(jì)的關(guān)鍵控制斷面，理論加高值為2 mm，如圖1所示。

圖1 LMA 磨耗型車(chē)輪踏面Fig.1 Wheel tread of LMA wear type in millimeters

針對(duì)18 號(hào)高速道岔可動(dòng)轍叉，本文在整個(gè)轍叉區(qū)范圍內(nèi)依次選取了心軌理論尖端、心軌實(shí)際尖端、心軌頂寬20，40，50 和70 mm 位置處作為可動(dòng)轍叉翼軌加高設(shè)計(jì)的控制斷面，各斷面位置分別對(duì)應(yīng)圖2中的A-A，B-B，C-C，D-D，E-E 和F-F斷面。斷面位置詳情如表1所示。

圖2 可動(dòng)轍叉平面示意圖Fig.2 Plan diagram of movable frog in millimeters

針對(duì)翼軌的加高設(shè)計(jì)，本文提出了4 種設(shè)計(jì)方案，如表2所示。其中，方案1 為翼軌無(wú)加高設(shè)計(jì)方案，方案3 為理論最優(yōu)加高設(shè)計(jì)方案。為進(jìn)一步分析翼軌加高值對(duì)列車(chē)過(guò)岔動(dòng)力特性的影響，在理論最大加高值的基礎(chǔ)上分別減小和增大0.5 mm 作為方案2 與方案4。各方案中斷面A 至斷面E 范圍內(nèi)翼軌采用線性加高方式，斷面E 至斷面F 范圍內(nèi)翼軌采用相同加高值。各方案中翼軌軌頂橫坡均取為1:40。圖3為翼軌加高前后各方案關(guān)鍵斷面的廓形對(duì)比。

表1 翼軌關(guān)鍵斷面位置Table 1 Position of critical section of wing rail

表2 翼軌加高設(shè)計(jì)方案Table 2 Design scheme for heightening the wing rail

2 車(chē)輛-道岔系統(tǒng)仿真模型

本文利用Universal Mechanism 軟件計(jì)算分析列車(chē)通過(guò)18 號(hào)高速道岔可動(dòng)轍叉時(shí)的動(dòng)力響應(yīng)，計(jì)算模型包括2 部分，一個(gè)是考慮了柔性軌道基礎(chǔ)的道岔可動(dòng)轍叉模型，另一個(gè)是CRH2 型車(chē)多剛體車(chē)輛模型，2 個(gè)子模型之間通過(guò)局部的輪軌接觸模型進(jìn)行連接[15]。

2.1 車(chē)輛子模型

為了便于計(jì)算分析車(chē)輛直逆向通過(guò)轍叉時(shí)的動(dòng)力特性，本文采用單節(jié)CRH2 型車(chē)車(chē)輛模型進(jìn)行分析。該模型借助動(dòng)力學(xué)軟件Universal Mechanism建立，主要由1 個(gè)車(chē)體、2 個(gè)構(gòu)架以及4 個(gè)輪對(duì)共7 個(gè)剛體組成，每個(gè)剛體均具有側(cè)滾、點(diǎn)頭、搖頭、橫移和沉浮5 個(gè)自由度，兩相鄰剛體間通過(guò)懸掛彈簧和阻尼進(jìn)行約束和傳力。車(chē)輛的基本計(jì)算參數(shù)主要包括輪對(duì)、構(gòu)架以及車(chē)體的質(zhì)量，二系懸掛的剛度和阻尼，繞各軸的慣性矩等。車(chē)輛基本計(jì)算參數(shù)參考文獻(xiàn)[16]，見(jiàn)表3。

圖3 各方案翼軌關(guān)鍵斷面廓形對(duì)比Fig.3 Comparison of key sections of the wing rails in each scheme

2.2 道岔子模型

本文道岔可動(dòng)轍叉模型的建立在動(dòng)力學(xué)軟件UM 中完成，采用考慮柔性軌道基礎(chǔ)的18 號(hào)道岔可動(dòng)轍叉空間模型，見(jiàn)圖4。其中，鋼軌采用三維的鐵木辛柯梁進(jìn)行模擬，岔枕為平面梁模型，并利用等效剛度和阻尼模擬岔枕與基礎(chǔ)的連接，扣件的各向剛度和阻尼則采用非線性的Bushing 力元模擬。Cry=1.24×104N·s/m，Kry=5.0×104N/m，Crz=2.61×104N·s/m，Krz=2.5×104N/m，Csy=9.0×104N·s/m，Ksy=1.0×108N/m，Csz=5.38×104N·s/m，Ksz=1.0×108N/m。本文模型的建立，充分考慮了轍叉區(qū)鋼軌的變截面特征，由沿轍叉特定位置的鋼軌控制斷面廓形放樣實(shí)現(xiàn)。

