摩擦胶泥缓冲器特性曲线优化研究

王蒙，李立，陈时虎

（1.神华铁路装备有限责任公司，北京 100011；2.中车齐齐哈尔车辆有限公司北京科技分公司，黑龙江 齐齐哈尔 161000）

缓冲器是缓和吸收机车车辆间冲动能量的重要部件。铁路货车载重大、列车总重大、车钩间隙大、混编编组频繁，运行工况恶劣，因此，多采用容量较大、吸收率高、环境适应性强、简单可靠便于维修的全钢摩擦缓冲器。如北美用量最大的Mark50 型缓冲器，我国主要的MT-3、MT-2 型缓冲器等。随着80 吨级及以上载重货车的运用，及1 ～2 万吨以上重载列车开行，全钢缓冲器由于阻抗偏大、性能提升空间有限等已难以继续满足需求。

国内相关单位结合全钢摩擦缓冲器和胶泥缓冲器的技术优点，于2006 年开发了容量80kJ、最大阻抗力2500kN的HM-1 型摩擦胶泥缓冲器，该缓冲器基于MT-3 及MT-2 型缓冲器相似结构，主要是把内圆弹簧换成胶泥芯体。按TB/T1961-2006《机车车辆缓冲器》分别测试HM-1、MT-2 型缓冲器冲击性能，在3 ～8km/h 同等冲击速度下，HM-1 型缓冲器的阻抗力比MT-2 型缓冲器平均大约250kN。

目前，我国70 吨级及以上货车主要装用MT-2 型缓冲器，与16、17 号车钩及钩尾框配套。据统计16、17 号车钩钩体、钩舌、钩尾框的早期故障率（4 年）约3%，经一个厂修期（8年）后故障率达8%。随着车辆载重提高到80 吨级及以上，采用阻抗力大的HM-1 型缓冲器与16、17 号车钩及钩尾框配套，会加重车辆钩缓装置、牵引梁等部件的磨耗裂损。因此，HM-1 型缓冲器性能需进一步优化。

1 相关缓冲器技术特性分析

1.1 全钢摩擦缓冲器特性

MT-3、MT-2 型全钢摩擦缓冲器总体结构相近，可分为弹性系统和摩擦系统两部分，如图1。摩擦系统由中心楔块、楔块、固定斜板、动板、外固定板和支撑座等组成；弹性系统由内圆弹簧、外圆弹簧、角弹簧组成，其弹簧参数对比，见表1。

缓冲器“位移-阻抗力”特性曲线是缓冲性能的直接体现，各类缓冲器的特性曲线相异。MT-3、MT-2 型缓冲器的典型特性曲线如图2，其干摩擦系统存在一定离散性使得特性曲线出现锯齿状波动。在缓冲器受压前段，弹性系统阻抗低，各摩擦副之间相对运动较快，摩擦系数相对较小，因此，阻抗较低；随着行程增大，弹性系统阻抗增大，各摩擦副之间相对运动变缓，摩擦系数增大，因此，行程中段的阻抗呈非线性增大；而在行程末段，弹性系统阻抗达到最大，各摩擦副之间趋于停止，动摩擦向静摩擦转变的系数迅速增大，导致缓冲器阻抗陡增。MT-3、MT-2 型缓冲器的特性曲线总体近似于“三角形”状、中部有一定下凹，因此，在限制最大阻抗力2000kN、2270kN 时，其容量只能达到45kJ、50kJ。

表1

图1

图2

1.2 胶泥缓冲特性

HM-1 型缓冲器中的胶泥芯体主要由缸体、活塞杆、端盖、胶泥材料、导向筒以及密封、导向元件组成，如图3。

该胶泥芯体准静态特性曲线呈线性包络状，初始阻抗约21kN，最大行程105mm 时，阻抗约71kN；而在较快速度冲击下，胶泥阻尼的动态变刚度发挥作用，其冲击特性曲线前段和中段凸起，近似于图4“矩形”。因此，采用胶泥缓冲技术的缓冲器在同等行程、吸收相同冲击能量时，产生的阻抗力明显减小。

图3

图4

1.3 摩擦胶泥缓冲器特性

HM-1 型摩擦胶泥缓冲器基于MT-3 及MT-2 型缓冲器相似的结构，摩擦系统基本相同，弹性系统与MT-3 型缓冲器相比，主要是将其中的内圆弹簧换成胶泥芯体，如图5。

