田葆栓， 魏鴻亮

(1. 中車青島四方車輛研究所有限公司 技術中心，山東 青島 266031；2. 中車齊齊哈爾車輛有限公司 大連研發(fā)中心，遼寧 大連 161002)

散粒貨物的靜、動側壓力一般是指敞車端墻和側墻承受的散體貨物(相對敞車處于靜態(tài)和動態(tài)2種狀態(tài))側壓力。俄羅斯、日本及北美鐵路曾對散粒貨物側壓力進行了相關研究[1-2]。我國大秦重載運輸線C80B型專用運煤敞車在運用曾出現過端墻裂紋現象，可見散粒貨物側壓力對端墻結構具有重要影響。我國現行的散粒貨物對敞車側壓力標準尚不完善，特別是和實際試驗狀況不相符合[3]。研究散粒貨物側壓力實際作用值和分布規(guī)律，對大軸重貨車設計、標準修訂和運用安全的可靠性，具有現實意義。

土壓力研究始于18世紀末，散粒體的側壓力也逐步開展。極限狀態(tài)的土壓力理論分為庫倫和朗肯理論。實際應用和試驗表明，土壓力理論沒有反映沖擊或振動加速度對擋墻側壓力的影響，用土壓力理論計算的靜側壓力遠小于實際動側壓力。許多國家在設計鐵路貨車端、側墻時側壓力均進行了各種補充和修訂，但基本都是在庫倫理論基礎上修正得出的經驗計算法，不一而足。為判別經驗計算法的實用性，最好的方法是通過大量試驗實測數據，結合理論分析解決實際問題。

早在1978年，原鐵道部四方車輛研究所(以下簡稱四方所)與標準計量研究所、原長沙鐵道學院等單位共同進行了敞車沖擊試驗研究。在驗證強度設計與鑒定規(guī)范[4]的同時，初步測試了煤對敞車端墻動側壓力。1980年，針對載重75 t敞車4種結構方案進行了5種工況車輛單端沖擊試驗，測量了不同沖擊速度下的車鉤沖擊力、車體沖擊加速度、緩沖器行程，同時，探討性測量了沖擊狀態(tài)下散粒貨物對敞車端墻和側墻動側壓力。以后雖有理論探討，但一直沒有進一步試驗研究,其設計試驗標準也沒有隨中國鐵路貨車的運用環(huán)境變化而修訂。2007年，C80B型載重80 t專用運煤敞車在大秦線出現端柱連接板與牽引梁連接焊縫及連接板母材裂紋。2008年，鐵道部組織科研立項“大秦線重載列車安全技術研究-散粒貨物對敞車端墻側壓力研究”，2008年～2013年間，四方所會同齊齊哈爾軌道裝備公司等單位，參照文獻[4-5]，結合我國1978年和1980年敞車沖擊試驗經驗，編制試驗大綱，明確試驗工況和試驗方法[6]。通過靜態(tài)和動態(tài)試驗，測試散粒貨物對敞車端墻的靜、動側壓力，研究作用力值、分布規(guī)律及作用機理，提出了端墻動側壓力的計算公式。該成果具有自主知識產權，能有效指導設計，改進優(yōu)化貨車端墻結構，提高大秦線運煤敞車的運用可靠性[7]。

1 試驗研究內容和方法

1.1 試驗工況

鑒于動態(tài)側壓力研究的復雜性，為研究其分布規(guī)律，分4個階段(共10期)進行試驗。對3種軸重、3種車型共設置9種沖擊試驗方案和1種運行試驗。進行了300余鉤次沖擊，取得了大量的試驗測試數據。敞車側壓力試驗工況見表1[8]。

