時(shí)速400 km高速道岔設(shè)計(jì)關(guān)鍵技術(shù)

王平, 徐井芒, 郝超江, 陳嶸, 姚力

（1.西南交通大學(xué) 高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 四川 成都 610031；2.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院, 四川 成都 610031；3.中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司 土木建筑設(shè)計(jì)研究一院, 四川 成都 610031）

0 引言

針對(duì)我國(guó)“交通強(qiáng)國(guó)”戰(zhàn)略發(fā)展目標(biāo), 開(kāi)展時(shí)速400 km高速鐵路設(shè)計(jì)、建造、運(yùn)營(yíng)、維護(hù)成套技術(shù)研究, 推動(dòng)高速鐵路技術(shù)實(shí)現(xiàn)新提升, 打造一條時(shí)速400 km高速鐵路示范線, 是當(dāng)下新的戰(zhàn)略任務(wù)[1］。道岔是鐵路線路中引導(dǎo)列車換線運(yùn)行的關(guān)鍵設(shè)備, 也是軌道三大薄弱環(huán)節(jié)之一。高速列車過(guò)岔時(shí), 由于輪軌接觸點(diǎn)跡不連續(xù), 將產(chǎn)生劇烈的輪軌動(dòng)態(tài)相互作用[2］。隨著列車運(yùn)行速度的提升, 動(dòng)力沖擊相互作用顯著加劇, 使輪軌系統(tǒng)產(chǎn)生劇烈的中、高頻振動(dòng), 對(duì)保障道岔鋼軌使用壽命和行車平穩(wěn)性、安全性提出了挑戰(zhàn)。

為了緩解道岔區(qū)域輪軌相互作用, 提高列車運(yùn)行品質(zhì)、減少道岔設(shè)備損壞, 應(yīng)合理優(yōu)化車輪與道岔之間的輪軌關(guān)系, 并開(kāi)展道岔結(jié)構(gòu)創(chuàng)新技術(shù)研究。在既有文獻(xiàn)中, 德國(guó)BWG公司創(chuàng)新性地提出一種動(dòng)態(tài)軌距優(yōu)化技術(shù)（FAKOP）, 大幅降低了道岔橫向結(jié)構(gòu)不平順, 以解決列車過(guò)岔晃車嚴(yán)重的問(wèn)題[3］；在FAKOP技術(shù)基礎(chǔ)上, 西班牙道岔專家Bugarin等[4］對(duì)直基本軌軌頂進(jìn)行刨切, 進(jìn)一步優(yōu)化了道岔橫向結(jié)構(gòu)不平順；王平等[5］提出通過(guò)優(yōu)化直基本軌軌頭廓形, 抵消輪對(duì)所受橫向力；王樹(shù)國(guó)等[6］通過(guò)抬高尖軌縮短輪載過(guò)渡范圍, 有效減少了高速客運(yùn)專線的道岔結(jié)構(gòu)不平順。

道岔由鋼軌、扣件、軌枕、軌下基礎(chǔ)等部件組成, 各部件間應(yīng)滿足等強(qiáng)度、等壽命、彈性連續(xù)等性能匹配要求。當(dāng)運(yùn)營(yíng)條件變化時(shí), 道岔各部件應(yīng)根據(jù)運(yùn)營(yíng)需求進(jìn)行結(jié)構(gòu)創(chuàng)新或結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)。目前, 我國(guó)已形成時(shí)速350 km高速鐵路成套道岔結(jié)構(gòu), 隨著時(shí)速400 km以上高速鐵路的建設(shè), 針對(duì)高速道岔開(kāi)展適應(yīng)性研究十分必要。

1 18號(hào)道岔對(duì)時(shí)速400 km高速列車的適應(yīng)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(hào)高速道岔為原型, 建立車輛-道岔耦合模型（見(jiàn)圖1）, 模型包含車輛模型、道岔模型、輪軌接觸模型3個(gè)部分。

