王文斌，李克飛，吳宗臻，張勝龍

(1.中國鐵道科學研究院集團有限公司 城市軌道交通中心，北京 100081；2.北京市軌道交通建設(shè)管理有限公司，北京 100068)

城市軌道交通線路存在曲線多、半徑小、道床類型多樣、車輛型式復雜、車輛加減速頻繁等不利因素[1]。隨著運營時間的累積，城市軌道交通線路與車輛的運用狀態(tài)將逐步惡化，長此以往，輪軌系統(tǒng)中相對薄弱的一方就會產(chǎn)生病害。在輪軌相互作用系統(tǒng)中，軌道作為車輛走行基礎(chǔ)，其鋼軌表面磨耗狀態(tài)和軌道部件質(zhì)量直接影響車輛運行品質(zhì)(如車輛舒適性、噪聲水平)和運營安全[2-3]。目前，我國城市軌道交通線路的軌道設(shè)施病害較多，例如道床開裂[4]、鋼軌異常波磨[5-6]、扣件構(gòu)配件損傷[7]等，嚴重影響車輛運行安全，增大線路養(yǎng)護維修成本。其中，有些異常問題的成因難以通過運營經(jīng)驗和現(xiàn)場狀況確定，需要進行系統(tǒng)的動態(tài)綜合檢測分析，查清原因并提出有效的整治方案。

某地鐵高架線曲線段在運營過程中DTⅦ2型扣件[8]T栓的異常斷裂現(xiàn)象頻發(fā)，經(jīng)過前期更換高強螺栓、彈條和螺母等措施后，斷裂狀況有所緩解。為了防止T栓繼續(xù)斷裂，將該區(qū)段車速由75 km·h-1降低至40 km·h-1，限速后未發(fā)生T栓斷裂。為了查明該區(qū)間T栓斷裂的原因，恢復此區(qū)段正常運營車速，開展了軌道系統(tǒng)的綜合檢測，檢測項目包含鋼軌和扣件系統(tǒng)振動加速度、鋼軌動位移、輪軌力、T栓應力和鋼軌表面不平順等。

1 問題概述

北京地鐵某線于2013年5月開通試運營，高架線長4.577 km，線路最小曲線半徑470 m、最大縱坡23.08‰；采用地鐵A型車，最高運行速度80 km·h-1；軌道采用60 kg·m-1鋼軌，鋼軌材質(zhì)為U75V，采用1/30軌底坡；扣件為彈性分開式DTⅦ2型(圖1)，軌枕間距為600 mm，半徑小于800 m曲線軌枕間距為570 mm；橋上按無縫線路設(shè)計設(shè)置小阻力墊板；道床采用短枕式整體道床。自2014年4月開始發(fā)現(xiàn)DTⅦ2扣件的T栓斷裂，截至2015年4月斷裂數(shù)量達661根，密集斷裂區(qū)段為線路上行半徑470 m的曲線內(nèi)股。多組發(fā)生T栓斷裂扣件在更換全新T栓后出現(xiàn)重復斷裂，T栓斷裂均發(fā)生在靠近鋼軌一側(cè)。

圖1 DTⅦ2型扣件

2 T栓斷口形態(tài)及金相分析

T栓斷裂位置及裂紋形態(tài)如圖2所示。由圖2可以看出：裂紋起源于螺栓頭部與桿部的過渡位置，沿45°向螺栓頭芯部擴展，未見明顯的塑性變形和外部撞擊痕跡。

圖2 T栓斷裂位置及裂紋形態(tài)

在圖2中虛線位置利用線切割方法把T栓斷口打開，斷口形貌如圖3所示。由圖3可以看出：在T栓頭部與桿部過渡位置的裂紋起源處，存在多處疲勞裂紋臺階，判斷T栓斷裂屬于疲勞斷裂。

圖3 T栓斷口形貌

3 軌道系統(tǒng)綜合動態(tài)檢測

為確定T栓疲勞斷裂的結(jié)構(gòu)動力特征和外部激勵來源，開展綜合動態(tài)試驗，測試鋼軌動位移、輪軌力、T栓應力、鋼軌表面不平順、鋼軌及T栓振動加速度。典型測試斷面選擇上行K3+745存在T栓斷裂(簡稱斷裂斷面)處，同時選取上行未發(fā)生T栓斷裂的K4+100對比斷面(簡稱未斷斷面)處進行同步測試。為研究車速對軌道激勵和扣件響應的影響，分別進行40，60與75 km·h-1速度分級試驗。

