朱志輝 黃宇佳 黃承志

摘要： 為了研究預(yù)制短型鋼彈簧浮置板軌道的剪力鉸力學(xué)參數(shù)合理設(shè)置問(wèn)題，采用剛體動(dòng)力學(xué)和有限元直接剛度法建立了車(chē)輛?軌道垂向耦合動(dòng)力學(xué)模型，其中預(yù)制軌道板間的剪力鉸力學(xué)作用采用抗彎和抗剪彈簧元件模擬。計(jì)算分析了剪力鉸剛度、預(yù)制軌道板長(zhǎng)度和鋼彈簧剛度對(duì)車(chē)輛?浮置板軌道耦合系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響規(guī)律。結(jié)果表明：相較于現(xiàn)澆長(zhǎng)板，預(yù)制短板在接縫處不設(shè)置剪力鉸時(shí)，板端剛度不連續(xù)使軌道結(jié)構(gòu)振動(dòng)加劇，板端扣件力、鋼彈簧反力增大，會(huì)造成扣件彈條松弛、斷裂，軌道減振效果降低等不利影響;預(yù)制短板接縫處設(shè)置剪力鉸，會(huì)提高軌道的整體性，提升減振效率，當(dāng)剪力鉸抗彎、抗剪剛度組合參數(shù)分別為1×108 N?m/rad，1×108 N/m時(shí)，其連接性能即可達(dá)到較為理想的效果;預(yù)制軌道板長(zhǎng)度對(duì)剪力鉸力學(xué)參數(shù)合理設(shè)置的影響不顯著，鋼彈簧剛度越小，對(duì)剪力鉸的抗彎、抗剪剛度要求越高。

關(guān)鍵詞： 車(chē)輛?軌道耦合動(dòng)力學(xué); 浮置板; 剪力鉸; 預(yù)制短板; 減振

引 言

鋼彈簧浮置板軌道具有良好的減振性能，在城市軌道交通中，被廣泛應(yīng)用于減振要求較高的路段[1?2] 。目前鋼彈簧浮置板軌道有現(xiàn)澆長(zhǎng)板和預(yù)制短板兩種形式，其中預(yù)制短板具有板體質(zhì)量易于控制、施工速度快等顯著優(yōu)點(diǎn)，在地鐵工程中得到了廣泛運(yùn)用。由于預(yù)制短板在板端接縫處存在剛度不連續(xù)的問(wèn)題，因此當(dāng)車(chē)輛經(jīng)過(guò)時(shí)，會(huì)導(dǎo)致軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)加劇、扣件出現(xiàn)上拔力等不利情況，長(zhǎng)期運(yùn)營(yíng)還會(huì)影響軌道使用壽命[3]。規(guī)范[4]雖規(guī)定：在相鄰浮置板之間宜設(shè)置剪力鉸或在浮置板側(cè)面增設(shè)橫向和縱向限位裝置，但未對(duì)剪力鉸的設(shè)計(jì)參數(shù)做詳細(xì)說(shuō)明，需要對(duì)其合理參數(shù)設(shè)置做進(jìn)一步研究。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)浮置板軌道的動(dòng)力特性和減振性能做了大量研究，但專(zhuān)門(mén)針對(duì)剪力鉸力學(xué)作用的研究還不完善。Kuo等 [5]將浮置板軌道簡(jiǎn)化為離散支撐的長(zhǎng)梁?短梁模型，分析浮置板軌道的振動(dòng)特征和減振效率，該方法雖然反映了預(yù)制短板縱向斷開(kāi)的特性，卻未考慮剪力鉸的連接作用。高亮等[6]將剪力鉸視為剛體，通過(guò)耦合相鄰板間剪力鉸栓接處的豎向自由度來(lái)模擬剪力鉸的剛性約束，但該方法只能定性模擬剪力鉸對(duì)板端變形的限制效果，也未考慮車(chē)輛和浮置板軌道之間的動(dòng)力相互作用。Yang等[7]進(jìn)一步考慮了剪力鉸的橫向約束作用，采用豎向與橫向抗剪彈簧模擬剪力鉸，但他們均未考慮剪力鉸抗彎作用對(duì)浮置板在接縫處彎曲變形的影響。Chung等[8]采用有限元靜力學(xué)分析方法并結(jié)合試驗(yàn)研究，分析不同類(lèi)型剪力鉸對(duì)車(chē)輛軸重荷載傳遞率的影響，指出需要同時(shí)考慮剪力鉸的抗彎和抗剪作用，并給出了剪力鉸抗彎和抗剪剛度的理論計(jì)算方法。Wei等[9]采用彎剪彈簧阻尼單元模擬剪力鉸，研究了25 m長(zhǎng)型軌道板的剪力鉸最優(yōu)參數(shù)組合，但其車(chē)輛?軌道耦合動(dòng)力學(xué)模型忽略軌道不平順的影響，同時(shí)將車(chē)廂最大加速度作為參數(shù)優(yōu)化的指標(biāo)缺乏合理性，也未進(jìn)一步針對(duì)預(yù)制短板進(jìn)行分析。綜上所述，需要建立可以全面反映剪力鉸抗彎、抗剪作用的車(chē)輛?浮置板軌道耦合動(dòng)力學(xué)模型，選取對(duì)比參數(shù)指標(biāo)，對(duì)地鐵工程中更為常用的預(yù)制短板剪力鉸合理參數(shù)展開(kāi)深入研究。

