摩擦膠泥緩沖器特性曲線優(yōu)化研究

王蒙，李立，陳時虎

（1.神華鐵路裝備有限責(zé)任公司，北京 100011；2.中車齊齊哈爾車輛有限公司北京科技分公司，黑龍江 齊齊哈爾 161000）

緩沖器是緩和吸收機(jī)車車輛間沖動能量的重要部件。鐵路貨車載重大、列車總重大、車鉤間隙大、混編編組頻繁，運行工況惡劣，因此，多采用容量較大、吸收率高、環(huán)境適應(yīng)性強(qiáng)、簡單可靠便于維修的全鋼摩擦緩沖器。如北美用量最大的Mark50 型緩沖器，我國主要的MT-3、MT-2 型緩沖器等。隨著80 噸級及以上載重貨車的運用，及1 ～2 萬噸以上重載列車開行，全鋼緩沖器由于阻抗偏大、性能提升空間有限等已難以繼續(xù)滿足需求。

國內(nèi)相關(guān)單位結(jié)合全鋼摩擦緩沖器和膠泥緩沖器的技術(shù)優(yōu)點，于2006 年開發(fā)了容量80kJ、最大阻抗力2500kN的HM-1 型摩擦膠泥緩沖器，該緩沖器基于MT-3 及MT-2 型緩沖器相似結(jié)構(gòu)，主要是把內(nèi)圓彈簧換成膠泥芯體。按TB/T1961-2006《機(jī)車車輛緩沖器》分別測試HM-1、MT-2 型緩沖器沖擊性能，在3 ～8km/h 同等沖擊速度下，HM-1 型緩沖器的阻抗力比MT-2 型緩沖器平均大約250kN。

目前，我國70 噸級及以上貨車主要裝用MT-2 型緩沖器，與16、17 號車鉤及鉤尾框配套。據(jù)統(tǒng)計16、17 號車鉤鉤體、鉤舌、鉤尾框的早期故障率（4 年）約3%，經(jīng)一個廠修期（8年）后故障率達(dá)8%。隨著車輛載重提高到80 噸級及以上，采用阻抗力大的HM-1 型緩沖器與16、17 號車鉤及鉤尾框配套，會加重車輛鉤緩裝置、牽引梁等部件的磨耗裂損。因此，HM-1 型緩沖器性能需進(jìn)一步優(yōu)化。

1 相關(guān)緩沖器技術(shù)特性分析

1.1 全鋼摩擦緩沖器特性

MT-3、MT-2 型全鋼摩擦緩沖器總體結(jié)構(gòu)相近，可分為彈性系統(tǒng)和摩擦系統(tǒng)兩部分，如圖1。摩擦系統(tǒng)由中心楔塊、楔塊、固定斜板、動板、外固定板和支撐座等組成；彈性系統(tǒng)由內(nèi)圓彈簧、外圓彈簧、角彈簧組成，其彈簧參數(shù)對比，見表1。

緩沖器“位移-阻抗力”特性曲線是緩沖性能的直接體現(xiàn)，各類緩沖器的特性曲線相異。MT-3、MT-2 型緩沖器的典型特性曲線如圖2，其干摩擦系統(tǒng)存在一定離散性使得特性曲線出現(xiàn)鋸齒狀波動。在緩沖器受壓前段，彈性系統(tǒng)阻抗低，各摩擦副之間相對運動較快，摩擦系數(shù)相對較小，因此，阻抗較低；隨著行程增大，彈性系統(tǒng)阻抗增大，各摩擦副之間相對運動變緩，摩擦系數(shù)增大，因此，行程中段的阻抗呈非線性增大；而在行程末段，彈性系統(tǒng)阻抗達(dá)到最大，各摩擦副之間趨于停止，動摩擦向靜摩擦轉(zhuǎn)變的系數(shù)迅速增大，導(dǎo)致緩沖器阻抗陡增。MT-3、MT-2 型緩沖器的特性曲線總體近似于“三角形”狀、中部有一定下凹，因此，在限制最大阻抗力2000kN、2270kN 時，其容量只能達(dá)到45kJ、50kJ。

