蔡小培, 譚 希, 郭亮武, 鐘陽(yáng)龍

(北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院, 北京 100044)

鋼軌是包含軌頭、軌腰和軌底的空間結(jié)構(gòu),具有引導(dǎo)車輛前進(jìn)、承受和傳遞車輪荷載的功能[1].輪軌動(dòng)態(tài)沖擊下,鋼軌產(chǎn)生劇烈振動(dòng),并會(huì)向扣件、軌枕、道床及基礎(chǔ)傳遞.鋼軌振動(dòng)在軌道結(jié)構(gòu)中最為顯著[2-3],對(duì)分析輪軌關(guān)系、軌道損傷、振動(dòng)傳播、制定評(píng)價(jià)指標(biāo)等方面有重要意義.鋼軌振動(dòng)的劇烈程度,可以采用鋼軌振動(dòng)加速度進(jìn)行衡量[4].研究鋼軌振動(dòng)加速度在其橫截面和沿線路縱向的分布特征,確定鋼軌振動(dòng)的敏感區(qū)域和測(cè)量參數(shù),對(duì)于評(píng)價(jià)輪軌間沖擊振動(dòng)具有重要的科學(xué)價(jià)值和工程意義.

鋼軌加速度是鐵路動(dòng)力試驗(yàn)的主要測(cè)量指標(biāo),可用于評(píng)價(jià)軌道的振動(dòng)特性或輪軌沖擊效應(yīng)[5-7].Remington[8]在兩個(gè)軌枕之間的鋼軌上安裝了6個(gè)加速度傳感器,測(cè)量鋼軌加速度以預(yù)測(cè)輪軌噪聲.劉林芽等[9]在軌枕之間的鋼軌軌腰設(shè)置加速度計(jì),測(cè)定鋼軌加速度,評(píng)定提速線路路橋過(guò)渡段動(dòng)力響應(yīng).馬春生等[3]在普通道床和彈性道床軌枕之間的鋼軌軌底位置安裝了加速度計(jì)測(cè)試鋼軌加速度,分析橋上彈性軌枕有砟道床減振、隔振力學(xué)特性.

既有車輛-軌道動(dòng)力分析中,鋼軌往往模擬為連續(xù)或離散支承的Euler梁或Timoshenko梁[10-12].Euler梁僅考慮鋼軌彎曲變形,不考慮剪切變形,簡(jiǎn)化了動(dòng)力計(jì)算.Timoshenko梁考慮鋼軌剪切變形和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量,相比于前者力學(xué)分析更加準(zhǔn)確,但計(jì)算過(guò)程相對(duì)復(fù)雜.隨著車輛-軌道動(dòng)力學(xué)的發(fā)展,車輛和軌道模型更為精細(xì),但是鋼軌的模擬仍很簡(jiǎn)單,只能夠計(jì)算單點(diǎn)振動(dòng)加速度.然而,鋼軌不同位置的加速度會(huì)不同,如果不考慮這一因素,會(huì)影響數(shù)值計(jì)算和動(dòng)力試驗(yàn)的可靠性和準(zhǔn)確度.因此,開展鋼軌加速度空間分布特征的研究,十分重要.

本文建立車輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)模型和軌道-下部結(jié)構(gòu)有限元模型,研究分析不同軌道結(jié)構(gòu)、軌道不平順和列車速度對(duì)鋼軌振動(dòng)特性的影響,為確定鋼軌振動(dòng)敏感區(qū)域、加速度傳感器參數(shù)提供指導(dǎo).

1 計(jì)算模型的建立

1.1 車輛-軌道動(dòng)力模型

GENSYS是模擬軌道車輛運(yùn)行的三維多體動(dòng)力學(xué)程序,廣泛應(yīng)用于分析車輛動(dòng)力行為,能夠計(jì)算車輛振動(dòng)、輪軌力和輪軌接觸斑等[13].本文基于GENSYS建立車輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)模型,包括車輛模型、軌道模型和輪軌接觸模型,如圖1所示.

