侯明揚(yáng),徐井芒,王 平,閆 正,馬前濤

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院,成都 610031; 2.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,成都 610031)

隨著高速鐵路的發(fā)展及運(yùn)營(yíng)時(shí)間的增加,軌下基礎(chǔ)將受到反復(fù)的沖擊和振動(dòng),高速道岔鐵墊板外表面硫化橡膠逐漸老化,扣件板下膠墊剛度也隨之發(fā)生改變[1]。某高鐵線路岔區(qū)扣件彈性墊層隨服役年限增加而發(fā)生劣化,具體表現(xiàn)為剛度增大、墊板厚度減小?？奂椥詨|層的劣化可能會(huì)加劇車(chē)輛和軌道系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng),影響列車(chē)的正常運(yùn)行和旅客的乘車(chē)安全,甚至可能導(dǎo)致列車(chē)脫軌[2]。

故對(duì)扣件劣化后動(dòng)力特性的變化及其對(duì)車(chē)輛與軌道動(dòng)力性能的影響進(jìn)行研究十分重要,國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)此進(jìn)行了大量研究。針對(duì)扣件劣化后動(dòng)力特性的變化,王璞等和任娟娟等[3]均對(duì)扣件老化后的動(dòng)力特性參數(shù)進(jìn)行了實(shí)測(cè);結(jié)合實(shí)測(cè)的道岔鐵墊板剛度劣化規(guī)律,王璞等給出了道岔扣件剛度整體變化對(duì)車(chē)輛與軌道動(dòng)力學(xué)性能的影響。針對(duì)扣件老化及失效對(duì)車(chē)輛軌道動(dòng)力性能的影響,國(guó)內(nèi)外學(xué)者已對(duì)區(qū)間、地鐵線路以及鐵路橋均進(jìn)行了大量研究。區(qū)間線路方面,朱劍月[4]建立室內(nèi)縮尺模型,研究了扣件失效數(shù)量及行車(chē)速度對(duì)軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性的影響,并對(duì)其進(jìn)行時(shí)域和頻域驗(yàn)證;肖新標(biāo)等[5-7]研究了軌下支承失效程度及數(shù)量對(duì)直線軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)、車(chē)輛動(dòng)態(tài)脫軌及旅客乘坐舒適度的影響,并得出鋼軌扣件失效對(duì)列車(chē)動(dòng)態(tài)脫軌影響呈指數(shù)規(guī)律的結(jié)論;張歡等[8]運(yùn)用連續(xù)支承梁模型理論分析了彈性墊板剛度對(duì)枕上壓力及軌道板混凝土和CA砂漿疲勞特性的影響;袁玄成等[9]建立考慮扣件彈條扣壓力的垂向動(dòng)力學(xué)模型,研究單個(gè)和多個(gè)彈條扣壓力衰減失效對(duì)輪軌系統(tǒng)垂向響應(yīng)的影響,主要體現(xiàn)為鋼軌垂向加速度的變化;Xiao等[10]將多體動(dòng)力學(xué)與有限元法結(jié)合,研究了連續(xù)單側(cè)、交替單側(cè)和連續(xù)雙側(cè)的扣件失效模式對(duì)軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響,其影響呈現(xiàn)滯后效應(yīng);Xu等[11]研究了扣件失效對(duì)車(chē)軌相互作用的影響,認(rèn)為連續(xù)失效數(shù)量超過(guò)3個(gè)時(shí)便會(huì)對(duì)輪軌相互作用和軌道振動(dòng)產(chǎn)生較大影響;Li等[12]研究了扣件松動(dòng)對(duì)車(chē)軌系統(tǒng)垂直動(dòng)力響應(yīng)的影響,其對(duì)輪對(duì)振動(dòng)響應(yīng)的低頻部分影響顯著;翁長(zhǎng)根等[13]和劉學(xué)毅等[14]均研究了扣件剛度局部突變對(duì)車(chē)體振動(dòng)響應(yīng)的影響,均認(rèn)為扣件剛度局部突變對(duì)行車(chē)平穩(wěn)性影響較小。城市軌道交通方面,魏綱等[15]和Zhan等[16]分別研究了扣件失效對(duì)地鐵軌道結(jié)構(gòu)和地鐵車(chē)輛振動(dòng)特性的影響。鐵路橋方面,張燕等[17]和毛建紅等[18]均基于車(chē)-線-橋耦合動(dòng)力學(xué)理論,分別研究了扣件剛度變化及扣件失效對(duì)車(chē)-線-橋耦合系統(tǒng)垂向振動(dòng)響應(yīng)的影響,得出扣件剛度對(duì)車(chē)體振動(dòng)影響較小的結(jié)論。上述研究主要以區(qū)間線路為主,且均以垂向動(dòng)力學(xué)指標(biāo)為結(jié)果進(jìn)行分析;而針對(duì)結(jié)構(gòu)復(fù)雜的道岔區(qū)扣件失效或彈性墊層劣化的相關(guān)研究較少。

