趙振航，付 娜，姚 力，李成輝

(1.石家莊鐵道大學(xué) 土木工程學(xué)院，河北 石家莊 050043；2.西華大學(xué) 土木建筑與環(huán)境學(xué)院，四川 成都 610039；3.中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司，四川 成都 610031；4.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)

軌枕作為有砟軌道的重要組成部分,基本功能是承力傳力，保持軌道幾何形位，保持軌道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性[1]。軌枕的種類較多，按照材料通常分為木枕、混凝土枕、鋼枕[1-2]，之所以存在多種材料的軌枕，是因?yàn)闆]有任何一款軌枕是完全理想的，均在造價(jià)、性能、環(huán)保等方面存在一定缺陷。木枕是最早采用的軌枕，其存在使用壽命短、易腐蝕、消耗大量木材等缺點(diǎn)；混凝土枕在我國大量應(yīng)用，具有材源廣、精度高等優(yōu)點(diǎn)，但其剛度過大，容易引起道床粉化，同時加工過程產(chǎn)生的廢氣存在污染環(huán)境的問題；鋼軌枕同樣存在生產(chǎn)過程排放較多廢氣，且造價(jià)高等問題[3]。目前，各國研究人員積極研發(fā)新材料制作軌枕，代替?zhèn)鹘y(tǒng)采用的木枕、混凝土枕，隨著工業(yè)技術(shù)的發(fā)展及工業(yè)廢物的大量排放，采用廢舊橡膠、塑料、纖維及添加劑等材料制成的再生復(fù)合軌枕(以下稱復(fù)合軌枕)應(yīng)運(yùn)而生，其具有彈性好、安裝方便、抗老化、抗腐蝕性能好等優(yōu)點(diǎn)，且多數(shù)成分為廢物再利用，符合我國綠色發(fā)展理念，具有較好的經(jīng)濟(jì)效益、社會效益，目前復(fù)合軌枕在國內(nèi)應(yīng)用較少?，F(xiàn)階段，針對復(fù)合軌枕研制、性能測試分析等均開展了較多研究。

Ferdous等[4]根據(jù)目前復(fù)合軌枕中纖維數(shù)量、長度、方向等進(jìn)行分類，將復(fù)合軌枕分為三大類。Lotfy等[5-7]對一種高密度聚乙烯HDPE復(fù)合軌枕進(jìn)行了系統(tǒng)的力學(xué)性能試驗(yàn)，測試了軌枕道釘抗拔、抗剪性能，組裝疲勞試驗(yàn)，抗彎性能等。在道釘抗拔、抗剪試驗(yàn)中，分別測試了不同道釘型號、不同預(yù)留孔直徑、深度、不同溫度的影響，測試結(jié)果較為理想。Manalo等[8-10]針對復(fù)合材料在軌枕中的應(yīng)用也做了大量的研究，總結(jié)了復(fù)合軌枕的發(fā)展?fàn)顩r及存在不足，并研發(fā)了適用于窄軌鐵路的復(fù)合軌枕和高性能的有膠合夾層復(fù)合軌枕。Ferro等[11]對比分析了復(fù)合軌枕和混凝土軌枕對軌道結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響，研究發(fā)現(xiàn)復(fù)合軌枕可使軌枕與道床接觸面積增大，減小最大接觸力。Kaewunruen等[12]研究了復(fù)合軌枕對岔區(qū)軌道幾何形位、動力性能、噪音等的影響。國內(nèi)也多家單位以廢舊橡膠、塑料、木材、纖維絲等為材料研發(fā)了不同類型的復(fù)合軌枕[13-15]。文獻(xiàn)[16-17]對復(fù)合軌枕的發(fā)展、標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行了說明，并設(shè)計(jì)不同結(jié)構(gòu)型式的復(fù)合軌枕，測試其橫向道床阻力。文獻(xiàn)[18-19]針對復(fù)合軌枕線膨脹系數(shù)較大，通過試驗(yàn)及理論分析，研究了復(fù)合軌枕有砟軌道和無砟軌道的溫度適應(yīng)性。文獻(xiàn)[20]通過落軸試驗(yàn)測試復(fù)合軌枕有砟軌道對下部基礎(chǔ)的減振效果。文獻(xiàn)[21-23]分析了明橋面上鋪設(shè)復(fù)合軌枕的動力響應(yīng)，并對相關(guān)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化。

