王 平 徐井芒 劉大園 龐 玲 姚 力

(1.西南交通大學(xué)， 成都 610031；2.中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司， 成都 610031)

道岔是實(shí)現(xiàn)列車轉(zhuǎn)線運(yùn)行的關(guān)鍵軌道設(shè)備，其結(jié)構(gòu)與輪軌界面關(guān)系復(fù)雜、狀態(tài)多變、病害繁多，集成了軌道結(jié)構(gòu)的所有薄弱環(huán)節(jié)與技術(shù)特征。作為高精密度的機(jī)電一體化系統(tǒng)，道岔涉及鐵道、機(jī)械、電氣和控制工程等學(xué)科領(lǐng)域，是高速鐵路建設(shè)發(fā)展中的核心技術(shù)之一。本文結(jié)合俄羅斯莫喀(莫斯科-喀山)高速鐵路的技術(shù)需求，開展了時速400 km寬軌距高速鐵路道岔的研制。

目前，世界上能自主設(shè)計、生產(chǎn)時速300 km及以上高速道岔的國家僅有德國、法國、日本和中國。法國Cogifer公司以有砟軌道高速道岔技術(shù)為主，其最高直向和側(cè)向通過速度可達(dá)330 km/h和230 km/h，采用表面0.3 mm厚NiCr鍍層和可調(diào)輥輪的減磨滑床板，減小轉(zhuǎn)換阻力和不足位移。德國BWG道岔采用了緩圓緩線型及FAKOP動態(tài)軌距優(yōu)化技術(shù)，研制了高彈性的橡膠墊板系統(tǒng)，形成了無砟軌道基礎(chǔ)上的高速道岔成套技術(shù)，滿足西班牙等國時速350 km高速鐵路的建設(shè)需求。中國先后攻克了時速250 km和350 km的18號、42號和62號客運(yùn)專線道岔理論研究，提出了適應(yīng)客貨共線運(yùn)行需求的相離式半切線型，通過縮短輪載過渡范圍優(yōu)化了尖軌降低值，開發(fā)了特種斷面翼軌和雙肢彈性可彎心軌結(jié)構(gòu)，并研制了道岔融雪和監(jiān)測系統(tǒng)[1]。

各國高速道岔的設(shè)計及運(yùn)營經(jīng)驗(yàn)為莫喀高速道岔的設(shè)計提供了可供借鑒的成果。然而，世界范圍內(nèi)尚未有直接建設(shè) 1 520 mm寬軌距高速鐵路的先例。盡管中國高速道岔的試驗(yàn)速度達(dá)460 km/h，但缺乏長期運(yùn)營的經(jīng)驗(yàn)，高速道岔設(shè)計尚未突破時速400 km的禁區(qū)且莫喀高鐵為位于高緯度高寒地帶的客貨共線線路，道岔設(shè)計的結(jié)構(gòu)復(fù)雜性、部件耐久性問題突出。為滿足高速列車過岔安全性和平穩(wěn)性的要求，需解決以下關(guān)鍵技術(shù)問題：(1)與運(yùn)營條件相適應(yīng)的道岔平面線型；(2)滿足低動力設(shè)計要求的道岔輪軌關(guān)系和軌道剛度合理匹配；(3)適應(yīng)跨區(qū)間無縫線路高平順性的無縫道岔優(yōu)化設(shè)計；(4)確保道岔可靠性與穩(wěn)定性的轉(zhuǎn)換設(shè)計。

1 道岔平面線型

為滿足莫喀高鐵高速道岔側(cè)向容許通過速度120 km/h的要求，擬定了4種25號道岔線型方案，如表1所示。方案一中尖軌尖端和道岔末端的圓曲線半徑為 2 800 mm，導(dǎo)曲線部分圓曲線半徑為 2 230 mm，中間采用緩和曲線過渡；方案二和方案三均采用單圓曲線側(cè)股線型，并采用相割量分別為10 mm和20 mm的半割型曲尖軌；方案四在方案三的基礎(chǔ)上將道岔后長延長了3.047 m。

表1 寬軌距25號單開道岔平面線型參數(shù)對比

1.1 高速道岔運(yùn)動學(xué)控制指標(biāo)

