軌道梁結(jié)構(gòu)對(duì)中低速磁浮車(chē)軌耦合振動(dòng)的影響

韓霄翰， 李忠繼， 池茂儒

(1 華中光電技術(shù)研究所 武漢光電國(guó)家研究中心， 武漢 430223；2 中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司 科學(xué)技術(shù)研究院， 成都 610031;3 西南交通大學(xué) 牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 成都 610031)

近年來(lái)，中低速磁浮軌道交通系統(tǒng)受到廣泛關(guān)注，隨著長(zhǎng)沙中低速磁浮機(jī)場(chǎng)線的運(yùn)營(yíng)開(kāi)通，標(biāo)志著我國(guó)中低速磁浮關(guān)鍵技術(shù)經(jīng)歷數(shù)十年的發(fā)展已經(jīng)較為成熟。但中低速磁浮車(chē)軌耦合振動(dòng)的問(wèn)題一直困擾著中低速磁浮系統(tǒng)投入商業(yè)運(yùn)行，場(chǎng)區(qū)和道岔處軌道梁，其自重小、剛度小、結(jié)構(gòu)自振頻率高、結(jié)構(gòu)阻尼低，易發(fā)生變形，因此采用主動(dòng)控制的車(chē)輛懸浮系統(tǒng)，當(dāng)懸浮控制適應(yīng)能力較差，易產(chǎn)生劇烈車(chē)軌耦合振動(dòng)，在靜態(tài)或車(chē)輛低速運(yùn)行時(shí)，易使懸浮架產(chǎn)生自激振動(dòng)，由于中低速磁浮懸浮間隙小，一般僅為8 mm[1]，因此懸浮架的自激振動(dòng)和軌道梁自振相耦合后會(huì)產(chǎn)生較為嚴(yán)重的后果，會(huì)導(dǎo)致列車(chē)懸浮失穩(wěn)，甚至懸浮失效，使車(chē)輛吸死在軌道梁上。如何抑制中低速磁浮列車(chē)和軌道梁的耦合振動(dòng)一直以來(lái)是國(guó)內(nèi)外研究的熱點(diǎn)。

近年來(lái)中低速磁浮交通越來(lái)越多的投入商業(yè)運(yùn)營(yíng)，因此車(chē)軌耦合振動(dòng)問(wèn)題亟待解決。國(guó)內(nèi)外相關(guān)研究也層出不窮，大多數(shù)學(xué)者研究[1-2]磁浮車(chē)橋動(dòng)力相互作用時(shí)懸浮電磁力采用等效質(zhì)量和剛度表達(dá)，該方法忽略了較為重要的懸浮控制器的影響。文獻(xiàn)[3-4]僅僅是探究了軌道梁剛度對(duì)車(chē)軌耦合振動(dòng)的影響，而且大多是對(duì)車(chē)輛以不同速度下過(guò)軌道梁情況進(jìn)行分析，并沒(méi)有對(duì)車(chē)輛靜態(tài)懸浮時(shí)的耦合振動(dòng)特性進(jìn)行探究。例如文獻(xiàn)[5-7]建立了較為完善的考慮懸浮控制車(chē)軌耦合動(dòng)力學(xué)模型，對(duì)磁浮車(chē)輛過(guò)彈性軌道梁的車(chē)軌動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了分析。因此目前國(guó)內(nèi)外對(duì)中低速磁浮耦合振動(dòng)的研究大多集中在懸浮控制系統(tǒng)和載荷質(zhì)量以及軌道梁剛度上，沒(méi)有建立一個(gè)較為準(zhǔn)確的模型從軌道梁角度系統(tǒng)探究其結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)車(chē)軌耦合振動(dòng)影響，且研究大多集中在不同速度下的車(chē)軌耦合振動(dòng)的動(dòng)力響應(yīng)，而車(chē)軌耦合振動(dòng)較為劇烈是發(fā)生在低速通過(guò)彈性軌道梁或靜態(tài)起伏時(shí)[8]，并沒(méi)有去分析靜態(tài)懸浮下軌道梁結(jié)構(gòu)的變化對(duì)車(chē)軌耦合振動(dòng)的影響。