整車模型是由車體、轉(zhuǎn)向架、輪對(duì)組成的多體系統(tǒng),車體、轉(zhuǎn)向架、輪對(duì)設(shè)置為剛體,通過(guò)彈簧-阻尼單元模擬的懸掛系統(tǒng)進(jìn)行連接.模型具有38個(gè)自由度,其中車體、轉(zhuǎn)向架各有6個(gè)自由度,分別是橫向、垂向、縱向、側(cè)滾、搖頭和點(diǎn)頭;輪對(duì)則考慮5個(gè)自由度,分別是橫向、垂向、側(cè)滾、搖頭及點(diǎn)頭.車體與轉(zhuǎn)向架之間采用賦予了二級(jí)懸掛參數(shù)的彈簧阻尼單元連接,轉(zhuǎn)向架與輪對(duì)之間采用賦予了一級(jí)懸掛參數(shù)的彈簧阻尼單元進(jìn)行連接.軌道模型設(shè)置為連續(xù)彈性支承模型,鋼軌采用Euler梁模擬.鋼軌和軌道板通過(guò)扣件連接,由彈簧和粘性阻尼器模擬.

圖1 車輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)模型Fig.1 Vehicle-track coupling dynamics model

輪軌接觸關(guān)系包括正向相互作用和切向相互作用.采用Hertz非線性彈性接觸理論計(jì)算法向接觸力,車輪和鋼軌之間相互擠壓產(chǎn)生法向力p(t),車輪和鋼軌分開時(shí)p(t)=0.法向力定義[3]為

(1)

式中:G為輪軌接觸常數(shù);ΔZ(t)為輪軌接觸斑上的法向彈性壓縮量；t為時(shí)間.

分析切向相互作用時(shí)考慮輪軌蠕變比,在蠕滑力的計(jì)算中,首先基于Kalker蠕滑理論FASTSIM進(jìn)行計(jì)算,然后采用沈氏理論進(jìn)行修正.蠕變力是包括縱向和橫向力的非線性力.

由動(dòng)力學(xué)模型可計(jì)算不同車輛、不同軌道不平順狀態(tài)下的輪軌垂向力.車輛軸重22 t、時(shí)速160 km/h,線路為傳統(tǒng)有砟軌道,不平順激擾為我國(guó)既有線軌道垂向不平順[14].考慮無(wú)軌道不平順和有軌道不平順兩種線路狀態(tài)分別進(jìn)行計(jì)算,輪軌垂向力結(jié)果見(jiàn)圖2所示.將計(jì)算得到的輪軌力數(shù)據(jù)導(dǎo)入有限元模型進(jìn)行計(jì)算,分析鋼軌振動(dòng)加速度.

1.2 軌道-下部結(jié)構(gòu)動(dòng)力模型

就有砟軌道而言,軌道-下部結(jié)構(gòu)有限元模型包括鋼軌、扣件、軌枕、道床和路基部件,其中采用彈簧阻尼元件模擬扣件,其余部分均采用可變形的實(shí)體單元模擬.鋼軌采用我國(guó)CN60截面,綜合考慮計(jì)算機(jī)性能、精度,軌頭表面單元長(zhǎng)、寬尺寸分別為0.010、0.005 m.考慮扣件墊板的均勻支承,扣件橫向、縱向分別設(shè)置3個(gè)彈簧阻尼元件,垂向剛度為7.5×107N/m,橫向剛度為3.9×107N/m.混凝土軌枕尺寸為2.6 m×0.2 m×0.3 m,間距為0.6 m;有砟道床由C3D8R實(shí)體單元來(lái)模擬,厚度為0.3 m.軌道-下部結(jié)構(gòu)有限元模型如圖3所示.

