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    浮置板軌道減振墊的剛度測(cè)試與評(píng)價(jià)

    2022-08-25 03:03:58趙澤明丁文灝程奕龍丁德云
    關(guān)鍵詞:浮置聚氨酯固有頻率

    韋 凱 ,趙澤明 ,王 顯 ,丁文灝 ,程奕龍 ,丁德云

    (1.西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,四川 成都 610031;2.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院,四川成都 610031;3.北京九州一軌環(huán)境科技股份有限公司,北京 100070)

    近年來(lái),隨著我國(guó)城市軌道交通的迅猛發(fā)展以及運(yùn)營(yíng)速度的不斷提高,列車運(yùn)營(yíng)引起的環(huán)境振動(dòng)噪聲問(wèn)題愈發(fā)嚴(yán)重[1].減振墊浮置板軌道作為城市軌道交通減振措施的一種,應(yīng)用量與日俱增,但國(guó)內(nèi)尚未形成浮置板軌道減振墊的測(cè)試與評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn).同時(shí),大量運(yùn)營(yíng)實(shí)踐表明,在一些鋪設(shè)減振墊浮置板軌道的地段仍存在振動(dòng)噪聲超標(biāo)問(wèn)題.究其原因,是由于目前國(guó)內(nèi)尚未形成浮置板軌道減振墊的測(cè)試與評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn),而是簡(jiǎn)單沿用國(guó)外有砟道床減振墊的測(cè)試荷載范圍以及國(guó)內(nèi)單一溫度(23 ℃)固定頻率(4.0 Hz)的測(cè)試標(biāo)準(zhǔn).然而,減振墊高分子材料力學(xué)性能與環(huán)境溫度、加載頻率、加載振幅及預(yù)壓大小等因素密切相關(guān)[2],所以目前國(guó)內(nèi)采用的測(cè)試方法不能準(zhǔn)確反映減振墊高分子材料的真實(shí)力學(xué)性能,將影響減振墊浮置板軌道振動(dòng)傳遞特性及減振效果的準(zhǔn)確評(píng)價(jià).

    在理論研究方面,已有眾多學(xué)者通過(guò)建立浮置板軌道結(jié)構(gòu)三維有限元模型,分別研究了不同橡膠減振墊剛度對(duì)浮置板軌道結(jié)構(gòu)固有頻率、振型及振動(dòng)傳遞特性的影響[3-6].然而,由于以上研究均將減振墊剛度考慮為固定常量,忽略了減振墊高分子材料隨頻率、預(yù)壓非線性變化的力學(xué)特征,導(dǎo)致無(wú)法準(zhǔn)確反映減振墊浮置板軌道在真實(shí)服役狀態(tài)下的振動(dòng)傳遞特性.Li等[7]通過(guò)試驗(yàn)測(cè)試與仿真分析研究了不同簧上、簧下質(zhì)量對(duì)浮置板軌道減振性能的影響,得到增加簧下質(zhì)量可降低軌道結(jié)構(gòu)固有頻率,提高減振效果的結(jié)論,證明了減振墊在不同預(yù)壓狀態(tài)下會(huì)影響浮置板軌道的振動(dòng)特性;葛輝等[8]測(cè)試了-40~30 ℃溫度范圍內(nèi)橡膠減振墊的靜剛度,并用車輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)模型計(jì)算分析了減振墊剛度溫變效應(yīng)對(duì)輪軌系統(tǒng)振動(dòng)相應(yīng)的影響,但其剛度測(cè)試荷載范圍計(jì)算過(guò)于簡(jiǎn)化,并且評(píng)價(jià)方法不夠全面.在軌道結(jié)構(gòu)其他高分子減振材料的研究中,Wei等[9-10]針對(duì)扣件系統(tǒng)內(nèi)彈性墊板頻變特性進(jìn)行了相關(guān)測(cè)試與研究,得出鋼軌垂向共振頻率在考慮彈性墊板頻變特性時(shí)會(huì)有所增的結(jié)論,驗(yàn)證了在軌道結(jié)構(gòu)振動(dòng)傳遞特性的準(zhǔn)確評(píng)價(jià)中考慮高分子材料的頻變力學(xué)特性的必要性.

