何 宇 曾 飛 王安斌 毛鵬軍 王 俊

(1.上海工程技術(shù)大學(xué)城市軌道交通學(xué)院， 201620， 上海； 2.中船重工第七二五研究所洛陽(yáng)雙瑞橡塑科技有限公司，471023， 洛陽(yáng)； 3.河南科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院， 471003， 洛陽(yáng)∥第一作者， 講師)

鋼軌扣件是軌道結(jié)構(gòu)中至關(guān)重要的組成部分。它擔(dān)負(fù)著固定鋼軌，防止鋼軌產(chǎn)生橫向和縱向偏移，進(jìn)而發(fā)生傾斜而導(dǎo)致惡性事故[1]。

文獻(xiàn)[2]基于非線性接觸理論和車(chē)輪-軌道耦合動(dòng)力學(xué)理論，發(fā)現(xiàn)隨著現(xiàn)場(chǎng)鋼軌波磨數(shù)據(jù)比例的增大,鋼軌在原有低頻位移的基礎(chǔ)上附加了高頻位移。文獻(xiàn)[3]研究了鋼軌扣件的豎向振動(dòng)特性，結(jié)果表明，扣壓件及墊層作用在鋼軌上的力均含有預(yù)扣壓力及輪軌力的成分。文獻(xiàn)[4]從彈條材質(zhì)角度探究了材料性能對(duì)于扣件性能參數(shù)的影響。文獻(xiàn)[5]研究了輪軌振動(dòng)對(duì)于扣件損傷的影響。近年來(lái)在軌道交通運(yùn)營(yíng)中發(fā)現(xiàn)，一些軌道區(qū)域出現(xiàn)了輪軌周期性磨耗的現(xiàn)象，輪軌間的高頻振動(dòng)造成某些區(qū)段彈條發(fā)生斷裂傷損，輪軌周期性磨耗導(dǎo)致輪軌間產(chǎn)生高頻激勵(lì)，鋼軌波磨頻繁地出現(xiàn)。當(dāng)高速鐵路發(fā)生鋼軌波磨或動(dòng)車(chē)組車(chē)輪產(chǎn)生多邊形磨耗時(shí)，輪軌之間會(huì)產(chǎn)生高頻振動(dòng)，對(duì)鋼軌產(chǎn)生高頻激勵(lì)。當(dāng)彈條的固有頻率與輪軌激勵(lì)頻率相同或接近時(shí)，彈條會(huì)出現(xiàn)共振現(xiàn)象。磨損嚴(yán)重時(shí)，輪軌激勵(lì)能量大，導(dǎo)致彈條共振應(yīng)力過(guò)大，產(chǎn)生斷裂損傷。文獻(xiàn)[6]采用金相組織對(duì)彈條進(jìn)行了分析。

本文選擇WJ-2型彈條扣件為研究對(duì)象，該彈條扣件由螺母、螺栓、平墊圈、彈條、軌距擋板等部件組成，除了能緊固鋼軌防止橫向側(cè)移外，還能吸收來(lái)自鋼軌的沖擊作用。WJ-2型彈條扣件和眾多的彈條扣件一樣，具有扣壓力大、彈性好和維系軌距能力強(qiáng)等特點(diǎn)[7]。

本文建立了鋼軌扣件彈條三維模型，并分析其力學(xué)狀態(tài)及強(qiáng)度。在此基礎(chǔ)上對(duì)其展開(kāi)動(dòng)力學(xué)分析，探究彈條的模態(tài)頻率，并進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，以避免其在工作中可能出現(xiàn)的共振破壞。另外，對(duì)彈條失效的原因進(jìn)行了分析。

1 鋼軌扣件彈條有限元分析

1.1 彈條模型的建立

采用Solidworks軟件建立WJ-2型扣件彈條三維有限元模型(見(jiàn)圖1)，并對(duì)其進(jìn)行分析。建模時(shí)對(duì)WJ-2型彈條扣件進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，將螺母、平墊圈和螺栓組成的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化為平墊圈，同時(shí)確保彈條和軌距擋板接觸處的尺寸。