為提升列車過岔的行車舒適性，保持道岔結(jié)構(gòu)和列車運(yùn)行的穩(wěn)定性，并控制構(gòu)件磨損速率，延長道岔使用壽命，需在準(zhǔn)靜態(tài)條件下，控制高速道岔平面線型評價參數(shù)，寬軌距25號單開道岔平面線型評價參數(shù)，如表2所示。各方案均滿足規(guī)范限值要求[2-3]，動能損失僅與行車速度和沖擊角有關(guān)，中國規(guī)定高速道岔設(shè)計時，其值不大于0.65 km2/h2，經(jīng)計算可得沖擊角容許值0°23′5.81″，方案一始轉(zhuǎn)轍角最小，列車側(cè)逆向進(jìn)岔的沖擊角和輪軌撞擊動能損失最小，但轍叉?zhèn)裙筛颂幋嬖跊_擊角；方案三未被平衡離心加速度及其增量最小，但轍叉跟端固定和電務(wù)設(shè)置的空間較小，不利于傳遞心軌溫度力和減小扳動力；方案四道岔全長較長，造價較高。

表2 寬軌距25號單開道岔平面線型評價參數(shù)

1.2 車輛-道岔耦合動力學(xué)響應(yīng)對比

根據(jù)四種線型的設(shè)計方案，應(yīng)用多體動力學(xué)軟件SIMPACK建立車輛—道岔耦合動力學(xué)模型，在不同線型方案下，計算列車以檢算速度130 km/h通過莫喀高鐵25號交叉渡線道岔的輪軌動態(tài)相互作用、列車運(yùn)行安全性、平穩(wěn)性和磨耗功率評價指標(biāo)。

相比于方案三，方案四僅將道岔后長延長了3.047 m，主要是解決可動心軌轍叉電務(wù)系統(tǒng)及跟端固定問題。由于線間距均為5 m的情況下，列車通過線型方案三與線型方案四的動力響應(yīng)相同，故以下圖中只列舉線型方案一～方案三的計算結(jié)果。

1.2.1 輪軌動態(tài)相互作用

輪軌力峰值對比結(jié)果，如圖1、圖2及表3所示。由對比結(jié)果可知，對不同線型，輪軌垂向力在列車通過夾直線并沖擊第二道岔轍叉時出現(xiàn)峰值，不同線型下輪軌垂向力峰值差別較小。方案一輪軌垂向力最大值最小，方案三(四)輪軌垂向力最大值最大。

圖1 輪軌垂向力

圖2 輪軌橫向力

計算位置第一道岔轉(zhuǎn)轍器第一道岔轍叉第二道岔轍叉第二道岔轉(zhuǎn)轍器線型方案方案一方案二方案三方案一方案二方案三方案一方案二方案三方案一方案二方案三輪軌垂向力/kN85.00 85.64 84.38 97.85 98.23 97.25 107.90111.44113.1990.1089.8890.34輪軌橫向力/kN26.30 24.15 18.98 4.96 4.60 4.9910.5019.4028.7542.1043.3940.94

列車側(cè)逆向進(jìn)入第一道岔轉(zhuǎn)轍器時，方案一在尖軌尖端所接線型為圓曲線，故輪軌橫向力較大；同理，方案三(四)在導(dǎo)曲線起點(diǎn)處導(dǎo)曲線半徑較大，故輪軌橫向力最小。當(dāng)列車通過夾直線進(jìn)入第二道岔轍叉部分時，方案三(四)比方案二的夾直線長度短，故列車過岔的輪軌橫向力響應(yīng)較大；方案一夾直線與第二轍叉跟端連接位置的圓曲線半徑最大，列車過岔的輪軌橫向力最小。列車通過第二道岔后，輪緣在尖軌尖端附近與鋼軌發(fā)生碰撞，引起較大的輪軌橫向力，不同線型下輪軌橫向力幅值差別較小。

1.2.2 列車運(yùn)行安全性

列車運(yùn)行安全性評價指標(biāo)，如圖3、圖4及表4所示。由評價指標(biāo)可知，脫軌系數(shù)分布規(guī)律與輪軌橫向力相似。當(dāng)列車側(cè)逆向進(jìn)入第一個道岔時，方案一線型下脫軌系數(shù)最大，方案三(四)線型下脫軌系數(shù)最小。當(dāng)列車通過夾直線進(jìn)入第二道岔轍叉時，綜合考慮夾直線長度和第二轍叉跟端圓曲線半徑的影響，方案一線型下脫軌系數(shù)最小，方案三(四)線型下脫軌系數(shù)最大。當(dāng)列車離開交叉渡線，并沖擊第二道岔尖軌前端時，脫軌系數(shù)迅速增大，方案二線型下脫軌系數(shù)最大。各方案中，輪重減載率的最大值相近。

