扣件墊板材質對鋼軌空間動力響應影響的實測分析

連逢逾 王顯 韋凱

1.四川成德軌道交通有限公司， 成都 610041；2.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

隨著城市軌道交通的快速發展，其運營里程逐年增長，各種減振構造和措施在工程中大量應用。彈性墊板作為地鐵軌道系統中最常見的減振構造之一，其設計效果關系著軌道交通的實際運營效果。彈性墊板設計或匹配不合理將引起諸如輪軌關系惡化、環境振動噪聲超限、軌道幾何形位改變、鋼軌波浪形磨耗等問題，甚至影響車輛運營安全。

扣件系統剛度的合理設計（其核心為彈性墊板的剛度設計）有助于減緩或者消除線路存在的鋼軌波磨，這在國內外多條線路上已有采用［1］。關于扣件系統動剛度對輪軌振動噪聲的影響已有一些研究［2-4］。

在實際設計中，受供貨廠家不同、墊板高聚物成分多樣等因素的影響，往往同一型號的扣件系統出現多個類型的彈性墊板與之匹配。不同類型的彈性墊板均根據其材料采用針對性的結構設計，以滿足TB/ T 3395.1—2015《高速鐵路扣件 第1 部分：通用技術條件》［5］的靜剛度與低頻動剛度設計要求。然而，受墊板材質、安裝狀態等因素的影響，不同彈性墊板在非規范要求的指標上存在較大差異。韋凱等［6-8］通過小型溫度箱與萬能試驗機測試了彈性墊板在不同溫度下的動力特征，得出彈性墊板具有溫變、幅變、頻變的動力特征，且上述特征直接影響輪軌系統的動力響應特征。張東陽等［9］對WJ-7 型常阻力扣件與小阻力扣件進行橫向阻力測試，發現小阻力扣件的橫向阻力遠小于常阻力扣件，但二者在設計文件中的垂向靜剛度保持一致。上述因素均未在扣件系統的動力學設計過程中體現。

實際工程表明，上述特征還將影響軌道高頻病害的形成與發展。圖1展示了成都一地鐵曲線地段在采用相同扣件系統不同彈性墊板后的鋼軌波磨特征，其中墊板A 運營區域為打磨后第44 天，墊板B 運營區域為打磨后第50 天，運營速度均為95 km/h。可以看出，采用墊板A 的運營區域出現了明顯的鋼軌波磨，而采用墊板B的運營區域則形成了穩定的接觸光帶。兩種彈性墊板均滿足設計文件與相關規范的要求，僅在材質、結構等方面存在一定的差異。

圖1 相同線路運營條件不同彈性墊板下鋼軌表面狀態

為說明兩種墊板在動力學特征的差異，進而解釋其形成機理，同時探究現有扣件動力學設計指標的不足之處，本文以該線路所采用的同種扣件系統的兩種彈性墊板為研究對象，在測試其3 ～ 5 Hz 動剛度（我國規范要求的墊板動力參數）的基礎上，進一步開展該地鐵運營線在兩種墊板安裝情況下的軌道振動位移、軌道振動加速度、軌旁噪聲等特征測試，分析在兩種墊板服役狀態下軌道振動特征的異同，以期為后續彈性墊板設計提供指導。

1 測試對象

1.1 彈性墊板特征

測試扣件系統為DZⅢ型彈性分開式扣件系統，其設計文件中規定了兩種可以使用的彈性墊板，見圖2。兩種墊板采用了不同材質與結構進行設計。墊板A通過采用高度不同的交錯式承臺單元結構來減小墊板的接觸面積，由承臺之間的剪切提供垂向剛度，以滿足扣件設計的剛度要求。墊板B采用較為常用的溝槽設計，通過墊板基材的壓縮變形來提供垂向剛度，在實際受載過程中可結合材料的非線性特征來進行剛度與位移控制［10］。

圖2 彈性墊板特征

1.2 兩種彈性墊板的動剛度測試

在該型扣件的設計文件中，其動力學參數為設計規范要求的4 Hz 動剛度。因此，根據TB/ T 3395.1—2015的相關試驗要求，測試兩種彈性墊板在4 Hz頻率下的動剛度特征。測試裝置見圖3。

圖3 彈性墊板的動剛度測試

根據測試結果，墊板A、墊板B在4 Hz垂向剛度分別為38、42 kN/mm，相差僅9.5%，且均滿足其原始設計文件中的相關要求。因此，兩種彈性墊板均滿足上線運營的要求。

2 測試試驗及數據處理

為了進一步評價墊板A 與墊板B 的動力學特征，以一地鐵曲線地段為試驗段，展開扣件系統動態力學性能測試，對兩種墊板的實際使用效果進行分析與評估。

試驗段軌道為板長25 m 的曲線地段鋼彈簧浮置板軌道，曲線半徑為600 m，軌道超高為120 mm，軌道超高設置于浮置板下，扣件間距加密至595 mm。試驗段軌道設計運營速度為95 km/h。

