地铁弹条Ⅱ型分开式扣件力学特性研究

齐少轩，刘学毅

(西南交通大学高速铁路线路工程教育部重点实验室，成都 610031)

随着我国轨道交通的快速发展，具有优良性能的国产地铁扣件也应运而生。典型的扣件类型有:DTⅢ2型扣件、DTⅥ型扣件、WJ-3弹条Ⅱ型分开式扣件等［1-3］。WJ-3弹条Ⅱ型分开式扣件为无挡肩、分开式扣件。通过T形螺栓把铁垫板和钢轨扣连在一起且采用Ⅱ型弹条，并用锚固螺栓将混凝土基础与铁垫板联接牢固［4-7］。为抵抗列车荷载的振动冲击作用，扣件设置两层橡胶垫板构成双层减振结构。扣件主要由盖形螺栓、T形螺母、平垫圈、Ⅱ型弹条、绝缘套管、铁垫板、橡胶垫板、轨距块、调高垫板、锚固螺栓和重型弹簧垫圈等组成［8］。弹条Ⅱ型分开式扣件的弹条为φ13 mm国铁Ⅱ型弹条，采用优质弹簧钢60SiCrVA材料，抗拉强度为1 760 MPa，相比于Ⅰ型弹条，抗拉强度和屈服强度分别提高了36.6%和42.3%。基于Ⅰ型弹条的结构基础，对Ⅱ型弹条进行优化设计，最终确定弹条的直径与Ⅰ型扣件相同，仍为13 mm。相较Ⅰ型弹条扣件，弹条Ⅱ型分开式扣件具有弹性强、扣压力大、强度安全储备大、残余变形小等优点，适用于地下线一般减振要求地段。该扣件目前已在深圳、天津地铁设计中采用［8-11］。

由于螺栓的预紧作用，弹条本身存在着一定的应力，在列车荷载作用下，弹条应力分布不均，可能导致局部应力集中造成弹条断裂。在安装T形螺栓时，以弹条中部前端下颚与绝缘块刚好接触为准，两者的间隙不大于0.5 mm，即预压缩量不大于6 mm。确认轨距和轨向合适后，以90～115 N·m的扭矩拧紧锚固螺栓［8-9］。本文参考深圳地铁一期，简化建立弹条Ⅱ型分开式扣件计算模型，采用有限元法，分别计算分析在列车垂向振动、列车横向力和压紧位移作用下，Ⅱ型弹条的应力分布规律与最大应力，同时分析弹条弹性模量对扣压力的影响。

1 扣件伤损病害机理分析

我国地铁扣件系统伤损病害主要体现为弹条断裂、铁垫板下缓冲垫破裂、扣件系统锈蚀、橡胶垫层窜出或失效、轨距挡块破坏、扣件系统压溃以及基础沉降导致的调整量超限等。对于前两种病害如图1所示。在深圳地铁运营过程中陆续发现有弹条扣件断裂的现象产生。桥上弹条折断在梁端较多，但梁跨中也有，隧道以及桥隧过渡段线路的直线、曲线地段弹条折断均有发生。在弹条折断处，弹条上方的钢轨均伴有光带异常，初步认为弹条断裂主要由于列车荷载作用并附加钢轨波磨导致。在深圳地铁一期上铺设的WJ－3弹条Ⅱ型分开式扣件的橡胶垫板破损较为普遍，橡胶垫板沿铁垫板板角开裂。图1(b)为铁垫板下缓冲橡胶垫破裂示意。由于绝缘橡胶垫材质的抗老化性能较差且刚度较大，随着胶垫老化，容许应力降低，在列车荷载作用下超过其容许应力而被压裂;由于紧固铁垫板的锚固螺栓扣压力过大，在铁垫板的板角区域对胶垫形成45°的切向应力，胶垫受力过大开裂。

