车轮多边形磨损对高速线路轨道动态行为影响的试验研究

2019-12-27江英杰陶功权温泽峰金学松

噪声与振动控制 2019年6期

江英杰，李伟，陶功权，温泽峰，金学松

（西南交通大学牵引动力国家重点实验室，成都610031）

随着我国高速铁路的运营发展，高速列车车轮多边形磨损(车轮非圆化磨损或车轮波磨)现象变得越来越普遍[1]。列车在高速行驶时，车轮多边形磨损会加剧轮轨间相互作用，激励车辆和轨道系统中的高频振动，恶化零部件的受力状态；长期作用下会导致车辆和轨道零部件过早失效，影响列车运行的安全性。

SNYDER 等[2]研究了车轮不圆度与实测车轮冲击荷载之间关系，发现车轮不圆会产生高频的振动冲击，进而影响到轴箱、轮对和轨道零部件的使用寿命，需要及时对车轮镟修或进行其它维护。QU等[3]对某高速列车由车轮多边形引起的振动进行了现场测试，发现幅值约为0.2 mm车轮多边形能导致轴箱振动加速度峰值达到800 g。吴越等[4]建立转向架系统高频振动全有限元模型，分析高速列车车轮多边形磨损对轮轨力和转向架振动行为的影响，结果表明列车速度、车轮多边形磨损幅值和阶数的提高会使轮轨垂向力波动范围和转向架振动响应明显增大。温士明等[5]对地铁车辆进行车轮多边形磨损测试，并且对比测试了存在多边形磨损的列车在车轮镟修前后通过时不同轨道结构零部件的振动加速度，研究地铁车轮多边形磨损对轨道振动和减振特性的影响。车轮多边形除了会显著增大车辆的振动外，也会可能引起列车或轨道系统某些零部件的共振，加速它们的疲劳失效，如轴箱端盖螺栓、齿轮箱体、一系垂向止挡和扣件弹条等[6-9]。

高速铁路运营速度达到300 km/h，甚至350 km/h，为明确车轮存在多边形磨耗时其对轨道系统振动行为的影响，亟需开展相关的研究，确保轨道系统的运行可靠性。文中针对我国某高铁线路实际运营过程中出现的车轮多边形磨损现象，现场测试存在车轮多边形的列车通过桥梁和隧道段轨道时其零部件的振动加速度，并与车轮镟修后的振动测试结果进行对比，分析高速列车车轮多边形对轨道动态行为的影响。

1 轮轨表面不平顺测试及分析

对试验列车车轮不圆度和轨道振动测试断面附近的钢轨波磨不平顺进行了测试分析。

1.1 高速列车车轮不圆度测试及分析

试验列车最高运行速度为300 km/h。在车轮镟修前(距上次镟修后约运行19万公里)和镟修后对车轮不圆度进行了测试，试验列车所有车轮的不圆度阶次测试结果如图1所示。

图1 车轮镟修前后不圆度阶次测试结果

由测试结果可知：

(1)试验列车镟修前车轮周向不均匀磨损主要表现为偏心、18 边形和20 边形。其中18～20 高阶多边形粗糙度水平最高为26.8 dB re 1 mm。

(2)试验列车镟修后车轮高阶(18～20 阶)多边形磨损不明显，车轮镟修后周向圆度状态良好。

(3)当试验列车镟修前以265 km/h～278 km/h运营时，车轮多边形引起的轮轨振动频率可由f=v/l计算，其中，v表示列车运行速度，l表示车轮多边形磨损的边长(l=周长/阶次)。车轮18～20边形波长范围为0.13 m～0.16 m，多边形通过频率为460 Hz～

594 Hz。

1.2 钢轨波磨不平顺测试及分析

为排除钢轨波磨对轨道部件振动的影响，在选取轨道振动断面时特意选取了钢轨表面状态良好的区段。图2为桥梁和隧道轨道振动测点前后25 m范围内钢轨表面粗糙度的1/3 倍频程结果。由结果可知，2 个测点处曲线内轨和外轨表面粗糙度状态良好，没有钢轨波磨现象。

图2 轨道曲线内外轨波磨不平顺等级

2 车轮多边形对轨道部件振动的影响分析

为分析高速列车车轮多边形磨损对线路轨道结构动态行为的影响，在试验列车正常运营线路上选取桥梁和隧道各一个区段进行轨道零部件振动测试。两区段测点位置均在半径为10 000 m的圆曲线段上，测点处轨道结构特点见表1。

表1 两测点处轨道结构特点

加速度传感器布置在外轨侧，轨道各零部件测点加速度传感器的布置如图3所示。

图3 轨道零部件加速度传感器布置图示

振动测试的主要部件包括：轨枕上方钢轨轨腰、跨中钢轨轨腰、扣件弹条、轨枕和道床板(中部)。测试工况为试验列车车轮镟修前后以正常运营速度(265 km/h～278 km/h)通过两测试断面。测试时采样频率为10 kHz。

图4和图5分别为列车通过桥梁区段时轨枕上方钢轨垂向振动加速度时域结果和各零部件振动加速度有效值统计结果。

图4 桥梁区段轨道轨枕上方钢轨垂向振动时域图

图5 桥梁区段轨道各零部件振动加速度有效值

列车镟修后通过桥梁区段时，轨枕上方钢轨轨腰、跨中钢轨轨腰、扣件弹条、轨枕和道床板测点的垂向振动加速度有效值分别为5.59 g、5.29 g、5.86 g、0.096 9 g、0.063 3 g。与车轮镟修后测试结果相比，列车镟修前通过测试断面时，各测点的振动加速度有效值分别增大51.2 %、81.4 %、95.0 %、3.2 %、130.6%。车轮多边形磨损对桥梁区段轨道扣件弹条和道床板垂向振动加速度影响较为显著。