表3 CRH2 型車(chē)基本計(jì)算參數(shù)Table 3 Basic calculation parameter of CRH2 vehicle

圖4 可動(dòng)轍叉空間力學(xué)模型Fig.4 Spatial mechanical model of the movable frog

列車(chē)過(guò)岔時(shí)，各輪對(duì)的動(dòng)態(tài)相互作用互不相同，本文重點(diǎn)以第1 輪對(duì)通過(guò)時(shí)為例，見(jiàn)圖5，分析提取列車(chē)第1 輪對(duì)輪軌作用力、各安全系數(shù)以及列車(chē)輪對(duì)和車(chē)體的振動(dòng)加速度響應(yīng)結(jié)果。

圖5 車(chē)輛-道岔系統(tǒng)仿真模型Fig.5 Simulation model of vehicle-turnout system

3 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證模型正確性，本文以橫向及垂向輪軌力作為評(píng)判參數(shù)[16]，選取文獻(xiàn)[17]中的典型結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。文獻(xiàn)與本文在相同工況下(文獻(xiàn)與本文中列車(chē)均以200 km/h 速度直逆向通過(guò)18 號(hào)單開(kāi)道岔)的橫向輪軌力計(jì)算結(jié)果分別如圖6和圖7所示，二者橫向及垂向輪軌力計(jì)算結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表4。本文圖中x表示距18 號(hào)道岔88 號(hào)岔枕中心的距離。

圖6 文獻(xiàn)[17]中轍叉?zhèn)葯M向輪軌力Fig.6 Lateral force of wheel-rail on the frog side in reference

圖7 本文轍叉?zhèn)葯M向輪軌力Fig.7 Lateral force of wheel-rail on the frog side in this paper

表4 輪軌力計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 4 Comparison of the results of force of wheel-rail

對(duì)比圖6和圖7可知，在相同工況下，本文模型的橫向輪軌力曲線波形與文獻(xiàn)[17]中的計(jì)算結(jié)果基本一致，其橫向輪軌力均在轍叉區(qū)輪載過(guò)渡段處達(dá)到最大值，隨著輪對(duì)沿轍叉方向繼續(xù)移動(dòng)，其橫向力峰值開(kāi)始逐漸降低。在數(shù)值上，由表4可以看出，相同工況下，本文和文獻(xiàn)中的橫向及垂向輪軌力計(jì)算結(jié)果較為接近，且二者轍叉?zhèn)鹊臋M向及垂向力最大值均明顯大于其基本軌側(cè)的結(jié)果，與實(shí)際情況相吻合。由此，驗(yàn)證了本文模型的正確性及計(jì)算結(jié)果的可靠性。

4 高速列車(chē)過(guò)岔動(dòng)力特性影響分析

針對(duì)可動(dòng)轍叉翼軌加高值的4 種不同工況，本文以時(shí)速250 km 的單節(jié)CRH2 型車(chē)直逆向通過(guò)18號(hào)高速道岔可動(dòng)轍叉為例，分別計(jì)算輪軌力、各安全性指標(biāo)以及振動(dòng)加速度等車(chē)輛-道岔動(dòng)力響應(yīng)參數(shù)，并對(duì)4 種工況下的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

4.1 輪軌作用力

本文列車(chē)過(guò)岔時(shí)，其第1 輪對(duì)在基本軌側(cè)和轍叉?zhèn)鹊臋M向及垂向輪軌力計(jì)算結(jié)果分別如圖8和圖9所示。圖中橫坐標(biāo)x表示距18 號(hào)高速道岔88 號(hào)岔枕中心的距離(橫坐標(biāo)x=2.475 m 時(shí)，為18 號(hào)道岔可動(dòng)轍叉心軌的理論尖端，下同)。

