動車組撒砂裝置振動規(guī)律及影響因素線路試驗研究

王文靜，董子鈺，楊廣雪，張振先，李廣全

（1.北京交通大學 載運工具先進制造與測控技術教育部重點實驗室，北京 100044；2.北京交通大學 機械與電子控制工程學院，北京 100044；3.中車青島四方機車車輛股份有限公司，山東 青島 266111）

撒砂裝置在雨雪天氣等［1-3］或運行速度較高［4］時通過向輪軌接觸面拋灑小顆粒干砂增大輪軌黏著力［5］，保證列車安全運行。列車運營過程中，走行部件轉向架時刻承受著復雜多變的輪軌激勵并傳遞不同形式的動態(tài)載荷［6］。撒砂裝置作為普遍采用螺栓連接在轉向架構架端部的懸掛部件，在實際線路中長期受振動、沖擊等載荷作用，故振動疲勞破壞為主要失效形式［7］。撒砂裝置疲勞失效會使撒砂工作無法進行，若此時輪軌黏著力不足，車輪打滑，則會導致列車無法啟動、運行和加速［8］，嚴重時部件脫落將威脅行車安全。

趙子豪等［9］對某型撒砂裝置進行標準IEC 61373《鐵路應用-機車車輛設備-沖擊和振動試驗》下的振動疲勞壽命仿真分析，獲得結構各向疲勞壽命。鄒洪偉等［10］采用模態(tài)分析方法，根據(jù)標準IEC 61373 對比不同實驗室安裝邊界條件對撒砂裝置長壽命試驗結果的影響。王文靜等［11］對動車組設備艙裙板支架進行線路應力測試，發(fā)現(xiàn)支架共振導致結構局部應力增大，進而產(chǎn)生疲勞裂紋。Jia等［12］基于振動試驗臺，得到車體振動能量主要集中在20 Hz以下。Moon等［13］對汽車橫梁上的傳感器支架進行振動測試，發(fā)現(xiàn)支架在承受隨機載荷時容易發(fā)生共振從而失效。Hashimura等［14］對3種不同緊固條件下的螺栓進行橫向振動疲勞試驗，研究施加在螺栓上的最大橫向振動力與實際疲勞極限之間的關系?？偨Y國內(nèi)外現(xiàn)狀發(fā)現(xiàn)振動疲勞方面的研究對象大多為承載結構，對撒砂裝置這類懸掛部件的研究很少，其結構強度方面的研究通常為常規(guī)靜力學分析結合IEC 61373 等標準下的振動試驗［15］，疲勞分析較少且缺乏實測數(shù)據(jù)支撐，其余方面的研究集中在撒砂原理和撒砂結構的設計和應用上［16-17］。

本文開展了撒砂裝置及構架端部長期在線振動加速度和應力測試，對實測數(shù)據(jù)進行時頻分析，探究振動和應力傳遞規(guī)律，分析輪軌激擾影響，并基于1 500 萬km 應力譜計算振動疲勞損傷，研究成果可為撒砂裝置及其安裝結構的設計和安全運用提供支撐。

1 測點布置

撒砂裝置由撒砂臂吊座、撒砂臂支架和吊掛設備組成，通過4根M20螺栓與轉向架相連。為獲取動車組撒砂裝置及構架端部在實際運營過程中的振動和應力響應，選取某列300 km·h-1速度級動車組開展為期8個月的線路跟蹤測試，測試里程約40萬km，測試區(qū)間包括沿江通道（重慶—武漢）、京廣線（武漢—廣州南）和廣深線，測試工況包括正線運行和進出庫，并涵蓋車輪鏇修前后的車輛狀態(tài)。