復(fù)合軌枕具有彈性好、阻尼大的特點(diǎn)，復(fù)合軌枕的應(yīng)用增加了軌道結(jié)構(gòu)的彈性，可為下部結(jié)構(gòu)起到減振效果。輪軌相互作用引起的軌道結(jié)構(gòu)及下部基礎(chǔ)振動，實(shí)際也是能量傳遞的過程，復(fù)合軌枕的應(yīng)用改變了能量的傳遞特性，目前幾乎沒有從能量角度分析復(fù)合軌枕減振特性。因此，有必要從振動能量角度系統(tǒng)揭示復(fù)合軌枕減振機(jī)理，為其推廣應(yīng)用提供理論依據(jù)。功率流方法作為振動能量分析的手段自20世紀(jì)80年代提出[24]，廣泛應(yīng)用于航空、航天、船舶等領(lǐng)域[25-26]，近年來在軌道結(jié)構(gòu)中也開展了應(yīng)用[27]。本文研究的復(fù)合軌枕是由廢舊塑料、橡膠、及其他工業(yè)廢渣等高分子廢棄物為原料，并在軌枕內(nèi)部添加玻璃纖維絲以增加其強(qiáng)度的一類復(fù)合軌枕，文中將其與混凝土軌枕對比，說明復(fù)合軌枕變形特點(diǎn)，并明確其相關(guān)參數(shù)，采用功率流方法，從振動能量角度說明復(fù)合軌枕能量的分布、傳遞特點(diǎn)，揭示復(fù)合軌枕的減振機(jī)理。

1 復(fù)合軌枕變形特點(diǎn)

在有砟軌道中，軌枕作用在鋼軌下方，通過扣件系統(tǒng)與鋼軌連接，軌枕下部與道床直接接觸，見圖1。對于彈性較好的復(fù)合軌枕在承力傳力過程中自身產(chǎn)生的變形與目前我國廣泛采用的預(yù)應(yīng)力混凝土軌枕相比，將存在較大差異，由于預(yù)應(yīng)力混凝土軌枕剛度過大，列車荷載作用下，僅產(chǎn)生較小的撓曲變形，截面內(nèi)幾乎不產(chǎn)生壓縮變形，通常忽略其彈性；對于彈性較好的復(fù)合軌枕，列車荷載作用下沿軌枕長度方向?qū)a(chǎn)生撓曲變形，軌枕截面內(nèi)部，尤其是軌下承軌槽處也將產(chǎn)生一定的壓縮變形，復(fù)合軌枕通過自身的撓曲變形和壓縮變形為軌道結(jié)構(gòu)提供一定的彈性，見圖2。

圖1 有砟軌道結(jié)構(gòu)示意

圖2 復(fù)合軌枕變形示意

定性分析可知，復(fù)合軌枕與混凝土軌枕相比，最大的差別在于壓縮彈性模量大幅減小，列車荷載的作用，壓縮變形更為突出，復(fù)合軌枕自身為軌道結(jié)構(gòu)增加一層彈性體，起到類似橡膠墊的作用，進(jìn)而對下部結(jié)構(gòu)起到減振作用。復(fù)合軌枕的壓縮彈性模量(以下簡稱“彈性模量”)是影響其減振性能至關(guān)重要的因素，將設(shè)計(jì)試驗(yàn)對復(fù)合軌枕的彈性模量進(jìn)行測試。

2 復(fù)合軌枕參數(shù)測試

2.1 試驗(yàn)方法

軌枕服役過程中，反復(fù)承受的列車荷載是動態(tài)的，且復(fù)合軌枕中含有橡膠、塑料、化纖、黏結(jié)劑等，屬于聚合物，具有黏彈性行為。本文結(jié)合復(fù)合軌枕材料特性及實(shí)驗(yàn)室現(xiàn)有條件，根據(jù)正弦激勵法原理，測試壓縮彈性模量。當(dāng)復(fù)合軌枕承受外部周期荷載時，復(fù)合軌枕將產(chǎn)生周期性的應(yīng)力和應(yīng)變，應(yīng)變與應(yīng)力不同步，應(yīng)變落后一個相位角δ，相位角的大小取決于材料阻尼屬性，見圖3。復(fù)合軌枕承受周期荷載，其應(yīng)力-應(yīng)變時程曲線公式為

