地鐵扣件彈條失效分析及結構阻尼優化

高曉剛，馮青松，王安斌，李文豪

(1.華東交通大學 鐵路環境振動與噪聲教育部工程研究中心，江西 南昌 330013；2.上海工程技術大學 城市軌道交通學院， 上海 201620)

在鐵路運輸系統中，扣件系統對保持軌道結構幾何形位，保證軌道穩定性、安全性至關重要。近年來，隨著軌道交通運量不斷提升及行車間隔不斷縮小，扣件系統傷損問題日益嚴重，威脅行車安全。其中，扣件失效中常見的是彈條斷裂，鐵路彈條斷裂失效會引起鋼軌軌距擴大、支撐剛度不均勻，加劇輪軌相互作用力，加速線路幾何形位惡化，嚴重時發展成連續范圍內的軌道結構病害，危及車輛運行安全。

針對鐵路彈條斷裂及失效，國內外學者進行了大量研究。Ling等[1]認為，導致彈條疲勞失效除了彈條靜態預載荷外，還受到輪軌耦合下車輪循環動態激勵載荷的共同作用。在列車正常運行下，鐵路彈條承受鋼軌焊接部位、鋼軌波磨、車輪多邊形等非正常載荷，這些非正常載荷大小為輪軌載荷的60%。扣壓力、循環輪軌力及非正常輪軌激勵載荷作用，增加了彈條彈趾位移，加速了彈條疲勞失效。文獻[1]初步提出，輪軌磨耗的產生增加了軌道振動能量。Mohammadzadeh等[2]提出一種運行條件下彈條疲勞失效可靠性分析方法，應用有限元分析得到彈條位移-時間時域圖,通過雨流計數法及Palmgren-Miner linear 失效法則數值模擬彈條裂紋區，但是試驗和使用中的疲勞壽命并沒有進行結果比較驗證。Javad等[3]認為，雖然彈條研究大多表明疲勞是導致鐵路彈條失效的主要原因，但對影響彈條疲勞特性的參數關注甚少；研制了一種新型試驗裝置，在實驗室中模擬了鐵路彈條結構和加載條件；在不同軌道運行條件下，對鐵路彈條永久變形進行了測量，建立了彈條塑性變形、軌道軸載荷以及列車速度之間的關系。Anat等[4]為了解鐵路彈條在使用過程中疲勞失效情況，對e型鐵路彈條進行了疲勞試驗、有限元分析和失效分析。在正常輪軌載荷下，e型彈條疲勞壽命大于5×106次。在輪軌非正常沖擊載荷作用下，彈條彈趾受到高頻、中頻沖擊載荷時，彈條疲勞壽命分別下降到5 468、16 839次，且彈條疲勞裂紋發生在最大應力處。文獻[4]從試驗角度得到鋼軌附加沖擊力對彈條壽命的影響。項俊等[5]為研究高速鐵路無砟軌道扣件系統中彈條部件斷裂原因，以WJ-7型扣件為研究對象，分析扣件安裝、車輪多邊形磨耗及曲線線型等3種條件下扣件彈條力學特征，認為彈條預緊力到24 kN時扣件安裝到位，車輪多邊形磨耗階數的提高會增大彈條應力值，3階磨耗時應力增量36 MPa，較無磨耗增大5倍，線路曲線半徑4 000 m時彈條壽命2萬次，較線路半徑8 000 m減少98%以上。朱勝陽等[6]以我國高速鐵路采用的Vossloh扣件彈條為研究對象，研究彈條在安裝過程中受力及列車動荷載作用下的振動特性，認為彈條振動加速度與不考慮鋼軌波磨下的結果相比約增大10倍，波磨明顯加劇了扣件彈條振動，從而加速彈條疲勞損傷。文獻[7-8]認為，高速鐵路在長期運營中會出現鋼軌波浪形周期性磨耗和動車組車輪多邊形周期性磨耗，輪軌間動力作用增大，揭示了輪軌高頻激勵與扣件彈條固有頻率接近時導致彈條產生共振，從而造成彈條傷損的重要機理。

