轨枕结构

轨枕结构（共7篇）

轨枕结构 篇1

摘要：本文分析了铁路轨道结构中混凝土轨枕伤损的主要形态及造成伤损的的原因, 通过伤损形态与原因分析了解混凝土轨枕在实际工作中的状态, 为我们对铁路线路的养护和维修提供必要的依据。

关键词：混凝土轨枕,伤损

引言

作为铁路轨道结构主要部件的混凝土轨枕一般横向铺在钢轨下的道床上, 承受来自钢轨的压力, 使之传布于道床, 同时利用扣件有效地保持轨道的轨距和位置。为了节约木材和改进线路质量, 我国铁路自1957年起也大量采用混凝土轨枕, 混凝土轨枕具有使用寿命长、轨道稳定性好, 承载力和抗爬阻力大, 能满足高速、大运量要求等优点。近年来, 随着铁路的不断提速, 铁路运能的不断增大, 作为铁路轨道结构主要部件的混凝土轨枕伤损也不断加快, 出现了多种形态的伤损情况, 严重影响了铁路行车的安全运行, 增加了铁路线路的养护与维修工作量。

1、铁路轨道结构中混凝土轨枕伤损的主要形态分析

1.1 混凝土轨枕出现裂缝

混凝土轨枕出现裂缝的形式是多种多样的, 原因也有很多种。首先, 混凝土轨枕在工作中除了抵抗钢轨传来的压力外, 还要抵抗弯矩的作用, 混凝土轨枕所受弯矩的大小不仅与轨枕上动压力有关, 而且与轨枕下道碴支承的状态有关。起初混凝土轨枕铺设和养护时应使轨枕中间部分200～400rnm掏空, 掏空部分道碴顶面应低于枕底3 0 m m, 避免负弯矩过大而产生枕中上部横裂。随着轨枕类型的变化, 要求中间可以不掏空, 但应垫浮碴, 即便如此, 在实际工作中轨枕的支撑状态随着列车的运行及养护维修条件的不断变化, 一旦当支承状态与枕上垂直动压力力联合作用引起的弯矩超过规定值时, 则轨枕的中间部分就会产生横向裂缝。其次, 混凝土轨枕是一个接受不稳定重复荷载的构件, 荷载的变化带有随机的性质, 混凝土轨枕在使用期内轨下截面有可能出现大于该截面抗裂强度的荷载弯矩, 当轨下截面的荷载弯矩远远大于轨枕的抗裂强度时, 就会出现过大的轨下截面横向裂缝, 导致轨枕失效。再次, 在列车运行时, 由于列车对钢轨的水平横向和纵向作用力以及运行动作用带动螺旋道钉引起的上拔力又会使轨枕螺栓道钉孔周围产生纵向裂缝和横向裂缝, 这也严重影响了轨枕的使用寿命。还有轨枕在制造和铺设、养护过程中受冷热、干湿、化学等的作用。当蒸汽养护过程中升温很快, 恒温温度很高时, 由于混凝土中气、水、水泥、砂石等不同材料热膨胀系数不同, 而混凝土初期结构强度又很低时, 高温使气、水大大膨胀, 造成混凝土内部结构缺陷, 容易引起轨枕表面特别是端头表面的混凝土龟裂, 疏松。对中国混凝土轨枕而言, 其中碱集料反应 (AAR) 引起的破坏不容忽视。在混凝土内集料与水泥石的界面上生成硅酸盐凝胶, 体积膨胀, 引起混凝土开裂。线路维修工作中的捣固作业, 因在轨枕两侧进行对角捣固, 过车时容易使轨枕中间部分产生斜裂或扭伤。据调查统计, 因线路维修养护不当使轨枕中部扭断、折断的轨枕在伤损轨枕总数中占有一定的比例。

1.2 混凝土轨枕出现压溃现象

在铁路线路出现暗坑、空吊板、扣件失效等情况下, 由于机车车辆荷载的反复作用, 导致了轨下橡胶垫板损坏或串出, 致使钢轨直接作用于承轨槽, 在钢轨和轨枕直接接触下, 轨枕轨下部分由于不能承受钢轨的反复荷载作用使混凝土压溃。有些轨枕由于轨下截面横向裂缝过大, 混凝土受压区产生过大的压应力使混凝土压溃。在混凝土轨枕中间部分, 当轨枕受了过大的正弯矩, 不仅使轨枕中间部分的下部产生过大的裂缝, 而且还引起截面受压区的压应力增大, 致使混凝土压溃, 这种情况多发生在钢轨接头处;当有些轨枕由于中间部分承受了过大的负弯矩, 不但引起中间部分的上部裂缝, 而且还使中间截面下部受到过大的压应力以致压溃混凝土轨枕, 更有甚者将出现钢筋外露。

1.3 混凝土轨枕出现挡肩破损

轨道结构中钢轨的位置正确与否完全靠轨枕来决定, 而轨枕固定钢轨位置的持力部分便是挡肩, 轨枕挡肩承受由扣件传来的水平推力, 特别在小半径曲线上由于离心力的作用加大了挡肩的荷载而使挡肩产生破损, 有时采用加宽铁座减小压应力仍不能解决问题, 据统计资料显示, 在半径为400m及以下的曲线上, 挡肩破损率高达70%。另外, 在线路养护维修过程中, 由于使用大、中型维修工具在工作过程中不注意而使得工具直接损坏挡肩, 例如, 在捣固过程中, 工器具将挡肩敲掉一角儿。还有, 由于垫片损坏、缺损或在轨枕制造过程中挡肩部分的缺陷也可能造成挡肩破损。

2、预防混凝土轨枕伤损的主要措施

2.1 保证混凝土轨枕生产质量

在混凝土轨枕生产过程中要加强管理, 严格操作工艺, 严格混凝土配合比, 确保振动密实和混凝土强度, 在养护时要满足预养时间要求、升温速度要求、恒温要求以及脱模时轨枕表面与环境温度差的控制要求, 这些措施对于减少混凝土轨枕裂缝, 特别是龟裂及纵裂, 将是十分有利的。混凝土轨枕的原材料也将是保证混凝土轨枕生产质量的主要因素, 在混凝土材料中除了对水泥强度与安定性、集料的级配与含泥量等常规指标严格控制外, 还应重点考虑碱集料反应问题, 在目前使用低碱水泥和低碱减水剂尚有困难的情况下, 应注意控制最大水泥用量, 以使轨枕混凝土的碱含量不超过安全限值。在轨枕的配筋问题上除合理配置预应力钢筋外, 还应加强端部箍筋和道钉孔处螺旋筋的配置。箍筋和螺旋筋的设置有利于防止轨枕端部和中部纵裂以及钉孔裂缝。

2.2 加强养护维修作业

加强涉及轨枕稳定的养护维修作业, 延长轨枕的使用寿命。养护维修作业对轨枕伤损的影响主要表现在以下几个方面:起道捣固作业、垫板作业、轨下绝缘缓冲垫片损坏没有及时更换、道床病害整治不及时、接头养护不良、轨面不平顺没有及时消灭。

