抗冲击性能（共7篇）
抗冲击性能 篇1
再生混凝土技术就是将废弃的混凝土进行破碎、清洗、分级, 按一定比例混合成为再生骨料, 并将其部分或全部替代天然骨料配置混凝土, 应用到新的建筑物中[1]。再生混凝土基本能够满足普通混凝土的性能要求, 可广泛应用于工程结构中。但是, 再生骨料在制备过程中, 经过机械的破碎和骨料之间的相互碰撞, 导致再生骨料表面和内部存在裂缝等缺陷, 影响再生骨料的强度。同时, 再生骨料表面附着旧砂浆层, 也相应的影响了再生混凝土的基本性能。以往研究结果表明再生混凝土与普通混凝土相比, 其抗拉、抗压强度有所降低, 而弹性模量则有大幅提高, 说明再生混凝土脆性降低, 韧性增加。
在混凝土中添加钢纤维不仅可以改善混凝土的抗拉、抗剪、抗弯、抗磨和抗裂性能, 而且能有效改善混凝土的断裂韧性和抗冲击性能, 还可以提高结构的疲劳性能和耐久性。这主要是由于钢纤维与混凝土基体的粘结性能起到阻止混凝土裂缝引发、扩散和吸收大量能量的作用, 使混凝土开裂前后的性态发生根本性变化, 从而改善了混凝土的变形性能[2]。
本文通过试验对比了不同钢纤维外形对再生混凝土的抗冲击性能的影响, 为钢纤维再生混凝土的工程应用提供一定数据基础。
1 试验原材料
水泥:海螺牌P.O42.5普通硅酸盐水泥。水泥主要成分见表1。
骨料:再生骨料为试验室废弃混凝土试块经破碎加工制成, 粒径范围5 m m~31.5mm, 经钻芯取样强度测试, 混凝土抗压强度分别为37.5MPa, 以R表示。骨料主要性质见表2。
砂:普通河砂, 细度模数2.6。
水:自来水。
钢纤维:
(1) 平直型低碳钢纤维, 长径比lf/df=50, 极限拉伸强度636.2MPa, 以SⅠ表示。
(2) 平直型低碳钢纤维, 长径比lf/df=70, 极限拉伸强度636.2MPa, 以SⅡ表示。
(3) 端钩型低碳钢纤维, 长径比lf/df=50, 极限拉伸强度636.2MPa, 以SJ表示。
所有钢纤维均为宜兴市军威金属纤维制品公司生产。
减水剂:重庆健杰威和JJ-PC型高效减水剂, 减水率为25% (如表1) 。
2 试验配合比
选择不同外形的钢纤维添加到再生混凝土中, 对比钢纤维外形对再生混凝土抗冲击性能的影响。经过对已有文献[3]分析, 因为钢纤维掺量在40~120kg/m3范围内, 混凝土抗冲击性能随着钢纤维掺量的增加而提高, 所以取中间掺量值, 最终确定钢纤维的掺量为80kg/m3。各组试件试验配合比见表3。
3 试验介绍
抗冲击性能试验采纳ACI-544委员会推荐的冲压冲击试验方法[4]。试件尺寸为1 5 0 m m×6 4 m m, 标准养护2 8 d;冲击锤重4.5 k g, 下落高度4 5 7 m m;传力球直径64mm;测试挡板与试件边缘间距5 m m;传力球与试件同心。试验设备见图1。
抗冲击性能评价指标: (1) 出现第一条裂缝 (初裂) 的次数N1; (2) 初裂后, 试件体积膨胀, 试件和4块挡板中任意3块接触时的冲击次数, 即为试件破坏次数N2; (3) 试件初裂和破坏时冲击次数的差值N2-N1。
冲击能量计算采用W=n×mg H, W为冲击能量, n为冲击次数, m为冲击锤质量, g为重力加速度 (取值g=9.8N/kg) , H为冲击锤落高。
4 试验结果及分析
每组共三个试件, 所有抗冲击试验结果取每组三个试件的平均值。各组抗冲击试验结果见表4。
经过对试验结果的分析可以看出以下两点。
(1) 向再生混凝土中添加钢纤维可以有效提高再生混凝土的抗冲击性能, 添加钢纤维后再生混凝土抗冲击性能提高约3到4倍。
(2) 钢纤维的外形对对再生混凝土的抗冲击性能有较大影响。端钩型钢纤维比平直型钢纤维对再生混凝土抗冲击性能提高约22.68%;对于平直型钢纤维, 由于长径比的提高, 再生混凝土抗冲击性能也略有提高, 提高了大约4.23%。
5 结语
(1) 向再生混凝土中添加钢纤维可以有效提高其抗冲击性能。
(2) 钢纤维的外形对再生混凝土抗冲击性能有改善效果, 外形复杂或同型号长径比越大, 都会提升抗冲击性能。
参考文献
[1]肖建庄, 李佳彬, 兰阳.再生混凝土技术最新研究进展与评述[J].混凝土, 2003, (6) :17～20.
[2]高丹盈, 汤寄予, 朱海棠, 等.钢纤维高强混凝土的配合比及基本性能研究[J].郑州大学学报 (工学版) , 2005, 45 (3) :48～50.
[3]张晓燕, 陈尚江, 董淑慧.纤维混凝土抗冲击性能试验研究[J].低温建筑技术, 2009, 12 (6) :20～21.
[4]ACI 544.1R-96.State-of-the-artreport on fiber reinforced concrete[R].ACI Manual of Concrete Practice, Part 5, ACI International, FarmingtonMills, MI, 1997.
