司道林 ，王樹國 ，王 猛 ，楊東升 ，王 璞

（1. 中國鐵道科學研究院集團有限公司鐵道建筑研究所，北京 100081；2. 中國鐵道科學研究院集團有限公司高速鐵路軌道技術(shù)國家重點實驗室，北京 100081）

6號對稱道岔是我國編組站場的主型道岔類型，由于其結(jié)構(gòu)緊湊、占地小、利用率高且具備一定的通行能力，因此，在編組站得到廣泛使用. 目前，全路共鋪設(shè)4 363組此類型道岔，其中60.9%由50 kg/m鋼軌制造（其中34.4%為木枕結(jié)構(gòu)），30.4%由43 kg/m鋼軌制造（其中94.5%為木枕結(jié)構(gòu)），0.3%由60 kg/m鋼軌制造（全部為砼枕結(jié)構(gòu)）[1].

3種軌型道岔平面線型的主要結(jié)構(gòu)尺寸一致.6號對稱道岔全長17.457 m，前長7.437 m，后長10.020 m；導曲線半徑為180 m，尖軌線型為直線，尖軌轉(zhuǎn)轍角為1.07°；道岔區(qū)內(nèi)軌距為1.450 m，較標準軌距加寬15 mm.

現(xiàn)場調(diào)研6號對稱道岔應用情況發(fā)現(xiàn)，道岔區(qū)發(fā)生多起脫軌事故. 據(jù)不完全統(tǒng)計，2003年至今，全路已發(fā)生百余起脫軌事故. 脫軌特征極為相似，車輪均在距尖軌尖端200～300 mm處輪緣開始接觸尖軌，爬上尖軌軌頂后繼續(xù)走行，在距尖軌尖端約6～7 m處由非工作邊側(cè)掉下鋼軌，導致脫軌.

道岔區(qū)脫軌事故給運輸生產(chǎn)安全帶來極大隱患的同時導致軌道部件傷損嚴重，造成巨大經(jīng)濟損失，也干擾正常運輸生產(chǎn)秩序. 脫軌事故發(fā)生后，工務部門精確調(diào)整道岔區(qū)結(jié)構(gòu)尺寸和軌道幾何狀態(tài)，使其完全滿足維修規(guī)范要求，但脫軌事故仍時有發(fā)生，且毫無征兆，難以觀測和預判，給生產(chǎn)運輸帶來較大困擾.

針對時有發(fā)生的脫軌事故，國內(nèi)學者開展大量研究. 費維周[2]認為編組站道岔脫軌與緩行器制動、道岔防磨護軌安裝狀態(tài)未到位、軌道幾何尺寸偏差較大有關(guān)；李章鳳[3]則認為道岔區(qū)正矢不良、水平超限是導致脫軌的主要原因，防磨護軌也是導致脫軌的影響因素，應優(yōu)化道岔設(shè)計，取消防磨護軌.

本文將在前期調(diào)研的基礎(chǔ)上，系統(tǒng)研究道岔區(qū)輪軌關(guān)系，探索脫軌機理，并得出影響道岔區(qū)脫軌的關(guān)鍵因素，為制定道岔區(qū)脫軌事故發(fā)生提供借鑒.

1 脫軌機理

根據(jù)脫軌形態(tài)的不同，脫軌可分為爬軌、跳軌、滑軌、傾覆等形式：爬軌脫軌一般發(fā)生在輪對沖角大、速度低的情況；跳軌脫軌發(fā)生在高速運營時車輪跳起后在橫向荷載作用下輪緣跳上軌頂；滑軌脫軌通常在輪對負沖角狀態(tài)下出現(xiàn)；傾覆脫軌主要是由于偏載或強橫風作用所致. 列車通過6號對稱道岔時速度較低（一般不超過20 km/h），且在較大轉(zhuǎn)轍角和半徑180 m導曲線作用下產(chǎn)生大幅值的輪對沖角，屬于典型爬軌脫軌.

