CRTSⅢ型軌道板氣液聯(lián)動(dòng)同步放張器的優(yōu)化與改進(jìn)

毛勁，吳元文，2，王進(jìn)戈，唐娟，宋海磊，彭韜，王洪亮

(1.西華大學(xué)機(jī)械工程與自動(dòng)化學(xué)院，四川成都 610039;2.宜賓普什集團(tuán)有限公司，四川宜賓 644007; 3.四川理工學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，四川自貢 643000，4.中鐵二十三局集團(tuán)有限公司，四川成都 610072)

CRTSⅢ型軌道板氣液聯(lián)動(dòng)同步放張器的優(yōu)化與改進(jìn)

毛勁1，吳元文1，2，王進(jìn)戈1，唐娟3，宋海磊1，彭韜1，王洪亮4

(1.西華大學(xué)機(jī)械工程與自動(dòng)化學(xué)院，四川成都 610039;2.宜賓普什集團(tuán)有限公司，四川宜賓 644007; 3.四川理工學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，四川自貢 643000，4.中鐵二十三局集團(tuán)有限公司，四川成都 610072)

基于氣液聯(lián)動(dòng)同步放張器在實(shí)際運(yùn)用中出現(xiàn)的新型放張工藝要求，深入了解現(xiàn)場(chǎng)鋼筋放張工藝和放張器實(shí)際使用時(shí)出現(xiàn)的問題，進(jìn)行針對(duì)性的完善和改進(jìn)。優(yōu)化其結(jié)構(gòu)尺寸，克服鋼筋或放張器斷裂現(xiàn)象;嚴(yán)格控制液壓油流過環(huán)形間隙的流量和時(shí)間，實(shí)現(xiàn)緩慢動(dòng)態(tài)同步放張;設(shè)計(jì)回油單向閥，達(dá)到油液迅速自動(dòng)復(fù)位的目的。優(yōu)化和完善了氣液聯(lián)動(dòng)同步放張器，并以有限元分析數(shù)據(jù)為參考，證實(shí)了放張器的可行性。

氣液聯(lián)動(dòng)同步放張器;優(yōu)化;環(huán)形間隙流量控制;緩慢同步放張;回油單向閥

氣液聯(lián)動(dòng)同步放張器被應(yīng)用于高鐵CRTSⅢ型無碴軌道板鋼筋的張拉、放張以及同步卸荷工藝，它不僅可以成功地實(shí)現(xiàn)其放張工藝要求，還能克服由剪切、鋸割或氧－乙炔焰熔斷等傳統(tǒng)張拉、放張方法［1－2］引起的軌道板應(yīng)力傳遞長(zhǎng)度驟增或端部開裂現(xiàn)象，同時(shí)也解決了橫梁放張法帶來的勞動(dòng)強(qiáng)度大、工序繁瑣、體積龐大等問題。根據(jù)CRTSⅢ軌道板制作要求，將放張器作為聯(lián)接件與鋼筋串聯(lián)，共同承受80 kN張拉力并恒壓保持24 h以上，待混泥土凝固后再卸荷復(fù)位，以便循環(huán)使用。自投入使用以來，放張器長(zhǎng)期工作于高溫、高強(qiáng)度震動(dòng)的惡劣環(huán)境，加之內(nèi)部100 MPa的超高壓力，導(dǎo)致在循環(huán)使用過程中出現(xiàn)疲勞漏油、卸荷困難、異步放張以及活塞桿斷裂等現(xiàn)象。雖然只是細(xì)微的瑕疵，但足以對(duì)軌道板造成致命性的損傷。油液微漏引起放張器壓力下降，保壓失敗，鋼筋預(yù)應(yīng)力減小，軌道板壽命降低;卸荷困難造成放張器異步放張，壓力逐級(jí)均分，卸荷難度指數(shù)上升;鋼筋或放張器的損壞勢(shì)必對(duì)軌道板端部造成沖擊，其危害程度上升至由剪切、鋸割等傳統(tǒng)放張方法造成的影響。針對(duì)上述現(xiàn)象，深入分析了氣液聯(lián)動(dòng)同步放張器的工作原理，優(yōu)化完善其尺寸結(jié)構(gòu)，并嚴(yán)格控制卸荷過程中油液通過環(huán)形間隙的流量和時(shí)間，以達(dá)到緩慢、同步、動(dòng)態(tài)放張的目的，同時(shí)設(shè)計(jì)回油單向閥，解決放張器回油困難的難題。