圖3 脫軌系數(shù)

圖4 輪重減載率

計算位置第一道岔轉(zhuǎn)轍器第一道岔轍叉第二道岔轍叉第二道岔轉(zhuǎn)轍器線型方案方案一方案二方案三方案一方案二方案三方案一方案二方案三方案一方案二方案三脫軌系數(shù)0.320.290.240.070.060.070.140.230.260.550.580.50輪重減載率0.180.180.160.270.280.270.420.450.470.300.320.32

3種方案下脫軌系數(shù)最大值為0.58，輪重減載率最大值為0.47，均滿足TB/T 3301-2013《高速鐵路道岔技術(shù)條件》脫軌系數(shù)≤0.8、輪重減載率≤0.65的要求。

圖5 車體垂向加速度

1.2.3 列車運(yùn)行平穩(wěn)性

車體振動加速度最大值如圖5、圖6及表5所示。由加速度最大值可知，不同線型下車體振動加速度差別較小。3種方案下，車體垂向加速度最大值為0.17 m/s2，橫向加速度最大值為0.76 m/s2，分別滿足TB/T 3301-2013《高速鐵路道岔技術(shù)條件》車體垂向加速度≤2.0 m/s2、車體橫向加速度≤1.5 m/s2的要求。由此可知，此平面線型舒適度較高。

圖6 車體垂向加速度

線型方案方案一方案二方案三垂向加速度/(m/s2)0.150.160.17橫向加速度/(m/s2)0.760.700.74

1.2.4 磨耗功率

車體磨耗功率如圖7及表6所示。列車側(cè)逆向進(jìn)岔時，方案一由于尖軌前端工作邊為圓曲線，故列車進(jìn)岔時，車輪與位置更靠前、頂寬更小且結(jié)構(gòu)更薄弱的曲尖軌界面發(fā)生碰撞，輪緣接觸引起較大的磨耗功率。方案一在第一道岔轉(zhuǎn)轍器位置的磨耗功率最大。列車側(cè)順向通過第二道岔出岔時，右側(cè)輪緣沖擊曲尖軌，并出現(xiàn)磨耗功率峰值。在方案二線型下，輪緣沖擊曲尖軌前端使其磨耗功率最大。列車通過轍叉時磨耗功較小，側(cè)股可動心軌轍叉可不設(shè)置護(hù)軌。

應(yīng)用列車-道岔空間耦合動力分析仿真系統(tǒng)分析了列車通過單開渡線道岔時，夾直線長度對行車安全性和舒適性的影響，最終選用平面線型方案一。

圖7 磨耗功率

計算位置第一道岔轉(zhuǎn)轍器第一道岔轍叉第二道岔轍叉第二道岔轉(zhuǎn)轍器線型方案方案一方案二方案三方案一方案二方案三方案一方案二方案三方案一方案二方案三磨耗功率/(Nm/s)4 8104 7174 7351 4321 3621 5505 1345 5845 2669 1459 3387 987

2 道岔輪軌關(guān)系設(shè)計

為提高列車通過道岔的平穩(wěn)性，提出了基于接觸跡線外移的低等效錐度直基本軌軌頂廓形設(shè)計方案；為減緩高速列車通過道岔時輪軌動態(tài)相互作用，提升行車安全性，形成了翼軌垂向抬高結(jié)構(gòu)設(shè)計方案；為實(shí)現(xiàn)高速道岔低動力設(shè)計，開展了道岔剛度均勻化設(shè)計。

2.1 基本軌結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計

列車直逆向通過道岔且輪載過渡至直尖軌前，由曲基本軌彎折引起的固有結(jié)構(gòu)不平順使尖軌側(cè)輪軌接觸點(diǎn)外移，增大輪對滾動圓半徑差，加劇列車橫向動力響應(yīng)。為提升列車過岔平穩(wěn)性，德國BWG公司基于動態(tài)軌距優(yōu)化設(shè)計方案(FAKOP)加寬尖軌軌距，使輪對通過轉(zhuǎn)轍器時兩側(cè)車輪的滾動半徑趨于相同，減緩了蛇形運(yùn)動；CATFERSAN方案通過切削直基本軌軌距角，控制滾動圓半徑差[4]。