图5

图6

HM-1 型缓冲器典型的特性曲线如图6，总体仍近似于“三角形”状，但曲线中部有一定上凸。由于胶泥芯体接近矩形的动态变刚度，与弹簧的线性刚度叠加后，使得缓冲器特性曲线中前段向上凸起，饱和度及容量等性能参数提高，阻抗力也有一定降低。但由于缓冲器在行程末段仍存在摩擦副动静摩擦转变，因此，阻抗力同样出现陡增情况。总体上，HM-1 型缓冲器结合了摩擦结构与胶泥阻尼的技术优点，其特性曲线兼具全钢摩擦缓冲器和胶泥缓冲器的特点。

2 特性曲线优化可行性分析

如前所述，相同冲击速度下HM-1 型缓冲器的阻抗力比MT-2 大，其原因主要是HM-1 型缓冲器弹性系统仍以弹簧为主，胶泥芯体较小动态变刚度作用不大，因此，其行程中前段的曲线饱和度提高不大。为便于分析、表述和试验验证，设定HM-1 型缓冲器在自由状态下，行程90mm，最大阻抗力2500kN，将其特性曲线平整波动后可简化为图7，阴影面积代表容量。由于弹簧的特性为线性“三角形”状，胶泥缓冲器的动态冲击特性近似于“矩形”状，因此，可以将特性曲线中AB 线以下矩形区域代表的容量视为胶泥阻尼吸收的能量，ABC 三角形区域代表的容量视为弹簧线刚度吸收的能量，尾端F 点代表最大阻抗力。简化后，缓冲器初始阻抗约200kN，最大阻抗2500kN，行程末端阻抗陡增约500kN。

图7

图8

若对缓冲器弹性系统进行“前扬后抑”改进，提升行程中前段胶泥阻尼的动态变刚度作用，降低弹簧的全程线性刚度，使得整个弹性系统的组合刚度呈现中前段提高，尾段降低，如图8 中阴影面积不变，但始终点A、点C 改变，最大阻抗力F 点下降。从简化特性曲线的这一改进分析来看，HM-1 型缓冲器通过优化组合刚度特性，提升特性曲线饱和度，可有效降低其在吸收相同冲击能量时的阻抗力。

3 特性曲线优化研究

3.1 优化目标

根据以上分析，可对HM-1 型缓冲器特性曲线进行优化改进，初步设定前提条件如下：首先，要保证缓冲器改进前后的性能指标不降低，即冲击速度10km/h，容量80kJ。其次，在胶泥失效时，缓冲器仍能满足总重100 吨级货车6km/h 的调车速度需求。按容量与冲击速度公式E=0.75mv2/8，容量应不低于26kJ。在钩缓配件检修时，钩舌、钩体、钩尾框的主要故障为磨损和裂纹，这主要是由于承受载荷应力导致的。按照疲劳裂纹扩展寿命的帕里斯（Paris）经验公式分析：da/dN=C(ΔK)m，当应力强度因子ΔK 降低20%，疲劳裂纹扩展速率可降低一半。因此，设定优化改进后缓冲器在承受同等冲击时的阻抗力降低20%，即相当于延长一倍检修周期。

3.2 建立简化特性曲线计算公式

根据胶泥缓冲器动态阻抗力与冲击速度的平方成正比的特性以及HM-1 型缓冲器全行程时的简化特性曲线，推算摩擦胶泥缓冲器特性曲线的简化计算公式如下：

阻抗力：F=F0×（V/Vx）2+k×S （S ＜St）

F=[F0×（V/Vx）2+k×S]÷（1-u） （S=St）

容量：E=F0×S×（V/Vx）2+k×S2/2

式中，F 为容量图中缓冲器阻抗，kN；F0为容量图中最大冲击速度时缓冲器行程起始阻抗，kN；V 为冲击速度，km/h；Vx为最大阻抗力时的最大冲击速度，km/h；S 为缓冲器压缩行程，mm；St为缓冲器最大行程，mm；k 为弹簧刚度，kN/mm；u为设定的最大阻抗力降低幅度，%。

3.3 模拟分析

通过Matlab 软件进行数据模拟，如图9 简化特性曲线AB 线以下部分和以上部分占特性曲线总包络面积的比例：按最大冲击速度Vx为10km/h 时产生最大阻抗力2500kN 计算，胶泥阻尼导致缓冲器吸收的能量占总吸收能量约18.2%，弹簧线刚度导致吸收的能量占总吸收能量约81.8%，参数u 值定为20%时，最大阻抗力降至2000kN。设定产生最大阻抗力时缓冲器达到全行程St，如图10，要保持容量不变，缓冲器初始阻抗需从200kN 提高到约700kN。