抗冲击性能 篇2
2500H是神华宁煤集团以煤为初始原料, 利用NOVOLEN气相工艺法合成的抗冲共聚聚丙烯, 其综合性能达到了目前国内同类产品中综合性能最高水平[4]。因NOVOLEN工艺特点, 生产抗冲共聚产品是将两个反应器串联, 在第一反应器中进行丙烯单体的均聚, 形成高立构规整度的聚合物, 为最终的产品提供足够的刚性;然后在第二反应器中同时加入乙烯、丙烯单体进行共聚, 用异丙醇控制反应活性, 在聚丙烯均聚物的颗粒孔隙中生成以乙丙无规共聚物为主的一系列乙丙共聚物, 为最终产品提供韧性。在实际生产中, 刚性满足产品的指标, 韧性指标特别是低温抗冲击性困扰着生产。本文结合宁煤集团50万吨/年聚丙烯装置, 其中抗冲聚丙烯15万吨/年, 近几年生产抗冲共聚产品2500H的情况, 对产品抗低温冲击强度的影响因素及调节措施进行初步讨论。
1 低温冲击强度对聚丙烯抗冲共聚物的重要性
低温冲击强度是聚丙烯抗冲共聚物的质量指标, 通常采用悬臂梁形式测定受试材料的冲击强度。试验时将规定尺寸的试样一端夹在试样夹具上, 然后释放一个摆锤对试样施加冲击负荷使试样破断, 记录其吸收的能力而算得结果。低温抗冲击强度反映了聚丙烯产品的韧性尤其是低温韧性。所谓韧性是高聚物一项重要的力学指标, 反映了高分子材料断裂时所吸收的能量 (k J/m2) 。聚丙烯抗冲共聚物通过反应生成的橡胶相 (通常为乙丙橡胶) 提高了聚丙烯的抗冲击韧性。目前工业界主要采用二甲苯可溶物来表征抗冲共聚聚丙烯中乙丙橡胶的含量。
2 优化工艺参数, 提高聚丙烯抗冲共聚物低温冲击强度
为了满足产品质量, 保证低温冲击强度达到标准, 必须从优化工艺条件入手, 综合调整各控制参数。正常生产中, 影响低温冲击强度的因素很多, 主要包括催化剂及原料的精制情况、氢气的加入量、乙烯的加入量、失活剂异丙醇的加入量等。以下主要以生产2500H的数据为基础, 对上述各种因素与低温冲击强度的关系进行量化分析, 得出提高低温冲击强度的对策。
2.1 催化剂及原料的精制情况对低温冲击强度的影响
为了在共聚阶段得到适当量的橡胶组分且均匀的分散于聚丙烯链段之间, 2500H抗冲聚丙烯选用的主催化剂是将钛化合物负载在氧化硅载体上的Ziegler-Natta第四代球形固体PTK催化剂, 其主要特点: (1) 比表面积大; (2) 孔隙率高, 孔径分布均匀; (3) 活性中心在催化剂上分布均匀; (4) 催化剂既具有一定的强度, 又能被聚合物增长时产生的压力将内部结构破碎成较小颗粒, 并均匀地分布在膨胀着的聚合物内部; (5) 单体可以自由地扩散到催化剂内部而发生聚合[5,6]。因此催化剂在第一反应器经过均聚阶段后仍保持一定的活性, 在第二反应器中经过共聚阶段后橡胶相均匀分散于均聚物的微晶上。这是其能具有抗冲性能的主要原因。
但是催化剂的活性受到杂质及惰性组分含量的直接影响, 杂质会使催化剂失活, 降低聚合产率;惰性组分不参与反应, 在系统中聚集, 降低单体的分压, 影响共聚反应, 使产品的冲击性能降低。在实际生产中发现, 特别是原料丙烯、乙烯和氢气对反应的影响较大。如若丙烯中的水含量过高, 使催化剂的活性降低, 生产中采用适当地提高第一反应器的助催化剂三乙基铝的进料比列以去除杂质, 容易造成产品发粘, 堵塞工艺管线, 对装置的长周期运行产生不利影响, 因此要严格控制原料的各项指标。
2.2 产品熔融指数 (MFR) 对低温冲击性能的影响
一个线性高分子链具有很大数目的C-C单键, 这些单键的旋转可以形成无数的构象, 分子链越长, 则构象越多, 链的柔顺性越大, 通常以MFR来表征链的长短, 即加工性能, 以冲击强度表征柔顺性的大小[7], 二者存在的关系, 即随着MFR增大, 冲击强度呈下降趋势, 即低温冲击性能下降, 因此在生产高抗冲产品时要对MFR进行适度调节, 2500H的MFR控制在1.5~2.5 g/10 min。影响2500H产品流动性能 (MFR) 的主要因素是第一反应器中氢气的浓度和第二反应器中共聚的程度。在生产中要求第一反应器的MFR控制到4.0 g/10 min左右, 第二反应器中产品的乙烯含量控制到9%~13%, 二甲苯可溶物的含量控制到18%~23%。
2.3 乙烯加入量对低温冲击性能的影响
乙烯含量的多少, 直接影响产品的冲击性能, 尤其是低温冲击强度, 乙烯和丙烯在反应器中的组分决定了乙烯以何种状态存在于产品中。在共聚物产品结构中起到抗冲击作用的主要是乙丙橡胶组分, 而产品中乙丙橡胶组分的多少取决于乙烯加入量以及在第二反应器中的控制比例。
乙烯的进料量由产品牌号确定, 根据产品的冲击强度, 调整第二反应器DCS上显示的乙烯/ (丙烯+乙烯) 的进料比。对于2500H, 应严格控制乙烯/ (丙烯+乙烯) 的比值在正常范围之内。乙烯气相比越高, 二聚物中乙烯含量越高, 生成的结晶形二聚物越多, 产品的刚性越好, 韧性相对下降;乙烯气相比越低, 二聚物中乙烯含量越低, 无定形二聚物的含量越高, 产品的韧性越好, 但刚性相对降低[8]。若乙烯气相比过低则物料发粘, 出料困难, 甚至导致卸料线堵塞停车。故控制此值非常重要, 不但决定共聚产物的产品结构, 而且还影响着反应器操作的安全性。
生产中, 在严格控制乙烯/ (丙烯+乙烯) 的比值的前提下, 适当提高乙烯的加入量, 可以有效的提高产品的低温冲击强度。
2.4 异丙醇的加入量对低温冲击性能的影响
神华宁煤集团的NOVOLEN聚丙烯装置使用的失活剂是异丙醇, 可表示为 (CH3) 2CHOH。其失活的原理是:异丙醇中的羟基与Al Et3反应生成无反应活性的Al (OH) 3, 从而使Al Et3失活, 使残留在聚丙烯粉末上的催化剂活性降低。在生产抗冲共聚聚丙烯时, 异丙醇加入第二反应器, 调整反应器的活性, 橡胶含量低时, 可适当增加反应器的乙烯加入量或者降低异丙醇加入量。异丙醇加入量减少, 反应活性增加, 但在调节时, 幅度要小, 避免因活性过大, 器壁产生粘料而影响装置的长周期运行。统计了2013年12月7日22:50至12月10日8:50转产抗冲共聚聚丙烯2500H的数据, 图1为异丙醇的加入量和二甲苯可溶物含量的关系图。
正常生产时异丙醇的进料量与三乙基铝的进料量成比例 (比值为0.45~0.50) , 根据活性和二甲苯可溶物的含量微调异丙醇的进料量, 不易找出异丙醇的加入量与二甲苯可溶物的关系。2013年12月7日由均聚转产2500H中, 由于罐区来的丙烯水含量过高, 超出了丙烯精制塔的处理能力, 因此进料丙烯水含量相对过高, 反应活性变弱, 为了提高反应活性, 适当地提高了三乙基铝的进料比例, 异丙醇按正常生产时的量进料 (换算成比例异丙醇与三乙基铝的进料比例为0.35左右) , 产品指标都合格。随着反应的进行, 卸料线频繁出现堵塞的情况, 因此采取降低TEA的进料量和提高异丙醇的进料量的措施, 反应器卸料线卸料情况好转, 二甲苯可溶物的含量却降低了, 导致产品的低温抗冲击强度达不到指标。此次转产可以说明如下: (1) 原料的精制情况对生产2500H的影响较大; (2) 从图1中可以看出异丙醇加入少, 二甲苯可溶物的含量高;反之, 二甲苯可溶物的含量降低。
