特种方舱铁路运输异常调车纵向冲击试验研究

2021-06-04母东向聪刘勇刘绪锡张云逸

装备环境工程 2021年5期

母东，向聪，刘勇，刘绪锡，张云逸

（中国工程物理研究院总体工程研究所，四川绵阳 621900）

在炸药、火工品、化学物品、放射性材料等危险品的铁路运输中，通常采用特种方舱作为外包装防护容器，利用方舱底部的角件与列车上的锁紧装置（平头锁、手动／全自动转锁、F-TR锁等）连接，进行刚性固定[1]。列车解体或编组等调车环节是列车运行过程中最严酷的使用工况，方舱及其内装货物将承受较大的纵向冲击，是导致方舱结构与货物损坏的主要原因之一[2-3]。若在调车作业过程中出现异常冲击事故，将可能造成包装容器破坏，甚至导致危险品泄露，严重危害环境以及公共安全。

铁路车辆冲击试验研究方面，对铁路车辆、上装货物的铁路冲击试验方法有所差异。开展铁路车辆冲击试验，可参考的国内标准主要是TB/T 1335—1996《铁道车辆强度设计及试验鉴定规范》和TB/T 2369—2010《铁道车辆冲击试验方法与技术条件》。二者规定的试验方法均模拟驼峰调车场景，目的在于考核铁路车辆的冲击强度，采用“一车冲一车”的调车工况，仅冲击速度量值有所差异，见表1。在铁路行业中，开展过大量的铁路车辆冲击试验，均按照TB/T 1335—1996规定进行。

开展特种方舱铁路冲击试验，可参考的国内标准主要是GJB 2093A—2012《军用方舱通用试验方法》和TB/T 1335—1996。GJB 2093A—2012采用的是“一车冲三车”工况，受试车为第2辆静止车，冲击速度为15 km/h。国内军用方舱行业中，基本通过理论计算与数值仿真校验舱体冲击强度，少见有开展过铁路冲击试验进行验证。为研究特种方舱对铁路运输冲击环境的适应性与安全性，有必要开展铁路冲击试验，对不同的试验工况进行对比，确定合适的冲击试验条件，研究特种方舱铁路运输的纵向冲击特性。

表1 不同标准中规定的铁路冲击试验条件Tab.1 Experimental conditions according to different standards

仿真模拟研究方面，基于铁路车辆冲击的纵向连接模型，国内外学者通常采用单自由度多质点串联系统来模拟车辆之间的冲击过程，对缓冲器力学特性多采用查表法、线性阻尼带宽法、迟滞回路修正法、线性与非线性刚度叠加法以及多参数刚度阻尼法等进行数学建模分析[4-7]。对车体结构变形的影响，则多在缓冲器模型中进行补偿，如过渡曲线延伸法、并联刚度阶段作用法等[8-9]。通过建立动力学模型，对冲击过程中的车钩力、缓冲器行程、车体速度及加速度等动态参数有较好的预测性。孙锁怀等[10]基于试验方法获得了缓冲器非线性刚度阻尼参数，并建立了动力学模型，分析了不同编组模式下的纵向冲击特性。杨亮亮等[11]提出了一种兼顾缓冲器各摩擦部件之间的几何与力学关系、车体与转向架之间的心盘连接关系以及车体结构变形的纵向连接模型，与实际运行状态吻合较好，可较好预测纵向振动问题与车体纵向变形。Sun等[12]建立了典型旅客列车的冲击动力学模型，分析了冲击速度和编组形式对各车辆界面碰撞力的影响。严隽耄、Kirkpatrick等[13-20]建立了铁路运输冲击的仿真模型，总结了车辆纵向冲击特性的基本规律与影响因素，并提出了减小纵向冲击的有效措施。

文中首先开展了铁路冲击对比试验，研究了GJB 2093A—2012与TB/T 1335—1996规定的2种试验工况下的冲击环境。然后，基于试验结果，建立了特种方舱铁路运输调车工况下的系统动力学模型，对车体与特种方舱的纵向冲击特性进行了分析，为特种方舱铁路异常调车纵向冲击安全性边界分析提供了理论参考。

1 特种方舱铁路冲击对比试验研究

1.1 特种方舱铁路运输连接状态

铁路运输过程中，危险品包装箱通过螺栓连接固定在平板小车上，平板小车通过前后限位结构固定压紧。特种方舱通过底部的4个角件与铁路货车上的4个F-TR转锁连接固定，不采用其他刚性或柔性加固，如图1所示。某危险品包装箱与平板小车的总质量约为5 t，特种方舱外形尺寸（长×宽×高）为6058 mm×2438 mm×2438 m，满载质量约为15 t。

