弹性扣件轨道

2024-05-04

弹性扣件轨道篇1

随着轨道交通线路的长期运营, 轨道结构所产生的振动和噪声问题越来越突出。对城市轨道交通既有线路采用何种合理与有效的减振措施是地铁运营管理部门急需解决的工程问题。通过对既有线路不同轨道结构的减振性能进行现场测试, 根据比较分析试验结果, 提出弹性扣件轨道的基于钢轨调谐质量系统的“线”“面”式减振措施。1) 普通高弹性扣件轨道减振。弹性扣件轨道结构中, 具有不同动力参数的弹性扣件的应用无疑是影响轨道结构减振性能的主要因素。2) “线”式减振。弹性扣件轨道结构中, 可将“钢轨”看作一条“线”, 通过在钢轨扣件处定距增加钢轨调谐质量构成钢轨调谐质量系统, 改善弹性扣件轨道结构系统的减振性能[1,2]。3) “面”式减振。弹性扣件轨道结构中, 可以在钢轨上附加壳面质量, 将钢轨附加的质量构成面式结构, 这种减振的措施称为“面”式减振。通过落轴冲击[3,4]有限元模型, 模拟不同轨道结构的动力响应。

1 弹性扣件轨道三种改造模型及参数设计

车轮模型采用辐条式车轮使用Plane42单元进行模拟, 网格划分采用映射方式, 四边形网格形状。车轮毂厚度a=0.062 7 m, 直径d=1.25 m, 轴重1.2 t。车轮的落轴高度取20 mm, 能够较好的模拟车轮在轨道不平顺状态下弹起, 被一系悬挂弹向轨道的冲击荷载[5,6,7]。

1.1 高弹性扣件轨道结构

高弹性扣件轨道结构模型如图1所示, 通过改变扣件刚度研究动力性能的影响。基本参数如下:1) 钢轨采用60轨:质量m=60.64 kg/m、截面面积A=77.45 cm2、弹性模量E=210 GPa、泊松比μ=0.3、计算长度25 m;ANSYS模型中采用Solid45单元模拟钢轨实体;2) 扣件刚度取6 k N/mm, 25 k N/mm, 50 k N/mm, 阻尼7.5e4N·s/m, 运用Combin14单元模拟。

1.2 调谐质量“线”式结构

弹性扣件轨道“线”式结构落轴冲击模型如图2所示。在每个扣件的钢轨处附加调谐质量块, 扣件垂向刚度分别取6 k N/mm, 25 k N/mm与50 k N/mm, 阻尼均为7.5e4N·s/m。质量单元分别取15 kg, 30 kg与50 kg, 质量单元和钢轨的连接采用Combin14弹簧单元模拟, 为保证质量单元的稳固连接, 该处橡胶连接刚度取大值200e6k N/mm。

1.3 调谐质量“面”式结构

弹性扣件轨道“面”式结构落轴冲击模型如图3所示, 质量系统采用壳结构, 板连续设置, 两轨中间板宽1.35 m, 钢轨两端质量板各宽0.5 m, 板厚120 mm, 采用Shell63单元进行模拟;扣件刚度取6 k N/mm, 25 k N/mm与50 k N/mm。质量单元和钢轨的连接运用弹簧模拟, 弹簧单元使用Combin14单元。同样, 为保证质量单元的稳固连接, 钢轨中间及两边的质量与钢轨的链接用较大刚度的弹簧单元, 横向及垂向均进行固定连接, 刚度设置为较大值200e6k N/mm。

2 计算结果分析

2.1 高弹性扣件轨道减振结果

高弹性扣件轨道的落轴冲击动力响应如图4与图5所示。各动力响应结果最大值列于表1, 对其分析可知, 在保持同一落高 (20 mm) 下, 随着扣件刚度由6 k N/mm至25 k N/mm再增至50 k N/mm时, 钢轨最大位移从1.225 mm至1.106 mm再到0.940 mm逐渐减小;而扣件支座反力随着扣件刚度的增加而增加, 相应的最大扣件支座反力分别为44.534 k N, 63.721 k N, 84.472 k N。