正常生产中, 反应活性稳定, 严格控制异丙醇/三乙基铝的比值的前提下, 适当地降低异丙醇的加入量, 可以提高产品的低温冲击强度。
3 结论
通过对影响抗冲聚丙烯产品 (2500H) 低温冲击强度的因素研究和分析, 得出了在使用Ziegler-Natta第四代高效多孔球形固体催化剂下, 严格控制原料的精制指标, 通过调整第一反应器的氢气加入量保证共聚产品的刚性, 适当地提高第二反应器乙烯加入量, 并控制乙烯/ (丙烯+乙烯) 的进料比值;根据活性, 适当地降低失活剂异丙醇的量, 并控制异丙醇/三乙基铝的比值, 可以不同程度提高产品的低温冲击强度, 改善低温韧性, 增强产品的产品的市场竞争力和占有率。
参考文献
抗冲击性能 篇3
目前,利用落锤试验研究短切玄武岩纤维混凝土的冲压和抗弯冲击的研究报道较少,本文利用落锤试验装置对不同掺量的玄武岩纤维混凝土进行了一系列冲压和抗弯冲击的试验研究。
1 试件准备
(1)试件用混凝土拌合水及养护用水为自来水;
(2)水泥:采用江油红狮水泥有限公司产红狮牌42.5R普通硅酸盐水泥;
(3)骨料:细骨料使用级配良好的中砂,细度模数不小于2.6,粗骨料采用级配良好碎石,石子最大粒径为20 mm;
(4)纤维:玄武岩纤维来自成都点石玄武岩纤维技术有限公司,性能参数见表1。
参照混凝土配合比手册[10],确定混凝土的配合比为m(水泥)∶m(砂)∶m(石)∶m(水)=488∶495∶1211∶195,并以此为基础混凝土试件,分别掺入1.05、2.10、3.15、4.20、5.25、6.30 kg/m3玄武岩纤维。玄武岩纤维的掺入方式为:将玄武岩纤维与已按配合比称取好的水泥和水中的一部分充分混合搅拌,玄武岩纤维形成水泥净浆包裹,然后将玄武岩纤维分批加入混凝土内搅拌均匀。投料顺序为先搅拌除纤维以外的其它材料,再逐渐投入纤维,当纤维全部投入完毕后,再搅拌3 min。动态冲压试件为圆柱体,高63.5 mm、直径152 mm,动态抗弯冲击试件为长方体,尺寸为150 mm×150 mm×550 mm。每组试件浇注24 h后脱模,浇水养护28 d。
2 试验过程
2.1 冲压试验过程
由于落锤冲击试验的简便性,因而得到了美国ACI 544委员会(American Concrete Institute Committee 544)的推荐。参考美国ACI 544委员会规定,依照GB/T 21120—2007《水泥混凝土和砂浆用合成纤维》,采用自制的落锤试验装置研究玄武岩纤维混凝土的冲压性能,试验装置见图1。将质量为4.5 kg的方形钢锤悬吊在导轨中,其下边缘距混凝土试件上表面垂直高度为457 mm,将方形钢锤放下,冲击放在试件上表面的钢球,钢球直径为63.5 mm。冲击后提起至规定的457mm高度,进行下一次冲击。
2.2 动态抗弯冲击试验过程
玄武岩纤维混凝土动态抗弯冲击试验装置见图2。
(1)试件从养护地点取出后进行试验,将试件表面与上下承压板面擦干净。
(2)在试件底部受拉区最大应变处贴上BX120-100AA型应变片,用胶带保护好,动态数据采集系统测量范围以及频率应满足应变片的要求。
(3)在试件上表面几何中心处放置100 mm×100 mm钢制垫板(防止试件表面被冲击破坏),垫板上放置空心套管(用以确定落锤冲击高度以及控制落锤下落轨迹)。
(4)首先启动动态数据采集系统,然后置落锤于套筒上方,落锤锤头底面与套筒上端平齐,自由落锤冲击试件(冲击过程中应尽量避免落锤与套筒内表面接触)。每次冲击从落锤自由下落开始,至冲击后落锤完全静止为止,如此反复多次,记录冲击次数,直到下部受拉表面产生第1条裂纹(裂纹产生时应变片被折断,此时动态数据采集系统上显示应变突变,之后动态应变仪曲线不做任何改变),记录此时的冲击次数,即初裂冲击次数。然后继续进行多次冲击,记录下试件底部裂纹向上发展并贯穿整个截面时的冲击次数,即为破坏冲击次数。
3 试验结果
3.1 评价指标
材料的抗冲击性能是指在反复冲击荷载作用下,材料吸收动能的能力。通过以下几项指标评价比较其冲压能力:(1)出现第1条裂缝的初裂冲击次数N1;(2)初裂后,试件体积膨胀,当试件和4块挡板中任意3块接触时的冲击次数N2,N2被定义为试件破坏冲击次数;(3)试件初裂和破坏时冲击次数的差值(N2-N1);(4)冲击功W,即试件破坏过程吸收的全部冲击能量。冲击功的计算方法见式(1):
式中:h——冲击锤下落高度,取457 mm;
m——冲击锤质量,kg;
g——重力加速度,取9.8 m/s2。
抗冲击韧性比C:
式中:W1———素混凝土的冲击功,N·m;
W2———不同掺量玄武岩纤维混凝土的冲击功,N·m。
在动态弯拉试验中,混凝土的延性指标反映混凝土在机体开裂后的耗能和变形能力,它对于混凝土结构的使用安全性具有重要的意义。冲击延性指标β的计算式如下:
3.2 动态冲压试验结果分析
当6个试件的最大值或最小值与平均值的差超过20%时,以中间4个试件的平均值作为该组试件的破坏冲击次数。玄武岩纤维掺量与冲击次数的关系见图3,玄武岩纤维掺量与抗冲击韧性比C的关系见图4,素混凝土与玄武岩纤维混凝土冲压破坏示意见图5。
由图3可知,随玄武岩纤维掺量增加,混凝土的初裂冲击次数、破坏冲击次数和冲击功均依次增加,当玄武岩纤维掺量增至3.15 kg/m3时,混凝土的破坏冲击次数最大,达到117次,试件初裂和破坏时冲击次数的差值达到25次,冲击功为2030.3 N·m;素混凝土初裂和破坏时冲击次数的差值最小,为7次;当玄武岩纤维掺量超过3.15 kg/m3后,混凝土的初裂冲击次数、破坏冲击次数、冲击功基本呈降低趋势,玄武岩纤维掺量为6.30 kg/m3的混凝土破坏冲击次数降低为35次,但仍比素混凝土大。
从图4可知,采用抗冲击韧性比C评价玄武岩纤维对水泥混凝土抗冲击性能,当纤维掺量为2.10 kg/m3时,纤维混凝土抗冲击性能为素混凝土的3.6倍;当纤维掺量为3.15 kg/m3时,抗冲击韧性比为素混凝土的4.9倍,大幅度提高了混凝土的抗冲击性能。掺有玄武岩纤维的混凝土试件抗冲击韧性较不掺纤维的素混凝土有不同幅度的提高,并随着纤维掺量的增加而呈先上升后下降的整体趋势。
