200km/h

200km/h（精选8篇）

200km/h 篇1

某高速列车闸片采用铜基粉末冶金材料, 经过压制, 烧结及整形等工序, 最后进行磨削加工以达到产品所需的尺寸与表面粗糙度要求。由于粉末冶金材料本身具有多孔结构, 对刀具的磨损很严重, 加之产品本身具有较高的耐磨性且内含有硬质点, 使得加工起来非常困难;而且产品的特性要求加工中不能加入冷却液, 使得加工过程中会产生大量的热能, 如果不能及时将热量排除, 不但会影响到产品的外观质量, 还会导致产品结构热变形。

以CBN (立方氮化硼) 为主要磨料的砂轮切削锋利, 磨削力小且磨削件表面温度较低, 大大高出金刚石砂轮的磨削效率, 且其尺寸保持性好, 加工精度高, 修整周期长, 提高了在实际生产中砂轮的使用寿命, 在粉末冶金行业有较为广泛的应用。以此为出发点, 设计适合于本产品的专用砂轮, 着重减少磨削过程中产生的热量, 改善散热条件。

1 砂轮基体的设计

依据现有立式圆台平面磨床的基本参数, 设计砂轮基体的外形尺寸。主要考虑以下因素:

(1) 与磨头部件连接安装尺寸、加工件的外形尺寸与装夹位置;

(2) 考虑砂轮直径大小与切削线速度, 以求尽量提高磨削效率;

(3) 镶块的外形尺寸与摆放形式, 减少磨料堵塞, 提高散热性;

(4) 高转速下, 减小砂轮自身质量所产生的离心力对加工产生的不利影响。

综合考虑, 基体选用质轻的金属铝作为原材料, 砂轮外圆直径定为320 mm, 磨块设计为横截面尺寸 (25×7) mm2, 有效磨损高度为10 mm, 分为30个小磨块均布镶嵌 (见图1) 。

2 砂轮粒度的选择

CBN磨料粒度作为砂轮的一个重要参数, 主要影响工件的表面粗糙度以及加工的效率。

细颗粒CBN易于切入工件表面, 磨削比较平稳, 颗粒受力较小, 不易磨钝, 表面粗糙度也较低。但是由于闸片要采取干式磨削, 用细颗粒CBN进给速度较慢, 加工时间长, 没有冷却液的加入, 闸片表面的温度会急剧升高导致结构热变形。

再则闸片本身质软, 硬度较低, 细颗粒的CBN磨料更加不易磨钝, 自砺脱落更慢, 容易形成积屑瘤。因此在满足加工要求的前提下, 尽量选择颗粒大一些的CBN磨料, 综合考虑, 选取粒度在60～80目的CBN磨料。

3 砂轮结合剂的选择

按照加工工艺和结合剂成分的不同, 砂轮结合剂可分为陶瓷结合剂、金属结合剂、树脂结合剂, 其中金属结合剂按工艺又可分为电镀法金属结合剂和烧结法金属结合剂。适合的结合剂不但会很好地包裹着磨料颗粒, 更重要的是保证磨料颗粒的棱角在磨损到一定程度的时候, 会使磨粒碎裂或者脱落, 以形成新的锋利的切削刃或露出新的磨粒, 从而保证砂轮继续正常的磨削, 减少修整次数。

由于本铜基粉末冶金闸片加工中不可加入冷却液, 只能采取干式磨削。从砂轮本身的使用性能方面来考虑, 通常选用金属材料作为结合剂。这样做的目的是为了提高砂轮的强度, 增加其韧性, 减缓热冲击, 从而提高砂轮的使用性能。进一步考虑, 铜基粉末冶金属于中软材料, 且该粉末冶金材料中含有相当的石墨成分。石墨的熔点较高, 在磨削的过程中, 容易弥留在砂轮的表面, 如果结合剂过硬, 不能及时磨损露出新的磨削刃, 砂轮将会被堵塞, 影响磨削质量。因此进一步选择了质软的青铜作为结合剂, 来保证及时地产生新的磨削刃或露出新磨粒, 同时散热性也随着磨料与结合剂的磨损得到了相应的提高。

4 砂轮浓度的选择

砂轮浓度要综合考虑其结合剂与磨料粒度的大小, 通过两组试验选择适合的CBN砂轮浓度。

试验条件:给定磨床主轴转数970 r/min, 进给速度0.05 mm/r, 相同的磨削量, 加工等数量的闸片。

试验1:选用浓度为75%的CBN砂轮。

试验现象:闸片表面的颜色与磨削之前几乎没有变化;磨削表面留有较明显的磨削刃痕迹 (见图2) ; 闸片表面温度在30℃左右;随着加工件数的增加, 磨削效果没有明显变化, 刃口状况较好。

试验2:选用浓度为100%的CBN砂轮。

试验现象:闸片侧表面出现明显的高温变色;磨削表面没有明显的磨削刃痕迹, 表面比较光亮 (见图3) ;闸片表面温度在70℃左右;随着加工件数的增加, 磨削效率降低, 切削刃钝化严重;砂轮磨料镶块被黑色积屑瘤堵塞。

分析原因:砂轮浓度的增大, 单位面积上磨料颗粒的数目增多, 相当于单位面积切削刃增多, 从而提高了砂轮的强度, 使得在与质软的铜基粉末冶金互磨的时候, 磨料颗粒不易碎裂形成新的磨削刃。磨削刃没有得到及时的更新, 又使得一些磨削下来的粉末弥留在了砂轮的表面, 进一步钝化了砂轮的磨削刃, 造成磨削效率大幅下降, 磨削热量大幅上升。

试验结论:试验1较为理想, 基本可以达到加工要求。

5 结束语

上述试验与分析表明, 选用上述参数的CBN砂轮基本满足了200km/h及以上高速列车制动闸片的磨削加工要求, 在实际的生产中, 该砂轮已经磨削了千余副闸片, 磨削效果较为稳定。在控制热量的前提下, 改变砂轮磨料的成分与性能, 以提高磨削的效率与质量, 这方面仍需进行更多的试验与摸索, 以便不断地改进与提高。

300km/h俱乐部的绅士 篇2

在这次试驾会之前，宾利就向我们透露，2016款欧陆GT全系要到明年才能进入中国，所以这次不用纯粹地写新车的性能，还可以谈一下宾利的品牌体验。但什么才是宾利品牌的核心价值？在英国克鲁小镇时我发了一条朋友圈，结果引来劳斯莱斯人士回了一句：“我们的工厂也在这附近哦。”那当然，宾利与劳斯莱斯本来就是一家人，它们都代表着英国以及全球造车的顶尖奢华舒适。

如果问宾利有什么特别之处？那就是它在赛车运动上有着非常辉煌的成绩，上世纪20～30年代，宾利汽车在勒芒赛道上五度封王，而时隔73年之后的2003年，宾利凭借EXP Speed 8重返勒芒并再次夺得桂冠，缔造了勒芒史上六冠王。所以，宾利它不可能放弃运动。