由圖8和圖9可以看出，在上述4 種方案中，列車(chē)直逆向過(guò)岔時(shí)，其轍叉?zhèn)鹊妮嗆壛ψ畲笾稻黠@大于基本軌側(cè)數(shù)值。相比方案2～方案4，方案1中基本軌側(cè)和轍叉?zhèn)鹊臋M向輪軌力最大幅值分別為7.16 kN 和9.33 kN，垂向輪軌力分別為94.21 kN和135.89 kN，其橫向輪軌力在4 種方案中最小，但垂向輪軌力則明顯大于其他方案中的相應(yīng)數(shù)值。顯然，翼軌加高設(shè)計(jì)可有效降低列車(chē)高速過(guò)岔時(shí)的輪軌垂向動(dòng)力相互作用，但同時(shí)也會(huì)在一定程度上加劇其橫向動(dòng)力相互作用。

圖8 第1 輪對(duì)橫向輪軌力Fig.8 Lateral force of wheel-rail of the first wheel set

圖9 第1 輪對(duì)垂向輪軌力Fig.9 Vertical force of wheel-rail of the first wheel set

對(duì)比圖9中4 種方案，不難發(fā)現(xiàn)，翼軌加高設(shè)計(jì)后，列車(chē)過(guò)岔時(shí)轍叉?zhèn)鹊拇瓜蜉嗆壛?shù)值明顯降低，但當(dāng)翼軌加高達(dá)到一定數(shù)值之后，若繼續(xù)加高翼軌，又會(huì)造成其輪軌力數(shù)值激增，說(shuō)明翼軌存在一個(gè)最優(yōu)加高值，一旦加高超限，便會(huì)產(chǎn)生反向的豎向結(jié)構(gòu)不平順，進(jìn)而加劇其輪軌相互作用；相比方案1～方案3，方案4 中轍叉?zhèn)鹊拇瓜蜉嗆壛Ψ逯党霈F(xiàn)一定滯后現(xiàn)象，這是因?yàn)榉桨? 中的翼軌加高值過(guò)大，造成列車(chē)過(guò)岔時(shí)車(chē)輪與心軌初始接觸點(diǎn)發(fā)生后移所引起的。通過(guò)對(duì)上述4 種方案的輪軌力進(jìn)行分析，方案3 中的輪軌相互作用明顯最佳，其在轍叉?zhèn)鹊淖畲髾M向及垂向輪軌力分別為11.55 kN和111.21 kN，與方案1 相比，其橫向力幅值增大了23.8%，垂向力幅值則降低了18.16%。

4.2 安全性分析

車(chē)輛動(dòng)力學(xué)中，為防止車(chē)輛脫軌，常采用脫軌系數(shù)和輪重減載率2 個(gè)指標(biāo)對(duì)列車(chē)運(yùn)行的安全性進(jìn)行評(píng)價(jià)。列車(chē)過(guò)岔時(shí)，本文4 種方案下第1 輪對(duì)的脫軌系數(shù)及輪重減載率的計(jì)算結(jié)果分別如圖10和圖11所示。

由圖10可以看出，列車(chē)在轍叉?zhèn)鹊拿撥壪禂?shù)變化較為激烈，且其數(shù)值隨著翼軌的加高而有所增大。由圖11可知，各方案中輪重減載率的變化趨勢(shì)基本相同，隨著翼軌加高值的增大，減載率數(shù)值開(kāi)始有所減小，但當(dāng)翼軌因加高過(guò)大而超過(guò)理論加高值時(shí)，又會(huì)造成減載率的增大。數(shù)值上，各方案中的脫軌系數(shù)及輪重減載率均遠(yuǎn)小于安全限值0.8，說(shuō)明4 種翼軌加高設(shè)計(jì)方案，均滿足行車(chē)安全性要求。