由图5可见,在冲击过程中,素混凝土的破坏呈现出明显的脆性断裂,断口基本呈一字型,断口较为整齐[见图5(a)];而玄武岩纤维混凝土则表现出较明显的“塑性”性质,在冲击荷载作用下,首先在冲击点处成一小坑[见图5(b)],然后裂缝从冲击点逐渐发展,产生数条由中间向四周逐步开展的裂纹,呈放射状分布,吸收冲击能量的能力较素混凝土更强[见图5(c)~(f)]。其吸能机理为:作为柔性纤维的玄武岩纤维掺杂在水泥净浆中,有效减小混凝土的裂隙程度,在一定程度上阻碍混凝土中裂缝的扩散和发展,缓解混凝土内部的局部应力集中现象。当混凝土发生初裂后,从断裂面来看,裂缝主要穿过水泥砂浆层及砂浆与骨料界面,而纤维正好分布在这一层面,能够跨越裂缝两端形成桥接作用,冲击荷载在基体中的传导受到粗骨料和玄武岩纤维双重阻碍,有效地消耗了冲击能量,提高了混凝土的抗冲击性能。
3.3动态抗弯试验结果分析
玄武岩纤维掺量与冲击次数的关系见图6。
从图6可知,随着玄武岩纤维掺量的增加,混凝土的冲击次数有一些波动,但均比普通混凝土有所提高。玄武岩纤维掺量为1.05、2.10、3.15、4.20、5.25、6.30 kg/m3的混凝土初裂冲击次数分别比素混凝土提高了108.2%、20.0%、7.9%、67.6%、22.2%、59.1%。
玄武岩纤维掺量与冲击延性指标β的关系见图7。
由图7可以看出,随着玄武岩纤维掺量的增加,冲击延性指标呈现先增大后减小的趋势,玄武岩纤维掺量为1.05、2.10、3.15、4.20、5.25、6.30 kg/m3的混凝土延性指标比素混凝土分别增大了52.1%、164.3%、166.7%、130.0%、14.7%、10.1%。当玄武岩纤维掺量为3.15 kg/m3时,冲击延性指标最高,比素
素混凝土和玄武岩纤维混凝土终裂示意见图8。
从图8可知,素混凝土断口较为平整[图8(a)、(b)],不同掺量的玄武岩纤维混凝土梁断口有一定弧形[图8(c)、(d)],表明玄武岩纤维对混凝土具有增韧效果。
4 结语
(1)玄武岩纤维掺量为3.15 kg/m3的混凝土抗冲击能力最强,破坏冲击次数最大,其抗冲击能量值为素混凝土的4.9倍,冲击延性指标比素混凝土提高166.7%。
(2)素混凝土的破坏呈现出明显的脆性断裂,断口基本呈一字型,断口较为齐整,而玄武岩纤维混凝土则表现出较明显的“塑性”性质,吸收冲击能量的能力较素混凝土更强。
(3)动态抗弯冲击下素混凝土断口较为平整,不同掺量的玄武岩纤维混凝土梁断口有一定弧形,表明掺杂玄武岩纤维对混凝土具有增韧效果。
(4)合理的玄武岩纤维掺量及施工工艺可使玄武岩纤维混凝土的抗冲击性能较素混凝土有较大幅度的提高,玄武岩纤维混凝土可以应用在持续承受冲击荷载的工作环境下,如水坝迎水面、预制混凝土桩的桩顶和桩尖、高等级路面、桥面铺装层等。
参考文献
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抗冲击性能 篇4
本研究采用预乳化种子乳液聚合方法,以丙烯酸丁酯、苯乙烯为核层单体,甲基丙烯酸甲酯、苯乙烯为壳层单体,通过两步制备核层,得到具有完整核壳结构和核壳间过渡层的ACR粒子,其在喷雾干燥或加工过程中能保持较完整的核壳结构,因而在作为优良的硬性树脂抗冲击改性剂方面有着广泛的应用前景。
1 实验部分
1.1 原料与试剂
丙烯酸丁酯(BA)、甲基丙烯酸甲酯(MMA):分析纯,天津基准化学试剂有限公司;苯乙烯(St)、二苯乙烯(DVB):化学纯,天津永大化学试剂厂;十二烷基硫酸钠(SDS):工业级,广州试剂分厂;过硫酸钾(KPS):分析纯,天津福晨化学试剂厂;1,4-丁二醇二丙烯酸酯(BDDA):分析纯,天津天骄化工有限公司;二乙烯苯(DVB):化学纯,天津光复精细化工研究所。
1.2 核壳型ACR的合成
核壳型ACR粒子的制备包括种子胶乳、内核、过渡层、外壳制备4个步骤:(1)在装有搅拌器和回流冷凝器的250mL四口烧瓶中,加入去离子水、占内核5%的丙烯酸丁酯(BA)、乳化剂(SDS),充N2搅拌,加碳酸氢钠(NaHCO3)调节pH值8～10,加入复合交联剂(BDDA+DVB),加热使温度达到70℃,加入引发剂过硫酸钾(KPS),恒温反应0.5h,制得种子乳液;(2)在上述种子乳液中加入预先乳化好的余下内核单体BA,加入引发剂KPS、交联剂(BDDA+DVB),70℃反应2h;(3)加入预先乳化好的过渡层单体(丙烯酸丁酯+苯乙烯),加入引发剂KPS、交联剂(BDDA+DVB),70℃反应1h;(4)温度升到75℃,滴加外壳单体(MMA+St)的乳化液,单体滴加一半时加入引发剂KPS,交联剂(DVB)滴加完毕后,继续恒温反应2h得到ACR乳液,经喷雾干燥得ACR白色粉末。
1.3 ACR组成结构与性能测试
1.3.1 红外光谱分析
将试样粉末与KBr粉末混合,研磨,干燥,制成薄片,在Nicolet380型红外光谱仪上测定其红外光谱(4000～400cm-1)。
1.3.2 TEM测定
采用日本电子JEM-1200透射电子显微镜观察ACR粒子的形态结构,将ACR粒子用去离子水稀释,用超声波振荡10min,使ACR粒子分散,用干净的滴管取少量乳液滴在铜网上,用1.5%的磷钨酸对粒子进行染色,然后用透射电镜进行观察。
1.3.3 DSC分析
采用德国NETZSCH公司DSC204型热分析仪,在液氮的保护下进行测试,温度范围从-100～150℃,升温速率为20℃/min。
1.3.4 缺口冲击强度测试
按GB/T 1043-79用承德试验机总厂生产的ZHY-W万能制样机制样,采用顺德试验机厂生产的XJJ-5冲击试验机,在23℃下测试PVC/ACR共混物的缺口冲击强度,ACR的质量分数为8%。
2 结果与讨论
2.1 ACR的组成分析
样品的最佳制备条件:核/壳比65/35,内核/过渡层比75/25,内核单体为BA,过渡层单体为(BA+St),BA/St比60/40,外壳单体为(MMA+St),MMA/St比为80/20,引发剂均为KPS,种子胶乳制备用量为单体质量的0.1%,核层与外壳用量均为相应单体质量的0.1%。第一、二核层交联剂为(BDDA+DVB),用量为单体总量的1.2%,外壳交联剂为DVB,用量为单体质量的1.5%,种子胶乳制备单体BA加入量为第一核层单体质量的5%,乳化剂SDS用量为加入单体质量的1.8%,聚合完全固含量保持30%～40%。测定了所制备核壳型ACR粒子的红外光谱图,见图1。
图1中各吸收峰归属见表1。
由图1可见,产物红外光谱观察到聚丙烯酸丁酯(PBA)的特征峰(1245.2、1149.9、989.3、965.2cm-1),聚苯乙烯(PSt)的特征峰(1602.7、1453.7、759.3、700.4cm-1),聚甲基丙烯酸甲酯(PMMA)的特征峰(1731.8、1380.9、 1245.2、1149.9cm-1),初步证明了包含了BA、MMA、St等组分的ACR粒子的生成。
2.2 ACR乳胶粒透射电镜分析
在最佳制备条件下,图2为所合成ACR粒子不同放大倍数的透射电镜照片。
