地铁扣件弹条失效分析及结构阻尼优化

高晓刚，冯青松，王安斌，李文豪

(1.华东交通大学 铁路环境振动与噪声教育部工程研究中心，江西 南昌 330013；2.上海工程技术大学 城市轨道交通学院， 上海 201620)

在铁路运输系统中，扣件系统对保持轨道结构几何形位，保证轨道稳定性、安全性至关重要。近年来，随着轨道交通运量不断提升及行车间隔不断缩小，扣件系统伤损问题日益严重，威胁行车安全。其中，扣件失效中常见的是弹条断裂，铁路弹条断裂失效会引起钢轨轨距扩大、支撑刚度不均匀，加剧轮轨相互作用力，加速线路几何形位恶化，严重时发展成连续范围内的轨道结构病害，危及车辆运行安全。

针对铁路弹条断裂及失效，国内外学者进行了大量研究。Ling等[1]认为，导致弹条疲劳失效除了弹条静态预载荷外，还受到轮轨耦合下车轮循环动态激励载荷的共同作用。在列车正常运行下，铁路弹条承受钢轨焊接部位、钢轨波磨、车轮多边形等非正常载荷，这些非正常载荷大小为轮轨载荷的60%。扣压力、循环轮轨力及非正常轮轨激励载荷作用，增加了弹条弹趾位移，加速了弹条疲劳失效。文献[1]初步提出，轮轨磨耗的产生增加了轨道振动能量。Mohammadzadeh等[2]提出一种运行条件下弹条疲劳失效可靠性分析方法，应用有限元分析得到弹条位移-时间时域图,通过雨流计数法及Palmgren-Miner linear 失效法则数值模拟弹条裂纹区，但是试验和使用中的疲劳寿命并没有进行结果比较验证。Javad等[3]认为，虽然弹条研究大多表明疲劳是导致铁路弹条失效的主要原因，但对影响弹条疲劳特性的参数关注甚少；研制了一种新型试验装置，在实验室中模拟了铁路弹条结构和加载条件；在不同轨道运行条件下，对铁路弹条永久变形进行了测量，建立了弹条塑性变形、轨道轴载荷以及列车速度之间的关系。Anat等[4]为了解铁路弹条在使用过程中疲劳失效情况，对e型铁路弹条进行了疲劳试验、有限元分析和失效分析。在正常轮轨载荷下，e型弹条疲劳寿命大于5×106次。在轮轨非正常冲击载荷作用下，弹条弹趾受到高频、中频冲击载荷时，弹条疲劳寿命分别下降到5 468、16 839次，且弹条疲劳裂纹发生在最大应力处。文献[4]从试验角度得到钢轨附加冲击力对弹条寿命的影响。项俊等[5]为研究高速铁路无砟轨道扣件系统中弹条部件断裂原因，以WJ-7型扣件为研究对象，分析扣件安装、车轮多边形磨耗及曲线线型等3种条件下扣件弹条力学特征，认为弹条预紧力到24 kN时扣件安装到位，车轮多边形磨耗阶数的提高会增大弹条应力值，3阶磨耗时应力增量36 MPa，较无磨耗增大5倍，线路曲线半径4 000 m时弹条寿命2万次，较线路半径8 000 m减少98%以上。朱胜阳等[6]以我国高速铁路采用的Vossloh扣件弹条为研究对象，研究弹条在安装过程中受力及列车动荷载作用下的振动特性，认为弹条振动加速度与不考虑钢轨波磨下的结果相比约增大10倍，波磨明显加剧了扣件弹条振动，从而加速弹条疲劳损伤。文献[7-8]认为，高速铁路在长期运营中会出现钢轨波浪形周期性磨耗和动车组车轮多边形周期性磨耗，轮轨间动力作用增大，揭示了轮轨高频激励与扣件弹条固有频率接近时导致弹条产生共振，从而造成弹条伤损的重要机理。