2016款，不同在哪？

清晨，当我们走出坐落山间湖边、远处还能看到雪山的Storfjord Hotel酒店房间时，外面停车场已经停满了各种颜色的欧陆GT。从507马力的GTV8，到528马力的GT V8 S，然后是590马力的GTW12，而且从硬顶的Coupe到软顶的开篷，现场还有唯一的一辆635马力红色GT Speed；它们在中国市场标准版的售价将从304.8万元到459.8万元，如果需要宾利Mulliner定制价格还会往上跳。

Wow！这真是一场奢华的试驾。

2016款宾利欧陆GT的改变并不大，就如4月在上海车展公布的那样，新车拥有全新设计的前保险杠、更加小巧的散热格栅、造型更为醒目的翼子板，全新的翼子板被饰以金属双飞翼“B”字标识；同样后保险杠经过重新设计更加宽，车尾行李箱盖被设计得更有雕塑感。所以2016款欧陆GT给人的感觉是车身更低矮，更有运动的贴地感。尽管现在的欧陆GT相比它最早发布的时间——2003年，看起来仍然没有太大差别，但它今天看起来依然是那么时尚，证明了它设计的成功，而且对于宾利这种顶级品牌来说，每一款车型都是经典之作，无须频繁更新换代。选车的时候，2016款新增的三款车身涂装——枪鱼蓝、骆驼黄和激流蓝，成了众媒体争抢试驾的目标。对于宾利品牌和欧陆GT车系来说，什么颜色都搭配，鲜艳活泼的颜色正合跑车的味道，而深沉一点的颜色也符合宾利这个经典品牌的地位。

托罗尔斯第根山路上

这趟238英里的试驾从一辆灰色GT V8 S开篷开始，中途换了一辆红色W12 GT Speed跑了最长距离、也是风景最漂亮的一段路；午后再换一辆硬顶的骆驼黄GT V8 S，一直开到大西洋边上。GT V8 S硬顶和开篷之前我已经试过多次，在上午翻越雪山的道路上，如果不是最后因为下雨，我绝对不会舍得关上软篷。这副4.0L V8双涡轮增压发动机动力已经可以支持超过300km/h时速的需要，而且可闭气缸的技术使得它的油耗非常理想，对于一辆不追求赛道速度的奢华GT跑车来说，V8已经是足够。

但是我很想知道，W12对于V8来说会有哪些变化？一切留待那辆GT Speed解答。

就在今年的上海车展上，我曾和宾利汽车董事会成员、负责工程技术的罗尔夫·弗莱彻（Rolf Frech）先生谈到2016款的欧陆GT Speed。对方除了对这款车型的运动性非常有自信外，他还谈到了新款欧陆Speed的新款6.0L W12双涡轮增压发动机，W12汽缸的设计是全新的，而且它还像之前4.0L V8双涡轮那样引入了闭缸的技术，在不需要高输出的情况下关闭其中的6个汽缸，达到节油5%的目的。看来大众集团仍然有挖掘这副W12的潜力，一方面传承它轻量化、小体积的优势，另一方面在技术上也完全更新换代。但请注意，2016款欧陆GT全系V8车型动力方面完全没变化，改变的只有W12车型。

2016款GT Speed的最大输出由原来的460kW提升到467kW（635马力），扭力则由800Nm提升到820Nm，百公里加速4.2秒，极速仍然维持在331km/h。接手GT Speed开上一段山路，给我的感觉是车身更轻盈了，即使是没有开动运动模式，油门的响应速度也快了许多。你的右脚即使以很轻的力度去按压油门，车身马上就会给出加速的反应，而且加速起来就像是大排量自然吸气那样线性。

开GT V8 S时最大的麻烦是车重，接近2.3吨的车重让它在加速、刹车甚至是过弯时都会有一点点迟疑，而四轮驱动虽然会提升高速弯的稳定性，但加剧了低速弯的惰性，而我就曾经开过GT V8 S跑过上赛道。这就是法拉利等赛道机器和奢华的GT跑车之间的区别，不要和我说宾利也派出了欧陆GT3跑比赛之类，因为那辆赛车的车重才1.3吨，比普通版轻了1吨！

nlc202309041039

所以我第一反应就是GT Speed的车重减轻了，它的确在仪表板、排挡杆座等地方用上了轻量化碳纤维来扰乱我思维。但当我知道这辆GT Speed的车重高达2320kg后，我明白是怎么回事了——重点在于这副6.0L W12双涡轮增压发动机，它把GT Speed运动性大大提升了。与传统的V12相比，W12本来就是轻量化、响应更快的设计，保证它在中、高速时更敏捷的响应速度，动力随踩随有，而6.0L的大排量加上双涡轮增压让它在转速很低时都能随时输出大扭力，而且涡轮全开时扭力高达820Nm！一句话总结：“即使你车身再重，我W12也完全不把你放在眼里。”

当然，GT Speed的运动性提升不完全是靠发动机功力，悬挂系统的阻尼和转向系统也作了重新调校，车身离地间隙降低而且悬挂也更硬一些。你大概想像不到一辆车重2.3吨的GT Speed，驾驶起来也可以这么随心所欲，动力强大但却可以操控自如，甚至车身动态的细微变化也可以被你掌控。运动模式下W12发动机的声线像是重金属敲击乐，但声线就比V8宏厚了许多。

当车速慢下来的时候，或者在等红灯的时候，你的视线会忍不住在车厢里扫视。不要忘记你驾驶着的是一辆世界上做工最好的汽车，内饰的每个部件精致得就像一件艺术品，因为每辆宾利车都是由英国克鲁工厂的熟练工匠全手工制作，特别是GT Speed更是为宾利定制Mulliner驾驶套件，采用更为紧凑的菱形绗缝工艺。技术说明会上提到，这样做的目的是让人们联想起做工精美的英伦定制男装。

300km/h俱乐部的绅士

2002年9月巴黎车展上，宾利首度披露欧陆GT概念车，这就是好戏上演的前幕。从设计上来看，概念车继承了宾利完美无瑕的贵族轿跑车血统，设计师参考了著名的1952年4座车——R-Type车型的精华，重现了数十年前宾利的设计风格。

从此以后，GT跑车界有了一款与众不同的新车，欧陆GT不同于法拉利之类的赛道机器，它仍然把奢华舒适放在首位。如果你要找一辆超高性能跑车，但又极尽奢华和舒适，可以每天都能开着，拥有在云端般品牌地位，这个世上真的只有欧陆GT，而GTSpeed就是一颗顶上的明珠。

200km/h 篇3

1 原有的组焊工艺

庞巴迪动车组动车端梁的组焊顺序为:组焊端梁下盖板→组焊端梁腹板,完成内腔打底焊道→组焊端梁上盖板→组焊圆柱及筋板。首先把端梁下盖板放在组装胎上,分别以■mm圆孔定位并夹紧;然后焊接下盖板对接焊缝打底焊;再组装腹板;接着焊接内腔填脚焊缝;最后分别以■mm圆孔定位,组装上盖板、焊接上盖板对接焊缝打底焊、组装4块筋板。所有焊接全部在组焊胎上完成。

