劉小軍　趙春發(fā)　張　徐

(西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室　四川成都　610031)

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鋼軌焊縫不平順對(duì)扣件彈條動(dòng)應(yīng)力的影響分析

劉小軍趙春發(fā)張徐

(西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室四川成都610031)

摘要：建立彈條Ⅱ型扣件有限元模型，開展了不同波深、不同波長焊縫不平順條件下彈條動(dòng)應(yīng)力分析。研究結(jié)果表明：扣件安裝到位后其力學(xué)性能指標(biāo)符合鋪設(shè)安裝規(guī)范要求，彈條后彎肢內(nèi)側(cè)表層出現(xiàn)輕微局部塑性屈服，建立的扣件有限元模型能較準(zhǔn)確模擬彈條應(yīng)力狀態(tài)；有焊縫不平順時(shí)彈條動(dòng)應(yīng)力幅值較平順線路顯著增大，會(huì)加快彈條疲勞傷損；彈條動(dòng)應(yīng)力幅值和輪對(duì)通過瞬間突變應(yīng)力幅值均隨焊縫不平順波深增大而線性增大，隨不平順波長減小先緩慢增加，波長小于0.2 m以后急劇增大。

關(guān)鍵詞：彈條扣件動(dòng)應(yīng)力軌道不平順非線性接觸有限元法

扣件是軌道結(jié)構(gòu)重要組成部分，其作用是固定鋼軌位置，阻止鋼軌縱、橫向移動(dòng)，防止鋼軌傾覆，為軌道提供必要的彈性。扣件荷載條件惡劣，服役過程中會(huì)出現(xiàn)松動(dòng)、脫落、疲勞斷裂等失效現(xiàn)象，從而加快軌道結(jié)構(gòu)部件傷損[1]。近年來我國重載列車軸重加大，行車速度提高，加劇了輪軌動(dòng)力作用，導(dǎo)致軌道結(jié)構(gòu)部件傷損率增大，對(duì)鐵路貨運(yùn)安全性和經(jīng)濟(jì)性造成不利影響。其中，焊接區(qū)鋼軌及扣件彈條疲勞傷損問題尤為突出，有必要對(duì)焊縫不平順激擾下彈條動(dòng)應(yīng)力及疲勞傷損進(jìn)行分析，為軌道結(jié)構(gòu)加固和運(yùn)營維護(hù)提供參考。

國內(nèi)外學(xué)者開展了扣件性能測試分析、彈條安裝受力與變形分析以及彈條動(dòng)應(yīng)力與疲勞可靠性研究等[1-6]，但對(duì)焊縫區(qū)彈條進(jìn)行動(dòng)應(yīng)力分析的研究工作尚未見報(bào)道。本文針對(duì)我國重載鐵路大量使用的彈條Ⅱ型扣件，建立考慮部件非線性面面接觸和彈條材料塑性屈服的扣件有限元模型，通過扣件安裝受力分析和車輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)分析得到扣件預(yù)壓荷載和服役動(dòng)荷載，比較分析不同波長、不同波深鋼軌焊縫不平順激擾下彈條的動(dòng)應(yīng)力響應(yīng)，獲得鋼軌焊縫不平順對(duì)彈條動(dòng)應(yīng)力的影響規(guī)律。

1扣件有限元模型

圖1為彈條Ⅱ型扣件裝配圖，其安裝過程是通過擰緊螺栓壓縮彈條，使彈條發(fā)生變形而產(chǎn)生扣壓力，將彈條前肢扣壓在軌距擋板和鋼軌上方。服役過程中鋼軌與軌枕相對(duì)位置可能發(fā)生變化，扣壓力也隨之變化，因此，彈條必需提供足夠的初始扣壓力，用以確保鋼軌與軌枕可靠聯(lián)接。

扣件安裝與服役期間，彈條表面允許有局部塑性變形，各部件之間存在微小滑動(dòng)，這些都會(huì)影響扣件力學(xué)性能和彈條應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，簡化的扣件模型難以準(zhǔn)確地模擬彈條受力與變形。本文按照《彈條II型扣件》(TB/T 3065.1-2002)規(guī)范[7]，建立了包括彈條、平墊圈、軌距擋板和擋板座等部件的扣件有限元模型，如圖2所示。