為探究軌道梁結(jié)構(gòu)對(duì)車(chē)軌耦合振動(dòng)的影響，通過(guò)建立“車(chē)輛-控制器-軌道梁”耦合動(dòng)力學(xué)模型，在車(chē)輛靜態(tài)懸浮時(shí)，通過(guò)懸浮架的振動(dòng)分岔圖，仿真再現(xiàn)劇烈的車(chē)軌耦合振動(dòng)，對(duì)嚴(yán)重耦合振動(dòng)的特性進(jìn)行分析，系統(tǒng)的研究了軌道梁結(jié)構(gòu)各個(gè)參數(shù)對(duì)中低速磁浮車(chē)軌耦合振動(dòng)的影響及抑振規(guī)律。在工程實(shí)際中，可以通過(guò)對(duì)耦合振動(dòng)較為劇烈處的軌道梁增加沙袋等輔助措施改變軌道梁結(jié)構(gòu)力學(xué)特性，抑制因控制系統(tǒng)引起的車(chē)軌耦合振動(dòng)。

1 中低速磁浮車(chē)軌耦合動(dòng)力學(xué)模型

中低速磁浮列車(chē)因帶有主動(dòng)控制的懸浮系統(tǒng)的特點(diǎn)，易發(fā)生控制系統(tǒng)穩(wěn)定性問(wèn)題，也是引發(fā)車(chē)軌耦合振動(dòng)的關(guān)鍵因素[2]，因此電磁懸浮系統(tǒng)的準(zhǔn)確建立是研究磁浮車(chē)軌耦合振動(dòng)的核心要素，軌道梁模型需重分考慮到車(chē)軌耦合相互作用關(guān)系，建立車(chē)軌耦合動(dòng)力學(xué)模型時(shí)，為了計(jì)算方便需對(duì)一定次要因素進(jìn)行簡(jiǎn)化，根據(jù)文獻(xiàn)[4]磁浮車(chē)軌耦合振動(dòng)大多在垂向上較為劇烈，因此在建立車(chē)軌耦合動(dòng)力學(xué)模型時(shí)，建立較為詳細(xì)的垂向動(dòng)力學(xué)模型,對(duì)橫向動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化。

1.1 車(chē)輛模型

根據(jù)長(zhǎng)沙EMS中低速磁浮列車(chē)模型參數(shù)，建立磁浮列車(chē)動(dòng)力學(xué)模型。單節(jié)磁浮車(chē)輛由5個(gè)懸浮模塊組成，每個(gè)懸浮模塊由左右兩個(gè)懸浮側(cè)架，懸浮側(cè)架通過(guò)兩組抗側(cè)滾梁與迫導(dǎo)向機(jī)構(gòu)相連，每組抗側(cè)滾梁間由垂向吊桿相連。每個(gè)懸浮側(cè)架下有兩個(gè)電磁懸浮控制模型，產(chǎn)生電磁懸浮力作用于軌道梁上。車(chē)體由5組滑臺(tái)支撐，每個(gè)滑臺(tái)下方由空氣彈簧支撐，空氣彈簧安裝在左右懸浮側(cè)架上，每個(gè)懸浮側(cè)架前后由兩個(gè)空氣彈簧支撐。為簡(jiǎn)化模型，對(duì)于迫導(dǎo)向機(jī)構(gòu)只考慮其物理模型，整車(chē)均視為剛體，左右懸浮側(cè)架的電磁線圈簡(jiǎn)化為兩組。其結(jié)構(gòu)如圖1所示。整車(chē)動(dòng)力學(xué)模型共考慮194個(gè)自由度。

圖1 車(chē)輛垂向結(jié)構(gòu)示意圖

圖1中MC為車(chē)體質(zhì)量；IC為車(chē)體慣量；ZC為車(chē)體垂向位移；Zb為懸浮架垂向位移；Fe為懸浮電磁力；α為車(chē)體點(diǎn)頭角位移；ks為二系空氣彈簧剛度；Cs為二系空氣彈簧阻尼。

圖2 懸浮模塊受力圖

懸浮模塊其與軌道梁垂向耦合動(dòng)力學(xué)方程為：

(1)

