高速铁路轨下弹性垫板冲击试验响应.pdf

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1高速铁路轨下弹性垫板冲击试验响应由于钢轨不平顺或车轮扁巴产生的冲击力是造成振动、噪声和轨道恶化的原因，因此需要减少冲击力。

轨下垫板是轨道主要的缓冲部件。

但是，至今尚无令人满意的方法来评价冲击荷载的传播机理和轨下垫板在冲击荷载下的性能特征。

在本文中，将介绍利用冲击试验方法测定轨下垫板冲击响应的特征。

此外利用非线性动态有限元分析进行了冲击荷载传播特征的研究1前言近年来，对于轨道的少维修和高效率的要求不断提高。

另一方面，伴随列车的高速化和沿线人口的增加，减振降噪的要求增大了。

其中，由于在钢轨接头或车轮轮缘等轨轮间的不平整（表面的凹凸）造成的明显大的轮载是轨道破坏加速、振动噪声增大的因素之一。

寻求进一步的对策成为研究的课题。

轨下弹性垫板，通过对钢轨的弹性支承，起着缓冲（衰减）和把轮载分散到多个扣件节点的作用，为减少轮轨接触力向结构物（路基）的传递，提高轨下弹性垫板的有效性被视为因重大轮载产生的冲击振动的对策。

但是，轮轨的接触力到路基的传递路径十分复杂，除其间有多个弹簧和质量外，由于扣件系统的紧固力和倾斜，扣件弹性垫板和道床的非线性等，轮轨接触力本身也在变化，这些都说明了传播的复杂性。

为解决这一问题，对于复杂的力学体系，为了解短时间内大荷载变动的机理，需要有定量评价扣件弹性垫板有效性的方法。

在本报告中叙述了利用试制的冲击试验装置评价弹性垫板对冲击荷载响应特性，同时利用非线性动态有限元分析法分析冲击荷载的传播特性的结果。

2评价方法条件的研讨作用在轮轨接触点上的特大轮载，受速度和车辆簧下质量强烈的影响，在车轮扁巴的例子中，当轴箱振动加速度超过50g，作用时间16ms时，确认会产生短的冲击轮载2。

而且，在文献3和4中，报告了在冲击轮载发生前后，有车轮减载的异常现象。

在本研究中，试制了图1所示的重锤落下式试验装置，进行了有助于说明弹性垫板对于冲击荷载动态特性的动态响应评价。

本装置的规格如表1所列，为评价钢轨分散荷载的影响，设计为支承钢轨的扣件套数可变。

在这里，叙述在一套扣件支承和3套扣件支承时弹性垫板动态响应的评价。

表1冲击试验装置的主要规格部位材质和形状等车轮方面接触部模拟车轮（860，根据修正的圆弧踏面形状作成）重锤钢铁制造的锤，最大重量492kg（含模拟车轮）加载方法自由落下（最大高度2m）钢轨方面钢轨JIS60kg钢轨（可变更）扣件直结8型（用一套扣件或用间隔为625mm的3套扣件支承钢轨）支承的构造H形钢（400400mm），板厚：

凸缘部20mm，腰部13mm,肋部20mm基床结构钢筋混凝土轨枕2图1冲击试验装置示意图图2高弹性扣件的结构3冲击响应试验3.1供试物表2列出了用于试验的扣件和防振材料的构成，在扣件弹性垫板方面，采用3种刚度和形状不同的通用品组装在直结8型扣件中来进行评价，同时与图2所示的直结8型高弹性扣件（以下简称弹性扣件）进行比较。

表2供试物简称扣件系统防振材防振材的构成刚度材质结构S60弹性垫板直结8型扣件（通用品）通用轨下垫板60kg/mm丁苯橡胶沟槽S30弹性垫板低刚度轨下垫板30kg/mm丁苯橡胶圆钉状U20弹性垫板低刚度轨下垫板20kg/mm发泡聚胺脂弹性体平板（单独发泡）高弹性扣件高弹性扣件整体防振结构20kg/mm天然橡胶夹层3.2试验方法3.2.1一套扣件支承在轮轨接触点位于扣件中心时固定钢轨，测定重锤按所定高度落下时的钢轨垂向荷载（轨腰应变片测定的荷载垂向分量，下称PR）、传播到扣件下的传递荷载（由设置在扣件正下方的荷载传感器测定的荷载垂向分量，下称PT）以及钢轨和铁垫板间的得到的轨下垫板的响应位移（d）。

