馬曉川， 王 平， 王 健， 徐井芒

(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)

高速道岔轉(zhuǎn)轍器處，由于尖軌頂面降低，開始階段的輪軌接觸點(diǎn)位于基本軌上，并隨尖軌頂寬的增大逐漸外移，直到輪軌接觸點(diǎn)由基本軌過渡到尖軌上。這個過程中，輪對在橫向蠕滑力的作用下會向尖軌方向偏離。當(dāng)輪對中心偏離軌道中心線時，左右車輪將以不同的滾動圓半徑向前運(yùn)行，輪對中心的運(yùn)動軌跡呈波形曲線，稱為輪對的蛇行運(yùn)動[1-2〗。道岔轉(zhuǎn)轍器處的動力性能是道岔研究內(nèi)容的重點(diǎn)，當(dāng)輪對發(fā)生擺動時會惡化輪軌動力作用。

尖軌降低的位置和大小是影響道岔轉(zhuǎn)轍器動力特性的重要因素，許多學(xué)者針對轉(zhuǎn)轍器的動力特性進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[3〗提出了求解道岔轉(zhuǎn)轍器輪載分布規(guī)律的計(jì)算模型和方法。文獻(xiàn)[4〗提出了車輛道岔系統(tǒng)動力學(xué)理論。文獻(xiàn)[5〗運(yùn)用車輛道岔系統(tǒng)動力學(xué)的方法，研究了轉(zhuǎn)轍器軌距優(yōu)化技術(shù)對高速道岔動力性能的影響。文獻(xiàn)[6〗建立了道岔動力參數(shù)設(shè)計(jì)法，并對道岔轉(zhuǎn)轍器部分的軌距加寬進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。

本文針對42號高速道岔存在尖軌降低值超限的問題，運(yùn)用車輛-道岔系統(tǒng)動力學(xué)理論，通過仿真計(jì)算研究尖軌降低值超限對道岔轉(zhuǎn)轍器處輪載過渡、車輛穩(wěn)定、輪軌動力附加力、行車安全指標(biāo)等的影響。

1 尖軌降低值及輪廓變化

1.1 尖軌降低值測量結(jié)果

使用深度尺對42號高速道岔直尖軌相對于曲基本軌的頂面降低值逐枕進(jìn)行了測量，測量降低值與設(shè)計(jì)降低值的對比見圖1。可見，該道岔直尖軌實(shí)際降低值普遍大于設(shè)計(jì)值，特別是在輪載從基本軌向尖軌過渡的范圍內(nèi)降低值偏差較大，最大值約2.3 mm，已超過TB/T3302—2013《高速鐵路無砟軌道道岔鋪設(shè)技術(shù)條件》[1〗中“尖軌與基本軌頂面高度偏差不大于1 mm”的規(guī)定。

動車組以295 km/h的速度直向通過該道岔時，在轉(zhuǎn)轍器處會出現(xiàn)較為嚴(yán)重的晃車現(xiàn)象。根據(jù)尖軌降低值的偏差，在尖軌軌底和滑床臺板之間設(shè)置不同厚度的鐵墊片使尖軌抬高。由于現(xiàn)場條件及道岔本身結(jié)構(gòu)的限制，調(diào)整后的尖軌降低值與設(shè)計(jì)降低值存在一定的偏差，但偏差被控制在1 mm之內(nèi)。

1.2 尖軌輪廓變化

當(dāng)實(shí)測尖軌降低值與設(shè)計(jì)降低值不符時，尖軌和基本軌的“組合輪廓”會隨之發(fā)生變化。根據(jù)測得的尖軌降低值的偏差，分別得到尖軌頂寬20、35、50 mm三個關(guān)鍵斷面處的輪廓變化，見圖2。

2 計(jì)算理論

參考文獻(xiàn)[4〗和文獻(xiàn)[8〗，建立車輛-道岔系統(tǒng)耦合振動模型。該模型包含3個部分，分別是車輛模型、道岔模型和輪軌接觸模型。

2.1 車輛模型

道岔區(qū)的車輛模型與區(qū)間線路的車輛模型相同。本文為了更好地模擬車輛經(jīng)過道岔時的動力特性，采用整車模型。車輛模型見圖3。

在車輛模型中，考慮31個運(yùn)動自由度：車體有橫移、沉浮、側(cè)滾、點(diǎn)頭和搖頭5個自由度；2個轉(zhuǎn)向架分別有橫移、沉浮、側(cè)滾、點(diǎn)頭和搖頭5個自由度;4個車輪分別有橫移、沉浮、側(cè)滾和搖頭4個自由度。

