高曉剛，馮青松，王安斌，李文豪

(1.華東交通大學(xué) 鐵路環(huán)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(shù)大學(xué) 城市軌道交通學(xué)院， 上海 201620)

在鐵路運(yùn)輸系統(tǒng)中，扣件系統(tǒng)對保持軌道結(jié)構(gòu)幾何形位，保證軌道穩(wěn)定性、安全性至關(guān)重要。近年來，隨著軌道交通運(yùn)量不斷提升及行車間隔不斷縮小，扣件系統(tǒng)傷損問題日益嚴(yán)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(kuò)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(yán)重時(shí)發(fā)展成連續(xù)范圍內(nèi)的軌道結(jié)構(gòu)病害，危及車輛運(yùn)行安全。

針對鐵路彈條斷裂及失效，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量研究。Ling等[1]認(rèn)為，導(dǎo)致彈條疲勞失效除了彈條靜態(tài)預(yù)載荷外，還受到輪軌耦合下車輪循環(huán)動態(tài)激勵(lì)載荷的共同作用。在列車正常運(yùn)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(huán)輪軌力及非正常輪軌激勵(lì)載荷作用，增加了彈條彈趾位移，加速了彈條疲勞失效。文獻(xiàn)[1]初步提出，輪軌磨耗的產(chǎn)生增加了軌道振動能量。Mohammadzadeh等[2]提出一種運(yùn)行條件下彈條疲勞失效可靠性分析方法，應(yīng)用有限元分析得到彈條位移-時(shí)間時(shí)域圖,通過雨流計(jì)數(shù)法及Palmgren-Miner linear 失效法則數(shù)值模擬彈條裂紋區(qū)，但是試驗(yàn)和使用中的疲勞壽命并沒有進(jìn)行結(jié)果比較驗(yàn)證。Javad等[3]認(rèn)為，雖然彈條研究大多表明疲勞是導(dǎo)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(shù)關(guān)注甚少；研制了一種新型試驗(yàn)裝置，在實(shí)驗(yàn)室中模擬了鐵路彈條結(jié)構(gòu)和加載條件；在不同軌道運(yùn)行條件下，對鐵路彈條永久變形進(jìn)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(guān)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(jìn)行了疲勞試驗(yàn)、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(shí)，彈條疲勞壽命分別下降到5 468、16 839次，且彈條疲勞裂紋發(fā)生在最大應(yīng)力處。文獻(xiàn)[4]從試驗(yàn)角度得到鋼軌附加沖擊力對彈條壽命的影響。項(xiàng)俊等[5]為研究高速鐵路無砟軌道扣件系統(tǒng)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(xué)特征，認(rèn)為彈條預(yù)緊力到24 kN時(shí)扣件安裝到位，車輪多邊形磨耗階數(shù)的提高會增大彈條應(yīng)力值，3階磨耗時(shí)應(yīng)力增量36 MPa，較無磨耗增大5倍，線路曲線半徑4 000 m時(shí)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(rèn)為彈條振動加速度與不考慮鋼軌波磨下的結(jié)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(xiàn)[7-8]認(rèn)為，高速鐵路在長期運(yùn)營中會出現(xiàn)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(lì)與扣件彈條固有頻率接近時(shí)導(dǎo)致彈條產(chǎn)生共振，從而造成彈條傷損的重要機(jī)理。