    本文以聚氨酯減振墊與橡膠減振墊為研究對(duì)象,參考規(guī)范DIN 45673-7—2010[11]中浮置板軌道減振墊剛度測(cè)試與評(píng)價(jià)方法,得到了減振墊在不同預(yù)壓條件下寬頻范圍內(nèi)的剛度.在此基礎(chǔ)上,應(yīng)用減振墊浮置板軌道有限元模型,分析了有/無(wú)車輛荷載兩種情況下是否考慮減振墊力學(xué)頻變特性對(duì)浮置板軌道結(jié)構(gòu)固有頻率與導(dǎo)納特性的影響.研究結(jié)論以期為準(zhǔn)確測(cè)試與評(píng)價(jià)浮置板軌道減振墊真實(shí)力學(xué)性能,以及科學(xué)設(shè)計(jì)浮置板軌道振動(dòng)傳遞特性提供理論指導(dǎo).

    1 浮置板軌道減振墊剛度測(cè)試與評(píng)價(jià)方法

    浮置板軌道減振墊與有砟道床減振墊的真實(shí)服役狀態(tài)條件具有明顯差異,因此,浮置板軌道減振墊的測(cè)試與評(píng)價(jià)方法也不應(yīng)直接參考有砟道床減振墊,而應(yīng)根據(jù)具體服役狀態(tài)條件下承擔(dān)的荷載情況進(jìn)行分析.本文參考德國(guó)標(biāo)準(zhǔn)DIN 45673-7—2010[11]中浮置板軌道減振墊測(cè)試與評(píng)價(jià)方法,對(duì)比分析了聚氨酯減振墊與橡膠減振墊的力學(xué)性能,并為浮置板軌道振動(dòng)傳遞特性分析提供科學(xué)準(zhǔn)確的計(jì)算參數(shù).

    1.1 靜剛度測(cè)試與評(píng)價(jià)方法

    浮置板軌道減振墊測(cè)試時(shí),測(cè)試樣品尺寸為300 mm × 300 mm × 安裝厚度,并于試驗(yàn)開始前至少在室溫23 ℃條件下保持16 h.正式加載時(shí),需在減振墊上下兩側(cè)各插入一張同減振墊尺寸相同的砂紙,測(cè)試荷載通過(guò)減振墊上下兩側(cè)的加載鋼板與支承鋼板進(jìn)行施加.測(cè)試加載速率保持在0.01 (N/mm2)/s,靜剛度測(cè)試時(shí)共循環(huán)加載3次,每次循環(huán)荷載最大值均應(yīng)超過(guò)靜剛度測(cè)試最大值,并根據(jù)第3次測(cè)試荷載-位移曲線進(jìn)行剛度計(jì)算與評(píng)價(jià),評(píng)價(jià)方法共包括 3 種,見式(1).

    式中:σ0為減振墊最小負(fù)載,來(lái)自軌道板自身重量包括軌道、軌道扣件系統(tǒng)等組成部分的靜載;σ1為減振墊服役負(fù)載,σ1=σ0+Φ1σPV,Φ1為正常動(dòng)態(tài)系數(shù),σPV為垂向荷載;σ2為減振墊最不利負(fù)載,σ2=σ0+Φ2σPV,Φ2為沖擊系數(shù);s0、s1、s2、s0.01分別為荷載σ0、σ1、σ2、0.01 N/mm2作用下減振墊的壓縮位移;Cstat,z1、Cstat,z2、Cstat,z3分別為浮置板軌道的變形計(jì)算、靜態(tài)力學(xué)分析、彎曲變形分析采用的靜剛度.

