轍叉

按平面形式分，有直線轍叉和曲線轍叉兩類；按構造類型分，有固定轍叉和活動轍叉兩類。

直線式固定轍叉分兩種，即整鑄轍叉和鋼軌組合式轍叉。

整鑄轍叉用高錳鋼澆鑄的整體轍叉。高錳鋼是一種錳、碳含量均較高的合金鋼，具有較高的強度、良好的衝擊韌性，經熱處理後，在衝擊荷載作用下，會很快產生硬化，使表面具有良好的耐磨性能，同時，由於心軌和翼軌同時澆鑄，整體性和穩定性好。

鋼軌組合式轍叉用鋼軌及其他零件經刨切拼裝而成，由長心軌、短心軌、翼軌、間隔鐵、轍叉墊板及其他零件組成。它取材容易，無特殊工藝要求，加工製造方便，但零件多，養護工作量大，已很少使用。

轍叉按鋼軌型號區分有：8kg/m、12kg/m、15kg/m、18kg/m、22kg/m、24kg/m、30kg/m、38kg/m、43kg/m等型號。按轍岔號數區分有：2號、3號、4號、5號、6號、7號、8號、9號、10號等。按類型可分為：低合金鋼整鑄和鋼軌拼制兩種。

制定了高錳鋼轍叉材料標準，各國制定的高錳鋼轍叉的化學成分和機械性能標準略有差別，然而與Hadfield 發明初期的化學成分和機械性能沒有大的變化。 ^[1] 

高錳鋼轍叉的基本化學組成就是C、Mn、Si、P 和S，其中C 和 Mn 為要求合金元素組元，它們是保證鋼獲得單相奧氏體組織，併產生加工硬化的元素；而 Si、P、和 S 為雜質組元，其中，P 對高錳鋼轍叉的使用壽命產生重要影響。正是由於P 對高錳鋼轍叉使用壽命危害最大，因此，對高錳鋼轍叉化學成分標準規定的差別主要在於對P 含量的上限要求。

增加高錳鋼的 P 和 C 含量，高錳鋼轍叉因踏面過度磨損而失效的現象會減少，而且C 和P 對高錳鋼轍叉耐磨性的影響幾乎一致。 ^[1] 

開展了大量轍叉用高錳鋼材料的研究與生產實踐。通過向高錳鋼中加入 Cu 或者V、Ti等進行再合金化處理，加入 Cu 的目的是為了提高高錳鋼轍叉的自潤滑性能，降低輪軌之間的摩擦力，從而提高高錳鋼轍叉的使用壽命。加入微量合金元素V 和 Ti 的目的是為了細化奧氏體晶粒，提高高錳鋼的強度，從而提高高錳鋼轍叉的使用性能。研究結果表明，ZGMn13Cu1Nb0.05 鋼不僅奧氏體晶粒均勻細小，而且常規力學性能優異。應用於鐵路轍叉的材料中，Hadfield 高錳鋼依然是“最實用的金屬”。 ^[1] 

為了進一步提高 Hadfield 高錳奧氏體鋼的使用壽命已經做了大量的研究和探索，並得到許多收穫。將來，高錳奧氏體鋼仍將在鐵路轍叉領域扮演十分重要的角色。當今鐵路正向着高速、重載和跨區間無縫方向發展，這對轍叉的性能提出更高的要求，為滿足鐵路發展的要求，研究高錳鋼轍叉新材料具有巨大的理論研究和實際工程意義。 ^[1] 

鐵路轍叉是使火車車輪由一股線路轉換到另一股路線的軌線平面交叉設備，隨着鐵路向重載、高速方向發展，對轍叉提出了更高的要求，迫切需要開發出一種綜合性能比高錳鋼更優異的新型轍叉材料，來滿足高速、重載和跨區間無縫鐵路的要求。貝氏體鋼因其具有高的強度、適當的韌度和硬度而表現出優良的抗接觸疲勞和耐磨性能，尤其是它具有優異的焊接工藝性能，使它成為製作重載、高速鐵路用轍叉的理想材料之一。 ^[2] 

1980 年，英國首先開展了貝氏體轍叉的研究，並研製了代號為Titan 的貝氏體轍叉鋼，到1998 年英國鐵路己鋪設了1 000 多組這種貝氏體鋼轍叉。 ^[2] 

研究的目標是得到強韌性及耐磨性大於高錳鋼整鑄轍叉的貝氏體鋼轍叉，要求有高的抗衝擊變形能力及良好的耐磨性能。通過兩種方式來實現這一目標：一是合金化，以Mo-B 為基本成分，添加 Cr，Ni 等合金元素，以提高材料的強韌性，並希望在空冷條件下得到以貝氏體為主的組織；二是通過調整熱處理工藝來獲得貝氏體組織。 ^[2] 