如圖1（a）所示, 車輛模型由1個(gè)車體、2個(gè)轉(zhuǎn)向架、4個(gè)輪對(duì)組成, 各包含6個(gè)自由度, 共計(jì)42個(gè)自由度。車輛模型主要參數(shù)參照文獻(xiàn)[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(tǒng)結(jié)構(gòu), 高速列車直向過(guò)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(fā)生輪載過(guò)渡。將曲基本軌、直尖軌組合的鋼軌廓形作為一側(cè)鋼軌與車輪接觸, 直基本軌與另一側(cè)車輪接觸。組合廓形一側(cè), 選取關(guān)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(xù)的道岔變截面廓形。如圖1（b）所示, 軌下基礎(chǔ)模型的彈性用彈簧阻尼元件模擬。

通過(guò)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(jìn)行計(jì)算[8-10］。

1.2 風(fēng)險(xiǎn)性評(píng)估

運(yùn)用車輛-道岔耦合模型, 對(duì)運(yùn)營(yíng)時(shí)速400 km（檢算時(shí)速440 km）高速列車直逆向通過(guò)18號(hào)道岔的動(dòng)力學(xué)指標(biāo)進(jìn)行計(jì)算, 并與運(yùn)營(yíng)時(shí)速350 km（檢算時(shí)速385 km）高速列車直向過(guò)岔的動(dòng)力學(xué)指標(biāo)進(jìn)行對(duì)比（見(jiàn)圖2）, 分析采用18號(hào)道岔的風(fēng)險(xiǎn)性。

如圖2（a）所示, 運(yùn)營(yíng)時(shí)速400 km（檢算時(shí)速440 km）高速列車直逆向過(guò)岔時(shí), 其脫軌系數(shù)幅值相對(duì)于運(yùn)營(yíng)時(shí)速350 km（檢算時(shí)速385 km）高速列車增長(zhǎng)不大。

圖2 高速列車通過(guò)18號(hào)道岔動(dòng)力學(xué)指標(biāo)時(shí)程曲線

如圖2（b）所示, 輪重減載率最大值在轍叉區(qū), 輪重減載率由0.543增至0.740, 速度增加對(duì)輪重減載率影響較大, 運(yùn)營(yíng)時(shí)速400 km（檢算時(shí)速440 km）高速列車在轍叉區(qū)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(yùn)營(yíng)時(shí)速400 km（檢算時(shí)速440 km）高速列車車體橫向振動(dòng)加速度最大值為0.39 m/s2, 運(yùn)營(yíng)時(shí)速350 km（檢算時(shí)速385 km）高速列車車體橫向振動(dòng)加速度最大值為0.16 m/s2。

如圖2（d）所示, 運(yùn)營(yíng)時(shí)速400 km（檢算時(shí)速440 km）高速列車車體垂向振動(dòng)加速度最大值為0.08 m/s2, 運(yùn)營(yíng)時(shí)速350 km（檢算時(shí)速385 km）高速列車車體垂向振動(dòng)加速度最大值為0.04 m/s2。

以上計(jì)算結(jié)果均未超過(guò)動(dòng)力學(xué)指標(biāo)安全限值, 但該車輛-道岔耦合模型未考慮環(huán)境等隨機(jī)因素作用。在實(shí)際環(huán)境中, 如風(fēng)荷載、軌道隨機(jī)不平順等因素不可避免。考慮各種隨機(jī)因素與道岔結(jié)構(gòu)不平順疊加, 得到直基本軌與直尖軌的軌道譜（見(jiàn)圖3）。如圖所示, 將隨機(jī)因素與道岔結(jié)構(gòu)不平順疊加后, 道岔區(qū)軌道譜相對(duì)于區(qū)間線路明顯惡化。隨著過(guò)岔速度的提升, 高速列車直逆向過(guò)岔時(shí)的車體橫向加速度超限幾率大幅增加, 即直向過(guò)岔“晃車”。一旦出現(xiàn)“晃車”現(xiàn)象, 查找原因、制定維修對(duì)策、現(xiàn)場(chǎng)整治等耗時(shí)較長(zhǎng), 影響聯(lián)調(diào)聯(lián)試；線路開(kāi)通后, 道岔平順性難以長(zhǎng)期保持, 可能經(jīng)常性出現(xiàn)“晃車”現(xiàn)象, 嚴(yán)重影響行車安全性、平穩(wěn)性。