以上研究都是基于輪軌磨耗激勵(lì)作用下幅頻對彈條失效的影響，認(rèn)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(xiàn)。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(lì)頻率范圍接近而導(dǎo)致扣件彈條產(chǎn)生共振的傷損機(jī)理。為驗(yàn)證高鐵彈條高頻激勵(lì)作用的傷損機(jī)理，自主設(shè)計(jì)研發(fā)了高頻彈條疲勞試驗(yàn)機(jī)，彈條在高頻激勵(lì)試驗(yàn)時(shí)加載激勵(lì)頻率為590 Hz，加載振幅為0.04 mm，彈條在試驗(yàn)2.05 h后發(fā)生斷裂失效。從試驗(yàn)?zāi)M上驗(yàn)證了彈條在輪軌磨耗激勵(lì)作用下共振斷裂失效機(jī)理。余自若等[11]通過考慮X2型彈條與扣件系統(tǒng)其他部分之間的接觸作用，計(jì)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(jìn)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(yàn)分析表明，彈條尾部與軌距擋板間由于微動磨損產(chǎn)生裂紋，形成污染源，反復(fù)作用下，裂紋擴(kuò)展，最終導(dǎo)致彈條斷裂。杜茂金[13]根據(jù)南京地鐵DTⅥ2型扣件彈條折斷情況，發(fā)現(xiàn)折斷主要集中在小半徑曲線地段；從曲線地段軌道振動強(qiáng)烈、彈條安裝不規(guī)范、設(shè)計(jì)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(dǎo)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(tài)和彈程對其扣壓力和應(yīng)力的影響。結(jié)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(tài)由線接觸轉(zhuǎn)化為多點(diǎn)接觸，使得彈條后端圓弧與鐵墊板端部產(chǎn)生局部應(yīng)力集中。隨著列車的反復(fù)通過，彈條在應(yīng)力集中處容易萌生裂紋，裂紋擴(kuò)展最終導(dǎo)致彈條發(fā)生疲勞斷裂；建議在線路運(yùn)營維護(hù)中，應(yīng)將彈條后端圓弧與鐵墊板端部的距離嚴(yán)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(tài)模態(tài)分析及動態(tài)振動頻響特性對地鐵e型彈條斷裂進(jìn)行了系統(tǒng)研究并揭示其斷裂機(jī)理，結(jié)果表明，地鐵e型彈條安裝不合理導(dǎo)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(yīng)力集中是導(dǎo)致彈條斷裂的主要原因。鐵路彈條材料研究方面，文獻(xiàn)[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(xué)成分檢測，對彈條斷裂原因進(jìn)行分析。結(jié)果表明，彈條斷裂性質(zhì)為彎曲-扭轉(zhuǎn)疲勞斷裂，斷口明顯分成疲勞源區(qū)、擴(kuò)展區(qū)和瞬斷區(qū)3個(gè)區(qū)域，疲勞源區(qū)位于彈條表面，認(rèn)為彈條斷裂主要原因與彈條表面質(zhì)量差有關(guān)。

綜上所述，現(xiàn)有文獻(xiàn)分別從軌道附加輪軌力、輪軌磨耗激勵(lì)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(tài)特征等方面分析。本文以現(xiàn)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(yàn)得到DI彈條中趾不同安裝深度下的模態(tài)參數(shù)，與行車下彈條動態(tài)振動特性及鋼軌波磨激勵(lì)作用進(jìn)行對比分析，揭示彈條由于不合理安裝模態(tài)頻率與輪軌激勵(lì)頻率吻合而導(dǎo)致失效的機(jī)理?；贒I彈條失效機(jī)理分析，以“遠(yuǎn)離激勵(lì)頻帶、減小振動幅值及保證互換安裝”為改進(jìn)目標(biāo)，對彈條進(jìn)行結(jié)構(gòu)阻尼優(yōu)化。結(jié)構(gòu)優(yōu)化結(jié)果不僅解決現(xiàn)場彈條施工非正常安裝導(dǎo)致的彈條模態(tài)共振傷損問題，同時(shí)通過彈條中空阻尼材料設(shè)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(lì)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(yīng)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(jié)合DI彈條疲勞試驗(yàn)結(jié)果[9]，本文目標(biāo)彈條斷裂位置主要發(fā)生于中肢與鐵墊板圓孔接觸位置，且在較短運(yùn)行時(shí)間后即發(fā)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(shí)間后發(fā)生斷裂，見圖1(a)。通過對彈條進(jìn)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(fā)現(xiàn)彈條表面有缺陷，裂紋源區(qū)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(qū)有磨損痕跡，彈條裂紋起源于表面，呈放射狀向前擴(kuò)展，裂紋擴(kuò)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(qū)域?yàn)槠诹鸭y擴(kuò)展區(qū)，整個(gè)區(qū)域的面積約占整個(gè)斷口的1/2，之后快速擴(kuò)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(qū)表現(xiàn)為凹凸不平，為初始表面缺陷，造成彈條表面較大應(yīng)力集中，在輪軌周期交變力作用下引發(fā)彈條疲勞裂紋產(chǎn)生。

1.2 接觸應(yīng)力分析

Ⅲ型扣件單個(gè)彈條扣壓力為8.25 kN，對應(yīng)彈程為10.5 mm。同時(shí)要求彈條后拱外側(cè)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(nèi)側(cè)與鐵墊板支座之間的距離不小于9 mm。