本文通過優(yōu)化輪載過渡起始位置直基本軌軌頂廓形，使輪載過渡前兩側(cè)輪軌接觸點(diǎn)同步外移，從而減小滾動圓半徑差。考慮長期服役狀態(tài)下道岔輪軌關(guān)系的演變，擬定列車直逆向通過道岔的橫移量范圍為±8 mm，基于跡線法[5]可知，在頂寬15 mm直尖軌斷面(l1=2.492 m)，輪載開始從曲基本軌過渡至直尖軌。設(shè)控制截面軌頂廓形的離散坐標(biāo)為(hi,vi) (i=1, 2, …,n)，其中，hi和vi分別為優(yōu)化廓形控制離散點(diǎn)的橫向和垂向坐標(biāo)，橫坐標(biāo)hi可視為常數(shù)，軌頂廓形可表示為f(vi)。則在指定的輪對橫移量yk下，輪對滾動圓半徑差Δrk可表示為：

Δrk=Δrk(yk,v1,v2,…,vn)

(1)

假設(shè)輪對橫移量yk在±12 mm范圍內(nèi)滿足正態(tài)分布(μ,σ2)，其中，數(shù)學(xué)期望μ為0，標(biāo)準(zhǔn)差σ2為4，考慮不同輪對橫移量yk的權(quán)重系數(shù)wk，平均滾動圓半徑差S可表示為：

(2)

(3)

式中：m——輪對橫移量的總計算次數(shù)。

由于輪對橫移量yk已知，式(2)可改寫為以下形式，并作為截面B-B優(yōu)化軌頂廓形的目標(biāo)函數(shù)：

S=S(v1,v2,…,vn)

(4)

鋼軌廓形為嚴(yán)格凸曲線，在優(yōu)化過程中，為保證鋼軌廓形的真實(shí)性，定義了約束函數(shù)：

(5)

結(jié)合鋼軌廓形的初始狀態(tài)和優(yōu)化能力，變量vi的邊界范圍可定義為：

ai≤vi≤bi,i=1,2,…,n

(6)

采用結(jié)合Quasi-Newton和BFGS方法的二次序列優(yōu)化法(SQP)[6]對直基本軌C-C斷面進(jìn)行優(yōu)化。根據(jù)式(4)～式(6)，該優(yōu)化問題可表達(dá)為：

min：S=S(v1,v2,…,vn)

st:Gi>0；ai≤vi≤bi,i=1,2,…,n-1,n

(7)

結(jié)合莫喀高鐵列車的CR15車輪踏面廓形，計算所得控制截面的優(yōu)化軌頂廓形。假設(shè)頂寬71 mm直尖軌(l2=7.869 m)對應(yīng)里程，通過線性插值得到縱向連續(xù)變化的直基本軌廓形，基于跡線法所得轉(zhuǎn)轍器范圍內(nèi)滾動圓半徑差變化，如圖8所示?？芍鲜鰞?yōu)化方案顯著減小了輪載過渡前的輪對滾動圓半徑差，但隨著尖軌側(cè)輪軌主接觸點(diǎn)過渡至內(nèi)側(cè)尖軌，直基本軌側(cè)接觸點(diǎn)外移使?jié)L動圓半徑差增大，不利于輪載過渡后的行車平穩(wěn)性。故提出通過縮小控制截面與截止截面之間的距離l2，降低基本軌側(cè)接觸點(diǎn)變化對行車平穩(wěn)性的影響。

圖8 優(yōu)化前后滾動圓半徑差對比圖

當(dāng)分別考慮l2為7.869 m、 2.0 m、1.0 m和0.5 m時，應(yīng)用多體動力學(xué)軟件建立高速車輛-道岔系統(tǒng)動力學(xué)模型[7]，對比車輛直逆向過岔的系統(tǒng)動力響應(yīng)變化，如圖9所示。優(yōu)化截止截面設(shè)計顯著降低了輪載過渡時車體橫向振動加速度，由接觸跡線外移所加劇的系統(tǒng)橫向動力響應(yīng)隨l2減小而減緩；當(dāng)l2為1.0 m時，相比于標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計工況，輪對橫移量和車體橫向振動加速度分別降低了56.2%和50%，直基本軌頂面加工廓形設(shè)計顯著提高了行車平穩(wěn)性。