分析落轴冲击动力响应结果可知 (见图6) , 对于铺设普通弹性扣件轨道结构的线路, 较为经济可行的既有线减振改造措施为降低扣件刚度, 利用高弹性扣件, 使得扣件支座反力随之减小, 从而降低传递至道床基础的作用力, 起到一定的轨道结构减振效果。但钢轨位移将随着扣件刚度的减小而增加, 会对线路不平顺与钢轨磨耗产生一定程度的影响。

2.2 调谐质量“线”式减振结果

钢轨调谐质量为15 kg时, 弹性扣件轨道“线”式结构落轴冲击动力响应如图7 (钢轨位移) 与图8 (扣件支座反力) 所示, 相应落轴冲击动力响应的最大值列于表2。分析弹性扣件轨道“线”式结构钢轨调谐质量改变对落轴冲击动力响应的影响可知 (见图9) , 对于采用钢轨调谐质量系统的弹性扣件轨道“线”式结构, 当保持扣件刚度不变时, 改变调谐质量的大小, 钢轨最大位移和支座反力等动力响应随着钢轨调谐质量的增加而减小, 但变化幅度较小;而在钢轨调谐质量一定时, 弹性扣件轨道“线”式结构的钢轨位移随着扣件刚度的增加而减小, 支座反力则随着扣件刚度的增加而显著增加。

结果分析表明, 对于采用调谐质量系统的弹性扣件轨道“线”式结构, 钢轨上加入调谐质量能在一定程度上降低扣件支座反力, 但在钢轨调谐质量和扣件刚度共同作用时, 扣件刚度对轨道结构产生的动力影响远大于钢轨调谐质量所产生的影响 (见图10) 。因此, 在改造地铁既有线路减振性能时, 增加钢轨调谐质量, 同时保持较低的扣件刚度值, 会达到较好的轨道结构减振效果。相比之下, 由于扣件刚度对整个轨道结构系统的减振特性影响较大, 对于弹性扣件轨道“线”式减振结构, 应确保扣件采用较低的刚度, 从而能够为轨道结构提供弹性与产生较好的减振性能。

2.3 调谐质量“面”式减振结果

弹性扣件轨道“面”式结构 (通过钢轨之间及两边附加质量) 的落轴冲击动力响应如图11与图12所示, 不同扣件刚度下各动力响应结果最大值列于表3。分析弹性扣件轨道“面”式结构落轴冲击动力响应的影响可知 (见图13) , 随着扣件刚度的增加, 钢轨位移逐渐减小, 而扣件支座反力逐渐增加, 变化幅度较为明显。

对钢轨上附加质量的弹性扣件轨道“面”式结构进行落轴冲击计算模拟时, 钢轨位移和扣件支座反力的峰值出现时间比普通扣件轨道和基于调谐质量阻尼系统的弹性扣件轨道的峰值出现时间延迟0.2 s, 说明钢轨上附加质量后, 延缓了整个轨道结构系统对于振动冲击的响应。与弹性扣件轨道“点”式与“线”式结构相比, 弹性扣件轨道“面”式结构在落轴冲击作用下产生的钢轨位移和扣件支座反力等动力响应均小于前述两种模型。因此, 弹性扣件轨道“面”式结构减小了扣件支座反力, 降低了传递至道床基础的作用力, 具有较好的轨道结构减振性能;同时, 对线路不平顺与钢轨磨耗的发展起到了一定的缓解作用。