3.1 鋼軌動位移

圖4為車速75 km·h-1時斷裂斷面和未斷斷面的鋼軌動位移測試結(jié)果，內(nèi)軌鋼軌動位移量值的正負根據(jù)鋼軌運動方向判斷：向內(nèi)軌外側(cè)為正，向內(nèi)軌內(nèi)側(cè)為負。由圖4可見：內(nèi)軌軌頭水平動位移峰值為正值，內(nèi)軌軌底水平動位移峰值為負值，因此列車經(jīng)過時內(nèi)軌為軌頭外翻形態(tài)；內(nèi)軌軌頭水平位移峰值為0.8 mm；鋼軌垂向位移方向向下，軌底垂向位移峰值為0.6 mm；相同車速下，斷裂斷面和未斷斷面的鋼軌動位移方向及量值相當，鋼軌動位移測試結(jié)果無異常。

圖4 車速75 km·h-1時鋼軌動位移

3.2 輪軌垂向力

按照TB/T 2489—2016《輪軌橫向力和垂向力地面測試方法》[9]，采用2軸應變片進行輪軌力測試。圖5為車速75 km·h-1時斷裂斷面和未斷斷面的內(nèi)外軌輪軌垂向力測試結(jié)果。由圖5可見：斷裂斷面內(nèi)軌輪軌垂向力最大值為46 kN，外軌輪軌垂向力最大值為50 kN；未斷斷面內(nèi)軌輪軌垂向力最大值為45 kN，外軌輪軌垂向力最大值為51 kN；斷裂斷面和未斷斷面的輪軌垂向力量值相當，輪軌垂向力測試結(jié)果無異常。

圖5 車速75 km·h-1時內(nèi)外軌輪軌垂向力

3.3 T栓動應力

在T栓內(nèi)外側(cè)布置單軸應變片，測量列車經(jīng)過時的T栓動應力。圖6為車速75 km·h-1時斷裂斷面T栓內(nèi)外側(cè)動應力測試結(jié)果。由圖6可見：

T栓動應力范圍為12～25 MPa。另外T栓設(shè)計預緊力為15～20 kN，直徑22 mm，則T栓預緊應力為39～53 MPa，T栓動應力和預緊應力疊加得出T栓應力最大值范圍為51～78 MPa，遠低于材料屈服強度235 MPa，因此T栓不是屈服破壞。

3.4 鋼軌表面不平順

利用CAT波磨小車對上行K3+400—K4+400區(qū)段的內(nèi)、外軌進行鋼軌表面不平順測量。圖7為上行K3+700—K3+900區(qū)段的鋼軌短波波磨現(xiàn)象。

圖6 斷裂斷面T栓動應力測試結(jié)果

圖7 鋼軌短波波磨

通過鋼軌表面不平順測量數(shù)據(jù)可以計算得到移動峰—峰平均值和聲學鋼軌粗糙度級。

圖8為上行K3+400—K4+400區(qū)段內(nèi)外軌的移動峰—峰平均值PPR(10～30 mm)。BS EN 13231—3:2006《鐵路專用標準—軌道—工程驗收：

圖8 移動峰—峰平均值PPR(10～30 mm)

鋼軌打磨、銑磨和刨磨驗收標準》[10]規(guī)定的軌頭修正打磨作業(yè)后的鋼軌上允許殘留的10～30 mm波長PPR允許值為0.01 mm。由圖8可見：K3+700～K3+900區(qū)段內(nèi)軌PPR已超過0.03 mm。

圖9為上行K3+700—K3+900區(qū)段的內(nèi)軌聲學鋼軌粗糙度級。由圖9可見：該區(qū)段的鋼軌波磨特征波長約為28 mm，且特征波長所在聲學鋼軌粗糙度級(中心波長25 mm)超出ISO 3095[11]限值18.44 dB，此區(qū)段鋼軌短波波磨較為嚴重。

圖9 聲學鋼軌粗糙度級(上行K3+700—K3+900)

3.5 鋼軌和T栓振動加速度

為分析T栓斷裂與高頻疲勞振動的關(guān)系，測試了鋼軌和T栓的垂向振動加速度。圖10為不同車速下，斷裂斷面、未斷斷面的鋼軌和T栓振動加速度級測試結(jié)果。由圖10可以看出：

(1)隨著車速的提高，斷裂斷面、未斷斷面的鋼軌和T栓振動加速度級均明顯增大，較高的車速會增加對軌道系統(tǒng)的能量輸入。

(2)對于斷裂斷面，隨著車速的提高，T栓振動加速度級提升量比鋼軌更大；車速40 km·h-1時，T栓振動水平較鋼軌小7 dB；車速60 km·h-1時，T栓振動水平與鋼軌相當；車速75 km·h-1時，T栓振動水平達到163 dB，超過鋼軌振級5 dB，T栓存在振動放大現(xiàn)象。

(3)未斷斷面的T栓振動水平未超過鋼軌，T栓不存在振動放大現(xiàn)象。

圖10 振動加速度級

根據(jù)鋼軌波磨產(chǎn)生的固定頻率機理[12]，共振頻率f、行車速度v和波磨特征波長λ具備以下數(shù)學關(guān)系：

(1)