依據(jù)撒砂裝置強度和模態(tài)等仿真結果、焊接結構特征以及振動傳遞路徑，將有限元分析中靜載工況下的較大應力位置作為靜態(tài)關注點，將模態(tài)應變較大和實際運營中可能存在較大應力的位置作為動態(tài)關注點，結合因焊接等連接關系導致應力集中的結構關注點，沿構架端部至撒砂臂支架布置3個三向加速度傳感器和8 個應力測點，分別采集構架端部（彈簧帽筒上部）、撒砂臂吊座（上部）和撒砂臂支架（上部）的垂向、橫向和縱向振動加速度以及構架端部彈簧帽筒外側焊縫和撒砂臂吊座2 處折彎焊縫的應力，采樣頻率均為2 000 Hz。測點位置如圖1所示。

圖1 撒砂裝置和構架端部結構及線路測試測點位置

2 線路測試結果

對振動加速度和應力數(shù)據(jù)進行濾波和小波處理，以降低測試過程中外界因素對信號的干擾。將測試數(shù)據(jù)按時間順序（第1天—第50天）編號，以便對比分析。

2.1 振動加速度測試結果

不同測試時間下撒砂裝置及構架端部測點振動加速度幅值如圖2 所示。圖中：g為重力加速度。由圖2 可見：構架端部、撒砂臂吊座和撒砂臂支架的三向振動中垂向振動最劇烈，垂向最大振動加速度幅值分別為11.5g，14.0g和24.5g，即振動水平由構架端部向撒砂臂支架傳遞時增長顯著；振動最為劇烈的第32 天測試數(shù)據(jù)表明，撒砂臂支架垂向振動加速度幅值為24.5g，比構架端部的9.1g大169%。

圖2 撒砂裝置及構架端部振動加速度幅值

選取振動較劇烈且涵蓋3 條運行線路的第28天（鏇輪前）振動加速度數(shù)據(jù)進行時頻分析，各測點振動加速度統(tǒng)計結果見表1，其時域波形和功率譜密度曲線分別如圖3和圖4所示。

表1 各測點振動加速度統(tǒng)計結果

圖3 第28天不同測點振動加速度時域曲線

圖4 第28天不同測點振動加速度功率譜密度曲線

由表1 和圖3 可見：同一測點的三向振動加速度中，垂向振動加速度均方根值最大，即垂向振動最劇烈；同一方向的振動加速度中，測點A3 的振動加速度均方根值最大，A2次之，A1最小，分別為1.0g，0.5g和0.4g，表明撒砂臂支架處的振動能量約為構架端部的2.5倍。

由圖4 可見：構架端部、撒砂臂吊座和撒砂臂支架的垂向振動加速度能量峰值較為集中，信號變化趨勢基本一致，主頻均為66.9 Hz，且撒砂臂支架的振動加速度能量顯著大于構架端部；垂向、橫向和縱向振動加速度高頻段均存在500～1 000 Hz的較低能量峰值。

2.2 應力測試結果

為分析應力水平在運營周期內(nèi)的變化規(guī)律，根據(jù)式（1）計算各測點1 500 萬km 等效應力幅值σaeq［18］。

式中：L為車輛在設計壽命內(nèi)的運營里程；L1為應力譜對應的實測運營里程；N為疲勞極限對應的應力循環(huán)次數(shù)；i為應力譜級數(shù)；ni為各級應力幅值循環(huán)次數(shù)；σi為各級應力循環(huán)幅值；m為材料疲勞曲線參數(shù)。

不同測試時間下撒砂裝置及構架端部測點等效應力幅值計算結果如圖5 所示。由圖5 可見：撒砂臂吊座測點的等效應力幅值在整個測試周期內(nèi)波動幅度較小，普遍低于構架端部；除構架端部測點514 外，其余測點等效應力幅值均在60 MPa 以下；測點514 等效應力幅值在個別日期出現(xiàn)大幅度增長，第28天測試結果達到最大，為105.2 MPa。

圖5 撒砂裝置及構架端部不同測點處1 500萬km等效應力幅值

選取第28 天應力數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計計算，見表2。由表2 可見：構架端部應力均方根值均大于撒砂裝置，測點514 的應力均方根值為3.2 MPa，約為測點519的10.7倍。