图6为桥梁区段轨道钢轨、扣件弹条、轨枕和道床板垂向振动加速度频域结果。

图6 镟修前、后桥梁区段轨道各部件振动加速度频域图

列车镟修前以278 km/h 通过测点时，钢轨垂向振动在492 Hz～513 Hz 和574～587 Hz 频率出现峰值，并且沿轨道结构向下传递，在钢轨以下的轨道零部件中均有表现。该显著频带与车轮多边形的通过频率(460 Hz～594 Hz)一致。列车镟修后通过测点时，各测点垂向振动在特征频率附近明显小于镟修前的结果，并且在492 Hz～513 Hz 和574 Hz～587 Hz频带没有显著峰值。安装状态下W300-1型扣件SKL 15 弹条在500 和570 Hz 附近存在两个固有频率[9]，其振型表现为垂向的扭转和纵向的拉弯。当弹条紧固状态不同时，弹条的约束模态频率可能会略有差异。车轮多边形激励频率与弹条固有模态频率相同，使轨道扣件弹条在其固有频率附近出现明显的共振峰值，其振动显著地高于钢轨。

图7和图8分别为列车通过隧道区段时枕上钢轨垂向振动加速度时域结果和各零部件振动加速度有效值统计结果。

图7 隧道区段轨道轨枕上方钢轨垂向振动时域图

由测试结果可知：

(1)列车镟修后通过测点时，轨道轨枕上方钢轨轨腰、跨中钢轨轨腰、扣件弹条、轨枕和道床板测点的垂向振动加速度有效值分别为6.92 g、6.97 g、5.29 g、0.052 g、0.016 3 g。与车轮镟修后测试结果相比，列车镟修前通过测试断面时各测点的振动加速度有效值分别增大30.5%、30.9%、127%、5.9%、6.3%。

图8 隧道区段轨道各零部件振动加速度有效值

(2)车轮多边形磨损对桥梁区段钢轨和道床板振动水平的影响比对隧道区段影响显著，特别是道床板。由于扣件弹条结构固有特性的缘故，车轮多边形产生的激励由钢轨直接传递到弹条，该振动特征在弹条上会放大，导致镟修前扣件弹条振动加速度有效值高于钢轨。

图9为隧道区段轨道钢轨、扣件弹条、轨枕和道床板垂向振动加速度频域结果。列车镟修前以265 km/h 通过测点时，钢轨垂向振动在465 Hz～478 Hz和546 Hz～560 Hz 频率出现峰值，该显著频带与车轮多边形的通过频率(460 Hz～594 Hz)一致。

列车镟修后通过测点时，各测点垂向振动水平在特征频率附近明显小于镟修前，并且在465 Hz～478 Hz和546 Hz～560 Hz频带没有显著峰值。扣件弹条出现的共振峰值在579 Hz左右，两测试区段扣件弹条共振频率不同，可能是由于扣件弹条紧固扭矩不同导致。

3 车轮多边形激励下轨道振动衰减性能分析

图9 镟修前、后桥隧道段轨道各部件振动加速度频域图

在上文中发现镟修前后桥梁段道床板振动加速度变化明显，而隧道段振动加速度变化不大，并且车轮多边形激励频率在桥梁段道床板振动加速度中有所体现，但在隧道段表现不明显。可能的原因是由于桥梁与隧道区段道床板及以下轨道结构的不同，导致轨道振动衰减性能存在差异。为分析车轮多边形激励对不同轨道结构振动的影响，采用道床板垂向加速度振级作为评价指标。数据处理方法按照ISO2631/1-1997 标准规定的1/3 倍频程中心频率Z计权因子处理，评价的频率范围为4 Hz～200 Hz，对应车轮多边形阶次为1(偏心)～8 阶，其中垂向加速度Z振级具体计算公式如下[10]

式中：VLZ为振级；n为1/3 倍频程中心频率的个数，这里取n=18，VALi为1/3倍频程第i个中心频率上未计权分频振动加速度级；Ci为1/3 倍频程第i个中心频率对应的加权因子。

列车镟修前后通过测试点时道床板4 Hz～200 Hz垂向1/3倍频程各中心频率上Z计权分频振级见图10。

图10 道床板振动加速度1/3倍频程频谱图

测试结果表明：隧道段道床板垂向加速度加权振级在4 Hz～200 Hz频率范围内都小于桥梁段。镟修前，桥梁和隧道道床板垂向加速度Z 振级为104.75 dB、85.23 dB；镟修后为94.59 dB、79.30 dB。

考虑到高阶车轮多边形的通过频率较高，现目前并没有合适的计权标准。因此选择列车通过桥梁段和隧道段时道床板垂向加速度未计权分频振级做对比，分析高阶车轮多边形对桥梁段和隧道段轨道振动的影响。道床板垂向1/3 倍频程各中心频率未计权分频振级见图11。

由结果表明：在400 Hz～650 Hz范围内，隧道段道床板垂向振动1/3 倍频程中心频率未加权分频振级明显小于桥梁区段；镟修后，桥梁段和隧道段道床板垂向加速度分频振级平均下降9.2 dB 和3.2 dB。隧道段轨道结构相比桥梁段具有更好的振动衰减性能，并且车轮多边形的存在对隧道段轨道振动衰减影响更小。