楊程亮

(中鐵第五勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，北京 102600)

1 概述

鋼軌扣件是軌道結(jié)構(gòu)的主要組成部分，是聯(lián)結(jié)鋼軌與軌下基礎(chǔ)的重要部件。扣件具有保持和調(diào)整軌距、軌向，提供縱向阻力，提供彈性，增大軌道框架剛度，提供軌道絕緣，調(diào)整軌道高低位置等功能[1]。在列車高速運(yùn)行的軌道上，彈條經(jīng)常會(huì)出現(xiàn)斷裂失效現(xiàn)象，從而導(dǎo)致輪軌的作用力加劇，加速車輛和軌道各部件的破壞，嚴(yán)重影響行車安全。

針對(duì)扣件系統(tǒng)中的彈條斷裂，國內(nèi)外眾多學(xué)者進(jìn)行了研究。郭和平等[2]通過斷口宏微觀觀察、金相組織檢查、硬度檢查、化學(xué)成分檢測(cè)對(duì)彈條斷裂進(jìn)行了原因分析，分析表明彈條疲勞斷裂的原因是由于表面質(zhì)量差和表面脫碳層造成的。胡曉輝等[3-4]采用硬度測(cè)定、化學(xué)分析、斷口掃描和金相檢驗(yàn)方法，得出導(dǎo)致彈條發(fā)生脆斷的原因是由于彈條熱處理不當(dāng)。鄧玉萍[5]通過對(duì)Ⅱ型扣件彈條進(jìn)行分析研究得出，在熱處理參數(shù)選擇合適，成型方法合理的條件下，造成Ⅱ型彈條崩裂的根本原因是原材料表面存在折疊和裂紋，并提出采用渦流探傷技術(shù)可有效保證原材料的使用質(zhì)量，避免Ⅱ型彈條崩裂的發(fā)生。薛濤等[6]通過對(duì)現(xiàn)場收集的失效斷裂樣品進(jìn)行斷口分析和材料因素分析，研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)：彈條扣件熱成型及熱處理工藝、薄弱區(qū)內(nèi)的夾雜物是造成彈條扣件斷裂的主要原因。王振等[7-8]通過分析Ⅲ型扣件彈條和SKL15扣件彈條，研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)：彈條表面組織的脫碳層、應(yīng)力集中、表面缺陷、材料疏松、彈條與其他各零部件之間的摩擦磨損是彈條失效的原因。肖宏等[9]通過分析研究彈條的模態(tài)振型和諧響應(yīng)特性之間關(guān)系(自由狀態(tài)和服役狀態(tài)下)，研究結(jié)果表明：在某地鐵線路鋼軌波磨地段，服役狀態(tài)下的彈條在受到外界一定頻率的激擾，會(huì)引發(fā)彈條共振，繼而導(dǎo)致彈條折斷。肖俊恒等[10]分析了鋼軌波磨和車輪多邊形磨耗引起的輪軌高頻激勵(lì)，揭示了輪軌激勵(lì)與彈條固有頻率接近時(shí)引起彈條共振從而導(dǎo)致斷裂的機(jī)理。谷永磊[11]通過對(duì)扣件進(jìn)行現(xiàn)場測(cè)試發(fā)現(xiàn)，列車以300 km/h的速度通過125 mm～160 mm波長的波磨線路時(shí)，扣件彈條的垂向固有頻率(500 Hz～650 Hz)與扣件作用力峰值頻率(550 Hz～600 Hz)吻合，在此條件下易導(dǎo)致扣件彈條發(fā)生共振，從而引發(fā)扣件彈條疲勞損傷。胡婷婷等[12]通過建立科隆蛋扣件模型計(jì)算發(fā)現(xiàn)，為避免扣件彈條斷裂，建議后拱內(nèi)側(cè)與鐵座支座距離d不宜小于2 mm。

綜上可以看出，許多學(xué)者從材料與加工工藝、模態(tài)分析方面揭示了彈條斷裂機(jī)理[13]，但鮮有學(xué)者研究兩者之間的關(guān)系。因此本文從彈條制造公差與固有振動(dòng)特性之間的關(guān)系出發(fā)，為研究輪軌之間相互作用及解決彈條斷裂問題提供依據(jù)，為既有彈條的優(yōu)化設(shè)計(jì)及新型彈條的設(shè)計(jì)開發(fā)提供理論支撐。

2 有限元分析模型

為了得到精確的計(jì)算結(jié)果，根據(jù)圖紙建立了鐵墊板、絕緣軌距塊和Ⅲ型彈條的簡化實(shí)體模型，通過網(wǎng)格劃分、約束條件及邊界條件設(shè)置建立有限元分析模型，見圖1。各零部件的材料屬性參數(shù)見表1。

表1 DT-Ⅲ型扣件各零部件的材料屬性參數(shù)