以上研究都是基于輪軌磨耗激勵作用下幅頻對彈條失效的影響，認為車輪多邊形和鋼軌波磨對彈條振動和附加失效有一定貢獻。Gao等[9]和王安斌等[10]以高速鐵路常用ω型扣件彈條為研究對象，揭示ω型高鐵彈條安裝下某階固有頻率與輪軌高頻激勵頻率范圍接近而導致扣件彈條產生共振的傷損機理。為驗證高鐵彈條高頻激勵作用的傷損機理，自主設計研發了高頻彈條疲勞試驗機，彈條在高頻激勵試驗時加載激勵頻率為590 Hz，加載振幅為0.04 mm，彈條在試驗2.05 h后發生斷裂失效。從試驗模擬上驗證了彈條在輪軌磨耗激勵作用下共振斷裂失效機理。余自若等[11]通過考慮X2型彈條與扣件系統其他部分之間的接觸作用，計算分析了水平力作用下的彈條疲勞壽命，對荷載頻率作用下彈條性能進行了討論。伍曾等[12]等研究了微動磨損對Ⅱ型扣件彈條斷裂的影響，理論和試驗分析表明，彈條尾部與軌距擋板間由于微動磨損產生裂紋，形成污染源，反復作用下，裂紋擴展，最終導致彈條斷裂。杜茂金[13]根據南京地鐵DTⅥ2型扣件彈條折斷情況，發現折斷主要集中在小半徑曲線地段；從曲線地段軌道振動強烈、彈條安裝不規范、設計缺陷、軌道不平順等方面找出彈條折斷的原因，并提出整治彈條折斷的措施，首次提出e型彈條不合理安裝導致傷損問題。尚紅霞等[14]為分析地鐵扣件Ⅲ型彈條的斷裂原因，研究了Ⅲ型彈條不同安裝狀態和彈程對其扣壓力和應力的影響。結果表明，隨著Ⅲ型彈條中肢插入鐵墊板插孔長度的增加，彈條后端與鐵墊板的接觸狀態由線接觸轉化為多點接觸，使得彈條后端圓弧與鐵墊板端部產生局部應力集中。隨著列車的反復通過，彈條在應力集中處容易萌生裂紋，裂紋擴展最終導致彈條發生疲勞斷裂；建議在線路運營維護中，應將彈條后端圓弧與鐵墊板端部的距離嚴格控制在8 ～10 mm，通過分析和研究首次提出e型彈條中趾合理的安裝尺寸范圍。Xiao等[15]通過靜態模態分析及動態振動頻響特性對地鐵e型彈條斷裂進行了系統研究并揭示其斷裂機理，結果表明，地鐵e型彈條安裝不合理導致過渡深度，軌道波磨引起扣件共振，其二階固有頻率引起的應力集中是導致彈條斷裂的主要原因。鐵路彈條材料研究方面，文獻[16-17]通過彈條材料60Si2MnA的斷口宏微觀觀察、金相組織檢查、硬度檢測、化學成分檢測，對彈條斷裂原因進行分析。結果表明，彈條斷裂性質為彎曲-扭轉疲勞斷裂，斷口明顯分成疲勞源區、擴展區和瞬斷區3個區域，疲勞源區位于彈條表面，認為彈條斷裂主要原因與彈條表面質量差有關。

綜上所述，現有文獻分別從軌道附加輪軌力、輪軌磨耗激勵作用、彈條安裝方式及彈條材料特性等方面分析鐵路彈條失效原因。其中，扣件彈條的安裝方式上，僅從彈條模態特征等方面分析。本文以現有地鐵使用減振扣件DI彈條為研究對象，從彈條材料失效特征了解彈條失效微觀影響，通過試驗得到DI彈條中趾不同安裝深度下的模態參數，與行車下彈條動態振動特性及鋼軌波磨激勵作用進行對比分析，揭示彈條由于不合理安裝模態頻率與輪軌激勵頻率吻合而導致失效的機理。基于DI彈條失效機理分析，以“遠離激勵頻帶、減小振動幅值及保證互換安裝”為改進目標，對彈條進行結構阻尼優化。結構優化結果不僅解決現場彈條施工非正常安裝導致的彈條模態共振傷損問題，同時通過彈條中空阻尼材料設置，使得彈條本體主振動幅值下降。在行車條件下，阻尼彈條對輪軌激勵作用既有防共振兼有振動衰減作用，可明顯延長扣件彈條服役壽命。