隧道現(xiàn)場調(diào)研發(fā)現(xiàn)，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(biāo)準(zhǔn)，見圖2。為評估和研究DI彈條安裝深度d對彈條受力、強(qiáng)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(qiáng)度分析(單位：MPa)

圖3分別模擬了標(biāo)準(zhǔn)安裝深度(d= 0)以及安裝深度過量為2、4、6 mm的數(shù)值模型。從圖3可知，標(biāo)準(zhǔn)安裝情況下彈條受力最大位置處于小圓弧后端，應(yīng)力值為1 242 MPa，此時(shí)彈條中肢安裝處應(yīng)力為437 MPa；當(dāng)彈條安裝過深量超過4 mm時(shí)，彈條受力最大位置已轉(zhuǎn)移至彈條中肢與鐵墊板圓弧接觸點(diǎn)，應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯，中肢應(yīng)力值為2 116 MPa；當(dāng)安裝過深為6 mm時(shí)，中肢接觸處應(yīng)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(diǎn)應(yīng)力迅速增加，超過彈條屈服強(qiáng)度及拉伸強(qiáng)度，剪切效應(yīng)顯著增大。

按照彈條在實(shí)際安裝中的受力情況對其進(jìn)行邊界設(shè)置及加載分析，具體設(shè)置見表1。實(shí)際安裝中，共設(shè)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(shù)”來控制接觸算法，摩擦系數(shù)0.2，法向接觸采用“硬接觸”不穿入。其他兩處接觸設(shè)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(jìn)行強(qiáng)度分析。現(xiàn)場用DI彈條材料為60Si2Mn彈簧鋼，材料特性見表2。

表1 強(qiáng)度分析邊界條件設(shè)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(dǎo)致表面出現(xiàn)缺陷，發(fā)展為裂紋萌生源區(qū)最終出現(xiàn)疲勞斷裂；強(qiáng)度分析表明，隨彈條中肢安裝深度繼續(xù)加大將導(dǎo)致DI彈條與鐵墊板接觸點(diǎn)產(chǎn)生一定應(yīng)力集中和表面缺陷，在列車運(yùn)行周期性強(qiáng)迫振動激勵(lì)作用下，彈條中肢接觸應(yīng)力集中位置將發(fā)生疲勞傷損。

2 彈條頻響分析

從彈條靜強(qiáng)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(tài)服役下的環(huán)境影響。結(jié)合DI彈條安裝狀態(tài)，采用頻域響應(yīng)對不同中趾安裝深度彈條模態(tài)頻響進(jìn)行研究，進(jìn)一步分析輪軌激勵(lì)作用與彈條安裝模態(tài)之間的關(guān)系。

2.1 組裝頻響特性

隧道線路現(xiàn)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(yīng)位置進(jìn)行組裝彈條試驗(yàn)?zāi)B(tài)頻率識別。

為研究DI彈條不同安裝條件下彈條模態(tài)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(biāo)準(zhǔn))、2、4、6 mm極限位置處進(jìn)行組裝試驗(yàn)?zāi)B(tài)識別，結(jié)果見圖4。隨著DI彈條中肢安裝深度的增加，彈條模態(tài)頻率呈增加趨勢，直到彈條小圓拱和鐵墊板接觸時(shí)，彈條安裝模態(tài)頻率最大為603 Hz，見表3。同時(shí)彈條應(yīng)力也迅速增加，具體見圖5。

圖4 彈條安裝深度不同時(shí)的模態(tài)頻率

圖5 彈條安裝不同深度時(shí)的接觸應(yīng)力及頻率

表3 彈條安裝深度不同時(shí)的應(yīng)力及頻率

2.2 在線彈條振動狀態(tài)

列車正常運(yùn)行下，在某地鐵線路扣件彈條上布置振動加速度傳感器進(jìn)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(tài)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(tài)頻率基本相同。

圖6 彈條在線振動頻響

2.3 鋼軌波磨激勵(lì)

為綜合考慮軌道結(jié)構(gòu)病害對扣件彈條的影響，探究輪軌磨耗激勵(lì)頻率對扣件彈條的影響，進(jìn)一步揭示彈條斷裂機(jī)理。根據(jù)歐洲鐵路聯(lián)盟制定的鋼軌波磨測量及評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，利用Rail measurement軟件移動波深幅值峰-峰平均值進(jìn)行波長統(tǒng)計(jì)計(jì)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(yuǎn)遠(yuǎn)超出BS EN ISO3095—2005國際標(biāo)準(zhǔn)要求[18]，結(jié)合線路區(qū)間列車的行車速度63 km/h，得到研究區(qū)段鋼軌波磨激勵(lì)頻率范圍為462～668 Hz。