以上研究都是基于轮轨磨耗激励作用下幅频对弹条失效的影响，认为车轮多边形和钢轨波磨对弹条振动和附加失效有一定贡献。Gao等[9]和王安斌等[10]以高速铁路常用ω型扣件弹条为研究对象，揭示ω型高铁弹条安装下某阶固有频率与轮轨高频激励频率范围接近而导致扣件弹条产生共振的伤损机理。为验证高铁弹条高频激励作用的伤损机理，自主设计研发了高频弹条疲劳试验机，弹条在高频激励试验时加载激励频率为590 Hz，加载振幅为0.04 mm，弹条在试验2.05 h后发生断裂失效。从试验模拟上验证了弹条在轮轨磨耗激励作用下共振断裂失效机理。余自若等[11]通过考虑X2型弹条与扣件系统其他部分之间的接触作用，计算分析了水平力作用下的弹条疲劳寿命，对荷载频率作用下弹条性能进行了讨论。伍曾等[12]等研究了微动磨损对Ⅱ型扣件弹条断裂的影响，理论和试验分析表明，弹条尾部与轨距挡板间由于微动磨损产生裂纹，形成污染源，反复作用下，裂纹扩展，最终导致弹条断裂。杜茂金[13]根据南京地铁DTⅥ2型扣件弹条折断情况，发现折断主要集中在小半径曲线地段；从曲线地段轨道振动强烈、弹条安装不规范、设计缺陷、轨道不平顺等方面找出弹条折断的原因，并提出整治弹条折断的措施，首次提出e型弹条不合理安装导致伤损问题。尚红霞等[14]为分析地铁扣件Ⅲ型弹条的断裂原因，研究了Ⅲ型弹条不同安装状态和弹程对其扣压力和应力的影响。结果表明，随着Ⅲ型弹条中肢插入铁垫板插孔长度的增加，弹条后端与铁垫板的接触状态由线接触转化为多点接触，使得弹条后端圆弧与铁垫板端部产生局部应力集中。随着列车的反复通过，弹条在应力集中处容易萌生裂纹，裂纹扩展最终导致弹条发生疲劳断裂；建议在线路运营维护中，应将弹条后端圆弧与铁垫板端部的距离严格控制在8 ～10 mm，通过分析和研究首次提出e型弹条中趾合理的安装尺寸范围。Xiao等[15]通过静态模态分析及动态振动频响特性对地铁e型弹条断裂进行了系统研究并揭示其断裂机理，结果表明，地铁e型弹条安装不合理导致过渡深度，轨道波磨引起扣件共振，其二阶固有频率引起的应力集中是导致弹条断裂的主要原因。铁路弹条材料研究方面，文献[16-17]通过弹条材料60Si2MnA的断口宏微观观察、金相组织检查、硬度检测、化学成分检测，对弹条断裂原因进行分析。结果表明，弹条断裂性质为弯曲-扭转疲劳断裂，断口明显分成疲劳源区、扩展区和瞬断区3个区域，疲劳源区位于弹条表面，认为弹条断裂主要原因与弹条表面质量差有关。

综上所述，现有文献分别从轨道附加轮轨力、轮轨磨耗激励作用、弹条安装方式及弹条材料特性等方面分析铁路弹条失效原因。其中，扣件弹条的安装方式上，仅从弹条模态特征等方面分析。本文以现有地铁使用减振扣件DI弹条为研究对象，从弹条材料失效特征了解弹条失效微观影响，通过试验得到DI弹条中趾不同安装深度下的模态参数，与行车下弹条动态振动特性及钢轨波磨激励作用进行对比分析，揭示弹条由于不合理安装模态频率与轮轨激励频率吻合而导致失效的机理。基于DI弹条失效机理分析，以“远离激励频带、减小振动幅值及保证互换安装”为改进目标，对弹条进行结构阻尼优化。结构优化结果不仅解决现场弹条施工非正常安装导致的弹条模态共振伤损问题，同时通过弹条中空阻尼材料设置，使得弹条本体主振动幅值下降。在行车条件下，阻尼弹条对轮轨激励作用既有防共振兼有振动衰减作用，可明显延长扣件弹条服役寿命。

1 弹条安装应力分析

双层非线性扣件模型，包括DI弹条、轨下垫、上下铁垫板、板下垫等。结合DI弹条疲劳试验结果[9]，本文目标弹条断裂位置主要发生于中肢与铁垫板圆孔接触位置，且在较短运行时间后即发生断裂。

1.1 材料失效分析

φ18 mm DI无螺栓弹条，材料牌号为60Si2MnA，弹条表面涂有黑色油漆，在隧道线路上使用短时间后发生断裂，见图1(a)。通过对弹条进行成分及硬度检测，排除弹条材料成分组成及硬度因素。

将断裂弹条沿纵截面用线切割的方法剖开后抛光在显微镜下观察，发现弹条表面有缺陷，裂纹源区凹凸不平，见图1(b)。将弹条断口试样置于扫描电镜下观察，裂纹源区有磨损痕迹，弹条裂纹起源于表面，呈放射状向前扩展，裂纹扩展前期较平坦，宏观可观察到贝纹线特征，微观可观察到疲劳辉纹特征，由此可断定该区域为疲劳裂纹扩展区，整个区域的面积约占整个断口的1/2，之后快速扩展为韧窝型韧性开裂特征，最后断裂的剪切唇位置是韧性断裂特征，见图1(c)。