加强线路维修养护, 使轨枕处于良好的支承状态是防止轨枕伤损的重要条件。起道时要轻起轻放, 禁止轨枕动作太大, 防止损坏轨枕, 起道跨度不能太大, 以保持轨面平顺, 打撬时要内外侧都打, 而且打撬要均衡, 保证轨枕垫平、垫稳, 防止轨枕发生裂纹, 捣固时注意工器具磕碰伤轨枕。加强垫板作业, 保证垫板质量, 在垫板过程中不得损伤轨枕, 出现空吊板须垫板时应及时作业, 垫片及轨下绝缘缓冲垫片损坏或挤出时应及时更换或摆正, 防止钢轨和轨枕直接碰撞。道床直接支撑着轨枕, 一旦道床出现变形, 轨枕的支撑将不能稳定, 破坏也在所难免, 及时整治道床沉陷, 及时清筛脏污道床, 防止道床板结和翻浆冒泥, 提高线路的弹性, 减少轨枕的伤损。接头部位轨枕的伤损约为其他部位的3～5倍, 及时整治接头病害, 保证线路接头处的平顺, 防止轨枕承受过大的附加动力将可减少轨枕的伤损。及时修理轨枕破损部分, 保持扣件顶严、压紧和衔靠作用良好, 防止线路爬行及及时整治线路爬行, 确保轨枕整体受力将大大减少轨枕伤损的程度。

3、总结

铁路线路属于动态运行, 轨枕作为铁路线路的组成部分, 承受着钢轨传来的反复荷载, 受力状态复杂, 轨枕的伤损是不可避免的, 在繁忙的工作状态下, 我们很难做到发现线路小病害、轨枕小伤损就立即整治, 这样将给轨枕的伤损提供了储备的机会, 最后导致轨枕的失效, 增加工作量。如果及时采取一定的预防措施将大大减少轨枕的伤损情况, 延长轨枕的使用寿命, 相对会减少轨枕作业的工作量。

参考文献

[1]方彰炎.混凝土轨枕裂损原因及其防治.铁路运营技术.1995

[2]安鸿達.混凝土轨枕线路维修 (第二版) .铁道出版社.1999

[3]何奎元.铁路轨道与修理.铁道出版社.2008.

[4]贡振中.铁路线路混凝土枕伤损形态及原因分析.企业家天地.2008年07期

轨枕结构 篇2

无砟双块式轨枕以其平顺性好、 整体性强、几何状态持久、抗恶劣环境(如高温、紫外线辐射)性能好、使用寿命长等优势,已在我国广泛使用[1]。 因此,实现无砟双块式轨枕生产的工厂化作业,使生产线更加标准化和规范化具有重要意义。 本文依据双块式轨枕的生产工艺流程要求,从轨枕生产工艺布置以及资源配置等方面对双块式轨枕生产线合理设置进行考量,介绍了既有轨枕生产线(有砟轨枕生产线)改造成无砟双块式轨枕生产线的途径。

1有砟轨枕生产线改造的必要性

1.1生产许可制度的需求

2013年国家质 量监督检 验检疫总 局发布了2013年第60号公告, 将执行新的混凝土轨枕生产许可证制度,首次将双块式轨枕纳入了国家生产许可管理,在《预应力混凝土枕产品生产许可证实施细则》详细的提出了产品必备的生产设备[2],细化了产品的质量检验项目和检验方法以及生产过程工序的质量要求。 随着细则的实施,原有的双块式轨枕生产线的布局、设备已无法满足新要求,对有砟轨枕生产线的改造势在必行。

1.2合理资源配置,节约成本的需求

无砟双块式轨枕的生产按照新建一条生产线考虑,一般需生产车间2000m2, 约300万元的基建投资,生产设备约300万元。 如利用工厂现有的有砟轨枕生产设施设备,只需依据工艺需求,对必备生产设备进行改造,这样综合利用既有条件,优化工艺布置,合理资源配置,可以大幅节约投资,投资费用可控制在100万元以内。

1.3生产工艺的需求

有砟轨枕的生产工序主要包括混凝土搅拌、钢丝张拉(钢丝定长下料、编组、张拉)、清润模具、混凝土浇灌、振动成型、养护、脱模、堆码等。 其中,混凝土搅拌、钢丝张拉、养护、振动成型工艺过程的执行与轨枕质量直接相关,将其视为关键工序。 混凝土浇灌直接影响布料的均匀性,将其作为质量控制点,视为特殊过程。 其工艺流程见图1。

无砟双块式轨枕工序主要包括混凝土搅拌、混凝土浇灌、振动成型、养护、脱模、堆码等。 其中,混凝土搅拌、养护、振动成型视为关键工序,混凝土浇灌视为特殊过程。 其工艺流程见图2。

对比图1、图2可知,无砟双块式轨枕生产与有砟轨枕生产的主要区别包括以下方面:

(1)无砟双块式轨枕工艺过程中减少了钢丝张拉(钢丝定长下料、编组、张拉),生产节奏更紧凑。

(2) 混凝土浇灌 : 双块式轨枕浇灌工艺应为螺旋机定量灌注,这样能更好控制产品的断面高度尺寸和分层现象,同时可克服加减浆困难的问题。

(3)振动成型:无砟双块式轨枕的振动工艺 ,仅需一次振动过程,无需进行加压复振。 振动需改为变频振动,可增加混凝土密实度,提高外观质量。

(4)脱模 :将气动冲击脱模方式替代有砟轨枕的自动挂钩形式的反复轻磕方式脱模,可以有效保证轨枕棱角完整性,确保脱模质量。

2生产线的改造方案

2.1可行性

结合双块式轨枕的生产工艺要求,同时依据国内双块式轨枕生产的现状,将其生产模式归纳为两种,即短模生产与长模生产。 双块式轨枕长模工艺为:生产线采用2×4长模、流水生产线布局、养护池养护的生产方式, 生产线按照模具清理与输送、布料、振捣、养护、翻转脱模等生产工艺布置;双块式轨枕短模生产工艺为:生产线采用4×1短模、环形流水生产线布局、环形生产工艺、双通道连续养护的生产方式,生产线按照模具清理与输送、布料、振捣、养护、脱模等生产工艺布置。 由于短模生产的连续养护生产方式无法很好保证轨枕的养护制度,同时其生产效率较低,而长模生产模式在养护和生产效率上具有较明显的优势。 因此,目前采用长模生产模式的厂家越来越多。

有砟轨枕生产均采用长模生产的机组流水线工艺,其工艺布置与无砟双块式轨枕生产的长模生产工艺基本适应,可以通过相应的改造来有效满足无砟双块式轨枕生产的要求,将有砟轨枕生产线改造为无砟双块式轨枕生产线。

2.2主要改造方案

2.2.1浇灌振动成型系统

2.2.1.1混凝土灌注设备

由于一般既有生产线浇灌台位与振动台位为分开设置,如果布料不均就会给振动过程中的填料增加一定的困难,同时考虑到双块式轨枕中如布料量不均匀后,由于钢筋桁架及配件安放已到位,很难将多余拌合料从模具中移除,一般需对布料机(浇灌车)进行改造。 改造的主要方式为:1将浇灌工位与振动工位合并;2布料机(浇灌车)增加计量传感装置,改造为定量浇灌系统,如螺旋机定量浇灌设备。

2.2.1.2振动成型设备

有砟轨枕生产线振动设备一般为定幅定频设备,在以往有砟轨枕的生产中完全可以满足相关技术标准要求,但在无砟双块式轨枕生产中对混凝土外观质量要求更高,产品质量更严。 须将原振动系统改造为具有变频功能的振动系统,该变频系统具有水平和垂直振动功能,同时能实现振动频率的变化。 在实际生产中,该变频振动系统的应用对混凝土成型质量起到了很好的效果。