建模時(shí)不考慮螺旋道釘和螺母，建立平墊圈模型，約束其橫向和縱向運(yùn)動(dòng)，通過對(duì)平墊圈施加豎向位移模擬螺栓對(duì)彈條的初始預(yù)壓。模型中彈條與平墊圈、軌距擋板之間以及軌距擋板與擋板座之間建立面面非線性接觸關(guān)系，采用庫侖摩擦模型模擬兩個(gè)彈性體接觸界面之間的摩擦與相對(duì)滑動(dòng)。為了提高模型計(jì)算效率，未建立鋼軌實(shí)體模型，不考慮鋼軌與軌距擋板接觸問題，將軌下膠墊簡化為與軌距擋板直接連接的彈簧，以便獲取扣件扣壓力。

圖1　彈條Ⅱ型扣件裝配圖

圖2　彈條II型扣件有限元模型

表1列出了彈條II型扣件模型主要材料參數(shù)。彈條采用60Si2CrVA優(yōu)質(zhì)彈簧鋼，其抗拉強(qiáng)度為1 863 MPa，屈服強(qiáng)度為1 667 MPa。扣件安裝過程中彈條后彎肢受到拉壓、彎曲、扭轉(zhuǎn)和剪切等復(fù)合作用，且允許發(fā)生局部屈服現(xiàn)象，因此，彈條采用了雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化本構(gòu)模型和Mises材料屈服準(zhǔn)則。

表1　彈條扣件有限元模型參數(shù)

2安裝受力分析

按相關(guān)規(guī)范，彈條II型扣件安裝到位是以彈條中部前端下頦與軌距擋板接觸為準(zhǔn)，或者使螺母扭力矩保持在100～140 N·m，安裝到位后初始扣壓力不大于10 kN，彈條中部前端行程不小于10 mm。對(duì)扣件進(jìn)行有限元分析時(shí)，一般以彈條中部前端與軌距擋板接觸作為安裝到位的判斷依據(jù)。采用圖2扣件有限元模型，對(duì)平墊圈施加逐步增大的預(yù)壓力來模擬彈條預(yù)壓過程，獲取扣件安裝到位后的初始扣壓力和彈條預(yù)壓縮量，并為下節(jié)彈條動(dòng)應(yīng)力分析提供初始預(yù)壓荷載。

圖3是安裝過程中扣壓力、彈條中部前端位移、平墊圈位移隨螺栓預(yù)壓力變化曲線。可見，當(dāng)螺栓預(yù)壓力達(dá)到25 kN時(shí)，扣壓力、彈條中部前端位移和平墊圈位移均出現(xiàn)拐點(diǎn)，說明彈條中部前端下頦與軌距擋板已發(fā)生接觸，此時(shí)彈條安裝到位，扣壓力達(dá)到10.2 kN，彈條位移為10.7 mm，基本滿足其鋪設(shè)安裝要求。當(dāng)螺栓預(yù)壓力進(jìn)一步增大時(shí)，彈條和平墊圈位移基本不變，這是因?yàn)榘惭b到位后扣件系統(tǒng)已作為一個(gè)整體“剛性結(jié)構(gòu)層”提供扣壓力，彈條也失去了本應(yīng)該提供一定彈性的功能。

圖3　扣壓力和彈條位移隨螺栓預(yù)壓力的變化

圖4是安裝到位時(shí)扣件的等效應(yīng)力云圖?？梢园l(fā)現(xiàn)最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在彈條后彎肢內(nèi)側(cè)，與工程實(shí)際中彈條疲勞斷裂多發(fā)生在此處相吻合。后彎肢內(nèi)側(cè)局部出現(xiàn)等效應(yīng)力超過材料屈服極限的現(xiàn)象，即發(fā)生了局部塑性變形。

圖4　扣件安裝到位時(shí)等效應(yīng)力云圖

將彈條在最大等效應(yīng)力處沿徑向剖開，得到彈條橫剖面應(yīng)力云圖。圖5顯示橫剖面上彈條等效應(yīng)力沿徑向逐漸增大，且內(nèi)側(cè)表面應(yīng)力大于外側(cè)。進(jìn)一步讀取橫剖面內(nèi)A-A直徑線路上的彈條等效應(yīng)力值，得到等效應(yīng)力沿徑向分布曲線。圖6表明彈條最大等效應(yīng)力小于材料抗拉強(qiáng)度，表面局部塑性屈服的最大深度約為0.4 mm，該現(xiàn)象在工程實(shí)際中是可能且允許發(fā)生的[8]。