表1

圖1

圖2

1.2 膠泥緩沖特性

HM-1 型緩沖器中的膠泥芯體主要由缸體、活塞桿、端蓋、膠泥材料、導(dǎo)向筒以及密封、導(dǎo)向元件組成，如圖3。

該膠泥芯體準(zhǔn)靜態(tài)特性曲線呈線性包絡(luò)狀，初始阻抗約21kN，最大行程105mm 時，阻抗約71kN；而在較快速度沖擊下，膠泥阻尼的動態(tài)變剛度發(fā)揮作用，其沖擊特性曲線前段和中段凸起，近似于圖4“矩形”。因此，采用膠泥緩沖技術(shù)的緩沖器在同等行程、吸收相同沖擊能量時，產(chǎn)生的阻抗力明顯減小。

圖3

圖4

1.3 摩擦膠泥緩沖器特性

HM-1 型摩擦膠泥緩沖器基于MT-3 及MT-2 型緩沖器相似的結(jié)構(gòu)，摩擦系統(tǒng)基本相同，彈性系統(tǒng)與MT-3 型緩沖器相比，主要是將其中的內(nèi)圓彈簧換成膠泥芯體，如圖5。

圖5

圖6

HM-1 型緩沖器典型的特性曲線如圖6，總體仍近似于“三角形”狀，但曲線中部有一定上凸。由于膠泥芯體接近矩形的動態(tài)變剛度，與彈簧的線性剛度疊加后，使得緩沖器特性曲線中前段向上凸起，飽和度及容量等性能參數(shù)提高，阻抗力也有一定降低。但由于緩沖器在行程末段仍存在摩擦副動靜摩擦轉(zhuǎn)變，因此，阻抗力同樣出現(xiàn)陡增情況?？傮w上，HM-1 型緩沖器結(jié)合了摩擦結(jié)構(gòu)與膠泥阻尼的技術(shù)優(yōu)點，其特性曲線兼具全鋼摩擦緩沖器和膠泥緩沖器的特點。

2 特性曲線優(yōu)化可行性分析

如前所述，相同沖擊速度下HM-1 型緩沖器的阻抗力比MT-2 大，其原因主要是HM-1 型緩沖器彈性系統(tǒng)仍以彈簧為主，膠泥芯體較小動態(tài)變剛度作用不大，因此，其行程中前段的曲線飽和度提高不大。為便于分析、表述和試驗驗證，設(shè)定HM-1 型緩沖器在自由狀態(tài)下，行程90mm，最大阻抗力2500kN，將其特性曲線平整波動后可簡化為圖7，陰影面積代表容量。由于彈簧的特性為線性“三角形”狀，膠泥緩沖器的動態(tài)沖擊特性近似于“矩形”狀，因此，可以將特性曲線中AB 線以下矩形區(qū)域代表的容量視為膠泥阻尼吸收的能量，ABC 三角形區(qū)域代表的容量視為彈簧線剛度吸收的能量，尾端F 點代表最大阻抗力。簡化后，緩沖器初始阻抗約200kN，最大阻抗2500kN，行程末端阻抗陡增約500kN。

圖7

圖8

若對緩沖器彈性系統(tǒng)進(jìn)行“前揚后抑”改進(jìn)，提升行程中前段膠泥阻尼的動態(tài)變剛度作用，降低彈簧的全程線性剛度，使得整個彈性系統(tǒng)的組合剛度呈現(xiàn)中前段提高，尾段降低，如圖8 中陰影面積不變，但始終點A、點C 改變，最大阻抗力F 點下降。從簡化特性曲線的這一改進(jìn)分析來看，HM-1 型緩沖器通過優(yōu)化組合剛度特性，提升特性曲線飽和度，可有效降低其在吸收相同沖擊能量時的阻抗力。

3 特性曲線優(yōu)化研究

3.1 優(yōu)化目標(biāo)