图1 DI弹条断口及材料分析

断裂弹条裂纹源区表现为凹凸不平，为初始表面缺陷，造成弹条表面较大应力集中，在轮轨周期交变力作用下引发弹条疲劳裂纹产生。

1.2 接触应力分析

Ⅲ型扣件单个弹条扣压力为8.25 kN，对应弹程为10.5 mm。同时要求弹条后拱外侧圆弧距离铁垫板支座距离不大于27 mm，DI弹条直径为18 mm，因此弹条前拱内侧与铁垫板支座之间的距离不小于9 mm。

隧道现场调研发现，线路中部分双层非线性扣件的DI弹条中肢与上铁垫板接触安装深度d不符合标准，见图2。为评估和研究DI弹条安装深度d对弹条受力、强度及断裂失效的影响，建立弹条-铁垫板有限元分析模型，见图3。

图2 DI弹条扣件安装要求

图3 DI弹条中肢不同安装深度强度分析(单位：MPa)

图3分别模拟了标准安装深度(d= 0)以及安装深度过量为2、4、6 mm的数值模型。从图3可知，标准安装情况下弹条受力最大位置处于小圆弧后端，应力值为1 242 MPa，此时弹条中肢安装处应力为437 MPa；当弹条安装过深量超过4 mm时，弹条受力最大位置已转移至弹条中肢与铁垫板圆弧接触点，应力集中现象明显，中肢应力值为2 116 MPa；当安装过深为6 mm时，中肢接触处应力最大，约4 326 MPa。因此，安装深度超过2 mm后，铁垫板安装孔与弹条中肢接触点应力迅速增加，超过弹条屈服强度及拉伸强度，剪切效应显著增大。

按照弹条在实际安装中的受力情况对其进行边界设置及加载分析，具体设置见表1。实际安装中，共设置两处接触对，弹条中肢与铁垫板接触对、弹条中拱和铁垫板接触对。其中，弹条与铁垫板插入接触处切向选择滑动摩擦接触，以“罚函数”来控制接触算法，摩擦系数0.2，法向接触采用“硬接触”不穿入。其他两处接触设置为仅为评估弹条与铁垫板耦合受力情况，铁垫板底部施加固定约束，对肢端施加8.25 kN作用力，并进行强度分析。现场用DI弹条材料为60Si2Mn弹簧钢，材料特性见表2。

表1 强度分析边界条件设置

表2 扣件材料特性

综上所述，材料分析表明，弹条中趾非正常安装导致表面出现缺陷，发展为裂纹萌生源区最终出现疲劳断裂；强度分析表明，随弹条中肢安装深度继续加大将导致DI弹条与铁垫板接触点产生一定应力集中和表面缺陷，在列车运行周期性强迫振动激励作用下，弹条中肢接触应力集中位置将发生疲劳伤损。

2 弹条频响分析

从弹条静强度方面揭示其断裂失效较为直观，但未考虑弹条固有特性及动态服役下的环境影响。结合DI弹条安装状态，采用频域响应对不同中趾安装深度弹条模态频响进行研究，进一步分析轮轨激励作用与弹条安装模态之间的关系。

2.1 组装频响特性

隧道线路现场，对组装在轨道上DI弹条布置传感器，利用力锤分别在相应位置进行组装弹条试验模态频率识别。

为研究DI弹条不同安装条件下弹条模态频率变化特征，分别对弹条中肢与铁垫板在不同配合深度0(标准)、2、4、6 mm极限位置处进行组装试验模态识别，结果见图4。随着DI弹条中肢安装深度的增加，弹条模态频率呈增加趋势，直到弹条小圆拱和铁垫板接触时，弹条安装模态频率最大为603 Hz，见表3。同时弹条应力也迅速增加，具体见图5。