3.2.23套扣件支承3轮轨接触点位于按间距6.25m设置的3套扣件的中心时固定钢轨，使重锤自由落下，测定PR、PT、d以及向邻接扣件下的传递荷载PT、PT，用以评价荷载的分散特性。

3.3结果及考察3.3.11套扣件支承钢轨垂向荷载下落高度16mm，在S60轨下垫板时PR和响应位移d的时域波形示于图3。

在PR时域波形中出现了作用时间约1ms小的荷载峰值和作用时间约7ms的大的荷载峰值。

这些荷载峰值，由以往的研究可知1，这是轮轨接触冲击荷载的典型波形，可用公式

（1）和

（2）的关系说明。

11rHmkvP

（1）HrmkvP22

（2）式中P1为因车轮（球体）和钢轨（平面）弹性接触产生的荷载，除冲击速度外，还与钢轨的有效质量mr1及赫芝接触弹簧刚度kH有关；P2同样除V外，决定于车辆的簧下质量mu及钢轨的支承弹簧刚度kr2。

图3冲击响应的时域波形另一方面，在响应位移的波形中，没有对应于P1的明确的峰值，而只出现对应P2的一个宽的峰值。

其次，对于各供试物，下落高度和PR的P1荷载（P1R）中的最大值（P1Rmax）的关系示于图4，对于P1Rmax来说，轨下垫板和高弹性扣件之差很明显。

与此相反，没有确认轨下垫板间的差别。

4图4钢轨垂向荷载P1Rmax与图5钢轨垂向荷载P2Rmax与下落高度的关系下落高度的关系这里考虑供试物的mr1和kH不变。

在高弹性扣件方面，设置在钢轨座面上的上铁垫板加算到钢轨的有效质量中，此时mr1为只计及钢轨时的1.7倍，以此对应，可推断P1R为只考虑钢轨质量时的1.3倍。

对于P2荷载的最大值（P2max），如图5所示，P2max的增大率视供试物的不同而发生巨大的变化。

对于U20垫板，即使下落高度（即冲击速度）变大，P2max也不大，可认为在低刚度支承供试物中性能最优。

如果比较同样为20kN/mm刚度类型的U20和弹性扣件系统，两者的特性不同，由于扣件系统的结构不同，明显表现不同。

传递荷载从传递荷载（P2T）的最大值P2Tmax和P2Rmax按公式（3）求得荷载传递率和下落高度的关系，如图6所示。

max2max2RTfPPt（3）虽然P2Rmax的情况不同，但3种轨下垫板的差别很小，荷载传递率几乎为1，与此对照，高弹性扣件最小，为0.8，确认荷载垂向分量被衰减。

可以认为，由于上述扣件结构的不同，导致垂向荷载传递率减小。

从3种轨下垫板的P2Rmax与从公式（4）求得的轨下垫板弹簧常数（即刚度）k的关系，如图7所示。

maxmax2dPkT（4）在S60和S30的情况下，弹簧常数k随P2Rmax成比例增大增加，但S30垫板的增加率小。

而且，在U20情况下弹簧常数略为减小。

在低刚度供试物的情况下，相应下落高度的变化少。

5图6荷载传递率与下落高度的关系图7传递荷载P2Tmax与弹簧常数的关系3.3.23套扣件支承钢轨垂向荷载图8钢轨垂向荷载P1Rmax与图9传递荷载P2Tmax与下落高度的关系下落高度的关系图8展示了P1Rmax和下落高度的关系和前述已测定的单套扣件支承的P1Rmax的回归分析的结果。

P1Rmax随到供试物的下落高度增加而增大，但增大率逐渐减小。

而且，如果与1套扣件支承的情况比较，发现3套扣件支承时P1Rmax为1套扣件支承时的1.21.3倍。

如果根据公式

（1），在该变化中，相当于影响到P1Rmax的mr1高1.5倍（一套扣件时钢轨长度0.3m），即为钢轨长度变化引起的质量变化（8倍3套扣件时钢轨长度为2.4m）的1/5以下。