圖5　彈條最大等效應(yīng)力處橫剖面應(yīng)力云圖

圖6　A-A直徑線上彈條等效應(yīng)力分布

3彈條扣件動(dòng)荷載模擬

采用車輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)理論及其仿真計(jì)算方法[9]，以我國30 t軸重貨車和CHN75鋼軌為對(duì)象，建立貨車-軌道垂向動(dòng)力學(xué)模型，計(jì)算得到焊縫不平順激擾下車輛與軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)。然后，將獲得的鋼軌與軌枕相對(duì)位移作為扣件有限元模型的外部輸入荷載，計(jì)算分析彈條動(dòng)應(yīng)力響應(yīng)。

計(jì)算扣件動(dòng)荷載時(shí)，車輛行車速度設(shè)定為80 km/h，焊縫不平順采用1 m波長余弦波疊加短波的疊合型不平順模型(圖7)。根據(jù)朔黃鐵路實(shí)測焊縫不平順統(tǒng)計(jì)結(jié)果，短波波長范圍為0.1～0.4 m，波深范圍0.3～0.9 mm，波長1 m余弦波波深為0.3 mm。

圖8是車輛以80 km/h速度通過焊縫不平順(短波波長0.2 m，波深0.5 mm)和理想平順線路時(shí)鋼軌與軌枕相對(duì)振動(dòng)位移曲線。需要說明的是，前后轉(zhuǎn)向架通過時(shí)的位移曲線基本相同，故圖中僅給出了前轉(zhuǎn)向架通過時(shí)的響應(yīng)曲線。由圖8可見，平順線路上鋼軌與軌枕相對(duì)位移曲線平滑，位移最大值約0.37 mm；輪對(duì)通過焊縫不平順線路時(shí)，軌道受到明顯的沖擊作用，相對(duì)位移幅值增大到0.49 mm，較平順線路上增大約32%。

圖7　疊合型鋼軌焊縫不平順模型

圖8　鋼軌與軌枕相對(duì)振動(dòng)位移曲線

4彈條動(dòng)應(yīng)力分析

圖9給出了焊縫不平順短波波長為0.2 m、波深為0.5 mm時(shí)彈條的動(dòng)應(yīng)力響應(yīng)，并與平順線路上彈條動(dòng)應(yīng)力響應(yīng)進(jìn)行了對(duì)比。圖9顯示車輛通過時(shí)彈條等效應(yīng)力小于扣件安裝到位時(shí)的應(yīng)力值，這是因?yàn)檐囕v荷載作用下膠墊受到壓縮，鋼軌相對(duì)軌枕向下移動(dòng)，彈條等效應(yīng)力峰值也隨之降低。焊縫不平順線路上彈條動(dòng)應(yīng)力幅值達(dá)110.4 MPa，較平順線路上增加約30%；輪對(duì)通過焊縫瞬間彈條突變應(yīng)力全幅值達(dá)到45.1 MPa，約為動(dòng)應(yīng)力幅值的41%。圖9還表明輪對(duì)通過焊縫不平順時(shí)彈條應(yīng)力震蕩劇烈，含有顯著高頻振動(dòng)，這將加速彈條疲勞損傷。

圖9　車輛動(dòng)荷載通過時(shí)彈條等效應(yīng)力

將焊縫不平順短波波長設(shè)定為0.2 m，圖10給出了彈條動(dòng)應(yīng)力幅值和突變應(yīng)力幅值隨短波波深的變化曲線?？梢园l(fā)現(xiàn)彈條動(dòng)應(yīng)力幅值和突變應(yīng)力幅值基本上均隨短波波深增大而線性增大，且后者增長速率明顯大于前者。表2列出了波深為0.3，0.5，0.7和0.9 mm時(shí)彈條的動(dòng)應(yīng)力幅值。由表2可知彈條動(dòng)應(yīng)力幅值大致在100～130 MPa之間變化，突變應(yīng)力幅值范圍為30～80 MPa；當(dāng)波深為0.9 mm時(shí)彈條突變應(yīng)力幅值達(dá)82.2 MPa，約為波深為0.3 mm時(shí)的3倍。