圖2 輪軌垂向力圖示Fig.2 Wheel-rail vertical force

圖3 軌道-下部結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.3 Track-substructure FE model

無(wú)砟軌道用整體混凝土軌道板代替了傳統(tǒng)的軌枕和有砟道床.軌道板采用C40混凝土,支承層采用C15混凝土,均采用實(shí)體單元模擬.無(wú)砟軌道扣件間距為0.6 m,垂向剛度為5.0×107N/m,橫向剛度取為3.9×107N/m.軌道振動(dòng)在一定程度上受地基結(jié)構(gòu)的影響,因此在模型中考慮路基結(jié)構(gòu)的振動(dòng).路基模型高度是3 m,邊坡斜率為 1∶1.75,為了消除軌道邊界條件的影響,整體模型長(zhǎng)度取為100 m,鋼軌加速度測(cè)量點(diǎn)位于模型中部.此外,為了防止振動(dòng)反向傳遞,在模型的每一側(cè)設(shè)置彈簧阻尼元件作為吸收邊界.

1.3 輪軌力傳遞方式

車輛與軌道的動(dòng)力相互作用通過(guò)輪軌接觸傳遞.鋼軌和輪對(duì)是彈性模量較大的彈性體,根據(jù)Hertz接觸理論,輪軌接觸斑是橢圓形,位于軌頭上表面.基于車輛-軌道模型中得到的輪軌接觸斑,在有限元模型中建立輪軌接觸斑模型,如圖4所示.

在輪軌力加載過(guò)程中,以接觸斑作為移動(dòng)加載平臺(tái),輪對(duì)速度通過(guò)邊界條件的方式施加于加載平臺(tái),忽略橢圓形接觸斑中應(yīng)力分布不均勻現(xiàn)象.列車在直線段行駛時(shí),根據(jù)車輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)模型的計(jì)算結(jié)果,橢圓形接觸斑長(zhǎng)軸、短軸尺寸分別取為16、8 mm,忽略軌頭表面接觸斑的橫向位移.

圖4 橢圓形輪軌接觸斑Fig.4 Ellipse point of the wheel-rail contact

將多體動(dòng)力模型中計(jì)算得到的輪軌力作為有限元模型的激勵(lì)源,導(dǎo)入到有限元模型中模擬實(shí)際輪軌力隨時(shí)間的變化.基于ABAQUS預(yù)處理環(huán)境,將輪軌力作用于有限元模型中的橢圓加載平臺(tái),并隨之移動(dòng).此外,輪軌橫向力大約為2～3 kN,與垂向力相比小很多,所以橫向力的影響可以忽略不計(jì),也不會(huì)對(duì)最后的分析結(jié)果造成較大的影響.

1.4 鋼軌測(cè)點(diǎn)布置

分析計(jì)算時(shí),考慮鋼軌加速度的空間分布特征,沿軌道縱向選擇兩個(gè)截面,一個(gè)位于軌枕上方,另一個(gè)位于軌枕之間.每個(gè)截面包含12個(gè)加速度值測(cè)點(diǎn),分別位于軌頭、軌腰和軌底;鋼軌內(nèi)、外側(cè)加速度測(cè)量點(diǎn)是對(duì)稱的,每側(cè)各有6個(gè)測(cè)量點(diǎn).軌頭的兩個(gè)測(cè)量點(diǎn)位于距軌頭踏面下16 mm和25 mm處,軌腰的兩個(gè)測(cè)量點(diǎn)位于軌腰上側(cè)和中性軸處,軌底的兩個(gè)測(cè)量點(diǎn)位于在底面上表面的中心和邊緣處.鋼軌截面加速度測(cè)點(diǎn)布置如圖5所示.

圖5 鋼軌加速度測(cè)點(diǎn)布置Fig.5 Distribution of test points for rail acceleration

2 計(jì)算結(jié)果分析

有砟軌道占世界鐵路的90%.對(duì)于有砟軌道,鋼軌和混凝土軌枕通過(guò)扣件連接形成軌排結(jié)構(gòu),沿軌道縱向扣件對(duì)鋼軌為點(diǎn)支承.無(wú)砟軌道系統(tǒng)中,鋼筋混凝土作為基本結(jié)構(gòu)代替?zhèn)鹘y(tǒng)顆粒狀有砟軌道,線路平順性、穩(wěn)定性好,列車速度也大幅度提升.支承方式不同導(dǎo)致鋼軌的約束和傳遞特性不同.另外,同一鋼軌截面上軌頭、軌腰和軌底與輪軌激勵(lì)源的距離也不同,不同位置的鋼軌振動(dòng)有差異.