1 氣液聯(lián)動(dòng)同步放張器現(xiàn)存問題

1.1 工作原理簡(jiǎn)介

氣液聯(lián)動(dòng)同步放張器工作原理如圖1。

圖1 氣液聯(lián)動(dòng)同步放張器原理示意圖

活塞桿受張拉力F時(shí)，液壓腔內(nèi)油壓升高予以平衡，實(shí)現(xiàn)保壓功能。穩(wěn)壓24 h后，氣壓腔進(jìn)氣，推動(dòng)卸荷頂針向右運(yùn)動(dòng)，單向閥導(dǎo)通，完成同步卸荷。在彈簧的作用下，液壓油回流，實(shí)現(xiàn)自動(dòng)復(fù)位［3］。

1.2 設(shè)計(jì)限制

因現(xiàn)場(chǎng)安裝環(huán)境的影響，氣液聯(lián)動(dòng)同步放張器尺寸設(shè)計(jì)受到限制，導(dǎo)致放張器液壓腔內(nèi)部壓力高于100 MPa，這不僅為密封工藝帶來了極大困難，而且增加了放張器氣壓腔的開啟壓力，使得同步放張工藝難以實(shí)現(xiàn)，更降低了惡劣工況下的安全系數(shù)，暗藏安全隱患。再者，空氣壓縮機(jī)氣體壓力誤差也增加了放張器同步卸荷的難度系數(shù)。

軌道板制作時(shí)，多個(gè)放張器并聯(lián)同步受拉，其拉力大小均為F=80 kN，如圖2所示。

圖2 放張器現(xiàn)場(chǎng)安裝及同步受拉實(shí)物圖

軌道板中的混泥土凝固后，放張器可視為剛體，幾十甚至幾百個(gè)放張器與鋼筋相聯(lián)接，因放張器制造誤差、安裝位置偏差造成的受力不均以及氣壓浮動(dòng)引起的壓力變化等因素的干擾，很難保證實(shí)際運(yùn)用中的完全同步卸荷。如若某一放張器先放張，其受力立即轉(zhuǎn)移并均分到其余未放張的放張器之上，如圖3所示。

圖3 放張器受力轉(zhuǎn)移示意圖

由于局部張拉力的轉(zhuǎn)移，導(dǎo)致未放張的鋼筋拉力增加，若20%的放張器先放張，其載荷將均分到剩余80%尚未放張的鋼筋之上，當(dāng)所受張拉力超過其材料的抗拉強(qiáng)度時(shí)，就造成了鋼筋或放張器的斷裂。截面斷裂如圖4所示。

圖4 放張器活塞桿斷裂截面圖

2 放張器性能完善

2.1 尺寸改進(jìn)

放張器原尺寸的設(shè)計(jì)、計(jì)算、校驗(yàn)和有限元分析［4］等皆已滿足要求，但液壓腔內(nèi)受力面積較小導(dǎo)致壓力超過100 MPa。根據(jù)壓強(qiáng)公式p=F/S可知，在張拉力F一定的情況下，可以通過增大截面面積S來減小液體壓力p。由圖3可知，放張器現(xiàn)場(chǎng)安裝工藝采用上下錯(cuò)位安裝方法，這無疑為放張器外形尺寸的增加提供了依據(jù)。所以增加缸筒內(nèi)、外徑即可增大液壓腔內(nèi)的截面面積，從而達(dá)到減小液體壓力p的目的。

沿用原有的38CrMoAl高強(qiáng)度合金鋼材料，取靜載荷安全系數(shù)n=3，它具有足夠的強(qiáng)度和沖擊韌性，是作為缸筒和活塞桿材料的不二之選。