表2 各測點應力統(tǒng)計結果

選取構架端部應力測點中等效應力幅值和均方根值較大且位置相似的測點514 和518，以及撒砂臂吊座應力測點中等效應力幅值和均方根值較小且應變片方向相同的測點503 和519 進行時頻分析，其時域波形和功率譜密度曲線如圖6 和圖7 所示。由圖6 和圖7 可見：4 個測點隨時間變化趨勢相似，應力主頻均為66.9 Hz，與垂向振動加速度主頻一致，且構架端部測點應力主頻對應的能量峰值遠大于撒砂裝置。

圖6 第28天不同測點應力時間歷程

圖7 第28天不同測點應力功率譜密度曲線

3 影響因素

高速動車組在線路運行過程中，承受多種形式的寬頻帶輪軌激擾［19］，影響車輛部件振動響應，當輪軌激擾頻率和結構固有頻率相近時會導致結構局部共振［20］，發(fā)生振動疲勞破壞。為分析振動和應力影響因素，考慮軌道板周期性不平順和車輪多邊形2種激擾源的影響。

根據(jù)線路測試結果，選取振動比較劇烈的測點A3 垂向振動加速度，以及應力較大的構架端部測點514和撒砂臂吊座測點503應力進行對比分析。

3.1 不同運行線路

結合圖3 和圖6，選取第28 天京廣線武漢—咸寧北區(qū)間（該區(qū)間振動和應力水平較高，數(shù)據(jù)變化較規(guī)律）和廣深線虎門—深圳北區(qū)間各100 s 勻速測試數(shù)據(jù)進行對比分析，運行速度均約為305 km· h-1。

測點A3 垂向振動加速度以及測點514 和503應力功率譜密度如圖8 所示。由圖8 可見：不同線路的振動加速度和應力整體變化趨勢類似，但京廣線振動和應力能量更高，66.9 Hz 頻率處對應的能量峰值均約為廣深線的3.8倍。

圖8 不同線路振動加速度和應力功率譜密度曲線

考慮動車組在線路運行時受軌道板沖擊產(chǎn)生呈現(xiàn)倍頻變化特征的振動激擾能量峰值，根據(jù)文獻［21］計算得到軌道板周期性不平順沖擊振動頻率見表3。有限元計算得到結構1 階固有模態(tài)頻率和振型，如圖9所示。

表3 軌道板周期性不平順沖擊振動頻率

圖9 撒砂裝置及構架端部1階固有模態(tài)頻率和振型

由圖8、圖9 和表3 可知：305 km·h-1速度下軌道板周期性不平順沖擊振動頻率（京廣線65.7 Hz，廣深線68.3 Hz）和撒砂裝置的1 階固有頻率67.0 Hz 接近（振型為撒砂裝置縱向擺動），導致結構局部共振，這是撒砂裝置及構架端部產(chǎn)生較大垂向振動加速度和較高應力的主要原因。

3.2 車輪鏇修前后

車輪鏇修可以減少因運營里程增加，車輪磨損帶來的輪軌沖擊［22］。選取第50 天的鏇輪后京廣線武漢—咸寧北區(qū)間100 s 勻速數(shù)據(jù)，與3.1 節(jié)中“第28 天京廣線武漢—咸寧北區(qū)間100 s 勻速數(shù)據(jù)”進行對比分析，運行速度均約為305 km· h-1。

鏇輪前后測點A3 垂向振動加速度以及測點514和503應力功率譜密度如圖10所示。由圖10可見：鏇輪前后振動加速度和應力功率譜密度曲線變化趨勢基本一致；鏇輪后撒砂裝置測點A3 垂向振動能量峰值降低67%，構架端部測點514應力能量峰值降低68%，主頻不變，均為66.9 Hz，表明鏇輪可以降低結構振動和應力響應能量。