與區(qū)間線路不同,道岔結(jié)構(gòu)復(fù)雜、零部件眾多,存在多根鋼軌共用長(zhǎng)墊板的現(xiàn)象[19]。鑒于此,以我國(guó)350 km/h的18號(hào)無(wú)砟道岔為例,考慮道岔區(qū)鋼軌的柔性變形,建立車(chē)輛-道岔剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型,通過(guò)時(shí)域和頻域分析,研究岔區(qū)扣件彈性墊層中板下膠墊劣化位置、劣化程度、劣化個(gè)數(shù)和行車(chē)速度對(duì)車(chē)輛過(guò)岔動(dòng)力學(xué)性能的影響。研究結(jié)果可為道岔區(qū)剛度優(yōu)化和養(yǎng)護(hù)維修提供一定的理論指導(dǎo)。

1 車(chē)輛-道岔剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型

1.1 車(chē)輛動(dòng)力學(xué)模型

基于我國(guó)常用350 km高鐵動(dòng)車(chē)組建立車(chē)輛動(dòng)力學(xué)模型,車(chē)輛模型參數(shù)參考文獻(xiàn)[20],部分參數(shù)如表1所示。該高速車(chē)輛模型主要包含1個(gè)車(chē)體、2個(gè)轉(zhuǎn)向架與4個(gè)輪對(duì),將車(chē)體、轉(zhuǎn)向架與輪對(duì)視作剛體,每一剛體均包含縱向、橫移、沉浮、側(cè)滾、點(diǎn)頭和搖頭6個(gè)自由度,故該高速車(chē)輛模型總計(jì)42個(gè)自由度。模型中,轉(zhuǎn)向架和輪對(duì)之間通過(guò)一系懸掛連接,轉(zhuǎn)向架和車(chē)體之間通過(guò)二系懸掛相連,懸掛體系均采用彈簧-阻尼元件模擬。車(chē)輛模型的拓?fù)鋱D如圖1所示。

圖1 車(chē)輛模型拓?fù)鋱D

表1 車(chē)輛模型部分參數(shù)表

1.2 道岔動(dòng)力學(xué)模型

基于我國(guó)高速鐵路18號(hào)單開(kāi)道岔,建立高速道岔模型,其轉(zhuǎn)轍器區(qū)布置圖如圖2所示。為消除道岔兩端約束及柔性軌道引起的邊界效應(yīng),在道岔始末各設(shè)置50 m的過(guò)渡段并在尖軌尖端前設(shè)置15 m考慮鋼軌柔性變形的軌道,尖軌尖端里程50 m。

(a) 俯視圖(mm)

扣件彈性墊層劣化后,軌道垂向剛度發(fā)生改變,減振性能降低,由于尖軌的降低值與頂寬發(fā)生變化,輪軌關(guān)系將會(huì)發(fā)生改變,從而影響車(chē)輛的過(guò)岔性能?？奂跏即瓜騽偠热?5 kN/mm。道岔扣件系統(tǒng)剛度主要包含軌下膠墊剛度和板下膠墊剛度,其中板下膠墊剛度對(duì)扣件系統(tǒng)剛度起決定性作用。岔區(qū)扣件板下膠墊劣化后,其垂向剛度將會(huì)增大,故采取增大垂向剛度的方法來(lái)模擬扣件彈性墊層中板下膠墊的劣化,考慮極端情況,將彈性墊層劣化后扣件的垂向剛度增大為100 kN/mm。