2.2.2脱模系统

2.2.2.1翻模机

脱模机在轨枕生产中起到重要作用,原脱模机一般为自动挂钩形式,主要依靠翻模机大臂反复轻磕方式脱模,但无砟双块式长线生产工艺已无法保证脱模顺畅和产品外观质量,必须将翻模机自动挂钩改为液压挂钩,保证钢模翻模后能拆除挂钩。 共需要改造2套钩爪,增加1台控制油泵,1套控制台。

2.2.2.2成品脱模改气囊结构

按2×4长模气动冲击锤需配5组顶升台架,8个承料台,承料台要使用厚胶板防止钢筋桁架掉落引起的钢筋变形。

通过翻模机将模具顶升到一定高度 (一般为120mm左右 ),利用轨枕自重 ,可以克服轨枕与模具腔体的摩擦力、混凝土的附着力、定位轴与预埋套管变形力等可以保证轨枕的脱模顺畅[3],同时 ,其轨枕棱角不易破损,从而确保双块式轨枕外观质量要求。

2.2.3产品堆码系统

2.2.3.1成品运输辊道

目前轨枕生产厂家成品运输一般有两种,一种是小车组形式,另一种是升降成品轨道形式。 如为小车运输,可以照样使用,但如为辊道运输,就必须根据实际情况进行相应改造。 双块式轨枕由于桁架为半裸露,如辊道间距超过500mm以上,轨枕的运输将严重影响桁架在辊道上的走行,桁架也将碰伤变形。 对辊道改造主要要求为:1辊道间距应小于500mm,宜在350mm左右 ;2辊道运行速度必须低; 3根据经验也可以将辊道上增加输送皮带。

2.2.3.2成品码垛机构

一般既有线码垛装置为码垛吊装装置,对双块式生产已不再适用,这部分需新增,采用在出水辊道尾端增加一组低速链传动承料台 (可以排15根双块式轨枕的铺设尺寸),同时,增加一台平推装置 (称之为归拢机 ),把在成品辊道上移动的双块式轨枕横向推到低速链传动承料台上等待起重机用专用吊具吊装。

3生产线改造后的实际应用情况

3.1改造后浇灌振动成型系统的使用情况

由于混凝土灌注设备改造后是将浇灌工位与振动工位合并,使得生产节奏更快;同时将浇灌车增加计量系统改造为螺旋机定量浇灌设备,确保了每模混凝土用量更准确。 如在生产SK-1型轨枕中, 其单根理论材料消耗为0.083m3,采用2×4的钢模 , 共计单模材料消耗0.664m3,依据立方混凝土实际容重2500kg/m3,转化为单根轨枕的质量207.5kg,在结合实际定额损耗,通过计量装置,可以确保单根轨枕用量控制在5%左右,大大减少了用料浪费,使得布料更均匀,减少了振动台平料人员的工作量。

振动成型设备的改造后,完全实现了变频振动的功能,在确保合理的激振力的前提下,将原有的初振120s,复振60s的简单振动工艺,调整为垂直变频振动:初振为先低频再高频,复振为先高频再低频,初振为不少于100s,复振不少于60s,混凝土复振动完成后,再采用不少于10s的点振方式(水平振动)收浆,以利于混凝土浆的复位。 通过合理的振动工艺确保了混凝土成型的密实度的需求,对混凝土的强度和外观都起到了决定性的作用。

3.2改造后脱模系统的使用情况

脱模系统改造后,翻模机利用顶升气囊将模具顶升到约120mm的高度,利用轨枕自重,仅需2至3次的重复上下撞击 ,轨枕便可以顺利脱出 ,整个脱模周期仅需1min,以前脱模周期至少为3min。 新的脱模方式不仅节省了大量脱模时间而且大大降低了轨枕破损的概率,外观质量有了大幅提升。

3.3改造后产品堆码系统的使用情况

由于缩减了辊道间距,同时降低了辊道运行速度,使得成品轨枕在辊道上运输时被磕坏底部边缘的现象明显减少。 加之采用归拢机后,依靠其平推作用,使得双块式轨枕横向推到低速链传动的承料台上,再用专用吊具进行转运入库。 从而保证了轨枕码垛的整齐、高效,解决了以往单根独立转运入库的重复动作。

改造后近一年的实际生产应用表明,其双块式产品质量均满足标准要求,同时,工厂已于2014年9月取得了生产许可 , 可见经改造后的生产线完全具备生产合格产品的能力。

4结论

(1)依据双块式轨枕相关技术条件结合工厂实际生产情况,对有砟轨枕生产线优化改造为双块式轨枕生产线是完全可行的。

(2) 浇灌振动成型系统采用定量浇灌 、 变频振动工艺可有效保证双块式轨枕成型需求;脱模系统依据双块式轨枕自重,冲击气动脱模方式可满足脱模顺畅,符合生产节奏,能确保轨枕外观;堆码系统采用低速运输辊道或成品输送小车与成品归拢机的组合,可有效保证双块式轨枕堆码需求。

参考文献

[1]胡安峰,伍云利,孙波,等.高速列车荷载作用下无砟轨道-地基竖向耦合动力响应研究[J].工程力学,2012(3):237-243.

[2]国家质量监督检验检疫总局.XK17-002-2013预应力混凝土枕产品生产许可证实施细则[S].北京:中国标准出版社,2013.

小半径曲线加宽型轨枕的研制 篇3

关键词：小曲线,曲线加宽,混凝土轨枕

0前言

随着铁路现代化建设的发展, 铁路的快速与重载需求日趋迫切, 线上部份已经进入了由轻到重, 逐步加强的发展模式。但在特定的历史背景和自然条件下, 普通山区小半径曲线铁路依然大量存在, 作为普通铁路三大薄弱环节之一的小半径曲线, 是铁路工务部门一直重点防控的设备。其在横向、竖向、纵向等错综复杂的外力相互作用下, 极易造成变形积累、病害加剧和材质损耗, 逐渐降低线路设备的强度和稳定性, 甚至会危及行车安全[1]。因此, 要提高线路设备质量, 确保行车安全, 就必须要对小半径曲线上用枕进行合理选择并对线路进行整治和精细养护。

成都铁路局山区铁路运营条件较其它路局更为恶劣, 在过去木枕线路多的情况下, 工务养护维修工作量大, 维修费用投入高, 运营安全性低。成都局目前曲线半径500mm以上的线路上还存在着大量的Ⅱ型轨枕, 甚至还有Ⅰ型轨枕。由于Ⅰ型、Ⅱ型轨枕存在上述缺陷, 因此, 应逐步采用新Ⅱ型枕、YⅡ-T型枕或Ⅲ型枕更换。考虑到运营条件可能发生新的变化, Ⅱ型枕最终也可能完全被Ⅲ型枕所取代。尤其是曲线半径小于300mm的线路, 需要解决小曲线半径的病害, 而目前现有YⅡ-F型、Ⅲa型预应力混凝土有挡肩枕标准图的承轨槽的尺寸与扣件系统均按1435mm设置, 扣件系统的轨距调整量有限, 不能满足曲线加宽需求, 需将轨枕承轨槽的尺寸加大, 在原有扣件系统规格型号不变的情况下, 达到曲线加宽的目的。