(1)上、下盖板的焊接工艺。打底焊道采用钨极氩弧焊方法,焊接电流为120～140 A,焊接速度为15～20 cm/min,气体流量为5～10 L/min。填充层和盖面层采用焊条电弧焊方法,焊条直径为■mm、■mm,焊接电流为130～180 A,焊接速度为35～40 cm/min。层间温度控制在180℃左右。

(2)腹板与上、下盖板焊接工艺。采用活性气体保护焊方法,焊丝牌号为EN440:G4Si,保护气体由Ar和CO2组成,两者比例为4:1,其流量为15～20 L/min,内腔打底焊焊接电流为220～240 A,焊接电压为26～28 V;填充层及盖面层的焊接电流为280～300 A,焊接电压28～31 V。层间温度控制在180℃左右。打底焊完成后用钨极氩弧焊把腹板拐弯处的焊缝重熔一下,以消除拐弯处的应力集中。

(3)圆柱的焊接工艺。采用活性气体保护焊方法,焊丝牌号EN440:G4Si,保护气体由Ar和CO2组成,两者比例为4:1,保护气体流量15～20 L/min,打底层焊接电流280～300 A,焊接电压28～30 V,填充层焊接电流280～300 A,焊接电压28～31 V,盖面层焊接电流260～280 A,焊接电压30～31 V。层间温度控制在180℃左右。

(4)筋板的焊接工艺和圆柱的焊接工艺相同。

2 动车端梁焊接存在的问题及原因分析

(1)产品的外形尺寸达不到技术要求。设计要求与侧梁对接处上、下盖板总长为(2 330±1)mm,其余部位为(2 330±2)mm。

原因分析:①未考虑到工艺放长量或工艺放长量不准确;②焊接变形未矫正。

(2)焊后端梁产生下挠变形与旁弯变形。两端平面与中部平面的高度差达到79 mm左右,而设计要求为(74±1)mm;与侧梁对接处上、下盖板总长达到2 334 mm,而设计要求为(2 330±1)mm。

原因分析:焊接时,由于是局部高温加热,温度梯度大,焊缝附近的压应力通常达到了屈服点而产生压缩塑性变形。另外,由于焊缝及其附近区域的加热温度超过了力学熔点(即屈服强度几乎为零,对变形没有任何抗力),对碳钢来讲,当加热温度超过650℃时,产生的变形全部为压缩塑性变形。正是这些压缩塑性变形造成焊件在冷却后产生残余应力和残余变形[1]。

由于端梁下盖板是密贴刚性固定在组焊胎胎面上的,可以和组焊胎胎面看成是一个整体,焊接时各部分应力分布如图2所示。

冷却后端梁的上盖板存在残余拉应力,下盖板存在残余压应力,导致端梁产生下挠变形。旁弯变形的原因是筋板焊缝分布不对称所致,在筋板焊缝一侧产生了残余拉应力,没有筋板的一侧产生了残余压应力。

(3)主焊缝不连续,接头太多,不是一条完整的焊缝。

原因分析:由于全部焊接过程是在组焊胎上进行的,组焊胎上有许多定位、夹紧装置,不利于施焊,所以焊缝接头太多,不是一条连续、完整的焊缝。而且接头多对焊缝内在质量也有影响。

(4)筋板焊缝成形不佳,角焊缝下边缘未熔合,上边缘咬边。

原因分析:由于筋板面积很小,多层焊时,焊工对层间温度控制不好,焊接热输入大;此外,由于焊枪摆动幅度大,焊缝太宽、焊接速度慢,焊接线能量输入太大。

3 工艺改进措施

3.1 合理确定工艺放长量

(1)查表法。上、下盖板板厚为10 mm,V形坡口对接,根据表1,查得上、下盖板的横向收缩量为1.4～2.2 mm,纵向收缩量暂不考虑;由表1查得腹板与上、下盖板的T形接头(有坡口、双面焊)纵向收缩量为0.1～0.3 mm,横向收缩量暂不考虑[2]。经计算,端梁的纵向收缩量范围为2×(1.4～2.2)+4×(0.1～0.3),即3.2～5.6 mm。

(2)变形估算公式

对接焊缝的横向收缩量可用式(1)表达:

式(1)中:ΔB为横向收缩量(mm),F为焊缝截面积(mm2),S为板厚(mm),a为焊缝间隙(mm)。

以板厚为主要依据,对接焊缝的横向收缩量可用式(2)表达[3]:

此公式适用于6 mm≤S≤20 mm,V形坡口的焊件。式中:ΔB为横向收缩量(mm),S为板厚(mm)。将S=10 mm代入式(2),则上、下盖板对接焊缝的横向收缩量ΔB总=AB×2=2×(0.15×10+0.4)=3.8 mm。

角焊缝的纵向收缩量如式(3)所列:

式中:ΔL为纵向收缩量(mm),FH为焊缝截面积(mm2),F为焊件截面积(mm2),L为焊件长度(如纵向焊缝短于焊件,则取焊缝长度)(mm)。据

计算已知:FH=144 mm2,F=4 960 mm2,L=2 290mm,代入式(3)计算得出,ΔL=0.05×144×2 290÷4 960=3.32 mm。

端梁的收缩量ΔL总=ΔB+ΔL=3.8+3.32=7.12 mm。

综合上述2种收缩量估算方法,确定工艺放长量为5～7 mm,最终把端梁总长控制在(2 330±1)mm。

3.2 利用预应力克服压缩塑性变形

使用夹紧装置将工件按残余应力的反方向弯曲,利用焊缝金属的收缩力将工件拉回到准确位置[4]。具体操作为:重新制作专门的焊接胎具,胎面上加几根长方形的铁块,把端梁下盖板与胎面垫空,胎面中间的铁块比两侧的铁块高2～3 mm,并在两端加上整体压紧装置,给端梁施加一个产生上挠变形的预应力,如图3所示。这既解决了主焊缝成形不佳的问题,又能控制端梁产生下挠变形。

施加预应力后,端梁的纵向应力分布如图4所示,焊后焊件的残余应力降低到很小,下挠变形量也大幅降低。对于焊后筋板端梁产生的旁弯变形,采用机械校正与火焰加热校正相结合的方法,用火焰加热端梁腹板,油压机调直,并将端梁与侧梁对接处上、下盖板总长控制在(2 330±1)mm,两端面平面与中部平面的高度差控制在(74±1)mm。

3.3 调整组焊顺序及焊道布置

圆柱与筋板待主焊缝焊完后再组焊,既可确保主焊缝的连续性和完整性,又可先用火焰调整上、下盖板产生的角变形,使上、下盖板的间距为(70±2)mm,筋板焊完后上、下盖板的间距为(68±2) mm。筋板的组焊工艺采用盖面焊,由原来的单道焊修改为多道焊,施焊时控制层间温度。调整后的焊接效果如图5所示。

4 结束语

通过引入“预应力”的概念,制作专用的焊接胎具,有效控制了庞巴迪动车组焊接构架动车端梁的下挠变形,并且改善了焊缝的外观成形;通过准确计算工艺放长量,使端梁的外形尺寸控制在(2 330±) 1mm,达到了产品的技术质量要求;焊后采用机械校正与火焰加热校正相结合的方法,调整端梁的旁弯变形;通过调整组焊顺序及焊道布置,改善了焊缝成形。调整工艺措施后,动车端梁试制成功,为今后此类问题的解决提供了经验。

参考文献

[1]威廉L·加尔维里,弗兰克M·马洛.焊接技能问答[M].李亚江,译.北京:化学工业出版社,2004.