針對(duì)上述問(wèn)題，本文采用有限元方法建立鋼彈簧浮置板軌道精細(xì)化有限元模型，采用抗彎、抗剪彈簧元件模擬剪力鉸，運(yùn)用剛體動(dòng)力學(xué)方法建立車(chē)輛動(dòng)力學(xué)模型;基于車(chē)輛?軌道耦合動(dòng)力學(xué)理論[10]，建立了考慮軌道不平順影響的車(chē)輛?軌道垂向耦合動(dòng)力學(xué)模型，分析并研究了預(yù)制短板剪力鉸力學(xué)參數(shù)合理設(shè)置問(wèn)題。

1 車(chē)輛-浮置板軌道耦合動(dòng)力學(xué)模型

浮置板軌道在車(chē)輛作用下發(fā)生顯著振動(dòng)，其相互作用明顯，需要考慮車(chē)輛?浮置板軌道動(dòng)力相互作用[10]。圖 1為典型車(chē)輛?軌道耦合系統(tǒng)垂向動(dòng)力相互作用模型示意圖，該系統(tǒng)包括車(chē)輛子系統(tǒng)和浮置板軌道子系統(tǒng)，采用彈簧?阻尼單元模擬軌下扣件和鋼彈簧減振器，采用彎剪彈簧模擬剪力鉸，兩個(gè)子系統(tǒng)之間通過(guò)輪軌相互作用聯(lián)系在一起。

1.1 車(chē)輛模型

由于浮置板軌道的振動(dòng)主要由車(chē)輛垂向作用引起，故本文僅考慮車(chē)輛豎向振動(dòng)自由度。每節(jié)車(chē)共有10個(gè)自由度，包括車(chē)體、轉(zhuǎn)向架的沉浮和點(diǎn)頭以及輪對(duì)的沉浮。車(chē)輛的運(yùn)動(dòng)方程如下式所示

1.2 浮置板軌道模型

以往的車(chē)輛?軌道耦合動(dòng)力學(xué)研究為降低計(jì)算工作量，常采用模態(tài)疊加法建立軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力方程[12]。由于浮置板減振軌道在選取模態(tài)時(shí)難以全面考慮軌道結(jié)構(gòu)局部高頻振動(dòng)模態(tài)和整體低頻振動(dòng)模態(tài)，從而無(wú)法準(zhǔn)確計(jì)算結(jié)構(gòu)的局部振動(dòng)以及輪軌之間的相對(duì)位移[13]。采用有限元直接剛度法組裝整體剛度矩陣不存在人為設(shè)定分析截止頻率問(wèn)題，計(jì)算精度較高。因此為了更加準(zhǔn)確考慮剪力鉸對(duì)軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響，本文采用有限元直接剛度法建立軌道系統(tǒng)動(dòng)力方程

1.3 車(chē)輛-軌道耦合動(dòng)力方程

車(chē)輛子系統(tǒng)和軌道子系統(tǒng)之間采用線性Hertz接觸模型模擬輪軌關(guān)系[14]，其中輪軌接觸剛度系數(shù)根據(jù)下式求解[15]

2 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文車(chē)輛?浮置板耦合動(dòng)力學(xué)分析程序的正確性，針對(duì)文獻(xiàn)[2]給出的不考慮剪力鉸連接作用的算例，對(duì)比分析了6車(chē)編組的地鐵車(chē)輛（參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[2]）以60 km/h速度運(yùn)行時(shí)，浮置板軌道系統(tǒng)的豎向振動(dòng)響應(yīng)。

