周華龍,周昌盛,王小韜,楊文茂,金忠凱

(中鐵二院工程集團有限責任公司地下鐵道設計研究院,成都 610031)

1 研究背景

近年來，隨著城市化進程持續(xù)加快，城市人口及城市規(guī)模進一步擴大，為有效連接城市內各大板塊，縮短城市各區(qū)域的時空距離，120 km/h快速線路以及A型車已被更多地采用[1-3]。而由于國內120 km/h地鐵快線配套技術發(fā)展較晚，從設計、施工到后期養(yǎng)護維修經(jīng)驗不足，這也給地鐵線路帶來了一些病害，如扣件彈條異常斷裂及擊打列車等[4-10]。

地鐵扣件選型設計中，無螺栓彈條扣件因具有零部件少、施工簡單以及運營維修量小等優(yōu)點而得到推廣采用[11-13]?！癳”型彈條扣件作為一種成熟的無螺栓彈條扣件型式，其穩(wěn)定的性能在地鐵香港機場線得到檢驗后，也被廣泛運用于其他城市地鐵快線中，如廣州地鐵3號線、東莞地鐵2號線及深圳地鐵11號線等[14-15]。

為揭示120 km/h速度線路中A型車作用下“e”型彈條的斷裂規(guī)律與原因，以國內某地鐵A線為基礎，通過跟蹤統(tǒng)計，分析了彈條斷裂與平縱斷面要素、行車速度、列車加減速、超高設置情況、現(xiàn)場病害情況的關聯(lián)性；現(xiàn)場實測了彈條安裝情況與固有特性；現(xiàn)場動態(tài)采集了列車通過彈條斷裂區(qū)與非斷裂區(qū)時軌道結構的動力響應，綜合分析了彈條斷裂的原因。

2 現(xiàn)場彈條斷裂規(guī)律

2.1 地鐵A線概況

地鐵A線設計速度120 km/h，車輛采用8輛A型車編組方案，線路涵蓋地下及高架區(qū)間，地下線彈條選用“e”型常阻力彈條，高架線選用“e”型小阻力彈條。該線開通運營半年后陸續(xù)發(fā)生彈條斷裂及飛濺打車現(xiàn)象，據(jù)現(xiàn)場統(tǒng)計，1年時間內全線斷裂彈條371根，彈條斷裂呈現(xiàn)集中但不連續(xù)的特點，斷裂彈條個數(shù)約占全線彈條總數(shù)的0.5‰。

結合平縱斷面要素、行車速度、列車加減速、超高設置情況、現(xiàn)場病害情況等對彈條斷裂進行統(tǒng)計分析，以期能夠掌握彈條的斷裂規(guī)律及誘發(fā)原因，而后有針對性的采取措施，進一步降低彈條斷裂幾率。

2.2 按線路條件統(tǒng)計結果2.2.1 按平面要素統(tǒng)計

(1)按直線、緩和曲線及圓曲線情況統(tǒng)計

統(tǒng)計地下、高架段內彈條在直線、圓曲線及緩和曲線的斷裂情況，見表1。分析發(fā)現(xiàn)：高架圓曲線段彈條斷裂比例最高，為8.4個/km；其他區(qū)域，除地下直線段幾乎不斷裂外，均有彈條斷裂情況出現(xiàn)，斷裂比例在2.7～6.3個/km范圍。

表1 彈條斷裂情況統(tǒng)計(按直線、緩和曲線及圓曲線情況統(tǒng)計)

(2)按曲線半徑大小統(tǒng)計

統(tǒng)計地下、高架段內彈條在不同半徑曲線上的斷裂情況，見表2。分析發(fā)現(xiàn)：高架段半徑大于3 000 m的曲線地段、地下直線段與半徑大于3 000 m的曲線地段幾乎未發(fā)生彈條斷裂情況，其他區(qū)域均有彈條斷裂情況存在，斷裂比例在2.5～13.2個/km范圍。

表2 彈條斷裂情況統(tǒng)計(按曲線半徑大小統(tǒng)計)

