高阻尼材料（通用7篇）
高阻尼材料 篇1
摘要：简述了镁基复合材料阻尼性能的研究现状,介绍了高阻尼镁基复合材料的位错型和界面型阻尼微观机制,分别阐述了基体成分、增强相类型和含量、基体和增强体界面、应变振幅、温度、频率和处理工艺对镁基复合材料阻尼性能的影响。简要分析了镁基复合材料阻尼设计思想,并对其发展方向进行了展望。
关键词：镁基复合材料,阻尼机制,影响因素
随着现代技术的快速发展,上至航空航天技术中飞行器的设计,下至民用空调、健身器材的使用,人们对振动与噪声的控制都提出了更高的要求,为适应这个要求,需要研究和设计出具有更高阻尼性能的材料[1]。与其他金属材料相比,镁的密度最低,仅为1.78g/cm3,阻尼性能最高,当应变振幅为10-4时,阻尼值达到0.11[2],所以纯镁是一种理想的高阻尼、低密度材料,但是其抗拉强度仅为100MPa[3],弹性模量只有45GPa[4],极大影响了纯镁的广泛使用。为充分利用镁的高阻尼、低密度性能,解决低强度问题,尝试在镁基体中添加一种或多种增强体来提高其强度,获得高强度、高阻尼、低密度的理想功能-结构材料,已成为现代阻尼材料研究的热点之一。
本文简述了镁基复合材料阻尼性能的研究现状,从微观机制和宏观影响因素两方面叙述了镁基复合材料的阻尼性能,简要分析了镁基复合材料的阻尼设计思想,并对其发展方向进行了展望。
1 镁基复合材料阻尼机制
镁基复合材料的阻尼机制主要包括位错型阻尼机制和界面型阻尼机制。
镁基复合材料中的位错除基体和增强体本身所具有的位错以外,更主要的是基体和增强体之间因热膨胀系数不匹配,当温度变化时会在界面附近产生热错配残余应力,使基体发生塑性流变,而增加位错密度。19世纪50年代,Granato A和Lucke K J提出了Mg的位错钉扎模型[2],即G-L钉扎模型,研究表明镁基复合材料的位错型阻尼也可以用G-L钉扎模型来解释[5]。在镁基复合材料的组织中有镁基体的析出物、杂质和增强体,它们对位错有钉扎作用。如图1(a)所示,位错线的两端被一些不可动点钉扎着,即强钉扎;中间有很多结合力较弱的杂质原子钉扎着,即弱钉扎。当应力较小时,以相邻弱钉扎点Li(i=1,2,3)之间的位错线为弦作“弓出”的往复运动,消耗能量;随着应力的增加,“弓出”的弦继续作往复运动,当达到一定值时,弦挣脱弱钉扎点,而以“雪崩”模式增加内耗,相邻强钉扎点L之间的位错线在应力作用下继续作往复运动而消耗能量,阻尼值增大[2,5]。或是在低应力作用下,适当提高温度,因为热激活的作用,位错线挣脱弱钉扎点的束缚所需要的应力降低,因此,当在某一温度以上,位错线挣脱弱钉扎点,变成又长又相对自由的位错线而作往复运动,消耗能量,增加阻尼[6,7]。但是阻尼性能并非与位错密度成正比,当位错密度在一定值以下时,位错密度越大,阻尼性能越好;但是在位错密度增加的同时,位错线会因位错密度的增加而更容易发生缠结,使位错线的有效长度下降,阻尼不再增加[7]。因此,在低温下较好的阻尼性能存在一个最佳位错密度。
镁基复合材料的界面包括相界和晶界两种类型。和镁合金相比,镁基复合材料因增强相的加入,分割了基体或细化了基体晶粒,产生更多的相界和晶界。在外界应力作用下,界面产生滑移,如图1(b)所示。界面在滑移过程中消耗能量,产生阻尼[6,8]。当温度升高,界面的结合强度相应下降[6],并且相对于增强相,基体会变得相对较软[7],在相同应力作用下,更容易产生滑移而消耗能量,此时界面阻尼对镁基复合材料阻尼性能的贡献远高于位错阻尼。所以高温下的镁基复合材料的阻尼机制主要是用界面型阻尼机制来解释[6,7,8]。
2 镁基复合材料阻尼性能的研究
20世纪50至60年代人们开始对金属基复合材料进行大量的研究,但大都集中在铝基、铜基和铁基复合材料[9]。1986年,David M Goddard等[10]首次采用石墨纤维增强制备镁基复合材料,实验发现该材料具有较好的阻尼性能。同年F C Edward等[11]专门研究了石墨纤维增强镁基复合材料的阻尼性能,结果表明复合材料的阻尼值高于基体材料的阻尼值。到了20世纪90年代,随着复合材料制备技术的发展和人们对高阻尼、高强度、低密度减振材料需求的增加,镁基复合材料阻尼性能的研究得到了广泛关注。
根据镁基复合材料阻尼性能影响的本质不同,可以将影响因素分为内部因素和外部因素。内部因素包括基体成分、增强体种类和含量以及基体相和增强相的界面,外部因素主要包括应变振幅、温度、频率和处理工艺等。
2.1 影响镁基复合材料阻尼性能的内部因素
2.1.1 基体成分
纯镁具有所有金属材料中最好的阻尼性能[8],但是一般认为在纯镁中添加第二相获得的镁合金的阻尼性能都比纯镁的阻尼性能略低。为获得高强度高减振性能的镁系合金,合金元素需要满足下列条件[2]:(1)在镁中的固溶度小;(2)有细化晶粒的作用;(3)能形成具有应力集中效应大的球状或树枝状的铸造组织;(4)耐蚀性不低于传统合金。
Zr在镁中的固溶度小,合金阻尼性能降幅较小。孔志刚等人[12]在探讨Zr含量对Mg-Zr合金组织和性能的影响时发现,Zr含量在0.1%~0.45%(质量分数,下同)范围内,原子数量迅速增加,与位错的交互作用增强,阻尼性能提高。而在Mg中加入固溶度大的合金元素会引起Mg晶格畸变,阻碍位错移动,对位错有强烈的钉扎作用,合金的阻尼性能大幅降低[13]。实验研究证明了这一点,在Mg-0.6%Zr中添加微量元素Y,由于Y在合金基体中的固溶增加,使合金的应变振幅无关阻尼下降[14,15]。黄正华等人[16]研究Ce对AZ91D镁合金力学性能与阻尼性能的影响时发现含0.7%Ce的AZ91D合金晶粒细化效果佳,力学性能较理想,阻尼性能最高(Q-1=2.728×10-3),与AZ91D合金相比,增加了61%。
目前在对镁基复合材料阻尼性能的研究中,选择纯镁和AZ91作为基体的研究较多。张永锟[17]采用挤压铸造工艺制备并比较体积分数为20%的β-SiC晶须增强纯镁,Mg-1%Si,AZ91D三种镁基复合材料的阻尼性能。在室温,频率为1Hz条件下,随着应变振幅的增加,基体为纯镁的阻尼性能最好,Mg-1%Si次之,AZ91最差。AZ91中的合金成分相对最多,对位错的钉扎作用相对较强,因此表现为阻尼性能最差,但是对其力学性能的测试发现结果恰好相反。
2.1.2 增强相类型和含量
通过合金化提高纯镁力学性能的同时,其阻尼性能却显著降低。在镁合金中加入合适的增强体,不仅能提高镁基材料的力学性能,而且与相应的镁合金相比,其阻尼性能也略有增加,所以可以通过选择合适的增强体尝试解决镁基复合材料力学性能和阻尼性能之间的矛盾。常用于增强镁基复合材料的增强相有碳化硅颗粒、硅酸铝短纤维、碳纤维、碳化硅晶须、硼酸铝晶须等。镁基复合材料增强方式主要有两种:一种为单一增强,一种为混合增强。混合增强方式主要选择两种颗粒或者是一种颗粒与一种纤维共同增强镁基复合材料。
张小农等人[18]研究认为,纤维增强镁基复合材料与非纤维增强镁基复合材料相比,其阻尼性能稍好。这主要是因为纤维的弹性模量较好,对阻尼的贡献较大,而且复合材料的力学性能也相对较好。胡强等人[19]研究了不同体积分数的SiC颗粒增强AZ61镁基复合材料的阻尼性能发现,体积分数为3%的SiC颗粒增强镁基复合材料的阻尼性能最好。研究表明,颗粒的种类、尺寸以及含量都对复合材料的阻尼性能有很大的影响。
混合增强方式较为理想的搭配是颗粒和纤维同时增强。适当的颗粒加入使界面增多[6],界面阻尼贡献增大;纤维的弹性模量较大,对材料的阻尼性能有一定的贡献,在材料受到垂直于纤维方向的外力时,纤维可以作为主要的受力载体,对提高材料的力学性能有很大作用。
2.1.3 基体相和增强相界面