鋼軌扣件彈條選用的材料及其參數(shù)見(jiàn)表1[8]。平墊圈材料選用Q235，作為起到防止彈條位移和緩振作用的軌距擋板材料選用QT450[8]。

表1 彈條扣件材料參數(shù)

1.2 彈條在自由狀態(tài)下有限元分析

根據(jù)經(jīng)驗(yàn)得知，彈條共振損傷的頻率大多為500～650 Hz，且輪軌激勵(lì)作用傳遞至彈條上的振動(dòng)頻率大多在1 200 Hz以?xún)?nèi)。因此，本文研究WJ-2型彈條在0～1 200 Hz頻率范圍內(nèi)的模態(tài)特征。彈條在自由狀態(tài)下的模態(tài)特征可以揭示其在無(wú)邊界約束條件下結(jié)構(gòu)本身的模態(tài)特征?？奂棗l在自由狀態(tài)下(固有頻率為0～1 200 Hz)的前兩階模態(tài)振型見(jiàn)圖2。其各階振型描述見(jiàn)表2。

表2 WJ-2型彈條在自由狀態(tài)下的各階振型描述

由圖2可見(jiàn)，WJ-2型彈條第1階模態(tài)振型的固有頻率為487.82 Hz，第2階模態(tài)振型的固有頻率為572.06 Hz。

1.3 彈條在標(biāo)準(zhǔn)安裝狀態(tài)下有限元分析

彈條的安裝狀態(tài)為通過(guò)對(duì)螺栓施加扭矩實(shí)現(xiàn)其預(yù)緊的過(guò)程。分析彈條在其安裝狀態(tài)下的性能。沿豎向?qū)ζ綁|圈向下施加集中力來(lái)模擬彈條的預(yù)緊力，而螺栓的預(yù)緊力一般情況下為25 kN左右。

彈條的標(biāo)準(zhǔn)安裝狀態(tài)為通過(guò)與軌距擋板和中肢前端下顎接觸，通過(guò)彈條中肢與左、右根部連接處的接觸斑來(lái)判斷其標(biāo)準(zhǔn)與否[8]。彈條在安裝狀態(tài)下的應(yīng)力云圖如圖3所示。由圖3可見(jiàn)，其最大應(yīng)力為1 321.27 MPa，發(fā)生在彈條中肢與左、右根部連接處。彈條是不規(guī)則的空間立體條狀結(jié)構(gòu)，其在安裝時(shí)，其中肢與左、右肢根部連接處同時(shí)受彎矩和扭矩的作用。

WJ-2型彈條在安裝狀況下，其與螺栓、絕緣塊、軌枕墊板間都會(huì)有接觸作用。因此，通過(guò)ABAQUS仿真軟件對(duì)該模型模擬施加螺栓、絕緣塊、軌枕墊板的約束條件，以更直接地反映彈條的實(shí)際受力情況。通過(guò)在螺栓上表面添加均布?jí)毫δM扣壓力，在彈條扣壓端向下添加25 kN的載荷即為標(biāo)準(zhǔn)安裝狀態(tài)。圖4為添加約束條件和扣壓力的WJ-2型彈條模型[9]。

WJ-2型彈條在標(biāo)準(zhǔn)安裝狀態(tài)下的模態(tài)特征，可以揭示其在正常服役狀況下的模態(tài)特征。該彈條在標(biāo)準(zhǔn)安裝狀態(tài)下(固有頻率為0～1 500 Hz)的模態(tài)振型見(jiàn)圖5,其各階振型描述見(jiàn)表3。圖5中，WJ-2型彈條第1階模態(tài)振型的固有頻率為615.42 Hz，第2階模態(tài)振型的固有頻率為1 469.50 Hz。由表3可見(jiàn)，與自由狀態(tài)下的扣件彈條模態(tài)特征相比，其在標(biāo)準(zhǔn)安裝狀態(tài)下由于在扣壓端、支承端及緊固位置與其他部件接觸而增加了相應(yīng)的約束，提高了彈條的各階頻率而改變了相應(yīng)的模態(tài)振型。