为此可以推断，与伴随赫芝接触产生的P1Rmax有关的钢轨长度与钢轨的实际长度无关，仅限于钢轨扣件的近旁的长度传递荷载如图9所示，传递荷载的最大值（P2Tmax）随下落高度增加而增大。

通用的垫板和低弹簧系数的垫板增加率有很大的不同。

在S60情况下P2Tmax几乎与下落高度成正比增加，而在U20或S30情况下，P2Tmax的增加率逐渐减弱。

为此在S60情况下传递荷载达到200kN的冲击水平，而在U20或S30弹性支承的情况下传递荷载减少到1/2左右。

为了与1套扣件支承的情况作比较，根据公式（5）和公式（6），定义了以安装S60轨下垫板的扣件支承时的maxP将各供试物的P2Tmax规格化的传递荷载减少率，求得其与下落高度的关系：

6max2TP减少率max2max21TTPP（5）一套钢轨扣件时的xTePln75.02.3max2（6）式中max2TP为3套扣件支承时各供试物max2TP测定值回归分析的的结果，分母max2TP为S60垫板一套扣件支承时的测定值（最大约200kN）回归分析的结果，x为下落高度。

由图10可见，3套扣件支承时P2Tmax的减少率在低刚度的U20或S30垫板支承时约为50%，而在S60垫板时仅为20。

图10P2Tmax减少率的比较图11P2Tmax分担率的比较荷载分担率为考虑荷载的分散性，按公式（7）求得两个接触点正下方的P2Tmax占3套扣件全部传递荷载的比率。

下落高度与P2Tmax分担率的关系如图11所示。

P2Tmax分担率100max2max2TTTTPPPP（7）对于P2Tmax分担率，随着下落高度的增加，视供试物的不同而有巨大的差异。

其中S60最大，低刚度的垫板小（在U20垫板时还有减小的趋势）。

但是在下落高度10mm以下的范围内，P2Tmax分担率约5060%，不同的供试物没有大的差别。

但随着下落高度的增加，两者之间的差别越来越大。

根据以上的结果，对于冲击荷载和和扣件弹性垫板缓冲作用的关系进行以下的考察。

首先，作为两个垂向荷载的冲击荷载，通过扣件系统传递到下部结构。

此时传递的荷载P2T与轨道的支承刚度kT2的平方根成比率增大，在低刚度支承的情况下，P2T增加小。

该事实说明了钢轨低刚度支承对于冲击荷载也有增大缓冲性能的作用。

同时表明，为提高荷载的分散性，低刚度支承对缓和作用在轨道上的冲击荷载更加有利。

4非线性动态响应分析作为轨道弹性垫板对轮轨间冲击荷载动态响应的模型，将冲击试验装置模型化，利用非线性动态结构分析软件LS-DYNA研讨关于S60垫板的冲击响应荷载的传播特性。

4.1分析模型和分析结果4.1.1分析模型7以第3节冲击响应试验的冲击试验装置（1套扣件支承，无荷载传感器）为对象，建立图12所示的分析模型。

根据时间历程分析，求得由于轮轨间的接触荷载的传播而产生的各部分的应力和位移。

实际的轨下垫板为厚度10mm的丁苯制硬质橡胶板（带沟槽）与厚度1.5mm的不锈钢板的复合物。

但分析时对于橡胶板适用超弹性橡胶单元模型，而不锈钢板作成垂向1网格3阶实体单元，而且扣件系统的弹片，作成平面刚体单元，和钢轨底部的摩擦系数取为0.25，作成作用着接触力的模型。