關(guān)于脫軌的形成機理已進行了大量研究：法國學者NADAL于1896年基于輪軌間的摩擦自鎖原理提出納達爾脫軌準則[4]；日本學者橫瀨景司基于小比例輪對試驗，將二維NADAL脫軌準則推廣至三維[5-6]. 陳果等[7]認為脫軌與橫向力作用時間有關(guān)，提出了與橫向力作用時間有關(guān)的判定準則；美國TTCI學者Wu等[8-9]提出考慮輪對沖角的脫軌判定準則（AOA），負沖角時AOA準則與NADAL準則差異顯著，正沖角時AOA脫軌限值與NADAL脫軌限值無明顯差異，這與關(guān)慶華等[10]的研究結(jié)果一致；王健等[11]建立考慮蠕滑力的三維脫軌模型，結(jié)果表明在大輪對沖角狀態(tài)下輪軌橫向力占切向力的90%以上，此時三維的脫軌系數(shù)臨界值與NADAL脫軌限值基本相同. 綜上分析可見，NADAL脫軌準則仍可用于分析大輪對沖角狀態(tài)下的爬軌脫軌機理.

NADAL脫軌系數(shù)臨界值為

式中：μ為摩擦系數(shù)；α為接觸角；Q為輪軌橫向力；P為輪軌垂向力.

摩擦系數(shù)和接觸角是主要影響參數(shù)，本文通過改變摩擦系數(shù)（0.1～0.8）和接觸角（30°～80°）計算得到脫軌系數(shù)臨界值隨摩擦系數(shù)和接觸角的變化規(guī)律，如圖1所示. 由圖1可見：各種摩擦系數(shù)條件下，脫軌系數(shù)臨界值均隨接觸角的增加而不斷提高，接觸角相同時，摩擦系數(shù)減小可利于提高脫軌系數(shù)臨界值；接觸角減小、摩擦系數(shù)增加將降低脫軌系數(shù)臨界值，當接觸角的正切值小于摩擦系數(shù)時輪軌間無抗脫軌能力. 因此，為確保輪軌間具備一定的抗脫軌能力，應盡可能增加接觸角，并使摩擦系數(shù)保持在合理范圍內(nèi)，避免大幅值摩擦系數(shù)的出現(xiàn).

圖1 脫軌系數(shù)臨界值隨輪軌接觸參數(shù)的變化規(guī)律Fig. 1 Critical values of derailment coefficients vary with wheel-rail contact parameters

由于摩擦系數(shù)受氣候條件、鋼軌表面粗糙度等不可控因素的影響，通常采用控制接觸角來保證輪軌間的抗爬軌性能. 我國貨車車輪采用LM型踏面，輪緣角最大值為70°（距頂部11.6 mm），靠近輪緣頂部時接觸角不斷減小，如圖2所示. 當車輪與頂寬5 mm的理論尖軌型面接觸時，輪緣接觸點距軌頂7 mm，此時的接觸角僅為53°，如圖3所示. 當輪軌摩擦系數(shù)分布在常見范圍0.30～0.40時，對應的脫軌系數(shù)臨界值僅為0.61～0.73，而現(xiàn)場實測得到脫軌系數(shù)超過1.0. 6號對稱道岔在尖軌尖端存在較高的脫軌風險. 因此，輪緣貼靠尖軌時形成的不利接觸狀態(tài)是導致6號對稱道岔脫軌風險較高的根本原因. 改善尖軌尖端的輪軌接觸狀態(tài)是提高6號對稱道岔安全性的根本措施.