由图2可以看出,所合成的ACR粒子具有均匀的粒径和明显的核壳结构,且在外壳与内核(第一核层)之间可观察到过渡层,即ACR粒子由内核、过渡层与外壳三部分组成,内核主要起增塑与抗冲击的作用,主要成分为P(BA);过渡层主要成分为P(BA-St),承担部分抗冲击作用的同时,在内核与外壳间起过渡作用,在节约外壳单体MMA、降低成本的同时[5],使核壳结构更加稳定;外壳主要成分为P(MMA-St),与PVC具有相当的Tg,赋予ACR粒子在PVC中良好的分散性。另外,从图2还可以初步估算出,所合成的ACR粒子粒径约为100nm左右,且粒径分布比较均匀,有利于其与PVC粒子之间的良好分散。
2.3 ACR的DSC分析
在最佳制备条件下,图3为ACR粒子的DSC曲线。
由图3可见,ACR的DSC曲线具有3个明显的Tg(Tg1=-23.12℃、Tg2=27.53℃、Tg3=101.31℃),分别对应于内核(PBA)、过渡层P(BA-St)、外壳P(MMA-St),这与TEM观察结果一致。Tg1比纯PBA(Tg=-56℃)有明显的升高,这是由于,一方面由交联所致;同时,过渡层中St的亲油性较强,它对核层聚合物有较强的亲合能力,能部分渗透进入内核;而PSt的Tg相对较高,过渡层由BA与St共聚形成,St含量越高,Tg1升高得越显著。
2.4 核壳比对ACR抗冲击性能的影响
2.4.1 内核/外壳比的影响
ACR的核为Tg较低的组分,是抗冲击性能的主要来源,外壳主要赋予其与PVC良好的相容性,以利于加工并保持产品较好的综合性能,要充分发挥ACR的抗冲击性能,并保证其在加工过程中的稳定性,合适的核/壳比至关重要。保持其它制备条件不变,改变核壳单体比,得到了一系列不同核/壳比的ACR粒子,通过缺口冲击强度测定考察其对PVC的抗冲击性能,实验结果如图4所示。
由图4可以看到,随着ACR核壳比的增大,PVC的缺口冲击强度升高,核壳比达到65/35左右时,缺口冲击强度基本达到最大值;核壳比继续增大,缺口冲击强度反而降低。根据银纹-剪切带理论[3,4], ACR的核(橡胶相) 吸收冲击能,诱发大量的银纹和剪切带,吸收和消耗大量能量;同时橡胶颗粒还能控制银纹或剪切带的发展并使银纹及时终止,而不至于使ACR粒子破坏。当橡胶相含量较低时,吸收冲击能能力低,不利于银纹的引发、支化和终止,PVC的抗冲击性能较差。反之,如果橡胶相含量过高,外壳难以完全包裹内核,从而不能形成完整的核/壳结构,使核壳结构在熔融加工过程中容易遭到破坏。同时,核/壳比过高, ACR部分内核裸露在外与PVC直接接触,与PVC的相容性不好,也达不到理想的改性效果。
2.4.2 内核组成的影响
保持核壳比为65/35以及其他制备条件,改变内核与过渡层单体比例,考察内核与过渡层单体比例对ACR抗冲击性能的影响,实验结果见图5所示。
图5可见,随着内核与过渡层比例的增大,ACR的抗缺口冲击强度增大,这是因为内核只有一种单体丙烯酸丁酯(BA),其Tg较低,有利于ACR的抗冲击性能。过渡层的主要作用有:(1)在内核与外壳之间起过渡作用,避免内核与外壳间Tg差别较大,从而降低核壳间的应力,有利于核壳结构的稳定;(2)避免过多外壳单体MMA渗入内核,一方面可降低MMA的用量,增加成本,同时降低对ACR抗冲击性能的影响。过渡层单体由BA和St组成,P(St)的Tg明显高于P(BA),随着过渡层比例减小,核中St量减少,ACR的缺口冲击强度增大;但当过渡层比例低于25%时,ACR的缺口冲击强度开始降低。这是由于过渡层比例太小,难以形成完整的过渡层,形成的核壳结构不够稳定,在加工成型过程中部分被破坏,使其抗冲击性能受到影响。
2.5 交联剂对改性PVC抗冲性能的影响
2.5.1 核交联度的影响
保持其它条件不变,分别以1,4-丁二醇二丙烯酸酯(BDDA)、二乙烯苯(DVB)以及(BDDA+DVB)为核交联剂,改变核交联剂的用量(内核与过渡层同),合成了一系列不同的ACR,考察其对PVC抗冲击性能的影响,结果见图6所示。
由图6可见,分别采用BDDA、DVB以及(BDDA+DVB)为交联剂时,其用量对PVC抗冲性能具有很大的影响。交联剂的用量过低或过高都无法达到预期效果,另外,由图6可以发现,使用(BDDA+DVB)复合交联剂时,抗冲击效果更好。单独使用DVB时,由于DVB的Tg较高,在使用相同量的情况下会使核的交联度过大,橡胶相模量高,Tg升高;而单独使用BDDA时, Tg较低,使核的交联度有可能太低,受到外力冲击作用下, 橡胶颗粒易变形破碎,不利于提高橡胶相的增韧效果。实验结果证明,当ACR核复合交联剂用量为1.2%(BDDA为0.7%,DVB为0.5%)时,PVC具有较高的缺口冲击强度,最高达到17.33kJ/m2。
2.5.2 壳交联度的影响
保持其他条件不变,改变外壳交联剂二苯乙烯的用量,考察外壳交联度对ACR抗冲击性能的影响,结果见图7所示。
图7可见,随着ACR外壳交联度升高,PVC缺口冲击强度增大,这可能是因为交联度较低时,ACR外壳应力较低,在与PVC熔融成型过程中容易破裂,使内核部分裸露而与PVC基体直接接触,导致ACR粒子与PVC之间的相容性降低,从而使ACR抗冲击性能受到影响。当外壳交联度达到1.2%以后,外壳的应力足够高,在加工过程中可保持完整的核壳结构,从而保持较高的抗冲击性能;当交联度超过1.6%以后,使ACR粒子的刚性太强,其冲击性能反而有降低的趋势。
3 结 论
(1)通过种子乳液聚合分步法制备了核壳型ACR乳胶粒,TEM观察到具有完整的核壳结构,DSC曲线在-22.73℃、26.37℃、102.16℃显示3个明显的Tg,分别对应于核层、核壳间过渡层以及壳层。
(2)通过缺口冲击强度考察了所合成ACR对PVC的抗冲击性能,结果表明,当核壳比为65/35、内核/过渡层比为75/25,外壳交联剂DVB、核层复合交联剂(BDDA+DVB)用量分别为外壳单体、核层单体质量的1.2%～1.6%、1.2%时,ACR对PVC具有最佳的抗冲击性能。
参考文献
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[2]韩宝仁.硬质PVC门窗异型材用聚丙烯酸酯类(ACR)抗冲击改性剂[J].塑料,1997,26(5):7-11.
[3]任淑英,胡春莲.ACR抗冲改性剂的研究进展[J].塑料科技,2001,6:47-50.
[4]Yanagase Akira,Ito Masakazu,Yamamoto Naoki,et al.Mech-anism of enhanced impact strength of poly(vinyl chloride)modified by acrylic graft copolymer[J].Journal of AppliedPolymer Science,1996,60(1):87-93.