式中：g為重力加速度；Fe為電磁懸浮力；Mb為懸浮模塊的質(zhì)量；Fkcg為懸浮架抗側(cè)滾梁施加給懸浮模塊的垂向力；Fsp為空氣彈簧施加的垂向力。

1.2 懸浮控制器模型

采用雙環(huán)PID控制的懸浮控制器基本結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 雙環(huán)PID懸浮控制器基本結(jié)構(gòu)

為了避免電流環(huán)控制本身造成數(shù)字計(jì)算延遲，只考慮采用簡(jiǎn)單的控制形式，這里采用的具體算法如下:

U=kc1(Uc-kc2I)

(2)

U為控制器輸出電壓；kc1為電流環(huán)控制參數(shù)；Uc為PID控制器的輸出電壓；kc2電流環(huán)控制器電阻；I為線圈電流。

在前級(jí)控制子系統(tǒng)中，根據(jù)采集到的間隙和加速度信號(hào)，采用以下PID控制律對(duì)輸出電壓進(jìn)行調(diào)節(jié)

U=RI+2k(I/z)′

(3)

(4)

聯(lián)立式(2)、式(3)和式(4)，于是有

(5)

對(duì)式(5)求導(dǎo)可得

(6)

1.3 軌道梁模型

軌道梁的自振和受載荷下的擾度變化，均會(huì)導(dǎo)致懸浮間隙發(fā)生改變，從而影響車(chē)軌耦合相互作用關(guān)系，因此軌道梁考慮為彈性的Euler-Bernoulli梁，系統(tǒng)方程可以描述為

(7)

式中：EI為軌道梁的抗彎剛度；y(x，t)為軌道梁的動(dòng)撓度；ρg為軌道的密度；Fe(x，t)為電磁力對(duì)軌道的作用力,Fs(x，t)為支座對(duì)軌道梁的作用力。為了數(shù)值計(jì)算的方便，采用模態(tài)疊加法，將軌道梁方程轉(zhuǎn)化為一階微分方程組。首先假設(shè)其解為

(8)

式中:Yn(x)是給定邊界條件下的固有頻率pn所對(duì)應(yīng)的正則振型函數(shù)，qn(x)為未知的時(shí)間函數(shù)，即正則坐標(biāo)(廣義坐標(biāo))。Euler-Bernoulli梁的固有頻率[10]為：

(9)

式中，n=1,2,3…，Euler-Bernoulli梁的振型函數(shù)為

(10)

則彈性軌道梁的微分方程可以寫(xiě)為：

(11)

式中：qn為廣義坐標(biāo)，kn為模態(tài)剛度，cn為模態(tài)阻尼。

2 車(chē)輛懸浮失穩(wěn)機(jī)理分析

懸浮控制器參數(shù)間隙變化速度反饋參數(shù)kp與車(chē)軌耦合振動(dòng)狀態(tài)密切相關(guān)[3-5]，通過(guò)車(chē)軌耦合振動(dòng)仿真程序，對(duì)中低速磁浮靜態(tài)懸浮進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算，為使圖像更為直觀，得到以控制參數(shù)kp系數(shù)(kp/1 000)為自變量的懸浮架振動(dòng)分岔圖，見(jiàn)圖4。分析不同kp系數(shù)下懸浮架的振動(dòng)幅值，可以看出控制參數(shù)kp系數(shù)在A、B、C3個(gè)非穩(wěn)定平衡區(qū)間取值時(shí)，會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)幅值較大的車(chē)軌耦合振動(dòng)。

圖4 參數(shù)kp為自變量的分岔圖

進(jìn)一步分析圖中產(chǎn)生極限環(huán)幅值較大的區(qū)域，對(duì)A、B、C3個(gè)區(qū)間上的懸浮架和軌道梁的振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行分析，分析磁浮車(chē)軌耦合振動(dòng)根據(jù)文獻(xiàn)[10]取懸浮架和軌道梁位移響應(yīng)，3個(gè)區(qū)間上車(chē)軌耦合振動(dòng)的位移響應(yīng)如圖5所示。

