齊少軒，劉學(xué)毅

(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)

隨著我國(guó)軌道交通的快速發(fā)展，具有優(yōu)良性能的國(guó)產(chǎn)地鐵扣件也應(yīng)運(yùn)而生。典型的扣件類型有:DTⅢ2型扣件、DTⅥ型扣件、WJ-3彈條Ⅱ型分開式扣件等［1-3］。WJ-3彈條Ⅱ型分開式扣件為無(wú)擋肩、分開式扣件。通過T形螺栓把鐵墊板和鋼軌扣連在一起且采用Ⅱ型彈條，并用錨固螺栓將混凝土基礎(chǔ)與鐵墊板聯(lián)接牢固［4-7］。為抵抗列車荷載的振動(dòng)沖擊作用，扣件設(shè)置兩層橡膠墊板構(gòu)成雙層減振結(jié)構(gòu)?？奂饕缮w形螺栓、T形螺母、平墊圈、Ⅱ型彈條、絕緣套管、鐵墊板、橡膠墊板、軌距塊、調(diào)高墊板、錨固螺栓和重型彈簧墊圈等組成［8］。彈條Ⅱ型分開式扣件的彈條為φ13 mm國(guó)鐵Ⅱ型彈條，采用優(yōu)質(zhì)彈簧鋼60SiCrVA材料，抗拉強(qiáng)度為1 760 MPa，相比于Ⅰ型彈條，抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度分別提高了36.6%和42.3%?；冖裥蛷棗l的結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)，對(duì)Ⅱ型彈條進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，最終確定彈條的直徑與Ⅰ型扣件相同，仍為13 mm。相較Ⅰ型彈條扣件，彈條Ⅱ型分開式扣件具有彈性強(qiáng)、扣壓力大、強(qiáng)度安全儲(chǔ)備大、殘余變形小等優(yōu)點(diǎn)，適用于地下線一般減振要求地段。該扣件目前已在深圳、天津地鐵設(shè)計(jì)中采用［8-11］。

由于螺栓的預(yù)緊作用，彈條本身存在著一定的應(yīng)力，在列車荷載作用下，彈條應(yīng)力分布不均，可能導(dǎo)致局部應(yīng)力集中造成彈條斷裂。在安裝T形螺栓時(shí)，以彈條中部前端下顎與絕緣塊剛好接觸為準(zhǔn)，兩者的間隙不大于0.5 mm，即預(yù)壓縮量不大于6 mm。確認(rèn)軌距和軌向合適后，以90～115 N·m的扭矩?cái)Q緊錨固螺栓［8-9］。本文參考深圳地鐵一期，簡(jiǎn)化建立彈條Ⅱ型分開式扣件計(jì)算模型，采用有限元法，分別計(jì)算分析在列車垂向振動(dòng)、列車橫向力和壓緊位移作用下，Ⅱ型彈條的應(yīng)力分布規(guī)律與最大應(yīng)力，同時(shí)分析彈條彈性模量對(duì)扣壓力的影響。

1 扣件傷損病害機(jī)理分析

我國(guó)地鐵扣件系統(tǒng)傷損病害主要體現(xiàn)為彈條斷裂、鐵墊板下緩沖墊破裂、扣件系統(tǒng)銹蝕、橡膠墊層竄出或失效、軌距擋塊破壞、扣件系統(tǒng)壓潰以及基礎(chǔ)沉降導(dǎo)致的調(diào)整量超限等。對(duì)于前兩種病害如圖1所示。在深圳地鐵運(yùn)營(yíng)過程中陸續(xù)發(fā)現(xiàn)有彈條扣件斷裂的現(xiàn)象產(chǎn)生。橋上彈條折斷在梁端較多，但梁跨中也有，隧道以及橋隧過渡段線路的直線、曲線地段彈條折斷均有發(fā)生。在彈條折斷處，彈條上方的鋼軌均伴有光帶異常，初步認(rèn)為彈條斷裂主要由于列車荷載作用并附加鋼軌波磨導(dǎo)致。在深圳地鐵一期上鋪設(shè)的WJ－3彈條Ⅱ型分開式扣件的橡膠墊板破損較為普遍，橡膠墊板沿鐵墊板板角開裂。圖1(b)為鐵墊板下緩沖橡膠墊破裂示意。由于絕緣橡膠墊材質(zhì)的抗老化性能較差且剛度較大，隨著膠墊老化，容許應(yīng)力降低，在列車荷載作用下超過其容許應(yīng)力而被壓裂;由于緊固鐵墊板的錨固螺栓扣壓力過大，在鐵墊板的板角區(qū)域?qū)δz墊形成45°的切向應(yīng)力，膠墊受力過大開裂。

圖1 扣件傷損示意

由于扣件發(fā)生彈條折斷病害較為普遍且扣件系統(tǒng)彈條斷裂機(jī)理尚不明確，因此，采用靜力分析研究和探索扣件系統(tǒng)彈條折斷機(jī)理。

2 模型及計(jì)算參數(shù)

