時速400 km高速道岔設計關鍵技術

王平, 徐井芒, 郝超江, 陳嶸, 姚力

（1.西南交通大學 高速鐵路線路工程教育部重點實驗室, 四川 成都 610031；2.西南交通大學 土木工程學院, 四川 成都 610031；3.中鐵二院工程集團有限責任公司 土木建筑設計研究一院, 四川 成都 610031）

0 引言

針對我國“交通強國”戰略發展目標, 開展時速400 km高速鐵路設計、建造、運營、維護成套技術研究, 推動高速鐵路技術實現新提升, 打造一條時速400 km高速鐵路示范線, 是當下新的戰略任務[1］。道岔是鐵路線路中引導列車換線運行的關鍵設備, 也是軌道三大薄弱環節之一。高速列車過岔時, 由于輪軌接觸點跡不連續, 將產生劇烈的輪軌動態相互作用[2］。隨著列車運行速度的提升, 動力沖擊相互作用顯著加劇, 使輪軌系統產生劇烈的中、高頻振動, 對保障道岔鋼軌使用壽命和行車平穩性、安全性提出了挑戰。

為了緩解道岔區域輪軌相互作用, 提高列車運行品質、減少道岔設備損壞, 應合理優化車輪與道岔之間的輪軌關系, 并開展道岔結構創新技術研究。在既有文獻中, 德國BWG公司創新性地提出一種動態軌距優化技術（FAKOP）, 大幅降低了道岔橫向結構不平順, 以解決列車過岔晃車嚴重的問題[3］；在FAKOP技術基礎上, 西班牙道岔專家Bugarin等[4］對直基本軌軌頂進行刨切, 進一步優化了道岔橫向結構不平順；王平等[5］提出通過優化直基本軌軌頭廓形, 抵消輪對所受橫向力；王樹國等[6］通過抬高尖軌縮短輪載過渡范圍, 有效減少了高速客運專線的道岔結構不平順。

道岔由鋼軌、扣件、軌枕、軌下基礎等部件組成, 各部件間應滿足等強度、等壽命、彈性連續等性能匹配要求。當運營條件變化時, 道岔各部件應根據運營需求進行結構創新或結構優化設計。目前, 我國已形成時速350 km高速鐵路成套道岔結構, 隨著時速400 km以上高速鐵路的建設, 針對高速道岔開展適應性研究十分必要。

1 18號道岔對時速400 km高速列車的適應性研究

1.1 車輛-道岔耦合模型建立

以某高速列車車輛及18號高速道岔為原型, 建立車輛-道岔耦合模型（見圖1）, 模型包含車輛模型、道岔模型、輪軌接觸模型3個部分。

如圖1（a）所示, 車輛模型由1個車體、2個轉向架、4個輪對組成, 各包含6個自由度, 共計42個自由度。車輛模型主要參數參照文獻[7］, 模型的一系懸掛、二系懸掛均采用彈簧阻尼元件模擬。

道岔為多根鋼軌件組合而成的系統結構, 高速列車直向過岔, 車輪分別與直基本軌、曲基本軌、直尖軌接觸, 在曲基本軌與直尖軌拼接位置發生輪載過渡。將曲基本軌、直尖軌組合的鋼軌廓形作為一側鋼軌與車輪接觸, 直基本軌與另一側車輪接觸。組合廓形一側, 選取關鍵特征斷面沿縱向插值獲取任意位置的道岔組合截面廓形, 按里程等間隔布置, 基于Bezier曲線擬合生成連續的道岔變截面廓形。如圖1（b）所示, 軌下基礎模型的彈性用彈簧阻尼元件模擬。

通過輪軌接觸模型, 將車輛模型與道岔模型連接, 輪軌接觸的法向力與切向力分別使用Hertz非線性彈性接觸和修正的FastSim進行計算[8-10］。

1.2 風險性評估

運用車輛-道岔耦合模型, 對運營時速400 km（檢算時速440 km）高速列車直逆向通過18號道岔的動力學指標進行計算, 并與運營時速350 km（檢算時速385 km）高速列車直向過岔的動力學指標進行對比（見圖2）, 分析采用18號道岔的風險性。

如圖2（a）所示, 運營時速400 km（檢算時速440 km）高速列車直逆向過岔時, 其脫軌系數幅值相對于運營時速350 km（檢算時速385 km）高速列車增長不大。