1998 年研製了具有良好低温衝擊韌性的新型 Si-Mn 系貝氏體轍叉鋼，該鋼的硬度為 45 HRC，抗拉強度大於1 500MPa，為我國貝氏體鋼轍叉的研究和應用奠定了基礎 。

開發了 Al-W 系鍛造貝氏體鋼固定型拼裝轍叉，解決了貝氏體鋼轍叉的氫脆問題，並且發現，Al 可以大幅度降低高強貝氏體鋼的氫脆敏感性，因此，Al-W 系鍛造貝氏體鋼是一種製造鐵路轍叉安全性能最高的材料。 ^[2] 

鐵道部 (2005) 165 號文規定，用於製造鐵路轍叉的貝氏體鋼的抗拉強度大於 1 240 MPa，常温衝擊韌性大於 70 J/cm²，-40℃時的低温衝擊韌性大於 35 J/cm²，硬度38~45 HRC，根據此規定指導我國轍叉用貝氏體鋼化學成分的設計。

該貝氏體鋼冶煉以後通過連鑄熱軋成標準鐵路鋼軌，軋製後在空氣中冷卻至室温，可獲得優異的綜合力學性能，同時具有很好的焊接性能。這種全貝氏體鋼轍叉具有優異的機械性能，同時還具有高的使用壽命。 ^[2] 

為揭示高速道岔轍叉區不平順特性， 通過分析心軌、翼軌的結構特點，採用最小距離搜索法，建立了轍叉區輪軌接觸計算模型，分析了不同藏尖結構和車輪踏面的輪軌接觸不平順規律。結果表明：不平順最大值出現於軌距測量點由翼軌向心軌轉移處和輪軌接觸點由翼軌向心軌轉移處；同一種藏尖結構和車輪踏面，橫向不平順遠大於豎向不平順；採用水平藏尖結構並分別在心軌頂寬10.0，15.0，35.0mm 處降低 10.0，3.0，0.0mm，能有效控制不平順；隨着列車運行和車輪磨耗，不平順會出現橫向增大、豎向減小的現象。 ^[3] 

輪軌接觸不平順即列車在軌道上運行時輪軌接觸點在橫向及豎向變化。在車軸中心線與軌道中心線完全重合的前提下，列車在理想線路上運行時，輪軌接觸點相對於軌道、輪對的位置不變，不存在不平順現象。但是由於轍叉區翼軌、心軌截面寬度及高度不斷變化，接觸點既有可能在翼軌上，也有可能在心軌上，接觸點位置隨截面位置的不同而改變，從而產生了輪軌接觸的橫向及豎向不平順。 ^[3] 

豎直藏尖結構，尖端降低值為 23.0 mm，車軸中心線與線路中心線重合時輪軌接觸不平順。轍叉區不平順受車輪踏面型式的影響較大，磨耗到限踏面的橫向不平順最大，而磨耗型踏面的豎向不平順值最大。列車長期運營以後，車輪會產生大量磨耗，轍叉區的橫向不平順增大，豎向不平順減小，輪軌接觸點外移，轍叉部位會出現明顯的翼軌軌頂‘’ 光帶” 外移現象。 ^[3] 

水平藏尖結構，軌頂寬 500 mm 時降低值為 0.0mm，車軸中心線與線路中心線重合時的輪軌接觸不平順，磨耗到限踏面的橫向不平順最大，而磨耗型踏面的豎向不平順值最大。磨耗型踏面的橫向不平順在輪軌接觸點由翼軌向心軌轉移的瞬間達到最大，其後趨於穩定；而錐形踏面和磨耗到限踏面在軌距測量點由翼軌向心軌轉移處及輪軌接觸點由翼軌向心軌轉移處產生較大的不平順值，其後逐漸趨於穩定。 ^[3] 

輪對發生橫移時，轍叉區的輪軌接觸關係發生改變，橫向、豎向不平順將發生變化，採用磨耗型踏面時，橫向不平順最小，豎向不平順較錐形、磨耗到限踏面稍大。水平藏尖結構對於減小輪軌接觸不平順具有明顯的優勢。

水平藏尖結構對於減小車輪在轍叉部分的橫向不平順很有利，尤其對於磨耗型踏面最為明顯。採用水平藏尖結構時， 磨耗型和錐形踏面的豎向不平順也較採用豎直藏尖結構時小，但磨耗到限踏面的豎向不平順稍大。高速道岔轍叉採用水平藏尖結構並分別在心軌頂寬 10.0，15.0，35.0mm 處降低10.0，3.0，0.0mm有利於減小輪軌接觸不平順。 ^[3]