3 结语

本文通过建立落轴冲击有限元模型, 计算分析了地铁既有线弹性扣件轨道结构的动力响应, 并对不同轨道结构的减振模型进行了动力性能对比。

对于弹性扣件轨道通过更换扣件的措施, 将原有扣件换为高弹性扣件, 较为经济可行的既有线减振改造措施为采用高弹性扣件, 降低传递至道床基础的作用力, 达到较好的轨道结构减振效果。对于采用调谐质量系统的弹性扣件轨道“线”式结构, 在改造地铁既有线路减振性能时, 增加钢轨调谐质量, 同时保持较低的扣件刚度值, 能够使轨道结构产生较好的减振性能。与弹性扣件轨道“线”式结构相比, 对钢轨上附加质量的弹性扣件轨道“面”式结构由于减小了扣件支座反力, 降低了传递至道床基础的作用力, 具有较好的轨道结构减振性能;通过对落轴冲击动力响应的分析, 对线路不平顺与钢轨磨耗的发展起到了一定的缓解作用。

参考文献

[1]于春华.城市轨道交通减振设计与研究[J].铁道工程学报, 2009 (4) :77-79.

[2]马丰伟.复杂隔振系统振动传递特性研究[D].济南:山东大学, 2006.

[3]朱剑月, 练松良.轨道结构落轴冲击动态响应有限元分析[J].铁道学报, 2005, 27 (3) :76-79.

[4]耿传智, 王伟鹏.地铁弹性扣件减振性能的落轴冲击仿真分析[J].振动与冲击, 2010, 29 (3) :113-117.

[5]朱剑月, 练松良.弹性支承块轨道结构落轴冲击动力性能分析[J].中国铁道科学, 2006, 27 (3) :22-27.

[6]董国宪.高架轨道交通浮置板轨道减振降噪性能研究[D].上海:同济大学, 2007.

弹性扣件轨道篇2

关键词：弹性旁承；问题；措施

中图分类号： U272.3 文献标识码： A 文章编号： 1673-1069（2016）11-163-3

1 概述

N30型轨道平车是中车太原机车车辆有限公司研发的30t级轨道平车，该车载重30t，自重t，装用转K2型转向架。转向架采用JC型双作用弹性旁承，转向架组装时，抽去中间一组摇枕弹簧。

2015年10月，我段在检修N30型轨道平车过程中，发现整车落成后，上旁承下平面与下旁承滚子的间隙过大，无法保证旁承间隙5±1mm的要求。如果通过增加下旁承垫板的厚度来调整旁承间隙时，出现了上心盘与下心盘脱离、悬空的现象。为此，在对发生的问题及该车具体结构进行综合分析的基础上，提出了N30型轨道平车装用JC-3型双作用弹性旁承的设计方案。现将具体设计及改进情况说明如下：

2 发现的问题、原因分析及解决措施

2.1 生产过程中发现的问题

我段检修N30型轨道平车，在整车落成时，发现有上旁承下平面与下旁承滚子的间隙过大，无法保证旁承间隙5±1mm的要求。

2.2 原因分析

针对此类故障情况，我们进行了认真分析。分析情况如下：

根据国内外货车设计的一般要求，原则上按照弹性旁承工作载荷不大于空车车体自重（车辆自重-2×转向架自重）的85%来考虑，其中，转K2及转8B（8AB）型转向架自重4.2t。

N30型轨道平车自重为：18.1t，选用JC型弹性旁承，则依据上述计算可得：W=18.1-2*4.2=9.7t

单个旁承的压缩量为：S=W*9.8*85%/K1/4

K1为JC型弹性旁承刚度2.2±0.2MN/m

旁承间隙为：A=L-S

A为旁承间隙；L为下旁承上平面距滚子间距15+2-1mm

则：弹性旁承间隙计算见表2：

由上表可见如下旁承磨耗板与滚子的间距为下差14或15mm时，上旁承下平面与下旁承滚子的间隙能通过调整垫板厚度可以保证旁承间隙5±1mm的要求；但取上差17mm时，上旁承下平面与下旁承滚子的间隙能只能通过增加下旁承垫板厚度来调节旁承；按照旁承最大承载即三点支撑结构（心盘、旁承）承载改为二点支撑（旁承）承载结构，此时单个旁承的压缩量为：

