地鐵彈條Ⅱ型分開式扣件力學特性研究

齊少軒，劉學毅

(西南交通大學高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，成都 610031)

隨著我國軌道交通的快速發展，具有優良性能的國產地鐵扣件也應運而生。典型的扣件類型有:DTⅢ2型扣件、DTⅥ型扣件、WJ-3彈條Ⅱ型分開式扣件等［1-3］。WJ-3彈條Ⅱ型分開式扣件為無擋肩、分開式扣件。通過T形螺栓把鐵墊板和鋼軌扣連在一起且采用Ⅱ型彈條，并用錨固螺栓將混凝土基礎與鐵墊板聯接牢固［4-7］。為抵抗列車荷載的振動沖擊作用，扣件設置兩層橡膠墊板構成雙層減振結構。扣件主要由蓋形螺栓、T形螺母、平墊圈、Ⅱ型彈條、絕緣套管、鐵墊板、橡膠墊板、軌距塊、調高墊板、錨固螺栓和重型彈簧墊圈等組成［8］。彈條Ⅱ型分開式扣件的彈條為φ13 mm國鐵Ⅱ型彈條，采用優質彈簧鋼60SiCrVA材料，抗拉強度為1 760 MPa，相比于Ⅰ型彈條，抗拉強度和屈服強度分別提高了36.6%和42.3%。基于Ⅰ型彈條的結構基礎，對Ⅱ型彈條進行優化設計，最終確定彈條的直徑與Ⅰ型扣件相同，仍為13 mm。相較Ⅰ型彈條扣件，彈條Ⅱ型分開式扣件具有彈性強、扣壓力大、強度安全儲備大、殘余變形小等優點，適用于地下線一般減振要求地段。該扣件目前已在深圳、天津地鐵設計中采用［8-11］。

由于螺栓的預緊作用，彈條本身存在著一定的應力，在列車荷載作用下，彈條應力分布不均，可能導致局部應力集中造成彈條斷裂。在安裝T形螺栓時，以彈條中部前端下顎與絕緣塊剛好接觸為準，兩者的間隙不大于0.5 mm，即預壓縮量不大于6 mm。確認軌距和軌向合適后，以90～115 N·m的扭矩擰緊錨固螺栓［8-9］。本文參考深圳地鐵一期，簡化建立彈條Ⅱ型分開式扣件計算模型，采用有限元法，分別計算分析在列車垂向振動、列車橫向力和壓緊位移作用下，Ⅱ型彈條的應力分布規律與最大應力，同時分析彈條彈性模量對扣壓力的影響。

1 扣件傷損病害機理分析

我國地鐵扣件系統傷損病害主要體現為彈條斷裂、鐵墊板下緩沖墊破裂、扣件系統銹蝕、橡膠墊層竄出或失效、軌距擋塊破壞、扣件系統壓潰以及基礎沉降導致的調整量超限等。對于前兩種病害如圖1所示。在深圳地鐵運營過程中陸續發現有彈條扣件斷裂的現象產生。橋上彈條折斷在梁端較多，但梁跨中也有，隧道以及橋隧過渡段線路的直線、曲線地段彈條折斷均有發生。在彈條折斷處，彈條上方的鋼軌均伴有光帶異常，初步認為彈條斷裂主要由于列車荷載作用并附加鋼軌波磨導致。在深圳地鐵一期上鋪設的WJ－3彈條Ⅱ型分開式扣件的橡膠墊板破損較為普遍，橡膠墊板沿鐵墊板板角開裂。圖1(b)為鐵墊板下緩沖橡膠墊破裂示意。由于絕緣橡膠墊材質的抗老化性能較差且剛度較大，隨著膠墊老化，容許應力降低，在列車荷載作用下超過其容許應力而被壓裂;由于緊固鐵墊板的錨固螺栓扣壓力過大，在鐵墊板的板角區域對膠墊形成45°的切向應力，膠墊受力過大開裂。