圖2 LM型車輪踏面輪緣參數(shù)Fig. 2 Flange parameter of profile LM

圖3 LM型車輪輪緣接觸角Fig. 3 Flange contact angle of profile LM

2 脫軌影響因素分析

上文基于準靜態(tài)理論分析了6號對稱道岔脫軌的機理，得出了車輪爬軌的必要條件. 然而輪對是否最終爬上鋼軌與車輛/軌道結(jié)構(gòu)參數(shù)、道岔參數(shù)、線路條件等諸多因素有關(guān). 為此，基于多體動力學理論[12]，采用文獻[13]中的方法建立車輛-道岔動力學模型，計算貨車時速20 km通過既有6號對稱道岔時的動力學響應，分析尖軌降低值、尖軌轉(zhuǎn)轍角、軌道剛度、軌道線型及車輛懸掛剛度對車輪爬軌的影響規(guī)律，從而得出影響車輪爬軌的敏感因素，為整治措施的提出提供理論支撐.

脫軌系數(shù)是評估脫軌性能的常用指標，但其難以準確描述爬軌風險程度和安全裕量，因此本文以車輪抬升量作為脫軌性能的評判指標，車輪抬升量即車輪踏面與鋼軌頂面間的距離. 為便于對比分析各類參數(shù)的影響規(guī)律，首先以既有6號對稱道岔結(jié)構(gòu)參數(shù)基礎(chǔ)，通過調(diào)整摩擦系數(shù)得到爬軌的臨界狀態(tài)，以此為基準改變各類參數(shù)的分布范圍得到車輪抬升量的變化規(guī)律，由此分析各類參數(shù)對爬軌風險的影響特性.

圖4描述了空、重車摩擦系數(shù)在0.5°～0.6° 范圍變化時車輪抬升量的時程曲線，圖中橫坐標60 m處為尖軌尖端，由圖4（a）展示了摩擦系數(shù)對空車車輪抬升量的影響規(guī)律，車輪在尖軌尖端開始爬升，爬升量隨著摩擦系數(shù)的增加而提高. 由圖4（a）可知：當摩擦系數(shù)小于0.58時，車輪爬升至一定高度后由于滾動圓半徑增加，車輪又恢復至踏面接觸，車輪抬升量幅值不超過10 mm，小于輪緣高度，車輪未爬上軌頂；而當摩擦系數(shù)達到0.59時，車輪抬升量持續(xù)增加，不再恢復，直至爬上軌頂. 因此，可認為輪軌間摩擦系數(shù)0.59即為空車爬軌臨界值狀態(tài). 與空車相比，重車車輪抬升量明顯小于空車，如圖4（b）所示.由圖4（b）可知：當摩擦系數(shù)達到0.70（此值出現(xiàn)概率較?。r，車輪抬升量仍不足7 mm，所以重車爬軌風險明顯低于空車. 現(xiàn)場調(diào)研結(jié)果也表明，爬軌車輛均為空車. 可見，研究脫軌影響因素及措施時應著重以空車為研究對象.

圖4 車輪抬升量隨摩擦系數(shù)的變化關(guān)系Fig. 4 Relationship between wheel lift and friction coefficient

2.1 尖軌降低值

尖軌降低值直接決定尖軌開始承載時與輪緣的接觸角度，是影響脫軌性能的重要參數(shù). 既有6號對稱道岔通常采用藏尖式尖軌結(jié)構(gòu)，尖軌尖端相對于基本軌降低23.0 mm，尖軌頂寬5 mm斷面通常為輪緣初始接觸點，以此斷面為基準提出5種尖軌降低值方案，如表1所列，其中方案Ⅰ為既有6號對稱道岔方案. 圖5為5種降低值方案對應的輪軌接觸狀態(tài)，輪緣接觸點距輪緣頂部的距離分別為7.0、9.0、12.0、18.0、21.0 mm，方案Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ輪緣接觸點高于輪緣最大角（70°）位置，有利于提高抗脫軌能力.

表 1 尖軌降低值Tab. 1 Cases of switch rail machined depth

圖5 輪緣接觸狀態(tài)Fig. 5 Flange contact statues

圖6為5種尖軌降低值方案對應的車輪抬升量計算結(jié)果，隨著降低值的減小，車輪抬升量隨之減小，當尖軌頂寬5 mm處降低值由14 mm減至10 mm時，車輪抬升量由29 mm大幅減至3 mm，尖軌頂寬5 mm處降低值小于8 mm時車輪不會抬升. 因此，適當減小尖軌降低值有利于降低脫軌風險，由于尖軌降低值減小會使得尖軌提前承載，為避免尖軌薄弱斷面承載，建議采用方案Ⅲ中的尖軌降低值設(shè)置方案. 尖軌頂寬5 mm對應的降低值取為10 mm，并通過刨切基本軌來適當加寬尖軌，增加尖軌承載面積，避免因提前承載導致接觸傷損的快速出現(xiàn).