計(jì)算模型坐標(biāo)系的選取為：以車輛前進(jìn)方向?yàn)閤軸正方向，以車輛前進(jìn)方向的右側(cè)為y軸正方向，z軸正方向根據(jù)右手法則確定。

車輛的基本計(jì)算參數(shù)包括車體、轉(zhuǎn)向架和輪對的質(zhì)量，繞各軸的慣性矩，一、二系懸掛的剛度和阻尼。本文的車輛基本計(jì)算參數(shù)取自文獻(xiàn)[8〗，見表1。

表1 車輛基本計(jì)算參數(shù)

2.2 道岔模型

根據(jù)42號高速道岔的設(shè)計(jì)圖建立42號可動心軌高速道岔整體模型，見圖4。

在道岔模型中，將道岔中的每根鋼軌按軌枕支承點(diǎn)劃分為有限個梁單元，每個單元節(jié)點(diǎn)有垂向位移、垂向轉(zhuǎn)角、橫向位移及橫向轉(zhuǎn)角4個自由度。軌枕在橫向上被視為一個剛體質(zhì)量塊，具有橫向位移1個自由度。在垂向上將軌枕按鋼軌支承點(diǎn)劃分為有限個梁單元，每個單元具有垂向位移和垂向轉(zhuǎn)角2個自由度。

42號高速道岔的基本計(jì)算參數(shù)見表2。

表2 道岔基本計(jì)算參數(shù)

2.3 輪軌接觸模型

車輛模型和道岔模型之間由輪軌接觸模型建立關(guān)聯(lián)。在輪軌接觸模型中，考慮車輪與鋼軌踏面的接觸關(guān)系、車輪輪緣與鋼軌的接觸關(guān)系和車輪輪背與翼軌的接觸關(guān)系。同時，考慮車輛運(yùn)行至道岔不同部位時接觸軌跡的變化。

輪軌垂向作用由非線性的赫茲接觸彈簧力反映，輪軌橫向作用由輪軌蠕滑力和輪緣力等反映，考慮車輪與基本軌、尖軌以及車輪與翼軌、心軌可能發(fā)生的多點(diǎn)接觸情況。

2.4 振動方程

采用變分形式的最小勢能原理方法，建立道岔輪軌振動系統(tǒng)的微分方程。由最小勢能原理可知，在所有滿足邊界條件的協(xié)調(diào)位移中，滿足平衡條件的位移可以使系統(tǒng)的總勢能π達(dá)到極值，即

δπ=δ(U+V)=0

( 1 )

式中:U、V分別為系統(tǒng)的總應(yīng)變能和總外力勢能。

以大地為參考坐標(biāo)系，以軌道及車輛均不受外力狀態(tài)為初始狀態(tài)，推導(dǎo)系統(tǒng)中各個能量的變分表達(dá)式及變分形式的位移協(xié)調(diào)條件，經(jīng)計(jì)算機(jī)對號入座形成系統(tǒng)的質(zhì)量矩陣M、剛度矩陣K及阻尼矩陣C，并組成系統(tǒng)的振動微分方程如式( 2 )所示

( 2 )

利用系統(tǒng)的振動微分方程，在某一時間步長下，迭代判斷協(xié)調(diào)位移能否滿足系統(tǒng)平衡條件。若不滿足則重新組建新的振動微分方程，直到滿足要求為止。如此可得到該時刻的系統(tǒng)振動響應(yīng)。

2.5 計(jì)算模型驗(yàn)證

文獻(xiàn)[10〗中建立了車輛-軌道空間模型，并通過與NUCARS和SIMPACK商業(yè)軟件數(shù)值仿真結(jié)果的對比驗(yàn)證了其計(jì)算結(jié)果的可靠性。車輛進(jìn)入道岔前，本文的計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[9〗計(jì)算結(jié)果的對比見圖5。計(jì)算時車速取為160 km/h，軌道不平順采用的是單一的諧波型高低和方向不平順，該不平順可按式( 3 )進(jìn)行描述