活塞桿在直徑d=15 mm時(shí)已具備足夠的抗拉強(qiáng)度，但考慮到缸筒內(nèi)徑增大，故取活塞桿直徑d1= 20 mm，這里不做驗(yàn)算。

缸筒外徑受現(xiàn)場(chǎng)安裝尺寸的限制，所以確定缸筒外徑D1=70 mm，壁厚δ1=10 mm，底厚δ2=15 mm，內(nèi)徑D=50 mm。液壓腔內(nèi)壓力大小:

2.2 缸筒壁厚校驗(yàn)

缸筒壁厚較薄會(huì)引起塑性變形［5］，需計(jì)算缸筒內(nèi)徑增加后所能承受的最大額定壓力pN:

其中:σs為材料的屈服強(qiáng)度，σs=850 MPa。

同時(shí)額定壓力也應(yīng)滿足:

其中:prL為缸筒發(fā)生完全塑性變形時(shí)的壓力:

另外缸筒爆裂壓力:

因工作壓力p＜pN，且p＜＜pE(爆裂壓力)，故缸筒壁厚符合設(shè)計(jì)要求。同時(shí)相比于原放張器100 MPa的工作壓力而言，降低至50 MPa以下，達(dá)到了減小工作壓力的目的，為后續(xù)卸荷單向閥的導(dǎo)通奠定了基礎(chǔ)。

2.3 卸荷壓力計(jì)算

當(dāng)放張器正常工作時(shí)，液壓腔內(nèi)工作壓力p= 48.504 MPa，卸荷單向閥小球直徑d3=3 mm，對(duì)應(yīng)氣壓腔開啟壓力為p0，則:

由上述計(jì)算結(jié)果可知，相比于原來1 MPa的氣體開啟壓力，在很大程度上得到了降低。選用0.8～1 MPa的空氣壓縮機(jī)，在克服氣體壓力沿層損失和密封圈與缸筒內(nèi)壁摩擦阻力 (計(jì)算省略)的情況下，仍有足夠大的氣壓實(shí)現(xiàn)放張器的同步卸荷。

2.4 材料性能測(cè)試

軌道板中鋼筋的材料為45Si2Cr，拉伸極限為=1 470～1 570 MPa，直徑d=15 mm，端部采用2M15×1.5公制螺紋聯(lián)接，小徑=13.376 mm［6］;活塞桿拉伸極限為σs=835～1 050 MPa，端部聯(lián)接螺紋M18×1.5，小徑=16.376 mm［6］，分別計(jì)算活塞桿和鋼筋斷裂時(shí)承受的最大拉力F1、F2:

由此可見，80 kN的工作壓力下，鋼筋和放張器均能穩(wěn)定工作，并不會(huì)產(chǎn)生斷裂現(xiàn)象。同時(shí)根據(jù)以上數(shù)據(jù)可知，放張器斷裂的極限拉力F1和鋼筋斷裂極限拉力F2關(guān)系為F1＜F2。工況下難免因?yàn)闅鈮赫`差、安裝位置偏差、放張器受力不均以及制造誤差等突發(fā)事件造成的個(gè)別放張器的張拉力突然增大，當(dāng)超過175.87 kN時(shí)，必然引起放張器活塞桿的斷裂。

因此活塞桿目前的材料抗拉性能必不能滿足要求，為避免這類現(xiàn)象，對(duì)活塞桿材料進(jìn)行優(yōu)化，應(yīng)選用與鋼筋相同的材料45Si2Cr或者更高抗拉性能的高強(qiáng)度材料作為活塞桿材料。

對(duì)應(yīng)活塞桿臨界斷裂張拉力F1作用下的卸荷壓力大小為:

由此可知，活塞桿在臨界斷裂張拉力作用下，0.8～1 MPa空氣壓縮機(jī)依然可以順利地開啟卸荷單向閥，實(shí)現(xiàn)卸荷功能，理論上在排除外界突發(fā)干擾因素情況下，鋼筋和放張器不會(huì)出現(xiàn)斷裂現(xiàn)象。