[2]张建勋.现代焊接生产与管理[M].北京:机械工业出版社,2005.

[3]韩国明.焊接工艺理论与技术[M].2版.北京:机械工业出版社,2007.

200km/h 篇4

南车株机出口印度新德里的地铁车辆设计速度达到120km/h, 轴重达到15t。转向架构架是其最重要的承载部件, 它不仅要承担车体及其以上载荷, 还要传递牵引力和制动力。本文依据国际铁路联盟标准UIC 615-4对构架主体结构进行静强度和疲劳强度分析。

1 计算模型及边界条件

采用有限元分析软件ANSYS12.0建立构架模型。构架结构离散成三维实体单元、牵引电机质量离散成三维质量单元。

2 载荷工况

载荷计算和载荷工况组合按照标准UIC 615-4进行, 其组合见表1。其中, =0.1, 考虑车辆侧滚影响;=0.2, 考虑车辆沉浮影响。

3 静强度及疲劳强度评定准则

3.1 静强度评定

构架主体材料为16Mn DR, 整个构架使用材料的最小屈服强度为315N/mm。对于工况1~14, 各点应力值均不得大于材料的屈服强度极限。

3.2 疲劳强度评定

根据ERRI B12 RP17给出的强度极限不小于520 N/mm2钢材的Moore-KommerJaper疲劳曲线评价构架的疲劳强度。这种钢材的机械性能与本构架所用的板厚不大于16mm的16Mn DR钢材基本上相同。板厚大于16mm此类钢材的许用应力值则按一定的比例减小。ERRI B12 RP17给出的许用应力可直接用于母材和焊缝。

4 计算结果分析

(1) 静强度。 (2) 疲劳强度校核。通过计算分析, 构架主体结构母材区域最大应力与许用应力的比较如图1所示, 焊缝区域最大应力与许用应力的比较如图2所示。由图可见, 构架主体结构所有应力值均处于疲劳曲线下方, 疲劳强度满足要求。

5 结论

200km/h 篇5

机车转向架牵引装置属于关键部件, 用于连接车体与转向架, 其功能主要是传递牵引力与制动力, 同时允许转向架相对车体存在沉浮、点头等运动。牵引装置的设计直接影响机车的黏着利用率, 关系着机车动力学性能。

1 结构及功能

160 km/h客运机车采用的是中间推挽式单杆低位牵引装置 (如图1) 。该牵引装置安装在转向架牵引横梁及车体之间, 在满足机车性能要求的前提下具有结构简单, 无需调节牵引高度, 维护保养方便, 无需补油润滑等优点。

160 km/h客运机车转向架牵引装置 (以下简称牵引装置) 主要由车体牵引座组装、牵引座组装、牵引杆、安全钢丝绳、磨耗板等部件组成。

车体牵引座组装由车体牵引座、牵引内筒、牵引外筒、牵引橡胶筒、下盖板 (一) 、下盖板 (二) 等组成, 通过六角螺栓紧固到车体上。其中车体牵引座由法兰安装板和车体牵引销焊接而成, 法兰安装板上设有工艺螺纹孔, 便于车体牵引座的拆卸检修, 同时在与车钩配合处设有磨耗板。

牵引橡胶筒为纯胶件, 组装压入牵引内筒和牵引外筒之间, 牵引橡胶关节需承担机车牵引力及制动力, 同时能适应车体和转向架间的回转运动。牵引内筒通过螺栓紧固到车体牵引座和牵引座上, 并设有工艺螺纹孔, 便于牵引内筒的拆卸检修。

牵引杆由牵引杆体和端头焊接而成, 并通过螺栓连接到牵引外筒上。牵引杆是牵引装置中极为关键的受力部件, 其焊接结构的设计、材质的选择、生产工艺、缺陷探伤等环节均须严格把控。

2 牵引杆强度校核计算

采用UG三维建模软件对牵引杆进行三维建模, 并通过ANSYS仿真分析软件对牵引杆进行有限元校核计算。

载荷工况和强度评定依据:

根据UIC615-1《动力元件-转向架和走行部-结构部件一般规定 (第1版) OR》, 牵引装置的载荷工况分为以下5种。

1) 载荷工况1/2:牵引杆承受启动牵引拉力/压力。

2) 载荷工况3/4:考虑纵向冲击, 牵引杆承担转向架3 g纵向拉力/压力。

3) 载荷工况5/6:考虑纵向冲击, 牵引杆承担转向架5 g纵向拉力/压力。

4) 牵引杆在载荷工况1和2的载荷作用下, 最大应力不得超过材料的抗拉极限;在载荷工况3和4的载荷作用下, 最大应力不得超过材料的屈服极限;在载荷工况5和6的载荷作用下, 最大应力不得超过材料的疲劳极限。

5) 主要受力部件载荷参数及材料机械性能。

根据以上各载荷工况的分类, 牵引杆载荷参数详见表1。

牵引杆由牵引杆体和端头焊接而成, 杆体及端头材料均为35#, 牵引外筒材料为E级钢, 详见表2。

2.1 强度计算

根据表1牵引杆在各载荷工况求得的最大Von-Mises应力值详见表3。其中工况5、6下的应力分布图如图2、图3所示 (其余工况应力分布规律基本一致, 不再累述) 。

2.2 结论

根据强度评判依据, 并对照表2材料机械性能及表3各工况应力可知, 牵引杆满足强度要求。

3 制造难点及改善方案

该牵引装置结构在蓝剑、乌兹别克斯坦客运机车等项目中运用, 使用效果良好。在生产组装过程中仍存在一些瑕疵。

1) 下盖板、牵引内筒以及牵引座上6个孔的相对位置要求精度较高, 组装不便。

2) 完成牵引装置端部结构安装后, 牵引外筒上的牵引杆安装面与牵引杆的垂直度难以保证, 牵引杆连接一端后另一端偏斜较大。

3.1 问题分析

为保证牵引内筒不下滑, 在牵引内筒下部设有下盖板, 下盖板通过六角螺栓固定在牵引座上以支撑牵引内筒。该处螺栓需穿过下盖板、牵引内筒及牵引座三层, 为保证螺栓的正常安装, 下盖板、牵引内筒及牵引座上的螺栓安装孔相对位置要求较高。