圖1 扣件傷損示意

由于扣件發生彈條折斷病害較為普遍且扣件系統彈條斷裂機理尚不明確，因此，采用靜力分析研究和探索扣件系統彈條折斷機理。

2 模型及計算參數

2.1 簡化建立彈條Ⅱ型分開式扣件空間模型

從扣件減振與彈性的角度出發，無論扣件系統采用何種結構形式，都主要由扣壓件與彈性墊層構成。為探尋和描述扣件系統的性能，針對彈條Ⅱ型分開式扣件應分開考慮扣壓件和彈性墊層的影響。扣壓件必須保持必要的扣壓力，扣壓力由Ⅱ型彈條和T形螺栓提供。T形螺栓對Ⅱ型彈條施加預緊力作用，Ⅱ型彈條作用于軌距塊直接提供扣壓力作用。彈性墊層為扣件提供減振和彈性。因此簡化T形螺栓為垂向預緊力，彈性墊層為剛度合理的彈簧，Ⅱ型彈條為具有各項同性、塑性、大變形和大應變性質的實體，具體簡化和模擬內容如下。

在簡化建立彈條Ⅱ型分開式扣件空間模型時，將除ω形彈條外的其他部件例如:前肢彎下的軌距塊和后肢彎下的鐵墊板，近似處理為剛體模型，用以約束彈條的前肢彎和后肢彎。中肢前端下顎下部的軌距塊和彈性橡膠墊則考慮為非線性彈簧作用，ω形彈條則考慮為實體模型。

2.2 有限元模型及計算參數

運用有限元法通過ANSYS計算軟件進行模擬計算，如圖2所示。模型主要包括ω形彈條、軌距塊、鐵墊板、軌下橡膠墊板及鐵墊板下橡膠墊板，對ω形彈條采用實體建模，通過solid45單元模擬并賦予計算參數彈性模量為2.06×105MPa，泊松比0.3。軌距塊和鐵墊板用于約束彈條的前肢彎和后肢彎下顎，軌下橡膠墊板及鐵墊板下橡膠墊板用COMBIN39單元模擬，扣壓力(單個)為10 kN，彈程10 mm，調高量軌下10 mm，鐵墊板下15 mm，總計可調25 mm。軌距調整量是靠不同尺寸的絕緣軌距塊實現，調整量為－8 mm，+4 mm，承受最大橫向力(疲勞)50 kN，預緊力取為115 kN［12-14］。

圖2 ANSYS有限元計算

3 各種荷載作用下的彈條應力分布計算

3.1 垂向振動下的彈條應力分布

由于列車荷載的作用，鋼軌及扣件系統均會產生振動，為計算振動對彈條產生的附加力，將扣件系統的垂向振動作為外荷載施加于扣件靜力學模型上，振動分別取為向上位移 0.64、0.87 mm 和 1.01 mm［12-13］。經計算應力云圖如圖3所示，彈條附加力如表1所示。

圖3 垂向振動作用下的彈條應力云圖

表1 彈條附加最大應力 MPa

在彈條中肢前端施加向上振動時，彈條應力主要集中在前肢彎處和后肢彎處，隨著垂向振動增大，彈條前肢彎附加拉應力和彈條后肢彎附加壓應力增大。但是，在垂向振動荷載作用下，最大彈條附加應力值為356 MPa。單純從附加應力方面考慮，列車荷載并不會引起彈條的破壞。

3.2 列車橫向力下的彈條應力分布

分析扣件系統在列車橫向力作用下的影響時，分別考慮加載垂向振動1.01 mm和未加載垂向振動，橫向荷載分別取40、50、60 kN，施加于前肢彎和中肢前端。在列車橫向力作用下，彈條應力分布如圖4所示。

圖4 橫向力作用彈條應力云圖

在列車橫向力、垂向振動1.01 mm以及安裝過程中的預緊力作用下，彈條本身處于受力狀態且受力較大。在橫向力作用下，彈條前肢產生向上位移，右彈條后肢受壓應力作用，前肢受拉應力作用。隨著列車橫向力增大，前肢向上位移和右彈條后肢壓應力和前肢拉應力繼續增大。加載時彈條最大壓應力為727.8 MPa，拉應力為169.6 MPa。單純從應力方面考慮，列車橫向力并不會引起彈條的破壞。列車橫向力作用下，彈條所受最大應力如表2所示。