表1 敞車側壓力試驗工況匯總表

(1) 靜態(tài)試驗。靜態(tài)裝載時測試敞車端墻靜側壓力和靜應力，見圖1。

(2) 動態(tài)沖擊試驗。動態(tài)沖擊試驗在齊齊哈爾軌道裝備公司沖擊試驗線和專用鐵路線上進行，采用1輛車沖擊另1輛車的單端沖擊。用牽引小車和升降裝置提升沖擊車到一定高度后溜放，對被試車進行沖擊。在被試車后數米，停放5輛阻擋車，阻擋車施行手制動并墊有鐵鞋。測試沖擊車的沖擊速度，被試車的車鉤沖擊力、緩沖器行程、中梁縱向加速度、端墻縱向和垂向加速度。沖擊速度用鋼軌貼片法測試；車鉤力用應變法標定測力車鉤測試；縱向加速度測點布置在被試車中梁中央下蓋板上和沖擊端端墻上重車體重心高度處(中部橫帶附近)。試驗現場狀況見圖2～圖4。

在第一、三、四階段的每1期試驗中，根據沖擊速度分2個過程：①沖擊速度3～10 km/h。根據文獻[1]和文獻[9]，從3 km/h開始，每次遞增1～2 km/h，每速度級進行3次沖擊，直到車鉤力達到2 800 kN或速度達到10 km/h為止，以先達到者為準。②沖擊速度10 km/h開始。每次遞增1～2 km/h，參照文獻[2]，盡可能使車鉤力達到5 562 kN或速度達到22.52 km/h為止。

第四階段試驗采用同一車型，根據裝煤重量調整軸重，進行沖擊試驗。第1期裝載沖擊車和被試車總重均為1 200 kN(此時軸重30 t)，對被試車進行沖擊試驗；完成后，進入第2期，將沖擊車和被試車分別卸載至總重1 080 kN(此時軸重27 t)，進行沖擊試驗；進入第3期，將沖擊車和被試車分別卸載至總重1 000 kN(此時軸重25 t)，進行沖擊試驗。

1.2 試驗內容

1.2.1 散粒貨物物理特性測試

根據文獻[1]的設計要求，水洗煤容重γ=11 kN/m3，自然坡角θ=25°。在各工況試驗中測試煤的物理特性，見表2。煤在自然狀態(tài)時的容重和沖擊振實狀態(tài)容重相差較大。在振動過程中，煤的容重由小變大，貨物裝載高度也誰知減少。振實效應將導致動側壓力測試數據的離散性。

表2 煤的物理特性

1.2.2 傳感器靜標定和靜態(tài)測試

在端墻上安裝DY型電阻應變壓軸式土壓力盒進行靜態(tài)測試,見圖5。DY型土壓力盒是專用于測試散粒貨物壓強的壓力傳感器。在試驗前對土壓力盒進行靜標定，并于出廠時的標定值比對。

測力端墻制作和靜力標定。測力梁設計用標準槽鋼。用與多根測力梁點焊組成測力端墻。每根測力梁中間開孔便于貼應變片,工作應變片沿著梁的長度方向貼在梁的中央斷面，溫度補償片垂直于工作片。測力梁標定時，采用兩支點載荷，利于保證純彎曲，可以采用兩塊鋼板或槽鋼。鋼板或槽鋼上放置枕木。標定時采用等彎矩原理。標定時測力梁是簡支的。將均布載荷q用2個集中載荷P1代替對梁的作用。載荷P1加在測點所在處的中央斷面左右各100 mm處，并按測點處與由q產生的等彎距確定P1。標定側壓力側壓力與應變的函數關系式為Q=q×L=f(ε)，L為支點間梁的長度。

1.2.3 動態(tài)測試

(1) 剛性墻測試

剛性足夠大的剛性墻測試主要是為了考察端墻剛度對動側壓力的影響。

(2) 用測力梁測試端墻側壓力

設計制作由測力梁組成的測力墻主要是為了與土壓力盒測試比較。假設散粒貨物對端墻的動側壓力沿水平方向均布，沿垂直方向的分布與高度有關。測力端墻由多根橫向緊密排列的測力梁(槽鋼+鋼板)組成。兩端用角鋼成簡支支承在角柱上。動側壓力Q與應變的關系為Q=f(ε)。

