賴 軍，徐井芒，王 平，廖 濤，陳 嶸

(1.西南交通大學(xué) 高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實驗室，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)

鐵路道岔是軌道結(jié)構(gòu)里面最重要但同時也是最薄弱的一部分[1-2]。在過去的20多年，伴隨著中國鐵路事業(yè)的飛速發(fā)展，行車密度也愈加密集，從而導(dǎo)致道岔鋼軌的磨耗問題日益突出，并進(jìn)一步影響車輛的過岔安全。相較于區(qū)間線路，道岔區(qū)輪軌接觸關(guān)系更為復(fù)雜，尤其是在小號碼道岔區(qū)，由于鋪設(shè)場地的限制，岔前不得不鋪設(shè)小半徑曲線或較短的直線，從而引起車輛入岔時產(chǎn)生較大的輪軌橫向力，最終導(dǎo)致車輛發(fā)生爬軌掉道。

岔區(qū)頻繁的脫軌事故對車輛的正常運(yùn)行和養(yǎng)護(hù)維修帶來了巨大的挑戰(zhàn)。學(xué)者們[3-10]主要對直線段及曲線段的脫軌問題進(jìn)行了相應(yīng)的研究，然而，對于道岔區(qū)的脫軌安全研究大家主要采用脫軌系數(shù)及輪重減載率對其進(jìn)行評價。現(xiàn)有研究表明[11-12]，以上兩脫軌評價指標(biāo)并不能完全反應(yīng)和揭示車輛的動態(tài)脫軌情況。同時，現(xiàn)有研究主要基于道岔標(biāo)準(zhǔn)廓形對其行車安全進(jìn)行評估，鮮有考慮鋼軌磨耗的影響。

某編組站六號對稱道岔轉(zhuǎn)轍器區(qū)發(fā)生了多起貨運(yùn)列車脫軌事故。調(diào)查發(fā)現(xiàn)，這些事故主要是由于空載列車在尖軌尖端受到較大的橫向力，且尖軌尖端發(fā)生了較明顯的側(cè)磨，從而導(dǎo)致前轉(zhuǎn)向架導(dǎo)向輪輪緣與尖軌頂寬5～20 mm區(qū)域發(fā)生接觸，輪軌接觸點(diǎn)越過最大接觸角位置并開始爬升。最后，車輪爬上軌頂并在軌頂運(yùn)行了一段距離，在距尖軌尖端6.84 m發(fā)生掉道，掉道的前轉(zhuǎn)向架進(jìn)一步誘發(fā)了后轉(zhuǎn)向架發(fā)生脫軌。

車輛的脫軌主要表現(xiàn)為車輪脫離鋼軌的約束，基于此，國內(nèi)外學(xué)者以輪對實際受力平衡為出發(fā)點(diǎn)，進(jìn)行了大量的理論推導(dǎo)，并建立了列車的各種脫軌評判準(zhǔn)則[12]。但是，列車脫軌往往是一個動態(tài)的過程，隨著計算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，文獻(xiàn)[13-14]基于車輛-軌道耦合動力學(xué)理論建立了單輪和整車的動態(tài)脫軌模型，并提出了脫軌系數(shù)超限時間這一評價指標(biāo)。文獻(xiàn)[15-16]建立了車輛-軌道-橋梁耦合動力學(xué)模型，研究了地震作用下橋上高速列車的動態(tài)脫軌行為。對于脫軌后車輛的動態(tài)響應(yīng)也有部分學(xué)者進(jìn)行了相應(yīng)的研究，Ling等[17]通過剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型研究了機(jī)車在軌道缺陷區(qū)域脫軌后車輛和橋梁的動態(tài)響應(yīng)情況，并進(jìn)一步描述了輪對的運(yùn)動姿態(tài)。Wu等[18]采用Adams研究了高速動車編組在地震作用下發(fā)生脫軌后的動態(tài)響應(yīng)，并揭示車輛編組脫軌后的運(yùn)動姿態(tài)。可見，以上學(xué)者對列車動態(tài)脫軌的研究主要集中于區(qū)間線路，且學(xué)者們并未考慮鋼軌磨耗對車輛動態(tài)脫軌行為的影響。小號碼道岔轉(zhuǎn)轍器常常伴隨著比較嚴(yán)重的磨耗，這將嚴(yán)重危及車輛的運(yùn)行安全，然而，很少有研究考慮道岔鋼軌磨耗對車輛動態(tài)脫軌行為的影響。