圖3 應(yīng)力-應(yīng)變時程曲線

σ(t)=σ0sin(ωt+δ)

(1)

ε(t)=ε0sinωt

(2)

式中：σ0為應(yīng)力幅值，MPa；ω為周期荷載的圓頻率，rad/s；t為時間，s；ε0為應(yīng)變幅值；δ為應(yīng)變落后應(yīng)力的相位角，rad。

根據(jù)黏彈性基本理論[28]，黏彈性材料的應(yīng)力可以表示為

σ(t)=ε0E′sinωt+ε0E″cosωt

(3)

式中：E′為儲能模量，即壓縮彈性模量，MPa；E″為損耗模量，MPa。

儲能模量與彈性能量有關(guān)，損耗模量與內(nèi)部運(yùn)動消耗能量有關(guān)。根據(jù)式(1)～式(3)可知

(4)

(5)

β=tanδ=E″/E′

(6)

式中：β為損耗因子，反映材料的阻尼特性。

根據(jù)上述說明，對復(fù)合軌枕施加周期荷載，即可得到應(yīng)力-應(yīng)變時程曲線，通過公式(3)～式(6)計(jì)算，可知復(fù)合軌枕的彈性模量和損耗因子。

針對復(fù)合軌枕彈性模量的測試并沒有相關(guān)規(guī)范說明，考慮到最常用的混凝土軌枕有相關(guān)力學(xué)性能測試標(biāo)準(zhǔn)，同時復(fù)合軌枕與扣件系統(tǒng)彈性墊板的材料力學(xué)性能也較為相近，因此，本文的測試參照混凝土力學(xué)性能以及扣件系統(tǒng)的相關(guān)測試規(guī)范[29-31]。

2.2 試驗(yàn)流程

測試復(fù)合軌枕彈性模量需要準(zhǔn)備的設(shè)備及配件主要包括萬能試驗(yàn)機(jī)、百分表、墊板、復(fù)合軌枕試件等。試驗(yàn)中采用的萬能試驗(yàn)機(jī)最大可加載100 kN荷載，精度為0.5 kN，試驗(yàn)采用萬能試驗(yàn)機(jī)自帶的位移傳感器，試驗(yàn)中也采用了兩個百分表左右對稱測量試件位移，確保測試中不出現(xiàn)偏心問題，保證測量準(zhǔn)確性，墊板放置在復(fù)合軌枕試件的上下表面，保證試件上下表面受力均勻，要求墊板厚度至少大于20 mm，長度和寬度均需大于試件的邊長，若墊板為圓柱形，則直徑應(yīng)大于試件邊長，試驗(yàn)測試3組復(fù)合軌枕試件，試件為100 mm×100 mm×100 mm的立方體試件。

試驗(yàn)是在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)進(jìn)行，環(huán)境溫度約為18 ℃。試驗(yàn)前，清理試件，保證試件足夠干凈，并對試件進(jìn)行編號，按照編號順序逐次對試件進(jìn)行試驗(yàn)，每組試件對3個對立面分別進(jìn)行一次測定。試驗(yàn)時，①首先將試件的受壓面放置在上墊板與下墊板之間，調(diào)整試件和墊板位置，使得各部分中心位置保持在同一直線上避免試件受壓時偏心受壓。②待調(diào)整好試件的位置后，開動萬能試驗(yàn)機(jī)并降千斤頂，當(dāng)千斤頂與上墊板接近時，改用慢速升降微調(diào)，當(dāng)控制臺顯示二者之間剛好有力值時關(guān)閉升降，此時千斤頂與上墊板剛好接觸。③在試件的兩側(cè)分別放置百分表，并在試驗(yàn)加載前調(diào)整百分表與試件表面接觸良好并使讀數(shù)歸零。④對試件加載范圍為5～50 kN，即初始壓力5 kN，荷載幅值22.5 kN，為安全考慮，試驗(yàn)中的加載速率設(shè)置為9 kN/s，即加載頻率為0.1 Hz。加載過程中觀察百分表讀數(shù)，當(dāng)兩側(cè)百分表的讀數(shù)之差與其平均值之比大于20%時，則需要重新對中試件與墊板的位置保證該值小于20%時方可繼續(xù)，更換其他對面或試件，重復(fù)上述試驗(yàn)。試驗(yàn)過程中應(yīng)避免同一組試件不同對立面測試的影響，確保試件的變形恢復(fù)初始狀態(tài)后更換對立面測試，預(yù)測試時，發(fā)現(xiàn)卸載后應(yīng)變歸零約滯后10 s，為保證測試的有效性，試驗(yàn)中每組對立面的測試間隔15 min以上。

