重載鐵路膠接絕緣接頭處軌道振動特性

劉光鵬， 肖 宏， 楊松林， 張智海

(北京交通大學 土木建筑工程學院，北京 100044)

膠接絕緣接頭(以下簡稱為膠接接頭)一般安裝在鐵路信號機的閉塞分區(qū)分界點或區(qū)間內，以滿足軌道電路閉塞分區(qū)的分隔需要。由于接頭處破壞了軌道的連續(xù)性，降低了該部位的抗彎剛度，當列車通過時，容易產(chǎn)生較大的振動沖擊作用。根據(jù)相關文獻表明接頭處輪軌作用力約為靜載的2倍～3倍[1]。較大的輪軌動態(tài)沖擊作用加劇了軌道結構的破壞，大大增加了接頭部位的維修費用，膠接接頭平均使用1～2年就得更換[2]，而重載普通鋼軌壽命平均達3～5年[3]，兩者服役壽命不相匹配，由此國內外相關學者針對膠接接頭進行了一定的數(shù)值模擬和試驗研究。

在數(shù)值模擬方面，Yang等[4-5]通過三維有限元模型與現(xiàn)場錘擊試驗相結合，研究了膠接接頭鋼軌在輪軌振動沖擊作用下的頻譜分布特征及振動噪聲問題。Mandal等[6-7]建立了膠接接頭三維有限元模型，研究了接頭區(qū)鋼軌在循環(huán)荷載作用下軌頭受力及變形規(guī)律。蔡武等[8]建立了普通接頭輪軌接觸有限元模型，研究了輪軌接觸應力和應變隨接觸點到軌縫距離的變化情況。楊榮山[9]通過有限元軟件計算分析了普通接頭螺栓扭矩變化對鋼軌應力及夾板應力的影響規(guī)律。

在試驗方面，Mayers[10]現(xiàn)場測試分析了不同車型、車速對膠接接頭夾板動應力及軌枕位移的影響。Askarinejad等[11]現(xiàn)場測試分析了膠接接頭在重載列車作用下的輪軌垂向力變化規(guī)律。Oregui等[12]通過現(xiàn)場錘擊試驗，分析了不同狀態(tài)膠接接頭的頻譜特征。Molodova等[13]通過對車體加速度進行現(xiàn)場測試來反應膠接接頭的振動沖擊特性。徐玉坡[14]設計了一種重載鐵路加強型鋼軌接頭，并采用室內試驗與有限元分析相結合對比分析了不同夾板接頭的變形及應力特征。李成輝等[15]測試分析了普通鋼軌接頭的振動加速度和其頻域特征。

由上述分析可知，目前國內外學者針對膠接接頭的研究主要集中在輪軌相互作用力及夾板受力變形方面，僅有少量研究關注了膠接接頭處的振動及頻譜特征，但也只關注在車輪對鋼軌的振動沖擊作用及頻譜分布特征，而對膠接接頭處整個軌道結構振動沖擊的傳遞、分布和頻譜特征分布方面研究較少，尤其在新裝接頭與出現(xiàn)傷損病害接頭現(xiàn)場試驗方面鮮有文獻報道，不能很好地量化膠接接頭在不同狀態(tài)下的振動及傳遞分布特性。

基于此，本文將在對膠接接頭現(xiàn)場病害嚴重地段進行大量詳細勘查及現(xiàn)場靜態(tài)測試分析的基礎上，選取接頭病害典型地段，在有砟軌道結構接頭區(qū)布置動態(tài)測試元件，對重載列車動荷載作用下新裝接頭及病害接頭軌道結構振動響應、傳遞及分布規(guī)律進行系統(tǒng)對比分析，研究結果可為重載鐵路膠接接頭病害識別、整治提供支撐。

1 接頭病害現(xiàn)場調研與靜態(tài)測試

1.1 接頭病害現(xiàn)場調研

膠接接頭主要是利用高強度螺栓和膠結絕緣材料將兩個夾板緊密固定在鋼軌軌腰，同時在兩根鋼軌間放入6～8 mm的高分子絕緣端板，使接頭處兩側鋼軌既能達到絕緣隔斷信號目的、又能提供必要的支撐剛度，具體組裝示意圖，如圖1所示。