牵引外筒、牵引橡胶筒和牵引内筒组装时, 由于中间层牵引橡胶筒是弹性体, 因此压装后牵引外筒和牵引座的相对角度不易控制, 容易形成夹角。由于牵引杆长度较长, 即使夹角较小, 也易导致牵引杆另一端无法正常安装, 如图4所示。

3.2 改善方案

针对以上问题, 本文提出一种解决方法。

将牵引内筒变成一个简单的环状结构, 在牵引内筒下端增加1个沉台结构以解决了下盖板定位问题, 优化后牵引内筒端部如图5所示。同时在下盖板增加凸台结构, 优化后的下盖板如图6所示。

优化后可得到以下效果。

1) 牵引内筒的固定螺栓将只需穿过下盖板, 然后与牵引座相连, 减少了其穿过部件的数量, 提高了工艺性。

2) 牵引内筒底部没有螺栓孔, 在牵引内筒、牵引橡胶筒以及牵引外筒组装过程中, 内筒和外筒圆周方向没有了位置关系, 圆周方向的角度误差将不会影响牵引外筒牵引杆安装面的角度。

3) 牵引内筒可以通过对自由锻的圆环加工得到, 节约了成本也解决了铸件的缺陷问题。

改前结构在牵引内筒的底座上加工有工艺孔, 检修时通过该螺纹孔可利用螺栓的反作用力将牵引内筒从牵引座上方便卸下。改进后的结构, 牵引内筒去除了底部, 无法设置工艺孔, 可能会导致拆卸相对困难的情况。

为解决拆卸相对困难的隐患, 可在牵引座上加注油孔, 利用油压来帮助拆卸牵引内筒, 进一步改进后的结构如图7所示。

4 结语

160 km/h客运机车转向架牵引装置结构简单, 维护方便。结构强度满足使用要求, 生产组装中仍存在瑕疵, 可通过优化方案改进。

参考文献

[1]李冠军.C0-C0轴式大功率货运电力机车牵引装置技术难点与分析及对策[J].电力机车与城轨车辆.2009, 32 (5) .

[2]米立柱, 封全保, 李强.HXD2机车牵引装置结构及其强度研究[J].机车电传动, 2010 (4) .

[3]邹艳, 张鹏.HXD3型机车牵引杆橡胶关节翻遍原因分析及改进措施[J].内燃机车, 2012 (6) .

200km/h 篇6

昆明市轨道交通首期工程车辆是南车株洲电力机车有限公司首次自主研发的100 km/h速度等级、750 V第三轨受流的B型地铁车辆。

该车辆整体设计秉承了高技术水平、高可靠性、低碳环保的设计理念。主要技术特点是采用了铝合金全焊接车体;具有昆明特色的外观及内装设计;成熟稳定的转向架;紧凑式轮盘制动技术;先进的网络集成控制技术;智能化节能型的空调控制系统;集中供电式LED照明系统;非常现代化的乘客信息系统等大量新技术, 使车辆具有更高的可靠性, 更低的能耗和更舒适的乘坐环境。该车辆在设计时重点考虑了昆明市的紫外线强度高的自然环境。

昆明市轨道交通首期工程车辆是国内自主化程度最高的B型地铁之一, 列车牵引系统、辅助系统、网络控制系统、驱动系统均实现国产化。

2 车辆总体设计

2.1 列车编组

列车由两个单元共6辆车组成, 每个单元由1辆拖车 (T车) 加2辆动车 (M1车和M2车) 组成。

编组方式:-Tc+M+M-M+M+Tc-

其中:-———半自动车钩;

+———半永久牵引杆。

2.2 受流

供电方式:接触轨下部接触受电;

供电电压 (额定) :DC750 V;

网压变化范围:DC500~DC900 V。

2.3 车辆主要尺寸

Tc车长度:20 354 mm;

M车长度:19 520 mm;

列车长度:118 788 mm;

车辆外部最大宽度:2 800 mm;

车辆高度 (新轮) :3 800 mm;

地板面高度 (新轮、空载、空气弹簧充气) :1 100 mm;

转向架中心距:12 600 mm;

车钩中心线距轨面高度:660 mm;

客室车门净开宽度:≥1 300 mm;

客室车门开启时门槛以上高度:≥1 860 mm。

4

2.4 载客量与车辆重量

载客量如表1:

车辆各种工况下的重量如表2:

其中乘客重量按照60 kg计算。在AW3载荷工况下, 整车重量控制在54.18 t, 满足轴重≤14 t的要求。

2.5 列车动力性能参数

2.5.1 列车运行速度

最高运行速度:100 km/h;

列车构造速度:110 km/h;

列车连挂速度:≤5 km/h;

列车在车辆段内最大安全退行速度:10 km/h。

2.5.2 列车牵引特性

平均启动加速度 (0~40 km/h) ≥0.95 m/s2;

平均加速度 (0~100 km/h) ≥0.5 m/s2。

2.5.3 列车制动特性

在任何载荷及清洁干燥平直的轨道条件下, 可以达到下列制动要求:

常用制动平均减速度 (100 km/h~0) ≥1.0 m/s2;

紧急制动平均减速度 (100 km/h~0) ≥1.2 m/s2。

2.5.4 列车故障和救援运行能力

在超员 (AW3) 工况下, 当列车丧失1/4动力时, 列车仍然可以在30‰的坡道上起动, 并能以正常运行方式完成当天运营。

在超员 (AW3) 工况下, 当列车丧失1/2动力时, 列车仍然可以在30‰的坡道上起动, 并完成一个单程运行。

在超员 (AW3) 工况下, 当列车丧失全部动力时, 应能由另一列相同空载列车 (AW0) 在正线最大坡道上牵引 (或推送) 至临近车站。

3 设备布置

车辆大量采用模块化设计, 各功能系统均有较高的集成度。

每辆车车顶布置2台单元式空调机组和4个废排装置。

在车辆客室两端设置一定的电气屏柜, 包括:Tc车2位端设置空调柜;M1车1位端设置空调柜和设备柜;M2车1位端设置空调柜和设备柜;司机室后端设电子柜和设备柜。

底架设备布置以便于维护、平衡轴重及利于管线布置为原则, 将车辆重心尽量靠近纵横中心线, 实现轴重均匀分配。底架设备的分配情况详见表3:

4 机械部分主要部件

4.1 车体

采用自主化设计的铝合金全焊接B型地铁梯型车体, 设计运用了模块化、轻量化、便于检修和更换部件的设计理念, 采用铝合金大型中空挤压型材、底架无中梁整体承载全焊接结构, 其强度、刚度、模态、防碰撞等性能满足EN12663标准要求, 车体在最大垂直载荷状态下能经受纵向压缩力1 000 k N和拉伸力为800 k N的强度要求。