(3) 用土壓力盒測試端墻側壓力

采用土壓力盒測試端墻側壓力。在被試敞車裝煤前，在端墻上安裝土壓力盒，見圖5。

2 試驗數據整理

沖擊試驗(包括靜校正)數據處理工作量大。靜力校正項目見表3，根據試驗測試內容,整理因變量和自變量之間的函數關系見表4。

2.1 靜力校正

表3 靜力校正

2.2 試驗數據整理

根據每種試驗工況、不同沖擊速度下大量數據的分析與歸納認為：由于影響沖擊試驗測試數據的綜合因素較復雜，因變量和自變量之間不可能具有明顯的函數關系，只能是一種相關關系，最好通過數理統(tǒng)計學的方法進行數據分析、對比與判斷。試驗測試數據多數具有線性相關關系，采用Execl對數據按統(tǒng)計回歸處理，得出擬合方程式。按照我國鐵道車輛沖擊試驗數據處理方法，以沖擊速度為自變量，總結了車鉤力、加速度及緩沖器行程與沖擊速度的關系。

表4 試驗測試內容

本次沖擊試驗研究是建立在彈性體偏心碰撞的認識上。導致動側壓力產生的直接因素是水平和垂向加速度，鑒于沖擊過程中水平沖擊和回轉加速度是同時產生的，兩者都與車鉤力有關，分析時采用車鉤沖擊力作為自變量。用回歸分析法統(tǒng)計在每個車鉤力下，動側壓力與車鉤沖擊力、端墻側壓力與端墻高度、端墻縱向加速度與車鉤力的關系。

測試濾波截止頻率：沖擊速度、車鉤力、應力、位移100 Hz；加速度40 Hz。

3 試驗結果與分析

散粒貨物作用于端墻的側壓力分為3部分，即靜載、動載和剩余側壓力(動載側壓力造成的靜載側壓力增值)。

3.1 靜載側壓力

土壓力盒測試結果見圖6(a)。敞車端墻中部的側壓力曲線更接近庫倫土壓力，角柱部位受邊界影響較大。端墻近角柱部位側壓強大于中部，呈頂部為零至底部最大的三角形分布。合成作用于端墻總靜載側壓力為49.8 kN。

測力梁測試結果見圖6(b)。靜載側壓力呈三角形分布，端墻總靜載側壓力值為45.9 kN。受地板邊界的影響，最底部的側壓強結果與庫倫公式相差較大。測力梁測試結果與庫倫土壓力公式基本相同。

3.2 動載側壓力

3.2.1 C80B型敞車第1期端墻動載側壓力

第1期測試結果見表5，本期采用土壓力盒測試方法。

表5 C80B型敞車第1期測試結果

C80B型敞車沖擊試驗相關測試參數相關關系見圖7～圖9。

由表5可以看出見，在8 km/h沖擊速度范圍內, 車鉤沖擊力與沖擊速度呈現明顯的線性關系,當速度大于8 km/h時，中梁加速度和端墻縱向加速度快速增大； 10 km/h時，車鉤力為2 804 kN，緩沖器已壓死，端墻縱向加速度為3.6g，總動載側壓力為626 kN。

對數據進行統(tǒng)計回歸處理，得到擬合值如下：當車鉤力2 500 kN時，端墻總動載側壓力為552 kN；當車鉤力2 800 kN時，總動載側壓力為628 kN；當車鉤力5 560 kN時，動側壓力為1 323 kN。

由圖9可見，隨著沖擊速度的提高，端墻總動載側壓力不斷增大，端墻近角柱部位動側壓強略大于端墻中部，其分布規(guī)律還受到近貨物表面和近地板區(qū)域的影響，但這種影響隨著速度的增加而減小。沖擊速度大于8 km/h時，總動載側壓力快速增大，接近矩形分布，而端墻中部比角柱部更接近于矩形。端墻動載側壓力在車輛寬度方向上，角柱部位比端墻中部略大，但可忽略，認為是一致的。

隨著沖擊速度的增大和沖擊次數的增多，煤在沖擊端出現堆積現象，從前至后形成較大傾斜面，見圖10。每次沖擊過后，觀察試驗測試波形，發(fā)現有動載壓力的剩余壓力。這說明沖擊作用使貨物不斷前擁，造成散裝貨物局部(被沖擊端)不斷增加和振實的現象。當增加到一定值后，不再繼續(xù)增加。