圖5和圖6給出了車(chē)軌耦合振動(dòng)的位移響應(yīng)結(jié)果，區(qū)間A產(chǎn)生的非穩(wěn)定收斂的穩(wěn)態(tài)振動(dòng)，耦合振動(dòng)頻率較低，懸浮架振動(dòng)發(fā)生幅值為8 mm的周期振動(dòng)，區(qū)間B產(chǎn)生的車(chē)軌耦合振動(dòng)，穩(wěn)態(tài)運(yùn)動(dòng)最終幅值為2 mm的周期振動(dòng)，振動(dòng)頻率較高，軌道梁的振動(dòng)幅值逐漸趨于平衡點(diǎn)，區(qū)間C上懸浮架振動(dòng)幅值逐漸發(fā)散，振動(dòng)頻率較高。因此3個(gè)區(qū)間上的車(chē)軌耦合振動(dòng)特性不相同，在分析軌道梁結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)車(chē)軌耦合振動(dòng)影響時(shí)，需分別對(duì)3個(gè)區(qū)間上的車(chē)軌耦合振動(dòng)影響規(guī)律進(jìn)行探究。

圖5 懸浮架位移響應(yīng)

圖6 軌道梁位移響應(yīng)

3 軌道梁固有頻率改變對(duì)車(chē)軌耦合振動(dòng)影響

根據(jù)軌道梁固有圓頻率計(jì)算公式:

(12)

式中：E為軌道梁彈性模量；I為截面慣量；Ar為橫截面積；ρ為材料密度。研究車(chē)軌耦合振動(dòng)問(wèn)題時(shí)通常只考慮軌道梁前三階垂向固有頻率對(duì)車(chē)橋耦合振動(dòng)的影響[5]，忽略高階振動(dòng)的影響，根據(jù)式(12)軌道梁固有頻率與軌道梁剛度EI和線密度ρAr以及跨度相關(guān)，而工程實(shí)際中軌道梁跨度較難改變，線密度和剛度可以通過(guò)給軌道梁增重，以及安裝抑振裝置改變。因此分析軌道梁結(jié)構(gòu)對(duì)耦合振動(dòng)影響，基于建立數(shù)值分析模型，僅探究軌道梁結(jié)構(gòu)剛度和線密度對(duì)車(chē)軌耦合振動(dòng)的影響。

3.1 軌道梁線密度

為了較為系統(tǒng)研究軌道梁各個(gè)參數(shù)對(duì)車(chē)軌耦合振動(dòng)的影響，為了能大致得到規(guī)律性結(jié)果，各個(gè)參數(shù)變化區(qū)域取值較寬，分別對(duì)截面積在0.05 m2到2 m2，軌道梁密度在1 000 kg/m3到9 000 kg/m3之間取值，分別計(jì)算在A、B、C3個(gè)區(qū)間上對(duì)懸浮架振動(dòng)分岔圖的影響規(guī)律，計(jì)算結(jié)果如圖7～圖8所示。

圖7 截面積為自變量的分岔圖

圖8 材料密度為自變量的分岔圖

根據(jù)圖7～圖8可以看出在區(qū)間A上的耦合振動(dòng)時(shí)，在單一改變截面積或材料密度時(shí)，對(duì)車(chē)軌耦合振動(dòng)的影響也較小，隨著線密度的增大，極限環(huán)幅值逐漸減小，懸浮架振動(dòng)頻率較低在3 Hz左右，幅值減小幅度不大。當(dāng)控制參數(shù)kp較大，懸浮架發(fā)生幅值較大或幅值發(fā)散的失穩(wěn)振動(dòng)時(shí)，隨著軌道梁線密度的增大，懸浮架振動(dòng)幅值先逐漸增大，當(dāng)線密度繼續(xù)增大時(shí)，懸浮架的自激振動(dòng)又逐漸收斂。

3.2 軌道梁剛度

軌道梁剛度為EI，因此通過(guò)軌道梁截面慣量和軌道梁彈性模量來(lái)改變軌道梁剛度[9]，截面慣量取值范圍在0.05～2 m4，彈性模量取值范圍在1×1010Pa到8×1011Pa，圖9分別給出了固有頻率隨著剛度改變時(shí)，截面慣量為自變量的分岔圖。