Y=0.5Asin(2πx/λ)

( 3 )

式中：A為不平順的全峰值，取為10 mm；λ為不平順波長，取為20 m；x為線路的縱向距離。

由圖5可見:當(dāng)軌道只存在高低不平順時，與文獻(xiàn)[10〗計(jì)算結(jié)果相比，本文計(jì)算結(jié)果中車體的垂向加速度基本吻合，輪軌垂向力的波動范圍略大，兩者的變化規(guī)律大致相同；當(dāng)軌道只存在水平不平順時，與文獻(xiàn)[9〗計(jì)算結(jié)果相比，本文計(jì)算結(jié)果中車體橫向加速度的波動范圍略大，輪軌橫向力的最大值略大，兩者的變化規(guī)律大致相同。這說明本文所使用的計(jì)算模型可以較為真實(shí)可靠地反映車輛-軌道系統(tǒng)的振動特性。

3 計(jì)算結(jié)果分析

本文的計(jì)算是基于車輛-道岔系統(tǒng)動力學(xué)理論，應(yīng)用SIMPACK動力學(xué)軟件，通過仿真計(jì)算可分別得到動車組車輛以295 km/h的速度直向通過道岔和以120 km/h的速度側(cè)向通過道岔時，道岔鋼軌接觸點(diǎn)的位移、輪對橫向位移、車體橫向加速度、輪軌橫向及垂向動力附加力、脫軌系數(shù)、減載率等道岔動力性能參數(shù)。

3.1 轉(zhuǎn)轍器輪載過渡

基于輪軌接觸跡線法[11-12〗的基本原理，計(jì)算得到設(shè)計(jì)尖軌降低值條件下與尖軌降低值超限條件下尖軌關(guān)鍵斷面處輪軌接觸點(diǎn)對分布的對比，設(shè)計(jì)尖軌降低值條件下輪軌接觸點(diǎn)對的分布見圖6，尖軌降低值超限條件下輪軌接觸點(diǎn)對的分布見圖7。

車輛經(jīng)過道岔轉(zhuǎn)轍器時，開始階段輪軌接觸點(diǎn)主要分布在基本軌上，當(dāng)車輪位于轉(zhuǎn)轍器輪載過渡段時，輪軌接觸點(diǎn)逐漸由基本軌過渡到尖軌上，最后輪軌接觸點(diǎn)全部過渡到尖軌上。

圖8所示為車輪從尖軌尖端運(yùn)行到到尖軌跟端過程中，車輪荷載在基本軌上的比例系數(shù)變化規(guī)律。可見車輪荷載完全作用在基本軌上時，比例系數(shù)為1；反之，車輪荷載完全作用在尖軌上時，比例系數(shù)為0。

由圖8可知：設(shè)計(jì)尖軌降低值條件下，輪載過渡段在距尖軌14.236～14.822 m，過渡段長度約586 mm；尖軌降低值超限條件下，輪載過渡段在距尖軌18.393～18.507 m，長度約為114 mm，與設(shè)計(jì)尖軌降低值條件相比明顯后移和縮短。這說明尖軌降低值超限使得輪載過渡的起點(diǎn)后移且發(fā)生輪載過渡的時間明顯減小。

由圖6～圖8可知，尖軌頂寬35 mm斷面處，設(shè)計(jì)尖軌降低值條件下，輪軌接觸點(diǎn)已由基本軌全部過渡到尖軌上，尖軌降低值超限條件下，輪軌接觸點(diǎn)依然分布在基本軌上，說明尖軌降低值超限引起輪載過渡段的起點(diǎn)后移。

設(shè)計(jì)尖軌降低值條件、降低值超限調(diào)整前及調(diào)整后3種工況下計(jì)算的鋼軌接觸點(diǎn)位置的變化規(guī)律見圖9。