1 彈條安裝應力分析

雙層非線性扣件模型，包括DI彈條、軌下墊、上下鐵墊板、板下墊等。結合DI彈條疲勞試驗結果[9]，本文目標彈條斷裂位置主要發生于中肢與鐵墊板圓孔接觸位置，且在較短運行時間后即發生斷裂。

1.1 材料失效分析

φ18 mm DI無螺栓彈條，材料牌號為60Si2MnA，彈條表面涂有黑色油漆，在隧道線路上使用短時間后發生斷裂，見圖1(a)。通過對彈條進行成分及硬度檢測，排除彈條材料成分組成及硬度因素。

將斷裂彈條沿縱截面用線切割的方法剖開后拋光在顯微鏡下觀察，發現彈條表面有缺陷，裂紋源區凹凸不平，見圖1(b)。將彈條斷口試樣置于掃描電鏡下觀察，裂紋源區有磨損痕跡，彈條裂紋起源于表面，呈放射狀向前擴展，裂紋擴展前期較平坦，宏觀可觀察到貝紋線特征，微觀可觀察到疲勞輝紋特征，由此可斷定該區域為疲勞裂紋擴展區，整個區域的面積約占整個斷口的1/2，之后快速擴展為韌窩型韌性開裂特征，最后斷裂的剪切唇位置是韌性斷裂特征，見圖1(c)。

圖1 DI彈條斷口及材料分析

斷裂彈條裂紋源區表現為凹凸不平，為初始表面缺陷，造成彈條表面較大應力集中，在輪軌周期交變力作用下引發彈條疲勞裂紋產生。

1.2 接觸應力分析

Ⅲ型扣件單個彈條扣壓力為8.25 kN，對應彈程為10.5 mm。同時要求彈條后拱外側圓弧距離鐵墊板支座距離不大于27 mm，DI彈條直徑為18 mm，因此彈條前拱內側與鐵墊板支座之間的距離不小于9 mm。

隧道現場調研發現，線路中部分雙層非線性扣件的DI彈條中肢與上鐵墊板接觸安裝深度d不符合標準，見圖2。為評估和研究DI彈條安裝深度d對彈條受力、強度及斷裂失效的影響，建立彈條-鐵墊板有限元分析模型，見圖3。

圖2 DI彈條扣件安裝要求

圖3 DI彈條中肢不同安裝深度強度分析(單位：MPa)

圖3分別模擬了標準安裝深度(d= 0)以及安裝深度過量為2、4、6 mm的數值模型。從圖3可知，標準安裝情況下彈條受力最大位置處于小圓弧后端，應力值為1 242 MPa，此時彈條中肢安裝處應力為437 MPa；當彈條安裝過深量超過4 mm時，彈條受力最大位置已轉移至彈條中肢與鐵墊板圓弧接觸點，應力集中現象明顯，中肢應力值為2 116 MPa；當安裝過深為6 mm時，中肢接觸處應力最大，約4 326 MPa。因此，安裝深度超過2 mm后，鐵墊板安裝孔與彈條中肢接觸點應力迅速增加，超過彈條屈服強度及拉伸強度，剪切效應顯著增大。

按照彈條在實際安裝中的受力情況對其進行邊界設置及加載分析，具體設置見表1。實際安裝中，共設置兩處接觸對，彈條中肢與鐵墊板接觸對、彈條中拱和鐵墊板接觸對。其中，彈條與鐵墊板插入接觸處切向選擇滑動摩擦接觸，以“罰函數”來控制接觸算法，摩擦系數0.2，法向接觸采用“硬接觸”不穿入。其他兩處接觸設置為僅為評估彈條與鐵墊板耦合受力情況，鐵墊板底部施加固定約束，對肢端施加8.25 kN作用力，并進行強度分析。現場用DI彈條材料為60Si2Mn彈簧鋼，材料特性見表2。