圖7 鋼軌波磨粗糙度1/3倍頻程

結(jié)合上述分析，DI彈條安裝下主峰模態(tài)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(shí)主峰頻率在鋼軌波磨激勵(lì)頻率范圍內(nèi)。綜上可知，在周期性行車條件及鋼軌波磨激勵(lì)作用下[12]，彈條中趾的非正常安裝將導(dǎo)致DI彈條發(fā)生共振而疲勞失效。

3 彈條阻尼結(jié)構(gòu)優(yōu)化

現(xiàn)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(shè)計(jì)一般為三點(diǎn)受力設(shè)計(jì)，即扣壓點(diǎn)、支承點(diǎn)和約束點(diǎn)。彈條材料多選擇低阻尼彈簧鋼，且彈條結(jié)構(gòu)本身模態(tài)頻率范圍也在“車輛-軌道”激勵(lì)頻率范圍內(nèi)，在“車輛-軌道”系統(tǒng)的高頻激勵(lì)條件下，彈條產(chǎn)生高幅值振動，特別在彈條高應(yīng)力區(qū)域的共振幅值會遠(yuǎn)高于車輪通過頻率的高頻交變應(yīng)力，導(dǎo)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(qiáng)度及安裝互換等基本設(shè)計(jì)原則基礎(chǔ)上，為提高現(xiàn)用DI型彈條現(xiàn)場服役壽命，以“遠(yuǎn)離激勵(lì)頻帶、減小振動幅值及保證互換安裝”為彈條研究目標(biāo)，提出一種空心彈條結(jié)構(gòu)。空心彈條中心線維持彈條原有三維模型中心線，參考文獻(xiàn)[19]能量觀點(diǎn)，即在軌道扣件彈條組裝后，滿足彈條扣壓力、彈程和疲勞強(qiáng)度等設(shè)計(jì)要求前提下，彈條在單位質(zhì)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(yīng)力水平下彈條單位質(zhì)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(zhì)量；σmax為彈條組裝后的最大應(yīng)力。

空心彈條強(qiáng)度及阻尼彈條結(jié)構(gòu)分析見圖8。借助式( 1 )，通過分析優(yōu)化，將彈條直徑由φ18 mm提高到φ20 mm，并沿原實(shí)心彈條中心線挖空心直徑為φ8 mm的阻尼孔，強(qiáng)度見圖8(a),由強(qiáng)度分析結(jié)果可得出空心彈條優(yōu)化指標(biāo)為0.17，大于DI實(shí)心彈條指標(biāo)0.13，空心彈條單位質(zhì)量儲存的能量更大，性能參數(shù)見表4。

圖8 空心彈條強(qiáng)度及阻尼彈條結(jié)構(gòu)分析

表4 優(yōu)化彈條性能指標(biāo)參數(shù)表

為提高DI彈條振動衰減性能，對φ20 mm直徑的空心彈條進(jìn)行非金屬阻尼材料灌漿填充，即在優(yōu)化后彈條中間孔區(qū)域填充阻尼材料。其中，圖8(b)中藍(lán)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(yuǎn)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(jié)構(gòu)并噴灌粘黏劑，加熱阻尼材料到150 ℃時(shí)，加壓灌填入彈條內(nèi)孔，等填入的阻尼材料自然晾干凝固即為優(yōu)化的高阻尼彈條。

從彈條結(jié)構(gòu)優(yōu)化原則“滿足設(shè)計(jì)強(qiáng)度”角度，需進(jìn)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(shè)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(qū)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(xiǎn)區(qū)域，彈條中拱與后拱小圓弧的彎折處(跟端B)為最危險(xiǎn)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(jié)點(diǎn)及其附近4個(gè)節(jié)點(diǎn)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(jié)點(diǎn)及其附近4個(gè)節(jié)點(diǎn)見圖11和表5。

圖10 彈條跟端A處節(jié)點(diǎn)號

圖11 彈條跟端B處節(jié)點(diǎn)號

表5 彈條疲勞壽命計(jì)算結(jié)果 萬次

從表5可以看出，空心彈條危險(xiǎn)區(qū)域最小疲勞壽命節(jié)點(diǎn)及其附近4個(gè)節(jié)點(diǎn)的疲勞壽命結(jié)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(shí)心彈條最小疲勞壽命的4.86倍。