    1.2 動(dòng)剛度測(cè)試與評(píng)價(jià)方法

    減振墊動(dòng)剛度測(cè)試時(shí),測(cè)試樣品尺寸、加載裝置、環(huán)境溫度均與靜剛度測(cè)試條件相同.與目前國(guó)內(nèi)浮置板減振墊測(cè)試方法不同,規(guī)范DIN 45673-7—2010中要求浮置板軌道減振墊動(dòng)剛度應(yīng)分別采用3種不同平衡預(yù)壓條件進(jìn)行測(cè)試,并要求測(cè)試5.0、10.0、20.0、30.0 Hz頻率下的動(dòng)剛度.3種預(yù)壓荷載如式(2)所示.

    式中:預(yù)壓σv,1為浮置板軌道自重,該方法用于計(jì)算無(wú)車載條件下浮置板軌道的調(diào)諧頻率,可用于無(wú)車載條件下浮置板軌道實(shí)測(cè)固有頻率進(jìn)行驗(yàn)證;預(yù)壓σv,2為浮置板軌道自重加上一半的車輛荷載,該方法測(cè)得的動(dòng)剛度可反映減振墊在車輛準(zhǔn)靜態(tài)荷載作用下減振墊的動(dòng)剛度,用于車輛軌道動(dòng)態(tài)安全性指標(biāo)分析;預(yù)壓σv,3為浮置板自重加上全部的車輛荷載,該方法測(cè)得的動(dòng)剛度可反映減振墊在隨機(jī)振動(dòng)荷載激勵(lì)作用下減振墊的動(dòng)剛度,可用于計(jì)算有車載條件下的輪軌共振頻率,準(zhǔn)確評(píng)價(jià)減振墊的插入損失.

    1.3 測(cè)試荷載參數(shù)確定

    由于減振墊浮置板軌道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)各異,例如:浮置板結(jié)構(gòu)尺寸、運(yùn)營(yíng)車輛軸重等,因此,無(wú)法明確給出減振墊剛度測(cè)試通用的荷載范圍,但可根據(jù)具體服役狀態(tài)確定該條件下減振墊剛度測(cè)試對(duì)應(yīng)的荷載范圍,即根據(jù)實(shí)際浮置板軌道結(jié)構(gòu)自重以及浮置板軌道系統(tǒng)承擔(dān)的荷載大小確定測(cè)試樣品的荷載范圍.

    本文以長(zhǎng)4.8 m、寬2.5 m、厚0.3 m的浮置板軌道結(jié)構(gòu)為例,為避免板端邊界效應(yīng),建立了3塊浮置板軌道結(jié)構(gòu)有限元模型,如圖1中 ①、②、③所示,軌道結(jié)構(gòu)計(jì)算參數(shù)見表1.采用均勻離散支承的彈簧模擬板下減振墊,支承彈簧與板下基礎(chǔ)采用固定約束方式,鋼軌兩端采用對(duì)稱約束,浮置板軌道在限位凸臺(tái)位置處施加水平約束.由于減振墊剛度不同會(huì)影響測(cè)試樣品300 mm × 300 mm尺寸范圍內(nèi)承擔(dān)的荷載大小.因此,本文為確定減振墊測(cè)試樣品合理的荷載范圍共設(shè)置了5種工況,面剛度分別為0.010、0.015、0.020、0.025、0.030 N/mm3,計(jì)算不同減振墊剛度情況下減振墊測(cè)試樣品承擔(dān)的浮置板自重荷載σ0以及列車荷載σ1、σ2,如圖2.