由圖9(a)可知：直股行車時，開始階段鋼軌接觸點(diǎn)不斷外移，設(shè)計(jì)尖軌降低值條件下，鋼軌接觸點(diǎn)的外移幅值為23.3 mm；尖軌降低值超限調(diào)整前，鋼軌接觸點(diǎn)的外移幅值達(dá)到38.7 mm，為設(shè)計(jì)條件下的1.66倍；尖軌降低值超限調(diào)整后，鋼軌接觸點(diǎn)的外移幅值為23.3 mm，與設(shè)計(jì)條件下一致。尖軌降低值超限時，轉(zhuǎn)轍器處輪載過渡的起點(diǎn)發(fā)生后移現(xiàn)象，后移量約為6.4 m，與靜力分析結(jié)果一致。由圖9(b)可知：側(cè)股行車時，開始階段鋼軌接觸點(diǎn)不斷外移，設(shè)計(jì)尖軌降低值條件下，鋼軌接觸點(diǎn)的外移幅值為16.8 mm；尖軌降低值超限調(diào)整前，鋼軌接觸點(diǎn)的外移幅值達(dá)到29.3 mm，為設(shè)計(jì)條件下的1.74倍；尖軌降低值超限調(diào)整后，鋼軌接觸點(diǎn)的外移幅值為9.1 mm，與設(shè)計(jì)條件相比偏小。尖軌降低值超限時，轉(zhuǎn)轍器處輪載過渡的起點(diǎn)發(fā)生后移現(xiàn)象，后移量約為7.3 m，亦與靜力分析結(jié)果一致。

尖軌降低值超限時，道岔轉(zhuǎn)轍器輪載過渡起點(diǎn)的后移加大輪對通過轉(zhuǎn)轍器時蛇行運(yùn)動的距離和幅度，加劇輪對的擺動，最終會導(dǎo)致輪軌動力作用惡化，影響行車。尖軌降低值超限調(diào)整后，轉(zhuǎn)轍器輪軌過渡的起點(diǎn)回復(fù)到設(shè)計(jì)條件的位置，減小了輪對通過道岔轉(zhuǎn)轍器時的擺動，有利于車輛安全平穩(wěn)地通過道岔轉(zhuǎn)轍器。

3.2 車輛穩(wěn)定

尖軌降低值設(shè)計(jì)條件、降低值超限調(diào)整前及調(diào)整后3種工況下計(jì)算的輪對橫向位移的變化規(guī)律，見圖10。

由圖10(a)可知：直股行車時，設(shè)計(jì)尖軌降低條件下，輪對橫向運(yùn)動的幅值為5.1 mm；尖軌降低值超限調(diào)整前，輪對橫向運(yùn)動的幅值為11.3 mm，為設(shè)計(jì)條件下的2.2倍；尖軌降低值超限調(diào)整后，輪對橫向運(yùn)動的幅值為3.82 mm，較設(shè)計(jì)條件下有所減小。由圖10(b)可知：側(cè)股行車時，設(shè)計(jì)尖軌降低條件下，輪對橫向運(yùn)動的幅值為9.2 mm；尖軌降低值超限調(diào)整前，輪對橫向運(yùn)動的幅值為10.2 mm，相比設(shè)計(jì)條件略有增大；尖軌降低值超限調(diào)整后，輪對橫向運(yùn)動的幅值為9.0 mm，較設(shè)計(jì)條件下略有減小。

尖軌降低值設(shè)計(jì)條件、降低值超限調(diào)整前及調(diào)整后3種工況下計(jì)算的車體橫向加速度的變化規(guī)律見圖11。

由圖11(a)可知：直股行車時，設(shè)計(jì)尖軌降低條件下，車體橫向加速度的幅值為0.193 m/s2；尖軌降低值超限調(diào)整前，車體橫向加速度的幅值為0.374 m/s2，為設(shè)計(jì)條件下的1.9倍；尖軌降低值超限調(diào)整后，車體橫向加速度的幅值為0.164 m/s2，相比設(shè)計(jì)條件下有所減小。由圖11(b)可知：側(cè)股行車時，設(shè)計(jì)尖軌降低條件下，車體橫向加速度的幅值為0.400 m/s2；尖軌降低值超限調(diào)整前，車體橫向加速度的幅值為0.457 m/s2，為設(shè)計(jì)條件下的1.2倍；尖軌降低值超限調(diào)整后，車體橫向加速度的幅值為0.401 m/s2，與設(shè)計(jì)條件下的基本相同。