为了有效解决R<300m曲线线路问题, 特研发出一种新型混凝土轨枕, 并将该轨枕定义为小半径曲线加宽型预应力混凝土轨枕, 以下简称Ⅲak型轨枕。

1 设计思路

1.1 轨枕设计

(1) 选择适合的枕型, 确定轨枕承轨槽距离加宽值, 对加宽后轨枕受力情况进行计算;验算轨枕截面承载是否满足要求。

(2) 在设计完成后即进行试制和力学性能试验, 包括:轨枕的静载试验、挡肩推力试验。

1.2 轨枕弹条扣件配套技术研究

根据轨枕上轨距加宽情况, 制定弹条扣件组装配置要求。

2 Ⅲak型轨枕设计

2.1 主要设计参数

2.1.1 线路主要计算参数

(1) 铁路轨距:1450mm;

(2) 曲线半径:<300m;

2.1.2 轨枕设计计算参数

(1) 钢轨支承刚度:重型及以下轨道 (即60kg/m轨以下) 采用1000k N/cm;

(2) 混凝土强度等级:C60;

(3) 预应力混凝土钢筋:制作轨枕所采用的预应力钢丝应为规律变形钢丝, 直径为7mm, 强度标准值为1570N/m2, 屈服强度为1340N/m2, 弹性模量为2×105MPa;

(4) 最大轴重:轨枕计算时取260k N。

2.2 轨枕设计及荷载计算

2.2.1 选型及参数

现阶段, 小曲线半径用枕的线路均铺设Ⅱ型混凝土轨枕, 为考虑今后线路的提速重载发展需求, 本项目选用Ⅲa型轨枕进行开发研究, 为节约开发成本, 只对Ⅲa型轨枕承轨槽部分尺寸进行改进, 铺设根数仍按1667根/km。我国现有Ⅲ型有挡肩枕为两承轨槽外侧间距为1818mm。方案一:将Ⅲ型有挡肩枕两承轨槽外侧间距加宽到1833mm, 采用原有扣件系统配置, 可直接解决轨距加宽15mm的要求。方案二:将Ⅲ型有挡肩枕两承轨槽外侧间距加宽到1827mm, 调整原有扣件系统配置型号, 也可解决轨距加宽15mm的要求。

方案选择:方案一在实际使用中, 在缓和曲线上从加宽15mm调到0mm时, 其扣件系统将无法满足要求, 需要其他轨枕过度;方案二将现有Ⅲ型有挡肩枕两承轨槽外侧间距加宽9mm后, 在缓和曲线上使用可以仅需调整原有扣件系统配置型号, 无需选用其他轨枕过度, 就可以满足使用需求。由此, 决定将方案二作为定型方案。

2.2.2 轨枕垂向压力计算

机车通过钢轨作用于轨枕, 承轨部分的垂直动压力Rd按下式进行计算:

式中, P0为静轮重, 为设计静轴重的一半。本设计取为130k N;γ为轮重分配系数, 按轨枕设计方法为0.48;α综合动载系数, 本设计取为1.5。

因此, 轨枕的垂向动压力为:

2.2.3 Ⅲak型轨枕截面荷载弯矩计算

在改进过程中只对轨下截面进行变动, 而对轨中截面没有作任何调整, 所以, 只对轨下截面进行验算即可。

根据铁科院“院总编号:TY字第0831号预应力混凝土枕设计方法”规定, 计算图见图1。

轨下截面正弯矩的设计值计算:

考虑轨底不等宽增加8%, M轨下=17.57k N·m

2.3 预应力配筋检算

2.3.1 轨枕静载抗裂弯矩

表1为Ⅲak型轨枕截面静载抗裂弯矩。

轨枕静载抗裂强度按TB/T 1879《预应力混凝土枕静载抗裂试验方法》进行计算:

式中, K1为按简支梁图示计算时, 与支距L和荷载分布宽度b相关的值, 当L=0.6m, b=0.1m时, 计算值为0.1375;K2是考虑轨枕自重对承载的影响, 并根据大量试验数据而确定的, 取值为1.05。

2.3.2 轨枕疲劳承载弯矩检算

轨枕为预应力混凝土受弯构件, 应以正截面受拉区混凝土边缘纤维应力达到0.7ft计算确定疲劳承载力, 同时, 应检验在设计荷载下受压区混凝土边缘纤维的应力不应大于0.7fc。

轨下截面疲劳承载正弯矩:

同时, 受压区混凝土边缘纤维的压应力σc′为:

计算知轨下截面疲劳承载满足设计要求, 轨中符合Ⅲa型轨枕使用要求。

2.3.3 轨枕受弯极限承载弯矩

轨枕受弯极限承载弯矩见表2。

3 轨道其它部件选用

为了适应曲线加宽轨枕Ⅲak的安装要求, 达到曲线加宽轨枕Ⅲak的使用需要, 根据现有扣件进行选用。

3.1 扣件系统选用说明

3.1.1 选用依据

选用依据: (1) 轨道为有砟轨道结构; (2) 采用60kg/m钢轨; (3) 采用弹条扣件。

3.1.2 适用范围

混凝土扣件适用于轨距为1450mm铁路曲线半径小于300m线路上, 连接60kg/m钢轨与混凝土枕。

3.2 轨枕及弹条扣件配置

3.2.1 轨枕安装配置

轨枕的安装配置按表3执行。

3.2.2 弹条扣件配置

60kg/m钢轨采用弹条扣件其配置见表4。

3.3 弹条扣件轨距调整

60kg/m钢轨线路弹条扣件按标准轨距1435mm的轨距调整量为-3mm, +17mm。轨距调整量及轨距挡板号码的配置见表5。

扣件系统采用弹条式扣件, 弹条扣件按标准轨距1435mm的轨距调整量为-3mm, +17mm。满足小半径曲线线路轨距加宽15mm的要求。

该设计改进均以60kg/m钢轨线路为标准进行, 对于50kg/m钢轨的小半径曲线线路, 该轨枕同样也适用, 只是将6号轨距挡板用14号代替, 10号轨距挡板用20号代替, 20号轨距挡板处安装A型弹条, 其他均不变即可配套使用。

4 生产过程的工艺控制

4.1 工艺流程

本轨枕的生产采用工厂化的专业生产, 其生产工艺流程如图2所示, 产品如图3所示。

4.2 生产中关键工序的控制

混凝土搅拌、张拉、振动成型、养护工序为生产曲线加宽轨枕Ⅲak的关键工序, 这些工序在过程控制中对产品的质量起着决定性作用。

4.2.1 混凝土搅拌工序

混凝土的和易性作为拌和物的重要特性, 其流动性、粘聚性、保水性构成了其和易性的重要表现。为了保证拌和物质量, 搅拌工序中计量设备的准确度和搅拌时间起到了关键作用, 工作度不稳定是计量不准所导致的;混凝土的强度和均匀性与搅拌时间有着必然的联系, 从多次试验和生产实践中应选择最佳搅拌时间, 搅拌时间过短将对混凝土的匀质性有极大影响, 时间过长会产生泌水和离析现象。

根据生产过程控制要求, 对以下四方面做了严格规定: (1) 电子秤的配料计量误差要求除粗细骨料±2%偏差外, 其余组分均为±1%; (2) 微机控制室的室内温度控制必须确保在 (20±3) ℃范围内; (3) 净搅拌时间控制在120s左右; (4) 混凝土拌和物稠度控制, 增实因数控制在1.3左右。

