高速鐵路用ω型彈條性能研究及結(jié)構(gòu)改進(jìn)

黃浩志,王安斌,高曉剛

(上海工程技術(shù)大學(xué)城市軌道交通學(xué)院,上海 201620)

引言

扣件失效會(huì)嚴(yán)重影響列車運(yùn)行的安全，而彈條疲勞斷裂是扣件失效的重要原因，彈條的斷裂會(huì)導(dǎo)致鋼軌失去束縛，在列車的長(zhǎng)期荷載作用下會(huì)引發(fā)相鄰的扣件彈條斷裂，長(zhǎng)此以往，可能會(huì)產(chǎn)生如脫軌等嚴(yán)重的運(yùn)行安全事故。近年我國(guó)高速鐵路正飛速發(fā)展，運(yùn)營(yíng)里程顯著提升，高速鐵路彈條失效的問題也愈發(fā)突出。

Smutny[1]通過敲擊安裝了扣件的鋼軌，得到了扣件彈條的振動(dòng)數(shù)據(jù)并對(duì)彈條的動(dòng)態(tài)性能參數(shù)和聲學(xué)參數(shù)進(jìn)行了分析。Valikhani等[2]通過試驗(yàn)研究了不同緊固扭矩對(duì)扣件模態(tài)參數(shù)的影響。肖俊恒等[3]分析了高速鐵路鋼軌波磨及輪軌間的高頻激勵(lì)，提出輪軌高頻激勵(lì)與扣件彈條固有頻率接近時(shí)導(dǎo)致彈條產(chǎn)生共振從而造成彈條的傷損。吳潔好等[4]對(duì)W1型彈條在不同交變載荷下的扣壓力進(jìn)行試驗(yàn)研究，得出彈條的疲勞壽命與載荷幅值呈反相關(guān)關(guān)系。余自若等[5]對(duì)X2型彈條進(jìn)行了疲勞性能研究，得到了彈條在不同扣壓力下的應(yīng)力特征。徐啟喆等[6]以Vossloh300-1型扣件系統(tǒng)為研究對(duì)象，分析了扣件系統(tǒng)組合失效對(duì)軌道系統(tǒng)鋼軌參數(shù)的影響，得到了關(guān)于軌道系統(tǒng)安全檢測(cè)參數(shù)提取的理論依據(jù)。胡連軍等[7]研究了W1型彈條的幾何尺寸參數(shù)對(duì)其性能的影響規(guī)律及顯著程度，并進(jìn)行了參數(shù)優(yōu)化研究。周素霞等[8]基于Isight平臺(tái)對(duì)彈條進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，提高了彈條的性能。高曉剛等[9]對(duì)SKL彈條進(jìn)行了結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化，提高了SKL彈條的峰值頻率并降低了其振動(dòng)幅值。崔樹坤等[10]對(duì)WJ-8扣件彈條模態(tài)特征進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得到了W1型彈條在1 000 Hz以內(nèi)的模態(tài)頻率和振型。鄧士豪等[11]用彈簧為邊界條件來模擬FC快速?gòu)棗l不同部位的約束，提出了基于彈條約束剛度參數(shù)優(yōu)化的彈條防斷裂設(shè)計(jì)方法。閆志波[12]通過掃描電鏡檢驗(yàn)及金相分析等方法，提出高速鐵路用60Si2MnA材料的彈條斷裂的主要原因是由于彈條組織存在缺陷。

目前針對(duì)高鐵扣件彈條失效的研究主要集中于動(dòng)態(tài)分析及材料方面，針對(duì)彈條結(jié)構(gòu)的研究較少，本文對(duì)我國(guó)高速鐵路常用的ω型彈條(W1型彈條)進(jìn)行了模態(tài)研究及靜力計(jì)算，得到現(xiàn)有W1型彈條的基本性能，為了提升現(xiàn)有W1型彈條的基本性能，本文從改變彈條結(jié)構(gòu)出發(fā)建立了W1型空心彈條[13]模型，研究其在同等預(yù)緊力下的應(yīng)力水平、模態(tài)頻率等性能，為降低彈條應(yīng)力及提升彈條固有模態(tài)頻率提供了一種可行方法。

1 頻響分析理論

頻率響應(yīng)是系統(tǒng)對(duì)正弦輸入信號(hào)的穩(wěn)態(tài)響應(yīng)，通過對(duì)傳遞函數(shù)的傅里葉變換可以得到頻率響應(yīng)函數(shù)[14]，頻響函數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性測(cè)試十分重要，設(shè)有動(dòng)力學(xué)方程[15]

(1)