车体主要由底架、侧墙、端墙、顶盖和司机室等部分组成, 承受垂直、纵向、扭转等载荷, 传递牵引力, 并具有隔音、减振及保暖等功能。使用寿命30年, 在正常运行条件下, 不会出现任何疲劳和永久性变形。

4.2 内部装饰

车体天花板表面沿车辆中心线距地板面的最小高度为2 100 mm, 客室内乘客站立区的最小高度为1 900 mm。每辆车侧墙上配备6块宽幅双层钢化安全玻璃窗。沿纵向每辆车两侧各配备3张长座椅, 并另外设置了残疾人专区。配备了数量充足的立柱扶手杆, 使得站立在车厢内的乘客均能达到扶手位置。侧墙、天花板面板均为铝金属材料。采用了易于维护并具有防火、抗毒性能的橡胶地板。

列车配有5套完整的贯通道, 每套贯通道安装在相邻的两节车端部。贯通道满足DIN5510的防火要求。

4.3 车门

每辆车每侧设置4套双开式电动塞拉门, 同侧的所有门均同时打开或关闭。每套车门的开、关均具有自动障碍物检测功能。每套门都在门右侧的立柱罩板上配备一套紧急出口装置。为使工作人员在紧急情况下可以通过方孔钥匙从车外打开车门, 每节车还配备了两套紧急入口装置, 每侧各有一套。每套门门扇上部安装了一套车门隔离装置, 由一个机械门锁装置实现, 该装置从车厢内外采用方孔钥匙均能激活, 导致相关门的功能从电气上被隔离, 此门就从门控单元中分离出来, 不接收其他任何指令, 直至复位。

司机室每侧各设有一个可手动操作的单扇折页门, 车门在内外都能打开和锁闭。

列车乘客疏散采用侧式平台疏散方式, 紧急疏散时, 在司机室集中控制单侧门全开, 具体开哪一侧由司机判断。

4.4 空调及通风

每个客室列车车顶的1/4和3/4位置装有2台薄型单冷式空调机组。采用两端送风、底部回风的送回风形式, 新风口设在机组两侧。每节车车顶设有4个废排装置, 用于排出车内多余的废气。每台机组中制冷输出由2台性能可靠、重载、适合铁道运输的卧式涡旋式制冷压缩机提供。

空调机组新风入口设置可自动调节的新风门, 在正常情况下, 空调控制系统能够自动根据输入的环境信号对新风量进行调节。

司机室不单独设置空调机组, 司机室所需冷空气由通风机组将相邻客室主风道的空气引入司机室。司机室的通风设备安装在驾驶室顶上。在司机室通风单元底部装有多个出口方向可以调整的喷嘴。司机室同时设置了采暖装置。

4.5 空气制动系统

制动方式分常用制动、快速制动、紧急制动和停放制动等4种制动方式。常用制动中以电制动为主, 制动力不足部分由空气制动补充。电制动系统包括再生制动和电阻制动, 由牵引系统实现。采用EP2002空气制动系统, 基础制动采用轮盘制动。

EP2002系统包括两个核心产品, 分别为网关阀和智能阀, Tc车及M2车各有一个EP2002网关阀和一个EP2002智能阀, 而M1车则有两个EP2002智能阀。两种阀通过双冗余CAN总线形成分布式制动控制的网络。

4.6 转向架

采用适应120 km/h速度等级的成熟转向架。该转向架最大轴重为14 t, 最高运行速度为120 km/h, 设计构造速度为135 km/h。每节动车装配有2台动车转向架, 每节拖车装配有2台拖车转向架。动车和拖车转向架结构基本相同, 动车转向架和拖车转向架各自间可互换。其中动车转向架配备有牵引驱动装置和相应设备。

主要技术特点为:

1) 构架由2根侧梁和1根中间横梁焊接而成无摇枕“H”型结构;

2) 采用圆钢弹簧的一系悬挂和二系空气弹簧悬挂;

3) 动车转向架牵引电机架悬在构架横梁上, 每个构架反对称地布置2台牵引电机;

4) 驱动装置由牵引电机、联轴节、齿轮箱等组成;

5) 牵引装置采用单牵引杆推挽式结构;

6) 基础制动装置采用轮盘制动单元;

7) 每转向架和车体之间设置一套抗侧滚装置;

8) 采用整体辗钢车轮轮对;

9) Tc车及M2车各配置4套受流器。

5 电气部分主要系统

5.1 牵引系统及其电气设备

电气牵引系统为国产电气牵引系统, 采用VVVF牵引逆变器-异步牵引电动机构成的交流传动系统;采用IGBT功率元件, 牵引逆变器为热管散热器走行风冷。各动车采用车控方式。

列车牵引系统主电路采用两电平电压型直—交逆变电路。经受电靴受流输入的DC750 V直流电由VVVF逆变器变换成频率、电压均可调的三相交流电, 向牵引电机供电。VVVF逆变器由2个逆变模块单元组成, 采用2个逆变器模块驱动4台牵引电动机的工作方式, 电阻制动斩波单元与逆变模块单元集成在一起。当电网电压在500~1 000 V之间变化时, 主电路能正常工作, 并方便地实现牵引—制动的无接点转换。

电气牵引系统设备包括母线高速断路器箱、母线熔断器与隔离开关箱、高压电器箱、滤波电抗器、VVVF逆变器箱、制动电阻、牵引电机、齿轮驱动装置、接地装置等设备。

5.2 辅助供电系统

全列车设置2台辅助逆变器, 每辆Tc车1台。辅助电源系统采用集中式、大功率IGBT静止变流器, 变流器采用强迫风冷却方式。

每辆车中还设置了1台380 V/220 V变压器, 可以为方便插座等负载提供AC220 V电源。

由辅助逆变器供电的主要交流负载有:空气压缩机、空调压缩机、冷凝器风扇、空调通风机、设备通风机、380/220转换变压器。

直流负载是通过充电器或Tc车上的蓄电池进行供电的。在每辆Tc车上设置了一组蓄电池和1台充电器, 其中充电器集成在Tc车的辅助逆变器箱中, 能够直接实现直流电压750/110的变换。

在蓄电池欠压情况下, 充电器内置的应急启动单元可以实现低压启动方案。

5.3 网络控制系统

网络控制系统包括列车控制系统和子系统。采用分布式总线控制方式, 整个网络由每节车上子系统间的MVB车辆总线和车辆间的MVB主干线组成, 符合IEC 61375-1标准。

为了达到列车控制系统的冗余要求, MVB接线采用两组相互独立布置的MVB电缆, 充分保证列车控制系统的可靠性。

5.4 乘客信息系统

乘客信息系统由广播系统、信息显示系统和安防系统组成。其中广播系统包括司机室对客室广播、司机室对司机室内部通信、客室紧急报警及对讲、广播系统音量调节、司机与乘客通话的录音等功能;信息显示系统包括LED线路图显示 (车门上方) 动态显示列车运行、LCD显示器 (侧墙上) 播放相关经济、天气和娱乐信息等功能;安防系统包括摄像头、视频编码器、分屏器和服务器等, 其主要功能是使运营控制中心和司机室能监视客室内情况。