4.2.2 张拉工序

张拉过程控制应注意: (1) 钢丝定长下料的精度误差要求:同组钢丝极差 (最长与最短之差) 不超过2mm; (2) 钢丝外观要求:不得有起弯、伤痕缺陷, 断口应平直; (3) 镦头质量要求:镦头形尺寸合格, 不得有歪、斜、裂等缺陷; (4) 张拉控制值的要求:不得超张拉或欠张拉。

4.2.3 振动工序

振动的目的是为了降低混凝土料粒间的摩擦力和粘结力, 使其在自重力作用下, 充实料粒间的间隙, 使混凝土内部的空气排除, 保证产品表面光滑、平整, 不出现空洞麻面, 确保产品外观质量。混凝土轨枕振动工序关键控制点为: (1) 振动时间, 初振与加压振动时间分别设定为120s与60s; (2) 多余拌合物停放时间不得超过20min, 并且不得随意添加水; (3) 加压振动后扶正成孔器、清边清槽干净彻底。

4.2.4 养护工序

养护的意义在于提供水泥水化作用必须的适当温度、湿度条件, 以保证正常的水化作用, 特别是在开始的7d内, 如果其内部相对湿度低于80%, 就会影响到设计的混凝土性能。按照这一要求, 薄膜覆盖养护不能在混凝土中保持足够的水分。因此, 如要加大水化反应程度, 必须进行喷雾养护和湿养护[2]。我们采用静停时间≥2h, 升温速度不大于20℃/h, 恒温蒸汽养护温度为 (58±2) ℃, 并有一定的停汽降温时间, 降温速度不大于20℃/h, 出坑前的轨枕表面与坑外环境温差不大于20℃, 轨枕脱模后按保湿养护10d以上。

4.3 轨枕检验

根据相关检验标准进行检验, 生产的小半径曲线加宽型轨枕Ⅲak的外观质量、外形尺寸、混凝土抗压强度、静载抗裂试验、挡肩推力试验均符合标准要求。

5 结论

(1) 将Ⅲ型有挡肩枕两承轨槽外侧间距加宽到1827mm, 通过对预应力配筋检算、合理选用扣件系统配置型号, 可满足各项轨枕设计参数性能要求。

(2) 通过对混凝土轨枕生产过程中关键工序的质量控制, 确定了混凝土搅拌、张拉、振动、养护的重要控制指标。

(3) 研制的小半径曲线加宽型轨枕Ⅲak适用曲线半径小于300mm的范围, 能有效满足山区铁路的工务需求。

参考文献

[1]余轶虎, 朱西龙.浅谈普通铁路小半径曲线的养护[J].中国建设信息, 2008, (22) :50-51.

轨枕结构 篇4

北京地铁10号线是北京地铁继2号线以后的第二条环线, 全线位于三环路至四环路间, 全场57.1km, 全部为地下线, 为北京地铁线网中非常重要的一条线路。10号线二期工程采用梯形轨枕, 梯形轨枕是近年来由日本工程师开发的新型轨枕, 吸收了单块式轨枕保持轨道方向的能力, 也吸收了双块式轨枕的特点, 两块PC梁之间用钢管连接, 增强了保持轨距的能力, 设计上初步采用普通预应力钢筋, 轻量化设计。本文研究目的是基于有限的工程资料, 分析出缺失的轨枕下减振材料的合理刚度值, 为10号线二期工程的减振材料设置提供参考, 并得出梯形轨枕结构的力学表现同减振材料刚度的关系。

1 梯形轨枕无砟轨道几何尺寸参数

参考北京地铁10号线二期轨道工程, 可得梯形轨枕的主要几何结构参数如下: (1) 梯形轨枕尺寸为6150mm (长) ×460mm (宽) ×185mm (高) 。 (2) 轨枕下减振材料间隔1.25m, 尺寸为460mm (长) ×250mm (宽) ×25mm (厚) 。 (3) 相对的两单元枕之间用3根FG联结钢管连接, 截面尺寸为125mm (长) ×75mm (宽) 。

梯形轨枕设计如图1。

2 梯形轨枕垂向受力分析

2.1 计算模型及参数

列车设计轮载取单轮300k N, 采用有限元方法求解。

钢轨与轨枕分别采用BEAM4和BEAM188梁单元模拟;模拟中忽略扣件与减振材料的非线性, 采用二维线性弹簧单元COMBIN14来模拟;为体现仰拱的结构稳定性, 将模拟减振材料的弹簧单元COMBIN14下部胶接仰拱的底端模拟为弹簧连接固定端, 为了消除边界效应, 模型长度取三跨轨枕, 选取中间跨梯形轨枕分析。

建立好的ANSYS模型如图2。

2.2 梯形轨枕减振材料分析

设计轮载加载于不同位置扣件对应钢轨处, 加载工况如图3。

保持其他条件不变的情况下改变减振材料的刚度, 分析梯形轨枕在不同工况下的力学表现, 得出最大弯矩与位移值。选取分析的刚度值依次为200k N/mm、500k N/mm、800k N/mm、1000k N/mm、1500k N/mm、2000k N/mm、5000k N/mm、8000k N/mm、10000k N/mm、12000k N/mm, 经分析不同减振材料刚度条件下不同工况, 得出轨枕弯矩上下侧最大受拉弯矩与钢轨、轨枕最大竖向位移总结于表1。

由表1可知, 梯形轨枕的上侧受拉弯矩大小随减振材料刚度的增大而逐渐增大, 轨枕下侧受拉弯矩、钢轨与轨枕的垂向位移随减振材料刚度增大而减小, 它们的变化趋势都是逐渐放缓。

轨枕所采用的C60混凝土容许应力为20MPa, 可得到梯形轨枕纵向最大弯矩为52.48 k N·m;一般规定常用列车荷载情况下, 钢轨的竖向位移要在1.5mm之内, 可以根据此进行相应的对等换算计算出300k N条件下钢轨的竖向位移限度, 得到为2.915mm;同时为方便选取材料, 选取刚度要尽量小, 因此可以选择减振材料刚度为1000k N/mm, 纵向最大弯矩与竖向最大位移满足要求, 而且上下侧最大受拉弯矩绝对值比较接近, 便于纵形轨枕的双面配筋。

德国规范规定了桥梁上无砟轨道板, 其竖向相对位移不超过1mm, 轨枕端部的竖向转角不超过1%;本工程为北京地铁10号线工程, 是在地铁中铺设的无砟轨道, 虽不是桥梁无砟轨道板, 可是其竖向转角与相对位移的产生机理与桥梁上无砟轨道板类似, 因此可以参考德国规范的规定数值来验证减振材料刚度为1000k N/mm的合理性。

经分析, 不同工况的枕端竖向转角与相对位移总结于表2。

由表2可知, 轨枕端部的竖向转角最大值为3.83E-4rad, 远小于1%的限定值, 而轨枕端部的竖向相对位移最大值为0.138mm, 也小于1mm的限定值。减振材料刚度值选取1000k N/mm比较合理。

3 结束语

(1) 梯形轨枕结构在减振材料刚度逐渐增大的条件下, 力学表现是:轨枕的上侧受拉弯矩大小随减振材料刚度的增大而逐渐增大, 轨枕下侧受拉弯矩、钢轨与轨枕的垂向位移随减振材料刚度增大而减小, 它们的变化趋势都是逐渐放缓。为保证梯形轨枕的结构稳定性, 并方便选取减振材料, 减振材料刚度取1000k N/mm比较合理。

(2) 本研究是设计轮载作用于梯形轨枕结构的静力学分析, 没有动力学方面的分析, 在这方面有待做进一步研究。

摘要：根据梯形轨枕结构形式的特点和北京地铁的工程特点, 运用有限单元法建立梯形轨枕垂向受力有限元计算模型。通过分析在不同刚度的减振材料条件下, 各个工况的梯形轨枕弯矩、梯形轨枕和钢轨的竖向位移情况, 确定了梯形轨枕减振材料合理刚度为1000kN/mm。

关键词：道路与铁道工程,减振材料刚度,有限单元法,梯形轨枕

参考文献

[1]畅德师.北京地铁梯形轨道工程试验段考察报告[J].铁道标准设计, RAILWAY STANDARD DESIGN 2006 (增刊) :140-143.

