楊程亮,李承亮

(1.中國鐵道科學(xué)研究院 研究生部，北京 100081;2.中國鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司 鐵道建筑研究所，北京 100081)

在扣件系統(tǒng)中，各零部件制造精度較高，對(duì)安裝有較高的要求，對(duì)使用環(huán)境要求也較為嚴(yán)格。扣件零部件破壞、失效會(huì)導(dǎo)致扣件整體功能下降，危害到行車安全[1]。彈條是實(shí)現(xiàn)扣件系統(tǒng)功能的主要部件，其在使用過程中經(jīng)常出現(xiàn)斷裂失效現(xiàn)象，導(dǎo)致輪軌作用力加劇，車輛和軌道各部件加速破壞，甚至危及行車安全。為實(shí)現(xiàn)列車安全、平穩(wěn)運(yùn)行的目的，對(duì)現(xiàn)場(chǎng)出現(xiàn)的彈條斷裂問題進(jìn)行研究是非常有必要的。

針對(duì)扣件彈條的斷裂問題，國內(nèi)外學(xué)者主要從材料與加工工藝分析、彈條受力分析以及模態(tài)分析3個(gè)方面進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[2-4]通過金相學(xué)方法對(duì)彈條斷口和彈條化學(xué)成分進(jìn)行分析，認(rèn)為彈條表面質(zhì)量差、彈條表面存在脫碳層、熱處理操作不當(dāng)、原材料表面存在折疊和裂紋以及彈條用鋼中夾雜物級(jí)別高是彈條斷裂的原因。文獻(xiàn)[5-7]通過建立力學(xué)模型，分析安裝狀態(tài)下彈條的應(yīng)力以及不平順條件下彈條的動(dòng)力響應(yīng)及疲勞壽命。文獻(xiàn)[8-9]根據(jù)彈條結(jié)構(gòu)的物理模型和物理參數(shù)建立系統(tǒng)模型，通過引入模態(tài)參數(shù)建立模態(tài)方程，分析彈條斷裂原因。

1 彈條斷裂現(xiàn)狀

一地鐵線路區(qū)間采用的扣件為DT-Ⅲ型常阻力扣件，又稱DT彈條Ⅲ型扣件，見圖1，是一種無螺栓、彈性分開式扣件，采用國鐵Ⅲ型彈條，其主要尺寸參照國鐵彈條Ⅲ型扣件，將其由預(yù)埋鐵座式扣件改為彈性分開式扣件?？奂目蹓毫_(dá)到20～25 kN/組，適合在大坡度和小半徑曲線地段使用。車輛采用8A編組，其中6節(jié)編組為普通車廂，2節(jié)為商務(wù)車廂，軸重為16 t，行駛速度為110 km/h。從2017年1—7月期間，共發(fā)現(xiàn)斷裂彈條221個(gè)，其中DT-Ⅲ型常阻力扣件傷損的彈條有113個(gè)，占總傷損數(shù)的51%。彈條斷裂位置分為后拱小圓弧處和前拱大圓弧處，各占傷損總數(shù)的83%和17%。圖2為彈條斷裂的實(shí)物。

圖1 DT-Ⅲ型常阻力扣件

圖2 彈條斷裂實(shí)物

2 研究方法

2.1 模態(tài)分析

模態(tài)分析屬于結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)分析，用于分析結(jié)構(gòu)的振動(dòng)特性，而結(jié)構(gòu)的振動(dòng)特性決定了結(jié)構(gòu)對(duì)各種動(dòng)力荷載的響應(yīng)情況。根據(jù)DT-Ⅲ型常阻力扣件各零部件在正常安裝狀態(tài)下的邊界約束條件，建立扣件三維實(shí)體簡化模型[10]，如圖3所示。各零部件的材料參數(shù)見表1。

圖3 三維數(shù)值模型

零部件材料名稱彈性模量/GPa泊松比摩擦因數(shù)Ⅲ型彈條60Si2Mn2060.2900.3鐵墊板QT450-101690.2570.3絕緣軌距塊玻纖增強(qiáng)聚酰胺662060.2900.3

由于彈條空間結(jié)構(gòu)復(fù)雜，采用Ctetra(10)劃分彈條單元類型，單元大小5 mm，共有 29 626 個(gè)節(jié)點(diǎn)，17 783 個(gè)單元。鐵墊板底部施加固定約束，在絕緣軌距塊底部施加正常安裝狀態(tài)下的位移荷載13 mm，采用非線性接觸理論模擬彈條與鐵墊板、絕緣軌距塊之間的接觸關(guān)系。對(duì)Ⅲ型彈條在正常組裝狀態(tài)下的模態(tài)特征進(jìn)行分析，參考鋼軌、道床、隧道壁主要參振頻段，以及鋼軌波浪形磨耗對(duì)彈條斷裂的影響所涉及的波浪形磨耗通過頻率(根據(jù)地鐵線路實(shí)測(cè)值，波浪形磨耗通過頻率在20～1 500 Hz)，只考慮彈條在 2 000 Hz 以內(nèi)的固有模態(tài)[12]。圖4為Ⅲ型彈條在正常安裝狀態(tài)下各階振型位移云圖，表2為Ⅲ型彈條固有頻率和振型特征。