2.1 加速度分布規(guī)律

車輛以速度160 km/h運(yùn)行在無(wú)不平順激擾的有砟軌道線路時(shí),鋼軌加速度時(shí)程曲線如圖6所示.當(dāng)車輛動(dòng)力荷載接近測(cè)試斷面時(shí),鋼軌加速度持續(xù)增加;當(dāng)車輛荷載位于測(cè)試斷面正上方時(shí),加速度達(dá)到最大值;當(dāng)載荷逐漸遠(yuǎn)離測(cè)試斷面時(shí),振動(dòng)加速度不斷衰減,逐漸減小到0.輪軌碰撞作用于軌頭,振動(dòng)瞬間傳遞到軌腰和軌底.由于振動(dòng)在傳遞中的衰減、扣件約束以及鋼軌的阻尼特性等因素,鋼軌加速度從軌頭到軌腰逐漸衰減,軌頭振動(dòng)加速度振動(dòng)幅值大于軌腰、軌底加速度振動(dòng)幅值.

圖7為有砟軌道鋼軌加速度.由圖7(a)可以看出，鋼軌內(nèi)、外側(cè)相同位置處的加速度幾乎相同.

由于輪軌碰撞直接作用于軌頭,所以軌頭的加速度最大,軌腰、軌底的加速度相對(duì)較小.對(duì)于軌枕上方的測(cè)試斷面,由于軌下墊板的約束和彈條的局部屈曲效應(yīng),軌底中部、邊緣兩處測(cè)點(diǎn)的鋼軌加速度峰值較接近.

圖6 鋼軌垂向加速度振動(dòng)響應(yīng)Fig.6 Vibration response of vertical rail acceleration

(a) 軌枕上方(b) 軌枕之間圖7 有砟軌道鋼軌加速度Fig.7 Rail acceleration of ballasted track

軌枕之間的鋼軌加速度如圖7(b)所示,軌頭加速度明顯大于軌腰、軌底位置,但小于軌枕上方的軌頭加速度.軌腰部分所有測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)加速度都十分接近,軌枕之間測(cè)點(diǎn)的軌底振動(dòng)加速度略大于軌枕上方測(cè)點(diǎn)的軌底加速度.因?yàn)檐壵碇g的軌底沒(méi)有約束,所以軌底邊緣6號(hào)測(cè)點(diǎn)的加速度遠(yuǎn)大于軌底中部5號(hào)測(cè)點(diǎn).以上現(xiàn)象的產(chǎn)生是由于扣件對(duì)軌底約束的影響.考慮到鋼軌內(nèi)、外側(cè)加速度的一致性和傳感器現(xiàn)場(chǎng)安裝的實(shí)用性,以下僅對(duì)鋼軌外側(cè)的振動(dòng)加速度進(jìn)行計(jì)算分析.

2.2 列車速度的影響

基于車輛-軌道動(dòng)力模型,不考慮軌道不平順,得到了車速v=100，120，160 km/h時(shí)的輪軌垂向力.隨著列車速度提高,輪軌間沖擊強(qiáng)度加劇,輪軌力隨之增大.隨著載荷移動(dòng)速度的增加,輪軌沖擊加劇,鋼軌測(cè)試斷面的加速度增大,其中軌頭加速度變化最為明顯,結(jié)果如圖8所示.隨著車速增大,鋼軌軌頭加速度與軌腰、軌底相比增長(zhǎng)幅度變大,軌頭振動(dòng)對(duì)速度變化更為敏感.3種速度下軌枕上方測(cè)點(diǎn)的鋼軌加速度大于軌枕之間測(cè)點(diǎn).