以列車(chē)直逆向通過(guò)轉(zhuǎn)轍器區(qū)為例,僅有直尖軌、曲基本軌及直基本軌承受列車(chē)荷載,故模型僅考慮3根鋼軌。鋼軌的剛性廓形通過(guò)關(guān)鍵斷面線性插值獲得,所建立的無(wú)質(zhì)量轉(zhuǎn)轍器模型的直尖軌與曲基本軌組合三維廓形如圖3所示;為考慮鋼軌的柔性變形,采用Beam 188單元,依據(jù)道岔布置圖中軌枕點(diǎn)和半軌枕點(diǎn)的位置設(shè)置主節(jié)點(diǎn),根據(jù)斷面網(wǎng)格劃分的形式將特殊斷面沿主節(jié)點(diǎn)進(jìn)行連結(jié),3根鋼軌梁有限元模型及其主節(jié)點(diǎn)布置如圖4所示;柔性體是由模態(tài)構(gòu)成的,將主節(jié)點(diǎn)間的梁?jiǎn)卧?lián)生成離散式彈性體并對(duì)其進(jìn)行模態(tài)計(jì)算,各柔性軌的某階振型圖如圖5所示。

圖3 直尖軌與曲基本軌三維組合廓形

(a) 直尖軌

(a) 直尖軌

1.3 輪軌接觸模型

輪軌接觸模型主要包括輪軌動(dòng)態(tài)接觸幾何和輪軌接觸行為,前者基于經(jīng)典跡線法原理,同時(shí)考慮道岔鋼軌廓形的特殊性進(jìn)行求解,從而確定輪軌接觸點(diǎn)位置及相應(yīng)的接觸幾何參數(shù);后者主要涉及輪軌法向力和輪軌切向力的求解,法向力采用Hertz非線性理論求解,輪軌切向力依據(jù)FASTSIM算法進(jìn)行計(jì)算;由于柔性軌道為離散式彈性體,為將柔性軌道與無(wú)質(zhì)量轉(zhuǎn)轍器模型結(jié)合在一起,其法向采用離散彈性接觸。

1.4 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證模型的可靠性,計(jì)算車(chē)輛以350 km/h直逆向通過(guò)轉(zhuǎn)轍器區(qū)的動(dòng)力學(xué)性能,并與文獻(xiàn)[21]中的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,如圖6(a)、圖6(b)所示。結(jié)果表明：車(chē)輛直逆向通過(guò)道岔轉(zhuǎn)轍器區(qū)的動(dòng)力學(xué)結(jié)果與王雪彤的計(jì)算結(jié)果基本一致,可認(rèn)為建立的車(chē)輛-道岔剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型是可靠的。

(a) 尖軌側(cè)輪軌垂向力

2 扣件彈性墊層劣化位置的影響

道岔平面線型復(fù)雜,當(dāng)扣件彈性墊層在不同位置劣化時(shí)對(duì)車(chē)輛過(guò)岔動(dòng)力性能的影響不同,為獲取轉(zhuǎn)轍器區(qū)扣件彈性墊層劣化最不利位置,建立如表2所示工況,岔枕編號(hào)與尖軌頂寬的對(duì)應(yīng)關(guān)系已于圖2(a)中標(biāo)明。

表2 不同位置扣件彈性墊層劣化

2.1 時(shí)域結(jié)果

當(dāng)車(chē)輛以350 km/h通過(guò)無(wú)扣件彈性墊層劣化及不同岔枕處扣件彈性墊層劣化的轉(zhuǎn)轍器部分時(shí),輪軌動(dòng)態(tài)相互作用如圖7所示,各動(dòng)力學(xué)指標(biāo)的峰值如圖8所示。

(a) 輪軌垂向力

由圖7(a)可知,輪軌垂向力于扣件劣化位置呈“M”形波動(dòng),且波動(dòng)范圍約為3 m。當(dāng)彈性墊層劣化時(shí),扣件垂向剛度及鋼軌支座剛度增大,導(dǎo)致軌枕反力及鋼軌受力增大,故劣化位置處輪軌垂向力增大。當(dāng)6號(hào)、11號(hào)岔枕處扣件彈性墊層劣化時(shí),曲基本軌的輪軌力發(fā)生改變;而在其他岔枕處,由于車(chē)輛已完成輪載過(guò)渡,故對(duì)應(yīng)位置扣件彈性墊層發(fā)生劣化后,曲基本軌受力不受影響。