    圖1 浮置板軌道有限元模型(單位:m)Fig.1 Finite element model of floating slab track (unit:m)

    表1 有限元模型參數(shù)Tab.1 Parameters of the finite element model

    由圖2可知:浮置板軌道減振墊剛度在0.010~0.030 N/mm3范圍內(nèi)變化時(shí),測(cè)試樣品承擔(dān)的自重荷載為0.009 N/mm2;當(dāng)疊加車輛軸重作用后(正常動(dòng)態(tài)系數(shù)取1.1),減振墊測(cè)試樣品承擔(dān)的荷載為0.028~0.030 N/mm2;當(dāng)疊加車輛軸重作用后(動(dòng)態(tài)沖擊系數(shù)取1.3),減振墊測(cè)試樣品承受的荷載為0.032~0.034 N/mm2.為方便試驗(yàn)測(cè)試,本文選取自重荷載σ0=0.009 N/mm2、列車荷載σ1=0.029 N/mm2、σ2=0.033 N/mm2.

    圖2 減振墊荷載范圍Fig.2 Load range of different stiffness damping pad

    2 試驗(yàn)測(cè)試與分析

    由于目前國(guó)內(nèi)大多數(shù)力學(xué)試驗(yàn)機(jī)測(cè)試頻率均無(wú)法達(dá)到10.0 Hz及以上,故本文在測(cè)試減振墊動(dòng)剛度時(shí)參考了文獻(xiàn)[2]中應(yīng)用溫頻等效原理以及WLF(Williams-Landel-Ferry)方程的方法對(duì)減振墊在不同預(yù)壓條件下的動(dòng)剛度進(jìn)行了測(cè)試.

    2.1 試驗(yàn)測(cè)試

    減振墊剛度測(cè)試所需的試驗(yàn)設(shè)備與配件如下:1) 配備有溫度控制箱的力學(xué)試驗(yàn)機(jī),該力學(xué)試驗(yàn)機(jī)可施加10 kN以上荷載,其精度為100 N,示值允許偏差不大于1%.溫度控制箱能在 -70~100 ℃范圍內(nèi)實(shí)現(xiàn)無(wú)級(jí)調(diào)節(jié)及恒溫保持;2) 長(zhǎng)、寬、高分別為300、300、20 mm 的加載鋼板與支承鋼板;3) 粒度為P120的砂布;4) 可在試驗(yàn)過(guò)程中記錄減振墊測(cè)試樣品荷載-位移曲線、采樣頻率不低于100 Hz的傳感器,并且位移測(cè)量精度控制在 ± 0.01 mm.

    試驗(yàn)測(cè)試時(shí)自下而上依次安裝:支承鋼板、砂紙(砂粒面朝上)、被測(cè)減振墊、砂紙(砂粒面朝下)、加載鋼板、鋼軌,并按照1.3節(jié)中有限元分析得到的測(cè)試荷載范圍進(jìn)行加載測(cè)試,如圖3所示.考慮減振墊剛度測(cè)試時(shí)上方加載鋼板與鋼軌的重量,實(shí)際測(cè)試時(shí)自重荷載σ0=0.006 N/mm2、列車荷載σ1=0.026 N/mm2、σ2=0.030 N/mm2.3 種減振墊剛度評(píng)價(jià)時(shí),均需對(duì)測(cè)試樣品進(jìn)行3次測(cè)試,每次測(cè)試結(jié)果與平均值均保持在5%的誤差范圍內(nèi),則認(rèn)為測(cè)試數(shù)據(jù)有效.

    圖3 聚氨酯減振墊與橡膠減振墊的試驗(yàn)組裝圖Fig.3 Test assembly of polyurethane and rubber damping pad

    2.2 靜剛度測(cè)試結(jié)果

    聚氨酯減振墊與橡膠減振墊加載段的荷載-位移曲線如圖4所示.由圖4可知:聚氨酯減振墊荷載-位移曲線呈“上凸”形狀,其切線剛度在初始階段較大,在車輛荷載σ1附近開始減小,3種評(píng)價(jià)方法對(duì)應(yīng)的靜剛度分別為 0.011 8、0.008 9、0.009 2 N/mm3;橡膠減振墊荷載-位移曲線近似呈線性相關(guān),3種評(píng)價(jià)方法對(duì)應(yīng)的靜剛度分別為0.014 0、0.013 6、0.013 7 N/mm3.從浮置板軌道安全性與減振性設(shè)計(jì)角度而言,聚氨酯減振墊力學(xué)性能更加合理,即在σ1車輛荷載平衡位置處,聚氨酯減振墊可同時(shí)具有較高的承載能力與較低的切線剛度,既可保證軌道結(jié)構(gòu)位移不超限,又可提供良好的減振效果.