3 放張器緩慢同步放張的實(shí)現(xiàn)

放張器在卸荷過程中，為避免某些放張器在卸荷單向閥開啟時(shí)瞬間完全卸荷，從而給其他放張器造成沖擊，工藝要求放張器應(yīng)具備緩慢放張和動(dòng)態(tài)卸荷的功能。通過控制液壓油流過單向閥的流量和時(shí)間等方式來延緩卸荷過程，使每個(gè)放張器從開始卸荷到完全卸荷的整個(gè)過程處于動(dòng)態(tài)平衡。這樣不僅卸荷時(shí)間充裕，放張器受力均勻，還解決了由于瞬間沖擊造成的鋼筋或活塞桿斷裂的問題，達(dá)到實(shí)現(xiàn)緩慢、同步、動(dòng)態(tài)放張的目的。

氣壓推動(dòng)卸荷頂針導(dǎo)通卸荷單向閥時(shí)屬于圓柱體過渡配合，液壓油通過二者的環(huán)形公差間隙h流入回油腔。當(dāng)同心圓柱環(huán)形間隙h/d＜＜1時(shí)，環(huán)形間隙流動(dòng)［7－10］近似看成平行平板的間隙流動(dòng)，如圖5平行平板間隙流動(dòng)原理所示。

圖5 平行平板間隙流量

沿流動(dòng)方向(x軸)的列平衡方程如下:

式中:C1，C2為積分常數(shù)，當(dāng)平行平板間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度為u0時(shí)，利用邊界條件:y=0處，u=0;y=h處，u=u0，得液體在平行平板縫隙中的流量為:

對(duì)于同心圓環(huán)環(huán)形間隙流量而言，只需用πd代替式 (14)中的b即可，如圖6所示。

此外，液壓油進(jìn)入回油腔的過程，單向閥和卸荷頂針都相對(duì)靜止，即μ0=0。由此可得同心圓環(huán)環(huán)形間隙流量公式為:

圖6 同心圓環(huán)間隙流量

單向閥環(huán)形單邊間隙h=0.02 mm，長(zhǎng)度l=6 mm，美孚68號(hào)抗磨液壓油在40℃的運(yùn)動(dòng)黏度ν=68 mm2/s，密度為ρ=0.882×103kg/m3。所以其動(dòng)力黏度μ為:

由鋼筋張拉工藝可知，在80 kN的張拉力作用下，鋼筋的變形量為H=8 mm，故可得知卸荷之后流入回油腔的液壓油體積V:

圖7 壓力－流量時(shí)間關(guān)系圖

繪制壓力－時(shí)間關(guān)系圖如圖7所示，可知:卸荷完成的最短時(shí)間為23.37 s，最長(zhǎng)約為4 min，滿足鋼筋張拉工藝要求，同時(shí)也克服了軌道板因瞬間卸荷沖擊帶來的端面破裂及其他的負(fù)面影響，實(shí)現(xiàn)了緩慢、同步、動(dòng)態(tài)放張工藝。

4 回油單向閥設(shè)計(jì)

同心圓環(huán)環(huán)形間隙流量控制方法解決了氣液聯(lián)動(dòng)同步放張器緩慢同步放張的難題，但同時(shí)也為液壓油的回流 (即放張器的自動(dòng)復(fù)位)功能帶來了困難。希望放張器在工作時(shí)應(yīng)具備緩慢同步卸荷、迅速自動(dòng)復(fù)位的功能，否則將會(huì)使放張器的循環(huán)利用受到影響。所以在活塞端面上設(shè)計(jì)了回油單向閥［11］，其局部示意圖如圖8所示。