由直股行車時3種工況下輪對橫向位移變化規(guī)律和車體橫向加速度變化規(guī)律可知，與設(shè)計(jì)尖軌降低值條件相比，尖軌降低值超限工況下車輛通過道岔轉(zhuǎn)轍器時，輪對的橫向位移幅值和車體橫向加速度幅值均顯著增大，約為設(shè)計(jì)條件下的2倍，容易引起晃車現(xiàn)象，解釋了現(xiàn)場車輛通過轉(zhuǎn)轍器時存在的晃車現(xiàn)象。尖軌降低值調(diào)整后，車輛通過道岔轉(zhuǎn)轍器時，輪對橫向位移幅值和車體橫向加速度幅值相比設(shè)計(jì)條件均有一定程度的減小，說明調(diào)整尖軌降低值有效。

3.3 輪軌動力附加力

尖軌降低值設(shè)計(jì)條件、降低值超限調(diào)整前及調(diào)整后3種工況下計(jì)算的輪軌橫向和垂向動力附加力的變化規(guī)律見圖11、圖12。

由圖12(a)可知：直股行車時，尖軌降低值設(shè)計(jì)條件下，輪軌橫向動力附加力幅值為6.29 kN；尖軌降低值超限調(diào)整前，輪軌橫向動力附加力幅值為46.28 kN，為設(shè)計(jì)條件下的7倍；尖軌降低值超限調(diào)整后，輪軌橫向動力附加力幅值為6.98 kN，較設(shè)計(jì)條件有所增大。由圖12(b)可知：側(cè)股行車時，尖軌降低值設(shè)計(jì)條件下，輪軌橫向動力附加力幅值為9.06 kN；尖軌降低值超限調(diào)整前，輪軌橫向動力附加力幅值為12.83 kN，為設(shè)計(jì)條件下的1.4倍；尖軌降低值超限調(diào)整后，輪軌橫向動力附加力幅值為8.99 kN，較設(shè)計(jì)條件略有減小。

由圖13(a)可知：直股行車時，尖軌降低值設(shè)計(jì)條件下，輪軌垂向動力附加力幅值為5.73 kN；尖軌降低值超限調(diào)整前，輪軌垂向動力附加力幅值為20.04 kN，為設(shè)計(jì)條件下的3.5倍；尖軌降低值超限調(diào)整后，輪軌垂向動力附加力幅值為10.98 kN，較設(shè)計(jì)條件有所增大。由圖13(b)可知：股行車時，尖軌降低值設(shè)計(jì)條件下，輪軌垂向動力附加力幅值為16.97 kN；尖軌降低值超限調(diào)整前，輪軌垂向動力附加力幅值為9.51 kN，較設(shè)計(jì)條件有較大的減??；尖軌降低值超限調(diào)整后，輪軌垂向動力附加力幅值為16.75 kN，較設(shè)計(jì)條件略有減小。

由直股行車3種工況下輪軌動力附加力的變化規(guī)律可知：與尖軌降低值設(shè)計(jì)條件相比，尖軌降低值超限時輪軌動力附加力有顯著的增大，尤其是橫向動力附加力，增大幅度為7.0倍，垂向動力附加力的增大幅度達(dá)到3.5倍。尖軌降低值超限時，輪軌動力作用急劇惡化，加大轉(zhuǎn)轍器處鋼軌的傷損和磨耗速率，降低鋼軌使用壽命。鋼軌的傷損反過來加劇輪軌動力作用的惡化，形成惡性循環(huán)。尖軌降低值調(diào)整后，輪軌的動力附加力恢復(fù)到一個較小的水平，與設(shè)計(jì)條件相比則有所增大，說明調(diào)整尖軌降低值有效。

3.4 行車安全

尖軌降低值設(shè)計(jì)條件、降低值超限調(diào)整前及調(diào)整后3種工況下計(jì)算的車輪脫軌系數(shù)的變化規(guī)律見圖14。由圖14(a)可知：直股行車時，尖軌降低值設(shè)計(jì)條件下，車輪的脫軌系數(shù)幅值為0.10；尖軌降低值超限調(diào)整前，車輪的脫軌系數(shù)幅值為0.65，是設(shè)計(jì)條件下的6.5倍；尖軌降低值超限調(diào)整后，車輪的脫軌系數(shù)幅值為0.11，相比設(shè)計(jì)條件有所增大。由圖14(b)可知：側(cè)股行車時，尖軌降低值設(shè)計(jì)條件下，車輪的脫軌系數(shù)幅值為0.15；尖軌降低值超限調(diào)整前，車輪的脫軌系數(shù)幅值為0.18，是設(shè)計(jì)條件下的1.2倍；尖軌降低值超限調(diào)整后，車輪的脫軌系數(shù)幅值為0.14，比設(shè)計(jì)條件的略有減小。