式中，c為黏性阻尼系數(shù)；k為彈簧剛度。對(duì)式(1)進(jìn)行拉普拉斯變換，并設(shè)初始值為0，可得

(ms2+cs+k)x(s)=f(s)

(2)

則機(jī)械阻抗為

Z(s)=ms2+cs+k

(3)

傳遞函數(shù)為

(4)

將式(4)進(jìn)行傅里葉變換，則有

(5)

式(5)中H(ω)即為頻率響應(yīng)函數(shù)。

2 現(xiàn)有W1型彈條性能分析

2.1 現(xiàn)有W1型彈條模態(tài)試驗(yàn)

已有相關(guān)試驗(yàn)報(bào)告表明，高速鐵路輪軌激勵(lì)頻率大多分布在0～1 000 Hz，因此本次模態(tài)試驗(yàn)重點(diǎn)關(guān)注W1型彈條在0～1 000 Hz頻率范圍內(nèi)的模態(tài)特征。試驗(yàn)嚴(yán)格按照W1型彈條扣件的安裝要求，采用標(biāo)準(zhǔn)安裝的方法將彈條安裝到位，如圖1所示。彈條模態(tài)測(cè)試使用力錘進(jìn)行激勵(lì)，通過加速度傳感器獲取響應(yīng)信號(hào)，對(duì)力/振動(dòng)傳遞函數(shù)進(jìn)行擬合得到模態(tài)參數(shù)[16]。彈條共設(shè)置有29個(gè)敲擊點(diǎn)，在彈條第8和第24個(gè)敲擊點(diǎn)布置加速度傳感器。試驗(yàn)采用PCB型號(hào)壓電加速度傳感器，試驗(yàn)時(shí)設(shè)置分析有效頻率范圍為0～2 500 Hz，可以滿足彈條分析考慮頻率(1 000 Hz以內(nèi))的要求。

圖1 現(xiàn)有W1型彈條測(cè)點(diǎn)布置及測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)

當(dāng)有脈沖激勵(lì)測(cè)試件時(shí)，頻響函數(shù)可以反映測(cè)試件對(duì)頻率成分的衰減和放大作用，頻響函數(shù)曲線中的峰值頻率即為該結(jié)構(gòu)的固有頻率[17]。試驗(yàn)得到現(xiàn)有W1型彈條頻響函數(shù)曲線，如圖2所示，1 000 Hz以內(nèi)主要有兩個(gè)峰值，對(duì)應(yīng)頻率分別為580.74 Hz和701.08 Hz。

使用模態(tài)分析軟件分析得到圖3所示振型圖，第一階模態(tài)頻率580.74 Hz，對(duì)應(yīng)振型為彈條兩側(cè)肢以彈條前肢和彈條跟部為支點(diǎn)反對(duì)稱外翻振動(dòng)(彈條側(cè)肢紅色為向上振動(dòng)，藍(lán)色為向下振動(dòng)，綠色區(qū)域振動(dòng)幅值較小，可不計(jì))；第二階模態(tài)頻率701.08 Hz，對(duì)應(yīng)振型為彈條兩側(cè)肢以彈條前肢和彈條跟部為支點(diǎn)對(duì)稱外翻振動(dòng)(彈條兩側(cè)肢均為紅色)。

圖3 現(xiàn)有W1型彈條組裝狀態(tài)下固有頻率及振型

2.2 現(xiàn)有W1型彈條靜力學(xué)仿真研究

W1型彈條扣件通過緊固螺栓施加預(yù)緊力來實(shí)現(xiàn)壓緊彈條的目的，本文按照W1型彈條扣件技術(shù)要求，建立簡(jiǎn)化的W1型彈條扣件有限元模型。首先根據(jù)W1型彈條相關(guān)技術(shù)圖紙要求，在SOLIDWORKS軟件中通過掃描中心線建立彈條模型(計(jì)算得彈條質(zhì)量為0.714 kg)，后建立軌距擋板和絕緣塊的簡(jiǎn)化模型，如圖4所示，將裝配好的模型導(dǎo)入ABAQUS軟件中進(jìn)行前處理[18]，在建立的模型中，預(yù)緊力施加在與圖示彈條紅色區(qū)域相耦合的參考點(diǎn)PR1上，彈條與絕緣塊及軌距擋板采用面與面接觸，彈條與絕緣塊及軌距擋板的摩擦系數(shù)為0.2，并且法向接觸不允許貫穿或者侵入[19]。對(duì)絕緣塊及軌距擋板的底面約束全部6個(gè)方向的自由度，對(duì)彈條不施加約束，模型材料參數(shù)如表1所示。

表1 材料參數(shù)