最初研究认为镁基复合材料的阻尼性能是镁基体和增强相阻尼性能的叠加,但研究发现实验值和理论值有一定差距,因此有人开始关注界面阻尼对复合材料整体阻尼性能的贡献,也因此根据界面阻尼机制设计出理想的界面层来提高镁基复合材料的阻尼性能。
碳纤维的弹性模量较大,常用于增强镁基复合材料,但是基体中的合金元素容易与碳纤维发生界面反应,破坏纤维的增强效果,所以现在研究中大都采用在纤维表面涂层的方法来减小这种损害。顾金海等人[20]研究纤维增强镁基复合材料时在纤维表面沉积一层热解碳而获得了一种特殊的界面层,实验发现在温度低于170℃时,纤维表面的碳涂层显著提高了材料的阻尼性能。颗粒增强镁基复合材料主要问题是颗粒容易簇集并且颗粒和基体的润湿性不好。为解决这个问题,顾金海等人[21]在颗粒表面沉积一层涂层,研究表明,在较低温度下,由于纯镁本身的阻尼性能,纯镁比复合材料的阻尼值高;但是随着温度的提高,界面阻尼的贡献增大,有涂层和没有涂层的复合材料的阻尼性能都超过了纯镁;在更高温度下,有涂层的复合材料的阻尼性能超过没有涂层的复合材料。后来,顾金海等人[22]首次建立应力有限元模型来模拟金属基复合材料的阻尼性能,对于涂层的类型做了详细的研究。结果表明对于弹性涂层,涂层的弹性模量越高,材料的阻尼性能越好;对于塑性涂层,软涂层和硬涂层都有利于提高复合材料的整体阻尼性能。
2.2 影响镁基复合材料阻尼性能的外部因素
2.2.1 应变振幅
一般而言,金属材料的阻尼性能随应变振幅的增加而增加,但是对于镁基复合材料而言有所差别,不同类型和含量增强体的加入改变了材料的阻尼随应变振幅的变化规律,可大致分为应变振幅无关阻尼和应变振幅相关阻尼。
应变振幅无关阻尼有两种类型,一种是大量增强体的加入给材料增加了大量的强钉扎点,当位错线被强钉扎点完全钉牢时,不可移动位错增加,材料的阻尼性能不随高应变振幅的增加而增加。张小农等[23]用碳化硅颗粒和莫来石短纤维混合增强纯镁复合材料证明了这一点,当体积分数为18%时,阻尼值几乎不随应变振幅的增加而增加,如图2所示。另一种是在低应变振幅下,位错线被弱钉扎点钉扎,位错阻尼Q-1与可动位错密度ρ和相邻弱钉扎点之间的距离Li有关,Q-1∝ρLi4。图2中,当应变振幅小于10-5时,阻尼几乎不随应变振幅的变化而变化。
应变振幅相关阻尼会随着应变振幅的增加而迅速增加。如图2所示,当应变振幅大于10-5时,阻尼值随应变振幅增加而迅速增加。这种现象可以利用G-L钉扎模型来解释,当应变振幅增加到一定值以后,位错线以“雪崩”模式从弱钉扎点处挣脱,阻尼随应变振幅和相邻强钉扎点之间的距离L增加而增加。
2.2.2 温度
镁基复合材料的阻尼性能和温度有密切关系。一般情况下,随温度提高,材料内部缺陷活动能力增强,界面结合能力降低,在一定的应力作用下很容易产生微滑移,阻尼性能增加,同时界面结合强度下降。但是当温度过高时,界面的结合强度很低,在外应力作用下,滑移已不能产生内耗,阻尼不再增加,因此会出现一个最优的温度,产生最好的界面结合,造成最大的内耗而产生内耗峰。胡强等人[19]对SiC颗粒增强镁基复合材料的研究中分析了温度-阻尼曲线上出现的两个阻尼峰,如图3所示,峰1的出现归结为位错阻尼机制,峰2的出现归结为界面阻尼机制。除此之外,当温度增加时有一些需要热激活的阻尼源被激活,也会产生阻尼温度峰[17]。
2.2.3 频率
分析频率对阻尼性能的影响一般都与讨论温度对阻尼性能的影响联系起来。对于复合材料而言,低频阻尼要高于高频阻尼,即当测量频率增大,阻尼值减小。主要原因在于复合材料阻尼性能的产生是源于位错的运动和界面的微滑移,在交变应力下,频率越大,两者在一次循环中的位错移动越小,能耗越小,材料的阻尼值越低[17,24,25]。张修庆等人[26]采用原位合成TiC增强AZ91镁基复合材料,研究了其阻尼温度频率之间的关系。当应变振幅不变,温度在室温到250℃范围内,测量频率分别为0.1,0.5, 1, 2.0Hz,测试频率越大,阻尼值越低。
2.2.4 处理工艺
目前,对镁基复合材料热处理后阻尼性能的研究主要集中在固溶、时效、热循环三种热处理方式[23]。张修庆等人[27]采用原位合成法制备TiC增强AZ91镁基复合材料,研究在420℃固溶处理(T4)和固溶后时效处理14h(T6)后的材料阻尼性能时发现,热处理降低了热激活能,增加了可移动位错的有效长度,有利于提高镁基复合材料的阻尼性能。Z Trojanova等人[28]采用挤压铸造法制备了体积分数为3% Al2O3纤维和体积分数为20%SiC颗粒增强QE22复合材料,并对其从室温到不同温度(40~400℃)进行热循环处理,实验发现热循环终止温度低于300℃时,热循环处理增加了材料的位错密度和弱钉扎点之间的有效距离,阻尼随温度升高而增大;高于300℃时,因界面的结合强度显著降低,即使有微滑移,但已不足以消耗能量,阻尼随温度的增加而降低。
对镁基复合材料变形处理后的阻尼性能研究较少,但已有的研究表明,变形后复合材料的阻尼性能下降。张小农等[29]对不同状态下的SiC颗粒和Al2(SiO3)3短纤维混合增强镁基复合材料进行了阻尼性能测试证明了挤压态的阻尼性能比铸态的阻尼性能低,所以可以认为变形处理不利于阻尼性能的提高。
机械循环对镁基复合材料阻尼性能的影响研究很少。A. Mielczarek等人[30]研究了室温下,重复弯曲对Al2O3/QE22镁基复合材料应变振幅无关阻尼性能的影响,随着弯曲重复数的增加,可移动位错有效长度减少,应变振幅无关阻尼降低,其原因在于基体塑性变形导致复合材料位错和位错,位错和界面之间发生了交互作用。
3 镁基复合材料阻尼设计和发展方向
张小农[18,31]在探讨高阻尼金属基复合材料的发展途径中认为,高阻尼金属基复合材料的设计可以通过以下三种途径实现:选择高阻尼性能的金属基体,高阻尼的增强体和设计高阻尼的基体、增强体结合界面。但是从复合材料的强化机制和阻尼机制来说,材料的力学性能和阻尼性能是相互矛盾的。从位错的钉扎-脱钉角度,较好的力学性能需要有更多的强钉扎点,但是高的阻尼性能要求恰好相反;一定的温度范围内,随温度的提高,材料界面发生微滑移,消耗能量,从而产生高的阻尼性能,但同时力学性能因界面结合不好而会相应下降。所以现在要解决的问题是协调镁基复合材料力学性能和阻尼性能之间的关系[32],使两者共同达到最理想值。
从现在的研究来看,择优选择增强体混合增强镁基复合材料和设计较好的基体与增强体之间的结合界面,增加界面过渡层是已有研究方案中两个较好的阻尼设计方案。但混合增强体的最优化配比和界面过渡层的阻尼机制和界面反应还需要进一步的研究,所以混合增强镁基复合材料和设计较好过渡层仍是今后镁基复合材料发展的两个重要方向。
在选择制备方法上,外加增强镁基复合材料的研究较多,但近年来原位合成增强镁基复合材料的研究逐渐增多[7,8,26]。外加增强相获得的镁基复合材料的主要缺点是存在界面反应并且基体和增强相之间的润湿性较差,而原位合成的增强相在基体中分布更均匀,颗粒更细小。TiC陶瓷颗粒因硬度高、密度低、弹性模量高、耐磨性好等原因成为原位合成高阻尼镁基复合材料增强相的首选。
处理工艺对镁基复合材料阻尼性能影响的研究较少,通过初步的研究论证热处理工艺对提高镁基复合材料的力学和阻尼性能都有一定的作用。已有研究人员提出通过热处理或是选择合适的表面活性剂和表面处理方法处理增强相促使镁基复合材料发生马氏体相变产生孪晶型内耗,增加镁基复合材料新的阻尼机制[5]。但是这一构想还未完全实现,需要进一步研究。
4 结束语
相对于铝基复合材料而言,对镁基复合材料阻尼性能的研究起步较晚,其理论知识体系还不成熟,需要大量的科研工作者投入更多的时间与精力研究并设计出兼具高强度、高阻尼、低密度的镁基复合材料,适应社会的需要。
高阻尼材料 篇2
本文作者根据曲线梁桥的特点, 利用两个正交的非线性水平弹簧来模拟HDR的双向非线性特性, 基于有限元计算软件midas civil, 对隔震与无隔震的曲线梁桥分别进行了三向地震动作用下的非线性时程分析, 并将结果进行了比较。