2.2.2 按縱斷面要素統(tǒng)計

(1)按縱坡形式統(tǒng)計

統(tǒng)計地下、高架段內彈條在不同縱坡類型上的斷裂情況，見表3。分析發(fā)現(xiàn)：地下平坡地段幾乎未發(fā)生彈條斷裂情況，而其他區(qū)域均存在彈條斷裂，斷裂比例在2.9～8.4個/km范圍。

表3 彈條斷裂情況統(tǒng)計(按縱坡形式統(tǒng)計)

(2)按縱坡大小統(tǒng)計

統(tǒng)計地下、高架段內彈條在不同坡度上的斷裂情況，見表4。分析發(fā)現(xiàn)：在不同坡度情況下，均有彈條斷裂情況發(fā)生，且高架段彈條斷裂主要發(fā)生在20‰以內的小坡道區(qū)段，而在高于20‰的大坡道上彈條斷裂較少，地下段彈條斷裂在各個坡度工況下均有發(fā)生。此外，經(jīng)排查，彈條斷裂在變坡點/非變坡點、豎緩重合/非豎緩重合地段也均有發(fā)生。

表4 彈條斷裂情況統(tǒng)計(按縱坡坡度統(tǒng)計)

2.3 按行車速度統(tǒng)計

統(tǒng)計地下、高架段內彈條在不同速度地段的分布，發(fā)現(xiàn)：在速度高于80 km/h時，高架/地下段彈條斷裂比例較高，在80 km/h以下速度范圍內彈條斷裂比例較低。

表5 彈條斷裂情況統(tǒng)計(按行車速度統(tǒng)計)

2.4 按未被平衡超高統(tǒng)計

統(tǒng)計得到不同未被平衡超高(橫向力)情況下彈條斷裂比例，見表6。分析發(fā)現(xiàn)：不同未被平衡超高條件下，彈條斷裂比例差別不大，斷裂比例在3.0～3.9個/km。

表6 彈條斷裂情況統(tǒng)計(按未被平衡超高統(tǒng)計)

2.5 按現(xiàn)場條件統(tǒng)計

(1)按彈條斷裂部位統(tǒng)計

調查現(xiàn)場斷裂位置發(fā)現(xiàn)，斷裂位置有后拱小圓弧及前拱大圓弧兩處，統(tǒng)計情況見表7。分析發(fā)現(xiàn)：后拱小圓弧斷裂個數(shù)占總傷損個數(shù)的86%，前拱大圓弧占14%。

表7 彈條斷裂情況統(tǒng)計(按彈條斷裂位置統(tǒng)計)

(2)按彈條位置統(tǒng)計

統(tǒng)計彈條斷裂沿線路橫斷面的分布情況，見表8。分析發(fā)現(xiàn)：彈條斷裂主要發(fā)生在下股軌道，特別是在下股外側(斷裂比例58%)，但曲線上股也仍然有彈條斷裂發(fā)生。

表8 彈條斷裂情況統(tǒng)計(按彈條位置統(tǒng)計)

(3)與鋼軌波磨伴隨關系統(tǒng)計

通過現(xiàn)場觀察，彈條斷裂地段絕大多數(shù)伴隨短波波磨現(xiàn)象。如圖1所示，根據(jù)運維統(tǒng)計結果，一年內發(fā)生的371根彈條傷損中波磨地段有341根，占比92%；無波磨地段30根，占比8%。

圖1 與波磨伴隨關系統(tǒng)計

2.6 小結

綜上所述，可以發(fā)現(xiàn)：(1)“e”彈條斷裂多發(fā)生于曲線半徑3 000 m以下曲線地段，少量發(fā)生于直線地段，而曲線半徑3 000 m以上曲線地段未發(fā)生彈條斷裂；(2)曲線地段中，彈條斷裂多發(fā)生于曲線下股；(3)“e”型彈條斷裂位置僅存在于后拱小圓弧及前拱大圓弧兩處；(4)彈條斷裂區(qū)域多伴隨著波磨情況；(5)彈條斷裂主要發(fā)生于速度為80 km/h以上區(qū)域；(6)初步分析，彈條斷裂與未被平衡超高、縱坡形式及縱坡大小無明顯關聯(lián)性。

