弹性性能

弹性性能（精选九篇）

弹性性能篇1

近年来, 水库大坝、高速公路、桥梁等混凝土结构老化后出现了大量的裂缝, 许多裂缝的宽度还会随温度变化、水位涨跌及载荷的变化而不断张合。在以往的工程中, 都是采用收缩小、力学强度高、耐久性好的环氧灌浆材料进行化学灌浆原位修复。但是环氧树脂本身是一种脆性的热固性树脂, 目前大量使用的糠醛丙酮环氧树脂灌浆材料的韧性虽有所提高, 但仍是一种脆性材料[1,2,3,4], 材料的断裂变形比较小, 不适合灌注变形大的伸缩缝。采用传统糠醛丙酮环氧灌浆材料加固的一些水库大坝工程, 随着缝隙的张合会导致材料的破坏, 因此, 每隔一段时间都需要重新注浆。

针对这种伸缩缝隙的灌注, 需要采用一种方法对环氧树脂进行改性, 提高其弹性, 使得环氧灌浆材料能广泛地应用在类似于水库大坝的伸缩缝中。目前在环氧树脂的增韧方面已经有了大量的研究[5,6,7,8], 但是真正能应用到可伸缩缝灌注方面的环氧灌浆材料还是比较少, 也很少有合适的方法去衡量环氧树脂灌浆材料在伸缩缝中的使用效果。

本文采用压力机对材料进行多次反复的压缩, 通过测量材料多次压缩之后力学强度的变化以及恢复时间和恢复状况来表征灌浆材料在伸缩缝隙中的变化情况。通过这种模拟材料在伸缩缝隙中的挤压和张拉情况的方法来表征环氧树脂灌浆材料的弹性。

本文用聚乙二醇PEG200化学改性环氧树脂, 制备出一种高弹性的环氧树脂灌浆材料, 与聚乙二醇PEG200物理共混制得的环氧树脂灌浆材料相比, 该材料可以经受多次压缩而强度不会降低, 从而具有很好弹性, 且粘接强度、拉伸强度和剪切强度等其它方面的性能也都达到了JC/T 1041—2007《混凝土裂缝用环氧树脂灌浆材料》标准的要求。因此, 采用该方法制成的环氧树脂灌浆材料可以用来修复混凝土中的伸缩缝。

1 试验部分

1.1 原材料与试验仪器

双酚A型环氧树脂:E-51, 工业品, 美国壳牌公司;聚乙二醇:PEG200, 进口分装, 广东光华化学厂有限公司;催化剂:实验室自制;AGE (C12~C14烷基缩水甘油醚) 、SY-692 (苄基缩水甘油醚) :工业品, 上海晟盈科技有限公司;固化剂:实验室自制;促进剂:DMP-30。

NDJ-4型旋转黏度计;RFX-65A傅立叶变换红外光谱仪;WDW3020型微机控制电子万能试验机;p HS-25C型雷磁精密数显酸度计测试。

1.2 弹性环氧树脂灌浆材料的制备

1.2.1 改性环氧树脂的合成

按一定比例称取环氧树脂E-51及催化剂, 置入四口烧瓶中, 油浴加热至100~120℃, 然后滴加聚乙二醇PEG200, 滴加后再升高温度到130℃左右继续反应1~2 h, 经冷却得到改性环氧树脂。其具体合成路线如下。

1.2.2 弹性环氧灌浆材料的配制

将制得的改性环氧树脂与稀释剂配成A组分, 固化剂和促进剂配成B组分, 再将A、B组分按照表1所示的配比混合, 便可以制得所需的弹性环氧灌浆材料。

1.3 分析测试与性能表征

(1) 黏度:按照GB/T 2794—1995, 采用NDJ-4型旋转黏度计进行测试;

(2) FTIR分析:采用美国Analect公司RFX-65A傅里叶红外转换光谱仪测试;

(3) 环氧值:采用盐酸-丙酮法测试;

(4) 密度:在室温下, 采用体积法进行测试;

(5) pH值:在室温下, 采用p HS-25C型雷磁精密数显酸度计测试;

(6) 抗压强度:按照GB/T 2569—1995, 试样为直径10.00mm, 高度为25 mm的圆柱体。将材料室温固化15 d后, 用WDW3020型微机控制电子万能试验机, 在室温下分5次对同一试样进行抗压强度测试, 取试样压缩至原长度50%时的抗压强度为压缩终点时的抗压强度;

(7) 恢复时间:从抗压试样压缩到原长50%处时开始计时, 到材料恢复至原长时所需要的时间记为材料的弹性恢复时间;

(8) 拉伸强度:按照GB/T 2568—1995制样, 然后再用WDW3020型微机控制电子万能试验机测试拉伸强度, 拉伸速度为5 mm/s。

2 结果与讨论

2.1 改性环氧树脂的结构及性质

2.1.1 改性环氧树脂的结构分析

未改性的环氧树脂E-51和经PEG200改性的环氧树脂E-51的红外谱图可分别见图1、图2。

由图1、图2可以发现, 改性E-51的环氧基特征峰在914cm-1处, 其强度明显比未改性的E-51在918 cm-1处的环氧基特征峰要弱很多, 且位置要后移, 这主要是因为在环氧树脂中间引入聚乙二醇后使得环氧基所占的比例下降, 从而导致环氧基特征峰的强度减弱。又因为改性后的E-51的环氧基之间的距离比未改性的E-51上的环氧基之间距离大, 从而导致彼此的影响较小, 所以环氧基的特征峰后移。而在3000~3400 cm-1处, 改性后的E-51的羟基峰明显比未改性的峰宽, 强度也较大, 主要是因为聚乙二醇上的羟基与环氧基反应之后生成羟基, 而导致整个体系的羟基比例增大。所以, 从图1、图2红外光谱可以看出, 经过上述反应后, 实现了PEG200对E-51的改性。

2.1.2 改性环氧树脂的性质

(1) 黏度

对于灌浆材料来讲, 只有较低的黏度才能灌入细微的裂缝, 因此, 在制备环氧树脂灌浆材料时必须考察体系的黏度变化情况。

在灌浆材料中使用的主体环氧树脂一般是E-51或E-44, 其中E-51的黏度为25 000 m Pa·s左右, 而E-44的黏度更大, 因此, 需要降低环氧树脂灌浆材料的黏度。本文通过将PEG200接入到E-51分子结构中间, 增大了刚性环氧树脂分子的运动性, 从而降低了环氧树脂的黏度。下面就PEG200的添加量 (占E-51的质量比) 对黏度的影响进行讨论。

PEG200的添加量对环氧灌浆材料黏度的影响见图3。

从图3可以看出, 改性树脂的黏度随PEG200添加量的增加而逐渐减小。E-51树脂本身的黏度在25 000 m Pa·s左右;当PEG200添加量为10%时, 体系的黏度急剧下降到7700m Pa·s;当PEG200添加量从10%增加到35%时, 其黏度从7700 m Pa·s降低到1200 m Pa·s。这说明PEG200具有非常好的降低黏度的作用, 主要原因是PEG200和环氧树脂反应后, 2个分子通过柔性的醚键连接, 分子间距离增大, 环氧树脂分子链的位阻减小, 分子运动能力增强, 树脂的黏度降低。

(2) 主要物理性质

改性环氧树脂淡黄色透明, 不溶于水, 密度1.13 g/cm3, p H值5.6, 环氧值0.3~0.4。

2.2 改性环氧灌浆材料的性能

分别从PEG200添加量、稀释剂种类、稀释剂含量以及固化剂的含量等方面对改性环氧树脂灌浆材料的抗压强度、恢复时间以及其它力学性能进行分析和表征。

2.2.1 PEG200添加量对改性环氧灌浆材料性能的影响

(1) 抗压强度

抗压强度是反映灌浆材料力学性能的一项重要指标, 当环氧树脂灌浆材料灌入细微裂缝时, 不仅仅要求材料有较好的抗压强度, 也需要该材料具有一定的弹性, 使其在裂缝多次抗压之后能够恢复到原来的力学状态。本文通过考察5次重复压缩对材料的抗压强度和恢复时间的影响来表征材料的耐压缩性能。

PEG200添加量对改性环氧灌浆材料抗压强度的影响见图4。

从图4可以看出, 随着PEG200添加量的增加, 浆材的抗压强度逐渐减小, 主要原因是随着PEG200添加量的增多, 有较多的PEG200接入环氧树脂分子之间, 导致环氧基之间的距离变大, 从而导致材料固化后形成的交联网络也越不致密, 所以强度下降。

从图4还可以看出, 改性后的浆材不仅有很好的抗压强度, 而且具有十分优异的弹性。除了PEG200添加量为10%时只压了2次材料就破坏之外, 其它配比的试样都可以经受反复的压缩, 且压缩之后都能恢复到原来的长度。说明PEG200添加量过少, 材料的弹性较小, 耐压缩性能不强。但是PEG200的添加量也不宜过多, 否则会造成游离态PEG200过多, 将会严重降低材料的各项力学性能。

(2) 恢复时间

恢复时间可以从另外一个角度反应材料的弹性及伸缩性能, 一般来讲恢复时间越短则说明该材料的弹性越好。PEG200的添加量对改性环氧灌浆材料抗压后恢复时间的影响见图5。

从图5可以看出, 随着PEG200添加量的增加, 环氧灌浆材料恢复时间逐渐缩短, 当添加量为35%时, 试样基本上只需要十几分钟就可以恢复。这说明PEG200的加入对环氧树脂的弹性具有很大程度的提高, 随着PEG200添加量的增加, 体系内具有弹性的醚键也越多, 从而导致在压缩时所储备的弹性势能逐渐增多, 所以恢复时间也较短。但是PEG200与E-51的比例不能太高, 否则体系内的游离态PEG200含量过高, 这会导致材料的抗压强度减小, 使材料容易被破坏。

(3) 拉伸强度与断裂伸长率

拉伸强度和断裂伸长率也是表征材料弹性的一项重要指标, 传统的糠醛丙酮体系环氧灌浆材料的拉伸强度较大, 但是其断裂伸长率较小, 一般在4%~8%, 很易在缝隙张拉过程中被破坏。而本文研制的聚乙二醇改性环氧树脂灌浆材料具有较好的断裂伸长率 (见表2) , 能够抵抗缝隙的变化对材料的破坏。

由表2可以看出, 随着PEG200添加量的增加, 材料的拉伸强度逐渐降低, 断裂伸长率逐渐增大。主要原因是, 随着体系内PEG200添加量的增加, 一方面, 由于PEG200引入到E-51中后使得分子链变长, 环氧固化后的交联网络也没有未引入PEG200前密实, 且游离态的PEG200也会增多, 所以该材料的拉伸强度逐渐降低。另一方面, 随着PEG200的增多, 体系中的醚键逐渐增多, 从而使得分子链的运动能力变强, 材料的弹性越来越大, 所以该材料的断裂伸长率逐渐增大。

综上所述, 综合考虑黏度、抗压强度、恢复时间、拉伸强度及断裂伸长率等影响因素, 以及行业标准对环氧树脂灌浆材料的要求, 本文认为, PEG200与E-51的质量比在20%~30%时较为合适。

2.2.2 稀释剂对改性环氧灌浆材料性能的影响

图3表明, 经PEG200改性后E-51的黏度降低了很多, 但即使PEG200添加量为35%时, 其黏度也还有1200 m Pa·s, 不能够满足环氧树脂灌浆材料对黏度的要求。一般环氧树脂灌浆材料要求黏度在200 m Pa·s左右, 因此, 还需要在PEG200改性后的体系中加入稀释剂来进一步降低其黏度。本文就AGE和SY-692两种稀释剂的添加量 (稀释剂占改性后环氧树脂的比例) 对E-51的稀释效果及其对固结体力学性能的影响进行讨论。以下性能测试所用环氧树脂均为PEG200添加量为25%时的改性E-51环氧树脂。

(1) 黏度 (见图6)

从图6可以看出, PEG200的添加量为25%时, 改性环氧树脂体系的黏度随着稀释剂添加量的增加从420 m Pa·s逐渐降低至120 m Pa·s。这主要是由于稀释剂的加入使环氧树脂E-51的分子运动受到的阻力更小, 运动能力变强, 所以黏度也随着稀释剂含量的增多而逐渐变小。

图6还表明, SY-692和AGE两种稀释剂的稀释效果总体相近, 但在相同的用量下, SY-692的稀释效果略好于AGE。主要原因是, AGE中存在很长的碳链和双键, 很容易发生分子链间的缠绕或交联而增加分子运动阻力, 而SY-692即苄基缩水甘油醚由于存在刚性基团, 分子较小而不存在缠结的问题, 所以后者的稀释效果更好一些。且SY-692中存在刚性的苯环, 与柔性的烷基链相比, 它的黏度对温度更加敏感, 又因为固化反应是一种放热反应, 所以, 随着温度的升高, 其黏度降低的更快。

虽然说黏度越小越有利于灌注, 但是黏度太小, 其力学性能也会变弱。因此, 不宜加入太多的稀释剂。

(2) 抗压强度

分别使用不同的稀释剂AGE、SY-692, 按照不同的配比对改性之后的环氧树脂进行稀释, 然后按固化剂的理论添加量配以一定的固化剂和促进剂, 在室温固化15 d后测抗压强度。

不同稀释剂的添加量对环氧灌浆材料抗压强度的影响分别见图7、图8。

由图7、图8可见:

①经过本文提出的改性方法和配比制得的环氧树脂灌浆材料具有很好的抗压强度和弹性, 能够多次反复压缩, 且可以恢复至原状。

②随着稀释剂增多, 抗压强度逐渐减小。主要原因是稀释剂是单环氧官能团的物质, 它跟固化剂反应生成的是小分子物质, 在环氧树脂E-51与胺形成的交联网络中起着降低交联网络密度的作用。所以随着稀释剂含量的增多, 小分子物质所占的比例增大, 交联网络的密度逐渐减小, 所以抗压强度逐渐降低。

③掺加55%AGE稀释后的试样在一次压缩之后就被破坏, 不能再恢复至原来的状态。主要是由于稀释剂掺量过大, 固化之后形成的低分子量物质含量过高, 会导致整个固化体系不够稳定, 试样容易被压坏, 所以稀释剂添加量不宜过多, 一般在20%~35%比较合适。

④这2种稀释剂对环氧灌浆材料抗压强度大小的影响差别不大, 在稀释剂含量低于20%时, 各试样抗压强度基本能够达到40 MPa以上, 符合行业标准对环氧树脂灌浆材料固化物性能要求。

(3) 恢复时间

不同稀释剂的添加量对环氧树脂灌浆材料抗压后恢复时间的影响见图9。

从图9可以看出, 随着稀释剂添加量的增加, 恢复时间逐渐减小, 当稀释剂添加量为40%~50%时, 试样基本上都能够在5 min内恢复至原高度。主要原因是稀释剂与固化剂生成的小分子结构的物质在交联网络之间起着弹性小颗粒的作用, 随着稀释剂添加量的增多, 体内弹性小颗粒的含量也逐渐变多, 所以恢复时间逐渐变小。

图9还表明, SY-692的弹性恢复时间相对AGE较短, 主要是因为AGE中含有较长的分子链, 这些分子链之间有一定程度上的缠结, 所以恢复时间相对较长。

综上所述, 当稀释剂添加量为20%~25%时具有较佳的黏度、抗压强度和恢复时间。

2.2.3 固化剂添加量对改性环氧灌浆材料性能的影响

固化剂对环氧树脂灌浆材料的各项性能有着十分重要的影响, 选择合适的固化剂添加量对环氧树脂灌浆材料具有重要意义。本文采用PEG200添加量为25%时的改性环氧作主剂, 用AGE作为稀释剂, 其用量为改性环氧树脂的20%。按照环氧基与活泼氢摩尔比为1∶1, 可以计算得到理论固化剂添加量 (占添加稀释剂后的环氧树脂质量比) 为12.4%, 再依据该比例分别取固化剂含量为6.4%、9.4%、12.4%、15.4%、18.4%、21.4%时分别对其抗压强度和恢复时间进行考察, 便可以得出该材料应用在伸缩缝灌注时的最佳固化剂使用量。

(1) 抗压强度

固化剂的添加量对环氧灌浆材料抗压强度的影响见图10。

从图10可看出, 随着固化剂添加量的增加, 试样的抗压强度先增大后减小。主要原因是, 固化剂添加量较少时, 材料固化不是很充分, 从而导致抗压强度较低。随着固化剂添加量的增加, 固化剂与环氧树脂形成的交联网络变得更加致密, 所以抗压强度也就逐渐增大。但是当固化剂添加量继续增加时, 固化后的交联网络变得更加致密, 使分子运动能力下降, 进而导致材料较脆, 很易被破坏。另外, 环氧的固化是放热反应, 放热又会加快固化反应速度, 若固化剂添加量过多, 固化太快, 而导致固化不均一, 甚至会导致爆聚, 从而会破坏材料的力学性能, 其抗压强度会下降。

(2) 恢复时间

固化剂添加量对环氧灌浆材料恢复时间的影响见图11。

从图11可以看出, 随着固化剂用量的增加, 恢复时间逐渐缩短, 主要原因是随着固化剂的增多使得交联网络更加致密, 从而使得试样在经压缩之后所储备的弹性势能越来越大, 从而导致在释放压力之后, 试样会以较快的速度恢复至原样。

综上所述, 相对于不同性能指标来讲, 其固化剂的最佳含量不同, 并不能完全按照理论计算最佳固化剂含量。综合考虑各项性能指标, 本文中的固化剂含量在10%~12%较为合适。

3 结论

(1) 经过PEG200改性的环氧灌浆材料, 力学性能基本达到了JC/T 1041—2007《混凝土裂缝用环氧树脂灌浆材料》的要求, 且能够经受反复压缩, 具有良好的弹性, 适合可伸缩缝隙的灌注。

(2) 经PEG200改性后的E-51, 黏度与未改性的E-51相比有很大程度的降低, 再配以一定的环氧树脂稀释剂, 黏度会变得更低。当PEG200添加量为25%, 改性环氧树脂的黏度为2080 m Pa·s;加入20%稀释剂SY-692, 黏度降低为250 m Pa·s, 再配以一定的固化剂之后, 黏度降低至160 m Pa·s左右, 基本满足环氧树脂灌浆材料对黏度的要求。

(3) 当PEG200添加量为E-51的20%~30%, 稀释剂的添加量为改性环氧的20%~25%, 固化剂添加量为A组分的10%~12%时得到的环氧树脂灌浆材料其黏度和力学性能最适合伸缩缝的灌注, 其抗压强度为40~60 MPa, 拉伸强度为5~11 MPa, 断裂伸长率达到25%左右, 远远大于传统的环氧灌浆材料。

参考文献

[1]申爱琴.水泥混凝土路面裂缝修补材料研究[D].西安:长安大学, 2004.

[2]宾斌, 张亚峰, 邝健政, 等.新型水下灌浆材料的研制[J].新型建筑材料, 2006 (7) :25-29.

[3]蒋硕忠.化学灌浆的发展与近期展望[J].湖南大学学报, 2004, 31 (1) :6-8.

[4]孙曼灵.环氧树脂应用原理与技术[M].北京:机械工业出版社, 2002.

[5]Yamanaka K, Takashiznause.Structure development in epoxy resin modified with PES[J].Polymer, 1989, 30 (4) :662-667.

[6]干翔, 刘韩星.环氧树脂弹性体等的制备及性能研究[J].武汉理工大学学报, 2008, 30 (4) :16-20.

[7]王进, 陈枫, 李瑞霞.聚乙二醇-环氧树脂多嵌段共聚体的合成与表征[J].塑料工业, 2000, 28 (3) :28-32.

弹性性能篇2

二维机织复合材料弹性力学性能预测研究进展

以有限元细观方法为基础,叙述了有限元发展历程中的多种细观力学分析模型.在分析比较各个模型的基础上指出了未来可能的两个发展方向.

作者：李勇崔海涛李其汉作者单位：中国航空工业第一集团公司刊名：航空制造技术 ISTIC英文刊名：AERONAUTICAL MANUFACTURING TECHNOLOGY年，卷(期)：2007“”(9)分类号：V2关键词：织物复合材料宏观有效弹性性能细观有限元方法

弹性漆改善软木地板漆膜性能的研究篇3

关键词软木地板；弹性漆面；耐磨性；耐冲击性

分类号 TQ639

Study on Elastic Coating in Improving Surface Properties

of Cork Flooring

LU Quanji1） LEI Yafang2） ZHENG Linyi3）

（1 Rubber Research Institute， CATAS， Danzhou， Hainan 571737；

2 College of Forestry， Northwest Agriculture and Forestry University， Yangling，Shanxi 712100，China；

3 Shaanxi Wan Lin cork Co. Ltd， Yangling， Shanxi 712100）

Abstract In order to improve the surface physical and mechanical properties of cork flooring， aelastic coating was used to treat the cork flooring surface through a special process. The results showed that the cork flooring surface had excellent Wear-resisting property and surface resistance to impact.The surface wear-resisting value was from 0.015 6 g/100 r to 0.031 0 g/100 r that decreased along with the increase of coating spread.The surface resistance to impact can be improved greatly after elastic coating treatment.The curing temperature and coating spread had less effect on the surface colour of cork flooring.

Keywords cork flooring ； elastic coating ； wear-resisting property ； surface resistance to impact

软木地板是国际上高档地板之一，在地板消费中处于金字塔顶端，具有“软黄金”的美称。软木地板与实木地板相比更具环保性、隔音性、防潮性、舒适性。软木地板柔软、吸音、舒适、耐磨，对老人和小孩的意外摔倒可提供极大的缓冲作用，其独有的隔音效果和保温性能也非常适用于卧室、会议室、图书馆、录音棚等场所[1-3]。

为提高软木地板表面硬度、耐擦洗、耐磨、耐湿等性能，并获得一定的表面光泽度，软木地板需进行表面处理，处理的方法主要有涂蜡、贴PVC膜、涂UV紫外线光固化涂料和聚氨酯漆等。由于软木地板表面柔软具有弹性，当重物挤压或撞击其表面形成凹痕时，漆膜容易产生挤压裂纹，尤其采用表面硬度大的UV漆涂饰时，软木地板表面漆膜更易损伤。因为采用普通漆面涂饰地板的表面漆膜过硬、触感不佳，受到外力冲击时，漆面将留下难以恢复的损伤痕迹；另外，当地板的使用环境湿度变化剧烈时，基材的干缩湿胀也容易导致表面漆膜开裂皱缩甚至脱落，从而影响地板产品的外观质量和使用寿命。研究表明，采用弹性漆涂饰实木地板可以提高地板表面的耐磨性、抗皱缩开裂性、脚感的舒适性[4-6]。孙伟圣等[7]研究了实木地板的干缩湿胀对其漆膜性能的影响，结果表明采用柔韧性较好的弹性漆涂饰地板，基材干缩后漆膜表面光泽度仅小幅度降低，湿胀后漆膜不开裂。孙伟圣等[8-9]研究漆膜的结构和涂漆量对地板的耐磨性影响，发现通过在底漆层涂刷弹性漆和增大涂漆量可以提高实木地板的耐磨性。

为此，笔者开发一种新型的软木地板弹性漆面工艺，研究不同弹性漆的涂漆量、油漆固化温度对软木地板表面性能的影响，旨为提高软木地板的表面装饰处理提供理论依据。

1 材料与方法

1.1 材料

1.1.1 试验材料

软木地板坯料，规格320 mm×320 mm×4 mm，密度520 kg/m3，数量30块，含水率 3%～5%，由陕西万林有限公司提供；QWA335水性软木底漆，QWA500水性软木面漆，A-01弹性漆（威海七乐佳化工有限公司）；QSA-2000 油性脱模剂，市售。

1.1.2 设备仪器

DXL1500试验热压机；DHG9123A型电热恒温鼓风干燥箱；JD200-3电子天平；JM-IV磨耗仪；漆膜冲击器；SC-80C 型全自动色差计。

1.2 方法

1.3.1 试验设计

根据前期文献查阅和预试验，考察弹性漆的涂漆量、固化温度2个因素对软木地板的表面漆膜耐磨性、抗冲击性及表面颜色变化的影响，试验方案如表1，每个方案重复5次。

1.2.2 涂饰工艺

软木地板表面的涂饰工艺相对于传统的涂饰工艺增加了刮涂弹性漆中间层、表面烘干预固化和热压冷定型3个工序，其工艺流程如图1。

软木地板表面涂饰的具体工艺如下：（1）表面处理：用240砂纸将软木地板坯料表面进行砂光处理；（2）水分调制：用湿抹布将软木地板表面擦拭干净，放在温度为（100±2）℃干燥箱中干燥处理2～4 h，最后放置在温度为（20±2）℃，湿度为（65±5）%的恒温恒湿箱中平衡2 d；（3）底漆：基材干燥并冷却之后及时刷涂软木底漆，涂漆量为60 g/m2，且涂饰时需通风，涂饰结束后在温度为25～35℃条件下干燥6～10 min；（4）刮涂弹性漆：用手工将弹性漆均匀刮涂在底漆层表面；（5）表面预固化：将涂刷弹性漆的软木地板放置在80℃的烘箱中干燥20～30 min，使弹性漆材料表面预固化；（6）热压冷定型：将表面弹性漆材料预干燥处理后的软木地板进行热压，热压时间5 min，最后加压冷却成型；（7）弹性漆表面砂光：用320～400#水砂纸将热压后的软木地板轻打磨一遍。（8）刷面漆：刷涂水性软木面漆QWA500系列两遍，用漆量60 g/m2；（9）漆膜表面抛光：用320～400#水砂纸将热压后的软木地板轻打磨一遍。

1.2.3 试样裁切

测定试件的裁切方法如图2，其中编号为1-1、1-2、1-3试件用于耐磨测定；2-1、2-2试件用于表面耐冲击测定；3-1、3-2、3-3、3-4试件用于表面光度学特性测定。

1.2.4 性能测定

测定前所有试样放置在温度为（20±2）℃，湿度为（65±5）%的恒温恒湿箱中平衡处理14 d。

（1）参照《LY/T1657-2006》方法测定软木地板表面漆膜耐磨性能，试件规格尺寸100 mm×100 mm，数量15块；（2）参照《GB/T 1732-93》方法测定软木地板表面漆膜耐冲击性能，试件规格尺寸120 mm×50 mm，数量10块；（3）颜色变化测定，用精密全自动色差计测定涂饰地板的表面色度指标，试件规格尺寸50 mm×50 mm，数量20块。