綜上所述，為進(jìn)一步揭示車輛在岔區(qū)的動態(tài)脫軌行為，本文以K6型轉(zhuǎn)向架貨運(yùn)列車和6號對稱道岔為研究對象，采用多體系統(tǒng)動力學(xué)軟件Simapck建立了車輛-道岔系統(tǒng)耦合動力學(xué)模型[19-20]。車輛的動態(tài)爬軌通過在車體重心施加橫向力和抗側(cè)滾力矩實現(xiàn)。道岔廓形采用某編組站現(xiàn)場實測的數(shù)據(jù)，對比分析不同磨耗程度的道岔鋼軌以及標(biāo)準(zhǔn)廓形情況下空車的動態(tài)脫軌過程及動態(tài)脫軌臨界。該脫軌模型可以模擬道岔區(qū)脫軌過程中復(fù)雜的輪軌接觸及車輛的脫軌姿態(tài)，從而進(jìn)一步揭示小號碼道岔區(qū)的動態(tài)脫軌機(jī)理，并為岔區(qū)車輛運(yùn)營和軌道養(yǎng)護(hù)維修提供參考。

1 動態(tài)脫軌模型

1.1 道岔模型

文獻(xiàn)[21-22]表明鋼軌磨耗對車輛的過岔安全有比較明顯的影響，因此，有必要考慮道岔鋼軌磨耗對車輛動態(tài)脫軌行為的影響。采用鋼軌廓形測試儀MiniProf對某編組站的50 kg/m鋼軌6號對稱曲尖軌和基本軌進(jìn)行了三次跟蹤測試，每次測試時間間隔為4個月。分別選取5、20、35、50、70 mm五個特征斷面進(jìn)行實測。

標(biāo)準(zhǔn)廓形與磨耗廓形的對比情況以及不同測試時間的磨耗深度分布，見圖1。

圖1 轉(zhuǎn)轍器關(guān)鍵斷面廓形及磨耗深度

由圖1可知，尖軌和基本軌在服役初期發(fā)生了較為明顯的磨耗，尖軌頂寬20 mm至35 mm發(fā)生了較為嚴(yán)重的磨耗，第三次測試時，最大磨耗深度為5 mm。由于本研究主要關(guān)注在較大的輪軌橫向力作用下車輛的動態(tài)爬軌脫軌行為，在該情況下，軌道不平順對動態(tài)爬軌脫軌研究影響較小，因此，本文車輛-道岔動力學(xué)模型僅考慮了道岔結(jié)構(gòu)固有不平順。由于轍叉區(qū)設(shè)置了護(hù)軌，很少發(fā)現(xiàn)車輛在該區(qū)域發(fā)生脫軌，因此，本文僅研究車輛在轉(zhuǎn)轍器區(qū)的動態(tài)爬軌脫軌機(jī)理。為使車輛在入岔前穩(wěn)定的貼靠基本軌，岔前設(shè)置了50 m的直線。為進(jìn)一步將實測廓形導(dǎo)入動力學(xué)軟件中，根據(jù)以上測得的關(guān)鍵斷面，沿縱向進(jìn)行插值，采用Berzier曲線擬合生成任意位置的道岔鋼軌廓形。

軌道模型采用集總參數(shù)法對整體軌道剛度進(jìn)行處理，即將鋼軌和軌枕視為一個整體，統(tǒng)稱為軌下基礎(chǔ)，且將軌道各個部件的剛度和阻尼均被集中在一起，簡化為彈簧-阻尼單元；為了模擬軌下基礎(chǔ)的變形，模型中考慮了軌下基礎(chǔ)的橫移、沉浮和側(cè)滾3個自由度。

1.2 車輛模型

K6型三大件轉(zhuǎn)向架貨運(yùn)列車模型拓?fù)鋱D見圖2。將車輛模型主要部件簡化為剛體，包括車廂、側(cè)架、輪對、承載鞍、斜楔、搖枕和交叉拉桿，總共74個自由度。其中，剛體與剛體之間通過力元和鉸進(jìn)行連接和約束。軸箱與導(dǎo)框之間采用間隙/止擋結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬，見圖3。動力學(xué)模型還考慮了側(cè)架與搖枕之間的摩擦力和止擋力，承載鞍、心盤與車體之間的摩擦力，摩擦模型采用庫倫摩擦模型。