表3 WJ-2型彈條在標(biāo)準(zhǔn)安裝狀態(tài)下的各階振型描述

輪軌高頻共振的產(chǎn)生條件為：輪軌系統(tǒng)具有相同或相似的固有頻率；多邊形輪周輪對(duì)波長(zhǎng)與鋼軌波紋的波長(zhǎng)相同或相似；輪對(duì)輪周周長(zhǎng)與波紋波長(zhǎng)之比為整數(shù)。當(dāng)動(dòng)車(chē)組速度達(dá)到250 km/h時(shí)，鋼軌的高頻激勵(lì)為440～580 Hz；當(dāng)動(dòng)車(chē)組速度達(dá)到300 km/h時(shí)，鋼軌的高頻激勵(lì)為530～700 Hz。如表4所示，動(dòng)車(chē)組高速運(yùn)行時(shí)，其受到波磨鋼軌的激勵(lì)，容易產(chǎn)生共振，引起扣件彈條發(fā)生疲勞斷裂[9]。

表4 鋼軌對(duì)動(dòng)車(chē)組的激勵(lì)數(shù)據(jù)

本文論述的彈條在標(biāo)準(zhǔn)安裝狀態(tài)下共振時(shí)的最大應(yīng)力出現(xiàn)在尾部支撐位置，與現(xiàn)場(chǎng)斷裂位置基本一致，見(jiàn)圖6。

2 WJ-2型彈條結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

對(duì)WJ-2型彈條進(jìn)行模態(tài)試驗(yàn)。根據(jù)其動(dòng)態(tài)特性，參考仿真結(jié)果，對(duì)該彈條進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。為了不影響WJ-2型彈條與其他設(shè)施進(jìn)行配套，盡量對(duì)彈條內(nèi)部進(jìn)行優(yōu)化。結(jié)合材料的減振、消振性能，設(shè)計(jì)新的WJ-2型彈條。本文主要研究了WJ-2型彈條失效的原因，最終尋求能夠提高固有頻率的低應(yīng)力、高阻尼材料進(jìn)行填充，以提高彈條的整體性能。本文的優(yōu)化方案如下。

2.1 方案1(彈條內(nèi)腔掏空無(wú)填充阻尼材料)

方案1對(duì)扣件彈條進(jìn)行掏空處理，對(duì)現(xiàn)有鋼軌扣件進(jìn)行優(yōu)化建模。所述彈條的變截面系數(shù)為1～3,即彈條的最大截面面積與最小截面面積之比為1∶1～3∶1[10]。

2.2 方案2(彈條內(nèi)腔掏空后填充橡膠)

方案2中，采用減振橡膠作為彈條內(nèi)腔的填充物，達(dá)到所預(yù)想的彈條模型(見(jiàn)圖7)。減振橡膠在振動(dòng)、沖擊傳遞和緩沖振動(dòng)中有很強(qiáng)的限制作用。但在實(shí)際仿真中，填充了減振橡膠彈條的位移和方案1中彈條位移差別并不大，究其原因?yàn)榱蚧w會(huì)使減振橡膠的剛度、耐疲勞性及阻尼系數(shù)等發(fā)生不同程度的變化；使用傳統(tǒng)硫化體，并適當(dāng)提高其交聯(lián)程度，對(duì)減振和耐動(dòng)態(tài)疲勞性有利，但耐熱性不夠。在硫化膠的網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)中，交聯(lián)鍵中的硫原子及游離硫數(shù)量減小，交聯(lián)越牢固，彈性模量越大，阻尼系數(shù)越小。導(dǎo)致在仿真過(guò)程中，橡膠的變形劇烈。因此，對(duì)于WJ-2型彈條而言，橡膠作為減振的填充物不太合適。