2.3 軌道不平順的影響

軌道不平順是輪軌碰撞振動(dòng)的主要激勵(lì)源,軌道垂向不平順對(duì)輪軌垂向力有著重要影響,如圖2所示.考慮軌道不平順后輪軌垂向力顯著增加,峰值從122 kN增加至140 kN.然后將輪軌力導(dǎo)入軌道-下部結(jié)構(gòu)有限元模型進(jìn)行下一步計(jì)算,分析軌道不平順作用下的鋼軌加速度變化規(guī)律.軌頭、軌腰和軌底加速度變化見(jiàn)圖9.由圖9可以看出,與軌腰和軌底的加速度相比,軌頭的加速度相對(duì)較大.軌枕上方鋼軌的加速度對(duì)軌道不平順更加敏感.軌枕上方的加速度測(cè)點(diǎn)中,考慮軌道不平順時(shí)軌頭加速度明顯增大,軌腰和軌底的加速度幾乎沒(méi)有變化.軌枕之間軌頭加速度測(cè)點(diǎn)的計(jì)算結(jié)果沒(méi)有表現(xiàn)出明顯的規(guī)律.

(a) 軌枕上方(b) 軌枕之間圖8 不同速度下鋼軌加速度Fig.8 Rail acceleration for different velocities

(a) 軌枕上方(b) 軌枕之間圖9 不同軌道不平順作用下鋼軌加速度Fig.9 Rail acceleration for different values of track irregularity

總體而言,軌道不平順導(dǎo)致輪軌沖擊振動(dòng)更加明顯,鋼軌加速度顯著增加.在鐵路運(yùn)營(yíng)中,軌道不平順更為復(fù)雜,此外還需考慮車輪踏面缺陷等問(wèn)題,以上因素都將導(dǎo)致軌道加速度進(jìn)一步增大.由計(jì)算結(jié)果可知,復(fù)雜運(yùn)營(yíng)條件下有砟軌道鋼軌加速度可達(dá)到1.0 km/s2,甚至更大.因此,監(jiān)測(cè)有砟軌道鋼軌加速度時(shí),建議傳感器的量程范圍應(yīng)該在1.0～2.0 km/s2.

2.4 輪軌接觸斑偏移的影響

鐵路運(yùn)營(yíng)中車輛常出現(xiàn)蛇行運(yùn)動(dòng)現(xiàn)象,輪軌接觸斑會(huì)橫向偏移,這可能會(huì)導(dǎo)致鋼軌加速度分布發(fā)生很大變化.為了研究輪軌接觸斑偏移產(chǎn)生的影響,有限元模型中的接觸斑分別為向軌道內(nèi)側(cè)、外側(cè)偏移10 mm.軌枕之間鋼軌區(qū)段輪軌沖擊減弱,鋼軌加速度分布規(guī)律如圖10所示.結(jié)果表明,輪軌接觸斑偏移會(huì)影響鋼軌加速度,靠近加載平臺(tái)一側(cè)測(cè)點(diǎn)的鋼軌加速度大于另一側(cè)測(cè)點(diǎn)的加速度.

2.5 支承方式的影響

無(wú)砟軌道在我國(guó)高速鐵路廣泛應(yīng)用.本節(jié)主要分析不同支承方式對(duì)鋼軌加速度的影響,考慮傳統(tǒng)的離散支承式無(wú)砟軌道和連續(xù)支承式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu).以CRH3為例,軸重為15 t,當(dāng)列車以350 km/h通過(guò)離散支承式無(wú)砟軌道,軌枕上方和軌枕之間兩個(gè)截面的鋼軌加速度峰值如表1所示.

圖10 內(nèi)外側(cè)測(cè)點(diǎn)的鋼軌加速度差異Fig.10 Difference in rail accelerations between the outer and inner points

分析兩個(gè)截面的數(shù)據(jù),可以發(fā)現(xiàn)軌頭加速度明顯大于軌腰和軌底的加速度.這主要是由于輪軌碰撞作用于軌頭,振動(dòng)在從上到下傳動(dòng)過(guò)程中逐漸衰減.此外,軌枕上方鋼軌的加速度大于軌枕之間鋼軌的加速度.軌頭、軌腰、軌底的加速度如圖11所示.列車速度為200、300、350 km/h,軌枕上方軌頭加速度分別為1.4、2.3、2.9 km/s2,軌枕之間軌頭加速度分別為1.3、1.9、2.2 km/s2.隨著列車速度提高,軌枕之間和軌枕上方鋼軌各個(gè)位置的加速度均不斷增加,軌頭、軌腰、軌底加速度變化速度不同,基本呈非線性增長(zhǎng)趨勢(shì).