圖1 膠接接頭組成示意圖

通過現(xiàn)場調研發(fā)現(xiàn)，膠接接頭在實際使用中經(jīng)常會出現(xiàn)軌頭壓潰、剝離掉塊和夾板斷裂等現(xiàn)象，嚴重影響接頭使用壽命和軌道結構整體動態(tài)響應，惡化輪軌間的接觸關系，使得車輪對軌道結構的動態(tài)作用增大。具體部分現(xiàn)場傷損病害膠接接頭，如圖2所示。

(a) 軌頭壓潰

1.2 接頭靜態(tài)測試分析

為研究不同狀態(tài)膠接接頭平順性變化情況，根據(jù)TB/T 2975—2018《鋼軌膠接絕緣接頭》[16]規(guī)定，利用鋼軌表面平直度測量儀(rail straight compact)對膠接接頭進行測試，測量長度為1 m，分辨率為500測點，儀器精度為0.01 mm，現(xiàn)場測試，如圖3所示。

圖3 膠接接頭區(qū)平順性現(xiàn)場測試

為更好地對比分析膠接接頭的動力響應，在現(xiàn)場一般直線路基段選取典型位置，且同一斷面一側為病害接頭，另外一側為新安裝接頭，如圖4(a)和圖4(b)所示。鋼軌為75 kg/m、軌枕為Ⅲ型枕、扣件為彈條Ⅱ扣件、道床為有砟道床。圖4(b)病害接頭為服役15個月，通過總質量約為5.6 億t。從圖4可知，病害接頭一側鋼軌表面局部出現(xiàn)了明顯的壓潰和局部開裂傷損病害。兩種接頭靜態(tài)測試結果如圖4(c)所示。

(a) 新裝接頭

從圖4(c)的新裝接頭數(shù)據(jù)可以看出，在1 m內最大凸起位移為0.3 mm，根據(jù)TB/T 2975—2018《鋼軌膠接絕緣接頭》[16]規(guī)定，接頭垂直方向1 m內上凸量應在0～0.3 mm，下凹量應在-0.3～0 mm內。由此可知，新裝接頭兩側鋼軌平順性整體較好，平直度符合規(guī)范要求；病害接頭在列車動載長期作用下，行車方向下側出現(xiàn)了明顯的低塌病害，其低塌深度最大為-0.43 mm，超過限值-0.3 mm，同時下方迎輪側鋼軌也出現(xiàn)了一定的鋼軌硬彎病害。

2 動態(tài)行車測試方案

2.1 動態(tài)測點布置

動態(tài)測試斷面分別選擇在1.2節(jié)中靜態(tài)測試的兩種膠接接頭斷面。動測內容包括鋼軌、扣件彈條、軌枕及道床振動加速度。具體儀器測點平縱斷面布置情況，分別如圖5(a)和5(b)所示，現(xiàn)場儀器安裝情況如圖5(c)所示。軌道結構各部位振動加速度均采用壓電式加速度傳感器進行監(jiān)測，整個信號采集系統(tǒng)采用德國生產(chǎn)的IMC數(shù)字采集儀。

(a) 儀器平面布置圖

2.2 試驗列車介紹

試驗現(xiàn)場主要測試的車型為C80型貨車，軸質量為25 t，現(xiàn)場列車速度分布在15～70 km/h。貨車主要由三大件組成：輪對、轉向架及車體，具體的貨車示意圖，如圖6所示，貨車車體的基本構造尺寸參數(shù)如表1所示。

表1 C80敞車參數(shù)

圖6 C80貨車車體示意圖

3 動態(tài)測試結果分析

3.1 振動信號時域分布特征分析

重載列車車速為65 km/h。以鋼軌振動信號為例，新接頭和病害接頭鋼軌振動加速度時程圖，如圖7所示。從圖7(a)和圖7(b)可知，當車輪駛過新接頭時，鋼軌振動峰值較為規(guī)律；而經(jīng)過病害接頭時，鋼軌上下振動有一定波動，振動峰值差異性較大。

從圖7可知，每個車輪經(jīng)過鋼軌測點時會明顯引起上下較大的振動，同時每個車輪駛過鋼軌所產(chǎn)生的振動峰值并不是完全相等的，而是呈現(xiàn)出一定的隨機變化。將同一列車所有貨車車輪經(jīng)過新接頭和病害接頭鋼軌、軌枕及道床加速度峰值進行數(shù)理統(tǒng)計與分析，得出加速峰值統(tǒng)計分布的直方圖及分布規(guī)律擬合曲線，其中選擇普遍使用的高斯分布(N分布)及對數(shù)正態(tài)分布(lnN分布)為基本分布形式，具體分布情況，如圖8所示。