圖10　彈條動(dòng)應(yīng)力幅值與短波波深的關(guān)系

波深/mm動(dòng)應(yīng)力幅值/MPa突變應(yīng)力幅值/MPa0.398.327.70.5110.445.10.7120.863.20.9129.282.2

將焊縫不平順短波波深固定為0.5 mm，計(jì)算了波長為0.1，0.2，0.3和0.4 m時(shí)彈條的動(dòng)應(yīng)力響應(yīng)。圖11是彈條應(yīng)力幅值隨短波波長變化曲線。表3列出了4種波長條件下彈條動(dòng)應(yīng)力幅值和突變應(yīng)力幅值。由圖11和表3可知，波長從0.4 m減小到0.2 m時(shí)彈條動(dòng)應(yīng)力幅值和突變應(yīng)力幅值平緩增加；當(dāng)波長由0.2 m減小到0.1 m時(shí)兩者快速增長，特別是彈條突變應(yīng)力幅值急劇增加約94%，是波長為0.4 m時(shí)的2.4倍。

圖11　彈條應(yīng)力幅值與短波波長的關(guān)系

波長/m動(dòng)應(yīng)力幅值/MPa突變應(yīng)力幅值/MPa0.1136.987.50.2110.445.10.3100.339.00.497.436.8

5結(jié)論

建立彈條Ⅱ型扣件有限元模型，開展了扣件安裝受力分析和30 t軸重貨車以80 km/h速度通過鋼軌焊接不平順時(shí)彈條的動(dòng)應(yīng)力響應(yīng)分析，得到以下研究結(jié)論：(1)扣件安裝到位后扣壓力為10.2 kN，彈程為10.7 mm，滿足彈條Ⅱ型扣件鋪設(shè)安裝規(guī)范要求；彈條后彎肢內(nèi)側(cè)表面出現(xiàn)輕微局部塑性屈服，表面屈服深度最大約0.4 mm，與工程實(shí)際基本吻合，說明本文建立的扣件有限元模型能夠較準(zhǔn)確模擬彈條的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)。(2)輪對(duì)通過焊縫不平順?biāo)查g，彈條高頻突變應(yīng)力幅值較大，這將加快焊縫區(qū)彈條疲勞損傷。彈條動(dòng)應(yīng)力幅值和突變應(yīng)力幅值均隨焊縫不平順波深增大而線性增大，隨波長的減小而加速增大，特別是波長小于0.2 m以后，彈條突變應(yīng)力幅值急劇增大。為了降低焊縫區(qū)彈條動(dòng)應(yīng)力幅值，有必要嚴(yán)格控制波長0.2 m以下焊縫不平順。

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Effect of Rail Weld Irregularities on Dynamic Stress of Fastening Spring Clip

LIU Xiao - jun, ZHAO Chun - fa, ZHANG Xu

(StateKeyLaboratoryofTractionPower,SouthwestJiaotongUniversity,Chengdu610031,Sichuan,China)

Abstract:A finite element model (FEM) of the spring clip type II fastening has been established, and dynamic stress analysis of the spring clip has been carried out considering various wavelength and wave depth of rail weld irregularities. Numerical results show that mechanical performance indexes of the fastening meet the installation requirement when it is installed in right place, the inside surface layer of spring clip at rear bent part appears slight local plastic yielding. It means the FEM model of fastening can simulate correctly stress states of the spring clip. Comparing to the smooth rail, dynamic stress amplitude of the spring clip increases remarkably when the rail have the weld irregularity, and it will accelerate fatigue damage of the spring clip. Both dynamic stress amplitude of spring clip and the abrupt stress amplitude increases linearly with the wave depth of weld irregularity; in addition, they increase slowly with the decrease of the wavelength of the weld irregularity firstly, then increase rapidly since the wavelength is smaller than 0.2 m.

Key words:Fastening spring clip; Dynamic stress; Rail irregularity; Nonlinear contact; Finite element method

中圖分類號(hào)：U213.2

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1671-8755(2015)04-0020-05

作者簡介:劉小軍(1989—)，男，碩士生，研究方向?yàn)檐壍澜Y(jié)構(gòu)力學(xué)與疲勞傷損。E-mail:swjtuliuxj@163.com

基金項(xiàng)目:國家自然科學(xué)基金(51578469，51478399)；牽引動(dòng)力國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室自主研究課題(2015TPLT12)。

收稿日期：2015-07-01