RC梁桥承载力的振动测试评估方法

为了将结构的动力参数应用于在役RC梁桥的实际承载能力评估, 根据四片钢筋混凝土简支T梁静、动力损伤试验成果, 应用非线性回归方法, 得到不同配筋率下表征T梁刚度比和频率比关系的曲线族方程, 建立了钢筋混凝土单梁结构动力特性与承载力之间的关系。基于实测基频和裂缝特征将整桥的动力特性分解为单梁的动力特性, 应用钢筋混凝土单梁模型试验研究成果, 对RC梁桥结构性能进行评估。本文建立的动力法评估模型为: 结构基频和裂缝特征→刚度→名义配筋率→单梁抗弯能力。通过对某座实际RC梁桥的动力法评定得到了单梁的变形控制弯矩、裂缝控制弯矩、强度控制弯矩, 评定结果与静载试验结果一致。可见, 以实测基频和裂缝特征可预测出RC简支梁桥的实际承载力, 精度满足实际应用要求。     

半穿武钢桁梁桥横向振动TMD阻尼减振研究

针对我国既有铁路常见的半穿式钢桁粱桥的振动特性，建立了车-桥-TMD系统耦合振动方程，对采用多点调频质量阻尼器抑制既有铁路钢桁梁桥横向振动的阻尼减振方案进行了仿真计算。结果表明：TMD能有效的抑制铁路半穿式铁路钢桁梁桥的横向振动。     

压电板的主动控制实验研究

研究了压电板模型的主动控制。建立了主动控制方程,进行了实验研究。结果表明,采用压电片作为传感器和制动器的压电板的振动可以得到较好的抑制。说明了控制策略的可行性。为压电智能结构的进一步应用提供了实验基础。     

变速工况下滚动轴承外圈故障振动的模型与仿真

通过轴承整体振动简化模型及对应的振动微分方程,建立了外圈损伤故障滚动轴承在变速工况下的径向整体振动模型,利用Simulink仿真环境建立了相应的仿真模型,将仿真结果与试验结果进行时域、频域对比分析,结果表明了模型的正确性,为非平稳工况下滚动轴承的故障诊断与状态监测提供了理论基础和现实依据.     

车辆-轨道系统耦合高频振动的研究

车辆-轨道垂向耦合振动是车辆-轨道耦合动力学主要研究课题.建立了车辆-轨道垂向耦合Timoshenko梁高频振动模型,运用快速积分方法编制仿真程序,对扁疤激励情况下的轮轨垂向高频振动进行系统仿真与分析,并与Eu ler梁模型仿真结果进行比较.结果表明,车辆速度与车轮扁疤的长度对轮轨系统振动有很大的影响;在高频情况下,进行振动与噪声的研究时,建议使用Timoshenko梁模型.     

磁流变阻尼器参数对座椅悬架系统减振效果的影响

应用Bingham本构力学模型, 得到了磁流变阻尼器(MRD) 的结构尺寸参数(缸体内径、活塞直径、活塞杆直径、活塞有效长度)、线圈匝数和磁流变液表观黏度与输出阻尼力的关系, 利用力学模型分析了MRD的6个参数对输出阻尼力和动态范围的影响; 建立了基于MRD的半主动座椅悬架系统模型, 以驾驶人加速度和座椅软垫动行程的均方根作为减振效果的评价指标, 采用百分比斜率均方根评价MRD参数的影响程度; 结合Bingham本构力学逆模型, 分析了MRD的6个参数对减振效果的影响及MRD磨损对减振效果的影响。分析结果表明: 活塞直径对驾驶人加速度和座椅软垫动行程的影响因子分别为4.83、5.46, 缸体内径的影响因子分别为4.45、4.75, 线圈匝数的影响因子分别为0.61、0.67, 活塞杆直径的影响因子分别为0.53、0.59, 活塞有效长度的影响因子分别为0.51与0.56, 因此, 活塞直径对减振效果的影响最大, 其次为缸体内径, 随后依次为线圈匝数、活塞杆直径与活塞有效长度, 而磁流变液表观黏度对减振效果几乎没有影响; 为了获得较好的减振效果, 应使MRD的最大输出阻尼力与动态范围足够大。     

轨道不平顺概率模型

为了高效选取轨道不平顺随机样本, 以满足车辆-轨道系统随机动力与可靠度分析中的激振源遍历性要求, 依据轨道随机不平顺的弱平稳与谱相似特征, 提出了一种轨道不平顺概率模型; 采用离散概率积分和统计方法, 在时域中将大量轨道不平顺检测信号分成若干个时程序列, 对每个序列采用谱分析法计算其统计功率谱密度分布; 采用矩阵法对轨道不平顺功率谱密度函数进行集合表征, 视每条谱线在不同频率点的功率谱密度概率具有累加性, 采用单一频率下的功率谱密度概率分布推知整条谱线的出现概率; 采用通用随机模拟方法选取代表性轨道谱, 并反演随机不平顺序列; 实测了某高速铁路约269km的轨道高低和方向不平顺, 基于车辆-轨道耦合动力学理论, 从轨道不平顺模拟幅值与车辆-轨道系统动力响应的概率密度分布出发, 对比了轨道不平顺概率模型与轨道不平顺随机模型的计算结果, 以验证轨道不平顺概率模型的正确性和高效性。计算结果表明: 以2种模型生成的轨道随机不平顺为激振源, 获得的车辆-轨道系统动力响应分布熵差异小于2%, 2种模型均能准确表达不平顺激扰特性; 为保证模拟与实测不平顺的概率密度分布一致, 采用随机模型和概率模型分别需要生成131和33个随机样本, 概率模型具有更高的分析效率; 在给定计算工况下, 轮轨力和车体加速度的幅值分别为38~152kN和-0.042g~0.043g (g为重力加速度), 均未超过《高速铁路设计规范》 (TB 10621—2014) 中的限值(轮轨力为170kN, 车体加速度为0.25g), 表明此高速铁路轨道不平顺状态较优, 行车安全性和舒适性可以得到保证。     