表1 強度分析邊界條件設置

表2 扣件材料特性

綜上所述，材料分析表明，彈條中趾非正常安裝導致表面出現缺陷，發展為裂紋萌生源區最終出現疲勞斷裂；強度分析表明，隨彈條中肢安裝深度繼續加大將導致DI彈條與鐵墊板接觸點產生一定應力集中和表面缺陷，在列車運行周期性強迫振動激勵作用下，彈條中肢接觸應力集中位置將發生疲勞傷損。

2 彈條頻響分析

從彈條靜強度方面揭示其斷裂失效較為直觀，但未考慮彈條固有特性及動態服役下的環境影響。結合DI彈條安裝狀態，采用頻域響應對不同中趾安裝深度彈條模態頻響進行研究，進一步分析輪軌激勵作用與彈條安裝模態之間的關系。

2.1 組裝頻響特性

隧道線路現場，對組裝在軌道上DI彈條布置傳感器，利用力錘分別在相應位置進行組裝彈條試驗模態頻率識別。

為研究DI彈條不同安裝條件下彈條模態頻率變化特征，分別對彈條中肢與鐵墊板在不同配合深度0(標準)、2、4、6 mm極限位置處進行組裝試驗模態識別，結果見圖4。隨著DI彈條中肢安裝深度的增加，彈條模態頻率呈增加趨勢，直到彈條小圓拱和鐵墊板接觸時，彈條安裝模態頻率最大為603 Hz，見表3。同時彈條應力也迅速增加，具體見圖5。

圖4 彈條安裝深度不同時的模態頻率

圖5 彈條安裝不同深度時的接觸應力及頻率

表3 彈條安裝深度不同時的應力及頻率

2.2 在線彈條振動狀態

列車正常運行下，在某地鐵線路扣件彈條上布置振動加速度傳感器進行在線測試，彈條在線振動頻響見圖6。

從圖6可得到，測試得到彈條的在線主峰模態頻率為363 Hz，主幅值大約為50g，和上述正常安裝條件下彈條主峰模態頻率基本相同。

圖6 彈條在線振動頻響

2.3 鋼軌波磨激勵

為綜合考慮軌道結構病害對扣件彈條的影響，探究輪軌磨耗激勵頻率對扣件彈條的影響，進一步揭示彈條斷裂機理。根據歐洲鐵路聯盟制定的鋼軌波磨測量及評價標準，利用Rail measurement軟件移動波深幅值峰-峰平均值進行波長統計計算。圖7為鋼軌波磨1/3倍頻程波長和鋼軌粗糙度圖。從圖7可知，鋼軌波磨主要中心波長為31.5 mm，且異常突出，遠遠超出BS EN ISO3095—2005國際標準要求[18]，結合線路區間列車的行車速度63 km/h，得到研究區段鋼軌波磨激勵頻率范圍為462～668 Hz。

圖7 鋼軌波磨粗糙度1/3倍頻程

結合上述分析，DI彈條安裝下主峰模態頻率隨彈條中肢非正常安裝深度增加逐漸增大，彈條中肢非正常安裝過深在2～6 mm時主峰頻率在鋼軌波磨激勵頻率范圍內。綜上可知，在周期性行車條件及鋼軌波磨激勵作用下[12]，彈條中趾的非正常安裝將導致DI彈條發生共振而疲勞失效。

3 彈條阻尼結構優化

現有鐵路或地鐵扣件彈條大多由等截面圓形彈簧鋼制成，彈條設計一般為三點受力設計，即扣壓點、支承點和約束點。彈條材料多選擇低阻尼彈簧鋼，且彈條結構本身模態頻率范圍也在“車輛-軌道”激勵頻率范圍內，在“車輛-軌道”系統的高頻激勵條件下，彈條產生高幅值振動，特別在彈條高應力區域的共振幅值會遠高于車輪通過頻率的高頻交變應力，導致扣件彈條疲勞壽命明顯縮短。