1 高阻尼隔震橡胶支座及分析模型
高阻尼橡胶材料 (HRD) 支座与普通橡胶材料支座在构造和外形上基本相似, 主要由橡胶与钢板叠合而成, 不同的是HDR采用特殊配置的橡胶材料制成, 如加入石墨以增大橡胶支座的阻尼, 阻尼比可达0.17, 使之滞回曲线更为饱满, 耗能能力更强。从以往的实验资料看, HDR的滞回曲线大多为椭圆形或月牙形, 在地震分析中较难完全应用这种曲线作为计算模型, 因此实际计算更多的是通过简化后的等效线性模型 (等效刚度和等效阻尼比模型) 及等效双线性模型 (图1) 来模拟HDR的力学行为[4]。本文计算拟采用双线性模型来模拟HDR的力学性能。
双线性模型的各参数和相对关系如图2所示, 各参数含义如下:Qy, 、Xy一屈服力和屈服位移;Fb、Xb一最大力和最大位移;K1一屈服前刚度;K2一屈服后刚度;Qd一特征强度。
2 桥梁计算模型
某大桥主桥跨径为 (65+3×120+65) 米的五跨预应力混凝土连续刚构箱梁, 全长490米, 上部结构采用单箱单室断面, 顶板宽12.75米, 底板宽7.0米, 跨中梁高为3.0米, 支点梁高7.0米, 梁高按1.5次抛物线变化, 使用C50混凝土。下部结构采用双肢薄壁墩, 墩高62~107m, 从左至右桥墩依次定为1#、2#、3#、4#墩 (图2) 。
抗震设防标准:抗震设防烈度为VII度, 水平向设计基本地震动加速度峰值为0.10g。桥梁抗震设防类别为B类, 场地类别为II类, 场地特征周期为0.35s。
为了分析高阻尼橡胶支座对曲线梁桥地震响应的影响, 本文考虑了两种情况的模型, 并假设墩底固结, 不考虑桩-土作用。
模型1:刚构曲线梁桥。桥墩与梁完全固结, 与实例完全符合。
模型2:隔震曲线梁桥。梁与桥墩、桥台在切向与径向用2个非线性弹簧来模拟高阻尼橡胶材料支座, 选用规范[5]附录HDR (I) -d670×233-G1.2圆型支座。其力学基本参数为:
初始水平刚度K1=13.49kN/mm;屈服后水平刚度K2=2.08k N/mm;
等效水平刚度Kh=2.77kN/mm;屈服力Qy=176k N;
等效阻尼比ε=0.15;
利用midas分别建立上述两种模型, 通过软件的“一般连接”功能模拟HDR的非线性特性, 选取经典地震波EI-centro波为输入地震波, 输入方向选取两桥台的连线作为顺桥向 (X轴) , 横桥向 (Y轴) 位于水平面内并通过桥梁中线, Z轴为竖向。根据规范[6]对选取的地震波进行调幅, 经过调幅的三向地震波取X轴为地震波输入的主方向, 按1 (X方向) :0.85 (Y方向) :0.65 (Z方向) 的比例进行调整后, 将其作为激励沿输入结构进行三维地震动作用下曲线梁桥的非线性时程分析。
3 地震响应及结果分析
3.1 隔震前后桥梁基本频率与自振周期
隔震前后桥梁基本频率与自振周期见表1。
运用多重Ritz向量法对模型进行特征值分析, 表1列出隔震前后前五阶模态的频率与自振周期。从中可知, 隔震前的桥梁基本周期为3.09s, 而采用了HDR隔震后的桥梁基本周期为9.35s, 其基本周期得到增大, 从而起到了隔震的作用。
3.2 隔震前后墩顶位移
从表2可知, 采用HDR隔震后的桥梁墩顶的位移比隔震前稍有增大, 这可能是相对于隔震前的刚构桥, 隔震后的桥梁采用了柔性支撑, 减少了水平方向的刚度而致使水平向的位移增大, 并且径向位移要大于切向位移。
3.3 隔震前后墩底内力
从表3可知, 由于采取了HDR支座, 隔震后各墩底的剪力及弯矩在径向与法向上都得到了显著减少。定义减震率为墩底隔震前后某参数绝对值之差与隔震前参数之比, 经计算墩底的剪力减震率在15%-45%之间, 弯矩减震率为14%-57%, 且每个墩高不同, 减震率也有所差别。此外, 从计算结果可知, 各墩的切向剪力与径向剪力值差别不大, 而切向弯矩要大于径向弯矩值。
4 结语
1) 通过布置高阻尼橡胶材料支座, 原结构的自振周期得到了提高, 其基本周期从3.09s延长到了9.35s, 可避开地震能量集中的范围, 从而减低结构的地震力, 达到隔震的目的。
2) 通过模型计算结果可知, 布置了HDR后的曲线梁桥在径向和法向的墩底弯矩和剪力都大大减少, 减震率最大可达57%, 显示出了HDR支座的良好减隔震性能。
3) HDR支座通过延长结构周期以折减地震力, 其结果必然会伴随位移的增大, 从计算结果也可见, 采用了减隔震支座后墩顶的位移有所增大, 且主要是径向方向的位移。因此, 在采用HDR支座的曲线桥应特别注意径向的位移, 必要时可考虑布置挡块或限位措施。
参考文献
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高阻尼材料 篇3
靠自身构造提高阻尼性的隔震橡胶支座主要有三种:一种是高阻尼隔震橡胶支座, 一种是铅芯橡胶支座, 这两种在交通和建筑中均被广泛采用;还有一种是内包阻尼体叠层橡胶支座, 此种橡胶支座经计算和验证, 阻尼比可达30%以上, 但由于其制作成本较高等原因未被推广使用。铅芯橡胶支座在使用中逐渐暴露出其老化开裂铅芯外泄的弱点, 不仅影响力学性能, 对环境也造成严重的污染。而高阻尼橡胶支座以其高阻尼性、经济、环保、耐久性强的优点很快占据了桥梁支座的重要位置。现在几乎所有预制或现浇的连续结构桥梁中, 无一不在使用高阻尼隔震橡胶支座。
2013年山西太原的四个中环建设中大量引入了高阻尼隔震橡胶支座, 开创了太原市城市桥梁建设在结构抗震方面一个崭新的时代。
2014年度山西太原南沙河快速化改造工程因跨双塔街和青年路拆迁量巨大, 为减少对周边居民和国计民生的影响, 设计了跨双塔街、青年路高架桥, 该桥为南北两岸分离式预应力现浇连续箱梁结构, 南岸共16跨5联, 北岸共18跨6联。桥宽为8 m双车道。本高架桥的HDR高阻尼支座布置在两墩高差较小的中联固定墩上 (南岸第3联, 北岸第3联和第4联) , 其他部位配合滑动型水平力分散型橡胶支座和减震球形支座布置共同发挥受力作用。
本文主要就该桥的高阻尼橡胶支座的型号规格、选用及布置、特点、减震因素及保养维修几个方面进行介绍。
1 型号规格
该桥选用的高阻尼隔震橡胶支座是HDR (Ⅰ) -d770×286-G1.0型支座, 其中, HDR代表高阻尼;Ⅰ型支座与墩、梁间采用套筒连接, 支座顶面、底面均设预埋钢板, 上、下支座钢板和套筒间采用锚固螺栓连接, 上、下预埋钢板与套筒间采用配合焊接;d770×286表示支座为直径770 mm的圆形支座, 厚度为286 mm;G1.0也常写为G10, 表示设计剪切模量为1.06 MPa, 设计剪应变1.0。该规格支座竖向设计承载力5 211 k N, 设计位移150 mm, 等效阻尼比15%。
2 支座种类的确定与布置
1) 根据桥梁所在地出现最大概率震级 (此桥按地震烈度8度进行验算) 拟算加速度、桥梁水平刚度、容许剪应变及支座的最大位移量等直接确定相应的支座种类、型号规格, 使之满足相应地震力的使用要求。前面介绍的区别于Ⅰ型的Ⅱ型支座底面不设预埋钢板, 底钢板和套筒间采用锚固螺栓连接, 上预埋钢板与顶钢板间采用剪力卡榫连接, 上、下预埋钢板与套筒间采用配合焊接。本桥选用Ⅰ型, 主要是根据设计剪切模量选择, Ⅱ型一般在设计剪切模量为0.8 MPa (G8) 时选用, 再者Ⅱ型支座设计阻尼比一般只能达到12%, 略低于Ⅰ型。2) 根据跨度、温度变化的幅度考虑施工偏差等因素选用相应位移的支座。3) 需考虑桥梁动荷载与混凝土收缩徐变和温差对结构受力的影响。4) 满足实际桥梁建筑等的结构的空间位置要求, 套筒和锚栓应避免与结构受力钢筋相冲突。5) 桥梁设计师根据桥梁的使用功能、纵坡、相邻墩台情况进行选型, 配合滑动型支座优化结构受力, 共同实现承载能力和抗震效果。