2 结果与分析

2.1 表面耐磨

不同涂刷工艺处理的弹性漆面软木地板的漆膜磨耗值在0.015 6～0.031 0 g/100 r，远低于软木地板标准LY/T 1657-2006中规定的表面耐磨标准值≤0.15 g/100r。见表2。

试件7*为采用传统工艺涂饰水性聚氨酯软木漆的地板，其表面漆膜磨耗值为0.042 g/100 r。分析表明，弹性漆的涂漆量对漆膜的耐磨性影响显著，随着涂漆量增加，漆膜磨耗值逐渐降低。当涂漆量分别为60、80、100 g/m2时，软木地板表面耐磨值分别为0.028 2、0.019 3、0.017 3 g/100 r。关于涂漆工艺中温度对漆膜耐磨性的影响，分析表明，弹性漆膜固化温度对漆膜的耐磨值影响不显著，当固化温度分别为110、140℃的平均耐磨值分别为0.021 6、0.021 5 g/100 r。

研究表明，软木具有独特的蜂窝状结构，弦切面上软木细胞呈蜂窝状排列，径切面和横切面上软木细胞呈砖墙结构或齿槽结构排列，另外，软木细胞是闭合、中空的，内部充满气体，这使得软木本身具有优良的弹性和耐磨性能[10]。弹性漆层能在一定程度上改善漆膜的耐磨性能，主要是只涂刷软木水性面漆，漆膜较薄且硬，耐磨性相对低些，而增加弹性漆层增加了漆膜的整体弹性，弹性漆层涂漆量越多，漆膜的整体弹性越好，当漆膜表面与物体产生相对力作用时，缓冲外界压力，软木表面犹如吸盘将接触物体牢牢吸附，增大与漆膜接触面之间的摩擦力，从而提高漆膜表面的耐磨性能。

2.2 表面耐冲击

软木地板表面漆膜耐冲击测试结果如表3所示。

由表3可知，软木地板表面漆膜抗冲击性能整体表现优良。弹性漆层用量、热压温度对软木地板漆膜表面的冲击性能影响不显著。冲击测试前的试样如图3。

当冲击高度分别为10、25、50 mm时，软木地板漆膜表面产生非常微小的圆形凹痕，放置24 h后，凹痕几乎消失，肉眼很难识别。当冲击高度为100 mm时，放置24 h后，虽然软木表面压痕弹性恢复一部分，不影响整体美观，但漆膜的表面圆形凹痕可以用眼识别。冲击高度升高到200 mm时，除了7*试件等级为Ⅱ，其余的试件等级均为最高等级Ⅰ级，此时软木地板的表面有明显的圆形凹痕，影响其美观，但漆膜和软木基材没有破坏。当冲击高度达到300和400 mm时，漆膜表面产生较深的圆形凹痕，产生轻微的指向凹痕中心的发散褶皱裂痕，此时严重影响地板表面的平整性和美观性。

对比试样7*未涂刷弹性层处理的软木漆膜，当冲击高度达到300和400 mm时，漆膜的破坏相对明显，凹痕相对加深，原因是增加弹性漆层，在一定程度上增加了漆膜的弹性、柔韧性和强度，当滑块冲击时，能够延长冲击时间，减缓冲击力，并通过弹性漆层将一部分的力传向周围。见图4。

2.3 表面光度学特征

软木地板涂饰前后色度学特征变化明显，明度ΔL*变化值在-13.36～-9.13，负值较大，表明软木地板表面涂饰之后亮度变暗；红绿轴色品指数差Δa*在1.6～3.3，表明软木地板表面涂饰之后颜色偏红；黄蓝轴色品指数差Δb*在0.04～2.87，表明软木地板表面涂饰之后颜色偏黄；相对于涂饰弹性漆层1～6号试样，7*号试样没有涂刷弹性漆层，其表面光度学特征变化减小，明度差ΔL*为-9.13，黄蓝轴色品指数差Δb*仅为0.04，表明涂饰弹性漆层后，软木地板表面光度学特征变化趋势增强，即颜色变红变暗程度明显，但弹性漆的涂漆量对ΔL*，Δa*和Δb*的影响较小。8*号试样没有涂刷面漆，黄蓝轴色品指数差Δb*为5.2，而所有涂刷面漆的试样黄蓝轴色品指数差Δb*在0.32～3.17，没有涂刷面漆的8*号试样黄蓝轴色品指数差Δb*大于涂刷面漆的试样，表明涂饰面漆可以降低弹性漆中间层蓝变黄的趋势。漆膜固化温度对软木地板的表面总体色差ΔE有一定的影响，表面总体色差随着固化温度的升高而变大，当固化温度为110和140℃时，软木地板表面的平均总体色差分别为11.09和13.14。见表4。

侯新毅[11]研究发现，涂饰后木材表面颜色的变化是渐变过程，随着涂饰次数的增加，木材表面的颜色趋于稳定，涂饰后木材表面颜色的变化还取决于木材的特性、油漆的种类。于海鹏等[12-13]研究得出，PU漆透明涂饰可使木材色度学指标发生改变，木材涂饰后的漆膜明度较素材显著降低，色相较素材向略偏红和偏黄角度变化，基本保持或略增强木材原有材色。以上表明软木地板涂饰前后表面总体色差的变化主要与涂饰材料本身的光学特性相关，而涂料使用量及涂饰工艺对其色差影响不显著（图5、6）。

3 结论

（1）软木地板的表面涂刷弹性漆面后其耐磨性能明显的改善，达到软木地板标准LY/T 1657-2006中规定的表面耐磨标准值，而且弹性漆用量越多，其耐磨性能越突出。

（2）软木地板具有良好的弹性，在本研究中，软木地板表面涂刷弹性漆，可以明显提高其表面漆膜耐冲击性能，但是，地板表面漆膜弹性增大的同时，漆膜硬度降低对表面耐划痕的影响有待进一步研究。

（3）软木地板涂刷弹性漆，表面的明度变暗，颜色向红黄转变，但在本试验研究范围内，漆膜的厚度和固化的温度对表面颜色的变化影响甚小，油漆的特性才是影响表面颜色的主要因素。

（4）考虑实际生产中产品性能和经济成本，软木地板弹性漆涂饰的最佳工艺为：涂漆量80 g/m2，固化温度140℃。

参考文献

[1] 郑万友，李月，付静. 软木地板分类及其生产工艺[J]. 林业机械与木工设备，2010，38（9）：47-48.

[2] 陆全济，雷亚芳，张保健，等. 软木地板生产工艺研究[J]. 西北林学院学报，2011，26（6）：145-148.

[3] 贾汀，宋孝周，雷亚芳. 软木聚结材料的吸声性能评价[J]. 木材工业，2012，26（6）：22-25.

[4] 孙伟圣，姜俊，沈斌华，等. 新型弹性漆面实木地板漆膜耐磨性的测试[J]. 木材工业，2011，25（2）：40-42.

[5] 孙伟圣，王艳伟，徐立，等. 弹性漆面木地板性能测试方法[J]. 木材工业，2015，29（1）：28-30.

[6] 唐功庆，张梅，罗玉媛，等. 舰船舱室用聚氨酯弹性地板[J]. 中国聚氨酯工业协会第十五次年会论文集，2010.

[7] 孙伟圣，王艳伟，徐立，等. 实木地板的干缩湿胀对其漆膜性能的影响[J]. 木材工业，2014，28（4）：44-46.

[8] 孙伟圣，王艳伟，徐立，等. 紫外光固化油漆涂层结构对漆膜性能的影响[J]. 木材工业，2014，28（2）：51-53.

[9] 孙伟圣，王艳伟，徐立，等. 紫外光固化油漆涂布量对木地板漆膜性能的影响[J]. 木材工业，2013，27（2）：46-49.

[10] 刘艳贞，雷亚芳，周伟，等. 欧洲栓皮栎软木构造与物理性质研究进展[J]. 西北林学院学报，2008（6）：144-147.

[11] 侯新毅，姜笑梅，殷亚方. 从色度学参数研究3种桉树木材的透明涂饰性能[J]. 林业科学，2006，42（8）：57-62.

[12] 段新芳，李坚. PU漆阔叶树材透明涂饰过程中色度学特征的变化[J]. 四川农业大学学报，1998，16（1）：79-84.

助剂对反射隔热弹性涂料性能的影响篇4

近年来,随着建筑节能材料的推广,隔热涂料因经济环保和绿色高效等优点越来越受到人们的关注[1]。反射隔热涂料是一类通过添加空心介质来满足温控要求的功能性涂料,目前使用最多的是空心玻璃或陶瓷微珠。这类材料导热系数小,反射率高,耐磨性、耐候性、耐腐蚀性优良[2]。然而,具有高填充性的空心微珠的添加也一定程度上削弱了涂膜的力学性能,需要合理的配方调整来均衡涂料的各项性能。

反射隔热涂料在基料和颜填料组成一定时,使其性能提高的主要办法就是通过添加分散剂、消泡剂、润湿剂、成膜助剂、耐沾污剂及适当的pH值调节剂等助剂来实现。这些添加剂在涂料中的加入比例很小,却可以避免许多涂膜缺陷及弊病,明显提高涂料的各项性能,使涂料的生产和施工过程易于控制。目前,关于助剂的选用原则及添加范围方面的报道较少,大多是综述类的阐述[3,4,5,6],尤其对添加功能填料的反射隔热涂料的研究更少见报道。因此,本试验根据外墙涂料的制备原则并考虑到反射隔热涂料的特殊性,在其它组分配比不变的情况下,分别考察使用不同助剂及其用量对涂料性能的影响。

1 实验

1.1 原材料

基料,主要选择德国巴斯夫有限公司生产的S-400纯丙弹性乳液和北京东联化工有限公司生产的BF-300硅丙弹性乳液;颜填料,主要有超细空心玻璃微珠、金红石型钛白粉、高岭土和滑石粉等;助剂,主要有德国科宁公司的润湿分散剂、消泡剂、增塑剂、成膜助剂和德国道旭高分子公司的耐沾污剂等。

1.2 涂料制备

按表1配方称取物料,在低速搅拌下依次加入蒸馏水、润湿分散剂、耐抗沾污剂和适量消泡剂等充分混合均匀,然后添加钛白粉和高岭土等颜填料,高速搅拌30 min,使粉体粒子在高剪切作用下分散成原级粒子,并达到分散稳定状态。接着将调制好的颜填料色浆缓慢加入到乳液中,再低速搅拌30~40min。为了避免过高的转速破坏微珠的空心结构,使其失去隔热反射能力,空心玻璃微珠需最后在低速状态下加入到分散液中,搅拌过程中滴加剩余消泡剂,然后过滤,出料。

1.3 试验仪器

SDF-400型调速分散研磨机;PHD-200型酸度计;NDJ-8型粘度计;C84-III反射率测定仪;NZW型涂层耐沾污性冲洗装置;DXLL-10000电子拉力机。

2 结果与讨论

乳液和颜填料是涂料的主要成分,乳液中所含的大部分单体疏水性较强,而无机颜填料中所含的极性基团亲水性较强,疏水的非极性分子和亲水的极性分子难以在一个体系中稳定存在,由此而导致颜填料的絮凝和涂料的分水、分层等现象。因此,表面活性剂等助剂应当被合理应用在涂料的制备过程中,以获得性能稳定的产品。对于建筑涂料特别是水性涂料,助剂对涂料质量的影响不亚于颜填料[7]。由于水性反射隔热弹性涂料中所用功能填料的特殊性,使得助剂对此体系的影响有别于一般涂料,需要进行认真探讨。

2.1 分散剂对涂料性能的影响

2.1.1 分散剂用量对涂料黏度的影响

颜填料在基料中的润湿和分散是涂料生产的重要过程,对涂膜的诸多性能起着决定性的作用。分散剂通过降低粉料与树脂液之间的界面张力,提高颗粒间的排斥势能,使粉料颗粒能够快速、完全被润湿,促进分散体系稳定。分散剂使用得当,不但能防止颜料沉淀,使涂料具有良好的贮存稳定性,而且能够改善流平性,防止颜料浮色发花,提高颜料的着色力、遮盖力,增加涂膜的光泽。

有机分散剂是一种具有较长分子链的高分子聚合电解质,它依靠主链上的活性基团吸附在颗粒表面,而侧链则在介质中充分伸展,形成几纳米到几十纳米厚度的吸附层,产生空间位阻效应,阻止颗粒间相互聚集。反射隔热弹性涂料制备中使用的空心微珠粒小质轻,表面积较大,当其掺量增多时,涂料中的树脂难以润湿全部的颜填料。从实验过程可以看出,通过添加分散剂,涂料的流动性得到很大改善,尤其体现在空心玻璃微珠从无法被完全润湿到能够均匀分散。图1为空心玻璃微珠用量为6.0%时,不同分散剂用量对涂料黏度的影响。

由图1可见,分散剂有一最佳用量0.22%,当小于这一最佳用量时,分散剂的分散效应占优,因为随着分散剂的逐步添加,高分子不断吸附在颗粒表面,其支链形成的空间位阻层逐渐增厚,颜填料也愈加稳定;然而,当分散剂用量大于这一最佳值时,分散剂絮凝效应占优,因为分散剂用量的继续增加,除了能够在颗粒表面达到饱和吸附外,多余的分散剂还会越来越多存在于介质中,对吸附在不同颗粒表面的位阻层支链进行搭桥,使颗粒之间絮凝,以致浆料黏度再次上升,反而降低了涂料的分散稳定性。