圖2與3以及表 1分別給出了鋼軌和軌道板（x=54 m處）在計(jì)算頻率為0?100 Hz時(shí)豎向位移與加速度時(shí)程曲線和最大值結(jié)果，本文方法計(jì)算得到的鋼軌和軌道板豎向位移與加速度和文獻(xiàn)[2]中的結(jié)果基本一致，驗(yàn)證了本文程序的正確性。

3 鋼彈簧浮置板軌道模型介紹

以實(shí)際工程中采用的一種鋼彈簧浮置板軌道作為研究對(duì)象，開(kāi)展剪力鉸參數(shù)研究。其中，預(yù)制軌道板的尺寸為4800 mm（長(zhǎng)）×2700 mm（寬）×340 mm（厚），單塊軌道板質(zhì)量為12.5 t，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50，單塊軌道板以1.2 m為間隔設(shè)置4對(duì)鋼彈簧隔振器，鋼彈簧隔振器剛度6.3 kN/mm，軌下安裝彈條Ⅲ型分開(kāi)式扣件，相鄰軌道板間采用四塊剪力鉸相連，其結(jié)構(gòu)形式如圖4所示。采用ANSYS軟件建立浮置板軌道有限元模型，如圖 5所示。為了消除邊界條件對(duì)數(shù)值計(jì)算結(jié)果的影響，模型中建立了10塊4.8 m長(zhǎng)的軌道板，同時(shí)首尾各有24 m的鋼軌延長(zhǎng)段。為了保證計(jì)算結(jié)果的精確性，考慮了軌道結(jié)構(gòu)的高頻振動(dòng)，鋼軌采用beam188單元模擬，單元長(zhǎng)度為0.1 m，軌道板采用solid45單元模擬;根據(jù)剪力鉸在實(shí)際結(jié)構(gòu)中所起到的抗彎和抗剪作用，在軌道板接縫處采用抗彎彈簧和抗剪彈簧模擬剪力鉸的連接作用;采用combin14彈簧?阻尼器單元模擬軌下扣件、墊板以及鋼彈簧隔振器的彈性支撐作用，彈簧?阻尼單元的具體參數(shù)如表 2所示。

4 參數(shù)分析

4.1 剪力鉸力學(xué)參數(shù)影響分析

實(shí)際工程中，預(yù)制短型浮置板軌道在接縫處斷開(kāi)，而現(xiàn)澆長(zhǎng)型浮置板軌道具有很好的整體性。為定量評(píng)估預(yù)制短板不安裝剪力鉸時(shí)，接縫處剛度不連續(xù)對(duì)浮置板軌道動(dòng)力響應(yīng)的影響，確定剪力鉸參數(shù)優(yōu)化指標(biāo)，本節(jié)設(shè)置了以下兩種計(jì)算工況。工況1：在圖5所示的有限元模型中不設(shè)置彎剪彈簧，模擬預(yù)制短板不安裝剪力鉸的情況;工況2：將圖5所示的有限元模型中10塊4.8 m軌道板替換為一塊48 m長(zhǎng)的連續(xù)整板，模擬現(xiàn)澆長(zhǎng)型軌道板?；谲?chē)輛?浮置板軌道耦合系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，采用美國(guó)六級(jí)線路高低不平順譜模擬軌道不平順狀態(tài)，計(jì)算6車(chē)編組的地鐵B型車(chē)（具體的車(chē)輛參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[17]）以80 km/h的車(chē)速通過(guò)時(shí)，兩種工況下的浮置板軌道的動(dòng)力響應(yīng)。圖 5所示的有限元模型中，共有10塊4.8 m軌道板，取中間3跨的計(jì)算結(jié)果，從左到右分別為4#?6#板。為了便于對(duì)比分析，本節(jié)中48 m長(zhǎng)的連續(xù)整板也按4.8 m的間距標(biāo)記為10塊，位置標(biāo)明方法與預(yù)制短板一致。計(jì)算結(jié)果對(duì)比如圖 6?21所示。