3 减隔震因素
高阻尼橡胶采用共聚技术使得材料具有内聚力, 提高了阻尼性;在橡胶中加入炭黑, 可使体系的表观粘度系数增大, 从而增加阻尼性, 这种阻尼性有助于减少机械结构的共振振幅, 从而避免结构因震动应力达到极限造成机构破坏, 且有助于机械系统受到瞬时冲击后, 很快恢复到稳定状态, 在地震中可有效的吸收震能, 减轻地震响应。在橡胶中加入云母、二氧化硅等填料构成的体系引起的内摩擦可使部分机械能转化为热能, 从而起到减震作用。
4 优点
1) 竖向承载力、水平恢复力、阻尼 (消能) 三能合一;2) 支座滞回曲线饱满, 耗能显著;3) 橡胶配方改进, 等效阻尼比可达12%以上;4) 后期维修保养费用低;5) 高震级下变形甚微, 自身刚度及阻尼性能几乎无变化, 可继续使用, 即使需更换也非常方便;6) 表面附着有橡胶保护层, 使内部橡胶不被臭氧、紫外线损害, 具有较好的耐老化性能, 30年等效阻尼比降低不大于1%;7) HDR高阻尼橡胶可适用于-40℃~+60℃温度条件下, 且感温性较弱, 适用地域广;8) HDR高阻尼橡胶经天然橡胶改良并未消减其优越的蠕变性能;9) 对环境无影响。
5 现浇箱梁高阻尼隔震橡胶支座安装工艺及步骤
1) 浇筑桥墩及支座垫石, 在桥墩及支座垫石上预先设置预留孔, 清除预留孔中的杂物;2) 执行支座安装前规范要求的必要检查;3) 在垫石顶面涂抹一层环氧树脂砂浆后, 吊装支座至垫石顶面, 仔细检查支座水平标高后, 采用压力灌浆法经压浆嘴向预留孔内灌入无收缩高强度环氧树脂砂浆, 待砂浆灌满并从垫石顶面溢出时完成压浆;4) 待环氧砂浆达到设计强度后, 校准支座中心标高, 拧紧锚固螺栓;5) 清洁上预埋钢板的上表面, 安装主梁模板并进行主梁浇筑等后续作业。整个过程必须由有经验的技术人员现场指导并复核, 并经监理工程师旁站和检验, 否则, 即使微小的误差都会影响支座发挥其受力作用。
6 支座的保养与维护
1) 定期对支座防腐进行检查, 发现问题时进行防腐层缺陷处理修补。2) 检查支座连接固定件是否松动, 逐一拧紧;检查锚固螺栓是否锈蚀, 必要时按要求质量和规格及时更换。3) 检查钢件表面是否有脱皮、裂纹等。4) 检查不锈钢板与预埋钢板之间的焊缝是否完好, 必要时按要求及时补焊。5) 每隔半年或一年 (视支座使用情况) 对支座锚固件进行清洗并涂刷防锈油, 保证支座螺栓不被锈死, 方便更换。6) 应在最高及最低温度条件下 (太原市温度一般在-25℃~+40℃之间) 检查支座的相对位移量, 如有超限, 则应及时纠正并分析原因采取措施。7) 支座转角如有超限, 则应及时纠正并分析原因, 采取纠偏措施。
7 结语
高阻尼隔震橡胶支座已在现代桥梁和建筑抗震结构中起着举足轻重的作用, 且其阻尼性能的提高还有很大空间。但由于地震的偶然性和震级的不确定性, 建立数学模型较为困难和不准确, 且考虑到其他力学和物理要求的影响, 阻尼性能的提高也受到一定限制。据研究, 炭黑与橡胶的化学结合物在反复作用力下可能破坏其发挥的阻尼性, 且有可能使橡胶的弹性降低。我们不能一味追求其高阻尼性而忽略基本受力性能, 影响桥梁通行时的支撑作用, 这就要求研究者对科学的掺合方法和新的阻尼材料进行更深更广的探索。
高阻尼材料 篇4
关键词：泡沫金属,内耗,宏观孔
0引言
材料的阻尼性能是指材料在机械振动过程中在周期性加载和波传播条件下消耗应变能的一个量度,材料的阻尼性能可以降低噪声 和减小振 动从而将 机械能转 变为热能[1]。 泡沫金属材料是以金属材料为基体、包含大量孔洞的轻质材料[1,2]。在最近20年里,泡沫金属材料得到了快速的发展并且日益成为新型的工程材料而得以广泛应用。轻质量的泡沫金属材料拥有众多优异性能,如冲击能量吸收性能、空气和水的渗透性 能、声吸收性 能、低的热导 率和电绝 缘性能等[3]。泡沫金属材料在工程领域中的日益应用,要求人们对该类材料的阻尼行为有全面深入的研究。最近几年以来,具有宏观孔的泡沫金属由于其优良的功能性能而引起了研究者的极大关注,泡沫工业纯铝和泡沫锌铝共析合金就是此类材料的一个很好的例子[4,5]。根据文献资料,以往对金属基复合材料的研究中,基体的选择大多是低阻尼的材料,增强物的大小为微观尺度,很少报道有关含宏观孔开孔泡沫金属材料阻尼行为方面的研究工作,人们对含宏观孔开孔泡沫金属材料的阻尼特征与其结构相关性方面的了解还很少。本实验在多功能内耗仪上采用受迫振动连续变温的方式在较宽温度范围、低频率和低应变振幅条件下测量了泡沫金属材料的阻尼行为,详细研究了含有宏观孔开孔泡沫金属材料的内耗与孔隙率、孔径和测量频率的依赖性问题。试验结果表明泡沫金属材料的内耗随着孔隙率的增加而增加、随着孔径的减小而增大并且内耗与频率有着明显的依赖性。最后,根据内耗测量讨论了泡沫金属材料中可能的阻尼机制。
1实验
运用空气加压渗流法工艺制备泡沫金属材料样品,金属基体为工业纯铝和锌铝共析合金。先将氯化 钠 (工业用食 盐)颗粒经过烘干、筛分后,压结在一个模具里放入井式电阻炉内预热(430 ℃),然后将坩埚内过热的金属液体加入装有食盐颗粒的模具内,并且使模具内保持一定的压力(2~5个大气压)。在渗流法工艺完成后,水洗除盐即可得到开孔泡沫金属材料样品,在泡沫金属材料样品的截面上孔的分布比较均匀(见图1)。工业纯铝中铝的含量为99.7%,锌铝共析合金中铝的名义质量分数是27%。宏观孔直径为0.5 mm和1.4mm,孔隙率高达69%(宏观孔孔隙率的计算采用称重法获得)。材料的阻尼性能利用内耗技术来表征,在多功能内耗仪(MFIFA-6)上采用受迫振动方法测量内耗的品质因子倒数Q-1[6],多功能内耗仪的基本组成为:1个倒扭摆、1个温度程序控制器和1个光电转换器。整个测量过程由1台计算机和1个8087芯片控制,测量的数据实时地显示在计算机屏幕上。实验频率变化范围为0.01~30 Hz,温度变化范围为25~400 ℃,振幅变化范围为(4~30)×10-6,内耗测量的精度为1×10-4。
2结果及讨论
由图2(孔径1.4mm,孔隙率69%,升温速率8 ℃/min) 可见,在升温测试泡沫铝的温度-内耗曲线上,温度低于100 ℃时,不同频率的内耗基本相等。在100~250 ℃时,随温度的升高,内耗很快增加。在250~300 ℃时,随温度升高内耗减小。在300~400 ℃时,内耗随温度升高迅速增加,测试频率越低,内耗增加越快。在温度-相对动力学模量图上可以看出,相对动力学模量几乎与频率无关,随测试温度的升高,相对动力学模量几乎呈线性方式下降。在图2温度-内耗谱上, 出现了1个明显的内耗峰,研究表明该内耗峰的机制为位错的亚结构与晶界的交互作用[7]。
由图3(孔径1.0mm,孔隙率65%,升温速率4 ℃/min) 可见,在温度-内耗曲线上,出现了2个明显的内耗峰,依据已有的研究结果可知,低温内耗峰为铝/铝晶界峰,高温内耗峰为相变峰[8,9]。温度低于50 ℃时,内耗与频率几乎无关。在50~280 ℃随温度的升高,内耗迅速增加,测试频率越低,内耗增加越快。但当温度高于280 ℃低于320 ℃时,随温度的升高,内耗值反而减小,温度高于320 ℃ 时,内耗又迅 速增加。在温度-相对动力学模量图上可以看出,温度低于100 ℃,相对动力学模量几乎与频率无关(即温度-相对动力学模量谱上0.5Hz、1.0Hz、3.0Hz的曲线没有分开),随测试温度的升高,相对动力学模量呈线性方式下降,频率越低,下降越快。但当温度高于280 ℃低于320 ℃时,相对动力学模量随温度升高有所升高。高于320 ℃时又开始下降,但下降比较缓慢。