圖9 車輛-道岔系統(tǒng)動力響應(yīng)圖

2.2 翼軌結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計

可動心軌轍叉垂向結(jié)構(gòu)不平順較大，列車以時速400 km直逆向通過道岔時，由輪載過渡引起的輪軌動態(tài)相互作用劇烈，輪重減載率接近限值。轍叉輪軌關(guān)系設(shè)計應(yīng)減小垂向結(jié)構(gòu)不平順，因心軌水平藏尖設(shè)計受結(jié)構(gòu)限制，對垂向不平順的減緩作用較為有限。為此，通過翼軌垂向抬高，抵消因心軌降低引起的垂向不平順，以減緩轍叉部分輪軌動態(tài)相互作用，延后輪載過渡位置至心軌粗壯斷面。

基于車輪踏面與翼軌或心軌軌頂?shù)慕佑|斑橢圓長軸為10 mm的原則，設(shè)計翼軌軌頂廓形。為簡化設(shè)計，直股與側(cè)股翼軌抬高取值相同，考慮頂寬20～50 mm長心軌為輪載過渡范圍，提出了在心軌實(shí)際尖端至頂寬50 mm心軌范圍內(nèi)抬高翼軌、頂寬30 mm心軌處翼軌抬高量為最大值2.2 mm的翼軌垂向抬高方案。翼軌抬高前后系統(tǒng)動力響應(yīng)對比，如圖10所示。從圖中可以看出，車輪抬升量定義為車輪名義滾動圓與接觸踏面的交點(diǎn)相對于基本軌軌頂平面的垂向運(yùn)動量，反映車輛過岔動態(tài)作用下，道岔垂向結(jié)構(gòu)不平順。翼軌抬高顯著減小了垂向結(jié)構(gòu)不平順，使車輛直逆向和側(cè)逆向過岔時長心軌范圍內(nèi)輪軌垂向力最大值分別降低14.60 kN和16.85 kN。翼軌抬高前后等效錐度對比，如圖11所示，從圖中可以看出，翼軌抬高延后了輪載過渡至長心軌的位置，有利于減緩心軌前端薄弱斷面的磨耗和滾動接觸疲勞傷損，延長道岔心軌使用壽命；輪載過渡后等效錐度最大值減小了34.54%，提升了行車平穩(wěn)性。

2.3 道岔剛度均勻化

建立道岔瞬態(tài)有限元模型[8]，分析了道岔軌道整體剛度沿線路縱向分布規(guī)律。道岔軌下基礎(chǔ)剛度主要由扣件系統(tǒng)和道岔板提供。無砟道岔剛度很大，若改變其剛度需在道床板下設(shè)置橡膠墊層，造價高且損壞后難修復(fù)；扣件系統(tǒng)的軌下膠墊需保證可動軌件與基本軌、翼軌的動態(tài)高差，剛度較大，難以調(diào)整其剛度。鐵墊板下的橡膠墊板是扣件系統(tǒng)彈性的主要來源，改變其剛度可改變軌道剛度，可通過合理設(shè)置板下膠墊的剛度實(shí)現(xiàn)岔區(qū)軌道剛度的均勻變化。通過改變溝槽、分塊、分層等方式可實(shí)現(xiàn)，但為了道岔軌道剛度的統(tǒng)一，不宜通過改變板下墊層厚度來實(shí)現(xiàn)，同時為了鋪設(shè)和更換方便，共用墊板下膠墊的剛度宜分級設(shè)置，并且盡可能少設(shè)。