圖3 道岔區(qū)軌道譜

2 輪軌關(guān)系優(yōu)化

2.1 心軌降低值優(yōu)化

在無(wú)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(xiàn)有18號(hào)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(dòng)力沖擊作用, 對(duì)心軌降低值進(jìn)行優(yōu)化, 將長(zhǎng)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(shí), 心軌完全承載, 心軌降低值為0 mm（見(jiàn)表1）。

表1 轍叉心軌降低值設(shè)計(jì)

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

圖4 心軌降低值優(yōu)化前后輪軌相互作用力時(shí)程曲線

2.2 翼軌抬高

可動(dòng)心軌轍叉在輪載過(guò)渡時(shí), 由于垂向結(jié)構(gòu)不平順較大, 在轍叉區(qū)造成劇烈的輪軌沖擊, 當(dāng)列車以時(shí)速440 km直逆向過(guò)岔時(shí), 輪重減載率接近限值。通過(guò)垂向抬高翼軌, 減小轍叉區(qū)垂向結(jié)構(gòu)不平順, 延后輪載過(guò)渡位置至心軌粗壯斷面, 減緩轍叉輪軌動(dòng)態(tài)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(shí)際尖端至心軌50 mm斷面；在心軌30 mm斷面處, 翼軌抬高值達(dá)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(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)對(duì)比見(jiàn)圖5。如圖所示, 通過(guò)翼軌抬高, 列車直逆向過(guò)岔的輪軌垂向力最大值減小14.60 kN。翼軌抬高使輪載過(guò)渡位置延后, 有利于減緩心軌薄弱斷面?zhèn)麚p, 延長(zhǎng)道岔心軌使用壽命。

圖5 翼軌抬高前后系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)對(duì)比

2.3 低等效錐度基本軌結(jié)構(gòu)優(yōu)化

列車直逆向過(guò)岔時(shí), 在轉(zhuǎn)轍器區(qū)輪載過(guò)渡前, 由于曲基本軌向外彎折, 導(dǎo)致尖軌側(cè)輪軌接觸點(diǎn)外移, 使輪對(duì)滾動(dòng)圓半徑差增大, 加劇列車橫向動(dòng)力響應(yīng)。為使列車平穩(wěn)過(guò)岔, 提出通過(guò)切削直基本軌軌距角的方式控制滾動(dòng)圓半徑差, 從而對(duì)基本軌結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。通過(guò)優(yōu)化直基本軌軌頂廓形, 使在轉(zhuǎn)轍器區(qū)輪載過(guò)渡前兩側(cè)輪軌接觸點(diǎn)同步外移, 減小了兩側(cè)滾動(dòng)圓半徑差和等效錐度。轉(zhuǎn)轍器直基本軌優(yōu)化方案示意見(jiàn)圖6。

圖6 轉(zhuǎn)轍器直基本軌優(yōu)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(duì)無(wú)橫移量情況下, 變截面鋼軌和曲基本軌彎折也會(huì)使輪對(duì)在截面A-A、截面B-B范圍內(nèi)產(chǎn)生滾動(dòng)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(yōu)化范圍。當(dāng)高速列車直逆向過(guò)岔且尖軌側(cè)輪載開(kāi)始從曲基本軌過(guò)渡至直尖軌時(shí), 輪對(duì)滾動(dòng)圓半徑差和等效錐度較大。將輪載過(guò)渡起始位置相應(yīng)的直基本軌截面C-C作為控制斷面, 通過(guò)對(duì)截面A-A、C-C、B-B相應(yīng)的直基本軌廓形離散點(diǎn)之間進(jìn)行線性插值, 以模擬直基本軌廓形變化。采用結(jié)合Quasi-Newton和BFGS方法的二次序列優(yōu)化法（SQP）, 對(duì)直基本軌C-C斷面進(jìn)行優(yōu)化[5］。

基本軌優(yōu)化前后系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)對(duì)比見(jiàn)圖7。如圖所示, 該優(yōu)化設(shè)計(jì)顯著降低了輪載過(guò)渡時(shí)的輪軌橫移量、車體橫向振動(dòng)加速度, 其最大值分別降低56.2%、50.0%, 行車平穩(wěn)性顯著提高。