由图4(频率1.0Hz,孔隙率69%)和图5(频率1.0Hz, 孔径1.4mm)可以看出,与致密工业纯铝的内耗相比较,发现引入宏观孔可以使材料的阻尼性能提高2~4倍。在相同孔隙率的情况下,孔径越小,内耗越大;在相同孔径情况下, 孔隙率越高,内耗越大。
由图6(频率0.5 Hz,升温速率4 ℃/min)可见,与致密的锌铝共析合金内耗相比,含宏观孔泡沫锌铝共析合金的内耗提高了2~4倍,说明宏观孔的引入大大改善了锌铝共析合金的阻尼。在相同孔径1.0mm时,泡沫锌铝共析合金的内耗随着孔隙率的增加而增加;在相同孔隙率65%时,温度低于125 ℃时,孔径1.0mm泡沫锌铝共析合金的内耗比孔径0.5mm的大,但当温度在125~300 ℃时,孔径0.5mm泡沫锌铝共析合金内耗比孔径1.0mm的大,温度高于300 ℃,不同孔径泡沫锌铝共析合金的内耗差别很小。
依据内耗-温度谱和模量-温度谱,结合泡沫金属材料的制样过程,对泡沫铝和泡沫锌铝共析合金的阻尼机制分析如下:
(1)泡沫金属材料中孔洞对阻尼性能的贡献产生于孔洞周围的应力集中和模式转换,当外加应力作用于泡沫金属材料上时,孔洞边缘的应力状态从正应力转换为剪切应力,相应的剪切应变引起粘滞性流动,这种粘滞性流动通过分子振动或位错的运动而将能量耗散为热能。在受迫振动内耗测试中虽然外加切应力很小,但由于孔洞的本征弹性模量近乎为零,因而也能在孔洞边缘诱发很大的多轴应力,使金属基体中的原子进行重排,从而在原子之间产生粘性滑动,导致能量耗散[7]。
(2)泡沫金属材料可以认为是由金属基体和宏观孔所组成的两相复合材料。由于金属基体和宏观孔在弹性模量上存在着很大的差异从而在泡沫金属材料样品的空气加压渗流法制备过程中产生了较大的不均匀应力场,在外加周期性载荷作用下样品内部接近于宏观孔的基体将产生不均匀的应力分布,泡沫金属材料中的应变强烈地滞后于应力,在应力与应变之间引起较大的位相差,因而在孔洞/金属基体界面处部分机械能转化为热能,于是在泡沫金属材料的基体中形成了高密度的位错和复杂的位错组态,位错的运动及位错与晶界的交互作用产生了与频率有关的内耗(见图4-图6)。
(3)由于泡沫金属材料中存在着大量的不均匀的孔洞缺陷,在内耗测试的正弦交变应力作用下,造成材料内部的应力与应变分布不均匀,从而使孔洞发 生不均匀 的膨胀或 畸变,使外加应变能耗散为热能。从微观的角度来分析,样品在多功能内耗仪上进行内耗测试时,由于外加周期性的扭转应力的作用,样品中的每个点将做横向的微小运动,因而晶粒在切向应力作用下发生了横向变形。即使在内耗测试中外加的周期性切应力很小,它也能在宏观孔周围诱导较大的多轴应力,于是引起了原子的重排和粘性流,通过原子、分子的运动或位错的迁移将粘性流转变为热能,根据热力学分析可知热能的产生或位错的运动和产生均有利于材料的阻尼。 在泡沫金属材料中,宏观孔周围不均匀的应力分布、应力集中和应力模式转换引起宏观孔膨胀(或收缩)和畸变,相应地产生了膨胀能和畸变能,此部分能量的消耗与宏观孔的大小和体积分数密切相关(见图4-图6)。
3结论
高阻尼材料 篇5
桥梁支座结构作为联系桥梁上、下部分的重要结构,承受着桥梁上部传来的所有静力荷载与动力荷载,长期、连续的应力作用使桥梁支座成为桥梁极易损坏的结构之一。近几十年来,桥梁支座发展迅速,形式多样,由最初的简易支座、钢支座,逐步发展到如今被广泛使用的阻尼型橡胶支座。随着橡胶工业的快速发展,橡胶作为支座的外包防护材料,使桥梁橡胶支座具有较低的结构高度,大大减少了对钢材的使用量;良好的隔震性能、简单的构造、低廉的成本以及方便的加工方式使其成为如今阻尼型桥梁支座的主要形式。目前,常用的阻尼型橡胶支座有天然橡胶支座、氯丁橡胶支座和超高阻尼橡胶支座。然而,桥梁多处于空气湿度大、盐度高的环境中,且长期遭暴晒和酸雨的侵蚀,因此,橡胶材料在严酷的服役环境中会发生老化,从而影响桥梁结构的整体稳定性和耐久性。因而,对严酷条件下现有阻尼型桥梁支座防护材料以及新型防护材料的研究与探索在提高桥梁支座耐久性方面具有重要意义。
本文综述了现有的传统阻尼型支座材料橡胶的发展现状,并探讨了新兴绿色防护材料———纯聚脲在阻尼型桥梁支座防护方面的应用前景。
1 传统阻尼型桥梁支座防护材料
传统的阻尼型桥梁支座是将橡胶层和夹层钢板分层叠合后经高温加压硫化粘结而成的。早在20世纪30年代初期,法国就已经将合成橡胶支座应用于小跨径的桥梁,40年代后,许多国家也陆续开始研发并使用橡胶桥梁支座。20世纪50年代起,随着国外橡胶工业的迅速发展,橡胶支座在国外得到了更加广泛的推广与应用[1]。目前,常用的阻尼型桥梁支座主要有天然橡胶支座、氯丁橡胶支座、超高阻尼橡胶支座和铅芯叠层橡胶支座。
1.1 天然橡胶支座
天然橡胶支座的橡胶层中,除了天然橡胶,硫化剂、填充剂、防老剂和软化剂等也是重要的组成成分。由于夹层钢板和橡胶层可以紧密粘结,因此,当橡胶支座承受竖向荷载时,夹层钢板会约束橡胶层的横向变形,从而增大橡胶层的竖向刚度;而当橡胶层承受水平荷载时,夹层钢板不会对橡胶层的剪切变形产生太大影响,水平刚度几乎不变,维持了橡胶材料固有的柔性,起到一定的阻尼作用[2,3]。
天然橡胶材料是较早被用于阻尼型桥梁支座的材料,其成分相对单一,因此,天然橡胶在桥梁严酷的工作环境中会因热氧化、紫外线照射、臭氧、盐水及酸雨等因素而发生老化[4]。Y.Itoh等[5,6]对天然橡胶桥梁支座进行了一系列暴晒和加速老化实验,得出了天然橡胶支座老化的最主要原因是热氧老化的结论。由于天然橡胶被氧化后其表面会因形成保护层而阻止氧的进入,故天然橡胶在表面受热氧老化影响程度明显大于临界深度以下受其的影响。顾浩声等[7]通过对不同温度下天然橡胶支座的表面材料特性与内部材料特性变化的分析得出了不同温度下老化临界深度的变化规律;同时指出,温度越高,材料的应变能和断裂伸长率变化越快,但由于天然橡胶的分子构造随老化发生变化,分子链断裂后不断产生新的交联,交联密度的增加阻碍了分子构造的变化,从而使上述变化到达一定程度后趋势逐渐变缓。刘文光等[8,9]通过对天然橡胶隔震支座的老化性能和徐变性能的研究,提出了相关预测方程,并探究了天然橡胶隔震支座刚度性能稳定的温度范围。
作为应用时间最长的桥梁支座,天然橡胶支座材料的阻尼特性也备受关注,相关学者通过对天然橡胶材料的阻尼性能进行研究而探索了其在桥梁减震隔震方面的应用。C.J.Derham和J.M.Eidinger[10]借助计算机预测了最大加速度为0.3g的地震影响程度,在此条件下对固定地基结构上的建筑物和建立在天然橡胶支座上的建筑物进行了刚体加速度的测定,结果后者的刚体加速度明显小于前者,证明了天然橡胶材料具有一定的阻尼减震特性。然而,金建敏等[11]研究了天然橡胶支座等效阻尼比与温度、压应力、应变的相关性,结果表明常规条件下天然橡胶支座的阻尼比小于4%,并结合相关规范得出隔震设计中或可忽略天然橡胶支座的粘滞阻尼的结论。因此,天然橡胶桥梁支座只能起到一定的阻尼作用,但并不明显。
1.2 氯丁橡胶支座
相比于天然橡胶支座,氯丁橡胶支座具有更好的物理力学性能、耐候性和耐化学腐蚀的性能,氯丁橡胶已成为了阻尼型桥梁橡胶支座的可靠材料,且经过国外20余年的试验与探究,多项相关设计规范、指南和手册等均已颁布。虽然氯丁橡胶支座的性能优于天然橡胶支座,但其在工作过程中的老化行为仍是影响氯丁橡胶支座的重要因素。
张延年等[12,13,14,15]分别对冻融循环、热氧化、硝酸腐蚀和盐冻条件下氯丁橡胶支座的抗压、抗剪等力学性能进行了一系列系统的分析。试验结果表明,对氯丁橡胶支座进行100次冻融循环处理后,其更易发生脆性破坏,且随着冻融程度的加深,氯丁橡胶支座的极限承载力、极限抗压强度、极限抗剪强度以及抗压模量、抗剪模量均呈下降趋势,支座的整体稳定性变差;氯丁橡胶支座经高温试验箱模拟热氧老化过程后,随试验时间的延长,橡胶支座的各项力学性能明显下降,钢板外露、裂缝等剪切破坏的现象逐渐明显;经pH=4.5的硝酸溶液浸泡后的氯丁橡胶支座,抗压弹性阶段缩短,其承载力、抗压强度和弹性模量随浸泡时间的延长而明显下降,利用最小二乘法分析得出50年后的支座性能衰减曲线大致符合指数函数变化规律;经盐冻处理后,氯丁橡胶支座的各项性能均明显降低,脆性破坏更加严重,且随盐冻时间的延长上述现象更为明显。