圖2 高速列車通過18號道岔動力學指標時程曲線

如圖2（b）所示, 輪重減載率最大值在轍叉區, 輪重減載率由0.543增至0.740, 速度增加對輪重減載率影響較大, 運營時速400 km（檢算時速440 km）高速列車在轍叉區的輪重減載率接近限值0.8, 影響行車安全。

如圖2（c）所示, 運營時速400 km（檢算時速440 km）高速列車車體橫向振動加速度最大值為0.39 m/s2, 運營時速350 km（檢算時速385 km）高速列車車體橫向振動加速度最大值為0.16 m/s2。

如圖2（d）所示, 運營時速400 km（檢算時速440 km）高速列車車體垂向振動加速度最大值為0.08 m/s2, 運營時速350 km（檢算時速385 km）高速列車車體垂向振動加速度最大值為0.04 m/s2。

以上計算結果均未超過動力學指標安全限值, 但該車輛-道岔耦合模型未考慮環境等隨機因素作用。在實際環境中, 如風荷載、軌道隨機不平順等因素不可避免?？紤]各種隨機因素與道岔結構不平順疊加, 得到直基本軌與直尖軌的軌道譜（見圖3）。如圖所示, 將隨機因素與道岔結構不平順疊加后, 道岔區軌道譜相對于區間線路明顯惡化。隨著過岔速度的提升, 高速列車直逆向過岔時的車體橫向加速度超限幾率大幅增加, 即直向過岔“晃車”。一旦出現“晃車”現象, 查找原因、制定維修對策、現場整治等耗時較長, 影響聯調聯試；線路開通后, 道岔平順性難以長期保持, 可能經常性出現“晃車”現象, 嚴重影響行車安全性、平穩性。

圖3 道岔區軌道譜

2 輪軌關系優化

2.1 心軌降低值優化

在無縫線路中, 為了確保心軌在溫度力作用下伸縮, 心軌尖端在轍叉咽喉后40 mm?，F有18號道岔心軌尖端位置軌頭寬度為9.2 mm, 心軌降低值為16 mm。為了改善輪軌動力沖擊作用, 對心軌降低值進行優化, 將長心軌頂寬20.0 mm斷面作為承載起始斷面, 該斷面心軌降低值為4 mm；頂寬50.0 mm時, 心軌完全承載, 心軌降低值為0 mm（見表1）。

表1 轍叉心軌降低值設計

心軌降低值優化前后輪軌相互作用力時程曲線見圖4。在優化輪軌關系與原始輪軌關系下, 輪軌橫向力最大值分別為9.6 kN和10.7 kN, 輪軌關系優化后, 輪軌橫向力小幅減??；在優化輪軌關系與原始輪軌關系下, 尖軌側輪軌垂向力最大值分別為173.0 kN和183.3 kN, 輪軌關系優化后, 輪軌垂向力最大值減小。

圖4 心軌降低值優化前后輪軌相互作用力時程曲線

2.2 翼軌抬高

可動心軌轍叉在輪載過渡時, 由于垂向結構不平順較大, 在轍叉區造成劇烈的輪軌沖擊, 當列車以時速440 km直逆向過岔時, 輪重減載率接近限值。通過垂向抬高翼軌, 減小轍叉區垂向結構不平順, 延后輪載過渡位置至心軌粗壯斷面, 減緩轍叉輪軌動態相互作用。為了降低轍叉縱向不平順, 將心軌20 mm斷面作為承載起始斷面, 翼軌抬高范圍為心軌實際尖端至心軌50 mm斷面；在心軌30 mm斷面處, 翼軌抬高值達到最大, 為2.2 mm；在心軌20 mm斷面處, 翼軌抬高值為0.7 mm。翼軌抬高前后系統動力響應對比見圖5。如圖所示, 通過翼軌抬高, 列車直逆向過岔的輪軌垂向力最大值減小14.60 kN。翼軌抬高使輪載過渡位置延后, 有利于減緩心軌薄弱斷面傷損, 延長道岔心軌使用壽命。

圖5 翼軌抬高前后系統動力響應對比

2.3 低等效錐度基本軌結構優化

列車直逆向過岔時, 在轉轍器區輪載過渡前, 由于曲基本軌向外彎折, 導致尖軌側輪軌接觸點外移, 使輪對滾動圓半徑差增大, 加劇列車橫向動力響應。為使列車平穩過岔, 提出通過切削直基本軌軌距角的方式控制滾動圓半徑差, 從而對基本軌結構進行優化。通過優化直基本軌軌頂廓形, 使在轉轍器區輪載過渡前兩側輪軌接觸點同步外移, 減小了兩側滾動圓半徑差和等效錐度。轉轍器直基本軌優化方案示意見圖6。