圖10 翼軌抬高前后系統(tǒng)動力響應(yīng)對比圖

圖11 翼軌抬高前后等效錐度對比圖

道岔剛度均勻化的優(yōu)化區(qū)域劃分，如圖12所示。其中Ⅰ區(qū)為普通板下膠墊，剛度最大；轉(zhuǎn)轍器范圍內(nèi)尖軌與基本軌共用滑床板，考慮沿縱向變化的變截面尖軌剛度，轉(zhuǎn)轍器劃分為Ⅱ和Ⅲ兩個區(qū)域；導(dǎo)曲線中兩導(dǎo)軌共用鐵墊板的范圍劃分為區(qū)域Ⅳ；將轍叉趾端兩根翼軌和轍叉跟端兩根心軌共用墊板的范圍劃分為區(qū)域Ⅴ；在轍叉咽喉以后，兩根翼軌、長心軌和短心軌共用墊板，在間隔鐵的強(qiáng)約束作用下，鋼軌抗彎剛度較大，故該區(qū)域Ⅵ的板下膠墊剛度值最小。

岔區(qū)軌道剛度均勻化目標(biāo)值為80±5 kN/mm/m，鋼軌撓曲變化率應(yīng)該滿足0.3 mm/m的要求，里基剛度比有所下降，道岔剛度均勻化降低了軌道剛度變化引起的動態(tài)不平順，減小了軌道結(jié)構(gòu)振動強(qiáng)度。

3 道岔無縫化設(shè)計

莫喀高鐵道岔地處高緯度嚴(yán)寒地區(qū)，年軌溫變化范圍大，無縫道岔鋼軌易變形，較大的尖軌伸縮量可引起轉(zhuǎn)換卡阻，破壞道岔結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。通過研發(fā)適應(yīng)大伸縮量的新型鉤型可靠鎖閉機(jī)構(gòu)，調(diào)整尖軌跟端限位器子母塊間隙，創(chuàng)新尖軌跟端傳力結(jié)構(gòu)，開展道岔無縫化設(shè)計。

3.1 新型鉤型鎖閉機(jī)構(gòu)

傳統(tǒng)的尖軌外鎖閉裝置，如圖13所示。尖軌連接鐵與鎖閉鉤通過螺栓相連，為適應(yīng)牽引點(diǎn)處尖軌伸縮，鎖閉鉤可在銷軸一定長度范圍內(nèi)縱向平動。新型鉤型鎖閉機(jī)構(gòu)，如圖14所示。尖軌連接鐵通過雙層滑塊與鎖閉鉤相連，鎖閉鉤可繞雙層滑塊轉(zhuǎn)動，以適應(yīng)可動軌件伸縮，滿足莫喀高鐵道岔鋼軌高溫差伸縮變形的需求。

圖12 道岔剛度均勻化分區(qū)圖

圖13 傳統(tǒng)尖軌外鎖閉裝置示意圖

圖14 新型鉤型鎖閉機(jī)構(gòu)示意圖

3.2 尖軌跟端傳力結(jié)構(gòu)

莫喀道岔尖軌跟端布置了兩組限位器，通過建立路基上無砟結(jié)構(gòu)無縫道岔計算模型[9]，分析了無縫道岔縱向力傳遞機(jī)理及橫向脹軌規(guī)律，如圖15所示。傳統(tǒng)設(shè)計中，不同位置限位器子母塊間隙均相等，在當(dāng)?shù)啬贶墱夭?2.5℃下，通過調(diào)整限位器子母塊間隙值可知，相比于靠近尖軌跟端的限位器，靠近尖軌尖端的限位器所受的集中縱向力增大約100 kN，兩組限位器所對應(yīng)的尖軌與基本軌相對位移差約為1.65 mm。限位器受力不均易破壞道岔的幾何狀態(tài)，在縱向力集中處引起碎彎。因此，本文提出了將兩組限位器子母塊間隙差值調(diào)整為2 mm。在2 mm限位器間隙差下，不同限位器間隙組合的無縫道岔鋼軌受力與變形情況，如圖16所示。通過調(diào)整限位器子母塊間隙，兩組限位器傳遞的縱向力差值顯著減小，能最大限度滿足同步受力的要求。綜合考慮限位器均勻受力、減小限位器所受縱向力和控制尖軌尖端伸縮位移的要求，限位器子母塊間隙采用12 mm和10 mm的組合。