抗冲击性能 篇5
本文主要利用ANSYS/LS-DYNA有限元分析软件对薄板在不同厚度及粘贴碳纤维增强复合材料层情况下, 进行承受11600J (基于标准[4]规定的最大冲击能量) 冲击载荷作用的动态模拟, 通过理论分析和计算结果数据对比, 分析了碳纤维复合层的作用, 得出了加有碳纤维增强薄板具有一定的抗冲击性能的提高。这为探讨纤维增强复合材料板结构的抗冲击性和合理设计提供理论依据, 同时也为两种不同材料的叠加在冲击载荷下的动态分析提供参考。
2 薄板的冲击动态响应理论分析
设定薄板周边固定, 薄板的冲击动态响应根据Calder和Goldsmith的弹塑性薄板的能量理论[5], 在薄板中心位置进行垂直冲击。薄板在复杂的应力状态下有三个主应力σθ、σγ、σ3, 表示塑性变形微元的应力状态可以用类似于Mises屈服准则的应力强度表示σi, 即:
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在假设σ3=0时, 塑性应变能增量dEr为:
式中 dεr—径向应变增量;γ—径向坐标;dεθ—环向应变增量;θ—环向坐标;V——薄板体积。
由 (1) 式和 (2) 式 可得到塑性应变能[9]:
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式中 h—薄板的厚度;E1—应力应变曲线塑性段的切线模量;σs—硬化屈服应力;w—垂直薄板的横向位移。
按能量守恒原理, 薄板的塑性应变能应等于落物的初始动能undefined, 所以可以得到冲击中心的最大位移w0关系式[6]:
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从以上 (3) 式和 (4) 式可见, 薄板在冲击载荷作用下的塑性应变能和中心位置的最大变形量都与板的刚度有关, 随着刚度的提高, 塑性应变能增大, 最大变形量减小。本文采用的粘贴碳纤维增强复合材料层薄板, 由于其整体刚度比纯薄板的较大, 因此从理论上讲薄板塑性应变能会增大, 中心位置的最大变形量有所减小。
3 有限元模型和材料
采用薄板四周固定, 碳纤维复合层粘接在薄板下表面。为了简化计算过程, 作如下假设: (1) 薄板和碳纤维复合层之间粘结良好, 无相对滑动; (2) 冲击锤与薄板之间撞击的摩擦力可以忽略。
薄板的材料选用Q235, 碳纤维增强复合材料为T300[0/90/0]s, 厚度为0.9mm。薄板的厚度分别取3mm和5mm , 材料参数见表1:
ANSYS/LS-DYNA是一个显示非线性动力分析通用有限元程序, 它具有强大的功能求解各种二维和三维非弹性结构的碰撞、爆炸和模压等大变形动力响应问题。本文所用的模型直接在ANSYS/LS-DYNA建立, 薄板选SHELL163壳单元, 是四节点四边形单元, 为避免在分析计算中带来沙漏模态而选用S/RHughes-Liu计算法。冲击锤为标准[4]规定形状, 选用SOLID164实体单元, 设置为刚体。碳纤维增强复合材料选用SHELL163薄壳单元。
因冲击作用是一个非线性动态过程, 故薄板和碳纤维增强层的材料属性都采用弹塑性材料属性。
单元的划分均采用映射单元划分法, 单元模型如图1示。冲击锤为六面体单元, 共有1500个, 框架共552个, 薄板和碳纤维增强层为四变形单元, 分别有598个。
为节省计算机计算时间, 将冲击锤设在0.2m高度处, 且给予一定的初速度。为使冲击锤能产生11600J能量, 根据自由落体计算, 给0.2m高度冲击锤施加9.7m/s的初速度。
4 计算结果分析
本文所讨论的问题为材料非线性问题, 计算方法采用lagrangian载荷列式增量法和Gauss积分方法[7], 通过对四种薄板模型 (见表2) 在11600J的冲击载荷作用下分别求解, 使用ANSYS/LS-DYNA的后处理器获得计算结果, 对不同计算结果进行对比分析。四种顶板情况垂直方向的最大变形位置都在冲击点处, 该位置变形量随时间变化曲线如图2。四种薄板情况的冲击载荷-变形量的曲线如图3。四种薄板情况的模拟计算结果最大值参见表2。
从变形量和应变能对比, 粘贴碳纤维复合层薄板情况的最大变形量都要小于相应金属板情况, 3mm板减少约14.4%, 5mm板减少约8.0%, 且粘贴碳纤维复合层薄板情况塑性变形吸收能都要大于金属板情况。
在应力分布上, 最大VonMises应力在编号A、编号C情况都出现在薄板的四角及冲击接触点处, 薄板已进入塑性阶段;但在编号B、编号D情况最大VonMises应力则出现在碳纤维复合层的四角处, 尽管数值大于前两种情况很多, 但小于碳纤维复合层的静抗拉强度。
对图3求曲线面积, 可计算出吸收能, 其结果和理论分析是一致的。
5 结论
(1) 通过以上模拟分析, 碳纤维复合材料层和金属板粘结一起使用, 碳纤维复合层能增大对冲击能的吸收, 且减小变形程度, 因此可一定程度的提高抗冲击性。
(2) 金属板的厚度增大, 即相应增大了板刚度, 粘贴碳纤维复合层的作用有所减小, 说明粘贴碳纤维复合层对薄板抗冲击性贡献较大。
(3) 粘贴碳纤维复合层改变了应力分布情况, 使最大应力位置加在复合层上, 减轻了钢板的塑性变形, 减小了金属板的应力水平, 可见高强度碳纤维复合层在冲击状态下具有一定安全性。
参考文献
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[3]Chen J K, Sun C T.Analysis of impact response ofbuckled composite laminates[J].Composite structures, 1985, 3;97-118.
[4]GB/T17771.落物保护结构实验室试验和性能要求.土方机械, 1999.
[5]Calder C A, Goldsmith W.Plastic deformation and per-foration of thin plates resulting from projectile impact.J.SolidsStructure, 1971, 7:863.
[6]邵明亮, 范文杰, 陈向东, 曹炬.工程车辆FOPS受冲击板壳动态响应研究.振动与冲击, 2003, 22 (2) :64.