表1無(wú)砟軌道鋼軌垂向加速度
Tab.1 Vertical rail acceleration of slab track m·s-2

外側(cè)測(cè)點(diǎn)測(cè)面1測(cè)面212 9802 26021 9682 0343500510460460054705926397729

(a) 軌枕上方

(b) 軌枕之間圖11 不同速度下鋼軌加速度Fig.11 Rail acceleration for different velocities

以軸重22 t、速度160 km/h的車輛為基本參數(shù),對(duì)比分析有砟軌道和無(wú)砟軌道的鋼軌振動(dòng)特性.分析軌枕上方鋼軌截面1的計(jì)算結(jié)果,有砟軌道和無(wú)砟軌道鋼軌加速度如圖12所示.可以看出,在相同的計(jì)算條件下,無(wú)砟軌道的鋼軌加速度小于有砟軌道的鋼軌加速度.

連續(xù)支承式無(wú)砟軌道的扣件支承和軌下結(jié)構(gòu)都是連續(xù)的,一般適用于有軌電車等線路[15],其鋼軌受力更為均勻、連續(xù)[16].本文考慮在高速鐵路上采用連續(xù)支承無(wú)砟軌道,并對(duì)其振動(dòng)特性進(jìn)行計(jì)算.連續(xù)支承、離散支承無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)模型中,線路單位長(zhǎng)度范圍內(nèi)扣件剛度相同.列車以350 km/h運(yùn)行時(shí),鋼軌加速度如圖13所示.

由圖13(a)可以看出,連續(xù)支承無(wú)砟軌道的鋼軌振動(dòng)衰減較快,主要是因?yàn)檫B續(xù)支承條件下扣件底部約束的影響更強(qiáng);連續(xù)支承無(wú)砟軌道軌頭加速度振動(dòng)幅值大于軌腰、軌底加速度振動(dòng)幅值.由圖13(b)可以看出,連續(xù)支承無(wú)砟軌道鋼軌在4 kHz附近出現(xiàn)較大振動(dòng)響應(yīng)峰值.

圖12 截面1鋼軌加速度(v=160 km/h)Fig.12 Rail acceleration of section 1 (v=160 km/h)

(a) 加速度時(shí)程曲線

(b) 軌頭加速度頻譜圖13 連續(xù)支承無(wú)砟軌道鋼軌垂向加速度Fig.13 Vertical rail acceleration in continuously supported track structure

由圖14可知,離散支承無(wú)砟軌道與連續(xù)支承無(wú)砟軌道相比,鋼軌加速度相對(duì)較大,這是因?yàn)樵陔x散支承無(wú)砟軌道軌下支承剛度不均勻,兩支承點(diǎn)間鋼軌結(jié)構(gòu)自由,導(dǎo)致鋼軌振動(dòng)加速度較大.當(dāng)連續(xù)支承無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)軌下基礎(chǔ)剛度增加時(shí),軌頭、軌腰、軌底的振動(dòng)加速度也會(huì)隨之增加.

圖14 不同支承類型下鋼軌加速度Fig.14 Rail acceleration for different types of rail supports

綜上所述,列車荷載下,軌頭振動(dòng)最敏感,也是鋼軌加速度最大的區(qū)域,軌頭加速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于軌腰和軌底.高速鐵路無(wú)砟軌道上進(jìn)行鋼軌加速度試驗(yàn)時(shí),建議傳感器布置于軌頭,量程應(yīng)達(dá)3.0 km/s2,頻域量程應(yīng)達(dá)4 kHz以上;對(duì)于特殊結(jié)構(gòu)和振動(dòng)沖擊較大區(qū)域,如伸縮調(diào)節(jié)器、道岔尖軌與心軌等,推薦使用量程達(dá)到5.0 km/s2的加速度傳感器.