圖6?11分別給出了兩種計(jì)算工況下首節(jié)車(chē)車(chē)體豎向加速度、5#板右端處鋼軌和軌道板豎向加速度及其1/3倍頻程振級(jí)的對(duì)比結(jié)果。從圖中可以看出兩種工況下車(chē)體的豎向加速度基本一致，說(shuō)明由于一系、二系懸掛系統(tǒng)減振的作用，車(chē)體加速度受軌道板接縫處剛度不連續(xù)的影響較小，因此Wei等[9]以車(chē)廂最大加速度作為參數(shù)優(yōu)化的指標(biāo)不合理，需要從浮置板軌道本身動(dòng)力響應(yīng)的角度研究剪力鉸力學(xué)參數(shù)的影響規(guī)律。4.8 m軌道板的鋼軌、軌道板加速度明顯大于連續(xù)整板，其中軌道板加速度最大值相差3.45 m/s2，加速度振級(jí)在2?50 Hz頻段的某些頻點(diǎn)高于連續(xù)整板20 dB以上。

圖12?15分別給出了兩種計(jì)算工況下4#?6#板各扣件處的鋼軌、軌道板豎向位移最大值以及5#板右端鋼軌、軌道板豎向位移時(shí)程曲線。從圖中看出4.8 m軌道板由于板端錯(cuò)動(dòng)的原因，鋼軌和軌道板位移均呈現(xiàn)出“板端大、板中小”的規(guī)律，其中板端比板中的鋼軌、軌道板位移分別大18.2%，31.1%，在移動(dòng)車(chē)輛荷載作用下，4.8 m軌道板板端處鋼軌和軌道板的位移變化幅度明顯大于連續(xù)整板，離散式浮置板的板端在不設(shè)剪力鉸時(shí)會(huì)出現(xiàn)較大變形，從而影響板端軌道部件的工作狀態(tài)。

圖 16和17分別給出兩種計(jì)算工況下4#?6#板各扣件處扣件力最大值以及5#板右端處扣件力時(shí)程曲線，4.8 m軌道板板端處的扣件上拔力最大可達(dá)16 kN以上，為連續(xù)整板的12倍，扣件壓力也明顯高于連續(xù)整板，最大相差8.8 kN，接縫兩側(cè)扣件受力情況受剪力鉸影響較顯著。

圖18?21分別給出兩種計(jì)算工況下4#?6#板各鋼彈簧反力的變化幅值、最大值以及5#板右端處鋼彈簧反力時(shí)程曲線和頻譜特征。從圖中可以看出，4.8 m軌道板板端處鋼彈簧反力最大值和變化幅值均大于板中處鋼彈簧反力，車(chē)輛荷載長(zhǎng)期作用下，板端處鋼彈簧隔振器更容易發(fā)生疲勞破壞。4.8 m軌道板及連續(xù)整板的鋼彈簧反力主頻基本一致，第一類(lèi)頻率包括（），，，均為的倍頻。第二類(lèi)頻率為，位于浮置板軌道固有頻率10.43 Hz附近。由于浮置板的隔振作用，鋼彈簧反力在浮置板固有頻率倍以上的頻率成分很小，而第一類(lèi)頻率?均低于浮置板固有頻率，因此相應(yīng)幅值未被衰減，第二類(lèi)頻率與浮置板固有頻率相近導(dǎo)致相應(yīng)幅值被放大，軌道不連續(xù)放大了鋼彈簧反力在各主頻處的幅值。

從工況1、工況2的計(jì)算結(jié)果可知，預(yù)制短板接縫處剛度不連續(xù)對(duì)軌道板板端處加速度、扣件力以及鋼彈簧反力影響顯著。為了進(jìn)一步分析預(yù)制短板剪力鉸力學(xué)參數(shù)對(duì)浮置板軌道動(dòng)力響應(yīng)的影響規(guī)律，得到剪力鉸抗彎、抗剪組合參數(shù)合理取值大小，計(jì)算剪力鉸抗彎、抗剪參數(shù)在105?109范圍內(nèi)變化時(shí)5#板右端處軌道板加速度Z振級(jí)、扣件上拔力最大值、扣件壓力最大值、剛彈簧反力最大值隨剪力鉸力學(xué)參數(shù)的變化規(guī)律，如圖22?25所示。其中剪力鉸抗剪剛度單位為N/m，剪力鉸抗彎剛度單位為N?m/rad。

浮置板動(dòng)力響應(yīng)宏觀上隨剪力鉸力學(xué)參數(shù)的增大而減小，當(dāng)剪力鉸力學(xué)參數(shù)大于108或小于106時(shí)，動(dòng)力響應(yīng)變化幅度較小。主要原因是：剪力鉸抗彎、抗剪剛度與軌道板截面相應(yīng)剛度數(shù)量級(jí)一致時(shí)，相鄰浮置板可以看作剛性連接的整體;剪力鉸抗彎、抗剪剛度小于106時(shí)（軌道板截面相應(yīng)剛度數(shù)量級(jí)的1%），剪力鉸無(wú)法有效發(fā)揮連接作用，浮置板整體性、減振性能無(wú)明顯提高。為使浮置板較好地連接，建議剪力鉸力學(xué)參數(shù)的取值范圍為106?108。