圖4 一階、二階振型位移云圖(單位：mm)

階數(shù)固有頻率/Hz振型特征描述一階792彈條趾端翹起,前拱大圓弧垂向振動(dòng),跟端與后拱小圓弧連接處向上發(fā)生扭轉(zhuǎn),使得中肢與小圓弧連接處所受應(yīng)力較大二階1 677彈條前拱大圓弧帶動(dòng)趾端及跟端水平振動(dòng),由于中肢水平振動(dòng)不明顯,從而后拱小圓弧處于拉展?fàn)顟B(tài),使得彈條后拱小圓弧處應(yīng)力相對(duì)較大

2.2 試驗(yàn)分析

圖5 頻率拾取位置

圖6 彈條模態(tài)測(cè)試儀器

圖7 組裝狀態(tài)下的彈條模態(tài)測(cè)試

根據(jù)上述彈條模態(tài)試驗(yàn)方法，對(duì)Ⅲ型彈條進(jìn)行組裝狀態(tài)下的模態(tài)試驗(yàn)，見圖7。圖8為試驗(yàn)得到的Ⅲ型彈條在0～1 600 Hz 內(nèi)的頻響函數(shù)和相干函數(shù)，從圖中頻響函數(shù)可以看出，Ⅲ型彈條的主要振動(dòng)頻率為781 Hz。并且此時(shí)測(cè)試的相干函數(shù)值接近于1，表明信號(hào)可信度高。

圖8 頻響函數(shù)和相干函數(shù)

3 原因分析

一定行車區(qū)段內(nèi)產(chǎn)生的鋼軌波浪形磨耗或車輪多邊形具有相對(duì)恒定的波長，其與列車相對(duì)固定的運(yùn)行速度共同決定了輪軌間劇烈的相互作用相對(duì)集中在某一頻率范圍內(nèi)。同時(shí)由于列車軸重較大、車速較高，這就導(dǎo)致輪軌相互作用產(chǎn)生的振動(dòng)荷載在該頻率范圍內(nèi)具有極高的能量，并會(huì)通過鋼軌傳至扣壓在軌底的彈條上。此時(shí)，若振動(dòng)荷載的頻率與彈條組裝狀態(tài)下的固有頻率接近會(huì)引起彈條的共振，從而導(dǎo)致彈條的斷裂。

圖9為區(qū)間曲線鋼軌表面測(cè)量結(jié)果，可知區(qū)間曲線內(nèi)側(cè)鋼軌波浪形磨耗深度約為0.10 mm，曲線外側(cè)鋼軌波浪形磨耗深度約為0.13 mm，波長為42 mm。根據(jù)區(qū)間曲線波浪形磨耗的波長及運(yùn)行速度，通過激勵(lì)頻率與行車速度、鋼軌波浪形磨耗波長的關(guān)系可以得出組裝狀態(tài)下Ⅲ型彈條的激勵(lì)頻率為764 Hz。

圖9 區(qū)間曲線鋼軌表面測(cè)量結(jié)果

在區(qū)間曲線進(jìn)行了彈條振動(dòng)響應(yīng)測(cè)試，得到彈條的振動(dòng)加速度，見圖10?？梢钥闯觯熊囁俣葟?0 km/h增加至110 km/h，彈條前拱大圓弧的垂向振動(dòng)加速度最大值從 1 000 m/s2增加至 3 500 m/s2，增大了約250%。其原因?yàn)榱熊囈?10 km/h速度通過時(shí)產(chǎn)生的輪軌力高頻激勵(lì)(764 Hz)與彈條的固有頻率(781 Hz)接近，彈條產(chǎn)生共振，加速度幅值顯著增大，從而導(dǎo)致彈條斷裂。

圖10 彈條振動(dòng)加速度

4 結(jié)論

1)Ⅲ型彈條在正常組裝狀態(tài)下敏感頻率在790 Hz左右。

2)當(dāng)輪軌力激勵(lì)頻率(764 Hz)與彈條振動(dòng)頻率(781 Hz)接近或一致時(shí)，將會(huì)引起彈條的共振效應(yīng)，從而導(dǎo)致彈條斷裂。

3)根據(jù)試驗(yàn)段波浪形磨耗以30～50 mm為主，彈條共振頻率最小為781 Hz，為避免引起彈條共振，建議列車行駛速度不大于80 km/h。

4)對(duì)線路出現(xiàn)波浪形磨耗地段進(jìn)行鋼軌打磨，以消除彈條的共振響應(yīng)，延長彈條的服役壽命。