圖2 車輛-軌道模型拓?fù)鋱D

圖3 軸箱非線性特性

車輛各部件之間的摩擦力模型可以表示為

( 1 )

式中：u0為接觸面的摩擦系數(shù)；FN為法向接觸力；vT為切向相對運(yùn)動速度；Veps是正則摩擦和滑動庫侖摩擦之間的極限速度[23]。

左右側(cè)架之間設(shè)置線性彈簧單元，用于模擬抗菱交叉裝置?？紤]到岔區(qū)脫軌事故大多發(fā)生于空車，本文也將以空車模型為研究對象，車輪踏面采用LM型，滾動圓半徑為0.42 m，車輛詳細(xì)的動力學(xué)參數(shù)見文獻(xiàn)[24]。

1.3 輪軌接觸模型

輪軌接觸模型將直接連接車輛子系統(tǒng)和軌道子系統(tǒng)，因此，選取高效精確的輪軌接觸模型對車-岔動力學(xué)仿真計算至關(guān)重要。輪軌(岔)接觸主要包括垂向作用和切向作用，本文為了同時兼顧計算精度和計算效率，輪軌法向力通過Hertz非線性彈性接觸理論進(jìn)行計算[25]，輪軌切向力采用Kalker簡化理論，利用Fastsim算法程序計算非線性蠕滑力[26]。該輪軌接觸模型可以模擬輪軌接觸分離情形和車輪抬升，能夠適用于車輛動態(tài)脫軌這種復(fù)雜、特殊的仿真工況。

由于列車在編組站運(yùn)行速度較低，其脫軌方式主要以爬軌脫軌為主，基于此，在動力學(xué)模型中，將橫向力以力元的方式作用于車體重心(h=1.32 m)，橫向力隨車體一起移動，用于模擬車輛的爬軌脫軌，見圖4，在仿真前6 s，橫向力從零緩慢增加至脫軌臨界Flmax，橫向力方向指向爬軌側(cè)[27]。為了防止車廂在橫向力的作用下發(fā)生傾覆，同時，還在車輛重心位置施加了抗側(cè)滾力矩，為100 kN·m。

圖4 橫向力示意

2 動態(tài)脫軌行為分析

為研究鋼軌磨耗對車輛動態(tài)脫軌行為的影響，分別模擬標(biāo)準(zhǔn)廓形及不同磨耗程度情況下車輛的動態(tài)脫軌行為。為與現(xiàn)場脫軌事故工況一致，車輛過岔速度設(shè)為20 km/h?；谝陨宪囕v-道岔動態(tài)脫軌動力學(xué)模型，以下將從車輛脫軌過程中接觸軌跡、運(yùn)動姿態(tài)和車輛動態(tài)響應(yīng)結(jié)果等進(jìn)行分析，從而揭示道岔區(qū)車輛脫軌過程中的微觀和宏觀表現(xiàn)，以期進(jìn)一步認(rèn)識岔區(qū)的脫軌機(jī)理。

2.1 動態(tài)接觸行為

通過多體動力學(xué)仿真計算結(jié)果，可以提取每一積分步輪軌接觸空間位置信息，再將輪軌接觸點(diǎn)坐標(biāo)畫在鋼軌表面，可以得到車輛爬軌脫軌過程中接觸軌跡的演變規(guī)律，見圖5。由圖5可知，在橫向力的作用下，車輛入岔前已經(jīng)與基本軌工作邊接觸，當(dāng)導(dǎo)向輪經(jīng)過尖軌尖端時，輪緣與尖軌工作邊發(fā)生接觸。因剛進(jìn)入道岔區(qū)，該區(qū)域的接觸軌跡波動較大。隨后，導(dǎo)向輪緊貼著尖軌工作邊向前滾動，但此刻導(dǎo)向輪并未立刻爬上軌頂，這主要是因后輪仍處于區(qū)間直線段，側(cè)架對前輪具有一定的約束作用。當(dāng)后輪經(jīng)過尖軌尖端附近時，前輪已經(jīng)位于滿頂寬斷面，后輪接觸位置已經(jīng)超出了安全臨界位置，從而進(jìn)一步加劇了前輪的爬升，接觸點(diǎn)從尖軌工作邊緩慢過渡至軌頂。對比不同磨耗程度下仿真結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)入岔前接觸點(diǎn)的分布無明顯區(qū)別，均位于鋼軌工作邊。四種工況下，前輪的掉道位置分別位于距尖軌尖端7.9、7.1、6.5、5.7 m，可見，隨著尖軌磨耗量的加劇，車輪爬軌掉道位置有所提前，這主要是由于尖軌磨耗導(dǎo)致最大輪軌接觸角降低，并進(jìn)一步導(dǎo)致輪緣更容易超越其臨界接觸點(diǎn)；同時，相較于區(qū)間線路，隨著尖軌跟端鋼軌工作邊磨耗量的增加，這也引起了車輪進(jìn)入跟端后輪緣頂部更容易爬上軌頂。