扣件彈性墊層劣化對(duì)列車(chē)道岔系統(tǒng)動(dòng)力特性影響較大,其中16號(hào)岔枕處扣件彈性墊層劣化時(shí)影響最為顯著。當(dāng)16號(hào)岔枕處扣件彈性墊層劣化時(shí),尖軌側(cè)的輪軌垂向力峰值與無(wú)彈性墊層劣化時(shí)差異較大,垂向力較無(wú)劣化時(shí)增大18.62%;輪重減載率為0.45,較無(wú)劣化工況增大221.43%;軸箱振動(dòng)加速度峰值較無(wú)劣化時(shí)增大216.17%,為35.19 m/s2。不同岔枕位置處扣件彈性墊層劣化對(duì)行車(chē)的平穩(wěn)性影響較小,車(chē)體垂向、橫向振動(dòng)加速度均無(wú)明顯變化。

2.2 頻域結(jié)果

圖9(a)～圖9(g)為車(chē)輛以350 km/h通過(guò)無(wú)扣件彈性墊層劣化及不同岔枕處扣件彈性墊層劣化的轉(zhuǎn)轍器部分時(shí),經(jīng)小波變換得到的軸箱振動(dòng)加速度頻域響應(yīng),前轉(zhuǎn)向架前輪對(duì)于0.323 s到達(dá)尖軌尖端。

圖9 不同位置處扣件彈性墊層劣化時(shí)軸箱加速度時(shí)頻圖

當(dāng)無(wú)扣件彈性墊層劣化時(shí),軸箱的一階振動(dòng)主頻為25.1 Hz,當(dāng)列車(chē)通過(guò)轉(zhuǎn)轍器區(qū)時(shí),由于輪載過(guò)渡時(shí)輪軌沖擊的影響,軸箱的二階振動(dòng)主頻約為163.17 Hz;而當(dāng)出現(xiàn)表2中岔枕對(duì)應(yīng)位置扣件彈性墊層劣化后,低頻響應(yīng)加劇,車(chē)輛通過(guò)轉(zhuǎn)轍器區(qū)時(shí)的振動(dòng)主頻均位于70 Hz以下。當(dāng)不同岔枕處扣件彈性墊層劣化時(shí),軸箱加速度主頻分別為46.88 Hz,66.41 Hz,50.21 Hz,35.56 Hz,46.88 Hz,42.97 Hz。

通過(guò)對(duì)仿真模型中的曲基本軌和直尖軌進(jìn)行特征值分析,未劣化狀態(tài)下曲基本軌的前5階固有頻率均位于32 Hz以下,其余各階頻率均位于790 Hz以上;未劣化狀態(tài)下直尖軌的前11階固有頻率均位于32 Hz以下,其余各階頻率均位于740 Hz以上。當(dāng)出現(xiàn)表1中對(duì)應(yīng)岔枕位置處扣件彈性墊層劣化時(shí),曲基本軌新增位于33～36 Hz內(nèi)的特征值;直尖軌新增位于5～74 Hz內(nèi)的特征值,表2各工況對(duì)應(yīng)的具體值分別為5.07 Hz,13.40 Hz,56.91 Hz,73.10 Hz,72.95 Hz,72.41 Hz。

扣件彈性墊層劣化對(duì)鋼軌模態(tài)的影響主要體現(xiàn)在低頻范圍內(nèi),而未劣化狀態(tài)下曲基本軌的固有頻率集中于高頻,故雖6號(hào)、11號(hào)岔枕對(duì)應(yīng)位置扣件彈性墊層發(fā)生劣化,軸箱垂向加速度并未發(fā)生較大變化;當(dāng)16號(hào)岔枕對(duì)應(yīng)位置扣件彈性墊層劣化時(shí),軸箱的振動(dòng)主頻50.21 Hz與此時(shí)的直尖軌振動(dòng)頻率56.91 Hz較為接近,且軸箱垂向振動(dòng)加速度峰值較大,較無(wú)劣化狀態(tài)下增大216.17%。

結(jié)合時(shí)域和頻域結(jié)果可知,16號(hào)岔枕處扣件彈性墊層劣化對(duì)高速車(chē)輛過(guò)岔時(shí)的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)產(chǎn)生最不利影響,即在道岔轉(zhuǎn)轍器部分,扣件彈性墊層產(chǎn)生劣化的最不利位置僅有一處位于尖軌頂寬40 mm處。