C80B型敞車承受40余次沖擊，最大沖擊速度13.7 km/h(車鉤力4 885 kN)，沖擊試驗結束后，端墻橫帶有殘余外脹變形。橫帶最大殘余外脹變形發(fā)生在中部，其值為5 mm。

3.2.2C80B型敞車第2期端墻動載側壓力(剛性墻+土壓力盒測試)

采用剛性墻+土壓力盒測試方法， C80B型敞車沖擊試驗側壓力測試參數關系見圖11、圖12。

統(tǒng)計回歸處理，得到如下擬合值：當車鉤力為2 500 kN時，端墻總動載側壓力為517 kN；當車鉤力為2 800 kN時，總動載側壓力為586 kN；當車鉤力為5 560 kN時，總動載側壓力1 221 kN。由圖12可見，與第1期規(guī)律基本相同。

3.2.3 C80B型敞車第3期端墻動載側壓力

采用測力梁測試方法，C80B型敞車第3期測試結果,見表6。

表6 C80B 型敞車車鉤沖擊力、加速度、緩沖器行程、側壓力第3期測試結果

C80B型敞車側壓力測試參數關系見圖13、圖14。

沖擊速度8.0 km/h時，車鉤力為1 663 kN,緩沖器行程為63.9 mm，中梁加速度為1.5g，端墻縱向加速度為1.8g。對測試數據進行統(tǒng)計回歸處理，得到如下擬合值：當車鉤力為2 500 kN時，總動側壓力為428 kN；當車鉤力為2 800 kN時，總動側壓力為488 kN；當車鉤力5 560 kN時，總動側壓力為1 037 kN。由圖14可見，與第1期規(guī)律基本相同。

3.2.4 C70型敞車第1期端墻動載側壓力

采用土壓力盒測試方法，C70型敞車沖擊試驗側壓力測試參數關系見圖15、圖16。

對測試數據進行統(tǒng)計回歸得到如下擬合值：當車鉤力2 500 kN時，端墻總動側壓力為490 kN；當車鉤力2 800 kN時，總動側壓力為555 kN；當車鉤力5 560 kN時，總動側壓力為1 154 kN。

由圖16可見，隨著沖擊速度的提高，端墻總動載側壓力不斷增大，其分布規(guī)律受到近貨物表面和近地板區(qū)域的明顯影響。沖擊速度大于8 km/h時，端墻總動載側壓力快速增大，接近矩形分布。端墻動載側壓力在車輛寬度方向上，角柱部位和端墻中部端墻側壓力基本相同。

3.2.5 C70型敞車第2期端墻動載側壓力

采用(剛性墻+土壓力盒)測試方法，C70型敞車沖擊試驗側壓力測試參數關系見圖17、圖18。

對測試數據進行統(tǒng)計回歸處理，得到如下擬合值：當車鉤力2 500 kN時，端墻總動載側壓力為476 kN；當車鉤力2 800 kN時，總動載側壓力為536 kN；當車鉤力5 560 kN時，總動載側壓力為1 091 kN。

3.2.6 C70型敞車第3期端墻動載側壓力

采用測力梁測試方法，C70型敞車沖擊試驗側壓力測試參數關系見圖19、圖20。

沖擊速度大于8 km/h時，中梁加速度和端墻縱向加速度很快增長。沖擊速度10.2 km/h時，車鉤力為1 697 kN, 緩沖器已經壓死，端墻的總動載側壓力為275 kN。最大沖擊速度14.8 km/h時，車鉤力為4 358 kN,總動載側壓力為709 kN。對測試數據進行統(tǒng)計回歸處理，得到如下擬合值：當車鉤力2 500 kN時，端墻總動載側壓力為404 kN；當車鉤力2 800 kN時，端墻總動載側壓力為457 kN；當車鉤力5 560 kN時，端墻總動載側壓力為943 kN。

由圖16、圖18和圖20可見,第1、2、3期規(guī)律基本相同。

3.3 線路運行工況測試端墻載荷譜

2009年7月，四方所和北京交通大學在大秦線運用重載列車上進行了C70型敞車端墻壓力測試，測點布置見圖5。在端墻部位貼17個壓力傳感器，各個測點的信號均采用超小型無人值守KYOWA數字式動態(tài)信號采集系統(tǒng)進行全程連續(xù)采集，得到各個測點的壓力-時間歷程。為保證測試數據的完備性，采樣頻率為500 Hz。將端墻上各壓力測點的載荷-時間進行雨流法計數處理，按照矩形分布，編制了端墻壓力譜，譜長625 km，見表7。