2.1 簡(jiǎn)化建立彈條Ⅱ型分開式扣件空間模型

從扣件減振與彈性的角度出發(fā)，無(wú)論扣件系統(tǒng)采用何種結(jié)構(gòu)形式，都主要由扣壓件與彈性墊層構(gòu)成。為探尋和描述扣件系統(tǒng)的性能，針對(duì)彈條Ⅱ型分開式扣件應(yīng)分開考慮扣壓件和彈性墊層的影響?？蹓杭仨毐３直匾目蹓毫Γ蹓毫τ散蛐蛷棗l和T形螺栓提供。T形螺栓對(duì)Ⅱ型彈條施加預(yù)緊力作用，Ⅱ型彈條作用于軌距塊直接提供扣壓力作用。彈性墊層為扣件提供減振和彈性。因此簡(jiǎn)化T形螺栓為垂向預(yù)緊力，彈性墊層為剛度合理的彈簧，Ⅱ型彈條為具有各項(xiàng)同性、塑性、大變形和大應(yīng)變性質(zhì)的實(shí)體，具體簡(jiǎn)化和模擬內(nèi)容如下。

在簡(jiǎn)化建立彈條Ⅱ型分開式扣件空間模型時(shí)，將除ω形彈條外的其他部件例如:前肢彎下的軌距塊和后肢彎下的鐵墊板，近似處理為剛體模型，用以約束彈條的前肢彎和后肢彎。中肢前端下顎下部的軌距塊和彈性橡膠墊則考慮為非線性彈簧作用，ω形彈條則考慮為實(shí)體模型。

2.2 有限元模型及計(jì)算參數(shù)

運(yùn)用有限元法通過ANSYS計(jì)算軟件進(jìn)行模擬計(jì)算，如圖2所示。模型主要包括ω形彈條、軌距塊、鐵墊板、軌下橡膠墊板及鐵墊板下橡膠墊板，對(duì)ω形彈條采用實(shí)體建模，通過solid45單元模擬并賦予計(jì)算參數(shù)彈性模量為2.06×105MPa，泊松比0.3。軌距塊和鐵墊板用于約束彈條的前肢彎和后肢彎下顎，軌下橡膠墊板及鐵墊板下橡膠墊板用COMBIN39單元模擬，扣壓力(單個(gè))為10 kN，彈程10 mm，調(diào)高量軌下10 mm，鐵墊板下15 mm，總計(jì)可調(diào)25 mm。軌距調(diào)整量是靠不同尺寸的絕緣軌距塊實(shí)現(xiàn)，調(diào)整量為－8 mm，+4 mm，承受最大橫向力(疲勞)50 kN，預(yù)緊力取為115 kN［12-14］。

圖2 ANSYS有限元計(jì)算

3 各種荷載作用下的彈條應(yīng)力分布計(jì)算

3.1 垂向振動(dòng)下的彈條應(yīng)力分布

由于列車荷載的作用，鋼軌及扣件系統(tǒng)均會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)，為計(jì)算振動(dòng)對(duì)彈條產(chǎn)生的附加力，將扣件系統(tǒng)的垂向振動(dòng)作為外荷載施加于扣件靜力學(xué)模型上，振動(dòng)分別取為向上位移 0.64、0.87 mm 和 1.01 mm［12-13］。經(jīng)計(jì)算應(yīng)力云圖如圖3所示，彈條附加力如表1所示。

圖3 垂向振動(dòng)作用下的彈條應(yīng)力云圖

表1 彈條附加最大應(yīng)力 MPa

在彈條中肢前端施加向上振動(dòng)時(shí)，彈條應(yīng)力主要集中在前肢彎處和后肢彎處，隨著垂向振動(dòng)增大，彈條前肢彎附加拉應(yīng)力和彈條后肢彎附加壓應(yīng)力增大。但是，在垂向振動(dòng)荷載作用下，最大彈條附加應(yīng)力值為356 MPa。單純從附加應(yīng)力方面考慮，列車荷載并不會(huì)引起彈條的破壞。

3.2 列車橫向力下的彈條應(yīng)力分布

分析扣件系統(tǒng)在列車橫向力作用下的影響時(shí)，分別考慮加載垂向振動(dòng)1.01 mm和未加載垂向振動(dòng)，橫向荷載分別取40、50、60 kN，施加于前肢彎和中肢前端。在列車橫向力作用下，彈條應(yīng)力分布如圖4所示。

圖4 橫向力作用彈條應(yīng)力云圖

在列車橫向力、垂向振動(dòng)1.01 mm以及安裝過程中的預(yù)緊力作用下，彈條本身處于受力狀態(tài)且受力較大。在橫向力作用下，彈條前肢產(chǎn)生向上位移，右彈條后肢受壓應(yīng)力作用，前肢受拉應(yīng)力作用。隨著列車橫向力增大，前肢向上位移和右彈條后肢壓應(yīng)力和前肢拉應(yīng)力繼續(xù)增大。加載時(shí)彈條最大壓應(yīng)力為727.8 MPa，拉應(yīng)力為169.6 MPa。單純從應(yīng)力方面考慮，列車橫向力并不會(huì)引起彈條的破壞。列車橫向力作用下，彈條所受最大應(yīng)力如表2所示。