(a) 新接頭鋼軌加速度時程圖

(a) 新接頭軌道結構各部位振動加速度峰值分布圖

從圖8可知，新裝膠接接頭處的鋼軌振動加速度峰值分布基本呈正態(tài)分布而病害接頭處呈對數(shù)正態(tài)分布，分布方程分別見式(1)和式(2)。軌枕的振動加速度峰值分布總體呈雙峰分布特征，新接頭呈雙正態(tài)N_N分布而病害接頭呈雙對數(shù)正態(tài)lnN_lnN分布，具體分布方程見式(4)和式(5)。新接頭和病害接頭道床加速度峰值均呈對數(shù)正態(tài)分布。通常某一方向存在摩擦嚴重或者碰撞就會造成振動波形的不對稱，產(chǎn)生對數(shù)正態(tài)分布(偏態(tài)正態(tài)分布)，顯然對于接頭來說是因為存在碰撞沖擊導致振動峰值分布不對稱。同時可知，軌枕在整個接頭區(qū)軌道結構的振動峰值呈雙峰分布，這是由于在同一軌枕上承擔了兩種不同平順狀態(tài)的接頭所致。

正態(tài)分布方程為

(1)

對數(shù)正態(tài)分布方程為

(2)

式中,μ,σ分別為總體分布的均值和標準差。

當出現(xiàn)雙峰分布時設其分布函數(shù)為

f(x)=λf1(x)+(1-λ)f2(x)

(3)

式中,λ為f1(x)的權重函數(shù)。

將式(1)代入式(3)可以得出雙峰正態(tài)N_N分布函數(shù)為

(4)

同理可以得出雙峰對數(shù)正態(tài)分布lnN_lnN的分布函數(shù)為

(5)

3.2 振動信號時域統(tǒng)計特征分析

為了對軌道結構從上到下各個部位的振動沖擊情況進一步分析，對軌道結構各部位振動加速度最大值及均值進行統(tǒng)計，引入統(tǒng)計學中的峭度和變異系數(shù)來分別描述車輪對軌道結構的沖擊和數(shù)據(jù)離散特性。峭度是一種無量綱參數(shù)，反映振動信號分布特性的統(tǒng)計量，用來描述振動能量中的沖擊成分[17]，其具體計算公式為

(6)

變異系數(shù)也稱為不均勻系數(shù)，是體現(xiàn)數(shù)據(jù)離散程度的指標也是無量綱指標，具體計算公式為

(7)

計算獲得的新接頭和病害接頭軌道結構的振動信號統(tǒng)計特征數(shù)值，如表2所示。

從表2可知，病害接頭鋼軌、扣件、軌枕及道床振動加速度最大值分別為新接頭的3.50倍、1.04倍、1.56倍和1.43倍，平均值分別為新接頭的2.10倍、1.10倍、1.58倍和1.71倍。可見，接頭長期服役發(fā)生低塌病害后會造成軌道結構各部位振動均明顯增大。

表2 不同類型接頭軌道結構各部位統(tǒng)計指標對比

從峭度值可知，病害接頭鋼軌峭度值為14.3，而新接頭峭度值為2.76，病害接頭是新接頭的5.30倍，同時病害接頭鋼軌峭度值遠大于3說明車輪對病害接頭處鋼軌具有明顯的沖擊作用，而新接頭峭度值小于3，車輪對新接頭處鋼軌沒有明顯的沖擊作用。新接頭和病害接頭處扣件彈條峭度值均大于3，車輪對兩種接頭的扣件彈條均有明顯沖擊作用，病害接頭處峭度值更大，是新接頭的2.2倍。車輪對兩種接頭處的軌枕均無沖擊作用，對兩側的道床均有一定的沖擊作用。

從變異系數(shù)來看，兩種接頭處鋼軌離散差異性最明顯，病害接頭的離散性更大是新接頭的2.4倍。

3.3 軌道結構振動細部特征分析

為了從細部特征對比分析重載列車對新接頭及病害接頭鋼軌、扣件彈條、軌枕及道床的振動情況，取列車中的一個貨車輪對駛過測點的數(shù)據(jù)進行對比分析，如圖9所示。

從圖9(a)可知，當車輪駛過接頭軌縫左側時，病害接頭和新接頭鋼軌相同位置測點B1和N1均出現(xiàn)了一個明顯了振動峰值，病害接頭為130g(g=9.8 m/s2)，而新接頭為54g，病害接頭是新接頭的2.40倍。