根據(jù)以上分析，可對HM-1 型緩沖器特性曲線進(jìn)行優(yōu)化改進(jìn)，初步設(shè)定前提條件如下：首先，要保證緩沖器改進(jìn)前后的性能指標(biāo)不降低，即沖擊速度10km/h，容量80kJ。其次，在膠泥失效時，緩沖器仍能滿足總重100 噸級貨車6km/h 的調(diào)車速度需求。按容量與沖擊速度公式E=0.75mv2/8，容量應(yīng)不低于26kJ。在鉤緩配件檢修時，鉤舌、鉤體、鉤尾框的主要故障為磨損和裂紋，這主要是由于承受載荷應(yīng)力導(dǎo)致的。按照疲勞裂紋擴(kuò)展壽命的帕里斯（Paris）經(jīng)驗公式分析：da/dN=C(ΔK)m，當(dāng)應(yīng)力強(qiáng)度因子ΔK 降低20%，疲勞裂紋擴(kuò)展速率可降低一半。因此，設(shè)定優(yōu)化改進(jìn)后緩沖器在承受同等沖擊時的阻抗力降低20%，即相當(dāng)于延長一倍檢修周期。

3.2 建立簡化特性曲線計算公式

根據(jù)膠泥緩沖器動態(tài)阻抗力與沖擊速度的平方成正比的特性以及HM-1 型緩沖器全行程時的簡化特性曲線，推算摩擦膠泥緩沖器特性曲線的簡化計算公式如下：

阻抗力：F=F0×（V/Vx）2+k×S （S ＜St）

F=[F0×（V/Vx）2+k×S]÷（1-u） （S=St）

容量：E=F0×S×（V/Vx）2+k×S2/2

式中，F(xiàn) 為容量圖中緩沖器阻抗，kN；F0為容量圖中最大沖擊速度時緩沖器行程起始阻抗，kN；V 為沖擊速度，km/h；Vx為最大阻抗力時的最大沖擊速度，km/h；S 為緩沖器壓縮行程，mm；St為緩沖器最大行程，mm；k 為彈簧剛度，kN/mm；u為設(shè)定的最大阻抗力降低幅度，%。

3.3 模擬分析

通過Matlab 軟件進(jìn)行數(shù)據(jù)模擬，如圖9 簡化特性曲線AB 線以下部分和以上部分占特性曲線總包絡(luò)面積的比例：按最大沖擊速度Vx為10km/h 時產(chǎn)生最大阻抗力2500kN 計算，膠泥阻尼導(dǎo)致緩沖器吸收的能量占總吸收能量約18.2%，彈簧線剛度導(dǎo)致吸收的能量占總吸收能量約81.8%，參數(shù)u 值定為20%時，最大阻抗力降至2000kN。設(shè)定產(chǎn)生最大阻抗力時緩沖器達(dá)到全行程St，如圖10，要保持容量不變，緩沖器初始阻抗需從200kN 提高到約700kN。

圖9

圖10

改進(jìn)后，膠泥阻尼作用導(dǎo)致緩沖器吸收的能量占總吸收能量約63.6%，緩沖器初始阻抗為700kN；彈簧全行程壓縮后，線剛度導(dǎo)致緩沖器吸收的能量占總吸收能量約36.4%。按緩沖器容量為80kJ 計算，當(dāng)膠泥失效后，彈簧線剛度導(dǎo)致緩沖器吸收的能量為80×36.4%=29.1kJ。原HM-1 型緩沖器全行程壓縮時彈性系統(tǒng)中彈簧阻抗為79.1 ＋4×0.94 ≈82.9kN，改進(jìn)后，彈性系統(tǒng)中彈簧線性剛度降比為（1500-700）/（2000-200）≈44.4%，則彈簧全行程阻抗降低至約36.9kN。為保證互換性角彈簧不變，則新外圓彈簧全行程時，阻抗為36.9-4×0.94 ≈33.1kN。

3.4 調(diào)車及運行工況核算

通常按6km/h 的調(diào)車速度對緩沖器性能進(jìn)行核算。如圖11，HM-1 型緩沖器在受到6km/h、10km/h 沖擊時的簡化特性曲線對比，在6km/h 速度下的沖擊能量是10km/h 的36%，其中，彈簧線剛度導(dǎo)致緩沖器吸收的能量約占86.3%，膠泥阻尼導(dǎo)致緩沖器吸收的能量約占13.7%，緩沖器理論最大阻抗力約1800kN。