图1 扣件伤损示意

由于扣件发生弹条折断病害较为普遍且扣件系统弹条断裂机理尚不明确，因此，采用静力分析研究和探索扣件系统弹条折断机理。

2 模型及计算参数

2.1 简化建立弹条Ⅱ型分开式扣件空间模型

从扣件减振与弹性的角度出发，无论扣件系统采用何种结构形式，都主要由扣压件与弹性垫层构成。为探寻和描述扣件系统的性能，针对弹条Ⅱ型分开式扣件应分开考虑扣压件和弹性垫层的影响。扣压件必须保持必要的扣压力，扣压力由Ⅱ型弹条和T形螺栓提供。T形螺栓对Ⅱ型弹条施加预紧力作用，Ⅱ型弹条作用于轨距块直接提供扣压力作用。弹性垫层为扣件提供减振和弹性。因此简化T形螺栓为垂向预紧力，弹性垫层为刚度合理的弹簧，Ⅱ型弹条为具有各项同性、塑性、大变形和大应变性质的实体，具体简化和模拟内容如下。

在简化建立弹条Ⅱ型分开式扣件空间模型时，将除ω形弹条外的其他部件例如:前肢弯下的轨距块和后肢弯下的铁垫板，近似处理为刚体模型，用以约束弹条的前肢弯和后肢弯。中肢前端下颚下部的轨距块和弹性橡胶垫则考虑为非线性弹簧作用，ω形弹条则考虑为实体模型。

2.2 有限元模型及计算参数

运用有限元法通过ANSYS计算软件进行模拟计算，如图2所示。模型主要包括ω形弹条、轨距块、铁垫板、轨下橡胶垫板及铁垫板下橡胶垫板，对ω形弹条采用实体建模，通过solid45单元模拟并赋予计算参数弹性模量为2.06×105MPa，泊松比0.3。轨距块和铁垫板用于约束弹条的前肢弯和后肢弯下颚，轨下橡胶垫板及铁垫板下橡胶垫板用COMBIN39单元模拟，扣压力(单个)为10 kN，弹程10 mm，调高量轨下10 mm，铁垫板下15 mm，总计可调25 mm。轨距调整量是靠不同尺寸的绝缘轨距块实现，调整量为－8 mm，+4 mm，承受最大横向力(疲劳)50 kN，预紧力取为115 kN［12-14］。

图2 ANSYS有限元计算

3 各种荷载作用下的弹条应力分布计算

3.1 垂向振动下的弹条应力分布

由于列车荷载的作用，钢轨及扣件系统均会产生振动，为计算振动对弹条产生的附加力，将扣件系统的垂向振动作为外荷载施加于扣件静力学模型上，振动分别取为向上位移 0.64、0.87 mm 和 1.01 mm［12-13］。经计算应力云图如图3所示，弹条附加力如表1所示。

图3 垂向振动作用下的弹条应力云图

表1 弹条附加最大应力 MPa

在弹条中肢前端施加向上振动时，弹条应力主要集中在前肢弯处和后肢弯处，随着垂向振动增大，弹条前肢弯附加拉应力和弹条后肢弯附加压应力增大。但是，在垂向振动荷载作用下，最大弹条附加应力值为356 MPa。单纯从附加应力方面考虑，列车荷载并不会引起弹条的破坏。

3.2 列车横向力下的弹条应力分布

分析扣件系统在列车横向力作用下的影响时，分别考虑加载垂向振动1.01 mm和未加载垂向振动，横向荷载分别取40、50、60 kN，施加于前肢弯和中肢前端。在列车横向力作用下，弹条应力分布如图4所示。

图4 横向力作用弹条应力云图

在列车横向力、垂向振动1.01 mm以及安装过程中的预紧力作用下，弹条本身处于受力状态且受力较大。在横向力作用下，弹条前肢产生向上位移，右弹条后肢受压应力作用，前肢受拉应力作用。随着列车横向力增大，前肢向上位移和右弹条后肢压应力和前肢拉应力继续增大。加载时弹条最大压应力为727.8 MPa，拉应力为169.6 MPa。单纯从应力方面考虑，列车横向力并不会引起弹条的破坏。列车横向力作用下，弹条所受最大应力如表2所示。