城市轨道交通高架钢轨波磨地段振动噪声试验

为探明城市轨道交通高架钢轨波磨地段振动噪声对沿线环境的影响,以某城市轨道交通高架钢轨波磨地段为研究对象,开展了列车以不同速度通过时的振动与噪声现场测试;基于测试结果分析了车速对城市轨道交通高架振动与噪声的影响,研究了城市轨道交通高架噪声的空间分布特性,解释了城市轨道交通高架钢轨波磨地段振动与噪声峰值产生的原因。研究结果表明：当列车分别以20、40、60、80、100和110 km·h^-1的速度通过城市轨道交通高架钢轨波磨地段时,距线路中心线7.5 m、高于轨面1.2 m处的声压时程峰值分别约为0.6、0.9、1.3、1.9、2.3和3.3 Pa;轨面以上区域主要受轮轨噪声的影响,而梁体下方区域则主要受桥梁结构噪声的影响;轮轨噪声与车速之间存在着很强的线性相关性,而桥梁结构噪声与车速之间的线性相关性则略低,车速每增大10 km·h^-1,轮轨噪声和桥梁结构噪声分别约增大1.7和1.1 dB;不同车速下城市轨道交通高架噪声随距离的衰减规律基本一致,测点与线路中心线的距离每增大1倍,测得的噪声约减小4.33 dB;钢轨波磨对城市轨道交通高架轮轨噪声的影响较为显著,钢轨波磨的波长决定了列车以不同速度过桥时钢轨振动加速度的峰值频率,进而影响轮轨噪声的峰值频率;城市轨道交通高架结构噪声的峰值频率主要与其自身的振动特性有关,与车速和钢轨波磨的关系并不大。     

机场跑道全波段不平整测试方法

结合车载式激光断面仪与全球导航卫星移动定位系统,提出了一种机场跑道全波段不平整测试方法;在济南遥墙国际机场进行了现场测试,采用重复试验与水准仪对该测试方法进行了可靠性验证;利用ADAMS/Aircraft软件建立了B737-800虚拟样机模型,进行了实测跑道不平整数据下的飞机滑跑仿真,探究了不同检测方法、滑跑速度、飞机位置下实测道面数据特征对飞机振动响应的影响。研究结果表明：所提出的测试方法可获得道面全波段不平整数据,弥补了激光断面仪难以捕获14 m以上波长的缺陷;当速度为80 km·h^-1时,全波段不平整道面下飞机振动响应波动幅值分别为长波不平整和短波不平整下的1.25~2.39倍和1.19~1.85倍,说明仅考虑道面长波或短波不平整将低估飞机在实际不平整条件下的振动响应;随着飞机滑跑速度的增大,全波段不平整与短波不平整条件下的飞机振动加速度差别逐渐增大,而动载系数差值则呈现先增大后减小的趋势,在速度为160 km·h^-1时达到最大,说明飞机在高速滑行中道面长波不平整的影响更为明显;全波段不平整相比短波不平整条件下驾驶舱加速度增幅平均比重心处大0.062 m·s^-2,前起落架动载系数增幅比主起落架平均大0.039,表明长波不平整对飞机前部振动的影响比重心处大,且随着滑行速度增大,这一差值先增大后减小,加速度的差值在80~120 km·h^-1时最明显,峰值约为0.078 m·s^-2,而动载系数的差值在160 km·h^-1达到0.062的峰值。     

基于涡激振动的动车组隧道内列尾横向晃动机理

针对时速160 km动车组在单线隧道内列尾横向晃动问题,提出列尾气流涡脱效应引起车体涡激振动而导致列尾横向晃动的机理,研究了车辆悬挂参数改进等相关抑制措施;根据某动力车结构参数,建立车辆横向动力学模型,结合半经验非线性涡激振子模型,实现涡激振动时车辆流固耦合横向动力学计算。计算结果表明：单线隧道内动车组列尾较大的横向涡激力以及涡激频率与车体蛇行频率共振是引起晃车的主要原因;减小横向涡激力、提高车辆蛇行运动稳定性是减小晃车幅值的有效措施;针对该动力车,需避免较低等效锥度的轮轨接触,以防车辆一次蛇行导致涡激振动加剧;当转向架抗蛇行减振器阻尼由800 kN·s·m^-1减小到400 kN·s·m^-1,涡激共振时车体后端横向振动加速度幅值减小40%;车辆二系横向悬挂采用天棚阻尼半主动控制时,可以有效减小涡激共振区车体横向振动幅值,并能兼顾车体前后端横向平稳性。