摩擦膠泥緩沖器特性曲線優化研究

王蒙，李立，陳時虎

（1.神華鐵路裝備有限責任公司，北京 100011；2.中車齊齊哈爾車輛有限公司北京科技分公司，黑龍江 齊齊哈爾 161000）

緩沖器是緩和吸收機車車輛間沖動能量的重要部件。鐵路貨車載重大、列車總重大、車鉤間隙大、混編編組頻繁，運行工況惡劣，因此，多采用容量較大、吸收率高、環境適應性強、簡單可靠便于維修的全鋼摩擦緩沖器。如北美用量最大的Mark50 型緩沖器，我國主要的MT-3、MT-2 型緩沖器等。隨著80 噸級及以上載重貨車的運用，及1 ～2 萬噸以上重載列車開行，全鋼緩沖器由于阻抗偏大、性能提升空間有限等已難以繼續滿足需求。

國內相關單位結合全鋼摩擦緩沖器和膠泥緩沖器的技術優點，于2006 年開發了容量80kJ、最大阻抗力2500kN的HM-1 型摩擦膠泥緩沖器，該緩沖器基于MT-3 及MT-2 型緩沖器相似結構，主要是把內圓彈簧換成膠泥芯體。按TB/T1961-2006《機車車輛緩沖器》分別測試HM-1、MT-2 型緩沖器沖擊性能，在3 ～8km/h 同等沖擊速度下，HM-1 型緩沖器的阻抗力比MT-2 型緩沖器平均大約250kN。

目前，我國70 噸級及以上貨車主要裝用MT-2 型緩沖器，與16、17 號車鉤及鉤尾框配套。據統計16、17 號車鉤鉤體、鉤舌、鉤尾框的早期故障率（4 年）約3%，經一個廠修期（8年）后故障率達8%。隨著車輛載重提高到80 噸級及以上，采用阻抗力大的HM-1 型緩沖器與16、17 號車鉤及鉤尾框配套，會加重車輛鉤緩裝置、牽引梁等部件的磨耗裂損。因此，HM-1 型緩沖器性能需進一步優化。

1 相關緩沖器技術特性分析

1.1 全鋼摩擦緩沖器特性

MT-3、MT-2 型全鋼摩擦緩沖器總體結構相近，可分為彈性系統和摩擦系統兩部分，如圖1。摩擦系統由中心楔塊、楔塊、固定斜板、動板、外固定板和支撐座等組成；彈性系統由內圓彈簧、外圓彈簧、角彈簧組成，其彈簧參數對比，見表1。

緩沖器“位移-阻抗力”特性曲線是緩沖性能的直接體現，各類緩沖器的特性曲線相異。MT-3、MT-2 型緩沖器的典型特性曲線如圖2，其干摩擦系統存在一定離散性使得特性曲線出現鋸齒狀波動。在緩沖器受壓前段，彈性系統阻抗低，各摩擦副之間相對運動較快，摩擦系數相對較小，因此，阻抗較低；隨著行程增大，彈性系統阻抗增大，各摩擦副之間相對運動變緩，摩擦系數增大，因此，行程中段的阻抗呈非線性增大；而在行程末段，彈性系統阻抗達到最大，各摩擦副之間趨于停止，動摩擦向靜摩擦轉變的系數迅速增大，導致緩沖器阻抗陡增。MT-3、MT-2 型緩沖器的特性曲線總體近似于“三角形”狀、中部有一定下凹，因此，在限制最大阻抗力2000kN、2270kN 時，其容量只能達到45kJ、50kJ。

表1

圖1

圖2

1.2 膠泥緩沖特性

HM-1 型緩沖器中的膠泥芯體主要由缸體、活塞桿、端蓋、膠泥材料、導向筒以及密封、導向元件組成，如圖3。

該膠泥芯體準靜態特性曲線呈線性包絡狀，初始阻抗約21kN，最大行程105mm 時，阻抗約71kN；而在較快速度沖擊下，膠泥阻尼的動態變剛度發揮作用，其沖擊特性曲線前段和中段凸起，近似于圖4“矩形”。因此，采用膠泥緩沖技術的緩沖器在同等行程、吸收相同沖擊能量時，產生的阻抗力明顯減小。

圖3

圖4

1.3 摩擦膠泥緩沖器特性

HM-1 型摩擦膠泥緩沖器基于MT-3 及MT-2 型緩沖器相似的結構，摩擦系統基本相同，彈性系統與MT-3 型緩沖器相比，主要是將其中的內圓彈簧換成膠泥芯體，如圖5。