表2 横向力作用下弹条最大应力 MPa

3.3 不同压紧位移下的弹条应力分布

在螺栓预紧力产生的预压缩量和列车荷载作用下弹条会产生较大的压紧位移，过大的压紧位移可能导致弹条局部应力集中且超过其强度极限而折断。当预压缩量超过5 mm时，列车荷载作用下的弹条压紧位移6 mm≤h≤10.5 mm。为研究压紧位移对弹条应力影响，取压紧位移值分别为10.5、10、9.0 mm的条件下，弹条应力分布如图5所示，弹条最大应力值如表3所示［15-16］。

在最大压紧位移10.5 mm下，在弹条后肢弯位置有最大拉应力1 886.9 MPa，已超过60SiCrVA材料的屈服极限1 760 MPa并接近强度极限，如果附加钢轨波磨影响，弹条后肢弯位置可能发生折断损伤，结果与WJ-3弹条Ⅱ型分开式扣件在深圳地铁一期使用过程中塑性应变疲劳断裂的情况相符。随着压紧位移的增大，弹条最大应力增幅明显，分析列车垂向振动、列车横向力和压紧位移作用下的弹条应力分布和最大应力值可知，压紧位移对弹条中的应力分布和最大应力的影响更为显著。因此，在地铁运营时应控制弹条的压紧位移，在保证对钢轨扣压力的前提下，减小预压缩量，使压紧位移不超过9 mm。从而降低列车运行时弹条内部的整体应力水平和局部位置上的最大应力，提高弹条使用寿命和列车的运行安全系数.

图5 压紧位移值10.5 mm时的弹条应力分布云图

表3 不同压紧位移时弹条最大拉应力

4 弹性模量对扣压力的影响

在弹条中肢前端施加10 mm的位移荷载，分析弹条在8种不同弹性模量下的扣压力变化规律。由表4可知，在中肢前端位移量达到弹程10 mm时，随着弹性模量的增大，弹条中肢前端下颚扣压力增幅明显。虽然在弹条局部区域材料产生塑性变形，但是扣压力与弹性模量的关系仍可近似为线性。图6为在弹条中肢前端施加5 mm的位移荷载时，弹条弹性模量与扣压力关系。

表4 不同压紧位移时弹条最大应力

图6 中肢前端位移5 mm时Ⅱ型弹条的弹性模量与扣压力关系

5 结论

针对深圳地铁一期采用的WJ－3型扣件内的ω形弹条的应力分布特性进行研究，基于ω形弹条结构和有限元方法，分析不同荷载工况对弹条应力分布的影响，得出3种荷载对弹条的应力影响规律，提出弹条的压紧位移限值，可为地铁扣件的伤损养护维修指标制定提供一定的参考。结论如下。

(1)相较列车横向力和垂向振动对弹条整体应力的影响，使弹条应力分布不均，产生应力集中现象的列车横向力对弹条的危害性更大。

(2)由于螺栓的预紧作用，弹条本身存在着一定的应力，在垂向振动和列车横向力作用下，弹条内部应力集中区应力偏大，如果附加钢轨波磨影响，弹条可能会发生疲劳断裂。

(3)在同一中肢前端位移，实际工作时，弹条的弹性模量越大，弹条抵抗变形能力越高，金属弹条扣压力也就越大。同时，扣压力与弹性模量的关系可近似为线性。

(4)综合考虑在3种荷载下弹条应力的分析结果，压紧位移对弹条中的应力分布和最大应力的影响显著。在保证对钢轨扣压力要求的前提下，尽可能减小压紧位移，防止弹条疲劳折断。建议在安装扣件或使用时，预压缩量不超过5 mm，压紧位移应小于9 mm。

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