理論仿真尖軌降低值設(shè)計(jì)條件、降低值超限調(diào)整前及調(diào)整后3種工況下車輪減載率的變化規(guī)律見圖15。由圖15(a)可知：直股行車時，尖軌降低值設(shè)計(jì)條件下，車輪的減載率幅值為0.06；尖軌降低值超限調(diào)整前，車輪的減載率幅值為0.08，與設(shè)計(jì)條件的相差不大；尖軌降低值超限調(diào)整后，車輪的減載率幅值為0.14，較前兩種工況均有所增大，但數(shù)值相差不大。由圖15(b)可知：股行車時，設(shè)計(jì)尖軌降低值條件下，車輪的減載率幅值為0.05；尖軌降低值超限調(diào)整前，車輪的減載率幅值為0.03，與設(shè)計(jì)條件比較小但相差不大；尖軌降低值超限調(diào)整后，車輪的減載率幅值為0.04，與前兩種工況的相差不大。

由直股行車3種工況下車輪脫軌系數(shù)和減載率的變化規(guī)律可知：相比尖軌降低值設(shè)計(jì)條件，尖軌降低值超限時，車輪脫軌系數(shù)顯著增大，脫軌系數(shù)達(dá)到0.65，已十分接近安全限值0.8，約為設(shè)計(jì)條件下的6.5倍;車輪減載率變化不大，說明尖軌降低值超限時，車輛通過轉(zhuǎn)轍器時，行車安全出現(xiàn)很大程度的惡化，嚴(yán)重時可能危及行車安全；尖軌降低值調(diào)整后，車輪脫軌系數(shù)與設(shè)計(jì)條件下相比變化不大，車輪減載率有所增大，說明調(diào)整尖軌降低值有效。

比較動車組車輛直股行車和側(cè)股行車時道岔轉(zhuǎn)轍器的動力響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)直股行車時尖軌降低值超限對道岔轉(zhuǎn)轍器動力特性的影響大于側(cè)股行車時的。主要原因有兩點(diǎn)：①動車組車輛直股行車的速度是295 km/h，遠(yuǎn)大于側(cè)股行車的速度120 km/h；②道岔內(nèi)不設(shè)置超高，因此動車組車輛側(cè)股行車時，由于道岔曲線線形的影響，離心運(yùn)動在車輛的運(yùn)動過程中起主要作用，此時尖軌降低值超限對道岔轉(zhuǎn)轍器動力響應(yīng)帶來的影響不明顯。

4 結(jié)論

本文針對42號高速道岔尖軌降低值設(shè)計(jì)條件、超限調(diào)整前及調(diào)整后3種工況下，研究車輛通過時對道岔轉(zhuǎn)轍器動力特性的影響。主要結(jié)論如下：

(1) 與設(shè)計(jì)條件相比，尖軌降低值超限時道岔轉(zhuǎn)轍器輪載過渡段起點(diǎn)后移，加大了輪對通過轉(zhuǎn)轍器時蛇行運(yùn)動的距離和幅度，加劇了輪對的擺動，最終導(dǎo)致輪軌動力作用惡化，影響行車。

(2) 直股行車時，與設(shè)計(jì)條件相比尖軌降低值超限、車輛通過道岔轉(zhuǎn)轍器處時，輪對橫向位移和車體橫向加速度均顯著增大，約為設(shè)計(jì)條件下的2倍，容易引起晃車現(xiàn)象，解釋了現(xiàn)場車輛通過該道岔轉(zhuǎn)轍器時存在的晃車現(xiàn)象。

(3) 直股行車時，與設(shè)計(jì)條件相比尖軌降低值超限時輪軌動力附加力顯著增大，尤其是橫向動力附加力增大幅度為7.0倍，垂向動力附加力的增大幅度約為3.5倍，輪軌動力作用的急劇增大，加大轉(zhuǎn)轍器處鋼軌的傷損速率，降低鋼軌使用壽命，鋼軌的傷損反過來加劇輪軌動力作用的惡化，形成惡性循環(huán)。