測試時，首先測試該線路在原有墊板A 下的動力響應特征（墊板A 工況），然后將該線路的扣件系統彈性墊板更換為墊板B，待測試點前后200 m 均更換完畢后，測試該測點在墊板B下的軌道動力響應特征（墊板B 工況）。由于兩次測試時間間隔較短（3 d），可認為線路的不平順狀態未發生改變。

2.1 測試設備與測試內容

試驗主要采用的儀器有智能采集儀、激光傳感器、振動加速度傳感器、噪聲傳感器等，見圖4。

圖4 力學性能測試設備

數據采集儀特別適用于振動噪聲、車載試驗等動態數據采集與分析；振動加速度傳感器為壓電式，頻率為0.1 ～ 20 000 Hz。激光傳感器的量程為10 mm；噪聲傳感器采用高精度IPEE式聲壓傳感器，其測試頻率為20 ～ 20 000 Hz，測試聲壓級為20 ～ 146 dB。

列車通過曲線時，內軌上的波磨等病害問題往往更為嚴重［11］。因此選取內軌為測試對象能更直觀地反映出兩種墊板對軌道動力性能的不同影響。測試內容包括動態位移（鋼軌垂向位移，軌頭、軌底橫向位移，鋼軌翻轉角，浮置板橫向位移）、振動加速度（鋼軌垂向及橫向加速度）和噪聲（軌旁噪聲）。

2.2 橫向位移數據處理方法

在實際測量過程中，由于傳感器安裝位置的影響，僅能得到鋼軌垂向位移、橫向位移與扭轉耦合的結果。因此，結合文獻［12］中的鋼軌運動解耦計算方法，首先通過式（1）計算鋼軌扭轉角，再根據傳感器位置將測試得到的垂向、橫向位移，按式（2）—式（3）剔除鋼軌扭轉引起的部分，從而得到解耦后的鋼軌變形特征。

式中：θ、y、z分別為鋼軌的扭轉角、橫向位移與垂向位移；y1、y2分別為鋼軌軌頭、軌底的橫向位移；h為軌頭、軌底測量點的高差；yc、zc分別為傳感器測量得到的鋼軌橫向、垂向位移；yθ、zθ分別為鋼軌扭轉角引起測量點的橫向、垂向位移。

3 運營狀態下的鋼軌空間動力響應

3.1 鋼軌位移響應特征

墊板A 工況和墊板B 工況下鋼軌垂向位移、鋼軌橫向位移、扭轉位移見圖5。可知：

圖5 兩種墊板工況下的鋼軌位移響應

1）兩種工況下的鋼軌垂向位移差別不大，墊板A對應的鋼軌最大垂向位移為0.71 mm，墊板B 對應的鋼軌最大垂向位移為0.63 mm，相差0.08 mm。

2）兩種工況下，鋼軌在橫向上的位移特征具有較為明顯的差異。①對于鋼軌橫向位移，墊板A 在前輪對通過時引起了較大的橫向位移，而后輪對通過時位移較小，其最大值分別為-0.73、0.37 mm；而墊板B 工況的規律恰恰相反，其最大值分別為-0.40、0.74 mm。②墊板A 與墊板B 的鋼軌扭轉方向趨勢相同，但在轉向架前后輪對通過時的幅值差異較為明顯。當前輪對通過鋼軌測點時，墊板A 與墊板B 對應的鋼軌扭轉角最大值分別為0.038、0.016 rad，相差58.90%；后輪對通過鋼軌測點時，墊板A 與墊板B 對應的鋼軌扭轉角分別為-0.014、-0.007 rad，相差50.00%。

輪軌橫向振動特征主要受扣件系統橫向剛度特性的影響［13］，由于兩種工況僅存在墊板的不同，鋼軌測點、行車方向和墊板垂向剛度均一致或相差很小，可以認為鋼軌橫向位移與扭轉角的變化規律主要受兩墊板橫向動力學特征的影響，從而使鋼軌橫向位移在墊板A與墊板B工況分別呈現出橫向位移先大后小與先小后大的變化規律，且使鋼軌扭轉角產生大于50%的降幅。

兩種墊板工況下浮置板的橫向振動位移見圖6。其中正方向為曲線段內側方向。可知：相比于墊板A，墊板B工況下浮置板位移出現了向曲線外側移動的趨勢；墊板A 工況下浮置板橫向位移為0.30 mm，而墊板B 工況下浮置板橫向位移為0.52 mm，增幅達96.3%。可見，在更換墊板B后，浮置板的振動位移更多地偏向曲線外側。結合實際線路為欠超高狀態可知，更換墊板后浮置板的振動與欠超高情況下的鋼軌振動方向具有更好的一致性，浮置板更多地參與到軌道結構的橫向振動中。

圖6 兩種墊板工況下浮置板橫向振動位移

3.2 軌道加速度響應特征

實測不同材質墊板配置下垂向振動加速度時頻曲線見圖7。

圖7 兩種墊板工況下鋼軌垂向振動加速度時頻曲線

由圖7 可知：①兩種墊板工況下鋼軌垂向振動加速度在時域上無明顯區別。②頻域上，墊板A 工況下鋼軌垂向加速度在各個頻帶上引起了更為劇烈的振動，特別是在640、770、1 000 Hz 處分別產生了8、12、14 m/s2的振動峰值。相對而言，墊板B 除在1 000 Hz的Pinned-Pinned共振頻率處［1］存在與墊板A幅值相近的共振峰以外，其余頻段內的振動特性均明顯降低，具有更好的振動抑制作用。