2.3 方案3(彈條內(nèi)腔掏空后填充合金)

2.3.1 彈條內(nèi)腔填充灰口鑄鐵

選擇填充減振性能較好的灰口鑄鐵作為填充對(duì)象，在安裝狀態(tài)下對(duì)其進(jìn)行模態(tài)分析，并與方案1中的彈條進(jìn)行對(duì)比?；铱阼T鐵的體積質(zhì)量為7 000 kg/m3，彈性模量為130 GPa，泊松比為0.26。圖8為內(nèi)腔填充灰口鑄鐵的彈條在安裝狀態(tài)下的第1階和第2階振型。由圖8可見(jiàn)，相較方案1，內(nèi)腔填充灰口鑄鐵彈條的相對(duì)位移增大了約1.3 mm，其固有頻率提高了約1.54 Hz。由此可見(jiàn)，灰口鑄鐵由于其含碳量高使其耐磨性和消振性達(dá)到最優(yōu)，但其抗拉強(qiáng)度相對(duì)較小，因此該材料不合適。

2.3.2 彈條內(nèi)腔填充鐵素體球墨鑄鐵

鐵素體球墨鑄鐵具有一定的強(qiáng)度、良好的沖擊韌性、更大的抗拉強(qiáng)度、更佳的延伸率及抗低溫沖擊等綜合機(jī)械性能，常用來(lái)制備受力較大且同時(shí)承受振動(dòng)和沖擊的部件[11]。目前，許多軌道的配套設(shè)施都采用鐵素體球墨鑄鐵材料，如軌道中起到減振與固定作用的鐵墊板、客運(yùn)專(zhuān)線的鋼軌墊板等[12]。鐵素體球墨鑄鐵的體積質(zhì)量為7 010 kg/m3，彈性模量為161 GPa，泊松比為0.274。

對(duì)模型進(jìn)行自由網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格類(lèi)型為C3D8R，即八結(jié)點(diǎn)線性六面體單元，并采用減縮積分和沙漏控制。仿真結(jié)果如圖9所示。由圖9可見(jiàn)，內(nèi)腔填充鐵素體球墨鑄鐵彈條的固有頻率比方案1提高了約3.6 Hz；該彈條在固有頻率為617.52 Hz時(shí)，相較內(nèi)腔填充灰口鑄鐵的彈條其位移不變，相較方案1中的彈條其最大位移增大了1.3 mm。因此，兩種材料作為填充物的優(yōu)化效果并不顯著。

根據(jù)Hooke定律，扣壓力為彈條剛度與其彈程的乘積，而其剛度的大小由材料、彈臂的等效長(zhǎng)度及截面面積決定。彈條為等截面結(jié)構(gòu)，其沿彈臂應(yīng)力呈不均勻分布，且在支承位置的應(yīng)力較大，這在彈條的靜力仿真應(yīng)力圖中可以明顯看到。除此以外，彈條結(jié)構(gòu)本身的模態(tài)頻率亦處在“車(chē)輛-軌道”激勵(lì)頻率范圍內(nèi)。

3 結(jié)語(yǔ)

1) 對(duì)WJ-2型彈條內(nèi)部進(jìn)行了優(yōu)化，提出了彈條內(nèi)掏空后無(wú)填充阻尼材料、填充橡膠、填充合金等3種比較方案，并對(duì)其減振性能及力學(xué)性能進(jìn)行分析。

2) WJ-2型彈條在服役狀態(tài)下與輪軌波磨激勵(lì)一致時(shí)而易引發(fā)共振，且其共振頻率位于尾部支承位置，與現(xiàn)場(chǎng)斷裂位置一致。

3) 彈條內(nèi)部填充減振合金時(shí)，灰口鑄鐵本身減振性能良好，但力學(xué)性能不佳；彈條內(nèi)部填充球素體球墨鑄鐵時(shí)，其力學(xué)性能良好，但收效同樣不明顯。