2.3 試驗(yàn)結(jié)果

結(jié)合試驗(yàn)和式(4)～式(6)，可以得到每組復(fù)合軌枕試件每個對面試驗(yàn)的彈性模量，見表1。由表1可知，復(fù)合軌枕彈性模量存在離散性，主要由內(nèi)因和外因引起，內(nèi)因主要是復(fù)合軌枕內(nèi)部成分分布不均勻，同時加工過程中內(nèi)部存在一定的氣泡，會對其彈性模量產(chǎn)生影響；外因主要為測試過程中難免存在一定的誤差。這些因素使得復(fù)合軌枕彈性模量將在一定的范圍內(nèi)，由于復(fù)合軌枕內(nèi)部短纖維絲是隨機(jī)分布的，不同于木枕，纖維是具有方向性的，所以復(fù)合軌枕各向彈性模量較為接近，經(jīng)測試可知彈性模量平均值約為900 MPa。由此可知復(fù)合軌枕彈性模量遠(yuǎn)小于混凝土軌枕，復(fù)合軌枕的應(yīng)用將會對軌道結(jié)構(gòu)動力性能產(chǎn)生一定的影響。

表1 復(fù)合軌枕彈性模量 MPa

復(fù)合軌枕損耗因子的測試結(jié)果見表2。由表2可知，復(fù)合軌枕試件的損耗因子，損耗因子也存在離散性，原因同彈性模量相同，不再贅述，損耗因子在0.078～0.117之間，平均值約為0.093。由文獻(xiàn)[32]可知，混凝土的損耗因子約為0.02～0.025，可見復(fù)合軌枕的損耗因子遠(yuǎn)大于混凝土，也說明復(fù)合軌枕的應(yīng)用會對軌道結(jié)構(gòu)動力性能產(chǎn)生一定的影響。

表2 復(fù)合軌枕損耗因子

3 力學(xué)模型及功率流計(jì)算方法

3.1 力學(xué)模型

復(fù)合軌枕有砟軌道主要由鋼軌、扣件系統(tǒng)、復(fù)合軌枕和道床組成。鋼軌采用標(biāo)準(zhǔn)CHN60軌，為保證復(fù)合軌枕與扣件系統(tǒng)連接完好，扣件系統(tǒng)為彈條Ⅱ型分開式扣件。力學(xué)模型中將車輛簡化為10自由度系統(tǒng)，分別考慮車體、轉(zhuǎn)向架的沉浮和點(diǎn)頭自由度，以及輪對的沉浮自由度，一系懸掛、二系懸掛采用線性阻尼彈簧模擬[33]。軌道模型中，將鋼軌簡化為點(diǎn)支承的歐拉梁，軌枕采用實(shí)體單元模擬，為避免應(yīng)力集中，均勻劃分軌枕的網(wǎng)格，軌枕沿長、寬、高方向分別劃分40、4、3個單元?？奂喕癁槎鄠€阻尼彈簧單元，有砟道床簡化為離散質(zhì)量塊和阻尼彈簧單元，道床剛度、阻尼分配參照文獻(xiàn)[34]，力學(xué)模型見圖4。