3 制造公差

任何零件在加工過程中，由于工藝系統(tǒng)(機(jī)床、刀具、工裝夾具)存在幾何誤差，以及加工中受力、受熱產(chǎn)生變形、振動(dòng)和磨損等的影響，使被加工零件的幾何形狀不可避免地產(chǎn)生誤差。這些誤差主要包括：尺寸偏差、形狀誤差、位置誤差和表面粗糙度等。

彈條在設(shè)計(jì)過程中考慮到設(shè)備加工精度和制造經(jīng)濟(jì)性等原因會(huì)存在一定的制造誤差，會(huì)在彈條多個(gè)方向上設(shè)置公差，使得彈條尺寸在一定范圍內(nèi)滿足使用要求。由于彈條自振頻率隨制造公差的大小在某一范圍內(nèi)波動(dòng)，根據(jù)扣件設(shè)計(jì)圖紙，分析了Ⅲ型彈條前拱大圓弧拱高H1、后拱小圓弧拱高H2、中肢與趾端寬度D、直徑φ和長度L五項(xiàng)尺寸公差對(duì)Ⅲ型彈條在自由狀態(tài)和組裝狀態(tài)下模態(tài)頻率的影響。

彈條的主要結(jié)構(gòu)尺寸如圖2所示。

4 制造公差與彈條自由模態(tài)特征的關(guān)系

根據(jù)地鐵線路實(shí)測(cè)值，波磨通過頻率在20 Hz～1 500 Hz，參考鋼軌、道床和隧道壁主要參振頻段，以及鋼軌波磨對(duì)彈條斷裂的影響所涉及的波磨通過頻率，故彈條的固有模態(tài)頻率只考慮2 000 Hz以內(nèi)。經(jīng)過理論分析，自由狀態(tài)下Ⅲ型彈條在各公差下的各階振型相同，其在各階頻率下的振型描述見表2。

表2 Ⅲ型彈條自由模態(tài)理論分析

通過建模分析，Ⅲ型彈條在自由狀態(tài)下，前拱大圓弧拱高H1與頻率變化成負(fù)相關(guān)，各階頻率平均變化率在2.83%左右；后拱小圓弧拱高H2與頻率變化成負(fù)相關(guān)，各階頻率平均變化率在0.80%左右；彈條直徑φ與頻率變化成正相關(guān)，各階頻率平均變化率在2.49%左右；彈條長度L與頻率變化成負(fù)相關(guān)，各階頻率平均變化率在6.71%左右；彈條寬度D與頻率變化成正相關(guān)，各階頻率平均變化率在1.98%左右。

Ⅲ型彈條在自由狀態(tài)下(見圖3)，制造公差對(duì)彈條一階、二階頻率的影響大小為：長度L>寬度D>直徑φ>前拱大圓弧拱高H1>后拱小圓弧拱高H2；制造公差對(duì)彈條三階、四階頻率的影響大小為：長度L>前拱大圓弧拱高H1>直徑φ>寬度D>后拱小圓弧拱高H2。從圖3中可以看出，長度L對(duì)彈條各階頻率的影響最大，后拱小圓弧拱高H2對(duì)彈條各階頻率的影響最小。

5 制造公差與彈條組裝模態(tài)特征的關(guān)系

經(jīng)過理論分析，組裝狀態(tài)下Ⅲ型彈條在各公差下的各階振型相同，各制造公差與各階頻率變化的關(guān)系如圖4所示。

Ⅲ型彈條在組裝狀態(tài)下(見圖5)，制造公差對(duì)彈條一階頻率的影響大小為：后拱小圓弧拱高H2>長度L>直徑φ>前拱大圓弧拱高H1>寬度D；制造公差對(duì)彈條二階頻率的影響大小為：寬度D>前拱大圓弧拱高H1>后拱小圓弧拱高H2>直徑φ>長度L。從圖5中可以看出，后拱小圓弧拱高H2對(duì)彈條一階頻率的影響最大，寬度D對(duì)彈條一階頻率的影響最?。粚挾菵對(duì)彈條二階頻率的影響最大，長度L對(duì)彈條一階頻率的影響最小。

6 結(jié)語

1)在制造公差范圍內(nèi)，自由狀態(tài)下的Ⅲ型彈條在0 Hz～2 000 Hz范圍內(nèi)具有四階模態(tài)；在組裝狀態(tài)下的Ⅲ型彈條在0 Hz～2 000 Hz范圍內(nèi)具有兩階模態(tài)。

2)在制造公差范圍內(nèi)，無論是自由狀態(tài)還是組裝狀態(tài)下，Ⅲ型彈條在公差下的同階模態(tài)振型相同，且Ⅲ型彈條同階次的模態(tài)頻率與前拱大圓弧拱高H1、后拱小圓弧拱高H2、長度L成負(fù)相關(guān)，與中肢與趾端寬度D、直徑φ成正相關(guān)。

3)在制造公差范圍內(nèi)，Ⅲ型彈條在組裝狀態(tài)下的一階頻率變化范圍為710 Hz～790 Hz。