乘客信息系统还与其他系统存在有接口关系, 包括列车管理系统、车载无线通信等, 为列车的高度信息化发挥了重要作用。

5.5 照明

客室照明采用沿车辆纵向布置的LED平面光源, 具有寿命长、环保、优异的光衰性能及良好的抗震特性。照明模块采用集中式供电, 集中式电源更有利于电源的散热, 电源转换效率高, 可靠性高, 故障率低, 减少了维护工作量, 而且可以集中调节灯带中灯具的照度。

6 结语

昆明市轨道交通首期工程车辆研制工作已经完成, 首列车已完成厂内各项试验, 车辆的各项技术指标均符合设计要求。

现阶段国内城轨交通正处于关键发展时期, 昆明市轨道交通首期工程车辆的研制, 不仅搭建了国内自主化研制100 km/h速度等级、750 V第三轨受流B型地铁车辆产品技术平台, 而且在A型车基础上完善创新, 在追求高速、大运力和舒适度, 更在环保、安全和人性化设计等方面集成了大量具有自主创新知识产权的高技术。

摘要：介绍了自主化研制的100 km/h速度等级B型地铁车辆, 包括总体技术性能、主要机械、电气部件的基本特点。

关键词：100 km/h,地铁车辆,总体设计,铝合金车体,轮盘制动,LED客室照明

参考文献

200km/h 篇7

关键词：车轴,调质,性能,回火脆性

0 引言

近年来, 公司通过技贸合作的方式, 先后成功推出了HXD3、HXD3B、HXN3等一系列和谐型机车, 不断提升了公司的生产能力及技术水平, 也为公司赢得了大量的客户, 同时提高了公司的知名度。2011年公司为了适应市场的发展需求, 也为了公司的发展, 确立了自主研制160km/h电力机车的生产规划。160km/h电力机车是我公司研制的首批准高速客运电力机车, 其研制的进度及成功与否直接影响着公司的未来发展。为此, 公司及车间领导高度重视该项工作, 把该项任务作为工作的重中之重。

1 车轴技术要求

车轴是高速铁路车辆的承受动载荷的关键零件, 受力状态复杂, 主要承受弯曲、扭转或弯扭复合载荷, 还受到一定的冲击载荷。因此, 车轴用钢应具有良好的强度, 特别是弯扭复合疲劳强度及韧性。车轴材料是决定车轴使用寿命和可靠性的关键之一, 因此许多国家都非常重视对车轴材料的开发。依据国内外车轴用钢标准, 车轴材料一般分为两大类, 即碳钢和合金钢。依据欧洲标准, 高速铁路采用合金钢车轴, 常选用25Cr M04、30Cr Ni3、30Cr Mo A、34Cr Ni M06钢等。由于各国的国情不同, 技术观点不同, 选用的车轴材料也不尽相同, 但都属于含碳量较低的钢种。车轴用钢的含碳量一般为0.30%~0.45%, 再加入适量的合金元素。Cr、Ni、Mo等是车轴钢的主要合金化元素。

由于该机车的运行速度较高所以车轴也要承载较大的扭矩, 机械性能的要求也需要较高。160km/h电力机车车轴性能要求如下:

采用的材料为35Cr Mo A, 其主要化学成份为:

2 工艺试验

根据160km/h客运电力机车车轴技术条件 (8U9Z04000JT) 要求车轴力学性能试验用试样应取自车轴一端延长体, 在车轴端部距表面1/2R处取样。我们采用Ø180mm×200mm规格, 与车轴同工艺的锻造试样。

淬火加热设备为RT2-360-9型台车炉, 回火采用RT2-270-6型台车回火炉。根据35Cr Mo A材质淬火加热温度820℃~850℃, 但考虑到试样尺寸及淬火过程, 暂定试验淬火加热温度850℃~860℃, 加热后油冷。根据TB/T 3093-2004铁路机车用合金钢车轴轴坯订货技术条件, 试验高温回火温度550℃以上, 决定分别以580℃、590℃、600℃、620℃、640℃、650℃进行试验, 然后按照技术条件进行相应项目的检测, 具体结果如下:

从试验数据可以看出, 各工艺的检测结果其性能指标基本上都满足要求只有冲击不是很理想, 通过改变回火温度也很难达到满意效果。

分析原因有可能和如下原因有关:

1) 材料的冲击值决定于材料的组织一般索氏体的冲击韧性最高, 贝氏体次之, 而马氏体最差。对于疲劳强度则是贝、马氏体最好索氏体次之。而淬火组织中由于加热或保温不足使其残留有未溶解的铁素体或热处理不当存在过多的残余奥氏体将使疲劳极限下降;

2) 虽然35Cr Mo A回火稳定性由于加入了Mo元素显著提高。但是, 由于车轴属于大件, 若是回火后不快冷, 有可能出现回火脆性。所以, 回火后油冷或水冷, 能够提高工件的冲击值的指标;

3) 材料的原始组织对最终组织有遗传性影响, 若材料的原始组织和成分不均匀, 淬火及其回火组织也会表现出不均匀的特征, 特别是钢材中碳元素发生偏析时, 会导致材料内部组织中存在贫碳区, 在淬火和回火过程中该区组织特征仍会保留即碳含量仍会过低, 极易生成铁素体区。为使组织均匀化对材料进行了二次正火和高温长时奥氏体化可以有效的改善。

因此, 在后续的试验中我们通过对试样进行一次铁素体高温弥散处理, 在调质的高温回火后进行快冷检测结果表明可以使性能指标完全满足技术条件要求。具体检测指标如表四:

3 加工留量选择

由于车轴在台车炉内加热调质, 工件水平放置, 再加热过程中及淬火时难免出现变形。初步估计变形量应该在10mm以上。淬火工装表面不平对变形也有影响。最初我们和机加工车间协商将加工留量确定为17mm~20mm。经过多炉次车轴加工变形量的跟踪, 车轴在调质过程中的变形量基本上在12mm~15mm之间, 以12mm左右为多。为了降低淬火工装及工件几何尺寸对变形量的影响, 车间设计了防变形工装, 使车轴平放于防变形工装之上, 淬火时工装与工件同时入油中进行冷却。后续跟踪、测量、统计表明, 通过用防变形工装进行调质的车轴变形量基本上可以控制在6mm~9mm之内, 可以说效果很明显。

4 结论

1) 35Cr Mo A调质后的性能指标完全可以满足快速机车车轴用钢需要, 是适合我国发展需要的首选快速机车车轴用钢;

2) 车轴只要方法得当, 完全可以不必单根直立淬火, 而采用横向批量调质处理。水平放置调质的好处是操作方便, 生产效率高;