從圖9(b)可知，當車輪駛過軌縫右側時，病害接頭鋼軌出現(xiàn)了兩個明顯的振動峰值，分別為84g和248g，第二個峰值更大是第一個的3.00倍。而新接頭軌縫右側鋼軌只出現(xiàn)了一個振動峰值大小僅為56g，遠小于病害接頭兩次振動峰值的任意一個。

從圖9(c)～圖9(e)扣件彈條、軌枕及道床振動加速度對比圖可知，病害接頭振動情況明顯大于新接頭振動。同時在病害接頭處扣件、軌枕及道床的振動波形中也可以出到兩個較為明顯的峰值。

由于接頭軌縫位置的絕緣端板是一種高分子材料，其彈性模量要遠遠小于鋼軌的彈性模量[18]，因此車輪在經(jīng)過軌縫位置時新接頭和病害接頭均會產(chǎn)生一個較大的振動。從圖9(b)可知，病害接頭鋼軌中兩個振動峰值產(chǎn)生前后的時間差約為0.01 s，可計算出第二個峰值與第一個峰值間的距離為0.18 m，第二個峰值產(chǎn)生的位置正好在病害接頭軌縫A位置右側平順性突變產(chǎn)生折角的B位置，如圖10所示。病害接頭位置由于軌縫附近存在局部低塌病害，重載車輪駛過接頭軌縫后，在平順性突變位置會產(chǎn)生第二次較大的沖擊振動。

(a) 車輪經(jīng)過接頭時軌縫左側鋼軌振動加速度對比

圖10 病害接頭兩次振動峰值產(chǎn)生的位置圖

可見當膠接接頭長期服役出現(xiàn)低塌病害后，在其行車方向下側會出現(xiàn)兩次較大的振動峰值，造成整體軌道結構病害加劇。

3.4 軌道結構頻域分布特征分析

由于列車構造尺寸固定，列車在經(jīng)過測試斷面時本身會引起一系列的固定頻率，現(xiàn)將列車的固定頻率計算出。頻率f主要與車速v和擾動波長L有關，三者之間的關系可表示為

f=v/L

(8)

根據(jù)表1車體尺寸參數(shù)計算得出的車體構造引起的頻率主要分布在1.50～9.87 Hz，可見車體構造本身引起的軌道結構頻域范圍主要集中在50 Hz以下的低頻范圍內，而接頭處的短波不平順振動主要集中在高頻段。

將鋼軌、扣件彈條、軌枕及道床的振動加速度分別進行快速傅里葉變換，得出新接頭和病害接頭在頻域范圍內的對比情況,如圖11所示。

(a) 鋼軌頻域分布對比

從圖11(a)可知，鋼軌振動頻域成份較為豐富，有多個頻譜峰值。整體上新接頭處鋼軌最大頻譜峰值在835 Hz附近，而病害接頭最大頻譜峰值在1 944 Hz附近，病害接頭處明顯存在1 500 Hz以上的高頻振動峰值。

從圖11(b)可知，兩種接頭處的扣件彈條均存在高頻振動，振動頻率成份較為豐富。從圖11(c)可知，兩種接頭處軌枕的主要振動頻率分布在700 Hz以下，同時病害接頭在80～285 Hz對軌枕的振動影響更顯著。從圖11(d)可知，新接頭處道床頻譜峰值較為單一主要分布在105 Hz附近，而病害接頭在78 Hz，205 Hz以及1 750 Hz附近均存在明顯的頻譜峰值。

總體上，車輪駛過病害接頭時明顯激發(fā)了軌道結構中的高頻成分，尤其在鋼軌和道床中最為明顯，存在1 500 Hz以上的高頻振動。

軌道結構各部位的優(yōu)勢頻率分布統(tǒng)計，如表3所示。

從表3可知，病害接頭和新接頭相比，病害接頭鋼軌的主頻分布各個區(qū)間明顯要大于新接頭主頻區(qū)間大小，同時在病害接頭鋼軌中主頻區(qū)間存在1 930～1 950 Hz的高頻振動，這也是病害鋼軌沖擊振動較大的原因?？奂棗l新接頭和病害接頭的主頻分布區(qū)間基本接近，都存在高頻分布，兩種接頭的扣件都有較大的沖擊振動。軌枕的主頻區(qū)間明顯較低均分布在700 Hz以下。兩種接頭道床主頻分布相比，病害接頭道床中明顯存在205～301 Hz和1 710～1 750 Hz的高頻分布。