圖11

圖12

對特性曲線改進(jìn)后，緩沖器在受到6km/h、10km/h 沖擊時的簡化特性曲線對比如圖12，在6km/h 速度下的沖擊能量是10km/h 的36%，其中彈簧線剛度作用導(dǎo)致緩沖器吸收的能量占42.9%，膠泥動態(tài)剛度導(dǎo)致緩沖器吸收的能量占57.1%，緩沖器理論最大阻抗力約1400kN。根據(jù)以上方式計算，HM-1 型緩沖器在改進(jìn)前后3km/h 速度沖擊時的特性，改進(jìn)前，其理論最大阻抗力約900kN，改進(jìn)后約650kN。

4 實驗驗證

按照上述方法對HM-1型緩沖器進(jìn)行簡化特性曲線分析，改進(jìn)設(shè)計新緩沖器的結(jié)構(gòu)如圖13。主要設(shè)計改進(jìn)了以下方面：一是新外圓彈簧的簧徑相比由32mm 減至25mm，外徑和高度不變，其全行程壓縮時的阻抗降至約33kN；二是新膠泥芯體的外缸徑相比由95mm 增至110mm，內(nèi)缸徑由63mm 增至80mm，活塞桿徑由19mm 增至22mm，灌膠初壓由70MPa 降至30MPa，初壓力由21kN 降至18kN，同時，降低了膠泥材料的全行程壓縮比；三是針對性研制了阻尼和低溫特性更優(yōu)的新膠泥材料，并改進(jìn)了密封結(jié)構(gòu)及材料。

圖13

4.1 新緩沖器沖擊試驗

根據(jù)以上改進(jìn)方案并結(jié)合TB/T1961-2006《機(jī)車車輛緩沖器》標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行樣機(jī)試制試驗，新緩沖器的沖擊試驗數(shù)據(jù)與HM-1 型緩沖器（選取近兩年10 套平均）對比見表2。（沖擊速度高于8km/h 的緩沖器不做容量試驗，因此，新緩沖器主要測試沖擊性能）。

表2

試驗表明，HM-1 型緩沖器改進(jìn)后最大沖擊速度達(dá)10km/h，同等沖擊速度下，試驗車鉤力較改進(jìn)前平均降低300KN ～600KN，降幅達(dá)20%，試驗數(shù)據(jù)與簡化特性曲線的理論推算結(jié)果接近，其中，低速沖擊時由于干摩擦系統(tǒng)的波動干擾較大且膠泥的動態(tài)剛度特性作用不充分，試驗數(shù)據(jù)出現(xiàn)一定偏差，但其數(shù)據(jù)變化的趨勢仍對改進(jìn)分析有較好的參考意義。

4.2 新緩沖器膠泥失效時性能試驗

考慮膠泥芯體在極端情況下漏泄失效，對新緩沖器不安裝膠泥芯體進(jìn)行落錘測試見表3?？梢娦戮彌_器去除膠泥芯體后容量仍與MT-3 型緩沖器相近（40kJ），滿足貨運列車運行工況下3km/h 的沖擊速度需求，也滿足總重達(dá)120 噸機(jī)車車輛6km/h 的調(diào)車速度需求（換算容量約32kJ）。

表3 （部分?jǐn)?shù)據(jù)）

5 結(jié)語

本文建立的摩擦膠泥緩沖器特性曲線的簡化分析及推算方法，經(jīng)實驗驗證較為可行，其理論推算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)接近，可作為摩擦膠泥緩沖器的設(shè)計分析參考。提出的對HM-1型緩沖器降低彈簧剛度，提升膠泥阻尼的動態(tài)剛度作用，以降低阻抗力的改進(jìn)技術(shù)方案可行，改進(jìn)的新緩沖器在同等沖擊速度下的阻抗力有效降低約20%，綜合性能明顯提升。