圖11為不同車速下，鋼軌和T栓的振動加速度頻譜幅值。由圖11可見：鋼軌和T栓的振動加速度頻譜存在隨速度變化的典型峰值，列車速度為40，60和75 km·h-1時，典型峰值頻率分別為400，580和760 Hz。

鋼軌振動加速度頻譜典型峰值與按照式(1)計算的波磨特征波長(28 mm)、車速二者決定的共振頻率一致。當車速為75 km·h-1時，鋼軌短波波磨激發(fā)了鋼軌及扣件系統(tǒng)在700～800 Hz的劇烈振動，對T栓輸入了較大的振動能量。

圖11 不同車速下鋼軌和T栓振動加速度頻譜幅值

4 T栓異常斷裂原因分析

4.1 鋼軌—T栓振動響應傳遞比分析

上行K3+700—K3+900區(qū)段的鋼軌短波波磨引起鋼軌及扣件系統(tǒng)的劇烈振動，是T栓斷裂的外部激勵誘因。但該區(qū)段也存在大量未發(fā)生T栓斷裂的扣件系統(tǒng)，因此需要進一步分析T栓斷裂的扣件結(jié)構(gòu)動力特征原因。

鋼軌—T栓振動加速度響應傳遞比N(ω)表征在相同振源輸入下鋼軌和T栓的振動加速度頻域響應之比，即

(2)

式中：ω為頻率，Hz；Rr(ω)和RT(ω)分別為鋼軌和T栓的振動加速度頻域響應，m·s-2。

針對發(fā)生T栓斷裂和未發(fā)生T栓斷裂的扣件，進行鋼軌—T栓的振動加速度響應傳遞比分析，圖12為發(fā)生T栓斷裂的鋼軌—T栓振動加速度響應傳遞比幅值及相位，圖13為未發(fā)生T栓斷裂的鋼軌—T栓振動加速度響應傳遞比幅值及相位。

圖12 發(fā)生T栓斷裂的鋼軌—T栓振動加速度響應傳遞比

圖13 未發(fā)生T栓斷裂的鋼軌—T栓振動加速度響應傳遞比

由圖12和圖13可見：不同車速下鋼軌—T栓振動加速度響應傳遞比幅值和相位特性基本相同，這表明鋼軌—T栓振動加速度響應傳遞比為扣件系統(tǒng)固有動力特征，與車速等外部激勵輸入無關(guān)。

由圖12(a)可見：發(fā)生T栓斷裂扣件的鋼軌—T栓振動加速度響應傳遞比在700～800 Hz存在顯著峰值，量值達到1.7左右，說明在該頻段存在T栓振動放大現(xiàn)象。

由圖12(b)可見：T栓斷裂扣件的鋼軌—T栓傳遞比相位在T栓振動放大頻段處(700～800 Hz)存在90°以上的相位差，說明在此頻段鋼軌和T栓振動不同步，導致T栓與鐵墊板間存在高頻應力。

由圖12、圖13對比可見：未發(fā)生T栓斷裂扣件的鋼軌—T栓振動傳遞比特征與發(fā)生T栓斷裂扣件的特征不同：未發(fā)生T栓斷裂扣件的鋼軌—T栓振動加速度傳遞比幅值在700～800 Hz處無振動放大；在700～800 Hz振動加速度傳遞比相位接近0°，鋼軌和T栓不存在較大的相位差，表明扣件系統(tǒng)處于整體振動狀態(tài)，T栓與鐵墊板間無高頻應力。

4.2 T栓斷裂原因

基于以上綜合測試及分析，可以確定該曲線DTⅦ2型扣件T栓異常斷裂的主要原因為：

(1)曲線段個別DTⅦ2型扣件在700～800 Hz頻段出現(xiàn)扣件T栓振動放大，T栓與扣件的振動不同步，導致T栓與鐵墊板在接觸處存在高頻疲勞應力。

(2)曲線內(nèi)軌存在嚴重的28 mm短波鋼軌波磨，在車速75 km·h-1時誘發(fā)鋼軌700～800 Hz的高頻振動，對扣件輸入了較大的能量，T栓進一步放大此頻段振動。在高頻疲勞應力作用下，T栓根部產(chǎn)生疲勞裂紋并逐漸開裂。

5 結(jié) 語

本文針對某地鐵高架線曲線DTⅦ2型扣件T栓斷裂問題開展了在線檢測及分析工作，得出T栓斷裂的主要原因為：部分扣件系統(tǒng)匹配狀況不良，在700～800 Hz處鋼軌—T栓的振動傳遞比幅值異常放大，同時鋼軌和T栓振動不同步，導致T栓承受高頻應力；鋼軌短波波磨誘發(fā)輪軌高頻振動，對扣件系統(tǒng)輸入較大的振動能量，造成波磨嚴重區(qū)段T栓疲勞斷裂。

針對此問題的治理措施建議為，整體更換T栓重復斷裂的扣件，并對存在短波波磨區(qū)段鋼軌進行打磨，改善輪軌相互作用狀態(tài)，降低輪軌振動量級。