3 影響因素分析

3.1 扣件彈性墊層劣化程度

以扣件剛度模擬扣件彈性墊層劣化程度,當(dāng)尖軌頂寬40 mm處扣件垂向剛度分別為25 kN/mm,50kN/mm,75 kN/mm,100 kN/mm,125 kN/mm時(shí),各動(dòng)力學(xué)指標(biāo)的峰值如圖10(a)、圖10(b)所示。

隨著扣件彈性墊層劣化程度的加深,位于尖軌頂寬40 mm處的輪軌動(dòng)態(tài)相互作用和安全性指標(biāo)均呈增大趨勢(shì)?？奂椥詨|層的劣化程度對(duì)車(chē)輛過(guò)岔的平穩(wěn)性影響較小。車(chē)體垂向振動(dòng)加速度,如圖11所示。由圖11可知,由于扣件彈性墊層劣化程度增加,減振性能降低,位于扣件劣化位置的車(chē)體垂向振動(dòng)加速度呈緩慢增大趨勢(shì),且其增幅隨扣件剛度的增大而減小。

圖11 車(chē)體垂向振動(dòng)加速度

對(duì)軸箱振動(dòng)加速度進(jìn)行頻域分析,如圖12所示。軸箱振動(dòng)加速度峰值位于扣件劣化位置,且隨扣件剛度增大而增大;當(dāng)無(wú)劣化及扣件劣化程度不同時(shí),其振動(dòng)加速度對(duì)應(yīng)一階頻率為25.10 Hz,35.56 Hz,35.56 Hz,50.21 Hz,50.21 Hz,隨扣件剛度的增大,其振動(dòng)主頻和幅值均呈增大趨勢(shì)。

圖12 軸箱振動(dòng)加速度頻域曲線

綜上,扣件彈性墊層劣化程度的改變不會(huì)引起輪軌相互作用波動(dòng)范圍的改變;尖軌側(cè)輪軌動(dòng)態(tài)相互作用隨扣件彈性墊層劣化程度增加而加劇,行車(chē)平穩(wěn)性所受影響較小。

3.2 扣件彈性墊層劣化個(gè)數(shù)

當(dāng)以尖軌頂寬40 mm為中心發(fā)生如圖13所示的連續(xù)1組、3組、5組、7組、9組扣件彈性墊層劣化時(shí),尖軌側(cè)的輪軌動(dòng)態(tài)相互作用如圖14所示。

圖13 扣件彈性墊層劣化個(gè)數(shù)示意圖

(a) 輪軌垂向力

隨著尖軌頂寬40 mm處扣件彈性墊層劣化個(gè)數(shù)的增加,輪軌相互作用波動(dòng)范圍增大。在尖軌頂寬40 mm處,隨著扣件彈性墊層劣化個(gè)數(shù)增加,輪軌垂向力所受影響較小,呈減小趨勢(shì);而圖13中扣件彈性墊層產(chǎn)生劣化的區(qū)段,由于道岔轉(zhuǎn)轍器區(qū)結(jié)構(gòu)復(fù)雜,尖軌尖端處無(wú)橫向約束,尖軌尖端處的橫向力和脫軌系數(shù)則呈增大趨勢(shì),如圖14(b)所示,當(dāng)9組扣件連續(xù)劣化時(shí)尖軌尖端橫向力較1組扣件彈性墊層劣化時(shí)增大21.3%,車(chē)輛過(guò)岔時(shí)的脫軌系數(shù)增加;扣件彈性墊層劣化個(gè)數(shù)對(duì)列車(chē)運(yùn)行的平穩(wěn)性影響較小,車(chē)體橫向加速度隨劣化扣件數(shù)量的增加呈緩慢增大趨勢(shì)。

綜上,隨著連續(xù)扣件彈性墊層劣化數(shù)量的增加,部分動(dòng)力學(xué)指標(biāo)峰值有所減小,而尖軌尖端處的橫向動(dòng)力學(xué)指標(biāo)呈增大趨勢(shì);可見(jiàn)連續(xù)多組扣件彈性墊層劣化會(huì)加劇列車(chē)道岔系統(tǒng)動(dòng)力特性。