圖10 鏇輪前后振動加速度和應力功率譜密度曲線

3.3 不同速度工況

在實際運行過程中，高速動車組速度變化情況復雜［23］。為研究速度影響，選取加減速勻速和不同速度級2類工況。

3.3.1 加速、減速和勻速工況

選取第28 天京廣線武漢—咸寧北區(qū)間撒砂裝置測點A3 垂向振動加速度和構架端部測點514 應力進行分析，時域波形如圖11 所示。由圖11 可見：撒砂裝置及構架端部振動和應力水平在尚未達到最高速度的加速和減速區(qū)間內(nèi)較低，垂向振動加速度和應力變化趨勢基本一致。

圖11 京廣線武漢—咸寧北區(qū)間測點A3垂向振動加速度和測點514應力時間歷程

加速和減速工況分別選取176～286 s和1 129～1 254 s（在此時間段內(nèi)，列車速度在100～250 km·h-1間均勻變化）數(shù)據(jù)進行分析，時頻特性結果如圖12 和圖13 所示。由圖12 和圖13 可見：加速和減速工況下，測點A3 垂向振動加速度和測點514應力存在200 Hz 內(nèi)倍頻能量峰值，與軌道板周期性不平順沖擊振動頻率接近；高頻段能量峰值較低，隨速度呈線性增加趨勢，對應頻率與車輪高階多邊形導致的輪軌激勵頻率［24-25］接近，具體見表4。

表4 車輪多邊形振動頻率

圖12 加速工況下振動加速度和應力時頻特性

圖13 減速工況下振動加速度和應力時頻特性

選取900～1 000 s 勻速工況數(shù)據(jù)進行分析，該段100 s 的振動加速度和應力時間歷程與3.1 節(jié)中“第28 天京廣線武漢—咸寧北區(qū)間100 s 勻速數(shù)據(jù)”相同，其頻域特性如圖8黑色虛線所示。在此時間段內(nèi)，測點A3 垂向振動加速度幅值為16.5g，較加速和減速工況分別增加3.2 倍和1.5 倍，測點514應力幅值為46.7 MPa，較加速和減速工況分別增加3.0 倍和1.6 倍，說明振動和應力水平在300 km·h-1勻速區(qū)間段內(nèi)被明顯放大。

勻速工況下振動加速度和應力時頻特性如圖14所示。由圖14 可見：勻速工況下，測點A3 垂向振動加速度和測點514應力能量主要分布在200 Hz以內(nèi)，呈倍頻特性，與軌道板周期性不平順沖擊振動頻率變化規(guī)律一致，但高頻段能量很低。

圖14 勻速工況下振動加速度和應力時頻特性

綜合以上分析結果可知：相較于加速和減速，勻速時撒砂裝置及構架端部振動和應力響應受軌道板沖擊振動影響更為顯著。

3.3.2 速度級

因撒砂裝置及構架端部在勻速工況下受軌道板周期性不平順導致的沖擊振動［21］響應更強，所以將列車運行速度作為單一變量，截取第28 天沿江通道線路中列車運行時速為145 km·h-1（恩施—宜昌東區(qū)間）和195 km· h-1（宜昌東—荊州區(qū)間）各100 s勻速數(shù)據(jù)進行對比分析。

測點A3 垂向振動加速度和測點514 應力時間歷程如圖15 所示。由圖15 可見：速度為145 km ·h-1時，垂向振動加速度和應力幅值分別為10.8g和34.0 MPa；速度為195 km· h-1時，垂向振動加速度和應力幅值分別為7.9g和25.6 MPa，振動和應力水平分別降低27%和25%。