圖6 車輪抬升量與尖軌降低值對應關(guān)系Fig. 6 Relationship between wheel lift and machined depth

2.2 尖軌轉(zhuǎn)轍角

尖軌轉(zhuǎn)轍角直接決定輪對沖角，進而影響輪緣接觸尖軌時的輪軌動力作用. 在輪對沖角作用下產(chǎn)生橫向蠕滑力，促使輪對爬上鋼軌. 既有6號對稱道岔尖軌與曲基本軌間的轉(zhuǎn)轍角為2.14°，則尖軌轉(zhuǎn)轍角為之一半（1.07°）. 尖軌轉(zhuǎn)轍角受尖軌線型的限制，降低幅度有限，計算時考慮0.70°、0.80°、0.90°、1.00°和1.10° 5種工況. 圖7為5種尖軌轉(zhuǎn)轍角對應的車輪抬升量計算結(jié)果，隨著轉(zhuǎn)轍角的減小，車輪抬升量隨之減小，當轉(zhuǎn)轍角由1.10° 降至0.90° 時，車輪抬升量由29 mm大幅減至3 mm，轉(zhuǎn)轍角小于0.80° 時車輪不會抬升. 但尖軌轉(zhuǎn)轍角的減小，將增加道岔尖軌和道岔長度，難以適應既有道岔的鋪設(shè)空間. 在道岔結(jié)構(gòu)總體尺寸滿足要求的前提下優(yōu)化道岔線型，盡可能使尖軌轉(zhuǎn)轍角降至0.90° 以下.

2.3 軌道剛度

現(xiàn)場調(diào)研發(fā)現(xiàn)，混凝土道岔的脫軌概率明顯高于木枕道岔，因此軌道剛度也是影響爬軌重要因素. 既有6號對稱道岔軌下膠墊剛度范圍為110～150 kN/mm，由于道岔區(qū)橫向力較大，基本軌內(nèi)側(cè)軌底無扣件扣壓，為防止鋼軌傾翻，基本軌外側(cè)通常安裝軌撐，鋼軌橫向剛度較高. 計算時考慮有、無軌撐兩種情況，膠墊剛度分別取50、75、100、125、150 kN/mm. 圖8為車輪抬升量隨軌道剛度變化的計算結(jié)果. 由圖8可知：有軌撐時，墊板剛度減小對軌道剛度的影響有限，車輪抬升量在19.0～29.0 mm范圍內(nèi)變化；無軌撐時，墊板剛度由150 kN/mm降至50 kN/mm時，車輪抬升量由19.0 mm減至2.5 mm.因此，建議取消軌撐提高軌道橫向彈性，兼顧扣件系統(tǒng)變形的限值，建議墊板剛度75～100 kN/mm.

圖7 車輪抬升量與尖軌轉(zhuǎn)轍角對應關(guān)系Fig. 7 Relationship between wheel lift and contact angle

圖8 車輪抬升量與軌道剛度對應關(guān)系Fig. 8 Relationship between wheel lift and track stiffness