图4 弹条安装深度不同时的模态频率

图5 弹条安装不同深度时的接触应力及频率

表3 弹条安装深度不同时的应力及频率

2.2 在线弹条振动状态

列车正常运行下，在某地铁线路扣件弹条上布置振动加速度传感器进行在线测试，弹条在线振动频响见图6。

从图6可得到，测试得到弹条的在线主峰模态频率为363 Hz，主幅值大约为50g，和上述正常安装条件下弹条主峰模态频率基本相同。

图6 弹条在线振动频响

2.3 钢轨波磨激励

为综合考虑轨道结构病害对扣件弹条的影响，探究轮轨磨耗激励频率对扣件弹条的影响，进一步揭示弹条断裂机理。根据欧洲铁路联盟制定的钢轨波磨测量及评价标准，利用Rail measurement软件移动波深幅值峰-峰平均值进行波长统计计算。图7为钢轨波磨1/3倍频程波长和钢轨粗糙度图。从图7可知，钢轨波磨主要中心波长为31.5 mm，且异常突出，远远超出BS EN ISO3095—2005国际标准要求[18]，结合线路区间列车的行车速度63 km/h，得到研究区段钢轨波磨激励频率范围为462～668 Hz。

图7 钢轨波磨粗糙度1/3倍频程

结合上述分析，DI弹条安装下主峰模态频率随弹条中肢非正常安装深度增加逐渐增大，弹条中肢非正常安装过深在2～6 mm时主峰频率在钢轨波磨激励频率范围内。综上可知，在周期性行车条件及钢轨波磨激励作用下[12]，弹条中趾的非正常安装将导致DI弹条发生共振而疲劳失效。

3 弹条阻尼结构优化

现有铁路或地铁扣件弹条大多由等截面圆形弹簧钢制成，弹条设计一般为三点受力设计，即扣压点、支承点和约束点。弹条材料多选择低阻尼弹簧钢，且弹条结构本身模态频率范围也在“车辆-轨道”激励频率范围内，在“车辆-轨道”系统的高频激励条件下，弹条产生高幅值振动，特别在弹条高应力区域的共振幅值会远高于车轮通过频率的高频交变应力，导致扣件弹条疲劳寿命明显缩短。

3.1 阻尼弹条疲劳寿命分析

在满足弹条扣压力、疲劳强度及安装互换等基本设计原则基础上，为提高现用DI型弹条现场服役寿命，以“远离激励频带、减小振动幅值及保证互换安装”为弹条研究目标，提出一种空心弹条结构。空心弹条中心线维持弹条原有三维模型中心线，参考文献[19]能量观点，即在轨道扣件弹条组装后，满足弹条扣压力、弹程和疲劳强度等设计要求前提下，弹条在单位质量储存最大的能量就是最好的。

( 1 )

式中：W为弹条组装后，在相同应力水平下弹条单位质量所储存的能量；P为弹条扣压力；ΔT为弹条弹程；m为弹条质量；σmax为弹条组装后的最大应力。

空心弹条强度及阻尼弹条结构分析见图8。借助式( 1 )，通过分析优化，将弹条直径由φ18 mm提高到φ20 mm，并沿原实心弹条中心线挖空心直径为φ8 mm的阻尼孔，强度见图8(a),由强度分析结果可得出空心弹条优化指标为0.17，大于DI实心弹条指标0.13，空心弹条单位质量储存的能量更大，性能参数见表4。

图8 空心弹条强度及阻尼弹条结构分析

表4 优化弹条性能指标参数表

为提高DI弹条振动衰减性能，对φ20 mm直径的空心弹条进行非金属阻尼材料灌浆填充，即在优化后弹条中间孔区域填充阻尼材料。其中，图8(b)中蓝色部分为空心金属弹条，中心红色部分为填充阻尼材料。填充的阻尼材料阻尼特性远大于弹条母体阻尼，即提高弹条振动幅值，增加弹条振动衰减。空心弹条填充阻尼材料工艺为：选择等同直径空心圆棒，加热并折弯成空心弹条，过程中需保证弹条各曲面基本为空心直径；清理干净弹条空心结构并喷灌粘黏剂，加热阻尼材料到150 ℃时，加压灌填入弹条内孔，等填入的阻尼材料自然晾干凝固即为优化的高阻尼弹条。

从弹条结构优化原则“满足设计强度”角度，需进行阻尼弹条疲劳寿命分析及对比。建立阻尼弹条扣件组装模型，设置弹条与铁垫板座、插孔等约束，并对弹条压肢施加8.25 kN作用力，借助有限元软件得到空心弹条寿命见图9。

图9 空心弹条疲劳云图

从图9中可以得到，红色部分为最易疲劳损坏区域。在正常安装条件下，弹条中拱与前拱大圆弧弯折处(跟端A)、弹条中拱与后拱小圆弧的弯折处(跟端B)为危险区域，弹条中拱与后拱小圆弧的弯折处(跟端B)为最危险截面。在不同安装条件下，弹条中拱与前拱大圆弧的弯折处(跟端A)最小疲劳寿命节点及其附近4个节点见图10；弹条中拱与后拱小圆弧的弯折处(跟端B)最小疲劳寿命节点及其附近4个节点见图11和表5。