剪力鉸力學(xué)參數(shù)在該范圍內(nèi)變化時(shí)：軌道板加速度Z振級(jí)受剪力鉸參數(shù)增大的影響不顯著，減幅小于5%，說(shuō)明合理的剪力鉸力學(xué)參數(shù)使浮置板連接效果較好、整體性較強(qiáng)。板端扣件力受剪力鉸參數(shù)影響較顯著，抗彎、抗剪剛度增大時(shí)，扣件上拔力減幅分別為49.1%與88.6%，扣件壓力減幅分別為9.3%與16.9%，主要原因是：板端扣件力受板端翹曲與垂向位移共同影響，且主要受垂向位移影響。板端鋼彈簧反力受剪力鉸參數(shù)影響也較為顯著，抗彎、抗剪剛度增大時(shí)，鋼彈簧反力減幅分別為11.1%與7.6%，主要原因是：板端鋼彈簧反力受板端翹曲與垂向位移共同影響，且受板端翹曲影響更加顯著。為準(zhǔn)確計(jì)算板端扣件力和板端鋼彈簧反力，剪力鉸模型中必須考慮抗彎剛度的作用。

4.2 預(yù)制軌道板長(zhǎng)度的影響

目前在實(shí)際工程應(yīng)用中，對(duì)浮置板軌道預(yù)制短板的長(zhǎng)度沒(méi)有統(tǒng)一要求。為了進(jìn)一步分析軌道板長(zhǎng)度對(duì)剪力鉸力學(xué)參數(shù)合理設(shè)置的影響，本節(jié)對(duì)比分析了相同剪力鉸剛度條件下（剪力鉸抗彎、抗剪剛度設(shè)為1×108 N?m/rad，1×108 N/m），5種不同軌道板長(zhǎng)度（板長(zhǎng)1.2，2.4，3.6，4.8，6.0 m）浮置板軌道的行車(chē)動(dòng)力響應(yīng)。各工況浮置板軌道有限元模型除單塊軌道板長(zhǎng)度以外，其余參數(shù)均與圖 5所示的有限元模型一致。以5#板右端處的計(jì)算結(jié)果為例，圖26?29分別給出了加速度Z振級(jí)、扣件力、鋼彈簧反力、剪力鉸剪力和彎矩隨軌道板長(zhǎng)度的變化規(guī)律。從圖中結(jié)果中可以看出：

剪力鉸抗彎、抗剪剛度與軌道板截面相應(yīng)剛度數(shù)量級(jí)一致時(shí)，軌道板長(zhǎng)度對(duì)加速度Z振級(jí)、板端扣件力有一定影響，但影響不顯著，說(shuō)明剪力鉸參數(shù)使軌道板連接效果好、整體性較強(qiáng)。軌道板長(zhǎng)度對(duì)板端鋼彈簧反力、剪力鉸受力影響較顯著，鋼彈簧反力最大減幅達(dá)15%，剪力鉸所受剪力最大增幅達(dá)25%、所受彎矩最大增幅達(dá)50%，主要原因是：浮置板自振頻率隨軌道板長(zhǎng)度增大而減小，浮置板減振能力增強(qiáng)，鋼彈簧反力減小;垂向位移始終隨軌道板長(zhǎng)度增大而增大，板端翹曲在軌道板長(zhǎng)度較小時(shí)不明顯，但隨著軌道板長(zhǎng)度的增大而迅速增大，剪力鉸的變形受力逐漸增大。板端鋼彈簧反力、剪力鉸受力隨軌道板長(zhǎng)度增大而增大的趨勢(shì)逐漸減緩，主要原因是：軌道板達(dá)到臨界長(zhǎng)度[18]后板端變形趨勢(shì)減緩。軌道板長(zhǎng)度越小，對(duì)剪力鉸參數(shù)與自身強(qiáng)度的要求就越高。