[2]武江虹, 郑瑞武, 李文英.北京地铁10号线正线轨道总体设计[J].铁道标准设计, RAILWAY STANDARD DESIGN 2008 (7) :16-19.

[3]刘学毅.客运专线无砟轨道设计理论与计算方法[M].成都:西南交通大学出版社, 2010∶56-60.

[4]周鹏, 王昊, 周桂红等.ANSYS9.0经典产品基础教程与实例详解[M].北京:中国水利水电出版社, 2006∶188-194.

[5]李小妮.大瑞铁路梯形枕无砟轨道设计研究 (硕士学位论文) [D].西南交通大学.2010∶20-22.

轨枕螺栓扳手冲击机构的设计计算 篇5

电动冲击扳手是用于螺栓、螺母装卸机械化的高效工具,广泛应用于机车、建筑、化工、冶金、坦克等行业。本文针对铁路轨枕螺栓装卸工作量大的特点,在前人研究的基础上,设计了一种新型电动冲击扳手。该冲击扳手结构简单,体积小,重量轻,使用方便。工作头采用冲击式结构,反力距小,可大大减轻劳动强度,提高工作效率。

2 冲击结构及工作原理

该电动冲击扳手是通过电动机、减速器带动冲击机构运作,从而完成铁路轨枕螺栓的装卸工作。它将行星齿轮减速机构作为主传动机构,可保证冲击扳手体积小、重量轻,使得电动扳手传递功率大、扭矩输出较稳定、冲击小,并能较好地实现对电动扳手扭矩和转速的控制。

如图1所示,该冲击机构主要由芯轴、冲击头、滚珠、主压力弹簧、推力滚珠轴承、冲击杆等组成。其中芯轴采用V型槽结构,冲击头采用人字槽结构并带有两个凸爪。冲击机构的作用主要有两个:一是将芯轴旋转的动能转换成冲击头的冲击力,二是确保芯轴上的负载力矩在规定的范围内。

该冲击机构的工作原理为:工作时,电动机输出的力经行星减速器传递给芯轴,再经滚珠,由主压力弹簧驱动冲击头旋转。冲击头靠其上的两个凸爪冲击冲击杆,在冲击力的作用下,冲击杆经过套筒带动螺栓转动。当螺栓的阻力矩超过主弹簧传递给冲击头的力矩时,冲击头在滚珠的限制下,沿芯轴的V型槽后退,使得冲击头的凸爪与冲击杆的凸肩脱扣。这时冲击头在电动机的带动下,继续转动,凸爪跨过凸肩,在主压力弹簧的作用下,产生附加角速度,凸爪冲击凸肩,产生冲击力矩,经套筒再传至螺栓或螺母,从而使螺栓或螺母转动一个角度,如此循环冲击,直至完成螺栓的装卸工作。

3 行星减速器传动比计算

该行星减速器是单排行星机构,由两个行星轮共同承受载荷,可减小齿轮尺寸,又可使各啮合点处的径向分力和公转产生的离心惯性力得以平衡[1,2]。其机构简图如图2所示,太阳轮1为主动件,行星架H为从动件,齿圈3与壳体固联。

式中:n1、n3、nH分别为太阳轮1、齿圈3、行星架H的转速。z1、z3为太阳轮1和齿圈3的齿数。

由于齿圈3固定不动,转速为0,由此可得该行星减速器的传动比为:

z1=54,z3=14,则传动比i=4.857

4 主压力弹簧的力学计算[3,4,5]

主压力弹簧的已知性能参数:材料:60Si2MnA

最小工作载荷下的高度(即安装高度):H1=66mm;最小工作载荷下的变形量:X1=6mm;最大工作载荷下的变形量:X2=16mm;冲击头的行程:h=10mm;主轴螺旋槽升角:β=22°;滚珠至主轴中心距:r=21mm;弹簧直径:d=7.2mm;弹簧中径:D′=60mm;总圈数:n1=6;工作圈数:n2=3。

由力学原理可得主压力弹簧各参数的数学表达式如下:弹簧旋绕比:C=D′/d;弹簧刚度:k=Gd/(8C3n2)

式中:G为弹簧材料的切变模量。

弹簧所受最小载荷:F1=kX1

弹簧所受最大载荷:F2=kX2

弹簧的平均载荷:Fm=(F1+F2)/2

载荷振幅:Fa=(F2-F1)/2

弹簧对芯轴的阻力矩:MF=Fmrtanβ

电机经减速器传递给芯轴的驱动力矩为:M=9550Pi/n

式中:P为电动机输出转矩,kW;n为电动机转速,r/min。

在设计主压力弹簧时,应保证弹簧对芯轴的阻力矩大于电机传递给芯轴的驱动力矩,即M>MF,以确保芯轴正常转动。

弹簧所受的平均切应力τm和切应力幅τa分别为:

式中:,称为弹簧应力系数;,称为弹簧曲度系数。

将已知条件代入以上各公式可得弹簧的参数值如表1所示。

5 冲击头动力学计算

冲击头结构形状如图3所示。为方便计算,现将冲击头进行简化,如图4所示,将其简化为两个钢管和两个扇形凸爪组成。

冲击头的质量为:m=m1+m2+m3

旋转时,两个钢管相当于空心圆柱体绕回转中心旋转;两个扇形凸爪相当于两个对称扇形体绕其回转中心旋转,由机械原理可得该冲击头的转动惯量为:J=J1+J2+J3

冲击头在冲击前的绝对角速度由芯轴的平均角速度和冲击头的附加角速度共同组成,即ωc=ωt+ωct

芯轴的平均角速度为:ωt=2πn/(60i)

电动机输出的能量以压缩弹簧的形式储存。储有能量的压缩弹簧所释放的能量一部分转化为冲击头向下运动的动能,另一部分转化为冲击头旋转的动能。根据能量守恒定律有:

推导可得冲击头附加角速度为:

由转动动能公式,可得冲击头一次冲击具有的动能:

冲击头每转一圈,冲击冲击杆两次,故冲击头的冲击频率为:f=ωt/π

则冲击头每秒冲击产生的动能:E=f·e

冲击头冲击冲击杆、套筒和螺栓的过程,实质上是一个绕回转中心旋转的弹性碰撞过程,在碰撞过程中必然发生能量传递,其能量传递效率即为冲击头的理论冲击效率ηim[6]: ηim=△E1/E1

式中,△E1为冲击头在冲击前后能量的变化;E1为冲击头冲击前的动能。根据碰撞理论,假设碰撞为弹性的,恢复系数取1,可得:

式中,J为冲击头的转动惯量;J′为被冲系统(包括冲击杆、套筒以及螺纹摩擦)的折算转动惯量;a为转动惯量比,即a=J/J′。

在拆装螺栓过程中,被冲系统的折算转动惯量J′是一个不断变化的值,因此转动惯量比a也是一个变值。假定a的变化范围为[a1,a2],则可以求出ηim的平均值,即平均理论冲击效率。

推导得冲击头的平均理论冲击效率为

当设计要求拧紧力矩为M′时,则由拧紧公式可求得拧紧一个螺栓所需的时间为:

通过试验对比分析,可得a取[0,20]的范围与实际相符合。将冲击头的尺寸参数代入以上各公式,可求得冲击头的各力学参数值,如表2所示。

6 结 论

本文结合机械设计、机械原理、理论力学和材料力学的知识,详细介绍了铁路轨枕螺栓电动冲击扳手冲击机构的设计计算过程,给出了各参数的数学模型。该计算具有较高的准确度,为相同工作原理的电动冲击扳手的设计,提供了一种简便而合理的计算方法。

摘要：介绍了一种用于铁路轨枕螺栓装卸工作的电动冲击扳手,对其冲击结构及工作原理做了详细的阐述,给出了行星减速器传动比的求解公式以及在冲击过程中主压力弹簧和冲击块的动力学计算模型,并进行了计算。为其他电动冲击扳手的设计提供了一种简便而合理的动力学计算方法。

关键词：轨枕螺栓,电动扳手,冲击头,动力学计算

参考文献

[1]曾国华.行星齿轮机构在电动扳手中的应用[J].计量与测试技术,2002(5):20-21.

矿山井下铁路轨枕模具制造与改进 篇6

600轨距钢筋混凝土轨枕, 是广泛用于矿山井下钢轨铺设的必须材料, 由于井下通道狭窄, 轨道不可能像地面上多铺几条线, 所以在设计该轨枕时, 设计院特设计为组合式, 其优点是便于施工、更换 (如图1) 。

1—预留孔;2—预埋铁件;3—轨枕

1 技术要求

轨枕生产工艺和一般水泥制品生产工艺基本相同, 最大不同之处, 也就是难点为:

(1) 预埋铁件的放置要求:预埋件垂直、水平、位置准确 (如图2) 。

(2) 轨枕预留孔要求:上下贯通, 中间放置预埋铁件不能阻碍“T”型螺栓自由穿入 (如图2) 。

1—T型钢轨螺栓;2—钢轨;3—预埋铁件

2 改进前生产工艺

(1) 预埋铁件:将预埋铁件焊在钢筋骨架上 (如图3) 。

1—钢筋;2—预埋铁件

(2) 预留孔:在地面上固定尺寸为30mm×30mm×30mm的混凝土块, 将已焊好预埋铁件的骨架放置在混凝土块上, 然后在模具上部固定覫40钢管, 要求混凝土块和预埋铁件及钢管在一条线上 (如图4) 。

1—ɸ40钢管;2—预埋铁件;3—混凝土方块;4—地面

在振动成型后, 其结果往往是:预埋铁件无法控制, 放置点尺寸无法保证, 东倒西歪;轨枕预留孔上下不一致、不垂直, 尺寸无法保证, 不能满足用户要求。

3 改进后生产工艺

通过一段时间摸索和钻研, 我们将预埋铁件和预留孔巧妙地结合起来, 不断的改进, 达到理想的效果, 其工艺方案如下。

(1) 将模具制作成带有钢板底模的组合式模具。

(2) 在底板上, 将原有混凝土块改为梯形圆柱 (材料为A3钢) , 在梯形圆柱中间加工车ɸ10mm内螺纹, 在内螺纹下部分钻ɸ8mm孔, 用ɸ8mm螺栓穿过梯形圆柱和底板相连结 (如图5) 。

1—梯形圆柱;2—ɸ10内螺纹;3—ɸ8孔;4—ɸ8螺栓;5—钢模底板

(3) 然后加工一件, 我们称为“固定预埋铁件螺栓” (材料为A3钢) , 上部分是圆柱型, 下部分是覫10mm螺栓 (如图6) 。它的作用是螺栓部分穿过预埋铁件与梯形圆柱体内螺纹连接拧紧, 固定预埋铁件 (螺栓的长度略短于螺纹高度, 如图7) 。

1—ɸ6内螺纹 (反丝) ;2—圆柱体;3—ɸ10螺栓

1—固定预埋铁件螺栓;2—预埋铁件;3—梯形圆柱;4—钢模底板

(4) 通过“固定预埋铁件螺栓“的作用, 巧妙将预埋铁件固定。“梯形圆柱”高度加上“预埋铁件”高度再加上“固定预埋铁件螺栓”的圆柱部分高度正好等于轨枕高度 (如图7) 。

(5) 在“固定预埋铁件螺栓”圆柱型部分, 我们又设计ɸ6mm内螺纹, 螺纹方向和ɸ10mm螺栓的螺纹方向相反 (俗称“反丝”, 如图6) 。然后, 我们加工一个“T”型手柄工具 (如图8) , 通过手柄将“T”型中的ɸ6mm螺栓旋入ɸ6mm内螺纹中。因ɸ6mm内螺纹方向和ɸ10mm螺栓螺纹方向相反, 手柄通过不停旋转很容易将“固定预埋铁件螺栓”从混凝土中整体拔出, 预留孔上部分完整留出。

1—ɸ12圆钢;2—ɸ6螺栓

(6) 产品通过养护达到标准的70%强度后脱模。因固定在底板上的梯形圆柱是锥形, 很容易将轨枕提起。预留孔的下部分完整留出, 保证了预留孔上下贯通。

(7) 轨枕工艺流程:将预埋铁件放置在“梯形圆柱”上→将“固定预埋铁件螺栓”旋入“梯形圆柱”中与覫10mm内螺纹相连拧紧, 固定预埋铁件→放入钢筋骨架和混凝土振动成型→将“T”型手柄中螺栓旋入“固定预埋铁件螺栓”中与Ø6mm内螺纹相连拧紧, 将其拔出→养护、脱模→提起轨枕→成品。

4 结语

通过改进后, 其优点是:

(1) 预埋铁件按照技术要求, 准确埋入轨枕中。

(2) 上、下孔和预埋铁件中心线是一条线, 保证了轨枕安装螺栓垂直度。

轨枕结构 篇7

随着我国高速铁路建设的发展,高速铁路速度的不断提高对于铁路机车以及路轨技术提出了更高的性能要求。轨枕和扣件是轨道重要组成部件,轨枕主要用于承载钢轨和在钢轨上运行的机车,钢轨与轨枕是通过扣件联结在一起的。扣件的作用是将钢轨固定在轨枕正确的位置上,并阻止钢轨在机车运行过程中发生纵向和横向位移以及防止钢轨倾翻,同时扣件还要能提供必要的弹性、绝缘性能,对钢轨的轨距具有一定的调整能力[1]。轨枕和扣件对于保证轨道的稳定性和可靠性起到了十分重要的作用,对于轨道交通运输的安全性和舒适性等性能指标具有十分重要的意义[2]。针对我国高速铁路发展对轨枕和扣件的性能提出了更高的技术要求,介绍研制出的一种用于对高速铁路轨枕和扣件进行静力和疲劳加载的实验系统,该试验系统可用于轨枕疲劳性能、扣压力和抗拔力等扣件组装性能、扣件部件疲劳性能、垫板动静刚度的检验,也可兼做钢轨、道岔、轨距杆、锚具、轨枕、橡胶支座线磨耗率的检测。本文主要研究了液压驱动作动器对高速铁路轨枕及扣件进行加载试验的测试系统组成,加载系统的精度分析以及提高加载精度的控制方法,为研制可靠的高速铁路扣件以及轨枕系统提供精确的试验条件。