3.1 阻尼彈條疲勞壽命分析

在滿足彈條扣壓力、疲勞強度及安裝互換等基本設計原則基礎上，為提高現用DI型彈條現場服役壽命，以“遠離激勵頻帶、減小振動幅值及保證互換安裝”為彈條研究目標，提出一種空心彈條結構。空心彈條中心線維持彈條原有三維模型中心線，參考文獻[19]能量觀點，即在軌道扣件彈條組裝后，滿足彈條扣壓力、彈程和疲勞強度等設計要求前提下，彈條在單位質量儲存最大的能量就是最好的。

( 1 )

式中：W為彈條組裝后，在相同應力水平下彈條單位質量所儲存的能量；P為彈條扣壓力；ΔT為彈條彈程；m為彈條質量；σmax為彈條組裝后的最大應力。

空心彈條強度及阻尼彈條結構分析見圖8。借助式( 1 )，通過分析優化，將彈條直徑由φ18 mm提高到φ20 mm，并沿原實心彈條中心線挖空心直徑為φ8 mm的阻尼孔，強度見圖8(a),由強度分析結果可得出空心彈條優化指標為0.17，大于DI實心彈條指標0.13，空心彈條單位質量儲存的能量更大，性能參數見表4。

圖8 空心彈條強度及阻尼彈條結構分析

表4 優化彈條性能指標參數表

為提高DI彈條振動衰減性能，對φ20 mm直徑的空心彈條進行非金屬阻尼材料灌漿填充，即在優化后彈條中間孔區域填充阻尼材料。其中，圖8(b)中藍色部分為空心金屬彈條，中心紅色部分為填充阻尼材料。填充的阻尼材料阻尼特性遠大于彈條母體阻尼，即提高彈條振動幅值，增加彈條振動衰減。空心彈條填充阻尼材料工藝為：選擇等同直徑空心圓棒，加熱并折彎成空心彈條，過程中需保證彈條各曲面基本為空心直徑；清理干凈彈條空心結構并噴灌粘黏劑，加熱阻尼材料到150 ℃時，加壓灌填入彈條內孔，等填入的阻尼材料自然晾干凝固即為優化的高阻尼彈條。

從彈條結構優化原則“滿足設計強度”角度，需進行阻尼彈條疲勞壽命分析及對比。建立阻尼彈條扣件組裝模型，設置彈條與鐵墊板座、插孔等約束，并對彈條壓肢施加8.25 kN作用力，借助有限元軟件得到空心彈條壽命見圖9。

圖9 空心彈條疲勞云圖

從圖9中可以得到，紅色部分為最易疲勞損壞區域。在正常安裝條件下，彈條中拱與前拱大圓弧彎折處(跟端A)、彈條中拱與后拱小圓弧的彎折處(跟端B)為危險區域，彈條中拱與后拱小圓弧的彎折處(跟端B)為最危險截面。在不同安裝條件下，彈條中拱與前拱大圓弧的彎折處(跟端A)最小疲勞壽命節點及其附近4個節點見圖10；彈條中拱與后拱小圓弧的彎折處(跟端B)最小疲勞壽命節點及其附近4個節點見圖11和表5。

圖10 彈條跟端A處節點號

圖11 彈條跟端B處節點號

表5 彈條疲勞壽命計算結果 萬次

從表5可以看出，空心彈條危險區域最小疲勞壽命節點及其附近4個節點的疲勞壽命結果，且空心彈條壽命明顯增加，其最小疲勞壽命為2.80×104，是DI實心彈條最小疲勞壽命的4.86倍。