W1型彈條中部前段下顎與絕緣塊接觸間隙≯0.5 mm為標(biāo)準(zhǔn)安裝狀態(tài)，通過施加不同的預(yù)緊力試算，得到當(dāng)施加24.5 kN預(yù)緊力時(shí)，彈程為13.94 mm，幾乎接近標(biāo)準(zhǔn)安裝的要求，此時(shí)的扣壓力為9.844 kN，符合W1型彈條扣件安裝后的扣壓力要求，24.5 kN預(yù)緊力下計(jì)算結(jié)果如圖5所示，除集中力耦合區(qū)域外，彈條最大應(yīng)力集中在彈條根部，最大應(yīng)力為1 391 MPa。

圖5 24.5 kN預(yù)緊力下現(xiàn)有W1型彈條靜力計(jì)算結(jié)果

將彈程在(14±0.5) mm的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行匯總，如表2所示，W1型彈條扣件的扣壓力、彈條彈程以及彈條的最大應(yīng)力隨著預(yù)緊力的增大而增大，W1型彈條最大應(yīng)力發(fā)生在彈條的根部，表明在實(shí)際線路現(xiàn)場(chǎng)彈條安裝到位后根部容易產(chǎn)生應(yīng)力集中。

表2 W1型彈條靜力學(xué)計(jì)算結(jié)果匯總

2.3 現(xiàn)有W1型彈條模態(tài)仿真

由于W1型彈條扣件整體接觸條件復(fù)雜，對(duì)整體扣件系統(tǒng)進(jìn)行模態(tài)分析，計(jì)算時(shí)間長(zhǎng)，收斂困難，故針對(duì)W1型彈條使用對(duì)接觸部位施加彈簧的方法來模擬安裝條件。

如圖6所示，對(duì)彈條與絕緣塊和軌距擋塊的4個(gè)接觸點(diǎn)設(shè)置沿鋼軌縱向和橫向移動(dòng)的接觸剛度，并對(duì)耦合參考點(diǎn)施加預(yù)緊力，通過彈簧和預(yù)緊力的設(shè)置使彈條狀態(tài)盡可能貼近彈條實(shí)際安裝要求。結(jié)合2.2節(jié)中仿真結(jié)果，施加24.5 kN的預(yù)緊力，對(duì)彈條的彈簧單元?jiǎng)偠仍O(shè)置見表3。

圖6 現(xiàn)有W1型彈條約束剛度布置

表3 彈簧單元?jiǎng)偠?/p>

提交計(jì)算后得到了與試驗(yàn)結(jié)果相同的振型如圖7所示，W1型彈條在1 000 Hz以內(nèi)總共有兩階模態(tài)，對(duì)應(yīng)的模態(tài)頻率為595.53 Hz和675.81 Hz。

圖7 組裝狀態(tài)下現(xiàn)有W1型彈條仿真固有頻率及振型

將W1型彈條的模態(tài)試驗(yàn)結(jié)果與模態(tài)仿真結(jié)果對(duì)比，如表4所示。

表4 試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果固有頻率對(duì)比

由表4可以看出，簡(jiǎn)化后的W1型彈條組裝模態(tài)仿真結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果相差較小，誤差在4%以內(nèi)，驗(yàn)證了本文所建立的W1型彈條約束模態(tài)簡(jiǎn)化模型的有效性，也驗(yàn)證了采用彈簧單元模擬邊界約束剛度的可行性。

3 空心W1型彈條性能分析

3.1 空心W1型彈條靜力學(xué)仿真研究

為了降低高速鐵路彈條的應(yīng)力，提高1 000 Hz以內(nèi)的固有頻率[20]，避免彈條與鋼軌波磨激勵(lì)頻率產(chǎn)生共振斷裂，從而提高高速鐵路彈條的使用壽命[21]，本文建立了空心彈條模型，如圖8所示，即在掏空原有彈條的基礎(chǔ)上加大彈條直徑，同時(shí)保證空心彈條適用于現(xiàn)有W1型彈條扣件。

圖8 空心W1型彈條

根據(jù)目前市場(chǎng)可提供的彈簧鋼材料，選取外徑14.4 mm，內(nèi)部掏空6 mm(以下簡(jiǎn)稱“外徑14.4 mm空心彈條”)和外徑14.8 mm，內(nèi)部掏空6 mm(以下簡(jiǎn)稱“外徑14.8 mm空心彈條”)的空心彈條進(jìn)行研究，計(jì)算得到建立好的兩種空心彈條質(zhì)量分別為0.624 kg和0.667 kg。