圖10 第1 輪對(duì)脫軌系數(shù)Fig.10 Derailment coefficient of the first wheel set

圖11 第1 輪對(duì)輪重減載率Fig.11 Rate of wheel load reduction of the first wheel set

4.3 平穩(wěn)性分析

本文中，列車(chē)第1 輪對(duì)及車(chē)體的振動(dòng)加速度計(jì)算結(jié)果分別如圖12～13 所示。

由圖12～13 可以看出，列車(chē)直逆向過(guò)岔時(shí)，列車(chē)輪對(duì)及車(chē)體在4 種方案下的振動(dòng)加速度曲線變化規(guī)律基本一致。而在對(duì)翼軌進(jìn)行加高設(shè)計(jì)后，列車(chē)輪對(duì)及車(chē)體的垂向振動(dòng)加速度峰值明顯減小，這表明翼軌的加高設(shè)計(jì)確實(shí)起到了改善岔區(qū)鋼軌豎向結(jié)構(gòu)不平順、降低列車(chē)輪軌垂向動(dòng)力響應(yīng)的作用。但是，當(dāng)翼軌因加高過(guò)大而超限時(shí)，又將在轍叉區(qū)產(chǎn)生向上的豎向結(jié)構(gòu)不平順，反而會(huì)加劇輪軌間的垂向動(dòng)力相互作用，降低道岔使用壽命。

圖12 第1 輪對(duì)振動(dòng)加速度Fig.12 Vibration acceleration of the first wheel set

與其他方案相比，方案3 中輪對(duì)及車(chē)體的垂向振動(dòng)加速度最大值均為最小，考慮到列車(chē)在轍叉部分的晃車(chē)現(xiàn)象并不嚴(yán)重，而輪軌豎向沖擊作用較大、軌道部件損傷過(guò)快以及減載率偏大是主要矛盾，因此，方案3 最優(yōu)。在數(shù)值方面，方案1 中列車(chē)的第1 輪對(duì)及車(chē)體最大橫向振動(dòng)加速度分別為2.352 m/s2和0.045 m/s2，垂向振動(dòng)加速度為29.473 m/s2和0.438 m/s2；而方案3 中列車(chē)的第1 輪對(duì)及車(chē)體最大橫向加速度分別為3.911 m/s2和0.053 m/s2，垂向加速度為15.288 m/s2和0.286 m/s2。相比方案1，方案3 中的輪對(duì)及車(chē)體垂向加速度分別降低了48.1%和34.7%。由此可知，合理的翼軌加高設(shè)計(jì)可顯著降低列車(chē)過(guò)岔時(shí)的輪軌垂向動(dòng)力相互作用，對(duì)于提高列車(chē)過(guò)岔平穩(wěn)性及旅客乘車(chē)舒適度具有重要意義。

4.4 第2 輪對(duì)動(dòng)力響應(yīng)

列車(chē)高速過(guò)岔時(shí)，各輪對(duì)間的動(dòng)態(tài)相互作用有所差別，為較好地分析列車(chē)過(guò)岔時(shí)的動(dòng)力響應(yīng)情況，本文同時(shí)給出了高速列車(chē)過(guò)岔時(shí)的第2 輪對(duì)動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算結(jié)果，見(jiàn)表5。由表中可以看出，列車(chē)過(guò)岔時(shí)，第2 輪對(duì)在轍叉?zhèn)鹊妮嗆壛拜唽?duì)加速度計(jì)算結(jié)果均較基本軌側(cè)結(jié)果偏大，這是由轍叉?zhèn)溶壍来嬖诮Y(jié)構(gòu)不平順?biāo)鸬?，與理論分析相一致。4 種方案中，各參數(shù)計(jì)算結(jié)果的最大幅值均與第1輪對(duì)相應(yīng)結(jié)果較為接近，經(jīng)過(guò)對(duì)比分析，方案3 效果最優(yōu)。

圖13 車(chē)體振動(dòng)加速度Fig.13 Vibration acceleration of car body

表5 高速列車(chē)過(guò)岔時(shí)第2 輪對(duì)的動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算結(jié)果Table 5 Calculation results of dynamic response of second wheel pair when high speed train through the turnout

5 翼軌加高值對(duì)列車(chē)過(guò)岔速度影響分析

目前，我國(guó)18 號(hào)道岔(有砟)直向最大通過(guò)速度為250 km/h。為進(jìn)一步分析翼軌加高設(shè)計(jì)對(duì)列車(chē)過(guò)岔速度的影響規(guī)律，本節(jié)基于方案1 和方案3 2 種工況，不考慮列車(chē)在實(shí)際情況下的過(guò)岔速度限制，令列車(chē)以250～270 km/h 的速度運(yùn)行。在上述2 種工況下，列車(chē)第1 輪對(duì)的橫向及垂向輪軌力、輪對(duì)加速度、車(chē)體加速度以及脫軌系數(shù)隨運(yùn)行速度的變化趨勢(shì)分別如圖14～17 所示。