表2 橫向力作用下彈條最大應力 MPa

3.3 不同壓緊位移下的彈條應力分布

在螺栓預緊力產生的預壓縮量和列車荷載作用下彈條會產生較大的壓緊位移，過大的壓緊位移可能導致彈條局部應力集中且超過其強度極限而折斷。當預壓縮量超過5 mm時，列車荷載作用下的彈條壓緊位移6 mm≤h≤10.5 mm。為研究壓緊位移對彈條應力影響，取壓緊位移值分別為10.5、10、9.0 mm的條件下，彈條應力分布如圖5所示，彈條最大應力值如表3所示［15-16］。

在最大壓緊位移10.5 mm下，在彈條后肢彎位置有最大拉應力1 886.9 MPa，已超過60SiCrVA材料的屈服極限1 760 MPa并接近強度極限，如果附加鋼軌波磨影響，彈條后肢彎位置可能發生折斷損傷，結果與WJ-3彈條Ⅱ型分開式扣件在深圳地鐵一期使用過程中塑性應變疲勞斷裂的情況相符。隨著壓緊位移的增大，彈條最大應力增幅明顯，分析列車垂向振動、列車橫向力和壓緊位移作用下的彈條應力分布和最大應力值可知，壓緊位移對彈條中的應力分布和最大應力的影響更為顯著。因此，在地鐵運營時應控制彈條的壓緊位移，在保證對鋼軌扣壓力的前提下，減小預壓縮量，使壓緊位移不超過9 mm。從而降低列車運行時彈條內部的整體應力水平和局部位置上的最大應力，提高彈條使用壽命和列車的運行安全系數.

圖5 壓緊位移值10.5 mm時的彈條應力分布云圖

表3 不同壓緊位移時彈條最大拉應力

4 彈性模量對扣壓力的影響

在彈條中肢前端施加10 mm的位移荷載，分析彈條在8種不同彈性模量下的扣壓力變化規律。由表4可知，在中肢前端位移量達到彈程10 mm時，隨著彈性模量的增大，彈條中肢前端下顎扣壓力增幅明顯。雖然在彈條局部區域材料產生塑性變形，但是扣壓力與彈性模量的關系仍可近似為線性。圖6為在彈條中肢前端施加5 mm的位移荷載時，彈條彈性模量與扣壓力關系。

表4 不同壓緊位移時彈條最大應力

圖6 中肢前端位移5 mm時Ⅱ型彈條的彈性模量與扣壓力關系

5 結論

針對深圳地鐵一期采用的WJ－3型扣件內的ω形彈條的應力分布特性進行研究，基于ω形彈條結構和有限元方法，分析不同荷載工況對彈條應力分布的影響，得出3種荷載對彈條的應力影響規律，提出彈條的壓緊位移限值，可為地鐵扣件的傷損養護維修指標制定提供一定的參考。結論如下。

(1)相較列車橫向力和垂向振動對彈條整體應力的影響，使彈條應力分布不均，產生應力集中現象的列車橫向力對彈條的危害性更大。

(2)由于螺栓的預緊作用，彈條本身存在著一定的應力，在垂向振動和列車橫向力作用下，彈條內部應力集中區應力偏大，如果附加鋼軌波磨影響，彈條可能會發生疲勞斷裂。

(3)在同一中肢前端位移，實際工作時，彈條的彈性模量越大，彈條抵抗變形能力越高，金屬彈條扣壓力也就越大。同時，扣壓力與彈性模量的關系可近似為線性。

(4)綜合考慮在3種荷載下彈條應力的分析結果，壓緊位移對彈條中的應力分布和最大應力的影響顯著。在保證對鋼軌扣壓力要求的前提下，盡可能減小壓緊位移，防止彈條疲勞折斷。建議在安裝扣件或使用時，預壓縮量不超過5 mm，壓緊位移應小于9 mm。

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