(4) 直股行車時，與設(shè)計(jì)條件相比尖軌降低值超限時車輪脫軌系數(shù)顯著增大，脫軌系數(shù)幅值達(dá)到0.65，十分接近安全限值0.8，約為設(shè)計(jì)條件下的6.5倍，車輪減載率變化不大。車輛通過轉(zhuǎn)轍器時，行車安全出現(xiàn)很大程度的惡化，嚴(yán)重時可能危及行車安全。

(5) 尖軌降低值出現(xiàn)超限時，道岔轉(zhuǎn)轍器的動力特性出現(xiàn)很大程度的惡化。調(diào)整后的道岔轉(zhuǎn)轍器動力特性與設(shè)計(jì)條件相差不大，說明尖軌降低值調(diào)整有效。

參考文獻(xiàn)：

[1〗 DUKKIPATI R V. Lateral Stability Analysis of a Railway Truck on Roller Rig[J〗. Mechanism and Machine Theory, 2001,36(2):189-204.

[2〗 王開云，劉鵬飛.車輛蛇形運(yùn)動狀態(tài)下重載鐵路輪軌系統(tǒng)振動特性[J〗.工程力學(xué)，2012，29(1)：235-239.

WANG Kaiyun, LIU Pengfei. Characteristics of Dynamic Interaction Between Wheel and Rail due to the Hunting Montion on Heavy-haul Railway, 2012,29(1):235-239.

[3〗 王平.道岔轉(zhuǎn)轍器部分的力學(xué)特性分析[J〗.鐵道學(xué)報，2000，22(1)：79-82.

WANG Ping. Analysis of Mechanical Characteristic for Switch Proper of Turnout[J〗. Journal of The China Railway Society, 2000,22(1):79-82.

[4〗 王平.高速鐵路道岔設(shè)計(jì)理論與實(shí)踐[M〗.成都：西南交通大學(xué)出版社，2011：209-231.

[5〗 蔡小培，王平，李成輝.轉(zhuǎn)轍器軌距加寬對高速道岔動力特性的影響[J〗.鐵道科學(xué)與工程學(xué)報，2008，5(4)：1-6.

CAI Xiaopei, WANG Ping, LI Chenghui. Effect of Gauge Widening of Switch on Dynamic Characteristics of High-speed Turnout[J〗. Journal of Railway Science and Engineering, 2008,5(4):1-6.

[6〗 劉哲，王平，陳嶸，等.道岔動力參數(shù)設(shè)計(jì)法及其在轉(zhuǎn)轍器設(shè)計(jì)中的應(yīng)用[J〗.西南交通大學(xué)學(xué)報，2012，47(4)：611-617.

LIU Zhe, WANG Ping, CHEN Rong,et al. Dynamic Parameters Design Method for Turnout and Its Application in Switch Design[J〗. Journal of Southwest Jiaotong University,2012,47(4):611-617.

[7〗 中華人民共和國鐵道部.TB/T3302—2003高速鐵路無砟軌道岔鋪設(shè)技術(shù)條件[S〗.北京：中國鐵道出版社，2003.

[8〗 曹陽.道岔平面線型動力分析及其設(shè)計(jì)方法研究[D〗.成都：西南交通大學(xué)，2013：33-64.

[9〗 陳小平.高速道岔軌道剛度理論及應(yīng)用研究[D〗.成都: 西南交通大學(xué)，2008：36-46.

[10〗 陳果.車輛-軌道耦合系統(tǒng)隨機(jī)振動分析[D〗.成都：西南交通大學(xué)，2000：100-104.

[11〗 王開文.車輪接觸點(diǎn)跡線及輪軌接觸幾何參數(shù)的計(jì)算[J〗.西南交通大學(xué)學(xué)報，1984，19(1)：89-98.

WANG Kaiwen. The Track of Wheel Contact Points and the Calculation of Wheel/Rail Geometric Contact Parameters[J〗. Journal of Southwest Jiaotong University,1984,19(1):89-98.

[12〗 嚴(yán)雋髦.具有任意輪廓形狀的輪軌空間幾何約束的研究[J〗.西南交通大學(xué)學(xué)報，1983，18(3)：40-48.

YAN Juanmao. A Study on Wheel/Rail Spatial Geometric Constrains for Arbitrary Wheel and Rail Profiles[J〗. Journal of Southwest Jiaotong University, 1983,18(3):40-48.