圖4 力學(xué)模型

模型中充分考慮軌道結(jié)構(gòu)的受力特點(diǎn)，同時節(jié)省計(jì)算成本，軌道結(jié)構(gòu)長度為200跨軌枕的長度，車輛與軌道之間通過輪軌接觸耦合，接觸采用線性化的赫茲接觸剛度，等效接觸剛度為1.193 GN/m；由于我國規(guī)范TB/T 3352—2014《高速鐵路無砟軌道不平順譜》[35]中高低不平順譜缺少1～2 m范圍的波長，因此模型中采用波長范圍更完善的德國低干擾譜作為不平順激勵，模型中將縱向兩端和軌道結(jié)構(gòu)下部基礎(chǔ)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行全約束。車輛模型采用CHR2型車，列車運(yùn)行速度為250 km/h，車輛參數(shù)參照文獻(xiàn)[33]。復(fù)合軌枕的長、寬、高分別為2 700 mm×220 mm×180 mm，密度為1 097 kg/m3，彈性模量與阻尼參數(shù)取上文測試值，軌道結(jié)構(gòu)中其他結(jié)構(gòu)的參數(shù)見表3。

表3 軌道參數(shù)

將相關(guān)參數(shù)代入模型進(jìn)行計(jì)算，獲取結(jié)果與文獻(xiàn)[36-37]的結(jié)果進(jìn)行比較結(jié)果見表4，由表4可知，本文模型計(jì)算的各動力響應(yīng)與相關(guān)文獻(xiàn)的計(jì)算值、測試值較為接近，由此驗(yàn)證了本文計(jì)算模型的正確性。

表4 本文模型動力計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)比較

3.2 功率流計(jì)算方法

軌道結(jié)構(gòu)功率流計(jì)算方法參照文獻(xiàn)[27]，根據(jù)上文的力學(xué)模型，將時域下軌道結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)速度、彈簧力進(jìn)行傅里葉變換，獲取軌道結(jié)構(gòu)各節(jié)點(diǎn)頻域速度、各彈簧頻域力。計(jì)算節(jié)點(diǎn)的功率流為

(7)

計(jì)算軌道各結(jié)構(gòu)層的功率流需要注意，節(jié)點(diǎn)速度與單元力應(yīng)該一一對應(yīng)，以上說明了軌道各結(jié)構(gòu)層單個節(jié)點(diǎn)功率流的計(jì)算方法，為分析車輛動力作用對軌道各結(jié)構(gòu)層的影響，則需要分析一定范圍內(nèi)的軌道結(jié)構(gòu)。本文研究復(fù)合軌枕的減振機(jī)理，為分析具有完整性，同時選取范圍方便，則選取一根軌枕的范圍進(jìn)行計(jì)算，單根軌枕連接的鋼軌、道床作為研究范圍，則各結(jié)構(gòu)層的總功率流計(jì)算式為

(8)

式中：n為節(jié)點(diǎn)總數(shù)量。

考慮到功率流的變化是在較大范圍內(nèi)，為了對比方便，采取相對功率流進(jìn)行分析，相對功率流計(jì)算式為

(9)

式中：P(k)為頻率k對應(yīng)的軌道結(jié)構(gòu)功率流，N·m/s；P0為基準(zhǔn)值，取1.0×10-12N·m/s。相對功率流單位為分貝(dB)，為說明方便，下文中均把相對功率流直接稱為功率流。

4 計(jì)算結(jié)果及分析

4.1 軌道結(jié)構(gòu)功率流對比分析

通過獲取鋼軌節(jié)點(diǎn)的速度和節(jié)點(diǎn)對應(yīng)扣件的彈簧力，并進(jìn)行計(jì)算，則可得到鋼軌功率流見圖5。由圖5可見，列車運(yùn)行下，兩種軌道鋼軌功率流主要集中在100 Hz以下，這與該頻率范圍，軌道結(jié)構(gòu)出現(xiàn)共振，引起軌道結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)較大有關(guān)。小于200 Hz的頻率范圍，復(fù)合軌枕有砟軌道鋼軌功率流幾乎均大于Ⅲ型軌枕有砟軌道鋼軌功率流，其中在中心頻率125 Hz處，復(fù)合軌枕鋼軌功率流比Ⅲ型軌枕有砟軌道鋼軌功率流增加了5.23 dB；250～1 000 Hz，復(fù)合軌枕有砟軌道鋼軌功率流幾乎均小于Ⅲ型軌枕有砟軌道鋼軌功率流，在中心頻率315 Hz處，復(fù)合軌枕鋼軌功率流比Ⅲ型軌枕有砟軌道鋼軌功率流減小了2.82 dB；從振動能量整體來看，復(fù)合軌枕的應(yīng)用對鋼軌影響較小，采用功率流方法分析振動能量是從力和速度兩方面因素考慮，不同于以往單一的從受力、加速度、位移等動力響應(yīng)進(jìn)行分析，能更加說明振動特點(diǎn)。