S=W*9.8/K/4

K为JC型弹性旁承刚度2.2±0.2MN/m

此时的旁承间隙见表3

由上表可见，即使车体重量全由弹性旁承弹性承载，在JC旁承刚度取上差时，旁承间隙最大为7.1mm，过调整垫板厚度可以保证旁承间隙5±1mm的要求。

根据以上分析，旁承间隙无法调整的问题是由于采用的JC型弹性旁承刚度不合适而发生的。如要解决此类问题，应选择小刚度的弹性旁承。

3 解决措施

3.1 JC系列弹性旁承主要参数指标见表4

3.2 弹性旁承的选用

N30型轨道平车旁承间隙无法调整的问题是由于采用的JC型弹性旁承刚度大而发生的，如要解决此类问题，应选择小刚度的弹性旁承。根据表4，N30型轨道平车旁承型式应选取JC-3型弹性旁承，其旁承间隙应设置为4mm～6 mm（名义为5mm）。

下面对JC-3型弹性旁承间隙进行分析计算：

4 换装JC-3型弹性旁承对车辆动力学的影响

双作用常接触弹性旁承组成将单滚子旁承与常接触弹性旁承结合起来，以实现两者的优势，满足货车不断提高运行速度和改善动力学性能的要求。它通过预压缩弹性旁承题，在上旁承及下旁承磨耗板间产生压力，当上、下心盘相对回转时，即当转向架相对于车体有一个回转的趋势后，旁承处将产生水平方向的摩擦阻力，增大车体相对于转向架的回转阻力约束作用，防止上、下心盘的翘离。当车体在上心盘上侧滚引起弹性旁承压缩过大，上旁承将压靠滚子，防止车体侧滚过大并减少回转阻力的过分提高。

对N30型轨道平车换装JC-3型弹性旁承，我们和西南交大牵引动力实验室老师进行了沟通。在动力学计算中，弹性旁承主要作用是提供回转阻力矩，对其它的没有影响。在回转阻力矩计算公式中：M=u*P*2b，u为弹性旁承摩擦系数，P为单个旁承所产生的力，2b为旁承间距， JC型和JC-3型摩擦系数u一样，旁承间距2b没变，P取空车车体自重（车辆自重-2×转向架自重）的85%，没有变化，所以回转阻力矩M值不变。因此，换装JC-3型弹性旁承后N30型轨道平车动力学基本不变。

5 N30型轨道平车换装JC-3型弹性旁承改造方案

我们针对N30型轨道平车换装JC-3型弹性旁承，形成以下改造方案：

①QCZ85F-00-00-00转K2型转向架（1位）和QCZ86F-00-00-00转K2型转向架（2位）中序号8 QCZ83JX-80-00 JC型双作用弹性旁承更改为QCZ85H-80A-00 JC-3型双作用弹性旁承。

②QCZ85F-00-00-00转K2型转向架（1位）中序号3 QCZ85A-40-00摇

枕组成和QCZ86F-00-00-00转K2型转向架（2位）中序号4 QCZ85A-40-00摇枕组成都需组焊同QCZ85K-40-00 摇枕组成中序号14的一样的下旁承挡销，组装尺寸和焊接方式相同。

③根据运装货车[2008]529号文件的要求，需在车辆1、4 位枕梁内侧、旁承上方的腹板上，焊装货车弹性旁承落成永久性标识牌。如下图所示：

其中永久性标识牌中字体形式、高度间距及尺寸、材质、厚度等符合运装货车[2008]529号文件中附件的要求，永久性标识牌标识为： “旁承型式”为“JC-3”，“落成间隙”为“4-6”。

6 装车验证

经对转K2型转向架进行改造后，整车落成时，上旁承下平面与下旁承滚子的间隙5±1mm完全可以保证。

7 结论

根据计算结果和装车验证，N30型轨道平车换装JC-3型弹性旁承设计方案合理可行，能够满足N30型轨道平安全运用和弹性旁承间隙调整需要。

参考文献