    圖4 減振墊測(cè)試荷載-位移曲線Fig.4 Load-displacement curves of damping pad test

    2.3 動(dòng)剛度測(cè)試結(jié)果

    聚氨酯減振墊與橡膠減振墊在3種不同預(yù)壓條件下測(cè)得的動(dòng)剛度分別如圖5所示,從圖5中可以看出:相比橡膠減振墊而言,聚氨酯減振墊動(dòng)剛度受頻率變化影響較大,尤其是在20.0 Hz以前,聚氨酯減振墊動(dòng)剛度增長(zhǎng)較為明顯;在第1預(yù)壓以及第2預(yù)壓條件下聚氨酯減振墊在相同頻率對(duì)應(yīng)的動(dòng)剛度均大于橡膠減振墊,因此,浮置板軌道調(diào)諧固有頻率分析時(shí)(僅考慮軌道結(jié)構(gòu)自重),聚氨酯減振墊浮置板軌道固有頻率應(yīng)大于橡膠減振墊浮置板軌道;在浮置板軌道垂向動(dòng)態(tài)位移變形分析時(shí),聚氨酯減振墊浮置板軌道位移變形應(yīng)小于橡膠浮置板軌道;在第3預(yù)壓條件下聚氨酯減振墊相同頻率對(duì)應(yīng)的動(dòng)剛度小于橡膠減振墊,所以在分析減振墊浮置板軌道插入損失時(shí),相比橡膠減振墊,聚氨酯減振墊可獲得更好的減振效果.

    圖5 不同預(yù)壓荷載條件下的減振墊動(dòng)剛度Fig.5 Dynamic stiffness of damping pad under different preloading conditions

    3 減振墊浮置板軌道真實(shí)振動(dòng)傳遞特性研究

    浮置板軌道結(jié)構(gòu)屬于典型的質(zhì)量-彈簧隔振系統(tǒng),其振動(dòng)傳遞特性主要與系統(tǒng)內(nèi)的結(jié)構(gòu)質(zhì)量、支承剛度以及阻尼系數(shù)相關(guān).在僅考慮自重荷載以及疊加考慮車輛荷載兩種情況下,由于浮置板軌道系統(tǒng)質(zhì)量、剛度、阻尼均不相同,其振動(dòng)傳遞特性也將有所差異.因此,本節(jié)將針對(duì)浮置板軌道在不同預(yù)壓荷載、不同系統(tǒng)質(zhì)量以及考慮減振墊力學(xué)頻變特性情況下的固有頻率與導(dǎo)納特性進(jìn)行分析,工況設(shè)計(jì)如表2所示.

    表2 振動(dòng)傳遞特性分析工況表Tab.2 Vibration transfer characteristic calculation cases

    3.1 固有頻率分析

    由于目前國(guó)內(nèi)浮置板軌道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)均未考慮減振墊的力學(xué)頻變特性,僅采用4.0 Hz頻率測(cè)得的減振墊力學(xué)參數(shù)進(jìn)行模態(tài)分析,將會(huì)導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果與真實(shí)固有頻率有所偏差.同時(shí),目前浮置板軌道的固有頻率分析也只計(jì)算了在自重荷載情況下的情況,未考慮列車荷載作用下P2力共振[12]時(shí)浮置板軌道的固有頻率.然而,只有考慮簧下質(zhì)量參振所得到的固有頻率才能更科學(xué)準(zhǔn)確地評(píng)價(jià)浮置板軌道的減振效果.因此,本文將針對(duì)有車輛荷載與無(wú)車輛荷載兩種情況下浮置板軌道的真實(shí)固有頻率進(jìn)行分析,計(jì)算方法如圖6所示.當(dāng)計(jì)算所得的浮置板軌道固有頻率fs與減振墊仿真參數(shù)對(duì)應(yīng)的測(cè)試頻率fi相同時(shí),方可得到減振墊浮置板軌道的真實(shí)固有頻率.其中:在無(wú)車輛荷載作用時(shí),采用方法D1測(cè)得力學(xué)參數(shù);在有車輛荷載作用時(shí),采用方法D3測(cè)得力學(xué)參數(shù).P2力共振條件下采用的簧下質(zhì)量見表1.