圖5 鋼軌功率流

列車運(yùn)行下，振動能量由上至下傳遞，通過軌枕支座處與上部扣件系統(tǒng)接觸，將能量傳入軌枕，再通過軌枕下表面與道床接觸，將能量傳出軌枕，兩種軌枕傳入和傳出功率流對比見圖6。

圖6 軌枕傳入、傳出功率流

由圖6可見，在大部分中心頻率處，復(fù)合軌枕傳入功率流高于Ⅲ型混凝土軌枕，這是由于在輪軌力差異不大的情況下，復(fù)合軌枕質(zhì)量更小，引起復(fù)合軌枕上表面的振動速度更大，使得復(fù)合軌枕傳入功率流略大于Ⅲ型混凝土枕，而幾乎在全頻段，復(fù)合軌枕的傳出功率流均小于Ⅲ型混凝土枕，這是由于復(fù)合軌枕的彈性好，阻尼大，能量在復(fù)合軌枕內(nèi)部傳遞過程中，消耗更大，引起傳出能量更小。軌枕內(nèi)部傳遞損失功率流見圖7。

圖7 軌枕傳遞損失功率流

由圖7可知，復(fù)合軌枕內(nèi)部消耗能量明顯大于Ⅲ型混凝土枕。上述分析可以明確能量在復(fù)合軌枕內(nèi)部傳遞的特性，即由上部向復(fù)合軌枕傳入的振動能量并沒有減小，甚至略大于Ⅲ型混凝土軌枕，復(fù)合軌枕通過自身的物理特性，振動過程消耗的能量明顯大于Ⅲ型混凝土枕，進(jìn)而相對于Ⅲ型混凝土軌枕，從復(fù)合軌枕向下傳遞的能量有所減小，從功率流角度，復(fù)合軌枕通過自身振動消耗對下部結(jié)構(gòu)起到減振效果。

復(fù)合軌枕和Ⅲ型軌枕軌道道床功率流對比見圖8。由圖8可知，從復(fù)合軌枕向下傳遞的功率流小于Ⅲ型混凝土軌枕，因此，也就產(chǎn)生了再生復(fù)合軌枕有砟軌道幾乎在1～1 000 Hz范圍內(nèi)，均小于Ⅲ型混凝土軌枕有砟軌道道床功率流，其中在中心頻率100 Hz處，復(fù)合軌枕有砟軌道道床功率流比Ⅲ型軌枕有砟軌道道床功率流小11.84 dB；從振動能量角度考慮，復(fù)合軌枕的應(yīng)用，其軌枕自身的振動消耗了大量的能量，減小了道床的振動能量，有利于減緩道床粉化，對道床有利。

圖8 道床功率流

4.2 軌枕功率流分布

為分析列車作用下軌枕功率流分布，將軌枕底部沿縱向各截面內(nèi)每個節(jié)點(diǎn)功率流求和，并取平均值，這樣就可以獲取軌枕縱向各個位置的功率流，將軌枕縱向位置、不同頻率、功率流分別作為x、y、z坐標(biāo)，就可以獲取沿軌枕縱向的功率流分布情況，見圖9，分別為兩種軌枕的功率流分布。

圖9 軌枕縱向功率流分布

由圖可以看出軌枕的振動能量主要集中在100 Hz以下，在多個中心頻率處，承軌槽處功率流最大，向兩側(cè)軌枕中心處和軌枕端部，功率流逐漸減小，復(fù)合軌枕更為明顯。由軌枕功率流分布圖可以看出，復(fù)合軌枕振動功率流差異較大，Ⅲ型混凝土軌枕較小，復(fù)合軌枕承軌槽處振動能量較大，長期列車荷載作用下，容易產(chǎn)生疲勞破壞，這一問題需引起重視。