兩種墊板工況下鋼軌橫向振動加速度的時頻曲線見圖8。可知：①時域上，鋪設墊板A 的鋼軌橫向振動加速度最大值為200.01 m/s2，對應墊板B 工況僅為80.15 m/s2，降幅達到59.93%。②頻域上，墊板A 工況下鋼軌振動較為劇烈，在420、900、1 400 Hz 共振峰處分別產生了0.56、0.98、1.34 m/s2的橫向加速度。相對而言，采用墊板B 后鋼軌橫向振動加速度在全頻帶均出現了明顯的降低，在墊板A 工況的三個典型共振頻率處的振動響應也明顯減弱。

圖8 兩種墊板工況下鋼軌橫向加速度時頻曲線

結合浮置板橫向位移結果，在軌道不平順狀態相同的情況下，采用墊板B對應的鋼軌振動加速度降低、浮置板振動位移增大，可認為原有鋼軌振動能量更多地由鋼軌本身傳遞至浮置板中，降低了鋼軌的振動強度。

3.3 軌旁噪聲測試結果

為測試兩種墊板對隧道內軌旁噪聲的影響，采用噪聲傳感器測量兩種工況下軌旁噪聲幅值。結果表明，墊板A、墊板B 工況下噪聲最大等效聲壓級分別為97.9、93.2 dB，換用墊板B 后最大等效聲壓級下降了4.7 dB。

為進一步探究兩種墊板在不同頻段對噪聲大小的影響，對實測噪聲時域數據進行傅里葉變換，得到噪聲頻譜曲線，見圖9。可知：墊板B 在70 Hz 以下低頻區域與400 Hz 以上高頻區域噪聲強度均小于墊板A，在70 ～ 400 Hz 頻段內二者噪聲程度差異不大。結合鋼軌振動加速度分析結果，認為墊板B 可以使鋼軌的振動響應水平下降，進而降低了輪軌系統產生的噪聲［14-15］。

圖9 兩種墊板工況下噪聲頻譜曲線

綜上可知，在更換試驗線彈性墊板前后，鋼軌的垂向振動位移并未出現明顯差別，這與兩種彈性墊板的4 Hz 垂向動剛度的結果相符合。鋼軌垂向加速度的頻譜存在明顯差異，其軌旁噪聲也出現了相類似的結果。結合相關調研結果［8］，該現象產生的原因可能與兩種彈性墊板的高頻動剛度與阻尼設計有關，而在現有規范中對此并無描述。在橫向上，鋼軌的橫向位移和扭轉變形出現了較為明顯的差異，考慮一個轉向架通過測試位置時，鋼軌橫向位移在墊板更換前后的變形規律發生了變化，由先大后小改變為先小后大，鋼軌扭轉變形幅值出現了明顯的差別，最大差異達58.90%，橫向振動加速度的測試結果也存在59.93%的降低幅度，可知兩種彈性墊板對外表現出了不同的橫向傳力性質，并進一步影響到了浮置板的橫向變形特征。現有文獻表明，軌道的橫向振動特征顯著影響鋼軌波磨的形成與發展過程［12，16］，因此鋼軌表面的磨耗狀態差異（參見圖1）可認為是由于更換墊板引起的軌道橫向位移特征與振動加速度特征差異造成。目前由4 Hz 垂向動剛度無法描述鋼軌在橫向上的變形行為，相關設計指標亟待進一步完善。

4 結論

為了分析不同類型彈性墊板對鋼軌空間振動特征的影響規律，說明現有扣件系統動力參數設計指標尚有待完善之處，本文以DZⅢ型扣件系統所采用的兩種彈性墊板為研究對象，在測試其4 Hz 垂向動剛度（規范要求的設計指標）的基礎上，分析兩種彈性墊板在同一運營條件下的鋼軌空間動力響應差別。主要結論如下：

1）現有扣件系統彈性墊板所采用的低頻動剛度設計參數，無法描述鋼軌在實際運營過程中的高頻振動加速度特征與橫向振動特征，導致實際運營過程中由于彈性墊板的結構類型、材質等的差異而影響鋼軌的空間動力響應特征，甚至誘發相關的軌道病害。

2）在文中設置的工況下，兩種彈性墊板引起的鋼軌垂向振動位移變化幅度為0.08 mm，與二者4 Hz 動剛度測試結果相差較小的情況相符合，但其垂向振動加速度頻譜結果除Pinned-Pinned 共振峰以外的其余振動峰值均存在明顯差別。

3）在橫向上，兩種彈性墊板所引起的鋼軌橫向位移與振動加速度存在較大的差異，考慮一個轉向架通過鋼軌測點時，鋼軌橫向位移測試結果由先大后小改變為先小后大，鋼軌扭轉角減小58.90%，橫向振動加速度下降59.93%，而目前并無彈性墊板動力學設計指標與之對應。