此外現(xiàn)場發(fā)現(xiàn)鋼軌波磨多存在于曲線地段，特別是曲線下股，而直線段及半徑大于3 000 m曲線段鋼軌波磨較少。通過統(tǒng)計可以得出，彈條斷裂也多集中于曲線地段，特別是曲線下股。因此可以得出：曲線半徑的變化導致鋼軌波磨程度的變化，彈條斷裂與鋼軌波磨有較強關系。

3 彈條安裝情況與固有特性測試

引起彈條斷裂的直接原因是受力過大。彈條使用過程中分別受初始扣壓力和輪軌激振產生的動力作用[16-17]。靜力條件與彈條安裝情況有關，而動力特性應考慮彈條本身的固有頻率[18]。因此，對斷裂頻繁地段彈條的安裝情況及彈條固有頻率進行了現(xiàn)場數(shù)據(jù)采集。

3.1 彈條安裝情況測試

“e”型彈條正常安裝時，其尾部小圓弧內側距鐵墊板插入孔斷面為8～10 mm[19-20]。選取地鐵A線中一頻繁發(fā)生彈條斷裂的地段進行了4組斷面的隨機抽樣測試，測試情況與結果分別見圖2及表9。

圖2 彈條安裝情況測試

由表9可知，現(xiàn)場彈條存在部分過安裝及欠安裝情況。過安裝情況下，彈條中肢插入鐵墊板插孔的長度過長，使得彈條后端圓弧與鐵墊板端部形成擠壓，導致彈條與鐵墊板之間發(fā)生應力集中，造成彈條的破壞?，F(xiàn)場發(fā)現(xiàn)，彈條斷裂點與過安裝情況下彈條應力集中點較吻合，因此，過安裝是引起彈條斷裂的原因之一。

表9 現(xiàn)場彈條安裝間隙統(tǒng)計 mm

欠安裝情況下(圖3)，彈條中肢插入鐵墊板插孔的長度不足，將引起彈條后肢與鐵墊板發(fā)生單點接觸，導致彈條被割傷，將縮短彈條的疲勞壽命。

圖3 欠安裝下彈條被割傷

現(xiàn)場發(fā)現(xiàn)，彈條斷裂點與欠安裝下彈條“割傷點”不一致，因此欠安裝不是引起彈條斷裂的主要原因，但欠安裝不利于扣件受力，現(xiàn)場發(fā)現(xiàn)此情況也應及時重新正確調整。

3.2 彈條固有頻率測試

彈條固有頻率測試采用多點拾振多點激振的方法，測點布置如圖4所示，傳感器布置于彈條趾端、前拱大圓弧、后拱小圓弧處，共有6個激振點，如圖4中紅色箭頭所示[21]。

圖4 彈條模態(tài)測點布置

通過模態(tài)分析，可得Ⅲ型彈條前四階固有頻率如表10所示。

表10 Ⅲ型彈條各階固有頻率 Hz

通過模態(tài)分析，可得小阻力彈條前四階固有頻率如表11所示。

表11 小阻力彈條各階固有頻率 Hz

4 軌道結構動力響應測試與分析

針對扣件彈條異常斷裂的情況，為找出彈條斷裂的原因，對現(xiàn)場軌道動態(tài)位移、振動加速度情況進行了測試，以分析彈條斷裂原因。

4.1 測點情況介紹

在統(tǒng)一曲線半徑、行車速度、扣件型式等條件的情況下，分別測試對比了彈條斷裂區(qū)域與非斷裂區(qū)域軌道系統(tǒng)的位移、加速度情況，測點情況見表12。

表12 測點布置情況

4.2 位移測試情況

通過測點1測得的鋼軌、彈條、鐵墊板動態(tài)位移結果如圖5(a)～圖5(c)所示，圖5(d)所示為彈條動態(tài)變形量，為彈條相對于鐵墊板的位移，圖中位移以向上為正。