對(duì)兩種空心彈條分別施加24.5 kN的預(yù)緊力進(jìn)行靜力計(jì)算，得到兩種空心彈條最大應(yīng)力均發(fā)生在彈條根部，外徑14.4 mm空心彈條最大應(yīng)力為1 378 MPa，彈條彈程為13.13 mm，扣壓力為9.784 kN；外徑14.8 mm空心彈條最大應(yīng)力為1 377 MPa，彈條彈程為11.36 mm，扣壓力為9.663 kN，外徑14.8 mm空心彈條計(jì)算結(jié)果如圖9所示。

圖9 外徑14.8 mm空心彈條靜力計(jì)算結(jié)果

3.2 空心W1型彈條模態(tài)仿真

對(duì)兩種空心彈條進(jìn)行約束模態(tài)仿真，材料和剛度設(shè)置與表1及表3中相同，邊界條件的設(shè)置與2.3節(jié)中現(xiàn)有W1型彈條相同。

計(jì)算結(jié)果顯示1 000 Hz以內(nèi)兩種空心彈條振型與現(xiàn)有的彈條相同，外徑14.4 mm空心彈條其一階固有頻率為628.13 Hz，二階固有頻率為729.49 Hz；外徑14.8 mm空心彈條其一階固有頻率為652.29 Hz，二階固有頻率為755.01 Hz，外徑14.8 mm空心彈條計(jì)算結(jié)果如圖10所示。

圖10 外徑14.8 mm空心彈條仿真固有頻率及振型

將原有彈條與空心彈條的性能對(duì)比匯總?cè)绫?所示，外徑14.4 mm空心彈條和外徑14.8 mm空心彈條相比原有W1型彈條：質(zhì)量分別下降了12.6%和6.6%；最大應(yīng)力分別降低了0.9%和1%；相應(yīng)振型下一階固有頻率分別提高了7.6%和11.7%，二階固有頻率分別提高了3.7%和7.3%。兩種空心彈條在24.5 kN的預(yù)緊力下扣壓力均可以滿足現(xiàn)場(chǎng)安裝時(shí)扣壓力大于9 kN的要求。

表5 原有彈條與空心彈條性能對(duì)比

4 結(jié)論

以W1型高鐵扣件彈條為研究對(duì)象，對(duì)現(xiàn)有W1型彈條進(jìn)行了模態(tài)試驗(yàn)及仿真計(jì)算；為提升現(xiàn)有W1型彈條的性能，建立了兩種空心彈條有限元模型并分別進(jìn)行了仿真分析，結(jié)論如下。

(1)通過對(duì)W1型彈條在扣件標(biāo)準(zhǔn)安裝下的模態(tài)測(cè)試，得到1 000 Hz以內(nèi)W1型彈條具有兩階固有模態(tài)頻率，分別為580.74 Hz和701.08 Hz；同時(shí)對(duì)現(xiàn)有W1型彈條進(jìn)行模態(tài)仿真，1 000 Hz以內(nèi)兩階固有模態(tài)頻率誤差在4%以內(nèi)且對(duì)應(yīng)模態(tài)振型相同，驗(yàn)證了建立模型的正確性。

(2)建立了簡(jiǎn)化的W1型彈條扣件有限元模型，分析得到在24.5 kN的預(yù)緊力下，彈條彈程為13.94 mm，扣壓力為9.844 kN，彈條最大應(yīng)力為1 391 MPa。

(3)利用建立的靜力計(jì)算模型及模態(tài)分析模型分別對(duì)兩種空心彈條(外徑14.4 mm和外徑14.8 mm)進(jìn)行分析：模型靜力計(jì)算結(jié)果顯示兩種空心彈條最大應(yīng)力(1 378 MPa和1 377 MPa)均低于實(shí)心W1型彈條，且扣壓力滿足鐵標(biāo)要求；約束模態(tài)仿真計(jì)算結(jié)果顯示兩種空心彈條的模態(tài)頻率與實(shí)心W1型彈條相比均有很大提升，其中一階固有頻率提高了7%以上，二階固有頻率提高了3%以上。

(4)對(duì)現(xiàn)有W1型彈條進(jìn)行空心結(jié)構(gòu)改進(jìn)，同等預(yù)緊力下可以降低彈條的應(yīng)力水平，提升其固有模態(tài)頻率(1 000 Hz以內(nèi))；同樣空心內(nèi)徑下，外徑大的空心彈條性能(彈條應(yīng)力的降低及模態(tài)頻率的提升方面)優(yōu)于外徑小的空心彈條性能；彈條性能優(yōu)化與彈條材料、內(nèi)部掏空半徑變化因素的影響仍需進(jìn)一步研究。