分析模型的各要素如表3所列。

对于轨下垫板的压缩特性，考虑橡胶变形的非线性，因此必须采用更适应实际的值。

另外，垫板的刚度采用根据第3章的冲击响应试验算出的值。

表3分析模型要素车轮踏面形状修正的圆弧踏面杨氏模量215GPa泊松比0.3质量13.2kg钢轨类别JIS60kg钢轨长度183mm杨氏模量215GPa泊松比0.3扣件系统类别直结8型弹片前端刚度k20.46kN/mm后端刚度k31.48kN/mm轨下垫板弹簧系数*以按第3节冲击响应试验算出的值为基础，再加入根据动粘着弹性试验推定的非线性*作为弹性要素，使用冲击响应试验得到的非线性刚度约束条件在本分析中由于着眼于轨下垫板的变形特性，采用以下的约束条件及接触条件。

以H形钢为接触条件，认为在刚性基础上固定。

由于冲击时垫板吸收冲击而产生显著变形，建立模型时认为铁垫板底面和H形钢上表面为一体。

作为轨下垫板底面和铁垫板之间的接触要素，在建立模型时，假定两者间的摩擦系数为0.8。

作为钢轨底面和轨下垫板上面的不锈钢板间的接触要素，在建立模型时，假定摩擦系数为0.2。

此外，在轨下垫板上，作用着与扣压力相当的荷载。

4.1.2分析结果图13显示了在钢轨扣件的正上方质量108kg的重锤在下落高度300mm落下时的结果。

8图12分析模型图13分析值和试验值的比较4.2结果和考察4.2.1分析值和试验值的比较在图13中显示了响应荷载的分析值和在同一条件下试验值的时域波形。

其中，作为冲击荷载分析值采用轮轨间接触荷载，试验值采用钢轨的垂向荷载。

对于分析值，在作用时间或峰值的大小上存在一定的偏差。

提高分析精度是研究的课题，但是，可以看出，分析值有着和试验值同样的带有P1和P2的冲击荷载响应的再现波形。

而且，就荷载大小来说，分析值和试验值大体一致。

4.2.2荷载传播机理图14显示了在荷载接触点中央在1/2处切断的相当应力以及由于冲击荷载引起的位移和波形放大400倍的情况。

从左边的初始状态按时间顺序表示，从编号到对应于图13的分析波形。

而且，在初始状态时，可看出由于弹片影响产生的钢轨底部的变形。

以下叙述根据分析结果的考察推定的冲击荷载响应的机理。

轮轨接触的瞬间随着由于赫芝接触引起的接触点处的集中应力（图中红色）的产生和变形，钢轨产生移动，出现了决定于钢轨质量的P1峰值。

9钢轨底部的变形钢轨底部中央从水平状态移动到下凸状态，应力被部分释放，P1值减小。

最大荷载峰值P2的发生在接触点处，由赫芝接触移到面接触，应力再次开始增加。

在该时刻，在钢轨的头部产生弯矩，伴随钢腰的变形达到最大荷载后应力减小。

荷载P2的发生应力再次增大，峰值发生后应力减小。

如上述，在钢轨的形状和扣件系统的倾斜度的影响下，伴随钢轨的弯曲变形和轨下垫板等复杂的反应，推定了荷载向下部结构的传播。

图14钢轨模型的变形和应力轮廓5总结试制了模拟轮轨间发生的冲击荷载的冲击试验装置，评价了轨道弹性垫板的动态响应，同时利用非线性动态有限元分析，研究冲击荷载的传播特性。

以下整理了在本研究中已明确的诸点：

冲击荷载的产生经过因轮轨赫芝接触产生的P1和其后因面接触而产生的P2的两个过程，通过扣件系统传递到下部结构。

由于传递荷载P2T随轨道支承刚度成比例增加，在钢轨低刚度支承时P2T的增加减少，即低刚度支承时对冲击荷载的缓冲性能高。

在低刚度支承时，对冲击荷载的荷载分散性高。

因此可以期待在多套扣件支承的系统（实际轨道）中，对于冲击荷载，低刚度支承可获得更好的效果。

6结束语由轮轨间接触产生的冲击荷载，是与铁路基础设施维修支出增大相关的重要因素，为此正在寻求降低和缓冲冲击荷载的有效方法。

在本研究中，试图评价在冲击荷载下轨道特性垫板等缓冲性能和传播特性。

今后，为提高轨道垫板等弹性部件的性能，打算致力于动态响应评价和分析精度的提高。

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