浮置板軌道減振墊的剛度測(cè)試與評(píng)價(jià)

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.