2.1.2 分散剂用量对涂膜性能的影响

为了考察分散剂对涂料固化后性能的影响,将图1中不同分散剂用量所制备的涂膜进行力学性能测试,拉伸性能按GB/T 16777—1997《建筑防水涂料试验方法》的规定进行,结果见图2。

由图2可以看出,随着分散剂用量的增加,涂膜拉伸强度提高的同时总是伴随着延伸率的损失。说明分散剂用量的确定要进行各因素的综合考虑,因为分散剂的加入不仅能防止颜填料聚沉,改善浆料流动性,提高涂膜质量,同时对涂膜的力学性能也有一定程度的影响。

2.2 消泡剂对涂料性能的影响

水性涂料中包含了许多表面活性剂,如乳化剂、润湿分散剂、耐沾污剂、成膜助剂等,它们在表面张力大的水性介质中更容易产生气泡。在外墙涂料的涂布过程中,起泡将干扰施工的正常进行以及涂膜的质量,涂膜渗水都是从最薄弱的地方开始的。显然,涂膜中气泡的增加,将会降低建筑物的防水功能。

涂料中的气泡通常由气-液交界处的活性分子形成,这些表面活性分子通常以分散的气泡形态形成稳定的、不易被破坏的薄层。消泡剂可以润湿渗透到由表面活性物质所形成的薄层中,降低其表面张力,破坏薄层的稳定性,从而达到消泡的目的。对于水性反射隔热弹性涂料来说,目前,效果比较理想的消泡剂是有机硅类消泡剂,由聚醚和烷基链改性的聚硅氧烷组成,改性后有机硅与涂料有一定的不相容性,消泡较为有效。图3为空心玻璃微珠用量为6.0%时,消泡剂用量对涂膜性能的影响。

由图3可见,涂膜的拉伸强度和断裂延伸率随着消泡剂用量的增加而增大,反映出适量的消泡剂对涂膜的改性效果是既增强又增韧,因而可以减少涂膜的缺陷,提高涂膜的整体防水效果;但当消泡剂用量达到0.2%后,再继续添加对涂膜力学性能的影响不大,可能还会引起涂料的胶凝,使其流动性降低。实验证明,消泡剂在一定的用量范围内具有良好的抑泡和破泡效果,过量则会引起缩孔等弊病[8]。

2.3 耐沾污剂对涂料性能的影响

弹性涂料一般都使用玻璃化温度低的乳液,使涂膜耐候性提高的同时耐沾污和抗积尘性则较差。为了改善反射隔热涂料的自洁性,添加具有低表面能的耐沾污剂,使涂膜表面产生疏水性,有利于反射隔热效果的更好发挥。耐沾污剂的作用机理是在涂料固化成膜过程中,耐沾污粒子充当交联点,把线型的有机高分子交联成网状结构,有效提高涂膜的致密性,降低涂膜的孔隙尺寸,防止灰尘的吸入和外界水分的侵入,从而改善外墙涂料的耐沾污性。由于反射隔热弹性涂料中空心微珠的堆积密度极小,仅为0.125 g/m L,它的添加使颜填料的总体密度减小,涂膜硬度也随之降低,耐沾污性相应下降。因此,在添加空心微珠的涂料体系中,需要添加耐沾污剂来满足使用要求。图4为空心玻璃微珠用量为6.0%时,耐沾污剂用量对涂膜耐沾污性的影响。

从图4可以看出,当纳米耐沾污剂的用量小于1.7%时,掺入耐沾污剂都有较为显著的改性效果;掺量进一步增加,则效果变得不再明显。

在基础配方中加入不同用量的耐沾污剂,其对涂膜力学性能的影响见图5。

由图5可见,掺入耐沾污剂能显著提高聚合物涂膜的拉伸强度,这是因为耐沾污剂带有的官能团在成膜过程中可与丙烯酸酯乳液的反应基团发生化学交联作用,交联程度的提高,必然会相应提高涂膜的拉伸强度、撕裂强度,降低涂膜的吸水率。但交联程度的提高,也同时限制了涂膜的变形,使其断裂伸长率也相应下降。这些力学性能的变化都与耐沾污剂的交联作用有关,为了提高涂膜自洁性的同时防止涂膜延伸率的大幅降低,耐沾污剂的最佳掺量在1.3%左右。耐沾污剂对涂膜性能的影响与其用量和种类都有关系,可以根据不同的实际情况适当选择以满足生产需要。

2.4 p H值对涂料稳定性的影响

在实际应用中,涂料配方中使用的乳液及有机添加剂等有时会被微生物降解,生成酸性物质,使p H值下降,进而影响浆体的分散稳定性。本实验考察了不同p H值下涂料的分散效果和贮存稳定性,结果见表2。

颜填料分散体要达到稳定状态,不管是通过静电稳定,还是通过空间位阻稳定,或者二者联合稳定,其前提条件是润湿分散剂必须牢牢地吸附在颜填料颗粒上。而涂料pH值的变化不仅会影响颜填料粒子表面的Zeta电位[9],而且还会影响分散剂的电离和吸附状态。一般来说,用于反射隔热弹性涂料的无机颜填料的等电点[9]在8.0左右,当pH值低于其等电点时,颜填料表面带正电,此时涂料中的阴离子型分散剂在酸性条件下电离度很小,只有少量离解的阴离子基团存在于液相中,并通过静电作用吸附在粉体表面,大量由数百到数千个一次粒子凝聚起来的二次粒子仍处于未被吸附状态,无法在研磨搅拌中离解成一次粒子并被分散剂所稳定。制备的涂料长期放置会因分散不均而出现沉降分层。然而,在碱性条件下,分散剂可以解离出全部的活性基团,通过分子力及化学作用吸附在颜填料颗粒表面,并在二次粒子打开过程中不断调整各自在一次粒子上的吸附量,最后达到吸附平衡,粒子间通过静电位阻作用而稳定。

由表2可见,pH值对涂料的分散尤其是贮存稳定性影响非常大。因此,控制涂料的酸碱性,可有效阻止颜填料的絮凝,改善浆料的流变性及贮存稳定性,也有利于固含量的提高。

3 结语

在以水性丙烯酸弹性乳液为成膜物质,钛白粉、空心玻璃微珠、高岭土等为颜填料制备的反射隔热弹性涂料中,通过调节助剂在涂料配方中的用量,发现0.22%的分散剂对涂料流动性的改善最为明显;消泡剂含量为0.2%左右即可达到良好的消泡效果;耐沾污剂的最佳用量为1.3%。并且,碱性条件更有利于分散剂效果的发挥,提高涂料的贮存稳定性。然而,助剂的添加对涂膜的拉伸强度和断裂延伸率都有一定程度的影响。涂料制备中应该适当调整组分配方,避免不必要的负面效应,使涂膜的力学性能满足不同的使用要求。

参考文献

[1]苑金生.我国建筑涂料的技术水平及发展方向[J].建筑涂料与涂装,2004,43(1):18-20.

[2]TOROBIN.Hollow microspheres:US,4303732[P].1981-12-01.

[3]刘会元,牛广轶,盛荣良.涂料的流动、流平与相关助剂的应用[J].上海涂料,2007,46(10):37-39.

[4]BIELEMAN J.Additives to adjust compatibility between base paints and colorants[J].Surface Coatings International Part A,2004(4):173-178.

[5]林宣益.水性涂料用助剂[J].涂料工业,2006,36(10):36-42.

[6]侯宏森,刘建永,张维勇.助剂在水性涂料中的应用与发展[J].精细与专用化学品,2006,14(19):4-7.

[7]穆颖.中国涂料用助剂的现状与发展展望[J].涂料技术与文摘,2007,28(10):5-9.

[8]马庆麟.涂料工业手册[M].北京:化学工业出版社,2001.

月球车弹性车轮设计与移动性能研究篇5

月球车行走性能对着陆探测过程具有重要影响。在月球表面存在着松软月壤层, 为了获得良好通过性能, 国内外学者对月球车车轮进行了广泛研究, 阿波罗月球探测车使用了金属丝编织的网轮并在表面布置了条形钛块以增加牵引能力, 前苏联lunokhod月球探测车使用了带宽轮齿的辐条式车轮[1]。国内研究中出现了圆柱圆锥式车轮和轮腿结合式等行走机构[2,3]。

Bekker[4]在对越野行驶进行长期研究之后指出, 在塑性土壤中车辆推力的提高只能靠增加接地面积来达到, 即增加行走机构的接地面积。这样理想的机构是履带式的, 但履带式机构结构复杂、质量大, 而且月壤颗粒细小具有较高的粘附性, 会对履带形成磨粒磨损使其不能正常工作, 因此履带不适合用作月球车行走机构。在沙漠行驶车辆中, 通常采用低压轮胎, 以增加车轮接地面积, 降低车轮接地比压。Kustas等[5]设计了一种可充气车轮结构, 用于行星探测车辆, 发射时车轮未充气, 车轮径向尺寸仅为刚性轮毂外径, 节省了车轮所占用火箭空间;着陆后充气系统为车轮充气, 车轮直径增大, 以提高行走机构的越障、爬坡及牵引通过能力。另外, 具有弹性特征的轮胎具有减振、吸振功能, 因此可兼作探测车的缓冲器, 从而保证了其行驶平稳性。但是这种车轮结构的缺点是过于复杂, 需要配置专用的充放气系统。

本文提出一种可变形的弹性金属车轮, 用做月球车的行走机构, 这种结构保持了轮式机构效率高、易于控制的优点, 在发射时可预收缩以节省火箭舱内空间, 着陆后在车轮驱动电机的带动下张开, 车轮直径变大, 在探测车自重和有效载荷作用下, 车轮产生弹性变形, 增大车轮接地面积, 减小接地比压, 以减小车轮下陷并增大牵引力, 改善车辆的通过性。

1 弹性车轮设计

1.1 结构设计

整个车轮由3种零件装配而成:中间的轮毂、铆接在轮毂外周的6片钛合金片 (弹性片) 和连接弹性片的6块蹄片, 装配体结构见图1。

在整个车轮中, 弹性片起着主要的承载作用, 它的起始端与轮毂铆接, 末端与蹄片铆接。其变形程度决定了弹性轮的形变。在它的中段, 左右侧各有一个挡板和一个限位槽, 用于限制蹄片与它的相对位移。

6个蹄片将周边的弹性片连接成一个整体, 蹄片铆接在前一个弹性片末端, 而这个蹄片端部的夹子又将下一个弹性片夹住。这样, 原本松散的弹性片组成了一圈可以承压、传递力的轮辐, 蹄片外侧和弹性片就相当于轮缘。

在月球车发射之前, 车轮处于收缩状态, 弹性片像卷尺一样收拢, 收缩状态下车轮直径为300mm, 探测车着陆之后, 在车轮驱动电机的作用下, 轮毂转动带动铆接的弹性片转动, 使蹄片沿着前面的弹性片滑动, 蹄片夹子落入弹性片中段的限位槽中时, 夹子在预应力下收紧, 这样, 整个轮子失去了回缩的自由。弹性片与夹子在任何方向上都不能产生相对移动, 车轮形成一个稳定的结构。车轮张开时自由状态直径为450mm。

月球车车轮设计受到整车尺寸、质量的严格约束[6]。对于弹性车轮, 车轮刚度的变化会改变车体离地间隙, 进而影响探测车通过地表几何障碍的性能, 依月球地表障碍物尺寸分布特征而确定的车体最小离地间隙应大于250mm[7], 因此确定弹性片尺寸时应在保证车轮整体刚度前提下减轻车轮重量。弹性片厚度影响车轮整体质量和刚度, 是弹性车轮设计的关键参数;弹性片宽度尺寸即为车轮宽度, 需要结合月球车整车外形尺寸而确定;弹性片数量太少时车轮结构将失去稳定性, 弹性片数量增多将导致车轮重量增加。车轮的结构在多种条件约束下可进行基于构型的优化设计, 得到较佳的设计方案与设计参数[8]。本文确定的弹性车轮直径尺寸如上所述, 轮体宽度为200mm, 弹性片厚度依有限元分析结果确定。

1.2 材料选择

车轮材料影响车轮变形特性, 且月球车车轮必须适应月球环境下真空和强温差高辐射环境条件, 同时要具有高耐磨性, 在各种金属材料中, 钛合金具有高比强度、低密度、耐高低温性能好、高耐磨性的特点, 是航空航天工程中的常用材料, 阿波罗月球探测车和前苏联lunokhod探测车车轮均使用了钛材料。

综合各种特性参数, 选择Ti-6Al-4V (TC4) 钛合金作为月球车弹性轮的材料, 材料参数如表1所示。

1.3 车轮变形有限元分析

为了求得在载荷作用下弹性车轮变形, 使用有限元方法进行分析, 建立模型和分析过程如下:

(1) 在实际结构上进行简化得到有限元分析实体模型。

(2) 轮毂、弹性片、蹄片使用壳单元划分网格。

(3) 蹄片和弹性片以及弹性片和轮毂之间连接处进行网格节点耦合。

(4) 对车轮不同部位按设计尺寸分别设置截面厚度。

(5) 取探测车质量为200kg, 在月球重力加速度下, 单轮所受载荷为82N。设置参考点RF1, 其与轮毂间建立分布耦合 (distributing coupling) 相互作用, 载荷力施加在参考点RF1上。