图10 弹条跟端A处节点号

图11 弹条跟端B处节点号

表5 弹条疲劳寿命计算结果 万次

从表5可以看出，空心弹条危险区域最小疲劳寿命节点及其附近4个节点的疲劳寿命结果，且空心弹条寿命明显增加，其最小疲劳寿命为2.80×104，是DI实心弹条最小疲劳寿命的4.86倍。

3.2 阻尼弹条模态分析

从弹条结构优化“远离激振频率”的角度进行频响模态分析。弹条设置及加载见图12和表6。优化后的阻尼弹条模态频率见表7。

图12 阻尼弹条接触刚度及加载约束设置

表6 阻尼弹条模态分析及加载约束设置

表7 阻尼弹条组装模态表

图13 阻尼弹条振型

从表7和图13得到，在0～1 300 Hz范围，DI阻尼弹条相对原弹条前两阶由388 Hz降至336 Hz，557 Hz降至503 Hz，第三阶峰值频率由825 Hz提高至886 Hz，阻尼弹条模态频率先减小后增大，且第一阶关注模态振型显示为弹趾沿钢轨垂向上下运动，弹条中肢及中部连接体沿垂向运动，符合轮轨作用下扣件变化特征。

综上所述，优化后的阻尼弹条不仅疲劳寿命提高，而且在安装及约束不变的条件下弹条主峰值频率先减小后增大。结合上述分析结果，阻尼弹条结构设计不仅避开了钢轨波磨的激励频率范围，也可避免弹条不合理安装而导致弹条安装模态共振伤损现象。

3.3 优化弹条幅频响应

优化后的阻尼弹条从“减小弹条振动幅值”的角度对比，原来实心弹条和填充阻尼材料后优化弹条的谐响应幅值分析，见图14。

图14 优化前后弹条幅值变化

从图14可知，在0～1 200 Hz范围，DI弹条在阻尼优化后相对原实心弹条先减小后增大，明显避开了钢轨波磨激励频率范围。结构阻尼优化后，阻尼弹条响应幅值明显下降，特别在关注频率336 Hz时，相对于原实心弹条，幅值由214 dB下降到196 dB，阻尼弹条幅值下降了8.4%，弹条填充阻尼材料发挥了作用。在列车行驶下，阻尼弹条结构对轮轨激励作用有振动衰减，一定程度上，优化后的阻尼弹条延长了扣件服役寿命。

4 结论

(1)DI弹条在自由及正常安装下的主峰值模态频响基本在365 Hz，与行车条件下动态频响主频范围为363 Hz基本吻合。随着弹条中肢非正常安装深度的增加，弹条安装模态频率逐渐增大，且安装极限下主峰模态频率增大为603 Hz。尽管弹条所受在线动态激励频率与弹条正常安装下固有模态频率相差甚远，但DI弹条中肢非正常过安装2 mm以上的模态频率将与钢轨波磨激励频率范围462～668 Hz范围吻合，在周期性行车及钢轨波磨持续激励下，导致弹条发生共振而疲劳断裂。

(2)DI弹条强度分析结果显示，当弹条中肢安装深度超过正常4 mm后，铁垫板安装孔与弹条中肢接触点应力迅速增加，在超过弹条屈服强度，剪切效应显著增大，导致弹条裂纹萌生，即安装深度过大导致弹条与铁垫板接触点产生一定应力集中，在长期外界强迫振动激励作用下弹条容易发生疲劳折断。DI弹条材料分析得到，伤损断裂弹条的化学成分、硬度、金相组织级别、脱碳层深度均符合相关标准和技术要求，但是弹条微观分析发现，弹条表面裂纹源区凹凸不平，应为原始的表面缺陷。表面安装缺陷造成弹条表面较大的应力集中，在外界受迫振动产生交变应力引发疲劳裂纹产生。因此，DI弹条断裂是由于中肢过深造成表面应力集中，在列车行驶条件下，钢轨波磨激励作用导致弹条模态共振而失效。

(3)设计并优化的DI阻尼弹条，相对原实心弹条不仅疲劳寿命提高了4.86倍，且主峰值模态频率先减小后增大，解决了现场DI弹条施工非正常过安装导致弹条模态共振伤损的问题。弹条中空阻尼材料设置，使得弹条本体的主峰值振动幅值下降8.4%，在行车条件下，阻尼弹条对轮轨激励作用有振动衰减作用，可进一步延长弹条服役寿命。