圖8 回油單向閥示意圖

保壓時(shí)，液壓腔為高壓，單向閥截止;卸荷時(shí)，在液壓腔復(fù)位彈簧的作用下推動(dòng)活塞向左運(yùn)動(dòng)，回油腔內(nèi)形成壓力，從而導(dǎo)通回油單向閥，實(shí)現(xiàn)快速回油復(fù)位功能。值得一提的是單向閥的彈簧剛度很小，承受的壓力只有幾牛頓，所以不會(huì)造成正向開啟困難的現(xiàn)象。由于在活塞上開孔裝了一個(gè)單向閥，勢(shì)必使其抗拉強(qiáng)度受到影響，對(duì)活塞及活塞桿進(jìn)行有限元分析，校核其強(qiáng)度，如圖9和圖10所示。

圖10 應(yīng)力集中區(qū)

圖9 位移變形量

結(jié)論:在80 kN的張拉力作用下，活塞最大變形量只有0.062 5 mm，在材料允許的彈性變形范圍內(nèi);而在活塞桿端部出現(xiàn)了應(yīng)力集中現(xiàn)象，最大應(yīng)力為400.38 MPa，在材料抗拉強(qiáng)度范圍內(nèi)，不會(huì)引起活塞桿的斷裂。

5 結(jié)束語

以氣液聯(lián)動(dòng)同步放張器為主線，在其基礎(chǔ)上進(jìn)行了全面的現(xiàn)狀闡述和問題研討，以實(shí)踐數(shù)據(jù)為依據(jù)，指出其設(shè)計(jì)缺陷，從可靠性、安全性和實(shí)用性等方面進(jìn)行綜合性的改進(jìn)和完善。通過現(xiàn)場(chǎng)工況的反饋，改進(jìn)放張器結(jié)構(gòu)尺寸，降低其內(nèi)部油液壓力，提高安全系數(shù)。同時(shí)以環(huán)形間隙流量控制方法為理論依據(jù)，嚴(yán)格控制放張器卸荷過程中的流量和時(shí)間，實(shí)現(xiàn)放張器緩慢同步放張的功能。為克服緩慢放張引起的回油困難現(xiàn)象，設(shè)計(jì)回油單向閥，達(dá)到快速回油的目的。最后對(duì)優(yōu)化之后的方案進(jìn)行綜合的校核與試驗(yàn)，肯定了放張器的可行性。此外，針對(duì)該放張器的完善措施，需要指出的是放張器在加工精度方面有較高的要求，這樣才能確保緩慢放張時(shí)間的準(zhǔn)確控制。

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Optimization＆Improvement of Pneumatic-hydraulic Synchronous Unloading Mechanism on CRTSⅢRail-plate

MAO Jin1，WU Yuanwen1，2，WANG Jinge1，TANG Juan3，SONG Hailei1，PENG Tao1，WANG Hongliang4
(1.School of Mechanical Engineering and Automation，Xihua University，Chengdu Sichuan 610039，China; 2.Push Drive Co.，Ltd.，of Yibin，Yibin Sichuan 644007，China; 3.School of Mechanical Engineering，Sichuan University of Science＆Engineering，Zigong Sichuan 643000，China; 4.China Railway 23th Construction Bureau Ltd.，Chengdu Sichuan 610072，China)

In view of new-type tension and extension process requirements in the application of pneumatic hydraulic synchronous unloading mechanism，understanding field extension process of steel bar and problems in the using course，some relative proposals were presented for its perfection and improvement.Changing the structure and size，steel bar and PHSUM fracturing problems were overcome.Controlling the flow and time through annular clearance strictly，slow and synchronous unloading was realized.Besides，oil return check valve was designed to realize oil quick reposition.The feasibility of the optimization was verified by finite element analysis.

Pneumatic-hydraulic synchronous unloading mechanism;Optimization;Annular clearance flow control;Slow and synchronous unloading;Oil return check valve

TH137.9

A

1001－3881(2014)8－071－4

10.3969/j.issn.1001－3881.2014.08.024

2013－04－08

鐵道部2012年重大科研項(xiàng)目 (2012G005-A)

毛勁 (1988—)，男，碩士研究生，研究方向?yàn)闄C(jī)械電子工程。E－mail:lingjiming_131420@163.com。