(6) 参考后文中刚性轮与月壤相互作用计算所得车轮的沉陷量, 约束车轮与月壤相互作用部分节点在竖直方向自由度。

影响车轮整体变形主要因素是弹性片厚度, 最终选择弹性片厚为2mm, 得到车轮变形如图2所示。

将车轮转动30°使轮缘不同部位接触路面, 对比有限元分析结果可知车轮中心上下波动约为1.2mm, 车轮整体可以近似为等刚度进行分析。

2 在月球土壤中通过性分析

2.1 当量刚性轮尺寸确定

在分析弹性轮胎在松软土壤中的行走时, 张克健[9]使用更大尺寸刚性车轮代替弹性轮胎进行分析, 即半径为r轮胎在松软土壤上滚动时, 由于车轮变形, 计算时可看作当量半径为r′的刚性轮 (r′>r) 。Schmid[10]在分析弹性轮胎和松软路面相互作用时, 使用一个直径较大的圆代替变形后的轮胎, 并经过了试验验证, 证明了这种分析方法的有效性。在轮胎和松软路面相互作用计算软件AS2TM中也应用了这一方法[11]。由于弹性金属轮在载荷作用下与弹性轮胎具有相似的变形特性, 这里也使用一个半径为r′的刚性车轮代替变形后的弹性车轮分析其与地面的相互作用。

弹性金属轮张开后自由状态半径为r =225mm, 如图3所示, 沿车轮轴方向投影视图, 只显示外圆轮廓, 可得变形后当量半径r′=289mm。

2.2 挂钩牵引力计算

挂钩牵引力和土壤特性参数、车轮尺寸、车轮滑转率等参数有关, 是综合衡量车轮在松软土壤中通过性能最主要的指标, 它表示了车辆加速度、爬坡或牵引负荷的能力。由图4所示刚性车轮和松软土壤的相互作用, 通过受力分析可得

W=rb∫ $_{0}^{θ_{0}}$ (pcosθ+τsinθ) dθ (1)

Fd=rb∫ $_{0}^{θ_{0}}$ (τcosθ-psinθ) dθ (2)

式中, θ为接地圆弧上受力分析点与垂直方向的夹角;θ0为车轮最大沉陷角;W为车轮垂向作用力;Fd为车轮挂钩牵引力;p、τ分别为接地圆弧面上法向和切向应力;b为车轮宽度。

圆弧面上各点的沉陷量为

z=r (cosθ-cosθ0) (3)

法向应力由贝克理论得[4]

$p = (\frac{k_{c}}{b} + k_{φ}) z^{n}$ (4)

式中, kc为土壤的粘聚变形模数;kφ为土壤的摩擦变形模数;n为土壤变形指数。

由Janosi公式得

τ= (c+ptanφ) [1-exp) -j/K) ] (5)

式中, c为土壤内聚应力;φ为土壤内摩擦角;K为土壤剪切变形模数。

月壤与轮缘接触面处的剪切变形为

j=r[ (θ0-θ) - (1-sr) (sinθ0-sinθ) ] (6)

式中, sr为车轮滑转率。

计算所用月壤参数如表2所示。

以垂直载荷W为输入条件, 由式 (1) ～式 (6) 进行编程计算, 可得到以滑转率为函数的车轮挂钩牵引力, 图5中曲线1为半径225mm刚性车轮挂钩牵引力, 曲线2为使用当量半径计算所得的变形后弹性车轮挂钩牵引力。

1.变形前牵引力 2.变形后牵引力

由计算结果可知, 变形后车轮接地面积增大, 挂钩牵引力增加, 当车轮滑转率增加时, 挂钩牵引力增大更为显著。

3 讨论

以四轮驱动月球探测车为例, 按设计车轮尺寸进行计算, 在车轮滑转率为0.8时, 半径r=225mm的刚性车轮能够产生的挂钩牵引力为42.16N。变形后弹性车轮挂钩牵引力为46.22N。则4个车轮总的牵引力增加约为16N。

计算时所取探测车质量为200kg, 当爬坡行驶时, 沿坡面方向的重力分量为

R=mgcosα=200×1.62sinα (7)

式中, g为月球重力加速度, g=1.62m/s2;α为斜坡角度。

此分量由车轮牵引力克服, 对刚性车轮可求得αrmax=31.2°, 对弹性车轮, 单轮挂钩牵引力增加到46.22N时对应可求得αrmax=34.7°, 整车能够越过的最大坡度增加。

对于未来更大型的探测车辆, 随整车质量和有效载荷的增加, 对车辆通过能力要求也将提高。车轮的结构尺寸也将增加, 车轮变形将随结构尺寸增加而增大, 则可以更显著地改善车辆通过能力。

当车轮用于大型探测车辆承受更大载荷时, 为综合提高车辆的通过性能, 应遵循如下设计原则:①在车辆整体尺寸约束下应采用尽量大的车轮直径尺寸, 增大车轮接地面积、提高车辆越障能力和几何通过性能;②以所承受载荷力为边界条件经分析确定弹性片的厚度;③对于大型车辆其车轮尺寸较大, 可以适当增加弹性片的数量。此外, 本文提出的车轮结构和分析方法, 也可以应用于其他行星探测车中。

车轮行走直线速度为

v=r ω (1-sr) (8)

式中, ω为车轮转动角速度。

车轮实际滚动半径r在车轮变形后小于初始半径, 由于实际滚动半径变小, 将使探测车行驶速度降低, 但探测车在月球表面行走时, 存在地面遥操作的延时和数据传输速率限制, 探测车设计速度约为200m/h, 驱动电机需要极大的减速比才能满足要求, 因此, 车轮的弹性变形反而可以降低对电机减速器减速比的要求。

4 结束语

本文设计了一种弹性金属月球车车轮结构, 车轮由薄金属片构成具有质量较轻的优点, 发射时车轮收缩以节省运载火箭内有效载荷空间, 着陆后车轮展开, 在载荷重力作用下产生弹性变形, 增加车轮的接地面积。利用弹性轮胎的当量圆分析方法, 求解了在松软月壤中行走的挂钩牵引力, 用于预测探测车辆的行走性能。分析结果表明, 与同等尺寸的刚性金属轮相比, 车轮弹性变形可以提高挂钩牵引力, 因而可以提高月球车通过困难路面的能力。

摘要：设计了一种月球车弹性车轮, 这种结构的优点是, 在发射过程中车轮收缩可以节省所占火箭内部空间, 行走时车轮在重力载荷作用下产生弹性变形, 可以增大接地面积, 减小接地比压, 车轮可以吸收行走时的振动冲击, 起到弹性减振元件作用。通过有限元分析得到了载荷作用下的车轮变形, 借鉴车辆地面力学中对弹性轮胎的分析方法, 计算了车轮在月球表层松软土壤上行走时的挂钩牵引力, 并与同等尺寸的刚性车轮进行了对比, 分析表明弹性车轮结构将提高月球探测车行走性能。

弹性性能篇6

盾构管片接缝防水是盾构法隧道设计中至关重要的一个问题,接缝一旦发生渗漏,将严重影响隧道工程安全。弹性密封垫是盾构管片接缝常用的防水材料,主要靠接触面之间的接触力来抵抗外水压力。作为橡胶高分子材料,弹性密封垫在受挤压状态下的松弛不可避免,这会导致密封垫间的接触应力下降,进而导致防水能力的折减。因此,必须对密封垫的松弛性能进行检测,以保障其良好的长期防水性能。

1 橡胶材料松弛性能的检测现状

目前,国内测定橡胶材料的松弛性能主要有两类:1)测定橡胶试件的应力松弛,对应的标准为GB/T1685—2008《硫化橡胶或热塑性橡胶在常温和高温下压缩应力松弛的测定》;2)测定橡胶试件的永久变形,对应的标准为GB/T 7759—1996《硫化橡胶、热塑性橡胶常温、高温和低温下压缩永久变形测定》。

1.1 橡胶试件应力松弛的测定

GB/T 1685—2008主要采用的测试仪器为橡胶应力松弛仪,测定原理是在规定的试验温度下,将硫化橡胶或热塑性橡胶标准试样压缩到并保持在一恒定应变的状态下,测定压缩力的降低。

试样规格:1)圆柱形试样,Ⅰ型:Φ10±0.2 mm、高10±0.2 mm,Ⅱ型:Φ13±0.5 mm、高6.3±0.3 mm;2)环形试样(可采用旋转式切刀裁取):厚2±0.2 mm、内径15±0.2 mm、径向宽度2±0.2 mm。

1.2 橡胶试件永久变形的测定

GB/T 7759—1996是将已知高度的试件,在常温、高温和低温条件下,在规定的压缩率,经一定的压缩时间后,测定橡胶的变形量。测定原理:1)室温和高温试验:在标准温度条件下,将已知高度的试件,按压缩率要求压缩到规定的高度,在规定温度条件下,压缩一定时间,然后在标准温度条件下除去压缩,将试样在自由状态下,回复规定时间,测量试样的高度;2)低温试验:在标准温度条件下,将已知高度的试件,按压缩率要求压缩到规定的高度,在规定低温试验温度下,压缩一定时间,然后在相同低温下除去压缩,将试样在自由状态下回复,在低温下每隔一定时间测量试样的高度,得到一个试样高度与时间的对数曲线图,以此评价试样的压缩永久变形。

试样规格:1)A型:Φ29±0.5 mm、高12.5±0.5 mm的圆柱体;2)B型:Φ13±0.5 mm、高6.3±0.3 mm的圆柱体。

上述两种测试橡胶材料松弛性能的方法,均采用标准试件,而非成品密封垫。然而,实际工程中所使用的成品密封垫性能往往同标准试件存在一定差异,标准试件的检测不能真实反映密封垫松弛性能。急需新的测试方法及测试设备,用于成品密封垫松弛性能的测定。

2 早期密封垫成品的松弛检测

上海崇明越江隧道工程中,密封垫材料性能测试尝试使用密封垫闭合压缩试验装置(图1),每次测试时加压至闭合状态,同时读取传感器的读数。该方法得到的密封垫闭合压缩力随时间变化的曲线见图2。

分析图2中曲线,认为应力松弛主要发生在前8d,36 d后应力松弛基本达到稳定。应力变化速率为0.002 kN/h,应力松弛为25%。按照水密性设计1 MPa的要求,应力松弛25%,仍可以达到0.75 MPa的防水能力。

此种装置解决了成品密封垫的松弛检测问题,但仍存在明显缺陷:1)无法测定不同张开量条件下的松弛应力;2)无法反映密封垫之间接触面的压力变化;3)每个工况试验必须占用一个压缩试验装置,造成试验设备浪费严重。对试验装置优化改进势在必行。

3 密封垫松弛测试技术的改进及适用性验证

基于密封垫的闭合压缩试验装置,研究人员研制出一套密封垫松弛应力检测装置,该装置仿照压缩试验装置制成一套夹具,通过在夹具间放置垫片模拟不同开张量,并通过在密封垫间放置传感器,得到密封垫接触面的压力值(图3)。

通过试验,模拟2 mm,4 mm,6 mm三种张开量(维持28 d),测定密封垫接触面压应力随时间变化曲线(图4、图5),详细结果见表1。

分析图4、图5中曲线可以得出:1)夹具中密封垫松弛过程应力处于不断调整和自平衡的状态,因此测试结果存在一定的波动;2)25 d(600 h)后,密封垫的压应力趋于平缓,28 d后密封垫的松弛比例均在13%～15%之间(表1);3)对防水指标有重要参考意义的张开量6 mm的设计工况,28 d后,密封垫的接触应力约0.6 MPa,从理论上讲能够满足防水设计要求。

4 结语

本文基于密封垫的闭合压缩试验装置,研制出一套密封垫松弛应力检测装置,该装置通过在夹具间放置垫片模拟不同开张量,并通过在密封垫间放置传感器,得到密封垫接触面的压力值,能够更加准确地反映密封垫松弛性能,为隧道工程长期可靠的防水性能提供保障。

随着地铁、隧道等工程的大规模建设,盾构管片接缝长期防水问题必定会引起更多的关注,防水弹性密封垫松弛性能测定的研究也会更加深入。谨以此文,与业内人士共同探讨交流。

摘要：介绍了盾构隧道弹性密封垫松弛性能检测现状,并基于密封垫的闭合压缩试验装置,研制出一套密封垫松弛应力检测装置。该装置通过在夹具间放置垫片模拟不同开张量,并通过在密封垫间放置传感器,得到密封垫接触面的压力值,能够更加准确地反映密封垫的松弛性能,为隧道工程长期可靠的防水性能提供保障。

关键词：弹性密封垫,松弛性能检测,闭合压缩试验装置,松弛应力检测装置

参考文献

[1]全国橡标委橡胶物理和化学试验方法分会.GB/T1685—2008硫化橡胶或热塑性橡胶在常温和高温下压缩应力松弛的测定[S].北京:中国标准出版社,2008.