表3 軌道各結構的優(yōu)勢頻率區(qū)間分布統(tǒng)計表

3.5 車速對不同接頭軌道結構振動影響分析

為了分析車速對新接頭和病害接頭軌道結構的振動響應影響，現(xiàn)場進行了車輛速度在15～70 km/h內的測試，將軌道結構振動加速度最大值進行了統(tǒng)計分析，并將影響趨勢進行了擬合，具體對比情況如圖12所示。

(a) 車速對鋼軌加速度影響對比

圖12(a)中新接頭軌縫兩側鋼軌振動加速度與車速之間基本呈線性增大關系，而病害接頭呈現(xiàn)出一定非線性增大的趨勢，其在40～70 km/h高速段非線性增大趨勢更明顯，這主要是由于病害接頭軌縫兩端存在高低錯臺，車速越大車輪對鋼軌的動態(tài)沖擊作用越顯著。

圖12(b)中新接頭扣件彈條振動加速度與車速呈直線性增大關系，而病害接頭呈三次多項式曲線增大關系，由于扣件彈條是緊扣在鋼軌下部，因此兩種接頭處扣件彈條加速度變化趨勢和鋼軌的變化趨勢相近。

圖12(c)中兩種接頭處軌枕振動加速度與車速均呈直線性增大關系，同時病害接頭的線性斜率為0.29，而新接頭的為0.19，在相同速度變化范圍內病害接頭的增長速度更大，是新接頭的1.50倍。

圖12(d)中兩種接頭處道床振動加速度與車速均呈負指數(shù)曲線性增大關系。當車速在15～40 km/h時，兩種接頭處道床振動加速度的增幅較大，當車速在40～70 km/h時，兩種接頭處道床振動加速度的增幅較小基本逐漸趨于0，可見在較高速度40～70 km/h內車速變化對兩種接頭處道床振動大小影響不大，這與振動波在道床散粒體非線性結構中的傳遞特征有關。

總體上，各速度級范圍內軌道結構各部件鋼軌、軌枕、扣件及道床振動均為病害接頭振動響應明顯大于新接頭振動響應，同時各部件振動加速度隨著列車速度增大而相應增大，但各自增大的趨勢并不完全相同。

4 結 論

為揭示病害膠接接頭和新裝膠接接頭對軌道結構振動傳遞、分布及頻譜特征影響規(guī)律，在現(xiàn)場系統(tǒng)開展了調研、靜態(tài)測試與動態(tài)行車測試試驗，對比分析了兩種接頭處軌道結構的動態(tài)響應規(guī)律，得出結論具體如下：

(1) 通過對兩種接頭靜態(tài)測試分析得，新裝接頭軌縫兩側平順性較好，整體呈上凸型，不平順幅值在規(guī)范的限值內；而病害接頭在長期動載作用下，行車方向下側鋼軌出現(xiàn)了明顯的低塌和局部鋼軌硬彎病害，超過了限值要求。

(2) 病害接頭處由于幾何平順性存在較大變化，導致軌道結構振動分布規(guī)律明顯發(fā)生改變。病害接頭處鋼軌振動峰值服從lnN分布而新接頭處服從N分布；兩種接頭處軌枕服從雙峰分布，病害接頭處軌枕服從lnN_lnN分布而新接頭處服從N_N分布。

(3) 病害接頭處軌道結構各部位振動明顯大于新接頭處軌道結構振動。車輪對病害接頭處軌道結構的沖擊作用明顯較新接頭的強，尤其在鋼軌和扣件中最為顯著，其中病害接頭處鋼軌的峭度值遠大于3，存在較強的沖擊成分，而新接頭鋼軌峭度值小于3，無沖擊成分。病害接頭由于存在低塌病害導致車輪駛過軌縫后，在行車方向的迎輪側鋼軌及其下部結構會產(chǎn)生兩次明顯的振動峰值。

(4) 病害接頭受到車輪的沖擊作用后會明顯激發(fā)出軌道結構的高頻振動，尤其在鋼軌和道床頻譜分布中較為顯著。病害接頭鋼軌中最大優(yōu)勢頻率分布在1 930～1 950 Hz，而新接頭的分布在834～845 Hz。

(5) 隨著車速不斷增大，軌道結構各部位振動相應不斷增大，但增大趨勢并不完全相同。車速對兩種接頭處鋼軌和扣件影響趨勢相近，對軌枕振動影響呈直線性增大關系，而對道床影響呈負指數(shù)曲線性增大關系。