圖5 軌道各部件垂向位移

表13中統(tǒng)計給出測點2與測點1測試結果的對比情況。

表13 彈條斷裂區(qū)/非斷裂區(qū)位移測試結果 mm

從表13可知，列車經(jīng)過時，非斷裂區(qū)彈條變形最大值為-0.25 mm，斷裂區(qū)為-0.27 mm，均處于規(guī)范要求的-0.9～+0.5 mm范圍內；另外，鋼軌、鐵墊板的動態(tài)位移也均較小。因此，彈條斷裂并非由彈條位移過大這一因素引起。

4.3 加速度測試情況

圖6 鋼軌垂向加速度對比

通過測點3與測點4測得的鋼軌與彈條振動加速度時程曲線分別見圖6(a)與圖7(a)。實測得到，在相同設計條件(包括行車速度、曲線半徑、軌道結構形式等)下，彈條非斷裂區(qū)鋼軌、彈條振動加速度最大值分別為573，455 m/s2，斷裂區(qū)域鋼軌、彈條振動加速度最大值分別為3 359，3 654 m/s2，鋼軌、彈條振動加速度最大值分別放大了4.86，7.03倍。更大的振動加速度說明彈條承擔更大的慣性力，通過慣性定律進行計算，斷裂區(qū)域彈條受力比非斷裂區(qū)域彈條受力大2.68 kN左右。

為進一步分析引起彈條振動加速度顯著放大的原因，對實測的加速度時程數(shù)據(jù)進行頻域轉化，結果如圖6(b)與圖7(b)所示。統(tǒng)計得到，彈條非斷裂區(qū)域鋼軌、彈條振動加速度未出現(xiàn)明顯的加速度主頻，而彈條斷裂區(qū)域鋼軌、彈條的振動加速度在712，751 Hz處均出現(xiàn)明顯主頻。

以上情況說明，在彈條斷裂區(qū)域，彈條承受高頻高幅值振動強度，在此條件下彈條的疲勞壽命將大大降低，彈條疲勞破壞將顯著提前。

另一方面，由前面實測可知Ⅲ型彈條的第三階固有頻率為753 Hz，這與波磨引起的輪軌激振頻率751 Hz幾乎吻合，顯然的，輪軌高頻激振引發(fā)了彈條的共振，導致彈條的振動二次放大而發(fā)生脆性斷裂。

5 結論

通過對彈條斷裂情況進行現(xiàn)場實測觀察，并將實測得到的結果進行分類統(tǒng)計分析，初步確定與彈條斷裂相關聯(lián)的主要因素；其次，現(xiàn)場實測了彈條安裝情況與固有特性；最后，對比實測了不同情況下軌道結構的動力響應?；谥拔墨I對“e”型彈條的理論研究，以實驗測試及統(tǒng)計分析為主要方法，能更直觀可靠地得到“e”型彈條的斷裂規(guī)律。綜合實驗測試結果及理論分析，得到結論與建議如下。

(1)通過現(xiàn)場實測并對實測數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計，可以很清晰地看出：120 km/h速度線路A型車作用下，“e”型彈條斷裂位置主要位于后拱小圓弧及前拱大圓弧兩處，斷裂情況多發(fā)生于曲線地段，且多位于曲線下股；彈條斷裂主要發(fā)生于速度為80 km/h以上區(qū)域。

(2)彈條過安裝是引起彈條斷裂的原因之一，過安裝情況下彈條初始安裝應力將放大?！癳”型彈條安裝時應按安裝規(guī)范，避免過安裝情況發(fā)生。

(3)通過現(xiàn)場實測統(tǒng)計可以看出，彈條斷裂區(qū)域幾乎伴隨著短波波磨病害，結合理論分析該現(xiàn)象短波波磨引發(fā)的高幅值高頻激振力，一方面降低了彈條的疲勞壽命，導致彈條過早出現(xiàn)疲勞斷裂；另一方面，高頻激振力易誘發(fā)彈條共振，導致彈條受力二次放大，導致彈條脆性破壞。

(4)軌道的高平順性是保證列車運行的重中之重，對于速度更高的地鐵快線，應加強線路養(yǎng)護維修，特別是提高對鋼軌短波波磨的打磨標準。