弹性性能篇7

在微小型设备中,对实现小范围内偏转的支承,不仅要求分辨率高,而且要求尺寸微型化。弹性铰链符合上述要求,其中部较为薄弱,在弯矩的作用下可以产生弹性角变形,弯矩去除后又能恢复到原形。与传统铰链相比,弹性铰链具有体积小、无机械摩擦、无间隙、无回退空程等优点[1]。1965年,Paros等[2]首次给出了圆弧形弹性铰链的简化计算公式。基于不同的运动精度和运动范围,目前国内外研究的弹性铰链几何转角结构除圆弧形外还有直梁形[3]、椭圆形[4]、抛物线形[5]、双曲线形[6]等。

目前,弹性铰链的研究方法普遍采用数值积分法和有限元方法,研究对象主要集中在单轴和双轴转动[7,8]。由于横截面惯性矩、极惯性矩等几何量的不同,单轴或双轴弹性铰链的理论推导结论对三轴弹性铰链一般不适用;而球铰链在科学研究以及工业生产中被使用的频率相当高。本文系统地对椭圆形弹性球铰链的柔度、精度以及疲劳强度进行理论推导和分析,旨在为弹性球铰链材料的选择以及结构参数的优化设计等提供理论依据。

1 柔度计算

柔度是评价弹性铰链最重要的性能参数之一,在保证强度的前提下,通常希望铰链具有大的柔度以确保较少的能量损耗。椭圆形弹性球铰链的模型如图1所示,其任一轴切面如图2所示。其中,a、b分别为椭圆的长短半轴长;e为弹性铰链中柔性部分长度的一半;t为弹性铰链中厚度的最小值;θm为铰链中椭圆广角的一半;O点、B点所在的横截面分别是铰链柔性部分的起始面和终止面,将它们分别看作为固定端和自由端;球铰链的转动中心A点所在的横截面是铰链上柔性部分的最薄处。

设铰链的轴线为X轴,原点选在O点。过铰链上任意点P的横截面的直径h(ϕ)以及面积A(ϕ)、惯性矩I(ϕ)、极惯性矩IP(ϕ)可以分别表示为

h(ϕ)=t+2b-2bcosϕ (1)

$A (ϕ) = \frac{1}{4} π h^{2} (ϕ)$ (2)

$Ι (ϕ) = \frac{1}{64} π h^{4} (ϕ)$ (3)

$Ι_{Ρ} (ϕ) = \frac{1}{32} π h^{4} (ϕ)$ (4)

在弹性球铰链的自由端作用弯矩M时,铰链会发生弯曲变形,表现为横截面绕其中性轴转动;作用扭矩T时,铰链会发生扭转变形,表现为各横截面之间绕铰链轴线相对转动了一个角度。为了定量地考察弹性球铰链的柔度特性,定义A、B两个横截面在单位弯矩下的转角差θAB表征弯曲柔度,截面B在单位扭矩下的转角φB表征扭转柔度。

应用卡氏第二定理,可以分别计算在弯矩M的作用下A、B截面绕其中性轴转动的角位移θA和θB:

式中,E为铰链材料的弹性模量;MA为在A截面虚加的弯矩。

根据定义,计算弹性球铰链的弯曲柔度:

$C_{w} = \frac{θ_{A B}}{Μ} = \frac{θ_{B} - θ_{A}}{Μ} = \frac{32 λ}{π E b^{3}} f (ε, θ_{m})$ (7)

应用卡氏第二定理,求解在扭矩T作用下截面B相对于固定端的扭转角:

$\begin{array}{l} φ_{B} = \int_{0}^{2 e} \frac{Τ (x)}{G Ι_{Ρ} (x)} \frac{\partial Τ (x)}{\partial Τ} d x = \\ \int_{- θ_{m}}^{θ_{m}} \frac{Τ a c o s ϕ}{G Ι_{Ρ} (ϕ)} d ϕ \frac{32 Τ λ}{π G b^{3}} f (ε, θ_{m}) (8) \end{array}$

式中,G为铰链材料的切变模量。

计算弹性球铰链的扭转柔度:

$C_{n} = \frac{φ_{B}}{Τ} = \frac{32 λ}{π G b^{3}} f (ε, θ_{m})$ (9)

2 精度计算

由于弹性铰链是通过弹性变形来实现铰链运动的,施加在铰链上的广义力会导致铰链中心点偏离其几何中心,进而影响弹性铰链的精度。当在铰链的自由端作用弯矩M时,中心点A会产生一个挠度ωA,定义单位弯矩下的挠度为弯曲精度;当在铰链的自由端作用拉力F时,中心点A会偏移一段距离ΔA,定义单位拉力下的偏移为拉伸精度。

应用卡氏第二定理,计算在弯矩M作用下A点挠度:

$\begin{array}{l} ω_{A} = \int_{0}^{2 e} \frac{Μ (x)}{E Ι (x)} \frac{\partial Μ (x)}{\partial F} d x = \\ \int_{- θ_{m}}^{θ_{m}} \frac{Μ (ϕ)}{E Ι (ϕ)} \frac{\partial Μ (ϕ)}{\partial F} |_{(F = 0)} a \cos ϕ d ϕ = \\ \int_{- θ_{m}}^{0} \frac{Μ (- a s i n ϕ) a c o s ϕ}{E \frac{π}{64} (t + 2 b - 2 b c o s ϕ)^{4}} d ϕ = \frac{64 Μ λ^{2}}{E π b^{2}} g (ε, θ_{m}) (10) \end{array}$

$g (ε, θ_{m}) = \int_{0}^{θ_{m}} \frac{\sin ϕ \cos ϕ}{(ε + 2 - 2 \cos ϕ)^{4}} d ϕ$

计算弹性球铰链的弯曲精度:

$Ρ_{w} = \frac{ω_{A}}{Μ} = \frac{64 λ^{2}}{E π b^{2}} g (ε, θ_{m})$ (11)

在拉力F作用下,计算A点偏移量:

$\begin{array}{l} Δ_{A} = \int_{0}^{2 e} \frac{F_{Ν} (x)}{E A (x)} \frac{\partial F_{Ν} (x)}{\partial F_{A}} d x = \\ \int_{- θ_{m}}^{0} \frac{F + F_{A}}{E A (ϕ)} |_{(F_{A} = 0)} a \cos ϕ d ϕ = \frac{4 F λ}{E π b} k (ε, θ_{m}) (12) \end{array}$

$k (ε, θ_{m}) = \int_{0}^{θ_{m}} \frac{\cos ϕ}{(ε + 2 - 2 \cos ϕ)^{2}} d ϕ$

计算弹性球铰链的拉伸精度:

$Ρ_{l} = \frac{Δ_{A}}{F} = \frac{4 λ}{E π b} k (ε, θ_{m})$ (13)

3 柔度精度比

由式(7)、式(9)、式(11)、式(13)可以看出:弹性球铰链的柔度和精度往往是矛盾的,很难同时保证两个指标都高。例如,椭圆的长短半轴之比越大,则铰链的柔度越大,但精度会越低。为了兼顾柔度和精度,本文提出一个全新的概念:将弹性球铰链的柔度精度比作为评价弹性球铰链性能的综合指标,并记作V。定义

$V = \frac{C_{w} C_{n}}{Ρ_{w} Ρ_{l}}$ (14)

显然,V值越大,表征弹性球铰链的综合性能越好。将式(7)、式(9)、式(11)、式(13)代入式(14),得到弹性球铰链柔度精度比的解析表达式:

$V = \frac{4 E}{λ b^{3} G} J (ε, θ_{m})$ (15)

$J (ε, θ_{m}) = \frac{f^{2} (ε, θ_{m})}{g (ε, θ_{m}) k (ε, θ_{m})}$

借助于Mathematica软件强大的符号运算以及绘图功能,绘制二元函数J(ε,θm)的曲面图,如图3所示,其中,ε、J(ε,θm)均是量纲一参量。

在保证强度的前提下,根据式(15)和图3可以分析得到,椭圆形弹性球铰链的材料特性以及结构参数与其综合性能满足如下关系:

(1)材料的弹性模量越大、切变模量越小,则弹性球铰链的综合性能越好。

(2)椭圆长短半轴之比越小,则铰链的综合性能越好,即圆弧形弹性球铰链的综合性能比椭圆形的综合性能好。

(3)铰链最小厚度与椭圆短半轴之比越大,则其综合性能越差;但当此比例大于0.8时,最小厚度对球铰链性能的影响不再明显。

(4)铰链的广角越大,则其综合性能越差;但当广角大于2.5rad(即θm>1.25rad)时,其对球铰链性能的影响不再明显。

(5)弹性球铰链的几何尺寸越小,则其综合性能越好。

4 疲劳强度校验

上文通过理论推导,在满足强度的前提下,得到了关于椭圆形弹性球铰链优化设计的5个结论。然而,弹性球铰链通常工作于交变应力环境下,为了使其不发生疲劳破坏,有必要推导出铰链疲劳强度的校验公式。显然,铰链的危险截面是厚度最小的横截面A。在自由端同时作用弯矩M、拉力F和扭矩T时,危险截面上距离中性轴最远处的应力值最大,其最大正应力σmax和最大切应力τmax分别为

$σ_{\max} = \frac{32 Μ}{π t^{3}} + \frac{4 F}{π t^{2}}$ (16)

$τ_{\max} = \frac{16 Τ}{π t^{3}}$ (17)

根据第三强度理论以及疲劳强度的经验公式[9],可以推导出在同步的拉弯扭组合对称循环交变应力作用下弹性球铰的疲劳强度校验公式:

$n_{σ τ} = \frac{n_{σ} n_{τ}}{\sqrt{n_{σ}^{2} + n_{τ}^{2}}} \geq n$ (18)

$n_{σ} = \frac{σ_{- 1}}{\frac{k_{σ}}{ε_{σ} β} σ_{\max}} n_{τ} = \frac{τ_{- 1}}{\frac{k_{τ}}{ε_{τ} β} τ_{\max}}$

式中,nσ τ、nσ、nτ分别为弹性铰链在组合交变应力、正应力、切应力下的工作安全系数;n为人为规定的弹性铰链工作安全系数;σ-1、τ-1分别为正应力和切应力的疲劳极限;kσ、kτ分别为应力集中对正应力和切应力的影响系数;εσ、ετ分别为弹性铰链的几何尺寸对正应力和切应力的影响系数,β为材料表面加工的影响系数。

由式(16)～式(18),可以计算得到弹性球铰链疲劳强度的校验公式:

$\frac{π^{2} β^{2} t^{6}}{[\frac{k_{τ}}{ε_{τ} τ_{- 1}} (16 Τ)]^{2} + [\frac{k_{σ}}{ε_{σ} σ_{- 1}} (32 Μ + 4 F t)]^{2}} \geq n^{2}$ (19)

施加在弹性球铰链自由端的广义力、铰链的材料特性、最小厚度以及加工工艺等满足不等式(19)时,铰链才能够经受至少107次交变载荷的作用而不产生断裂现象。可见,在设计弹性球铰链时不能只是一味地追求柔度、精度等性能,而不考虑其疲劳强度。

5 应用实例

为了使弹性球铰链具有良好的转动性能,依据第3节最后所得到的第一个结论,设计时应选用弹性模量大而切变模量小的材料。在产品的设计阶段,除了材料的选择之外,设计人员还面临一个合理确定各尺寸参数的难题。例如,在设计椭圆形弹性球铰链时,有几组尺寸参数可供选择,表1列出了其中的4组选择方案。

依据第3节最后所得到的后4个结论,可以对表1中的4组方案做出优劣判断,其中,方案4的弹性球铰链的转动性能最优。确定尺寸参数之后,再根据铰链的材料特性、表面加工处理工艺、作用在铰链上的载荷以及不等式(19)对弹性球铰链的疲劳强度进行校验。如果不等式成立,则该方案满足设计要求;否则,应增大最小厚度t,直到不等式(19)成立为止。这样,设计出来的椭圆形弹性球铰链一定是最优的。

6 结束语

本文系统地研究了椭圆形弹性球铰链的转动能力和转动精度, 以力学卡氏第二定理为理论基础,通过引入中间变量,并将椭圆的离心角作为积分变量,推导出弹性球铰链弯曲柔度、扭转柔度、弯曲精度以及拉伸精度的解析表达式。提出弹性球铰链柔度精度比的概念,给出了其定义表达式,并以此作为评价弹性铰链综合性能的指标;通过计算得到了在满足强度的前提下提高该指标的措施,即铰链应选用弹性模量大、切变模量小的材料;椭圆广角、椭圆长短半轴之比以及铰链最小厚度与椭圆短半轴之比都应尽可能小。推导了弹性球铰链疲劳强度的校验公式,用于检验设计出的铰链能否满足工作需求。最后,通过一个应用实例介绍了弹性球铰链的详细设计过程。

参考文献

[1]Yeh H C,Ni W T,Pan S S.Digital Closed-loopNanopositioning Using Rectilinear Flexure Stageand Laser Interferometry[J].Control EngineeringPractice,2005,13:559-566.

[2]Paros J M,Weisboro L.How to Design FlexureHinges[J].Machine Design,1965,37:151-157.

[3]秦宇,冯之敬.直梁型柔性铰链制造误差对刚度性能影响的建模与分析[J].中国机械工程,2008,19(18):2182-2185.

[4]陈贵敏,韩琪.深切口椭圆柔性铰链[J].光学精密工程,2009,17(3):570-575.

[5]Nicolae L,Jeffrey S N,Edward O M,et al.Parabolicand Hyperbolic Flexure Hinges:Flexibility,MotionPrecision and Stress Characterization Based onCompliance Closed-form Equations[J].PrecisionEngineering,2002,26:183-192.