为改善橡胶支座橡胶材料的性能,取长补短,不同橡胶共混是目前提高橡胶性能、改善工艺并降低材料成本的有效途径。邢祥菊[16]设计配方将天然橡胶与氯丁橡胶按一定比例和工艺并用后,按照相关标准进行综合性能测试,结果表明,两种材料并用后,新材料充分发挥了两种材料的优势,使老化性能和阻尼性能的综合性能均优于并用前单一物质的性能,为改善桥梁用天然橡胶支座和氯丁橡胶支座的性能提出了新的解决方式。
1.3 铅芯叠层橡胶支座
叠层橡胶支座是由钢板和橡胶片相间叠合而成的,是桥梁隔震系统的主要部分,具有较好的阻尼作用。为了更好地发挥叠层橡胶支座的阻尼性能,学者们研发了铅芯叠层橡胶支座(LRB),即将铅芯灌入叠层橡胶支座内,通过其对地震能量的耗散和提供抵御微小振动的初始刚度来增加支座的阻尼性能。
A.Mori[17]对NRB和LRB的压缩特性进行了轴压实验研究,并与当时实行的规范以及Gent、Chalhoub、Kelly等理论进行了对比研究,结果证明LRB和NRB具有相似的力学性能,且铅芯对原橡胶支座的自身性能影响不大,可将铅芯材料灌入叠层橡胶支座内以提高支座性能。R.G.Tyler等[18]对铅芯叠层橡胶支座进行了模拟地震荷载的高应变试验,研究结果表明铅芯叠层橡胶支座在超过100%的高应变条件下仍可稳定发挥阻尼性能以承受较大的地震荷载。Y.Takenaka等[19,20]研究了铅芯叠层橡胶支座的耐久性和阻尼性,得出铅芯叠层橡胶支座可通过插入铅芯的剪切变形而振动耗能从而增大桥梁支座的阻尼性能的结论;同时,由于铅芯可在常温下再结晶,使其在荷载反复作用下仍可保持原有的性能,大大提高了桥梁支座的耐久性。杜永峰等[21]利用ANSYS有限元软件对圆形和矩形叠层橡胶支座在高温下的热应力做了分析,清晰直观地反映了构件在高温下热应力的变化规律,为探究叠层橡胶支座高温下的热力学性质和耐火极限奠定了基础。王阿萍等[22]针对中小地震时铅芯橡胶支座的作用性能进行了探究,研究发现在上述情况下铅芯橡胶支座的水平刚度偏大,从而造成桥梁减震效果明显减小的后果,故通过将铅芯橡胶支座中的铅芯设为非满高状态来突出其减震效果,并进一步对满高铅芯橡胶支座进行了等效简化,建立力学模型对影响因素进行分析,为支座在工程中的应用和刚度设计提供了可靠依据。
1.4 超高阻尼橡胶支座
超高阻尼橡胶支座是向原有的橡胶材料中掺加相应的橡胶阻尼材料,从而使原有的橡胶支座性能得以改善。橡胶阻尼材料[23]是一种新兴材料,它利用高分子特有的粘弹性来吸收材料工作时所产生的振动能量,并将其转变成热能消耗掉,因而具有良好的减震隔震效果。
超高阻尼橡胶支座是目前一种新型的桥梁支座,它有着较高的等效刚度和阻尼系数,可以对工程进行有效的抗震保护。袁涌等[24]对新型高阻尼橡胶隔震支座对桥梁的隔震性能进行了试验研究,结果表明高阻尼橡胶隔震支座是速度相关型支座,并通过试验建立了相关模型,通过速度控制型实时子结构试验定量验证了高阻尼橡胶支座对桥梁的良好减震效果。叶明坤等[25]对新兴的超高阻尼橡胶支座在具体工程应用中的阻尼效果进行了定量分析,结果表明高阻尼橡胶支座在桥梁减震隔震方面有着明显的优势与良好的发展前景。J.S.Hwang等[26]对超高阻尼橡胶支座的受力进行了分析建模,提出了一种基于隔震桥梁桥面振动台实验的超高阻尼橡胶支座分析模型,并将现有的已被美国公路运输协会和日本公共工程研究所建设部指定的两种等值线性模型进行了对比分析,证明超高阻尼橡胶支座分析模型比其他两种等值线性模型更加准确地预测了支座对地震反应的影响。A.R.Bhuiyan等[27]建立了一种高阻尼橡胶支座的流变模型,并对此模型增加非线性模型和弹塑性模型进行拓展,通过正弦荷载的数值模拟结果给出了建议的流变学模型以及超高阻尼橡胶支座系统的力学行为。
2 新型绿色防护材料———纯聚脲
2.1 纯聚脲及喷涂聚脲弹性体技术
聚脲(SPUA)起源于20世纪70年代的聚氨酯、聚脲弹性体的反应注射成型,经历了纯聚氨酯(PU)、聚氨酯(PU)/聚脲(PUA)、纯聚脲(PUA)3个阶段的发展历程。纯聚脲是由异氰酸酯组分(简称A组分)与氨基化合物组分(简称B组分)经高温高压设备喷涂反应生成的一种弹性体物质。纯聚脲是国外近20年来为适应环保需求而研制、开发的一种新型功能材料,它是一种无溶剂且零VOC含量的环保防腐涂料,具有良好的防水性、耐磨性、防腐性、抗冻性、耐磨性[28,29]。
喷涂聚脲弹性体技术是建立在纯聚脲这种新型绿色材料上的一项新兴技术,被誉为“万能”涂装技术。它将A、B组分经过高温高压撞击式混合设备喷涂在基层,瞬间固化成膜,一次施工即可达到厚度要求,连续施工而形成无接缝的弹性体防护材料,具有优异的经济性与施工性[30],其工艺设备与施工原理如图1所示。
喷涂聚脲弹性体技术的优势可归为以下几点:
(1)施工面任意,固化快。纯聚脲可在任意曲面、斜面以及垂直面上进行喷涂成型,且不产生流挂现象;一次性喷涂成型,5s左右即可凝胶,喷涂1min后即达步行强度。
(2)施工条件任意,施工效率高。对水分及湿度并不敏感,可在较大的环境温湿度范围内进行施工;喷涂过程可连续不间断操作,喷涂输出量大。
(3)固含量达100%,无毒无污染,对环境影响小。
(4)具有优异的物理力学性能和热稳定性,可在150 ℃条件下长期使用,并可承受350 ℃的短时热冲击。
(5)附着力优异,耐候性和耐介质腐蚀性能优异。
20世纪90年代,我国著名学者黄微波教授将其从国外引进,多年来一直从事纯聚脲研制和开发,在国内开展了SPUA材料的研究,并已成功应用于多项国家重点工程。
2.2 耐老化性能和阻尼性能研究进展
2.2.1 国外发展现状
喷涂聚脲弹性体技术最早起源于20世纪70年代的德国和美国,初期的品种是喷涂聚氨酯弹性体。但由于在施工过程中体系极易与周围环境中的湿气反应产生二氧化碳,生成的泡沫状弹性体造成材料力学性能的不稳定发展,因而相关学者在树脂组分中引入了端氨基化合物,即喷涂聚氨酯(脲)弹性体。20 世纪80 年代中期,美国Texaco公司的Dudley J Primeaux率先开发出喷涂聚脲弹性体,从根本上解决了施工界的重大技术难题。随后,相关国外科学家均对其做了系列研究,澳大利亚、日、韩等国将喷涂聚脲弹性体引进并相继投入使用。
Fabrizia Ghezzo等[31]研究了以两层增强的聚脲复合材料为基体的喷涂聚脲弹性体材料的动态力学性质,并与常用的纯聚合物材料性能相对比,结果证明这种喷涂聚脲弹性体材料相比于现有的阻尼材料具有更好的阻尼性能,它可以以涂膜的形式喷涂于物体表面并成功应用于机械和结构振动的阻尼或用以限制结构和构件的损伤程度。M.Grujicic等[32]对粗粒分子水平下聚脲的性能和冲击减缓的潜力进行了研究,结果表明,在不同的变形机制的组合下(通常是激波诱导和硬磁畴的结晶),更易发挥聚脲的耗能和减轻冲击力的优越性能。Greene等[33]对一种离散型纤维加强聚脲体系保护的钢筋混凝土构件抗弯、抗剪性能进行了研究,通过对结构失效形式、聚脲性能和纤维体积分数的测试得出,由离散型纤维加强聚脲的涂膜保护,构件的抗弯抗剪性能均明显提高。Choi等[34]对聚脲涂层高性能水泥基复合材料的抗冲击性能进行了研究,通过对有聚脲涂层和无聚脲涂层试件的对比发现,聚脲涂层使试件的抗折强度至少提高了60%,同时耐冲击性能大大提高。Irshidat等[35]通过建模和参数评估的方法,进行了外表喷涂纳米颗粒增强型聚脲材料的混凝土砌块填充墙的爆炸脆弱性评价,发现多面低聚倍半硅氧烷(POSS)型增强聚脲涂层可明显提高混凝土砌块填充墙的防爆性能。