1 系统原理介绍

轨枕及扣件加载系统如图1所示,主要由基础、加载横梁、加载作动器、控制系统、油源等部分组成。基础为铸铁平台,主要用来固定轨枕及扣件等被试件。加载作动器为伺服阀控制的低摩擦液压伺服油缸。加载作动器上端固定在加载框架上,由加载框架承受加载反作用力。控制系统采用两级实时控制,人机交互界面为非实时部分,加载伺服闭环采用实时控制系统。油源用于为加载作动器提供高压油。

加载系统的工作原理为:首先将被试件牢固安装至基础上。启动油源为系统提供高压油,通过控制系统控制液压作动器向被试件施加给定的加载力。在试验过程中可根据试验需要,控制一个或多个作动器对试验件进行加载,每个通道均可独立控制进行加载,也可以多个通道进行协调加载。

加载作动器具备力控制、位移控制功能,试验操作者可通过计算机控制选择加载设备的控制模式力或位置控制,以完成相应的加载试验。

2 加载系统数学模型

轨枕扣件加载系统采用的是对称阀控制对称缸形式的液压伺服作动器对被试件进行加载,此伺服加载系统属于典型的液压力控制系统。加载液压缸的简化模型示意图如图2-1所示。图中Q1、Q2分别为进入和流出液压缸的流量;p1、p2为液压缸两腔压力;y为活塞杆位移;m为负载质量;xv为伺服阀阀芯位移;Bc为液压缸活塞与缸筒之间的阻尼系数;ps、p0分别为供源和回油压力。

对于液压伺服加载系统的数学模型,可以由以下三个方程来描述:

(1)阀的流量方程

对于电液伺服阀,其动态特性通常可简化为二阶环节,即有下式:

式中Q0——伺服阀的理论流量(m3/s);

Kv——伺服阀的流量增益(m3/s/A);

ωv——伺服阀的固有频率(rad/s);

ζv——伺服阀的阻尼比(无量纲)

(2)液压缸的流量连续性方程

流量连续性方程的推导中,假设V1=V2=Vt/2,在该位置液压动力机构的固有频率最低,同时系统的阻尼最小,因此系统稳定性最差。故基于此假设出发所得的结论,对任何活塞工作位置都是偏于安全的[4]。在此假设下,可得到:

式中A——液压缸活塞面积(m2);

Ctc——液压缸总的泄露系数(m3/s/Pa);

Vt——液压缸左右两腔的总容积(m3);

βe——等效体积弹性模数(Pa)

(3)液压缸与负载的力平衡方程

忽略库仑摩擦等非线性因素和油液质量的影响,若忽略力传感器的柔度即认为力传感器的刚度无限大,并忽略加载液压缸活塞及活塞杆组件的质量,只考虑加载液压缸的粘性阻尼系数,则力传感器输出可以看成是加载液压缸的驱动力。根据牛顿第二定律可得加载液压缸的力平衡方程为

式中m——负载的质量(kg);

Bc——粘性阻尼系数(N/(m/s));

K——负载弹簧刚度(N/m);

y——负载的位移(m)

联立上述三个方程,可以得到液压加载作动器输出力的传递函数为

根据单通道液压加载作动器的数学模型,加载作动器方块图如图2-2所示:

3 加载系统仿真分析

利用所建立的液压加载作动器的传递函数模型,按照实际参数进行特性分析,分析加载系统的特性,确定加载系统控制器的参数。分析负载质量和弹簧刚度的变化对加载系统的影响。在此基础上,分析影响加载系统加载精度的主要因素,为进一步提高加载系统的精度和性能提供依据。表3-1是液压加载作动器主要的实际参数表。图3-1为加载系统的开环频率特性图。

由系统的传递函数式(2-4)可知,影响此主动加载系统性能的参数有很多,其中负载弹簧刚度K和负载质量m是主要的影响因素。当负载弹簧刚度K增大时,惯性环节的转折频率增大,系统的穿越频率增大;反谐振频率和第一个综合谐振频率之间的间距减小,有利于系统的稳定。弹簧刚度K的变化对第一个综合谐振频率的影响较小,对第二个综合谐振频率没有影响。当负载质量m增大时,对低频段几乎没有影响,惯性环节的转折频率和系统的穿越频率几乎不变。高频段反谐振频率和第一个综合谐振频率减小,但是两者之间的间距几乎保持不变,这样对系统的稳定性不利;

由于加载被试件的刚度和质量都会随着不同的试件存在较大的变化,为了保证系统的稳定性以及消除系统的稳态误差,需要按照最小试件的刚度分析系统的稳定性来进行加载系统的设计。根据被试件的特性调节系统的增益,同时可以采用滞后校正控制器,抬高系统低频段的增益以提高系统的响应速度。

4 试验验证

为了对上两节进行的系统建模和仿真分析的结果进行验证,对负载质量确定而不同负载刚度情况下的加载系统特性进行频率特性测试,刚度变化时系统的频率特性测试结果如图4-1(a)所示。在负载基本刚度不变,负载质量变化时系统频率特性测试结果如图4-1(b)所示。

通过负载刚度及负载质量的变化测得的系统频率特性的试验曲线可以看出在负载质量m一定的前提下,提高负载弹簧刚度K可以提高加载系统的频宽,并且有利于系统的稳定性。在负载弹簧刚度K一定的前提下,降低负载质量m可以提高加载系统的反谐振频率,对系统的稳定性有利。

为了提高系统加载的稳态精度,采用滞后校正控制器抬高低频段的增益,同时不影响高频的相频特性。采用滞后校正控制器前加载系统对某型轨枕进行预载为108KN周期为1.5Hz幅值为72KN正弦加载时的试验曲线如图4-2所示。采用滞后校正控制之后的试验曲线如图4-3所示。

通过实验曲线对比可以看出,在加载条件不变的情况下,采用滞后校正控制器可以有效提高加载系统的稳态精度。

5 结语

采用液压驱动作动器的加载试验系统能够满足高速铁路轨枕及扣件等部件的加载试验要求。加载系统的特性主要受到被试件刚度和被试件质量的影响,被试件刚度过小或者被试件质量过大均会影响到加载系统的稳定性。在根据被试件最小刚度设计好的加载系统后,为了适应不同试件需要对系统参数进行调节。采用之后校正控制器可以显著提高加载系统的稳态加载精度。

摘要：介绍了一种运用液压驱动作动器对高速铁路轨枕及扣件进行半物理仿真及加载试验的测试系统,此系统用于对高速铁路运行过程中轨道和枕木连接扣件相互作用进行模拟和测试,以验证扣件和轨枕系统对高铁运行过程中产生的动态力的耐受情况。文中阐述了此加载系统的原理及组成结构,分析了加载系统的稳态加载精度,并设计了滞后控制器用以提高系统的加载控制精度。

关键词：扣件,加载试验系统,疲劳试验,高速铁路

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