表7 端墻(重車)載荷譜

3.4 試驗結果分析

該項目試驗研究共采用測力梁和土壓力盒2種試驗方法，測力梁、土壓力盒、“剛性墻+土壓力盒”3種試驗方案。試驗表明，測力梁是比較好的測試方法，已排除敞車端墻結構的影響，但測力梁設計參數應合理。土壓力盒測試由于壓力傳感器選型、標定、埋設，還有車輛結構、散粒貨物的特性等因素的影響，可能導致數據離散性較大，尤其在沖擊速度10 km/h以上時，測試值已超過土壓力量程，可能已造成土壓力盒損壞。 “剛性墻+土壓力盒” 方案應重點考慮排除端墻彈性的影響。

根據試驗數據整理和分析，按照散粒貨物對敞車端墻壓力變化，分為3個作用階段：

(1) 裝貨階段，或稱為靜壓力或準靜壓力階段。沖擊速度3～5 km/h，即主動土壓力階段。側壓力圖呈三角形分布。

(2) 小沖擊振實壓力階段。沖擊速度小于8 km/h，對于C70型敞車，車鉤沖擊力小于1 200 kN, 對于C80B型敞車，車鉤沖擊力小于1 600 kN；端墻縱向加速度小于2g。此時相當于車輛運行振實階段，側壓力隨端墻高度的變化曲線不規(guī)則。

(3) 動載被動土壓力階段。沖擊速度大于8 km/h。當沖擊速度8～9 km/h時，C70型敞車，車鉤沖擊力為1 300～1 400 kN，端墻縱向加速度約為2g～3g。對于C80B型敞車，車鉤沖擊力約為2 000 kN，端墻縱向加速度約為3g。

沖擊速度大于10 km/h時，端墻縱向加速度快速上升，側壓力快速增大，車內散粒貨物發(fā)生竄動，側壓力作用發(fā)生突變，變化曲線更趨于矩形分布，此時為我國鐵路規(guī)定的貨車調車工況受力最大階段。被沖擊車沖擊端的散粒貨物被推動而凸起，形成動載被動土壓力過程。表8給出了鐵道標準和相關技術文件規(guī)定的端墻總側壓力擬合值。

表8 鐵道標準和相關技術文件規(guī)定載荷工況下端墻總側壓力的試驗擬合值 kN

注：x為車鉤沖擊力，kN；y為端墻總動載側壓力, kN。

3.5 基于綜合影響系數的端墻動載側壓力公式

從土壓力學角度，分析散粒貨物對端墻形成的動載被動土壓力，其作用過程為僅有一半的被動土壓力塊作用于端墻上,見圖21，散粒貨物塊ACD(被動土壓力塊的1/2)參與了對端墻的動載被動土壓力作用過程。但是由于車輛結構的原因，散粒貨物塊ABC亦同時被動地參與了作用過程。因此，實際參與端墻動載被動土壓力過程的是矩形ABCD散粒貨物塊，亦形成一個矩形動載被動土壓力圖形。

端墻動載被動土壓力借鑒引用土壓力計算的水平地震力式[10]

E=Cz·Kn·W

( 1 )

式中：Cz為綜合影響系數；Kn為縱向水平動荷系數，Kn=a/g，其中，a為端墻縱向水平振動加速度，g為重力加速度；W為參與動載被動土壓力作用的散粒貨物塊的質量。

Cz由試驗測試數據來確定。根據上述公式結合試驗結果，計算動載側壓力綜合影響系數見表9。

表9 動載側壓力綜合影響系數

注：l=h×arctan(45°-φ/2);散粒貨物內摩擦角φ=25°。

由表9可見，對于被試車型，綜合影響系數Cz在0.35～0.73之間。沖擊速度8 km/h時， C80B型敞車綜合影響系數Cz在0.4～0.5之間； C70型敞車綜合影響系數Cz約為0.5。