圖5 接觸軌跡對比

從現(xiàn)場圖可知，車輪在軌頂上運(yùn)行了一小段距離，最終在距尖軌尖端6.84 m處發(fā)生掉道，車輪爬軌位置主要位于尖軌頂寬5～20 mm區(qū)域。對比現(xiàn)場爬軌脫軌調(diào)研結(jié)果和仿真結(jié)果，發(fā)現(xiàn)采用第一、二次測試?yán)芜M(jìn)行模擬時，仿真結(jié)果與現(xiàn)場結(jié)果較為吻合。

2.2 車輛脫軌姿態(tài)

車輛的脫軌姿態(tài)將直接影響車輛脫軌后的運(yùn)行狀態(tài)[28]，分析車輛的脫軌姿態(tài)能夠進(jìn)一步預(yù)測車輛脫軌后的運(yùn)行狀況。根據(jù)四種仿真工況可知，鋼軌磨耗主要影響脫軌臨界位置及掉道位置，車輛的爬軌脫軌姿態(tài)演變較為一致，這里僅分析一種工況下車輛脫軌過程的運(yùn)動姿態(tài)示意。在橫向力的作用下，爬軌側(cè)車輪輪緣與基本軌已經(jīng)發(fā)生接觸，隨后，前轉(zhuǎn)向架進(jìn)入轉(zhuǎn)轍器區(qū)，由于車輪與道岔的脫軌系數(shù)限值更小，車輪開始爬升尖軌；緊接著，車輪在尖軌跟段爬上軌頂，最后，前后輪均掉道，并位于基本軌與導(dǎo)曲線之間，在道床上繼續(xù)運(yùn)行，整車發(fā)生掉道之后，車廂發(fā)生明顯的橫向位移，后轉(zhuǎn)向架在區(qū)間線路發(fā)生掉道。

2.3 動態(tài)響應(yīng)結(jié)果

脫軌系數(shù)被廣泛應(yīng)用于爬軌脫軌的安全評價，因此，十分有必要揭示車輪動態(tài)爬軌過程中脫軌系數(shù)的演變，準(zhǔn)靜態(tài)下轉(zhuǎn)轍器區(qū)脫軌系數(shù)限值見圖6。不同磨耗程度下前轉(zhuǎn)向架爬軌側(cè)的脫軌系數(shù)見圖7。

圖6 轉(zhuǎn)轍器脫軌系數(shù)限值

圖7 脫軌系數(shù)

當(dāng)輪對1進(jìn)入轉(zhuǎn)轍器區(qū)時，爬軌側(cè)脫軌系數(shù)大約為1.0，由圖7(b)可見，已經(jīng)接近脫軌系數(shù)規(guī)定限值1.2；然而，在尖軌前0.5 m，在輪對1的作用下，輪對2的脫軌系數(shù)已經(jīng)大于1.2，同樣，當(dāng)輪對2進(jìn)入轉(zhuǎn)轍器區(qū)時，又加劇了輪對1的動態(tài)作用，并進(jìn)一步導(dǎo)致脫軌系數(shù)增大。在距尖軌尖端0.2 m附近，脫軌系數(shù)發(fā)生了較為顯著的波動，且出現(xiàn)了輪軌分離的現(xiàn)象。從脫軌系數(shù)減小的趨勢可知，隨著鋼軌磨耗量的增加，脫軌系數(shù)在距離尖軌尖端更短的距離開始減小。在標(biāo)準(zhǔn)廓形下，輪對1的脫軌系數(shù)在大約3.0 m附近開始減小，此刻，輪對2距離尖軌尖端1.1 m左右；對于磨耗廓形，輪對1的脫軌系數(shù)在2.5 m附近就開始減小，此時輪對2距尖軌尖端0.55 m左右。并且，隨著磨耗的產(chǎn)生，輪對2在尖軌頂寬5～20 mm附近的脫軌系數(shù)峰值接近3.0，且在后續(xù)的運(yùn)行中產(chǎn)生了更為明顯的波動。