4.3 參數(shù)對軌道功率流的影響

結(jié)合復(fù)合軌枕加工工藝，其可能達(dá)到的彈性模量，對復(fù)合軌枕彈性模量進(jìn)行優(yōu)化，彈性模量分別選取700、900、1 200、1 500、2 000 MPa進(jìn)行分析。不同復(fù)合軌枕彈性模量，鋼軌功率流、軌枕傳遞損失功率流、道床功率流見圖10。

圖10 不同軌枕彈性模量下道床功率流

由圖10(a)可知，80 Hz以下的低頻段，隨著復(fù)合軌枕彈性模量的增加，鋼軌功率流略微有所減小，100 Hz以上時，在多數(shù)中心頻率處，隨著復(fù)合軌枕彈性模量的增加，鋼軌功率流有所增大，而鋼軌中高頻的振動更容易引起鋼軌病害，整體來看，復(fù)合軌枕彈性模量過大對鋼軌振動較為不利，復(fù)合軌枕彈性模量不宜過大。

由圖10(b)可知，中心頻率100 Hz以下時，隨著復(fù)合軌枕彈性模量的增加，軌枕傳遞損失功率流有所減小，100 Hz以上時，規(guī)律并不明顯，隨著彈性模量的增加，整體損失功率流有所增加，考慮到振動能量向下部結(jié)構(gòu)傳遞多為低頻振動能量，為增加復(fù)合軌枕低頻功率流損失，減小其向下部結(jié)構(gòu)傳遞，復(fù)合軌枕彈性模量應(yīng)取較小值。

由圖10(c)可知，中心頻率80 Hz以下時，不同復(fù)合軌枕彈性模量的軌道結(jié)構(gòu)，道床功率流變化較小，100 Hz以上時，規(guī)律并不明顯，隨著彈性模量的增加，大部分中心頻率處道床功率流有所增加，部分中心頻率處道床功率流有所減小，整體來看道床功率流略有增加。

綜上分析，隨著復(fù)合軌枕彈性模量的增加，鋼軌功率流有所增加，道床功率流略有減小，復(fù)合軌枕彈性模量取值不易過大，但彈性模量取值過小時，軌枕內(nèi)部消耗增加，會加速軌枕振動，容易影響其使用壽命，同時道床功率流并未明顯減小，因此，建議復(fù)合軌枕彈性模量取值為900～1 500 MPa。

5 結(jié)論

為研究復(fù)合軌枕的減振機(jī)理，本文首先說明復(fù)合軌枕變形特點(diǎn)，并明確其相關(guān)參數(shù)，然后建立力學(xué)模型，采用功率流方法，揭示復(fù)合軌枕減振機(jī)理，復(fù)合軌枕功率流垂向分布，主要得出以下結(jié)論：

(1)復(fù)合軌枕通過自身的撓曲變形和壓縮變形，為軌道結(jié)構(gòu)增加一層彈性體，起到類似橡膠墊的作用，復(fù)合軌枕彈性模量是影響其減振性能至關(guān)重要的因素，經(jīng)測試可知，其彈性模量平均值為900 MPa，損耗因子為0.093。

(2)復(fù)合軌枕通過自身的物理特性，振動過程消耗的能量大于Ⅲ型混凝土枕，引起向下傳遞的功率流有所減小，減小了道床的振動能量，對下部道床具有減振效果。

(3)軌枕的振動能量主要集中在100 Hz以下，在多個中心頻率處，承軌槽處功率流最大，向兩側(cè)軌枕中心處和軌枕端部，功率流逐漸減小，復(fù)合軌枕更為明顯。復(fù)合軌枕承軌槽處振動能量較大，長期列車荷載作用下，容易產(chǎn)生疲勞破壞，這一問題需引起重視。

(4)復(fù)合軌枕彈性模量過大時，鋼軌功率流有所增加，但彈性模量取值較小時，軌枕內(nèi)部消耗增加，會加速軌枕振動，容易影響其使用壽命，同時道床功率流并未明顯減小，因此，綜合考慮建議復(fù)合軌枕彈性模量取值為900～1 500 MPa。