抗冲击性能 篇6
关键词：液中膜,MBR,含油污水,抗冲击,环境保护
国内石油化工企业污水具有污染浓度高, 可生化性较差, 冲击性较大等特点。现有石化企业所采用的污水处理工艺流程大多是传统生化处理技术, 例如两级曝气、A/O、接触氧化等技术, 该技术普遍存在COD、氨氮、石油类去除效果差、抗冲击性差等缺点。此外由于受到自身活性污泥浓度低、活性差等条件的限制, 来水水质波动大等原因, 无法保证含油污水长期稳定地达标排放。MBR工艺应用于含油污水处理时, 出现了较难克服的问题, 首先是含油污水中的有机物生物降解性差, 加上偶发性高浓度冲击等因素, 出水COD指标控制难度大。其次还有短时间内膜通量容易衰减, 或者不能长期稳定在设计要求范围内。平板膜MBR针对含油污水的特点并结合经验设定目标进行试验研究。
1 实验目的
通过前期试验, 某公司平板膜MBR (以下简称平板膜MBR) 工艺在处理含油污水时, 水力停留时间为16小时, 其出水COD低于50mg/l, 可长期稳定地满足污水排放标准。由于平板膜MBR工艺在处理含油废水时, 其原水 (气浮出水) 会不可避免地在较短期间内承受碱渣等高浓度污染物, 会导致污泥p H上升的影响, 从而可导致系统处理性能和处理效果大幅减低。相对其他生物法, 平板膜MBR系统能够保持较高的污泥浓度。所以一般认为其对污染物负荷变化有较强的抗冲击能力。但是平板膜MBR系统对于经验较少的碱渣冲击, 有可能会产生发泡, 污泥微生物活性低下, 膜的堵塞等一系列负面影响。本实验目的如下:
(1) 高浓度碱渣冲击后出水COD稳定达标排放;
(2) 污泥的发泡程度、污泥活性及其恢复状况;
(3) 平板膜的跨膜压差的上升及其恢复状况等事宜, 并同时确认MBR的运行情况。
2 装置概况
2.1 工艺流程
该车间原有含油污水处理流程采用平流斜板隔油+两级气浮的预处理工艺, 来去除进水中的油。生化处理部分采用缺氧-好氧活性污泥法 (A/O) , 去除COD及NH3-N, 二沉池出水达标排放, 送至深度回用处理单元处理回用为锅炉补充水。
2.2 试验条件及方法
2.2.1 MBR装置参数
在前期试验基础上, 出水COD稳定降低至50mg/L以下, 设定其参数值:平板膜张数为17张, 膜通量为0.5m3/m2/天 (水力停留时间为16小时) , 从原水入口倒入碱渣。
其他实验条件如表1所示。
2.2.2 冲击条件的设定
本试验对碱渣冲击定义为短时间内流入高p H污水, 使膜槽p H迅速上升至8.5-9左右。该指标确定是根据前期试验过程中出现碱渣冲击时膜槽内污泥p H上升至8.8后逐渐降低。
2.2.3 试验方法
(1) 试验监测数据
试验过程中监测数据如表2所示。
(2) 碱渣投加量
取1L膜槽的活性污泥, 向其中投加碱渣观察其p H变化。投加4ml碱渣时可使其p H值升至8.7, 所以中试试验的碱渣投加率17L (碱渣) /4.4m3 (污泥) 。此烧杯试验结果只能对碱渣的投加率做参考, 由于未考虑污泥中的缓冲物质, 污泥总量随时变化等因素, 所以后续的中试试验中边观察污泥中p H变化边投加碱渣, 最终膜槽污泥p H达到8.7时的实际碱渣量为24L。
(3) 碱渣成分
3试验结果
3.1污泥的p H值变化
7月30日进行投加碱渣试验, 投加前后污泥p H变化如图2所示。
图2给出了投加碱渣前后的污泥p H变化, 投加碱渣后, 污泥PH立刻上升到8.7, 随后在5h左右趋于正常水平。如果不考虑生物降解, 只考虑连续流入原水带来的稀释效应, 将p H8.7降至7.5所需的时间大致为水力停留时间的两倍 (32小时) 。试验结果表明p H恢复至7.5所需的时间非常短暂, 证明了排出原水稀释效果外, 本试验装置对高p H冲击具有很强的缓冲能力。
3.2 发泡现象、污泥活性及其恢复状况
膜槽投加碱渣前后的状况如图3所示。
氧气利用速度为膜槽内溶解氧的衰减速度, 氧气利用速度情况如图4所示。
从图3可以看出, 高p H冲击后污泥有发泡现象, 在16h内即恢复正常。图4的氧气利用速度变化图看出微生物活性也随之提高, 说明高p H值会给微生物带来一定的冲击, 但微生物自身也会随外界冲击调整自身代谢速度进行抵抗。证明了平板膜MBR系统的污泥微生物种类对碱渣有较强的抗冲击能力。
3.3 MBR出水水质指标
投加碱渣前后COD变化如表4所示。
从上表可以看出投加碱渣后污泥中的COD浓度迅速上升, 如表1所示其COD浓度为185000mg/L, 投加16h后MBR出水COD为140 mg/L, 40h后恢复正常。
投加碱渣前后氨氮变化如图5所示。
投加碱渣后污泥中的氨氮浓度迅速上升, 如表1所示其氨氮浓度为436mg/L, 从上图可以看出, 投加16h后MBR出水氨氮为26.1mg/L, 96h后恢复正常。
3.4 对膜堵塞情况的影响
p H冲击前后跨膜压差的变化如图6所示。
从上图可以看出, 投加碱渣后数小时内跨膜压差由7.1k Pa增大至7.7k Pa, 随后趋于平缓。投加碱渣致使膜槽中COD等污染物急剧上升, 这些高浓度的物质物理上导致了暂时性小范围的跨膜压差上升。随着微生物对这些物质的分解和去除, 跨膜压差的上升趋势恢复正常。
4 结语
4.1投加碱渣后, 污泥p H值、MBR出水COD及氨氮都在一定程度内上升, 污泥p H值在5h左右恢复正常, 其他与COD取出性能相关的各项指标在40h左右恢复正常。证明了平板膜MBR处理系统有一定的抗碱渣冲击能力, 并能够在较短时间内恢复正常。
4.2平板膜的跨膜压差随着碱渣的投加没有急剧上升 (最高7.7k Pa左右) , 说明了平板膜在材质上有抗碱渣冲击的物理特性。
4.3急剧上升的p H值会给微生物带来一定程度的冲击, 但微生物自身会随着外界冲击调整自身代谢速度进行抵抗。本试验可以看出MBR污泥中的微生物种类对碱渣又很强的抗冲击能力。
参考文献
[1]王嘉麟, 赵虎仁.关于炼化企业水资源利用的几点思考[J].油气田环境保护, 2001, 11 (9) .
舰载设备的抗冲击试验技术 篇7
舰船在作战过程中,不可避免遭受炸弹、导弹、鱼雷、水雷等武器的攻击。这些武器对舰船的攻击形式分为接触爆炸和非接触爆炸两种。接触爆炸会造成舰船结构的破损并殃及设备;而非接触水下爆炸一般并不击穿艇体结构,但此种爆炸会引起设备所承受的冲击力(速度、加速度)过大导致舰船上各类重要设备严重及大范围的破坏,是目前舰船作战中失效的一种重要模式,使舰艇在不丧失不沉性的情况下失去生命力,成为各国海军关注的重点。因此,开展舰船结构及设备在非接触水下爆炸作用下的抗冲击性能试验鉴定,是提高舰船的生命力和战斗力的有效途径。本文针对舰载设备抗冲击试验,论述了冲击对舰载设备性能的影响,综述了国内外冲击试验发展情况,提出了我国舰船冲击试验存在的差距及未来发展前景。
1 舰载设备抗冲击试验技术组成与技术特点
1.1 冲击对舰载设备性能的影响