3.2 阻尼彈條模態分析

從彈條結構優化“遠離激振頻率”的角度進行頻響模態分析。彈條設置及加載見圖12和表6。優化后的阻尼彈條模態頻率見表7。

圖12 阻尼彈條接觸剛度及加載約束設置

表6 阻尼彈條模態分析及加載約束設置

表7 阻尼彈條組裝模態表

圖13 阻尼彈條振型

從表7和圖13得到，在0～1 300 Hz范圍，DI阻尼彈條相對原彈條前兩階由388 Hz降至336 Hz，557 Hz降至503 Hz，第三階峰值頻率由825 Hz提高至886 Hz，阻尼彈條模態頻率先減小后增大，且第一階關注模態振型顯示為彈趾沿鋼軌垂向上下運動，彈條中肢及中部連接體沿垂向運動，符合輪軌作用下扣件變化特征。

綜上所述，優化后的阻尼彈條不僅疲勞壽命提高，而且在安裝及約束不變的條件下彈條主峰值頻率先減小后增大。結合上述分析結果，阻尼彈條結構設計不僅避開了鋼軌波磨的激勵頻率范圍，也可避免彈條不合理安裝而導致彈條安裝模態共振傷損現象。

3.3 優化彈條幅頻響應

優化后的阻尼彈條從“減小彈條振動幅值”的角度對比，原來實心彈條和填充阻尼材料后優化彈條的諧響應幅值分析，見圖14。

圖14 優化前后彈條幅值變化

從圖14可知，在0～1 200 Hz范圍，DI彈條在阻尼優化后相對原實心彈條先減小后增大，明顯避開了鋼軌波磨激勵頻率范圍。結構阻尼優化后，阻尼彈條響應幅值明顯下降，特別在關注頻率336 Hz時，相對于原實心彈條，幅值由214 dB下降到196 dB，阻尼彈條幅值下降了8.4%，彈條填充阻尼材料發揮了作用。在列車行駛下，阻尼彈條結構對輪軌激勵作用有振動衰減，一定程度上，優化后的阻尼彈條延長了扣件服役壽命。

4 結論

(1)DI彈條在自由及正常安裝下的主峰值模態頻響基本在365 Hz，與行車條件下動態頻響主頻范圍為363 Hz基本吻合。隨著彈條中肢非正常安裝深度的增加，彈條安裝模態頻率逐漸增大，且安裝極限下主峰模態頻率增大為603 Hz。盡管彈條所受在線動態激勵頻率與彈條正常安裝下固有模態頻率相差甚遠，但DI彈條中肢非正常過安裝2 mm以上的模態頻率將與鋼軌波磨激勵頻率范圍462～668 Hz范圍吻合，在周期性行車及鋼軌波磨持續激勵下，導致彈條發生共振而疲勞斷裂。

(2)DI彈條強度分析結果顯示，當彈條中肢安裝深度超過正常4 mm后，鐵墊板安裝孔與彈條中肢接觸點應力迅速增加，在超過彈條屈服強度，剪切效應顯著增大，導致彈條裂紋萌生，即安裝深度過大導致彈條與鐵墊板接觸點產生一定應力集中，在長期外界強迫振動激勵作用下彈條容易發生疲勞折斷。DI彈條材料分析得到，傷損斷裂彈條的化學成分、硬度、金相組織級別、脫碳層深度均符合相關標準和技術要求，但是彈條微觀分析發現，彈條表面裂紋源區凹凸不平，應為原始的表面缺陷。表面安裝缺陷造成彈條表面較大的應力集中，在外界受迫振動產生交變應力引發疲勞裂紋產生。因此，DI彈條斷裂是由于中肢過深造成表面應力集中，在列車行駛條件下，鋼軌波磨激勵作用導致彈條模態共振而失效。

(3)設計并優化的DI阻尼彈條，相對原實心彈條不僅疲勞壽命提高了4.86倍，且主峰值模態頻率先減小后增大，解決了現場DI彈條施工非正常過安裝導致彈條模態共振傷損的問題。彈條中空阻尼材料設置，使得彈條本體的主峰值振動幅值下降8.4%，在行車條件下，阻尼彈條對輪軌激勵作用有振動衰減作用，可進一步延長彈條服役壽命。