圖5

圖6

HM-1 型緩沖器典型的特性曲線如圖6，總體仍近似于“三角形”狀，但曲線中部有一定上凸。由于膠泥芯體接近矩形的動態變剛度，與彈簧的線性剛度疊加后，使得緩沖器特性曲線中前段向上凸起，飽和度及容量等性能參數提高，阻抗力也有一定降低。但由于緩沖器在行程末段仍存在摩擦副動靜摩擦轉變，因此，阻抗力同樣出現陡增情況。總體上，HM-1 型緩沖器結合了摩擦結構與膠泥阻尼的技術優點，其特性曲線兼具全鋼摩擦緩沖器和膠泥緩沖器的特點。

2 特性曲線優化可行性分析

如前所述，相同沖擊速度下HM-1 型緩沖器的阻抗力比MT-2 大，其原因主要是HM-1 型緩沖器彈性系統仍以彈簧為主，膠泥芯體較小動態變剛度作用不大，因此，其行程中前段的曲線飽和度提高不大。為便于分析、表述和試驗驗證，設定HM-1 型緩沖器在自由狀態下，行程90mm，最大阻抗力2500kN，將其特性曲線平整波動后可簡化為圖7，陰影面積代表容量。由于彈簧的特性為線性“三角形”狀，膠泥緩沖器的動態沖擊特性近似于“矩形”狀，因此，可以將特性曲線中AB 線以下矩形區域代表的容量視為膠泥阻尼吸收的能量，ABC 三角形區域代表的容量視為彈簧線剛度吸收的能量，尾端F 點代表最大阻抗力。簡化后，緩沖器初始阻抗約200kN，最大阻抗2500kN，行程末端阻抗陡增約500kN。

圖7

圖8

若對緩沖器彈性系統進行“前揚后抑”改進，提升行程中前段膠泥阻尼的動態變剛度作用，降低彈簧的全程線性剛度，使得整個彈性系統的組合剛度呈現中前段提高，尾段降低，如圖8 中陰影面積不變，但始終點A、點C 改變，最大阻抗力F 點下降。從簡化特性曲線的這一改進分析來看，HM-1 型緩沖器通過優化組合剛度特性，提升特性曲線飽和度，可有效降低其在吸收相同沖擊能量時的阻抗力。

3 特性曲線優化研究

3.1 優化目標

根據以上分析，可對HM-1 型緩沖器特性曲線進行優化改進，初步設定前提條件如下：首先，要保證緩沖器改進前后的性能指標不降低，即沖擊速度10km/h，容量80kJ。其次，在膠泥失效時，緩沖器仍能滿足總重100 噸級貨車6km/h 的調車速度需求。按容量與沖擊速度公式E=0.75mv2/8，容量應不低于26kJ。在鉤緩配件檢修時，鉤舌、鉤體、鉤尾框的主要故障為磨損和裂紋，這主要是由于承受載荷應力導致的。按照疲勞裂紋擴展壽命的帕里斯（Paris）經驗公式分析：da/dN=C(ΔK)m，當應力強度因子ΔK 降低20%，疲勞裂紋擴展速率可降低一半。因此，設定優化改進后緩沖器在承受同等沖擊時的阻抗力降低20%，即相當于延長一倍檢修周期。

3.2 建立簡化特性曲線計算公式

根據膠泥緩沖器動態阻抗力與沖擊速度的平方成正比的特性以及HM-1 型緩沖器全行程時的簡化特性曲線，推算摩擦膠泥緩沖器特性曲線的簡化計算公式如下：

阻抗力：F=F0×（V/Vx）2+k×S （S ＜St）

F=[F0×（V/Vx）2+k×S]÷（1-u） （S=St）

容量：E=F0×S×（V/Vx）2+k×S2/2

式中，F 為容量圖中緩沖器阻抗，kN；F0為容量圖中最大沖擊速度時緩沖器行程起始阻抗，kN；V 為沖擊速度，km/h；Vx為最大阻抗力時的最大沖擊速度，km/h；S 為緩沖器壓縮行程，mm；St為緩沖器最大行程，mm；k 為彈簧剛度，kN/mm；u為設定的最大阻抗力降低幅度，%。

3.3 模擬分析

通過Matlab 軟件進行數據模擬，如圖9 簡化特性曲線AB 線以下部分和以上部分占特性曲線總包絡面積的比例：按最大沖擊速度Vx為10km/h 時產生最大阻抗力2500kN 計算，膠泥阻尼導致緩沖器吸收的能量占總吸收能量約18.2%，彈簧線剛度導致吸收的能量占總吸收能量約81.8%，參數u 值定為20%時，最大阻抗力降至2000kN。設定產生最大阻抗力時緩沖器達到全行程St，如圖10，要保持容量不變，緩沖器初始阻抗需從200kN 提高到約700kN。