圖7 基本軌優(yōu)化前后系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)對(duì)比

該方案對(duì)減小直向過(guò)岔橫向力有一定幫助, 但增大了直基本軌一側(cè)垂向力；側(cè)向過(guò)岔時(shí), 引起橫向力增大, 給列車側(cè)向過(guò)岔的安全性、平穩(wěn)性造成一定隱患；工廠試制結(jié)果表明, 曲面輪廓的機(jī)加工難度非常大, 在運(yùn)用實(shí)踐中, 輪廓能否保持、打磨過(guò)程中能否恢復(fù), 均需要進(jìn)一步研究。

3 無(wú)縫化設(shè)計(jì)

3.1 轉(zhuǎn)轍器跟端限位器優(yōu)化

在莫喀高鐵道岔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中, 在尖軌跟端布置了2組跟端限位器。通過(guò)無(wú)縫道岔計(jì)算模型[11］, 分析縱向力傳遞機(jī)理以及由橫向力引起的脹軌規(guī)律。在傳統(tǒng)設(shè)計(jì)中, 轉(zhuǎn)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(guò)計(jì)算可知, 靠近尖軌尖端的限位器所受集中縱向力, 遠(yuǎn)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(tài), 在縱向力集中處可能導(dǎo)致鋼軌碎彎。因此, 提出將2組限位器子母塊間隙設(shè)置為不同值。根據(jù)計(jì)算將其差值調(diào)整為2 mm, 不同限位器子母塊間隙組合下, 無(wú)縫道岔鋼軌受力及尖軌尖端伸縮位移見(jiàn)圖8。如圖所示, 通過(guò)優(yōu)化調(diào)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(wú)縫道岔鋼軌受力及尖軌尖端伸縮位移

3.2 新型鎖閉結(jié)構(gòu)

傳統(tǒng)的尖軌外鎖閉裝置通過(guò)螺栓將尖軌連接鐵與鎖閉鉤相連, 鎖閉鉤可在銷軸內(nèi)沿縱向在一定長(zhǎng)度范圍內(nèi)平動(dòng)；新型鉤型鎖閉機(jī)構(gòu)在尖軌連接鐵與鎖閉鉤之間有一個(gè)雙層滑塊, 鎖閉鉤可繞雙層滑塊轉(zhuǎn)動(dòng), 以適應(yīng)可動(dòng)軌件伸縮。該新型鎖閉結(jié)構(gòu)可滿足時(shí)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(jié)構(gòu)對(duì)比見(jiàn)圖9。

圖9 2種鎖閉裝置結(jié)構(gòu)對(duì)比

4 結(jié)論與建議

對(duì)時(shí)速400 km高速道岔設(shè)計(jì)關(guān)鍵技術(shù)的研究表明, 采用心軌降低值優(yōu)化、翼軌抬高、低等效錐度基本軌結(jié)構(gòu)優(yōu)化等設(shè)計(jì), 可在一定程度上改善輪軌動(dòng)力沖擊作用, 提升高速道岔的安全性與穩(wěn)定性；通過(guò)優(yōu)化尖軌跟端傳力結(jié)構(gòu)、采用新型鉤型鎖閉機(jī)構(gòu), 可進(jìn)一步保障高速道岔無(wú)縫化, 滿足跨區(qū)間無(wú)縫線路要求。研究已實(shí)現(xiàn)輪軌關(guān)系設(shè)計(jì)、跨區(qū)間無(wú)縫線路高平順性等方面的高速道岔結(jié)構(gòu)優(yōu)化, 并對(duì)今后的研究方向提出以下建議：

（1）綜合現(xiàn)有優(yōu)化設(shè)計(jì)方案, 以高速行車低動(dòng)力、高平穩(wěn)性、高安全性等為目標(biāo), 利用多目標(biāo)優(yōu)化方法對(duì)輪軌關(guān)系進(jìn)行優(yōu)化。

（2）現(xiàn)有評(píng)估方法是基于車輛-道岔耦合動(dòng)力學(xué)的方法, 所計(jì)算工況為理想狀況下的單一工況, 后續(xù)在設(shè)計(jì)優(yōu)化方案時(shí), 宜將隨機(jī)動(dòng)力學(xué)、概率密度演化等方法引進(jìn), 以此評(píng)估動(dòng)力學(xué)響應(yīng)。