4.3 鋼彈簧剛度的影響

為了進(jìn)一步分析鋼彈簧剛度對(duì)剪力鉸力學(xué)參數(shù)合理設(shè)置的影響，本節(jié)對(duì)比分析了相同剪力鉸剛度條件下（剪力鉸抗彎、抗剪剛度設(shè)為1×108 N?m/rad，1×108 N/m），5種不同鋼彈簧剛度的浮置板軌道行車(chē)動(dòng)力響應(yīng)。各工況浮置板軌道有限元模型除鋼彈簧剛度以外，其余參數(shù)均與圖 5所示的有限元模型一致。

對(duì)于圖 5所示浮置板軌道，1449 kg，因此鋼彈簧剛度的取值范圍介于2.06×106?14.56×106 之間。本節(jié)設(shè)置了如表 3所示的5種計(jì)算工況。以5#板右端處的計(jì)算結(jié)果為例，圖 30?33分別給出了加速度Z振級(jí)、扣件力、鋼彈簧反力、剪力鉸剪力和彎矩隨鋼彈簧剛度的變化規(guī)律。從圖中結(jié)果可以看出：剪力鉸抗彎、抗剪剛度與軌道板截面相應(yīng)剛度數(shù)量級(jí)一致時(shí)，加速度Z振級(jí)、板端扣件力隨鋼彈簧剛度增大而減小，但減幅小于5%，主要原因是：剪力鉸參數(shù)使軌道板連接效果好、整體性較強(qiáng)。板端鋼彈簧反力受鋼彈簧剛度增大影響顯著，最大增幅達(dá)15%，主要原因是：①浮置板軌道固有頻率隨鋼彈簧剛度增大而增大，浮置板軌道減振性能降低;②鋼彈簧剛度較大時(shí)，浮置板軌道受沖擊效應(yīng)更加明顯。剪力鉸受力受鋼彈簧剛度增大的影響也較顯著，剪力和彎矩的最大減幅分別達(dá)39.2%和58.3%，主要原因是：鋼彈簧剛度增大，浮置板整體性與變形協(xié)調(diào)性增強(qiáng)，剪力鉸自身變形受力減小。增大鋼彈簧剛度能顯著減少軌道部件受力，但鋼彈簧反力增大，有可能引發(fā)更大的環(huán)境振動(dòng)，需要綜合考慮其他軌道結(jié)構(gòu)參數(shù)選取合適的鋼彈簧剛度。

5 結(jié) 論

本文采用剛體動(dòng)力學(xué)和有限元直接剛度法建立了車(chē)輛?浮置板軌道耦合動(dòng)力學(xué)模型，采用抗彎和抗剪彈簧單元模擬剪力鉸的連接作用，研究了預(yù)制短型鋼彈簧浮置板軌道的剪力鉸力學(xué)參數(shù)合理設(shè)置問(wèn)題，得出了如下結(jié)論：

（1） 預(yù)制短型浮置板軌道在接縫處不設(shè)置剪力鉸時(shí)，接縫處剛度不連續(xù)引起的板體錯(cuò)動(dòng)使軌道結(jié)構(gòu)振動(dòng)加劇，板端處的扣件上拔力最大可達(dá)16 kN以上，接縫兩側(cè)的扣件系統(tǒng)易出現(xiàn)彈條松弛、斷裂等病害現(xiàn)象;鋼彈簧反力相較于現(xiàn)澆長(zhǎng)板偏大，浮置板軌道的減振效果降低，易使鋼彈簧隔振器發(fā)生疲勞破壞。

（2） 剪力鉸抗彎、抗剪剛度對(duì)浮置板軌道動(dòng)力響應(yīng)影響顯著，當(dāng)剪力鉸抗彎、抗剪剛度組合參數(shù)分別達(dá)到1×108 N?m/rad，1×108 N/m時(shí)，軌道板板端處振級(jí)、扣件力、鋼彈簧反力隨剪力鉸剛度增大而減小的變化趨勢(shì)趨于穩(wěn)定，其連接性能較為理想。

（3） 對(duì)于工程中常用的大于3.6 m的預(yù)制軌道板，可以不考慮軌道板長(zhǎng)度對(duì)剪力鉸力學(xué)參數(shù)設(shè)置的影響;對(duì)于長(zhǎng)度小于3.6 m的預(yù)制軌道板，可以適當(dāng)減小剪力鉸的強(qiáng)度和剛度。采用的鋼彈簧剛度越小，接縫處剛度不連續(xù)造成的影響越大，應(yīng)提高剪力鉸的抗彎和抗剪剛度，加強(qiáng)剪力鉸對(duì)軌道板的縱向連接作用。

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