    圖6 浮置板軌道真實(shí)固有頻率計(jì)算方法Fig.6 Actual inherent frequency calculation method for FST

    固有頻率分析時(shí),采用的有限元模型同1.3節(jié).不同工況條件下,浮置板軌道固有振型均保持一致,以工況1為例,浮置板軌道前6階振型如圖7所示.前3階振型分別為浮置板軌道的剛性平動(dòng)與轉(zhuǎn)動(dòng),第4階為浮置板軌道的一階扭轉(zhuǎn)變形,第5階為浮置板軌道垂向一階彎曲變形、第6階為浮置板軌道二階扭轉(zhuǎn)變形.

    圖7 浮置板軌道真實(shí)固有振型Fig.7 Actual inherent vibration mode of the floating slab track

    采用傳統(tǒng)4.0 Hz參數(shù)得到的固有頻率與采用真實(shí)頻變參數(shù)得到的固有頻率如表3所示.由表3可知:聚氨酯減振墊(橡膠減振墊)浮置板軌道僅在自重荷載條件下,采用4.0 Hz參數(shù)計(jì)算得到的固有頻率為27.0 Hz (19.7 Hz),而采用頻變參數(shù)得到的固有頻率為31.5 Hz (21.1 Hz);聚氨酯減振墊(橡膠減振墊)浮置板軌道在疊加車輛荷載條件下,采用4.0 Hz參數(shù)計(jì)算得到的固有頻率為15.5 Hz (18.8 Hz),采用真實(shí)頻變參數(shù)得到的固有頻率為18.3 Hz (20.2 Hz);無(wú)論是在無(wú)車載還是有車載條件下,采用傳統(tǒng)4.0 Hz力學(xué)參數(shù)計(jì)算得到結(jié)果均較真實(shí)固有頻率偏小,從而會(huì)導(dǎo)致在浮置板軌道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)低估浮置板軌道的固有頻率,高估浮置板軌道的隔振頻帶.

    表3 減振墊浮置板軌道固有頻率Tab.3 Inherent frequencies of damping pad floating slab

    3.2 導(dǎo)納特性分析

    在減振墊浮置板軌道固有頻率分析的基礎(chǔ)上,計(jì)算了8種工況條件下減振墊浮置板軌道的位移導(dǎo)納,同時(shí)補(bǔ)充計(jì)算了在有車輛荷載與無(wú)車輛荷載兩種條件下采用真實(shí)一階固有頻率對(duì)應(yīng)常量參數(shù)時(shí)的位移導(dǎo)納計(jì)算結(jié)果,從而對(duì)比分析采用傳統(tǒng)4.0 Hz參數(shù)、真實(shí)頻變參數(shù)以及固有頻率對(duì)應(yīng)參數(shù)3種情況下對(duì)減振墊浮置板軌道的位移導(dǎo)納特性的影響.浮置板軌道有限元模型同上所述,單位簡(jiǎn)諧荷載作用于左右鋼軌跨中位置處.聚氨酯減振墊與橡膠減振墊的位移導(dǎo)納計(jì)算結(jié)果如圖8、9所示.