圖9 截面慣量為自變量的分岔圖

圖10中可以看出發(fā)生振動(dòng)頻率較低的失穩(wěn)振動(dòng)時(shí)，截面慣量在區(qū)間內(nèi)變化對(duì)極限環(huán)幅值無(wú)明顯影響，且懸浮架的振動(dòng)頻率較小，控制參數(shù)kp較大，發(fā)生高頻率的大幅值或幅值發(fā)散的失穩(wěn)振動(dòng)時(shí)，截面慣量在0.2～0.6范圍內(nèi)極限環(huán)幅值較大，易出現(xiàn)懸浮架失穩(wěn)振動(dòng)，懸浮架振動(dòng)在分岔處的頻率和軌道梁固有頻率接近，在該區(qū)間之外，極限環(huán)幅值較小。同樣懸浮架在分岔處的振動(dòng)頻率和軌道梁一階垂向固有頻率較為接近。

圖10 彈性模量為自變量的分岔圖

圖10中可以看出控制參數(shù)kp較低，發(fā)生振動(dòng)頻率較低的失穩(wěn)振動(dòng)時(shí)，彈性模量在區(qū)間內(nèi)變化對(duì)極限環(huán)幅值無(wú)明顯影響，且懸浮架的振動(dòng)頻率較小，控制參數(shù)kp較大，發(fā)生高頻率大幅值或幅值發(fā)散的失穩(wěn)耦合振動(dòng)時(shí)，彈性模量在1.2×1011～3×1011Pa范圍內(nèi)極限環(huán)幅值較大，易出現(xiàn)懸浮架失穩(wěn)振動(dòng)，懸浮架振動(dòng)在分岔處的頻率和軌道梁固有頻率接近，在該區(qū)間之外，極限環(huán)幅值較小。同樣懸浮架在分岔處的振動(dòng)頻率和軌道梁一階垂向固有頻率較為接近。懸浮架振動(dòng)響應(yīng)隨著軌道梁剛度增加而減小，當(dāng)一階垂向固有頻率繼續(xù)增大后，軌道梁剛度增加對(duì)懸浮架振動(dòng)響應(yīng)基本無(wú)影響，和文獻(xiàn)[7]中一致。

4 恒定固有頻率下軌道梁結(jié)構(gòu)對(duì)車(chē)軌耦合振動(dòng)影響

為研究軌道梁固有頻率恒定時(shí)，軌道梁結(jié)構(gòu)改變對(duì)車(chē)軌耦合振動(dòng)的影響，通過(guò)調(diào)整軌道梁彈性模量和線密度的方式，使軌道梁的一階垂向彎曲固有頻率保持不變[11],為避免偶然因素影響，根據(jù)文獻(xiàn)[12]長(zhǎng)沙磁浮線道岔主動(dòng)梁的一階垂彎頻率為25 Hz,正線上一般為10 Hz左右，因此分別在10 Hz、25 Hz兩種固有頻率下,探究不同軌道梁線密度和彈性模量組合下車(chē)軌耦合振動(dòng)響應(yīng)。計(jì)算工況如表1所示。

表1 Group A和Group B

4.1 頻率恒定時(shí)仿真分析結(jié)果

圖11～圖12給出了軌道梁固有頻率為10 Hz時(shí)，GroupA中5個(gè)工況下kp為自變量的懸浮架振動(dòng)分岔圖和頻譜圖。

圖11 Group A下kp的穩(wěn)定區(qū)間

圖12 Group A下kp區(qū)間的頻譜圖

結(jié)合圖11、圖12，軌道梁一階垂彎頻率為10 Hz時(shí)，工況1和工況2的穩(wěn)定區(qū)間較小?？刂茀?shù)kp較小時(shí)，軌道梁彈性模量和線密度配比對(duì)穩(wěn)定區(qū)間影響不大，變化規(guī)律相同，參數(shù)kp較大極限環(huán)幅值逐漸增大，工況3和5的穩(wěn)定區(qū)間最大，比工況1、2、4發(fā)生極限環(huán)幅值增大要晚，1、2、4無(wú)明顯區(qū)別。對(duì)于發(fā)生耦合振動(dòng)的頻率，kp較小發(fā)散極限環(huán)幅值較大的振動(dòng)時(shí)，頻率都較小，小于5 Hz，參數(shù)kp較大時(shí)發(fā)生的耦合振動(dòng)，頻率都位于30 Hz左右。因此實(shí)際工程中，根據(jù)控制參數(shù)引發(fā)的車(chē)軌耦合振動(dòng)類(lèi)型，適當(dāng)加減沙袋可以調(diào)節(jié)軌道梁剛度和線密度，從而對(duì)車(chē)軌耦合振動(dòng)進(jìn)行有效抑制。