圖15 不同速度級振動加速度和應力時間歷程

時頻分析結果如圖16 所示。由圖16 可知：不同速度級下測點A3 垂向振動加速度和測點514 應力均存在主頻為66.9 Hz 的倍頻能量頻帶，與運行速度145 km·h-1時11 倍頻和運行速度195 km ·h-1時8 倍頻的軌道板沖擊振動頻率接近；速度由195 km· h-1減至145 km· h-1時，振動加速度和應力主頻對應的能量峰值分別放大26.2 和23.4 倍，說明選取的145 km· h-1勻速運行100 s區(qū)間內(nèi)，軌道板沖擊振動引發(fā)撒砂裝置產(chǎn)生局部共振，這是撒砂裝置及構架端部應力能量十分集中且較高的主要原因。

圖16 不同速度級振動加速度和應力時頻特性

4 疲勞損傷計算

為計算撒砂裝置及構架端部振動疲勞損傷，首先對比不同區(qū)間，鏇輪前后和不同速度工況下撒砂裝置及構架端部部分應力測點應力譜，即對第3 節(jié)時頻分析選取的100 s 勻速時段應力數(shù)據(jù)進行雨流計數(shù)，得到8.33 km 里程下構架端部測點514 和518 以及撒砂裝置測點503 和519 的32 級應力譜如圖17 所示。由于沿江通道恩施—宜昌東區(qū)間100 s勻速時段速度為145 km·h-1，故在已有數(shù)據(jù)基礎上向后再取107 s。由圖17 可見：相同里程下，第28 天京廣線武漢—咸寧北區(qū)間應力幅值較大，根據(jù)Miner 線性累計損傷法則［26］，計算得到運營里程8.33 km 時圖17（a）—（d）中測點514 對應的損傷分別為：1.2×10-5，2.0×10-6，3.7×10-6和5.5×10-6。

圖17 勻速運營里程8.33 km時各應力測點32級應力譜

選取應力幅值和損傷較大且全區(qū)間里程較長的第28天京廣線武漢—咸寧北區(qū)間和沿江通道恩施—宜昌東區(qū)間全程應力數(shù)據(jù)進行雨流計數(shù)，應力譜如圖18所示，測試里程分別為87和214 km。

圖18 2個區(qū)間全里程各應力測點32級應力譜

為對比全壽命損傷大小，依據(jù)損傷等效原則［27］，計算各測點1 500萬km應力譜損傷見表5。

由表5 可見：2 個區(qū)間構架端部應力測點514的1 500 萬km 損傷均大于1，表明若車輛長期運行在此種線路工況下，結構將會發(fā)生振動疲勞失效。

表5 各測點1 500萬km損傷

5 結論

（1）撒砂裝置及構架端部的垂向振動水平最高；撒砂臂支架垂向最大振動加速度幅值為24.5g，比構架端部的9.1g大169%。

（2）撒砂裝置及構架端部的振動加速度和動應力主頻均為66.9 Hz，與其1 階固有頻率和軌道板沖擊振動頻率相近，表明軌道板沖擊振動引發(fā)結構局部共振是導致撒砂裝置及構架端部振動和應力較高的主要因素。

（3）鏇輪后撒砂裝置垂向振動能量峰值減幅67%，構架端部應力能量峰值減幅68%，表明車輪多邊形是影響撒砂裝置及構架端部振動和應力響應的重要因素。

（4）不同速度工況下撒砂裝置振動加速度和構架端部應力均存在200 Hz 內(nèi)倍頻能量峰值，與對應速度下軌道板沖擊振動頻率相近，勻速工況振動和應力響應受軌道板沖擊振動影響更為顯著。

（5）京廣線區(qū)間撒砂裝置的垂向振動加速度和應力能量峰值均約為廣深線的3.8倍；選取京廣線和沿江通道某區(qū)間應力-時間歷程數(shù)據(jù)進行疲勞損傷計算，結果表明構架端部1 500 萬km 損傷值大于1.0，有振動疲勞失效風險。建議針對構架端部結構設計，要充分考慮線路條件和附屬結構振動帶來的影響，避免引發(fā)結構振動疲勞失效。