    圖8 聚氨酯減振墊浮置板軌道位移導(dǎo)納Fig.8 Displacement admittance of polyurethane damping pad floating slab track

    由圖8、9可知:采用減振墊4.0 Hz力學(xué)參數(shù),在有車輛荷載與無(wú)車輛荷載兩種條件下,不論是低頻段還是高頻段均無(wú)法準(zhǔn)確反映減振墊力學(xué)頻變特性對(duì)位移導(dǎo)納影響;聚氨酯減振墊(橡膠減振墊)在自重荷載作用下采用31.5 Hz (21.1 Hz)力學(xué)參數(shù)以及在疊加車輛荷載作用下采用18.3 Hz (20.2 Hz)力學(xué)參數(shù)計(jì)算得到的位移導(dǎo)納與采用真實(shí)頻變參數(shù)計(jì)算得到的位移導(dǎo)納基本一致,可準(zhǔn)確地反映浮置板軌道第1階固有頻率附近的真實(shí)振動(dòng)傳遞規(guī)律,這與固有頻率分析得到的結(jié)果保持一致.考慮到減振墊浮置板軌道減振效果主要取決于第1階固有頻率,因此建議浮置板軌道設(shè)計(jì)時(shí)可采用真實(shí)一階固有頻率對(duì)應(yīng)的力學(xué)參數(shù)來(lái)計(jì)算評(píng)價(jià)浮置板軌道的振動(dòng)傳遞特性.

    圖9 橡膠減振墊浮置板軌道位移導(dǎo)納Fig.9 Displacement admittance of rubber damping pad floating slab track

    4 結(jié) 論

    本文闡明了浮置板軌道減振墊剛度測(cè)試荷載范圍的確定原則,分析了不同剛度評(píng)價(jià)方法對(duì)應(yīng)的評(píng)價(jià)指標(biāo),并據(jù)此測(cè)試與評(píng)價(jià)了聚氨酯減振墊與橡膠減振墊力學(xué)性能.在獲得減振墊準(zhǔn)確計(jì)算參數(shù)的基礎(chǔ)上,建立三維有限元仿真模型對(duì)比分析了減振墊浮置板軌道結(jié)構(gòu)采用傳統(tǒng)4.0 Hz參數(shù)與真實(shí)頻變參數(shù)對(duì)固有頻率與導(dǎo)納特性的影響.主要結(jié)論如下:

    1) 浮置板軌道減振墊屬于高分子材料,其力學(xué)性能與荷載范圍,預(yù)壓大小以及測(cè)試頻率密切相關(guān).因此,減振墊剛度測(cè)試荷載范圍應(yīng)根據(jù)具體浮置板軌道結(jié)構(gòu)與運(yùn)營(yíng)條件計(jì)算確定,并根據(jù)不同評(píng)價(jià)指標(biāo)采取不同預(yù)壓大小及測(cè)試頻率進(jìn)行測(cè)試與評(píng)價(jià).

    2) 橡膠減振墊荷載-位移曲線近似呈線性相關(guān),而聚氨酯減振墊荷載-位移曲線呈“上凸”形狀.在車輛荷載平衡位置處,聚氨酯減振墊既具有較高的承載能力,同時(shí)又具有較低的動(dòng)剛度,更適用于減振墊浮置板軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性的設(shè)計(jì).

    3) 傳統(tǒng)方法采用4.0 Hz減振墊力學(xué)參數(shù)計(jì)算得到的浮置板軌道固有頻率時(shí),將會(huì)低估浮置板軌道的真實(shí)固有頻率.同時(shí),相比僅考慮浮置板軌道自重情況,考慮車輛荷載作用即簧下質(zhì)量參振時(shí),浮置板軌道固有頻率有所降低.

    4) 傳統(tǒng)方法采用4.0 Hz減振墊力學(xué)參數(shù)評(píng)價(jià)浮置板軌道導(dǎo)納特性時(shí),將會(huì)高估浮置板軌道的隔振頻帶及其隔振效果.為方便工程設(shè)計(jì)與分析,可采用浮置板軌道真實(shí)一階固有頻率對(duì)應(yīng)的減振墊力學(xué)參數(shù)進(jìn)行計(jì)算.

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