3 現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試驗(yàn)證

為驗(yàn)證鋼軌振動(dòng)加速度傳遞規(guī)律的理論計(jì)算結(jié)果,在北京交通大學(xué)軌道工程實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行了鋼軌加速度錘擊試驗(yàn),并在朔-黃鐵路進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試.

3.1 實(shí)驗(yàn)室錘擊試驗(yàn)

圖15為現(xiàn)場(chǎng)錘擊試驗(yàn)及數(shù)據(jù).采用力錘進(jìn)行錘擊;鋼軌振動(dòng)加速度測(cè)試采用CA-YD-181的壓電加速度傳感器,靈敏度為1.0 mV/m·s2,量程為±500g;數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采用德國(guó)IMC(integrated measurement & control)集成測(cè)控有限公司生產(chǎn)的便攜式數(shù)據(jù)采集系統(tǒng).所測(cè)得的軌頭、軌腰、軌底加速度值分別為168g、87g、53g.根據(jù)鋼軌錘擊試驗(yàn)結(jié)果可知,鋼軌加速度從軌頭到軌腰到軌底逐漸減小,加速度在鋼軌空間分布規(guī)律與仿真模型計(jì)算規(guī)律基本相符.

(a) 錘擊試驗(yàn)(b) 鋼軌加速度圖15 現(xiàn)場(chǎng)錘擊試驗(yàn)及數(shù)據(jù)Fig.15 In situ hammer tests and dates

3.2 重載鐵路現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試

在朔-黃鐵路上行線進(jìn)行鋼軌加速度現(xiàn)場(chǎng)動(dòng)態(tài)測(cè)試.列車速度為65.2 km/h,機(jī)車軸重25 t,鋪設(shè)鋼軌為60 kg/m,該路段鋼軌更換不足4個(gè)月,鋼軌平順性較好.現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試時(shí)加速度計(jì)安裝位置按照1.4節(jié)鋼軌測(cè)點(diǎn)布置,軌頭、軌腰、軌底加速度測(cè)點(diǎn)分別對(duì)應(yīng)圖5中2、4、6測(cè)點(diǎn),加速度計(jì)布置及測(cè)試數(shù)據(jù)如圖16所示.由圖可知,現(xiàn)場(chǎng)測(cè)得的軌頭加速度為43g,軌底和軌腰加速度較為接近,分別為31g和29g,與模型計(jì)算結(jié)果圖8(b)吻合度較好.

(a) 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)(b) 鋼軌加速度圖16 朔-黃鐵路現(xiàn)場(chǎng)加速度測(cè)試Fig.16 In situ acceleration test for Shuo-huang railway

4 結(jié) 論

(1) 輪軌沖擊直接作用于鋼軌軌頭,軌頭加速度大于軌腰和軌底加速度.隨著車速的增加和軌道不平順的發(fā)展,輪軌碰撞急劇增強(qiáng),鋼軌加速度會(huì)明顯增大.(2) 由于扣件系統(tǒng)的彈性阻尼特性,軌枕上方軌頭加速度明顯大于軌枕之間的軌頭加速度;兩個(gè)位置軌腰加速度較為接近.由于軌底約束的影響,軌枕上方軌底內(nèi)外側(cè)加速度基本相同,而軌枕之間軌底外側(cè)的加速度大于軌底內(nèi)側(cè)的加速度.(3) 支承方式對(duì)鋼軌加速度有明顯影響,連續(xù)支承式無(wú)砟軌道鋼軌加速度小于離散支承式無(wú)砟軌道鋼軌加速度.(4) 鋼軌加速度傳感器建議安裝在軌頭外側(cè),因?yàn)檐夘^位置加速度值比其他位置的加速度值更加敏感.而且,列車運(yùn)行速度越快,加速度傳感器的頻率、量程也應(yīng)該隨之增加.

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