根據試驗得到的綜合影響系數，實測端墻縱向加速度，可得出沖擊時實際所受到的端墻總側壓力。

對于測力梁方式，由于測力梁本身的慣性力與動載側壓力反向，抵消了部分動載側壓力值。C80B型敞車，由測力梁組成的測力端墻總質量為1 071 kg，沖擊速度10 km/h時，端墻縱向加速度為5.4g，測力端墻的水平慣性力為 58.0 kN。C70型敞車，由測力梁組成的測力端墻總質量為917 kg，沖擊速度10.2 km/h時，端墻縱向加速度為3.8g，測力端墻的水平慣性力35.2 kN。實際動載側壓力應疊加測力梁本身的慣性力值，隨著沖擊速度的增大，由于測力梁本身慣性力影響，測力梁傳感器精度也會降低。

4.結論

敞車裝載散裝貨物，在承受沖擊載荷時，端墻動載側壓力與沖擊速度、車鉤沖擊力、緩沖器等外部因素有關；與散粒貨物本身的物理特性、裝載量、端墻高度等因素有關；與端墻的邊界條件有關。

(1) 靜載時敞車端墻散粒貨物靜載側壓力與庫倫土壓力分布規(guī)律相同。端墻試驗靜載側壓力沿高度方向的分布規(guī)律為頂部為零、底部最大的三角形分布，總靜載側壓力值為45.9 kN。

(2) 運煤敞車在沖擊速度較小時(沖擊速度小于8 km/h)，端墻動載側壓力在車輛高度方向上呈現為近似矩形分布，當沖擊速度較大時(沖擊速度大于8 km/h)，呈近似矩形分布，但端墻中部比角柱部位更接近矩形；側壓力在車輛寬度方向上，角柱部位比端墻中部略大，可視為相同。沖擊速度越大，動載側壓力分布愈接近矩形，用矩形來代替實際壓力分布產生的誤差越小。

測力梁方法測試端墻側壓力結果較準確，其試驗結果表明： C80B型運煤敞車，當車鉤力2 500 kN時，端墻總動載側壓力為428 kN；當車鉤力2 800 kN時，端墻總動載側壓力為488 kN，動載側壓力比靜載側壓力大9～12倍。C70型運煤敞車，當車鉤力2 500 kN時，端墻總動載側壓力試驗擬合值為404 kN。隨著沖擊速度和車鉤沖擊力的增大，動載側壓力近似矩形分布。

(3) 散裝貨物隨著車輛不斷地承受沖擊，改變了在車內的堆積狀態(tài)，被沖擊端貨物因振實作用而容重增大，靜載壓力值有所增加。

(4) 在進一步開展的C80B型運煤專用敞車和C70型通用敞車端墻側壓力測試中，采用了3種試驗測試方案，相比而言，以測力梁測試方案為主，參考剛性墻和土壓力盒測試數據。對于敞車側墻側壓力，也進行了測試,不宜采用測力梁方法，因篇幅所限，另有研究報告給出。

(5) 結合土壓力學理論與車輛工程背景，進一步開展散裝貨物對貨車側壁動態(tài)壓力的研究和散粒貨物之間、散粒貨物與貨車側壁及地板之間摩擦系數的研究。

理論和試驗證明,貨車側壁結構(端墻和側墻)的強度設計,應考慮疊加散粒貨物側壓力引起的彎曲應力和車鉤沖擊慣性力引起的應力。鑒于沖擊慣性力較大,必須研究車鉤沖擊時慣性力合力對端墻的作用，還應考慮端墻本身質量所造成的慣性力。應重視端墻的沖擊慣性力值，并修訂相關設計計算規(guī)范，以保證車輛運用安全。

鑒于散粒貨物對敞車端墻動態(tài)側壓力研究具有較大的現實意義且難度較大，建議在今后的敞車沖擊試驗中測試端墻側壓力相關參數，如端墻縱向和垂向加速度等，研究側壓力測試方法。進一步積累數據，總結規(guī)律，建立基于綜合影響系數的端墻動載側壓力公式，為試驗標準的修訂與完善提供依據。

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