图1 危险品特种方舱铁路运输连接状态Fig.1 Apparatus of the impact experiments

1.2 铁路冲击试验条件

参考GJB 2093A—2012中规定的铁路运输撞击试验，以及TB/T 1335—1996中规定的铁路车辆冲击试验方法，确定特种方舱铁路冲击对比试验件，见表2。为对比分析“一车冲一车”（工况1）、“一车冲三车”（工况2）2种冲击模式（如图2所示）下冲击特性的差异，除冲击速度与受试车位置不同外，其余试验条件均一致。其中，冲击车为C80型货车，总质量为75 t；装载方舱的受试车为NX70型平车，空载质量为23 t，装载特种方舱后的总质量为38 t；连挂车为N17AK型平车，空载质量为20 t；阻挡车为C80型货车，总质量约为80 t。以上车辆均配装有17型车钩、MT-2型缓冲器。考虑到试验实施的分散性，同一工况冲击2轮，不区分正反冲击方向。

表2 特种方舱铁路冲击对比试验条件Tab.2 Comparison between the experimental conditions

图2 特种方舱铁路冲击试验条件Fig.2 Conditions of the impact experiments: a) case 1; b) case 2

试验在中车长江车辆有限公司试验研究中心的冲击试验线上开展。通过高速摄影机，测量冲击速度；通过在连挂碰撞界面处安装测力车钩，测量车钩冲击力；通过在连挂碰撞界面处的缓冲器前从板和钩托板之间安装位移计，测量冲击时的缓冲器位移；通过在特种方舱内部安装加速度传感器，测量关键位置的加速度响应。

1.3 试验结果及分析

试验过程中，工况1的2轮冲击速度分别为8.2、8.15 km/h，冲击车与受试车正常连挂，特种方舱结构外观正常，无变化。工况2的2轮冲击速度分别为15、15.13 km/h，试验后连挂车1的前从板出现破坏，有破片飞出；特种方舱的门端角件发生局部塑性屈服变形（如图3所示）。最大车钩力与缓冲器测试结果见表3。工况1条件下，缓冲器位移约为78 mm，车钩力不大于1200 kN，未超过其最大行程（83 mm）；工况2条件下，缓冲器被完全压缩，车钩力超出缓冲器的最大作用力（2300 kN）。根据我国现行《铁路技术管理规定》，铁路车辆调车连挂速度不大于5 km/h，铁路运输车辆的车体强度均按8 km/h的冲击速度进行设计校核。工况2的冲击速度约为正常连挂速度的3倍，铁路平板车车钩发生变形破坏，无法正常调车连挂。

图3 特种方舱门端角件局部塑性变形Fig.3 Deformation at one corner fitting of the container

表3 铁路运输冲击试验最大车钩力与缓冲器位移结果Tab.3 Coupler force and draft gear stoke of the impact experiments

两种工况下，冲击响应沿“平板车→FT-R转锁→特种方舱→平板小车→包装箱”传递，且衰减较快（如图4所示）。包装箱上的轴向冲击响应均呈半正弦波波形，峰值约为5g～7.3g，底宽约为50～80 ms，符合铁路冲击响应的理论预期。相比于工况1，工况2中包装箱上的响应偏大，超出约40%。工况2冲击试验后，平板小车后限位结构出现明显弯曲变形。试验结果表明，GJB 2093A—2012规定的铁路冲击试验工况比TB/T 1335—1996中的规定更为严酷。但是，尚不足以给出危险品特种方舱铁路运输冲击的安全边界，可通过建立铁路运输纵向冲击动力学模型进一步对比分析。

2 铁路运输纵向冲击特性分析

2.1 铁路运输冲击动力学模型

铁路冲击试验中，无论是“一车冲一车”，还是“一车冲三车”模式，均可将铁路车辆冲击模型简化为1辆运动车冲击n辆静止车的质量-弹簧阻尼系统，如图5所示。当运动车与静止车接触时，缓冲器开始压缩，车辆之间存在相互冲击力，车辆与轨道之间存在着摩擦力。仅考虑车辆纵向伸缩的自由度，忽略车辆横向、垂向的运动。