纯聚脲材料在国外多与其他高分子材料形成复合材料喷涂于结构体或构件表面,常被应用于军事防爆、结构体防护和机械振动阻尼等领域,但相关学者针对其材料本身性能的研究和应用于具体大型施工项目的工程实践较少。
2.2.2 国内发展现状
我国聚脲技术的发展,源于黄微波教授1995年将该技术引入国内并带领相关学者开展了早期工作,引进了关键的喷涂设备,并自主研发出具有知识产权的材料配方和施工工艺,通过不同方法表征了聚脲材料的优异性能。可以说,聚脲“诞生在美国,发展在中国”。
黄微波等[36]对纯聚脲材料的耐候性进行了研究,结果表明纯聚脲的拉伸强度可达22MPa,断裂伸长率可达450%以上,且经盐雾老化9000h后,拉伸强度仅降低了4.4%,断裂伸长率增加了5.0%,FTIR图谱分析显示,纯聚脲分子结构的变化幅度很小,具有优异的耐候性能。吕平等[37]采用海水浸泡、盐雾试验、硫酸浸泡和氢氧化钠浸泡等腐蚀方法对纯聚脲材料进行处理,并通过SEM方法观察了涂层老化后的表面形貌,结果表明,聚脲涂层具有良好的耐海水浸泡和盐雾老化能力,而耐强酸、强碱性能略弱。吕平等[38]还研制合成了海工混凝土防护用新型聚天冬氨酸酯聚脲涂层,通过对其性能的研究发现,该涂层具有良好的耐户外暴晒老化性和耐盐雾性,可作为新型混凝土防护涂层。黄微波等[39]对作为水工建筑物防护的聚脲材料性能进行了研究,结果表明聚脲材料具有优异的抗虫耐磨性能和超强的耐老化性,可作为解决水工建筑物磨损和腐蚀的有效防护手段。
纯聚脲材料不仅可以作为一种有效的绿色防护材料,青岛理工大学功能材料研究所的学者还通过配方的改变,将其研发成为一种以纯聚脲技术为基础的阻尼性能良好的粘弹性阻尼材料[40,41,42,43]:通过采用自由梁锤击法对基于以纯聚脲为基料的Qtech-501粘弹阻尼材料的约束阻尼结构进行测试,试验表明,上述材料可快速有效降低结构的振动加速度,对结构起良好的阻尼作用;研制开发了一种基于纯聚脲材料的新型粘滞阻尼材料,并对该材料及其阻尼器性能进行了研究,通过对材料粘度、力学性能及动态性能的分析,结合FT-IR图谱所体现的材料热稳定性能,研究并评价了该新型材料的实际应用效果,对今后粘滞阻尼材料的改性和阻尼器的优化设计提供了数据支持和研究方向;以在建的青岛地铁为背景,采用FTIR、DSC、DMA表征了以纯聚脲为基料而改进的粘弹性阻尼材料的微观性能,并结合ANSYS有限元分析确定了使阻尼结构减震性能最佳的阻尼层厚度,为青岛地铁的减震降噪工作提供了数据支持;通过理论研究和工程实践的结合,对应用于青岛地铁的以纯聚脲材料为基料的粘弹阻尼材料的防水性能及其相关影响因素进行了探究,并对该材料进行了在青岛地铁的工程应用研究,介绍了主要施工流程和施工工艺,为粘弹性阻尼材料应用于青岛地铁防水领域提供了实验数据和理论支持,具有重要的工程指导意义。
近年来,国内聚脲技术发展迅猛,不断研发新的配方与工艺,使喷涂聚脲弹性体技术不仅继续领跑结构防护领域,以纯聚脲为基料的喷涂黏弹阻尼材料也广泛应用于减震降噪领域,有效缓解了目前困扰各行各业的噪声与振动控制问题。
通过国内外相关学者对纯聚脲材料的研究和改良的研究现状可以看出,纯聚脲材料是一种本身性能优异且极具可塑性的新型高性能防护材料,其应用范围涉及混凝土结构防护、水工建筑物防护及减震降噪等诸多领域,并且取得了令人瞩目的成就,加之其先进的施工工艺,纯聚脲材料将成为未来防护领域中首屈一指的多功能性材料。
2.3 工程应用及存在问题
2.3.1 工程应用
目前,喷涂聚脲弹性体技术在快速且多元化发展,并已广泛应用于建筑领域的防护与修复工作。据不完全统计,截至2007年,我国全年的纯聚脲消费量已达6000t,应用领域也从最早期的篮球场地、小型看台、影视道具等小规模应用逐渐拓展到如今已竣工且效果显著的京沪高速铁路路基、奥运场馆看台、跨海大桥桥墩、地下铁路防水等大型基础设施领域,并取得了举世瞩目的成就。图2所示为纯聚脲材料现有的成功防护工程。
随着建筑绿色化的提出,纯聚脲材料作为一种新兴的绿色建筑材料,被广泛应用于建筑物的节能绿化领域。纯聚脲材料以其优异的柔韧性、力学性能、耐老化性能和整体无接缝优势,解决了传统屋面防水材料经日光老化后开裂和接缝漏水的问题;纯聚脲材料与混凝土之间有着良好的附着力,使其防水和保护作用更加优异,避免了植物根茎穿透防水层的现象发生,为屋面防水和种植绿化提供了条件;纯聚脲材料还可与喷涂聚氨酯泡沫和聚苯乙烯泡沫板材技术有机结合,在建筑物保温工程中体现其价值,达到节能的效果。
2.3.2 存在问题
随着纯聚脲材料在我国研制开发成功并在各大工程中的成功应用后,其在世界的影响范围也在逐步扩大。然而,喷涂聚脲弹性体技术作为一种全新的高性能防护材料和施工技术,其高效有序的发展也仍面临一系列的问题。作为一种由国外引进并在国内研发的新兴技术,纯聚脲材料的来源和喷涂聚脲弹性体技术的施工方法是聚脲在今后能否持续发展的重要影响因素。
纯聚脲原材料的国产化是其持续发展的最基本条件。目前,很多企业打着“聚脲”的幌子以所谓的“半聚脲”低价冲击市场,其质量和价格良莠不齐,相关工程项目的防护年限远远低于要求年限,给行业的声誉造成了极其恶劣的影响,严重阻碍了纯聚脲材料的发展。因此,纯聚脲的发展需要我们建立一个完善的行业组织和规范,增强行业自律,同时,要通过自主研发实现纯聚脲材料的普遍国产化,为纯聚脲的发展奠定基础。
喷涂聚脲弹性体技术是建立在纯聚脲这种新兴材料基础上的新兴施工技术,其技术要求高、技术难点多,能否正确掌握施工技术是纯聚脲材料能否充分发挥作用的重要条件。然而,目前的绝大多数施工人员只接受了设备调试时设备经销商的简单介绍,而对施工工程中遇到的实际问题和注意事项缺乏全面、系统的学习和培训,只能靠各自凭感觉和经验去处理,由此而造成了很多失败案例。我国聚脲创始人黄微波教授提出的“一分聚脲,九分施工”,其目的是要求操作人员强化对施工环节的重视,使聚脲的优异性能得以完全发挥。因此,要想使纯聚脲真正成为国内外首屈一指的高性能材料,必须要对其施工质量进行严格把关,改变目前这种忽视施工技术的现象。
3 结语
橡胶材料作为传统的阻尼型桥梁支座材料,具有良好的老化和阻尼性能,极具应用价值,仍然是目前阻尼型桥梁支座不可或缺的防护材料。与天然橡胶支座和氯丁橡胶支座相比,铅芯叠层橡胶支座和超高阻尼橡胶支座以其优异的减震隔震性能和出色的耐老化性能,将成为目前乃至未来桥梁支座应用的主导。
聚合物基阻尼材料的改性技术进展 篇6
关键词：阻尼材料,国内外,聚合物
目前, 聚合物基阻尼材料的改性研究主要集中在将阻尼峰相距较大的两相通过共混或共聚的方式复合, 通过控制两相间的微相结合程度达到提高峰强度及峰间温域范围的阻尼因子的目的。聚合物基阻尼材料的改性主要集中在如下几个方面。
1 共混改性
如苗传威等[1]的研究发现, 聚甲基丙烯酸甲酯/聚丙烯酸乙酯/聚丙烯酸正丁酯以共混比为33/33/33混合后, 共混物的阻尼性能较好, 共混体系在0℃以上形成了一个tanδ值大于0.7、温域达100℃的阻尼平台。Kaneko等[2]在研究聚乙基丙烯酸酯 (AR) /氯化聚乙烯 (CPE) 体系时发现, 共混使材料的阻尼性能得到了很大的改善。在加入功能小分子后, AR和CPE玻璃化转变区的凹谷上升为平坦区, 阻尼效果更佳。
2 共聚改性
如Hill等[3]用甲基丙烯酸甲酯接枝聚乙二醇酯碳酸盐得到共聚物, 随着甲基丙烯酸甲酯接枝含量和接枝率的提高, 共聚物的阻尼峰位置会向高温方向移动, 从而使材料能适合不同的场合和环境条件。彭伟江等[4]合成由两种成分嵌段共聚而成的聚醋酸乙烯酯-丙烯酸酯类橡胶阻尼材料, 损耗因子变大, 阻尼性能明显改善。