圖9

圖10

改進后，膠泥阻尼作用導致緩沖器吸收的能量占總吸收能量約63.6%，緩沖器初始阻抗為700kN；彈簧全行程壓縮后，線剛度導致緩沖器吸收的能量占總吸收能量約36.4%。按緩沖器容量為80kJ 計算，當膠泥失效后，彈簧線剛度導致緩沖器吸收的能量為80×36.4%=29.1kJ。原HM-1 型緩沖器全行程壓縮時彈性系統中彈簧阻抗為79.1 ＋4×0.94 ≈82.9kN，改進后，彈性系統中彈簧線性剛度降比為（1500-700）/（2000-200）≈44.4%，則彈簧全行程阻抗降低至約36.9kN。為保證互換性角彈簧不變，則新外圓彈簧全行程時，阻抗為36.9-4×0.94 ≈33.1kN。

3.4 調車及運行工況核算

通常按6km/h 的調車速度對緩沖器性能進行核算。如圖11，HM-1 型緩沖器在受到6km/h、10km/h 沖擊時的簡化特性曲線對比，在6km/h 速度下的沖擊能量是10km/h 的36%，其中，彈簧線剛度導致緩沖器吸收的能量約占86.3%，膠泥阻尼導致緩沖器吸收的能量約占13.7%，緩沖器理論最大阻抗力約1800kN。

圖11

圖12

對特性曲線改進后，緩沖器在受到6km/h、10km/h 沖擊時的簡化特性曲線對比如圖12，在6km/h 速度下的沖擊能量是10km/h 的36%，其中彈簧線剛度作用導致緩沖器吸收的能量占42.9%，膠泥動態剛度導致緩沖器吸收的能量占57.1%，緩沖器理論最大阻抗力約1400kN。根據以上方式計算，HM-1 型緩沖器在改進前后3km/h 速度沖擊時的特性，改進前，其理論最大阻抗力約900kN，改進后約650kN。

4 實驗驗證

按照上述方法對HM-1型緩沖器進行簡化特性曲線分析，改進設計新緩沖器的結構如圖13。主要設計改進了以下方面：一是新外圓彈簧的簧徑相比由32mm 減至25mm，外徑和高度不變，其全行程壓縮時的阻抗降至約33kN；二是新膠泥芯體的外缸徑相比由95mm 增至110mm，內缸徑由63mm 增至80mm，活塞桿徑由19mm 增至22mm，灌膠初壓由70MPa 降至30MPa，初壓力由21kN 降至18kN，同時，降低了膠泥材料的全行程壓縮比；三是針對性研制了阻尼和低溫特性更優的新膠泥材料，并改進了密封結構及材料。

圖13

4.1 新緩沖器沖擊試驗

根據以上改進方案并結合TB/T1961-2006《機車車輛緩沖器》標準進行樣機試制試驗，新緩沖器的沖擊試驗數據與HM-1 型緩沖器（選取近兩年10 套平均）對比見表2。（沖擊速度高于8km/h 的緩沖器不做容量試驗，因此，新緩沖器主要測試沖擊性能）。

表2

試驗表明，HM-1 型緩沖器改進后最大沖擊速度達10km/h，同等沖擊速度下，試驗車鉤力較改進前平均降低300KN ～600KN，降幅達20%，試驗數據與簡化特性曲線的理論推算結果接近，其中，低速沖擊時由于干摩擦系統的波動干擾較大且膠泥的動態剛度特性作用不充分，試驗數據出現一定偏差，但其數據變化的趨勢仍對改進分析有較好的參考意義。

4.2 新緩沖器膠泥失效時性能試驗

考慮膠泥芯體在極端情況下漏泄失效，對新緩沖器不安裝膠泥芯體進行落錘測試見表3。可見新緩沖器去除膠泥芯體后容量仍與MT-3 型緩沖器相近（40kJ），滿足貨運列車運行工況下3km/h 的沖擊速度需求，也滿足總重達120 噸機車車輛6km/h 的調車速度需求（換算容量約32kJ）。

表3 （部分數據）

5 結語

本文建立的摩擦膠泥緩沖器特性曲線的簡化分析及推算方法，經實驗驗證較為可行，其理論推算結果與試驗數據接近，可作為摩擦膠泥緩沖器的設計分析參考。提出的對HM-1型緩沖器降低彈簧剛度，提升膠泥阻尼的動態剛度作用，以降低阻抗力的改進技術方案可行，改進的新緩沖器在同等沖擊速度下的阻抗力有效降低約20%，綜合性能明顯提升。