結(jié)合圖6可知，在尖軌頂寬5～20 mm區(qū)域，車輪與尖軌之間的脫軌系數(shù)限值明顯小于區(qū)間線路，并且，隨著磨耗的加劇，車輪更容易在該區(qū)域超越脫軌臨界，這意味著在更小的橫向力作用下便可使車輪爬上尖軌；同時，由圖7可知，在距尖軌尖端0～1 m區(qū)域內(nèi)，動態(tài)脫軌臨界狀態(tài)下的脫軌系數(shù)也嚴(yán)重超限；因此，對尖軌0～1 m里程區(qū)域采取涂油等措施，有利于降低該區(qū)域的脫軌系數(shù)，提升車輛過岔安全。

對于小號碼道岔區(qū)這種爬軌脫軌，當(dāng)輪軌蠕滑力與輪對脫軌方向相同時，蠕滑力將會促進(jìn)輪緣越過脫軌接觸臨界位置，進(jìn)而爬上軌頂。以下將分析動態(tài)脫軌臨界狀態(tài)下道岔鋼軌磨耗對橫向蠕滑力的影響。前轉(zhuǎn)向架爬軌側(cè)輪軌橫向蠕滑力見圖8，受尖軌尖端的沖擊和導(dǎo)曲線半徑的影響，前輪蠕滑力在20 kN附近發(fā)生了明顯的波動。隨著鋼軌發(fā)生磨耗，車輛從離開最大輪緣接觸角位置到爬上軌頂所需的橫向蠕滑力略微減小。

圖8 爬軌側(cè)橫向輪軌蠕滑力

由圖8可知，車輪越過最大接觸角的位置可知，隨著磨耗量的增加，車輪在距尖軌尖端更近的位置便已超越臨界接觸點(diǎn)并開始爬軌。當(dāng)采用第三次測試?yán)斡嬎銜r，車輪在距尖軌尖端5.4 m處爬上軌頂，相較于其他三種工況有所提前。后輪爬軌所需橫向蠕滑力明顯小于前輪，這主要是由于前輪進(jìn)入危險區(qū)之后對后輪造成了一定的影響。

在對鐵道車輛動態(tài)行車安全的評估準(zhǔn)則中，還有學(xué)者以車輪抬升量(車輪名義接觸點(diǎn)與軌面最高點(diǎn)之間距離)對脫軌風(fēng)險進(jìn)行評價[29-30]，見圖9，圖9中，Zj為車輪跳軌高度，Zc為車輪爬軌高度。對于本研究同樣可以分析其車輪爬軌過程中車輪抬升量的演變，從而可從該角度對小號碼道岔區(qū)動態(tài)脫軌的危險點(diǎn)進(jìn)行評估。其中，車輪抬升量限值可以表示為

Zup=hf

( 2 )

式中：Zup為車輪抬升量；hf為輪緣高度。

圖9 車輪抬升量定義

脫軌臨界狀態(tài)下爬軌側(cè)車輪的抬升量見圖10。入岔前，雖然輪緣與基本軌工作邊發(fā)生了接觸，但車輪的抬升量并未明顯增大，然而，當(dāng)車輪進(jìn)入岔區(qū)時，車輪的抬升量便開始增大。輪緣在尖軌頂寬5 mm斷面與尖軌接觸，隨后，輪緣與尖軌工作邊接觸，并在頂寬14～20 mm區(qū)域開始爬升尖軌。隨著道岔鋼軌磨耗的加劇，車輪開始爬軌的位置有所提前，見圖10。這也是隨著磨耗加劇導(dǎo)向輪掉道位置距尖軌尖端更近的主要原因之一。