3 填充改性
如韩俐伟等[5]在丁腈橡胶和聚氯乙烯共混物中加入层状填料云母后, 共混物的玻璃化转变温度向高温方向移动, 高阻尼温域范围变宽, 同时材料的弹性模量提高。Hajime等[6]将碳纤维填充到环氧树脂基体, 然后与各种热塑性弹性体进行叠层复合, 复合材料不仅具有很高的硬度, 而且阻尼效果显著。
4 互穿网络改性
如李强等[7]研究了聚苯基硅氧烷/聚甲基丙烯酸酯同步互贯聚合物网络 (SIN) 。结果表明, 若聚合物组分相容性好, 则SIN材料阻尼值最高, tanδ极大值可达1.4, 但只有一个玻璃化温度转变峰, 其微观结构为两相连续;若聚合物组分介于相容与不相容之间时, 则SIN样品的tanδ≥0.3的温度范围最宽, 可达170℃, 微观结构为单相连续;若组分相容性差, 则SIN阻尼材料有两个独立的内耗峰;所以该类材料的阻尼性能可以通过调节组分的相容性进行控制。晏欣等[8]制备了聚乙酸乙烯酯/聚丙烯酸正丁酯乳胶互穿网络结构阻尼材料, 在两聚合物组分半相容情况下, 其tanδ>0.3的温度范围可达90℃, 是一种宽温域的阻尼材料。
5 导电压电改性
如晏雄等[9]用具有压电、介电效应的有机材料替代无机压电陶瓷, 在高分子材料氯化聚乙烯 (CPE) 中, 填充导电的气相成长超细碳纤维和具有强介电性能的N, N-二环己基-2-苯并噻唑基亚磺酸胺, 制备导电压电型阻尼材料。结果表明, 当导电网络形成时, 材料的阻尼效果较好, 因为这时复合材料内部的能量损耗主要是靠振动机械能→电能→热能的转换损耗来实现的。
6 有机杂化改性
高阻尼材料 篇7
关键词：沥青路面,材料阻尼,机理分析,影响因素
1 前言
沥青混合料作为一种重要的路用材料, 其本身性质对路面性能有很大的影响。对于沥青路面而言, 材料本身并非是一种完全弹性材料。在低温工况下, 它可以视为一种近似弹性体;在高温工况下, 它可以视为一种近似粘弹性体。在进行路面设计时, 我国沥青路面设计方法仍然是以静态力学理论为基础, 忽略了车辆荷载对沥青路面的冲击作用, 在路面的实际运营过程中, 其路面受力状态与设计时假设状况有很大的差别。因此, 基于动力学对沥青路面性能进行研究是很有必要的, 首先需要对沥青路面阻尼特性进行研究。
国内外对沥青路面阻尼特性进行了广泛的研究。江晓霞等[1]系统分析了路面在动荷载作用下路面材料的阻尼机制, 以及路面材料阻尼变化规律;王金昌等[2]假设路面基础材料的阻尼比为常数0.05, 对路表面的动态弯沉进行了研究, 得出相关规律性结论;谢辉等[3]利用多层弹性层状体系理论, 对沥青路面进行了动力学分析, 将材料的阻尼系数视为一种条件参数, 它满足动力学方程直接积分时无条件收敛;邱欣等[4]系统阐述了怎么求解路面材料阻尼系数, 进一步探讨了阻尼系数对路表面弯沉的影响。
综上所述, 沥青路面设计时应考虑其阻尼特性, 这就需要系统地进行沥青路面材料阻尼特性机理分析的相关研究。本文对此进行了讨论分析, 主要从动力学基本原理、沥青路面材料的阻尼机理及阻尼影响因素三个方面进行展开。
2 动力学基本理论
沥青路面受到车辆荷载作用, 在路面的使用过程中, 车辆荷载以随机荷载的形式作用于路面结构, 因此, 路面结构体力学响应是基于动力学理论的。根据弹性力学基本原理, 可以得到动载下结构体的力学响应控制方程:
其中, M为质量矩阵, C为阻尼矩阵, K为刚度矩阵, Q为结点载荷向量, 表示结点速度, (ü) (t) 表示结点加速度。
任何力学响应问题, 其难点在于方程求解方面, 尤其是涉及动力学的问题。目前为止, 动力学平衡方程的求解方法有直接积分法和振型叠加法。一般是采用Newmark-β直接积分法进行求解。其大致的求解过程为:首先要通过一些数学手段对控制方程进行空间域和时间域的离散化;其次, 利用数学迭代求解算法对问题方程进行迭代求解设计;当满足迭代求解计算精度时, 则视为完成动力学计算过程。
3 沥青路面材料阻尼机理分析
沥青路面阻尼特性与路面材料的结构组成有关, 沥青混合料是一种由三相组成的复杂混合物, 它包含水、气、固体颗粒。沥青混合料的不均匀性, 以及受到外荷载作用时颗粒之间存在摩擦而消耗能量, 使路面产生阻尼现象, 进一步影响路面力学响应。
阻尼现象是沥青路面在受到荷载作用时产生的一种可以看得见的状况, 而在研究过程中, 需要对这种现象进行数学描述。这就需要用一种方程来解释沥青材料阻尼特性, 阻尼矩阵由此而来。目前为止, 已经有很多学者提出了不同的阻尼矩阵来描述路面材料的阻尼特性, 而且都得到了很好的应用。常用的阻尼矩阵是Rayleigh阻尼矩阵:
其中, α和β是阻尼系数, α表示黏性部分, β表示结构阻尼分量。
为了求解阻尼系数, 需要对结构体进行模态分析, 然后确定阻尼比ξ, 计算公式如下:
一般地, 阻尼比ξ可以取为0.05。目前为止, 阻尼比视为常数还是变量, 还是一个需要讨论的问题。
4 沥青路面材料阻尼的影响因素分析
路面材料阻尼特性是材料自身存在的一种性质, 它受到材料本身和外界环境等因素的影响, 本文主要从集料、龄期、含水量三个方面对其影响机理进行讨论分析。
集料是沥青混合料的重要组成部分, 集料可以分为酸性集料、碱性集料和中性集料, 集料的物理化学性质对自身的阻尼特性有着重要的影响。然而, 由于集料的物理化学性质机理复杂, 且会随着时间发生一些变化, 在此不作为考虑因素。本文主要从集料的力学性质方面, 对其阻尼的影响做一些讨论。对于集料而言, 从力学性质角度, 它属于弹性体。一般地, 随着集料的刚性成分增加, 集料本身的阻尼值就会越来越大, 阻尼特性越来越明显。此外, 随着集料粒径的增加, 集料本身的弹性会逐渐增加, 使得其阻尼值逐渐减小。
路面材料阻尼特性随着时间也会发生一些变化, 其主要原因是路面材料在运营过程中, 路面结构组成是随时间不断改变的。水分的流失、材料组成成分的物理化学反应等都会导致整体结构性质的变化, 从而影响路面材料阻尼特性的变化。一般地, 材料的阻尼特性会随着龄期的增长而逐渐减小。
材料的阻尼特性还与材料本身的含水量有关, 沥青混合料是一种多孔结构, 在孔隙和空隙之间都会存留部分水分。Swamy R N对混凝土及其组成部分的含水量与阻尼的关系进行了研究, 给出了相关规律, 如图1所示。
由图1可以看出, 当含水量增加时, 材料的阻尼对数衰减率减小。在0~12%阶段, 减小速率最大, 下降速度最快;随着含水量的增加, 阻尼对数衰减率逐渐减小, 到12%时趋于稳定状态。相应地, 材料的阻尼随着含水量的增加, 在前期逐渐增大, 且增大速度越来越小。当含水量到达12%时, 含水量对材料阻尼影响基本不变。这是因为随着龄期的增加, 沥青混合料在初期的含水量越大, 其蒸发的水分就会越多, 则阻尼趋于稳定的时间就会越长。
综上所述, 对于沥青路面材料而言, 集料、龄期和含水量对其阻尼特性均有一定的影响。相对来说含水量只在0~12%对材料阻尼特性影响较大, 当含水量大于12%时, 可以认为其对这种多孔材料的阻尼特性不再产生影响。
5 结论
现有基于静态力学理论的路面设计方法与路面实际力学响应不符, 为了更好地进行路面设计, 需要对路面动力学理论进行研究。在路面动力学问题中, 路面材料的阻尼特性是一个重要的特性, 对沥青路面材料阻尼机理、影响因素等进行研究具有理论意义和现实意义。
参考文献
[1]江晓霞, 袁宏伟.动荷作用下路面材料阻尼特性分析[J].公路, 2003 (3) :100-103.
[2]王金昌, 朱向荣.软土地基上沥青混凝土路面动力分析[J].公路, 2004 (3) :6-11.
[3]谢辉, 郭忠印, 丛林.FWD载荷下的多层弹性体系沥青路面动力响应[J].交通与计算机, 2006, 24 (3) :49-51.