图4 铁路运输冲击试验中的加速度响应Fig.4 Acceleration responses during the impact experiments: a) acceleration response in the first impact of condition 1; b) peak acceleration of each measuring point

图5 “1车冲n车”铁路车辆冲击模型Fig.5 Locomotive dynamic model with one vehicle to n vehicle

铁路运输冲击动力学方程可表达为式（1）：

式中：M为运动车的质量；mi为第i辆静止车的质量，i=1, 2,…,n；xi为第i辆静止车的绝对位移；v0为运动车的速度；Fci、Fai为第i辆车的车钩力、与轨道间的摩擦力；Fc0、Fa0为运动车的车钩力、与轨道间的摩擦力。

摩擦力的大小和方向与车辆承受的外部载荷、运动速度方向有关。根据车辆车型和空重状态的不同，车辆与轨道间的摩擦力可选择不同的经验公式计算。

空车滚动轴承车与轨道间的摩擦力为：

式中：vi为第i辆静止车的速度。

重车滚动轴承车与轨道间的摩擦力为：

为简化计算，采用缓冲器的阻抗特性来描述调车冲击所产生的车钩力。对于MT-2型钢弹簧干摩擦缓冲器，通过“一车冲一车”冲击试验获得的阻抗特性曲线如图6所示。

图6 MT-2型缓冲器阻抗特性曲线Fig.6 Loading responses of the MT-2 draft gear

缓冲器特性曲线表现了如下特性：预压力、加载曲线、加载末端的“尖峰效应”现象、过渡曲线、开始卸载的“锁定卸载”现象、卸载曲线。建立较为接近实际的缓冲器动力学模型，需要尽量模拟缓冲各段的动态特性。采用附加摩擦因素来表示缓冲器摩擦副运动状态的改变，引入附加摩擦力Fcif来表示摩擦副锁定后的阻抗力增加值。车钩力和附加摩擦因素分别为：

式中：μcf为附加摩擦因素；μs为等效静态摩擦因素；μk为等效动态摩擦因素；Δs为相对纵向位移，Δs˙为相对纵向速度；vcf为动态摩擦的速度阈值；Fci0为缓冲器初始压力；Fcis为缓冲器内部的弹簧力和滑动摩擦力的合力。

根据建立的铁路运输冲击动力学模型，针对“一车冲一车”工况进行仿真分析，5 km/h冲击速度下的最大车钩力约为1032 kN，8 km/h冲击速度下的最大车钩力约为1274 kN。与试验结果（见图6）对比，仿真结果与冲击试验结果吻合较好。

2.2 特种方舱纵向冲击特性分析

工况1与工况2冲击条件下的调车冲击仿真结果如图7所示。从图7中可以看出，最大车钩力出现在运动车与静止车的碰撞界面处，离该界面处越远，车钩力越小。2种工况下，受试车（特种方舱的装载车）前端车钩力分别为1274、2132 kN，对应的MT-2缓冲器位移分别约为77.5、82.3 mm。对于工况2，碰撞界面1处的缓冲器处于全压缩状态，超出MT-2缓冲器的性能极限；碰撞界面2处的缓冲器已接近全压缩状态。从车钩力来看，对于特种方舱的铁路运输冲击考核，工况2比工况1更为严酷。若冲击速度相同，“一车冲一车”模式比“一车冲三车”模式更为严酷。

图7 各碰撞界面的车钩力与缓冲器位移Fig.7 (a) Coupler force and (b) draft gear stoke at the collision interface

由图7可以看出，在不同冲击速度的“一车冲一车”工况下，冲击速度越大，车钩力越大。当冲击速度约为10 km/h时，碰撞界面处的缓冲器刚好处于全压缩状态，车钩力约为2204 kN。当冲击速度提升至12 km/h时，车钩力增大至5870 kN，已明显超出MT-2缓冲器的性能极限。因此，TB/T 2369—2010中规定的冲击速度为12 km/h的“一车冲一车”工况，现有车体强度、缓冲器性能预计已不能满足冲击安全性需求，可能造成陪试车的损坏。

对比铁路运输冲击试验与仿真计算结果，分析认为：基于我国现有铁路车辆能力现状，特种方舱铁路运输异常调车冲击下，连接车钩是整个系统的最薄弱的环节。相对于“一车冲三车”模式，TB/T 1335—1996、TB/T 2369—2010规定的“一车冲一车”模式可操作性更强，对特种方舱的安全性考核更为直接，是更为合适的铁路运输异常调车纵向冲击试验方法。