圖14 第1 輪對(duì)轍叉?zhèn)容嗆壸饔昧ig.14 Wheel-rail force on the frog side of the first wheel set

圖15 第1 輪對(duì)振動(dòng)加速度Fig.15 Vibration acceleration of the first wheel set

圖16 車(chē)體振動(dòng)加速度Fig.16 Vibration acceleration of car body

圖17 安全系數(shù)Fig.17 Coefficient of security

由圖14～17 可以看出，2 種工況下的輪軌動(dòng)力相互作用參數(shù)均隨著列車(chē)運(yùn)行速度的增加而逐漸增大。與方案1 相比，相同速度下，方案3 中列車(chē)第一輪對(duì)垂向振動(dòng)響應(yīng)明顯較小。考慮到列車(chē)在轍叉部分的晃車(chē)現(xiàn)象并不嚴(yán)重，而輪軌豎向沖擊較為劇烈，因此在轍叉區(qū)應(yīng)重點(diǎn)考慮輪軌的垂向振動(dòng)特性。當(dāng)對(duì)岔區(qū)的輪軌垂向振動(dòng)特性給出某一固定限值時(shí)，相比于方案1，方案3 中的列車(chē)在確保安全行車(chē)的前提下明顯可開(kāi)行更高的速度。顯然，合理的翼軌加高設(shè)計(jì)將對(duì)于列車(chē)在岔區(qū)的提速具有重要意義。

6 結(jié)論

1)列車(chē)過(guò)岔時(shí)，隨著翼軌向外彎折，其輪軌接觸區(qū)域開(kāi)始逐漸外移，并由此造成輪對(duì)質(zhì)心垂向位置的降低，引發(fā)劇烈的輪軌沖擊振動(dòng)，嚴(yán)重限制列車(chē)的過(guò)岔速度，影響行車(chē)安全。

2)通過(guò)對(duì)翼軌進(jìn)行加高設(shè)計(jì)，可有效解決列車(chē)輪對(duì)質(zhì)心垂向位置的降低問(wèn)題，提高列車(chē)過(guò)岔平穩(wěn)性及旅客乘車(chē)舒適度；但是，當(dāng)翼軌因加高過(guò)大而超限時(shí)，又將在轍叉區(qū)產(chǎn)生向上的豎向結(jié)構(gòu)不平順，反而會(huì)加劇輪軌間的動(dòng)力相互作用。因此，在對(duì)可動(dòng)轍叉翼軌進(jìn)行加高設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)合理設(shè)置其加高值。

3)經(jīng)驗(yàn)證，18 號(hào)道岔可動(dòng)轍叉心軌頂寬50 mm位置處的翼軌加高值設(shè)置為2 mm 時(shí)最佳。與無(wú)加高設(shè)計(jì)相比，翼軌加高2 mm 后，列車(chē)第1 輪對(duì)垂向輪軌力峰值降低了18.16%、輪重減載率降低了35.8%、輪對(duì)和車(chē)體垂向振動(dòng)加速度則分別降低了48.1%和34.7%，過(guò)岔時(shí)的輪軌垂向振動(dòng)特性得到了明顯改善。

4)隨著列車(chē)運(yùn)行速度的提高，其過(guò)岔時(shí)的輪軌動(dòng)態(tài)響應(yīng)也會(huì)不斷加劇。鑒于列車(chē)在轍叉區(qū)的垂向動(dòng)力特性較為劇烈、減載率偏大是主要矛盾，而翼軌加高設(shè)計(jì)又可有效降低列車(chē)過(guò)岔時(shí)的垂向動(dòng)力響應(yīng)，因此，在對(duì)可動(dòng)轍叉翼軌進(jìn)行適當(dāng)加高后，其所容許的最大通過(guò)速度也將有所增加。顯然，合理的翼軌的加高設(shè)計(jì)對(duì)于列車(chē)的岔區(qū)提速具有重要意義。

5)研究成果可為我國(guó)高速鐵路及部分普速客貨混運(yùn)線路道岔可動(dòng)轍叉的結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供理論參考。