表2 橫向力作用下彈條最大應(yīng)力 MPa

3.3 不同壓緊位移下的彈條應(yīng)力分布

在螺栓預(yù)緊力產(chǎn)生的預(yù)壓縮量和列車荷載作用下彈條會(huì)產(chǎn)生較大的壓緊位移，過大的壓緊位移可能導(dǎo)致彈條局部應(yīng)力集中且超過其強(qiáng)度極限而折斷。當(dāng)預(yù)壓縮量超過5 mm時(shí)，列車荷載作用下的彈條壓緊位移6 mm≤h≤10.5 mm。為研究壓緊位移對(duì)彈條應(yīng)力影響，取壓緊位移值分別為10.5、10、9.0 mm的條件下，彈條應(yīng)力分布如圖5所示，彈條最大應(yīng)力值如表3所示［15-16］。

在最大壓緊位移10.5 mm下，在彈條后肢彎位置有最大拉應(yīng)力1 886.9 MPa，已超過60SiCrVA材料的屈服極限1 760 MPa并接近強(qiáng)度極限，如果附加鋼軌波磨影響，彈條后肢彎位置可能發(fā)生折斷損傷，結(jié)果與WJ-3彈條Ⅱ型分開式扣件在深圳地鐵一期使用過程中塑性應(yīng)變疲勞斷裂的情況相符。隨著壓緊位移的增大，彈條最大應(yīng)力增幅明顯，分析列車垂向振動(dòng)、列車橫向力和壓緊位移作用下的彈條應(yīng)力分布和最大應(yīng)力值可知，壓緊位移對(duì)彈條中的應(yīng)力分布和最大應(yīng)力的影響更為顯著。因此，在地鐵運(yùn)營(yíng)時(shí)應(yīng)控制彈條的壓緊位移，在保證對(duì)鋼軌扣壓力的前提下，減小預(yù)壓縮量，使壓緊位移不超過9 mm。從而降低列車運(yùn)行時(shí)彈條內(nèi)部的整體應(yīng)力水平和局部位置上的最大應(yīng)力，提高彈條使用壽命和列車的運(yùn)行安全系數(shù).

圖5 壓緊位移值10.5 mm時(shí)的彈條應(yīng)力分布云圖

表3 不同壓緊位移時(shí)彈條最大拉應(yīng)力

4 彈性模量對(duì)扣壓力的影響

在彈條中肢前端施加10 mm的位移荷載，分析彈條在8種不同彈性模量下的扣壓力變化規(guī)律。由表4可知，在中肢前端位移量達(dá)到彈程10 mm時(shí)，隨著彈性模量的增大，彈條中肢前端下顎扣壓力增幅明顯。雖然在彈條局部區(qū)域材料產(chǎn)生塑性變形，但是扣壓力與彈性模量的關(guān)系仍可近似為線性。圖6為在彈條中肢前端施加5 mm的位移荷載時(shí)，彈條彈性模量與扣壓力關(guān)系。

表4 不同壓緊位移時(shí)彈條最大應(yīng)力

圖6 中肢前端位移5 mm時(shí)Ⅱ型彈條的彈性模量與扣壓力關(guān)系

5 結(jié)論

針對(duì)深圳地鐵一期采用的WJ－3型扣件內(nèi)的ω形彈條的應(yīng)力分布特性進(jìn)行研究，基于ω形彈條結(jié)構(gòu)和有限元方法，分析不同荷載工況對(duì)彈條應(yīng)力分布的影響，得出3種荷載對(duì)彈條的應(yīng)力影響規(guī)律，提出彈條的壓緊位移限值，可為地鐵扣件的傷損養(yǎng)護(hù)維修指標(biāo)制定提供一定的參考。結(jié)論如下。

(1)相較列車橫向力和垂向振動(dòng)對(duì)彈條整體應(yīng)力的影響，使彈條應(yīng)力分布不均，產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象的列車橫向力對(duì)彈條的危害性更大。

(2)由于螺栓的預(yù)緊作用，彈條本身存在著一定的應(yīng)力，在垂向振動(dòng)和列車橫向力作用下，彈條內(nèi)部應(yīng)力集中區(qū)應(yīng)力偏大，如果附加鋼軌波磨影響，彈條可能會(huì)發(fā)生疲勞斷裂。

(3)在同一中肢前端位移，實(shí)際工作時(shí)，彈條的彈性模量越大，彈條抵抗變形能力越高，金屬?gòu)棗l扣壓力也就越大。同時(shí)，扣壓力與彈性模量的關(guān)系可近似為線性。

(4)綜合考慮在3種荷載下彈條應(yīng)力的分析結(jié)果，壓緊位移對(duì)彈條中的應(yīng)力分布和最大應(yīng)力的影響顯著。在保證對(duì)鋼軌扣壓力要求的前提下，盡可能減小壓緊位移，防止彈條疲勞折斷。建議在安裝扣件或使用時(shí)，預(yù)壓縮量不超過5 mm，壓緊位移應(yīng)小于9 mm。

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