圖15 考慮限位器7 mm間隙下25號道岔中各鋼軌的溫度力和位移分布圖

圖16 無縫道岔鋼軌受力與變形圖

4 道岔轉(zhuǎn)換設(shè)計

運(yùn)用有限元法建立了莫喀高鐵25號道岔轉(zhuǎn)換有限元計算模型[10]，對轉(zhuǎn)換牽引點(diǎn)間距及其動程進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計，形成了25號道岔尖軌設(shè)置5個牽引點(diǎn)，心軌設(shè)置3個牽引點(diǎn)，采用多機(jī)多點(diǎn)，牽引點(diǎn)間布置密貼檢查器的牽引方案。為控制長大軌件的轉(zhuǎn)換不足位移，預(yù)防可動軌件扳動力過大，提出采用減磨滾輪滑床臺板方案，以降低摩擦阻力；通過銑削長心軌工作邊軌肢和短心軌非工作邊軌肢，減少長短心軌可動段的間隔鐵數(shù)量，將心軌第三牽引點(diǎn)后的間隔鐵替換為頂鐵等措施，降低可動軌件的橫向剛度。

道岔采用新型鉤型鎖閉機(jī)構(gòu)，能有效克服尖軌在密貼時的轉(zhuǎn)換阻力，并鎖閉道岔軌件。以尖軌第三牽引點(diǎn)為例，當(dāng)?shù)啦磙D(zhuǎn)換牽引點(diǎn)存在異物，在不同尖軌轉(zhuǎn)換力下，新型鉤型鎖閉機(jī)構(gòu)完成鎖閉所需要的鎖閉桿支反力小于傳統(tǒng)外鎖結(jié)構(gòu)，該鎖閉結(jié)構(gòu)設(shè)計更安全可靠。兩種鎖閉機(jī)構(gòu)的鎖閉桿支反力對比，如圖17所示。

5 結(jié)論

本文綜合考慮莫喀高鐵速度高、寬軌距、高寒環(huán)境、客貨共線運(yùn)營等特點(diǎn)，形成了莫喀高鐵25號道岔平面線型、輪軌關(guān)系、無縫化和轉(zhuǎn)換設(shè)計等設(shè)計關(guān)鍵技術(shù)，滿足行車安全舒適性、道岔低動力設(shè)計、 高平順性和轉(zhuǎn)換鎖閉可靠性的要求。得出以下幾點(diǎn)主要結(jié)論：

圖17 兩種鎖閉機(jī)構(gòu)的鎖閉桿支反力對比圖

(1)提出了側(cè)股圓曲線半徑為2 800 mm+2 230 mm的圓緩圓25號道岔平面線型方案，其始轉(zhuǎn)轍角較小，軌距線交點(diǎn)距轍叉跟端距離較長，能滿足行車舒適性、減緩構(gòu)件磨耗速率、電務(wù)設(shè)置和經(jīng)濟(jì)性等要求。

(2)基于接觸跡線外移的新型輪軌關(guān)系設(shè)計理念，提出了直基本軌頂面加工廓形方案，顯著提高了行車平穩(wěn)性，轉(zhuǎn)轍器范圍內(nèi)輪對橫移量和車體橫向振動加速度分別降低了56.2%和50%。為減小轍叉垂向結(jié)構(gòu)不平順，開展了翼軌垂向抬高結(jié)構(gòu)設(shè)計，車輛直逆向和側(cè)逆向過岔時長心軌處輪軌垂向力最大值分別降低了14.60 kN和16.85 kN；輪載過渡位置后移減緩了心軌磨耗等傷損?？紤]道岔鋼軌間支撐和約束條件差異，提出了彈性均勻的岔區(qū)軌道剛度技術(shù)。

(3)研制了通過鎖閉鉤轉(zhuǎn)動，適應(yīng)可動軌件大伸縮量的新型鉤型鎖閉機(jī)構(gòu)，并通過調(diào)整轉(zhuǎn)轍器跟端兩組限位器的子母塊間隙，使其滿足同步受力要求，保證了無縫道岔的高平順性。

(4)確定了25號道岔尖軌設(shè)置5個牽引點(diǎn)、心軌設(shè)置3個牽引點(diǎn)、采用多機(jī)多點(diǎn)、牽引點(diǎn)間布置密貼檢查器的牽引方案，通過降低摩擦阻力和可動軌件橫向剛度，形成控制長大可動軌件轉(zhuǎn)換不足位移、減小扳動力的方案。應(yīng)用新型鉤型鎖閉機(jī)構(gòu)能提高高速道岔的鎖閉可靠性。