图9

图10

改进后，胶泥阻尼作用导致缓冲器吸收的能量占总吸收能量约63.6%，缓冲器初始阻抗为700kN；弹簧全行程压缩后，线刚度导致缓冲器吸收的能量占总吸收能量约36.4%。按缓冲器容量为80kJ 计算，当胶泥失效后，弹簧线刚度导致缓冲器吸收的能量为80×36.4%=29.1kJ。原HM-1 型缓冲器全行程压缩时弹性系统中弹簧阻抗为79.1 ＋4×0.94 ≈82.9kN，改进后，弹性系统中弹簧线性刚度降比为（1500-700）/（2000-200）≈44.4%，则弹簧全行程阻抗降低至约36.9kN。为保证互换性角弹簧不变，则新外圆弹簧全行程时，阻抗为36.9-4×0.94 ≈33.1kN。

3.4 调车及运行工况核算

通常按6km/h 的调车速度对缓冲器性能进行核算。如图11，HM-1 型缓冲器在受到6km/h、10km/h 冲击时的简化特性曲线对比，在6km/h 速度下的冲击能量是10km/h 的36%，其中，弹簧线刚度导致缓冲器吸收的能量约占86.3%，胶泥阻尼导致缓冲器吸收的能量约占13.7%，缓冲器理论最大阻抗力约1800kN。

图11

图12

对特性曲线改进后，缓冲器在受到6km/h、10km/h 冲击时的简化特性曲线对比如图12，在6km/h 速度下的冲击能量是10km/h 的36%，其中弹簧线刚度作用导致缓冲器吸收的能量占42.9%，胶泥动态刚度导致缓冲器吸收的能量占57.1%，缓冲器理论最大阻抗力约1400kN。根据以上方式计算，HM-1 型缓冲器在改进前后3km/h 速度冲击时的特性，改进前，其理论最大阻抗力约900kN，改进后约650kN。

4 实验验证

按照上述方法对HM-1型缓冲器进行简化特性曲线分析，改进设计新缓冲器的结构如图13。主要设计改进了以下方面：一是新外圆弹簧的簧径相比由32mm 减至25mm，外径和高度不变，其全行程压缩时的阻抗降至约33kN；二是新胶泥芯体的外缸径相比由95mm 增至110mm，内缸径由63mm 增至80mm，活塞杆径由19mm 增至22mm，灌胶初压由70MPa 降至30MPa，初压力由21kN 降至18kN，同时，降低了胶泥材料的全行程压缩比；三是针对性研制了阻尼和低温特性更优的新胶泥材料，并改进了密封结构及材料。

图13

4.1 新缓冲器冲击试验

根据以上改进方案并结合TB/T1961-2006《机车车辆缓冲器》标准进行样机试制试验，新缓冲器的冲击试验数据与HM-1 型缓冲器（选取近两年10 套平均）对比见表2。（冲击速度高于8km/h 的缓冲器不做容量试验，因此，新缓冲器主要测试冲击性能）。

表2

试验表明，HM-1 型缓冲器改进后最大冲击速度达10km/h，同等冲击速度下，试验车钩力较改进前平均降低300KN ～600KN，降幅达20%，试验数据与简化特性曲线的理论推算结果接近，其中，低速冲击时由于干摩擦系统的波动干扰较大且胶泥的动态刚度特性作用不充分，试验数据出现一定偏差，但其数据变化的趋势仍对改进分析有较好的参考意义。

4.2 新缓冲器胶泥失效时性能试验

考虑胶泥芯体在极端情况下漏泄失效，对新缓冲器不安装胶泥芯体进行落锤测试见表3。可见新缓冲器去除胶泥芯体后容量仍与MT-3 型缓冲器相近（40kJ），满足货运列车运行工况下3km/h 的冲击速度需求，也满足总重达120 吨机车车辆6km/h 的调车速度需求（换算容量约32kJ）。

表3 （部分数据）

5 结语

本文建立的摩擦胶泥缓冲器特性曲线的简化分析及推算方法，经实验验证较为可行，其理论推算结果与试验数据接近，可作为摩擦胶泥缓冲器的设计分析参考。提出的对HM-1型缓冲器降低弹簧刚度，提升胶泥阻尼的动态刚度作用，以降低阻抗力的改进技术方案可行，改进的新缓冲器在同等冲击速度下的阻抗力有效降低约20%，综合性能明显提升。