圖13、圖14中懸浮架振動(dòng)位移響應(yīng)結(jié)果表明，當(dāng)軌道梁一階垂向固有頻率25 Hz不變時(shí)，和10 Hz相似，kp較小時(shí)引發(fā)的耦合振動(dòng)對(duì)不同軌道梁結(jié)構(gòu)條件下基本無(wú)變化，當(dāng)kp參數(shù)較大時(shí)不同工況下的穩(wěn)定區(qū)間略有差異，工況4下的穩(wěn)定區(qū)間較大，工況2和工況5的穩(wěn)定區(qū)間。

圖13 Group B下kp的穩(wěn)定區(qū)間

圖14 Group B下kp的頻譜圖

4.2 軌道梁結(jié)構(gòu)阻尼

探究結(jié)構(gòu)阻尼對(duì)車(chē)軌耦合振動(dòng)的影響，使軌道梁一階垂向固有頻率保持在25 Hz不變，使軌道梁結(jié)構(gòu)阻尼比從0.001到0.1逐漸增大，計(jì)算結(jié)果如圖15～圖17所示。

圖15 阻尼比對(duì)區(qū)間A耦合振動(dòng)控制

圖16 阻尼比對(duì)區(qū)間B耦合振動(dòng)控制

圖17 阻尼比對(duì)區(qū)間C耦合振動(dòng)控制

結(jié)合圖15～圖17的振動(dòng)響應(yīng)結(jié)果，車(chē)軌發(fā)生幅值較大的高頻耦合振動(dòng)時(shí)，增大軌道梁結(jié)構(gòu)阻尼比后,結(jié)果可以得到，隨著軌道梁結(jié)構(gòu)阻尼比的增大軌道梁和懸浮架的振動(dòng)都能得到明顯抑制。車(chē)軌發(fā)生幅值逐漸發(fā)散的耦合振動(dòng)時(shí)，隨著軌道梁阻尼比的增大懸浮架振動(dòng)幅值逐漸減小，圖中阻尼比較小時(shí)，懸浮架振動(dòng)逐漸發(fā)散，上浮吸著在軌道梁上，當(dāng)阻尼比大于0.02后懸浮架振動(dòng)從失穩(wěn)振動(dòng)到穩(wěn)態(tài)等幅振動(dòng)，工程實(shí)踐中對(duì)耦合振動(dòng)較大處的軌道梁內(nèi)部可以加裝一些阻尼材料，可以有效抑制車(chē)軌劇烈的耦合振動(dòng)。

5 結(jié)束語(yǔ)

軌道梁結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)車(chē)軌耦合振動(dòng)的影響規(guī)律和與車(chē)軌發(fā)生耦合振動(dòng)時(shí)的振動(dòng)特性有關(guān)，基于以上分析，可以得出以下幾個(gè)結(jié)論。

(1)軌道梁固有頻率隨軌道梁結(jié)構(gòu)參數(shù)改變時(shí)，能夠抑制控制器參數(shù)引起的車(chē)軌高頻耦合振動(dòng)，無(wú)法抑制車(chē)軌低頻耦合振動(dòng)。

(2)軌道梁結(jié)構(gòu)改變時(shí)，固有頻率不變，控制器參數(shù)較小引起的車(chē)軌耦合振動(dòng)不受軌道梁結(jié)構(gòu)改變的影響，當(dāng)控制參數(shù)較大時(shí)，引發(fā)的車(chē)軌耦合振動(dòng)，可以適當(dāng)調(diào)節(jié)剛度和線密度來(lái)抑制車(chē)軌耦合振動(dòng)。

(3)由控制器參數(shù)引起的車(chē)軌耦合共振中，當(dāng)軌道梁阻尼比大于0.02，能對(duì)車(chē)軌耦合振動(dòng)產(chǎn)生抑制作用，因此增大軌道梁阻尼比到一定的范圍能明顯抑制車(chē)軌耦合振動(dòng)。