水面舰船及设备冲击破坏方式主要体现在三个方面:(1)冲击力(速度、加速度)过大,使设备遭到破坏;(2)冲击所引起的设备位移过大,使设备与外界相连的部分如管系、电缆、传动轴等遭到破坏,或使设备与周围环境发生干涉,使设备无法正常工作;(3)爆炸强度过大或爆距过近,导致舰船结构损坏,舰船丧失战斗力。由于非接触爆炸引起的对舰载设备的冲击破坏是影响舰船生命力和战斗力的关键所在,因此,“舰载设备抗冲击技术”主要是指舰载设备抗击各种兵器的水下非接触爆炸冲击的防护技术。它包括冲击环境、结构和设备冲击动态响应、冲击防护设计、抗冲击能力校核、抗冲击性能评估、抗冲击试验技术及手段、冲击隔离技术和手段、冲击标准规范等。其中,抗冲击试验技术及手段则是“舰载设备抗冲击技术”的最关键部分,所有的抗冲击设计都要通过试验来检验并改进,所有的抗冲击标准、规范都要通过试验来验证。舰载设备抗冲击鉴定试验系统由轻量级冲击机、中量级冲击机、标准浮动平台、大型浮动平台及相关辅助设施组成。
1.2 舰载设备冲击机试验[1]
由于使用炸药进行舰船水下爆炸试验费用高,安全性很难控制,加之环境保护又使公开的爆炸冲击试验面临更多问题。现在各国海军普遍采用冲击试验机来模拟水下爆炸给舰船机电设备造成的冲击环境。其优点有:冲击试验机产生冲击载荷特性容易控制,并有精确的可重复性,可以对被试设备进行评估,对设备性能进行准确记录;可以模拟设备实际冲击环境的平均效应,采用冲击载荷的平均效应作为设备抗冲击设计载荷行之有效;冲击试验机安装地点灵活,可以配备各种测试监测设备,数据采集和处理方便;冲击试验成本低,对设计开发中的大量设备和零部件进行冲击试验经济可行。冲击机主要有两种[2]。第一种是轻量级击机(LWSM)。LWSM引发了抗冲设备在重量范围内迅速和本质上的改革。第二种是中量级冲击试验机(MWSM)。整台冲击机安装在用弹簧与地基相连钢筋混凝土质量块上,以免由于冲击试验给周边环境带来影响。
1.3 舰载设备浮动平台试验
浮动冲击平台(FSP)和大型浮动冲击平台(LFSP)是冲击试验中大载荷冲击试验设备。设备按其在舰船上的安装形式安装在浮动冲击平台上,通过在水底不同深度的爆炸产生冲击波作用在平台上,实现对设备的抗冲击能力的考核。美国海军研究所在1959年设计和建造了浮动冲击平台可以测试27240kg的设备,在1963年和1972年利用FSP对核潜艇发电机组和LM2500燃气轮机进行了冲击隔离试验,并于1973年美国又建成了当时世界上最大的浮动冲击试验平台。平台建成后在当年的几个月里就进行了八次校验性爆炸冲击系列试验。目前,比较有名的有美国阿伯丁爆炸水池,加拿大国防技术研究开发中心爆炸水池,英国的海洋技术中心浮动冲击平台STV01等。
2 国外冲击试验发展情况
国外对冲击试验机研究已有60多年的历史,开发研制出多种有特色的冲击试验机[3]。下面对国外的传统试验机击机进行简要介绍。
第一次世界大战期间,美国海军就制作了冲击试验机,用来考核舰船机械、电器设备。1939年英国研制出第一台冲击试验机,它可以模拟设备在服役期间的冲击环境,试验载荷只有几百磅。1940年,美国通用电气公司研制出改进冲击波形的轻量级冲击试验机,其最大负载能力为113.5kg。在二次大战初期,由于舰载火炮发射产生的冲击而造成了舰载电器设备和机械设备出现故障、发生破坏。因此认识到必须增强船舶动力装置及其他重要系统的抗冲击能力。在船体的损伤并不严重的情况下,水下非接触爆炸也会造成设备的冲击损伤。技术人员为了解决这类冲击损伤的问题,开始研究冲击响应和冲击隔离问题。二战期间,更为猛烈的炮火和改进的武器传输系统,对靠近水下爆炸的战舰造成了更加严重的破坏。美国在此期间共丧失了47艘主战舰和42艘潜艇。从那时起,美国海军意识到了要提高战舰的生命力,不仅要改进结构的设计,而且尤其应当改进舰艇装备和机械设备对水下冲击所产生的严酷的动态效应抵抗能力。1942年威斯汀豪斯电气公司研制出中量级冲击机可以对包括安装夹具总重为3359.6kg的设备进行冲击试验。1943年美国海军舰船建造局组织专题研讨会,研究包括战列舰、巡洋舰、驱逐舰、潜艇和扫雷舰等在内的舰载电器设备和机械设备冲击破坏。由此展开了大规模的舰船机械设备抗冲击试验研究。
3 我国冲击试验现状及存在的差距
我国舰船抗冲击研究起步较晚,大约自20世纪70年代开始对舰船进行抗冲击研究[4]。我国海军现役舰船和潜艇设备试验标准主要以国外标准为基础。国内的冲击试验机主要是以引进,仿制国外传统冲击机为主,还停留在欧洲BV043/73和美国MIL-S-901B标准的水平上。
(1)仿制国外的传统冲击试验机。中国船舶重工集团第704研究所,上海电器科学研究所根据美国MIL-S-901B军标制造的轻量级冲击机,试验设备最大质量200kg。上海电器科学研究所研制的C-2700中量级冲击试验机,符合国军标GJB150.18-86《军用设备环境试验方法-冲击试验》和《中型冲击机设计技术条件》,可以对舰用设备进行冲击试验。该冲击试验机是海军装备研究院规范所和上海电器科学研究所共同合作,按美国MTS的同类产品的图纸仿制。中船重工第702研究所于1990年研制的中量级冲击机是继海军装备研究院规范所和上海电器科学研究所之后,设计制造的与C-2700同样等级的冲击试验机,满足GJB150.18一86要求,并在1990年7月通过部级鉴定[5]。河南洛阳水利工程研究所研制了模拟爆炸震动的冲击试验机。
(2)引进的传统冲击试验机。704研究所引进的美国MTS公司886IMPACT冲击机(电脑可控跌落式冲击机)。当前,国内冲击机建设主要是冲击机数量过少,国内大约有二十多台轻量级冲击机。国内仅有3台中量级冲击机可以按照国军标的规定对中量级舰船装备进行冲击考核。至今,国内这些少量的中量级冲击机和一定数量的轻量级冲击机主要用于对新研制的电子设备、仪器、仪表等进行冲击试验考核,没有海军直接隶属的轻量级及中量级冲击机。
(3)浮动平台试验[6]。我国目前仅有的两台浮动平台是以美国的浮动平台为原型分别由中国船舶重工集团公司(无锡)第702研究所及91439部队研制的。该浮动平台是美国小型浮动平台0.8的缩比模型。702研究所研制的浮动平台受水池客观条件的限制,可用炸药的最大量为5kgTNT。91439部队研制的浮动平台试验条件为海上无限自由水面条件,可开展大当量爆炸抗冲击试验。
可见,国外以大量冲击试验为基础,产生了舰载设备抗冲击标准、规范,并随着试验手段的更新,舰载设备抗冲击标准得到进一步发展。我国在舰艇抗冲击研究、试验等方面还存在相当大的差距和问题。按着国军标要求,建设了部分试验装置,但不配套。目前没有符合国军标的海上舰载设备试验鉴定浮动平台。
4 结束语
与发达军事强国相比,我国的舰载设备抗冲击试验开展较少,存在较大差距。对舰载各种设备及系统在冲击机及海上浮动平台上进行抗冲击试验鉴定,检测舰艇设备抗爆抗冲击战技指标,验证评估水中目标抗冲击性能,可促进新型舰船远海作战的能力的发挥。
摘要：论述了舰载设备抗冲击试验技术的特点、国内外进展及我国在这方面存在的差距。舰载设备的抗冲击性能试验完全可通过冲击机及浮动平台实现。我国开展舰载设备冲击试验将有利于舰载设备抗冲击性能的提高。
关键词：舰载设备,抗冲击,试验技术
参考文献
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[2]马纶宇,王成刚,沈荣赢等.舰船机械设备冲击标准浅谈[J].噪声与振动控制,1997
[3]黄若波,杜俭业,王官祥.美国舰艇抗冲击标准规范研究分析[J].舰船科学技术,2007
[4]陈继康,等.船体基座抗冲击研究现状[A].某艇水下爆炸试验资料汇编.北京:第六机械工业部船舶系统工程部,1982.
[5]候维达,李国华,赵本立.强碰撞中型冲击机及其应用[J].船舶工程,1995