3.2 阻尼彈條模態(tài)分析

從彈條結(jié)構(gòu)優(yōu)化“遠(yuǎn)離激振頻率”的角度進(jìn)行頻響模態(tài)分析。彈條設(shè)置及加載見圖12和表6。優(yōu)化后的阻尼彈條模態(tài)頻率見表7。

圖12 阻尼彈條接觸剛度及加載約束設(shè)置

表6 阻尼彈條模態(tài)分析及加載約束設(shè)置

表7 阻尼彈條組裝模態(tài)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(tài)頻率先減小后增大，且第一階關(guān)注模態(tài)振型顯示為彈趾沿鋼軌垂向上下運(yùn)動，彈條中肢及中部連接體沿垂向運(yùn)動，符合輪軌作用下扣件變化特征。

綜上所述，優(yōu)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(jié)合上述分析結(jié)果，阻尼彈條結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不僅避開了鋼軌波磨的激勵(lì)頻率范圍，也可避免彈條不合理安裝而導(dǎo)致彈條安裝模態(tài)共振傷損現(xiàn)象。

3.3 優(yōu)化彈條幅頻響應(yīng)

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

圖14 優(yōu)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(yōu)化后相對原實(shí)心彈條先減小后增大，明顯避開了鋼軌波磨激勵(lì)頻率范圍。結(jié)構(gòu)阻尼優(yōu)化后，阻尼彈條響應(yīng)幅值明顯下降，特別在關(guān)注頻率336 Hz時(shí)，相對于原實(shí)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(fā)揮了作用。在列車行駛下，阻尼彈條結(jié)構(gòu)對輪軌激勵(lì)作用有振動衰減，一定程度上，優(yōu)化后的阻尼彈條延長了扣件服役壽命。

4 結(jié)論

(1)DI彈條在自由及正常安裝下的主峰值模態(tài)頻響基本在365 Hz，與行車條件下動態(tài)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(tài)頻率逐漸增大，且安裝極限下主峰模態(tài)頻率增大為603 Hz。盡管彈條所受在線動態(tài)激勵(lì)頻率與彈條正常安裝下固有模態(tài)頻率相差甚遠(yuǎn)，但DI彈條中肢非正常過安裝2 mm以上的模態(tài)頻率將與鋼軌波磨激勵(lì)頻率范圍462～668 Hz范圍吻合，在周期性行車及鋼軌波磨持續(xù)激勵(lì)下，導(dǎo)致彈條發(fā)生共振而疲勞斷裂。

(2)DI彈條強(qiáng)度分析結(jié)果顯示，當(dāng)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(diǎn)應(yīng)力迅速增加，在超過彈條屈服強(qiáng)度，剪切效應(yīng)顯著增大，導(dǎo)致彈條裂紋萌生，即安裝深度過大導(dǎo)致彈條與鐵墊板接觸點(diǎn)產(chǎn)生一定應(yīng)力集中，在長期外界強(qiáng)迫振動激勵(lì)作用下彈條容易發(fā)生疲勞折斷。DI彈條材料分析得到，傷損斷裂彈條的化學(xué)成分、硬度、金相組織級別、脫碳層深度均符合相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)和技術(shù)要求，但是彈條微觀分析發(fā)現(xiàn)，彈條表面裂紋源區(qū)凹凸不平，應(yīng)為原始的表面缺陷。表面安裝缺陷造成彈條表面較大的應(yīng)力集中，在外界受迫振動產(chǎn)生交變應(yīng)力引發(fā)疲勞裂紋產(chǎn)生。因此，DI彈條斷裂是由于中肢過深造成表面應(yīng)力集中，在列車行駛條件下，鋼軌波磨激勵(lì)作用導(dǎo)致彈條模態(tài)共振而失效。

(3)設(shè)計(jì)并優(yōu)化的DI阻尼彈條，相對原實(shí)心彈條不僅疲勞壽命提高了4.86倍，且主峰值模態(tài)頻率先減小后增大，解決了現(xiàn)場DI彈條施工非正常過安裝導(dǎo)致彈條模態(tài)共振傷損的問題。彈條中空阻尼材料設(shè)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(lì)作用有振動衰減作用，可進(jìn)一步延長彈條服役壽命。