2.4 軸箱定位剛度

車輛懸掛參數(shù)是決定車輛動力學性能的重要因素，其中軸箱水平定位剛度直接決定輪對導向性能，是影響輪對沖角和橫移量的重要參數(shù). 常用K6轉(zhuǎn)向架軸箱縱向和橫向名義剛度分別為16 kN/mm和11 kN/mm，計算時軸箱縱向定位剛度取8、12、16、20、24 kN/mm，橫向定位剛度取7、9、11、13、15 kN/mm.圖9為車輪抬升量隨軸箱定位剛度變化的計算結(jié)果. 由圖9可知：軸箱縱向定位剛度大于名義值時車輪抬升量保持不變，由16 kN/mm降至12 kN/mm時車輪抬升量由29 mm降至7 mm；軸箱橫向定位剛度大于名義值時車輪抬升量保持不變，由11 kN/mm降至7 kN/mm時車輪抬升量由29 mm降至1 mm.可見，車輛狀態(tài)也是影響爬軌脫軌的敏感因素，軸箱定位剛度增加時會加強輪對約束，增加爬軌風險. 必要的軸箱定位剛度是保證車輛動力學性能的前提，但在運營過程中應加強車輛狀態(tài)的檢查，軸箱定位裝置損壞、膠墊壓潰時應及時更換，防止因軸箱定位不良而增加脫軌風險.

圖9 車輪抬升量與軸箱定位剛度對應關(guān)系Fig. 9 Relationship between wheel lift and axle stiffness

2.5 線路條件

站場內(nèi)空間有限，道岔前端通常設(shè)置小半徑曲線，使得輪對以大幅橫移量進入道岔，較大輪對沖角與尖軌尖端接觸增加爬軌風險. 計算時取200、250、300、350、400 m 5種曲線半徑，道岔前夾直線長度分別為0、1、2、3、4 m. 圖10為車輪抬升量隨線路條件變化的計算結(jié)果. 由圖10可知：隨著道岔前曲線半徑的增加車輪抬升量不斷減小，曲線半徑超過400 m時，即使無夾直線時也會大幅降低爬軌風險；曲線半徑相同時，道岔前夾直線越長，車輪抬升量越小，當夾直線長度超過3 m時，道岔前端各種曲線半徑對應的車輪抬升量相當，夾直線足夠長時，道岔前端曲線對道岔區(qū)動力學的影響較小. 因此，道岔前曲線半徑較小時，應設(shè)置3 m以上的夾直線，使輪對橫移在一定程度向軌道中心恢復，避免進入道岔時輪緣貼靠尖軌運行，從而降低爬軌風險.

圖10 車輪抬升量與線型對應關(guān)系Fig. 10 Relationship between wheel lift and track layout

3 結(jié) 論

本文總結(jié)了我國主型6號對稱道岔的應用現(xiàn)狀，采用準靜態(tài)輪軌接觸理論進行爬軌機理分析，并建立車輛-道岔動力學模型計算道岔區(qū)的動力學響應，以車輪動態(tài)抬升量為評判指標分析車輛、軌道、道岔結(jié)構(gòu)等因素對爬軌性能的影響特性，得出以下結(jié)論：

1） 車輪輪緣貼靠尖軌尖端時產(chǎn)生兩點接觸，輪緣頂部輪軌接觸點處的接觸角較小，脫軌系數(shù)臨界值不足0.73，抗脫軌能力嚴重不足，輪緣貼靠尖軌尖端形成的不利接觸狀態(tài)是導致6號對稱道岔脫軌風險較高的根本原因.

2） 為提高道岔抗爬軌能力，建議尖軌頂寬5 mm降低值不宜大于10 mm，在道岔總體尺寸允許的條件下建議尖軌轉(zhuǎn)轍角降至0.9° 以下.

3） 保持一定軌道彈性有助于降低爬軌風險，建議取消軌撐結(jié)構(gòu)，墊板剛度取值范圍為75～100 kN/mm.

4） 道岔前端與曲線連接時，建議設(shè)置長度不小于3 m的夾直線.

5） 輪對軸箱定位剛度是影響道岔區(qū)動力學性能的敏感因素，保持良好軸箱定位彈性，防止軸箱定位不良導致軸箱定位剛度增加.

此外，應定期在尖軌尖端進行潤滑，使得尖軌尖端側(cè)面摩擦系數(shù)保持在0.30以下，以提高脫軌系數(shù)臨界值，降低脫軌風險.