圖6 轉轍器直基本軌優化方案示意圖

如圖所示, 截面A-A位于尖軌尖端, 截面B-B位于直尖軌變截面范圍末端, 即頂寬71 mm直尖軌所在位置。即使在輪對無橫移量情況下, 變截面鋼軌和曲基本軌彎折也會使輪對在截面A-A、截面B-B范圍內產生滾動圓半徑差。因此, 擬定截面A-A與截面B-B之間的尖軌變截面范圍為直基本軌優化范圍。當高速列車直逆向過岔且尖軌側輪載開始從曲基本軌過渡至直尖軌時, 輪對滾動圓半徑差和等效錐度較大。將輪載過渡起始位置相應的直基本軌截面C-C作為控制斷面, 通過對截面A-A、C-C、B-B相應的直基本軌廓形離散點之間進行線性插值, 以模擬直基本軌廓形變化。采用結合Quasi-Newton和BFGS方法的二次序列優化法（SQP）, 對直基本軌C-C斷面進行優化[5］。

基本軌優化前后系統動力響應對比見圖7。如圖所示, 該優化設計顯著降低了輪載過渡時的輪軌橫移量、車體橫向振動加速度, 其最大值分別降低56.2%、50.0%, 行車平穩性顯著提高。

圖7 基本軌優化前后系統動力響應對比

該方案對減小直向過岔橫向力有一定幫助, 但增大了直基本軌一側垂向力；側向過岔時, 引起橫向力增大, 給列車側向過岔的安全性、平穩性造成一定隱患；工廠試制結果表明, 曲面輪廓的機加工難度非常大, 在運用實踐中, 輪廓能否保持、打磨過程中能否恢復, 均需要進一步研究。

3 無縫化設計

3.1 轉轍器跟端限位器優化

在莫喀高鐵道岔結構設計中, 在尖軌跟端布置了2組跟端限位器。通過無縫道岔計算模型[11］, 分析縱向力傳遞機理以及由橫向力引起的脹軌規律。在傳統設計中, 轉轍器跟端不同位置限位器子母塊間隙均相等。若2組限位器子母塊間隙相等, 通過計算可知, 靠近尖軌尖端的限位器所受集中縱向力, 遠大于靠近尖軌根端的限位器[5］。不同位置的限位器由于受力不均, 易破壞道岔的幾何形位狀態, 在縱向力集中處可能導致鋼軌碎彎。因此, 提出將2組限位器子母塊間隙設置為不同值。根據計算將其差值調整為2 mm, 不同限位器子母塊間隙組合下, 無縫道岔鋼軌受力及尖軌尖端伸縮位移見圖8。如圖所示, 通過優化調整2組限位器子母塊間隙, 縱向力差值顯著減小, 最大限度滿足了同步受力的要求。

圖8 無縫道岔鋼軌受力及尖軌尖端伸縮位移

3.2 新型鎖閉結構

傳統的尖軌外鎖閉裝置通過螺栓將尖軌連接鐵與鎖閉鉤相連, 鎖閉鉤可在銷軸內沿縱向在一定長度范圍內平動；新型鉤型鎖閉機構在尖軌連接鐵與鎖閉鉤之間有一個雙層滑塊, 鎖閉鉤可繞雙層滑塊轉動, 以適應可動軌件伸縮。該新型鎖閉結構可滿足時速400 km高速道岔的鋼軌高溫差伸縮變形需求。2種鎖閉裝置結構對比見圖9。

圖9 2種鎖閉裝置結構對比

4 結論與建議

對時速400 km高速道岔設計關鍵技術的研究表明, 采用心軌降低值優化、翼軌抬高、低等效錐度基本軌結構優化等設計, 可在一定程度上改善輪軌動力沖擊作用, 提升高速道岔的安全性與穩定性；通過優化尖軌跟端傳力結構、采用新型鉤型鎖閉機構, 可進一步保障高速道岔無縫化, 滿足跨區間無縫線路要求。研究已實現輪軌關系設計、跨區間無縫線路高平順性等方面的高速道岔結構優化, 并對今后的研究方向提出以下建議：

（1）綜合現有優化設計方案, 以高速行車低動力、高平穩性、高安全性等為目標, 利用多目標優化方法對輪軌關系進行優化。

（2）現有評估方法是基于車輛-道岔耦合動力學的方法, 所計算工況為理想狀況下的單一工況, 后續在設計優化方案時, 宜將隨機動力學、概率密度演化等方法引進, 以此評估動力學響應。