圖10 爬軌側(cè)車輪抬升量

由圖10可知，輪對1的抬升量最大為27 mm，剛好為臨界值；由于輪對1掉道，構(gòu)架重心失衡，從而導(dǎo)致輪對2的抬升量最大值大于27 mm。對比輪對2與輪對1的抬升量，發(fā)現(xiàn)輪對2的抬升過程明顯短于輪對1，這主要是由于輪對2在岔區(qū)運(yùn)行的時間比輪對1短，同時，當(dāng)輪對1發(fā)生脫軌時，輪對2會被迫迅速爬上軌頂。顯然，在脫軌過程中，一個轉(zhuǎn)向架的前后輪對會相互影響其運(yùn)行狀態(tài)及安全?；诖耍谲囕v實際的運(yùn)行過程中，可以通過監(jiān)測車輪過岔的抬升量對車輛行車安全進(jìn)行預(yù)警。

四種工況下脫軌臨界狀態(tài)下車體重心的橫向力見表1。由表1可知，當(dāng)車輛通過全新的道岔時，需要更大的橫向力才能使其車輪爬上鋼軌，其最大值高達(dá)227 kN；然而，隨著鋼軌的服役時間增長，標(biāo)準(zhǔn)廓形發(fā)生一定程度的磨耗后，輪/岔接觸關(guān)系發(fā)生了明顯的改變，從而導(dǎo)致更小的橫向作用便可使車輛發(fā)生爬軌脫軌。當(dāng)采用第三次實測的廓形進(jìn)行仿真時，臨界橫向力僅為171 kN，較標(biāo)準(zhǔn)廓形工況減小了20%。

表1 脫軌臨界狀態(tài)下橫向力 kN

3 結(jié)論

建立小號碼道岔區(qū)的動態(tài)爬軌脫軌數(shù)值仿真計算模型，模型中考慮岔區(qū)鋼軌磨耗對空車動態(tài)脫軌機(jī)理的影響，并分別從輪軌動態(tài)接觸軌跡演變、車輛脫軌姿態(tài)和動態(tài)響應(yīng)等方面進(jìn)行較為細(xì)致全面的研究，得到了如下結(jié)論：

(1)道岔區(qū)鋼軌磨耗對車輛的動態(tài)脫軌行為及脫軌臨界有較為顯著的影響；根據(jù)爬軌軌跡可知，隨著磨耗深度的增大，車輛掉道位置有所提前；本文的數(shù)值仿真結(jié)果與現(xiàn)場脫軌調(diào)研結(jié)果較為一致，均是在尖軌頂寬5 mm附近開始與尖軌工作邊發(fā)生接觸，然后在頂寬15～20 mm區(qū)域開始爬升尖軌，最終在尖軌跟段軌頂運(yùn)行2 m左右發(fā)生掉道，掉道位置距尖軌尖端6.8 m左右。

(2)因前轉(zhuǎn)向架率先進(jìn)入岔區(qū)，其運(yùn)行狀態(tài)對整車的動態(tài)行車安全至關(guān)重要；同時，前轉(zhuǎn)向架的前后輪對將互相影響其自身的運(yùn)行狀態(tài)從而進(jìn)一步影響車輛的運(yùn)行安全。當(dāng)前轉(zhuǎn)向架后輪開始爬升尖軌時，前輪抬升量達(dá)到27 mm之后，即發(fā)生脫軌，在實際車輛運(yùn)行中可以通過監(jiān)測車輪抬升量以對車輛行車安全進(jìn)行預(yù)警。

(3)在同等仿真條件下，相較于磨耗道岔，車輛在標(biāo)準(zhǔn)道岔上更難達(dá)到脫軌臨界，換言之，車輛需要的橫向力遠(yuǎn)大于鋼軌發(fā)生磨耗后的情況。對比標(biāo)準(zhǔn)廓形和第三次實測廓形仿真結(jié)果，發(fā)現(xiàn)橫向力降低了20%，因此，對于磨耗較為嚴(yán)重的道岔，應(yīng)及時進(jìn)行鋼軌打磨或涂油處理，以降低輪軌橫向力，提高車輛的過岔安全。

本文從小號碼道岔區(qū)整車的動態(tài)脫軌機(jī)理進(jìn)行較為詳細(xì)的研究，揭示了考慮鋼軌磨耗的車輛爬軌脫軌行為及動態(tài)脫軌臨界，為車輛安全提升提供參考和建議。未來研究中將進(jìn)一步考慮車輛在岔區(qū)受外部沖擊及橫風(fēng)等復(fù)雜因素的影響。