3) 在原材料基体组织不理想的情况下可以增加铁素体高温弥散处理来提高后续的调质处理时工件的机械性能。

参考文献

200km/h 篇8

1 现场测试

1.1 测试概况

东莞地铁R2线是一条北部—西南方向的快速干线, 线路全长37.788 km, 其中地下线33.78 km, 高架线3.644 km。其车辆类型为B型车, 最大轴重14 t, 六节编组, 设计最高行车速度为120 km/h。为了满足不同地段减振需要, 东莞R2线某区间采用了DZⅢ-1扣件和GJ-Ⅲ扣件。

1.2 测试方案

为了测试地铁车辆以高速120 km/h通过采用DZⅢ-1扣件和GJ-Ⅲ扣件轨道时, 钢轨、道床和隧道的竖向振动加速度, 选取了两个测试断面。测试断面均位于区间直线段且远离进出站位置, 避免了地铁车辆减速或加速对振动测试的影响。本次测试采集了钢轨、道床和隧道壁竖向振动加速度, 测点布置在钢轨外侧轨底、道床和隧道壁, 见图1。

现场测试采集仪使用德国IMC公司CS5008型系列智能信号采集仪, 最大采样频率40 k Hz。传感器为东华测试压电式振动加速度传感器。

2 测试结果分析

现场测试记录了至少20组列车通过两个测试断面时轨道结构竖向振动加速度时程数据。限于篇幅, 仅以1组120 km/h工况下, 两个测试断面上典型振动加速度时程数据为例进行时域和频域内对比分析, 研究GJ-Ⅲ扣件减振效果。

2.1 时域分析

首先对比各个测点在不同行车速度工况下振动加速度时程曲线, 分析轨道结构竖向振动加速度的时域变化规律, 如图2~图4所示。

从图2~图4可清晰分辨出地铁车辆经过采用GJ-Ⅲ扣件轨道时, 每节车厢引起的钢轨、道床和隧道壁的振动, 但采用DZⅢ-1扣件轨道很难分辨每节车厢通过轨道时刻。从图2~图4中可看出, 地铁车辆以相近的速度经过时, GJ-Ⅲ扣件的钢轨、道床和隧道壁竖向振动加速度最大峰值均略大于DZⅢ-1扣件。

2.2 频域分析

根据《城市区域环境振动标准》[4]定义Z振级 (VLZ) , d B。

其中, a为竖向振动加速度的有效值, m/s2;a0为基准加速度, 取值为1×106m/s2。根据式 (1) 计算钢轨、道床和隧道壁竖向振动加速度1/3倍频程谱, 如图5所示。由于地铁引起环境振动频率主要在200 Hz以内, 高频部分会随着传递距离的增大快速衰减, 因此本文钢轨、道床和隧道频率只取到200 Hz。

图5a) 和图5b) 分别为DZⅢ-1扣件和GJ-Ⅲ扣件工况下钢轨、道床和隧道壁竖向振动加速度1/3倍频程谱。从图5a) 中可看出, 由于采用DZⅢ-1扣件, 钢轨和道床间VLZ振级落差在13 d B~26 d B范围内, 且在1/3倍频程1 Hz~200 Hz范围内衰减较为均匀。而GJ-Ⅲ扣件工况下, 钢轨和道床间VLZ振级与DZⅢ-1扣件工况下明显不同。从图中可看出, 1/3倍频程1 Hz~80 Hz在范围内, 钢轨和道床间VLZ振级衰减不明显, 钢轨VLZ振级与道床几乎相同, 而在高频80 Hz~200 Hz范围内钢轨和道床间VLZ振级衰减快速增大, 最大值可达到32 d B。DZⅢ-1和GJ-Ⅲ扣件, 对比分析如图6所示。

从图中可看出, GJ-Ⅲ扣件测试断面隧道壁低频1 Hz~40 Hz范围内VLZ振级大于DZⅢ-1测试断面, 而在高频40 Hz~200 Hz则小于DZⅢ-1测试断面。低频范围内GJ-Ⅲ扣件测试断面隧道VLZ振级大于GJ-Ⅲ扣件测试断面, 这是由于GJ-Ⅲ刚度较小, 地铁车辆通过时准静态荷载对轨道结构冲击变大, 导致低频范围内隧道壁振动较大。

对比GJ-Ⅲ扣件和DZⅢ-1扣件两个测试断面隧道壁VLZ振级发现, GJ-Ⅲ扣件在高频40 Hz~200 Hz减振效果优于DZⅢ-1扣件, 而在低频1 Hz~40 Hz范围内则DZⅢ-1扣件减振效果较为明显。由于地铁引起环境振动在低频1 Hz~40 Hz范围内较小, 很难对人的正常生活产生影响。因此, GJ-Ⅲ扣件主要考虑在40 Hz~200 Hz范围内的减振效果。从图中可看出, 在40 Hz~200 Hz范围内GJ-Ⅲ扣件工况下隧道振动相比于DZⅢ-1扣件工况隧道Z振级降低值最高可达22 d B, 效果明显。

3 结语

对东莞R2线某区采用DZⅢ-1和GJ-Ⅲ扣件段轨道结构进行现场测试, 车辆以120 km/h左右速度通过测试断面时钢轨、道床和隧道壁的竖向振动加速度, 并对实测结果进行时域和频域分析, 研究地铁高速行驶时GJ-Ⅲ扣件的减振效果, 得到以下主要结论:

1) 相比于DZⅢ-1扣件轨道结构分散均匀的振动模式, 采用GJ-Ⅲ扣件轨道, 列车经过时轨道结构时域振动由若干集中振动簇组成, 能清晰分辨每节车厢经过测试断面时刻。且采用GJ-Ⅲ扣件轨道钢轨、道床和隧道壁竖向振动加速度最大峰值略大于DZⅢ-1扣件。

2) 采用DZⅢ-1扣件轨道, 钢轨和道床间竖向振动加速度衰减较为均匀, 衰减范围为13 d B~26 d B;采用GJ-Ⅲ扣件轨道, 钢轨和道床间竖向振动加速度在低频1 Hz~80 Hz范围内衰减不明显, 而在高频80 Hz~200 Hz衰减较大。

3) 对比两个测试断面隧道壁VLZ振级发现GJ-Ⅲ扣件在40 Hz~200Hz范围内有较好的减振效果, 在此频段内VLZ振级最大降低值可达22 d B。

参考文献

[1]韦凯, 梁迎春, 张攀, 等.地铁浮轨式扣件减振效果的测试与分析[J].铁道工程学报, 2016, 33 (5) :100-105.

[2]邓玉姝, 夏禾, 善田康雄, 等.城市轨道交通梯形轨枕轨道高架桥梁试验研究[J].工程力学, 2011, 28 (3) :49-54.

[3]李克飞, 刘维宁, 孙晓静, 等.北京地铁5号线地下线减振措施现场测试与分析[J].铁道学报, 2011, 33 (4) :112-118.