3.3 通過(guò)速度

當(dāng)車(chē)輛以200 km/h,250 km/h,300 km/h,350 km/h,400 km/h的速度通過(guò)未劣化和尖軌頂寬40 mm處扣件彈性墊層劣化的轉(zhuǎn)轍器時(shí),尖軌側(cè)輪重減載率及軸箱振動(dòng)加速度所受影響較大,其峰值如圖15所示。

(a) 輪重減載率

當(dāng)車(chē)輛以不同速度過(guò)岔時(shí),劣化后的尖軌側(cè)輪軌垂向力、輪重減載率及軸箱振動(dòng)加速度較未劣化時(shí)均呈增加趨勢(shì),其中輪重減載率與軸箱振動(dòng)加速度影響顯著。當(dāng)車(chē)輛以250 km/h的速度通過(guò)道岔時(shí),劣化后的輪重減載率較未劣化時(shí)增加302.97%,劣化后的軸箱振動(dòng)加速度較未劣化時(shí)增加312.13%,可見(jiàn)車(chē)輛以250 km/h過(guò)岔時(shí),扣件彈性墊層劣化對(duì)車(chē)輛過(guò)岔性能的影響更為顯著。

當(dāng)車(chē)輛以不同速度通過(guò)尖軌頂寬40 mm處扣件彈性墊層劣化的轉(zhuǎn)轍器時(shí),對(duì)軸箱加速度進(jìn)行頻域分析,如圖16所示。隨行車(chē)速度的增加,軸箱的振動(dòng)主頻分別為28.67 Hz,35.85 Hz,43.01 Hz,50.21 Hz,58.54 Hz,呈增大趨勢(shì);同時(shí)由于輪載過(guò)渡時(shí)輪軌沖擊的影響,軸箱存在更高頻率的振動(dòng),且該頻率隨行車(chē)速度的增加而增大,從而導(dǎo)致圖16中存在多個(gè)頻率位于100～400 Hz內(nèi)的振動(dòng)峰值;行車(chē)速度由200 km/h增加至250 km/h時(shí),軸箱加速度較為敏感,振幅增幅較大,為30.43%。

圖16 軸箱加速度頻域曲線

4 結(jié) 論

基于多體動(dòng)力學(xué)理論建立車(chē)輛-道岔剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型,采用時(shí)域和頻域分析,分析轉(zhuǎn)轍器區(qū)扣件彈性墊層劣化位置、劣化程度、劣化個(gè)數(shù)以及行車(chē)速度對(duì)高速列車(chē)-道岔系統(tǒng)動(dòng)力性能的影響,結(jié)論如下：

(1) 扣件彈性墊層劣化位置影響較大,其中尖軌頂寬40 mm處為扣件彈性墊層劣化的最不利位置;此時(shí)尖軌側(cè)輪重減載率增大221.43%,且軸箱振動(dòng)頻率接近直尖軌固有頻率,對(duì)高速列車(chē)道岔系統(tǒng)動(dòng)力特性影響顯著。

(2) 扣件劣化程度對(duì)車(chē)輛過(guò)岔時(shí)的垂向動(dòng)力學(xué)指標(biāo)影響較大,且各垂向動(dòng)力學(xué)指標(biāo)的增幅隨劣化程度的加深呈減小趨勢(shì)。

(3) 扣件劣化個(gè)數(shù)對(duì)車(chē)輛過(guò)岔時(shí)的橫向動(dòng)力學(xué)指標(biāo)影響較大。隨著扣件劣化數(shù)目的增加,劣化范圍增大,尖軌尖端橫向力及脫軌系數(shù)增大,9組扣件連續(xù)劣化時(shí)尖軌尖端橫向力較1組扣件彈性墊層劣化時(shí)增大21.3%。

(4) 當(dāng)車(chē)輛以250 km/h速度過(guò)岔時(shí),扣件彈性墊層劣化對(duì)車(chē)輛過(guò)岔性能的影響最為顯著;劣化后的輪重減載率較未劣化時(shí)增加302.97%,軸箱振動(dòng)加速度較未劣化時(shí)增加312.13%。軸箱振動(dòng)加速度對(duì)扣件彈性墊層劣化較敏感,可在一定程度上反映扣件彈性墊層的劣化。