[6]Nicolae L,Jeffrey S N,Ephrahim G.Design of Sym-metric Conic-section Flexure Hinges Based onClosed-form Compliance Equations[J].Mechanismand Machine Theory,2002,37:477-498.

[7]吴鹰飞,周兆英.柔性铰链转动刚度计算公式的推导[J].仪器仪表学报,2004,25(1):125-128.

[8]Awtar S,Slocum A H,Sevincer E.Characteristics ofBeam-based Flexure Modules[J].ASME Journalof Mechanical Design,2007,129(6):625-639.

不确定系统的弹性保性能控制器设计篇8

目前,对于控制器中可结构化的不确定性研究已经成为控制领域的热点。传统的鲁棒控制器的设计方法只考虑了系统参数和外界扰动的不确定性,而没有考虑控制器增益本身存在的不确定性,这就要求控制器有高精度且能够准确实现。当控制器增益有摄动时,这种方法就会表现出高度的脆弱性,使闭环系统的性能下降,甚至稳定性遭到破坏。所以如何设计出不确定系统的弹性控制器来保证系统的稳定运行是目前亟需解决的问题。近年来对不确定性系统的鲁棒保性能控制器的研究已经取得了许多成果[1,2,3],并在一些工程领域中获得了成功的应用,但对弹性保性能控制的研究还很少。而且,目前绝大多数弹性保性能控制器的设计没有考虑系统参数的不确定性[4]或仅限于状态矩阵的不确定性[5,6,7],对状态矩阵和控制输入矩阵同时存在不确定性的弹性控制器的研究更少[8,9]。在实际的系统中,不确定性是普遍存在的,而且系统的不确定性不只局限在状态矩阵中。

针对控制器增益存在加法式摄动的情形,对状态矩阵和控制输入矩阵,都存在范数有界参数不确定性系统的状态反馈弹性保性能控制器的设计问题。首先给出了不确定系统的状态反馈弹性保性能控制的定义。在此基础上,基于线性矩阵不等式(LMI)方法,研究了不确定系统的状态反馈弹性保性能控制器的设计。给出了弹性保性能控制器存在的充分必要条件和设计方法。并以线性矩阵不等式的可行解,给出了弹性保性能控制器和相应的闭环性能指标上界J*的显示表达式。最后,用发动机转速控制的数值算例和仿真验证了该方法的可行性。

1 状态反馈鲁棒保性能控制器的描述及基础知识

考虑由以下状态方程描述的一类线性不确定系统

式(1)中x(t)∈Rn是系统的状态向量;u(t)∈Rm是控制输入;A,B是具有适当维数的已知实常数矩阵,ΔA(t),ΔB(t)是适当维数的不确定矩阵函数,表示了系统模型中的参数不确定性。假定所考虑的参数不确定性是范数有界的,且具有以下的形式

[ΔA(t) ΔB(t)]=MaF(t)[NaNb] (2)

式(2)中Ma,Na,Nb是适当维数的已知实常数矩阵,它们反应了不确定性的结构信息,F(t)是一个未知矩阵,它可以是时变的,且满足

FT(t)F(t)≤I。

对系统式(1),定义二次型性能指标

J=∫∞0[xT(t)Qx(t)+uT(t)Ru(t)]dt (3)

式(3)中Q,R是给定的对称正定加权矩阵。

关于系统的保性能控制,引进以下的定义:

定义1[3] 对系统式(1)和性能指标式(3),如果存在一个控制律u(t)和一个正数J*,使得对所有允许的不确定性,闭环系统是渐进稳定的;且闭环性能指标值满足J≤J*,则J*称为不确定系统式(1)的一个性能上界,u(t)称为不确定系统式(1)的一个保性能控制律。

保性能控制律不仅使得不确定闭环系统是鲁棒渐近稳定的,而且还使得不确定闭环系统具有一定的鲁棒性能。

以下引理1给出了状态反馈保性能控制律的存在条件。

引理1[3] 对不确定系统式(1)和性能指标式(3),如果存在对称正定矩阵P和矩阵K,使得对所有允许的不确定性

则控制律u(t)=Kx(t)是不确定系统式(1)的一个状态反馈保性能控制律,相应的一个系统性能指标上界是J*=xT0Px0。

引理 2[6]M,F,N是适当维数的实矩阵,且F满足FTF≤I,则对于任意的

α>0,MFN+NTFTMT≤αMMT+α-1NTN。

引理3[10] 设A,H,E,F是适当维数的实矩阵,且有 FTF≤I,如果存在矩阵P>0和标量ε>0,满足P-εHHT>0,则

引理4[11] 对于适当维数的矩阵Y,H,F,E,其中Y是对称矩阵,F满足FTF≤I,则

Y+HFE+ETFTHT<0成立,当且仅当存在常数ε>0,使得Y+εHHT+ε-1ETE<0。

考虑如下形式的状态反馈弹性保性能控制器

x(t)=[K+ΔK(t)]x(t) (5)

式(5)中,K是要设计的状态反馈控制器增益,ΔK是满足式(6)的加法式控制器增益摄动

ΔK=MF1(t)N (6)

式(6)中:M,N是已知的实常数矩阵,F1(t)是不确定的实时变矩阵,且满足

FT1(t)F1(t)≤I。

系统式(1)与状态反馈弹性控制器式(5)形成的闭环系统如式(7)。

$\dot{x} (t) = [\bar{A} + Δ \bar{A} (t)] x (t) (7)$

式(7)中:

$\bar{A} = A + B Κ, Δ \bar{A} = (Δ A + Δ B Κ) + (B + Δ B) Δ Κ (8)$

2 基于LMI的状态反馈弹性保性能控制器的设计

这一节基于线性矩阵不等式方法,就控制器增益存在加法式摄动的情况,讨论不确定系统式(1)的形如式(5)的状态反馈弹性保性能控制问题。

定理1 对不确定系统式(1)和性能指标式(3),如果存在对称正定矩阵P和矩阵K,使得对所有允许的不确定性,

$\begin{array}{l} Ρ (\bar{A} + Δ \bar{A}) + (\bar{A} + Δ \bar{A})^{Τ} Ρ + (Κ + Δ Κ)^{Τ} R (Κ + \\ Δ Κ) + Q < 0 (9) \end{array}$

则控制律u(t)=(K+MF1N)x(t)是不确定系统(1)的一个状态反馈弹性保性能控制律,相应的一个系统性能指标上界是J*=xT0Px0。

证明过程可参考文献[3]中引理1的证明过程,略。

定理1中包含了不确定矩阵F,F1;因此,要检验对所有允许的不确定性矩阵F,F1,矩阵不等式(9)都成立仍然是一件困难的工作,下面将给出这一条件的一个等价刻画。

定理2 对不确定系统式(1)和性能指标式(3),如果存在对称正定矩阵P和矩阵K,使得对所有允许的不确定性,矩阵不等式(9)成立当且仅当存在对称正定矩阵X和矩阵Y以及标量ε1>0,ε2>0,使得下列线性矩阵不等式

$\begin{array}{l} [\begin{matrix} Ξ & X Ν_{a}^{Τ} + Y^{Τ} Ν_{b}^{Τ} & ε_{1} B Μ & X Ν^{Τ} & Y^{Τ} & X Q & 0 \\ * & - ε_{1} Ι & 0 & 0 & 0 & 0 & 0 \\ * & * & - ε_{1} Ι & 0 & 0 & 0 & ε_{1} Μ^{Τ} Ν_{b}^{Τ} \\ * & * & * & - \frac{1}{2} ε_{1} Ι & 0 & 0 & 0 \\ * & * & * & * & - (R^{- 1} - ε_{1} Μ Μ^{Τ}) & 0 & 0 \\ * & * & * & * & * & - Q & 0 \\ * & * & * & * & * & * & - ε_{2} Ι \end{matrix}] \\ < 0 (10) \end{array}$

式(10)中:

Ξ=AX+BY+XAT+YTBT+(ε1+ε2)MaMTa,X=P-1,Y=KP-1。如果线性矩阵不等式(10)有一个可行解,则控制器增益K=YX-1,u(t)=(K+MF1N)x(t)是不确定系统(1)的一个状态反馈弹性保性能控制律,相应的系统性能上界是J*=xT0X-1x0。

证明:由引理2知

$\begin{array}{l} Ρ Δ \bar{A} + Δ \bar{A}^{Τ} Ρ = \\ Ρ Μ_{a} F (Ν_{a} + Ν_{b} Κ) + (Ν_{a} + Ν_{b} Κ)^{Τ} F^{Τ} (Ρ Μ_{a})^{Τ} + \\ Ρ (B + Δ B) Μ F_{1} Ν + Ν^{Τ} F_{1}^{Τ} [Ρ (B + Δ B) Μ]^{Τ} \leq \\ ε_{1} Ρ Μ_{a} Μ_{a}^{Τ} Ρ + ε_{1}^{- 1} (Ν_{a} + Ν_{b} Κ)^{Τ} (Ν_{a} + Ν_{b} Κ) + \\ ε_{1} Ρ (B + Δ B) Μ Μ^{Τ} (B + Δ B)^{Τ} Ρ + ε_{1}^{- 1} Ν^{Τ} Ν 。 \end{array}$

由引理3知

应用矩阵的Schur补性质,得式(9)成立的充分必要条件是

$\begin{array}{l} [\begin{matrix} Σ & (Ν_{a} + Ν_{b} Κ)^{Τ} & Ρ (B + Δ B) Μ & Ν^{Τ} & Κ^{Τ} & Q \\ * & - ε_{1} Ι & 0 & 0 & 0 & 0 \\ * & * & - ε_{1}^{- 1} Ι & 0 & 0 & 0 \\ * & * & * & - \frac{1}{2} ε_{1} Ι & 0 & 0 \\ * & * & * & * & - (R^{- 1} - ε_{1} Μ Μ^{Τ}) & 0 \\ * & * & * & * & * & - Q \end{matrix}] \\ < 0 (11) \end{array}$

式(11)中 $Σ = Ρ \bar{A} + \bar{A}^{Τ} Ρ + ε_{1} Ρ Μ_{a} Μ_{a}^{Τ} Ρ$ 。

。

式(11)等价于

即

由引理4得,式(12)成立当且仅当存在常数ε2>0,使得

对上式继续应运Schur补定理得

$\begin{array}{l} [\begin{matrix} Σ_{0} & (Ν_{a} + Ν_{b} Κ)^{Τ} & Ρ B Μ & Ν^{Τ} & Κ^{Τ} & Q & 0 \\ * & - ε_{1} Ι & 0 & 0 & 0 & 0 & 0 \\ * & * & - ε_{1}^{- 1} Ι & 0 & 0 & 0 & Μ^{Τ} Ν_{b}^{Τ} \\ * & * & * & - \frac{1}{2} ε_{1} Ι & 0 & 0 & 0 \\ * & * & * & * & - (R^{- 1} - ε_{1} Μ Μ^{Τ}) & 0 & 0 \\ * & * & * & * & * & - Q & 0 \\ * & * & * & * & * & * & - ε_{2} Ι \end{matrix}] \\ < 0 (13) \end{array}$

式(13)中 $Σ_{0} = Ρ \bar{A} + \bar{A}^{Τ} Ρ + (ε_{1} + ε_{2}) Ρ Μ_{a} Μ_{a}^{Τ} Ρ$ 。

给式(13)的左边矩阵分别左乘和右乘矩阵diag[P-1I ε1I I I I I],并令X=P-1,Y=KP-1,则矩阵不等式(13)和线性矩阵不等式(10)等价。

引入李雅普诺夫函数

V(x(t))=xT(t)Px(t)。

沿闭环系统式(7)的任意轨线,V(x)关于时间的导数是

$\begin{array}{l} \dot{V} (x) = x^{Τ} (t) (\bar{A} + Δ \bar{A})^{Τ} Ρ x (t) + x (t)^{Τ} Ρ (\bar{A} + \\ Δ \bar{A}) x (t) = x^{Τ} (t) [(\bar{A} + Δ \bar{A})^{Τ} Ρ + Ρ (\bar{A} + \\ Δ \bar{A})] x (t) < - x^{Τ} (t) \times [Q + (Κ + Δ Κ)^{Τ} R (Κ + Δ Κ)] x (t) 。 \end{array}$

由上式可知

对式(14)两边在t∈[0,∞)上积分

由式(3)得

V(x(0))-V(x(∞))≥J (15)

当t→∞时, V(x(t))→0,式(15)等价为

J≤xTo(t)Pxo(t)。

因为P=X-1,所以上式可变形为J*≤xToX-1xo。

定理2得证。

3 算例及仿真结果

考虑某双转子涡喷发动机的弹性保性能控制问题,结合实际情况,取发动机高压转子转速nH和低压转子转速nL作为状态变量,燃油供油量qm,f和尾喷口面积A8作为控制量,发动机的动态模型为

$\dot{x} = (A + Δ A) x (t) + (B + Δ B) u (t)$ 。

式中:表示航空发动机模型的不确定性,在飞行高度H=0、飞行马赫数Ma=0、发动机处于最大工作状态时

飞行包线范围内其它各点的模型看作是相对于标称模型的不确定性,反应该不确定性的结构矩阵为:

选取权矩阵

初始状态

控制器增益有加法式摄动时,其中

用MATLAB软件中的LMI工具箱解不等式(10)得

tmin=-0.001<0,则线性矩阵不等式(10)是可行的,进而得到可行解

$\begin{array}{l} X = [\begin{matrix} 0.771 2 & 0.266 6 \\ 0.266 6 & 1.897 8 \end{matrix}], \\ Y = [\begin{matrix} - 0.005 5 & 0.018 3 \\ - 0.017 2 & 0.056 4 \end{matrix}], \\ ε_{1} = 0.626 0, ε_{2} = 0.247 0 。 \end{array}$

根据定理2可得弹性控制器的增益和相应的性能指标上界分别为

图1,图2,图3分别表示了发动机在弹性控制作用下,高压转子转速x1(t)和低压转子转速x2(t)在初始状态分别为x1(t)=0,x2(t)=1和x1(t)=1,x2(t)=0以及x1(t)=1,x2(t)=1时的状态响应。图4,图5,图6分别表示了发动机在鲁棒控制作用下,高压转子转速x1(t)和低压转子转速x2(t)在初始状态分别为x1(t)=0,x2(t)=1和x1(t)=1,x2(t)=0以及x1(t)=1,x2(t)=1时的状态响应。

(1)从仿真结果图1、图2、图3可以看出,当状态矩阵和控制输入矩阵的不确定性以及控制器的增益摄动相同,初始条件不同时,在设计的弹性控制器作用下,系统的状态响应曲线都能较快地进入稳定状态,超调量小,调整时间较短,这证明了所设计的控制器确实是可行的。

(2)两种控制器在转速x1(t)=0,x2(t)=1和x1(t)=1,x2(t)=0以及x1(t)=1,x2(t)=1时的状态响应曲线分别如图1和图4,图2和图5,图3和图6。通过对以上三组曲线的对比可以看出,两种控制器的状态矩阵和控制输入矩阵的不确定性以及控制器的增益摄动相同时,在控制器增益摄动的影响下,常规鲁棒控制器的状态响应对增益摄动较为敏感,超调量变大,调节时间变长,闭环性能下降。而弹性控制器的状态响应曲线能更快的进入稳定状态,调节时间比鲁棒控制器的调节时间短,使系统具有良好的抗控制器增益波动的能力,这证明了所设计的控制器确实是弹性的。

4 结论

讨论了控制器增益具有加法式摄动的范数有界不确定性系统的状态反馈弹性保性能控制问题。采用线性矩阵不等式的方法,将弹性控制器的设计问题转化为线性矩阵不等式可行解的问题,用线性矩阵不等式给出了弹性控制器存在的充分必要条件,并以线性矩阵不等式的可行解给出了控制器增益的显示表达式,同时给出了弹性保性能控制器的设计。解决了鲁棒控制中的脆性问题。结果都以LMI的形式给出,可以通过MATLAB软件中的LMI工具箱简便求解。双转子涡喷发动机转速控制的数值算例和仿真结果验证了所提出的方法是可行的。

参考文献

[1] Fridman E,haked U.Stability and guaranteed cost control of uncer-tain discrete delay systems.Int.J.Con-trol,2005;78(4):235—246

[2]王岩,张庆灵.不确定广义系统动态输出反馈鲁棒H∞控制器设计.控制与决策,2002;17(6):948—951

[3]俞立.鲁棒控制-线性矩阵不等式处理方法.北京:清华大学出版社,2002

[4] Yang G H,Wang J L,SOH Y C,et al.Guaranteed cost control fordiscrete-time linear systems under controller gain perturbations.Line-ar Algebra and its Applications,2000;312:161—180

[5] Yue D,Lam J.Non-fragile guaranteed cost control for uncertain de-scriptor systems with time-varying state and input delays.OptimalControl Applications and Methods,2005;26:85—105

[6] Mahmoud M S.Resilient control of uncertain dynamical systems.Berlin:Springer Verlag,2004

[7]关新平,邬晶,龙承念,等.不确定时滞系统保性能弹性控制器的设计.控制理论与应用,2003;20(4):619—622

[8] Yee J S,Yang G H,Wang J L,et al.Non-fragile guaranteed costcontrol for discrete-time uncertain linear systems.International Jour-nal of Systems Science,2001;32(7):845—853

[9] Kim J H.Delay-dependent robust and non-fragile guaranteed costcontrol for uncertain singular systems with time-varying state and inputdelays.International Journal of Control,Automation,and Systems,2009;7(3):357—364

[10]王中凤,张高民,王玉芬,等.不确定时滞广义系统的鲁棒弹性控制.科学技术与工程,2009;9(18):5521—5525

弹性性能篇9

随着轨道交通线路的长期运营, 轨道结构所产生的振动和噪声问题越来越突出。对城市轨道交通既有线路采用何种合理与有效的减振措施是地铁运营管理部门急需解决的工程问题。通过对既有线路不同轨道结构的减振性能进行现场测试, 根据比较分析试验结果, 提出弹性扣件轨道的基于钢轨调谐质量系统的“线”“面”式减振措施。1) 普通高弹性扣件轨道减振。弹性扣件轨道结构中, 具有不同动力参数的弹性扣件的应用无疑是影响轨道结构减振性能的主要因素。2) “线”式减振。弹性扣件轨道结构中, 可将“钢轨”看作一条“线”, 通过在钢轨扣件处定距增加钢轨调谐质量构成钢轨调谐质量系统, 改善弹性扣件轨道结构系统的减振性能[1,2]。3) “面”式减振。弹性扣件轨道结构中, 可以在钢轨上附加壳面质量, 将钢轨附加的质量构成面式结构, 这种减振的措施称为“面”式减振。通过落轴冲击[3,4]有限元模型, 模拟不同轨道结构的动力响应。

1 弹性扣件轨道三种改造模型及参数设计

车轮模型采用辐条式车轮使用Plane42单元进行模拟, 网格划分采用映射方式, 四边形网格形状。车轮毂厚度a=0.062 7 m, 直径d=1.25 m, 轴重1.2 t。车轮的落轴高度取20 mm, 能够较好的模拟车轮在轨道不平顺状态下弹起, 被一系悬挂弹向轨道的冲击荷载[5,6,7]。

1.1 高弹性扣件轨道结构

高弹性扣件轨道结构模型如图1所示, 通过改变扣件刚度研究动力性能的影响。基本参数如下:1) 钢轨采用60轨:质量m=60.64 kg/m、截面面积A=77.45 cm2、弹性模量E=210 GPa、泊松比μ=0.3、计算长度25 m;ANSYS模型中采用Solid45单元模拟钢轨实体;2) 扣件刚度取6 k N/mm, 25 k N/mm, 50 k N/mm, 阻尼7.5e4N·s/m, 运用Combin14单元模拟。

1.2 调谐质量“线”式结构

弹性扣件轨道“线”式结构落轴冲击模型如图2所示。在每个扣件的钢轨处附加调谐质量块, 扣件垂向刚度分别取6 k N/mm, 25 k N/mm与50 k N/mm, 阻尼均为7.5e4N·s/m。质量单元分别取15 kg, 30 kg与50 kg, 质量单元和钢轨的连接采用Combin14弹簧单元模拟, 为保证质量单元的稳固连接, 该处橡胶连接刚度取大值200e6k N/mm。

1.3 调谐质量“面”式结构

弹性扣件轨道“面”式结构落轴冲击模型如图3所示, 质量系统采用壳结构, 板连续设置, 两轨中间板宽1.35 m, 钢轨两端质量板各宽0.5 m, 板厚120 mm, 采用Shell63单元进行模拟;扣件刚度取6 k N/mm, 25 k N/mm与50 k N/mm。质量单元和钢轨的连接运用弹簧模拟, 弹簧单元使用Combin14单元。同样, 为保证质量单元的稳固连接, 钢轨中间及两边的质量与钢轨的链接用较大刚度的弹簧单元, 横向及垂向均进行固定连接, 刚度设置为较大值200e6k N/mm。

2 计算结果分析

2.1 高弹性扣件轨道减振结果

高弹性扣件轨道的落轴冲击动力响应如图4与图5所示。各动力响应结果最大值列于表1, 对其分析可知, 在保持同一落高 (20 mm) 下, 随着扣件刚度由6 k N/mm至25 k N/mm再增至50 k N/mm时, 钢轨最大位移从1.225 mm至1.106 mm再到0.940 mm逐渐减小;而扣件支座反力随着扣件刚度的增加而增加, 相应的最大扣件支座反力分别为44.534 k N, 63.721 k N, 84.472 k N。

分析落轴冲击动力响应结果可知 (见图6) , 对于铺设普通弹性扣件轨道结构的线路, 较为经济可行的既有线减振改造措施为降低扣件刚度, 利用高弹性扣件, 使得扣件支座反力随之减小, 从而降低传递至道床基础的作用力, 起到一定的轨道结构减振效果。但钢轨位移将随着扣件刚度的减小而增加, 会对线路不平顺与钢轨磨耗产生一定程度的影响。

2.2 调谐质量“线”式减振结果

钢轨调谐质量为15 kg时, 弹性扣件轨道“线”式结构落轴冲击动力响应如图7 (钢轨位移) 与图8 (扣件支座反力) 所示, 相应落轴冲击动力响应的最大值列于表2。分析弹性扣件轨道“线”式结构钢轨调谐质量改变对落轴冲击动力响应的影响可知 (见图9) , 对于采用钢轨调谐质量系统的弹性扣件轨道“线”式结构, 当保持扣件刚度不变时, 改变调谐质量的大小, 钢轨最大位移和支座反力等动力响应随着钢轨调谐质量的增加而减小, 但变化幅度较小;而在钢轨调谐质量一定时, 弹性扣件轨道“线”式结构的钢轨位移随着扣件刚度的增加而减小, 支座反力则随着扣件刚度的增加而显著增加。

结果分析表明, 对于采用调谐质量系统的弹性扣件轨道“线”式结构, 钢轨上加入调谐质量能在一定程度上降低扣件支座反力, 但在钢轨调谐质量和扣件刚度共同作用时, 扣件刚度对轨道结构产生的动力影响远大于钢轨调谐质量所产生的影响 (见图10) 。因此, 在改造地铁既有线路减振性能时, 增加钢轨调谐质量, 同时保持较低的扣件刚度值, 会达到较好的轨道结构减振效果。相比之下, 由于扣件刚度对整个轨道结构系统的减振特性影响较大, 对于弹性扣件轨道“线”式减振结构, 应确保扣件采用较低的刚度, 从而能够为轨道结构提供弹性与产生较好的减振性能。

2.3 调谐质量“面”式减振结果

弹性扣件轨道“面”式结构 (通过钢轨之间及两边附加质量) 的落轴冲击动力响应如图11与图12所示, 不同扣件刚度下各动力响应结果最大值列于表3。分析弹性扣件轨道“面”式结构落轴冲击动力响应的影响可知 (见图13) , 随着扣件刚度的增加, 钢轨位移逐渐减小, 而扣件支座反力逐渐增加, 变化幅度较为明显。

对钢轨上附加质量的弹性扣件轨道“面”式结构进行落轴冲击计算模拟时, 钢轨位移和扣件支座反力的峰值出现时间比普通扣件轨道和基于调谐质量阻尼系统的弹性扣件轨道的峰值出现时间延迟0.2 s, 说明钢轨上附加质量后, 延缓了整个轨道结构系统对于振动冲击的响应。与弹性扣件轨道“点”式与“线”式结构相比, 弹性扣件轨道“面”式结构在落轴冲击作用下产生的钢轨位移和扣件支座反力等动力响应均小于前述两种模型。因此, 弹性扣件轨道“面”式结构减小了扣件支座反力, 降低了传递至道床基础的作用力, 具有较好的轨道结构减振性能;同时, 对线路不平顺与钢轨磨耗的发展起到了一定的缓解作用。

3 结语

本文通过建立落轴冲击有限元模型, 计算分析了地铁既有线弹性扣件轨道结构的动力响应, 并对不同轨道结构的减振模型进行了动力性能对比。

对于弹性扣件轨道通过更换扣件的措施, 将原有扣件换为高弹性扣件, 较为经济可行的既有线减振改造措施为采用高弹性扣件, 降低传递至道床基础的作用力, 达到较好的轨道结构减振效果。对于采用调谐质量系统的弹性扣件轨道“线”式结构, 在改造地铁既有线路减振性能时, 增加钢轨调谐质量, 同时保持较低的扣件刚度值, 能够使轨道结构产生较好的减振性能。与弹性扣件轨道“线”式结构相比, 对钢轨上附加质量的弹性扣件轨道“面”式结构由于减小了扣件支座反力, 降低了传递至道床基础的作用力, 具有较好的轨道结构减振性能;通过对落轴冲击动力响应的分析, 对线路不平顺与钢轨磨耗的发展起到了一定的缓解作用。

参考文献

[1]于春华.城市轨道交通减振设计与研究[J].铁道工程学报, 2009 (4) :77-79.

[2]马丰伟.复杂隔振系统振动传递特性研究[D].济南:山东大学, 2006.

[3]朱剑月, 练松良.轨道结构落轴冲击动态响应有限元分析[J].铁道学报, 2005, 27 (3) :76-79.

[4]耿传智, 王伟鹏.地铁弹性扣件减振性能的落轴冲击仿真分析[J].振动与冲击, 2010, 29 (3) :113-117.

[5]朱剑月, 练松良.弹性支承块轨道结构落轴冲击动力性能分析[J].中国铁道科学, 2006, 27 (3) :22-27.

[6]董国宪.高架轨道交通浮置板轨道减振降噪性能研究[D].上海:同济大学, 2007.

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