高强度板（精选八篇）
高强度板 篇1
汽车用高强度钢的开发始于20世纪70年代石油危机前后, 先是微合金钢, 然后是含磷合金钢, 20世纪80年代前期是DP (双相) 钢和BH (烘烤硬化) 钢、IF (无间隙原子) 钢, 1990年前后又开发出了强度更高的微合金钢———各向同性钢。韩国浦项钢铁公司于2001年3月成功开发出轻量型汽车钢板, 该钢板具有比目前所使用的钢板厚度薄、强度高、抗疲劳强度高等特点。其方法是通过向钢中加入Nb, 开发出屈服强度可达到800MPa级的热轧TRIP钢。日本神户钢铁公司通过研究适用于驾驶室周围主要结构部件的590MPa以上级别的高强度钢板, 开发出各种高强度钢板[1]。近年来, 国内在超细晶粒钢的开发方面也取得了一些进展:宝钢在传统的2050热连轧机上, 利用新的轧制工艺, 使普通的SS400钢的屈服强度达到
400MPa, 轧制后铁素体晶粒的尺寸约为5μm[2]。珠钢CSP线生产的低碳钢 (含碳量仅0.06%) 热轧薄板, 轧后获得 (4～6) μm左右的铁素体晶粒, 其屈服强度和抗拉强度分别达到400MPa和470MPa, 并具有良好的塑性[3]。
通过对高强度汽车板实验室热轧实验组织性能分析, 可以更直观的了解工艺参数对含钒高强度汽车板强度的影响及强化机理, 从而制定更合理的生产工艺, 为工业生产提供指导。
1实验室热轧实验
热轧实验的研究对象是攀钢生产的P590L钢锻造坯, 成分如表1所示。坯料用气焊切割成200mm×120mm×36mm的长方形板坯。根据热模拟实验结果[4], 热轧实验主要考察开轧温度、卷取温度对组织和性能的影响, 以期确定出工艺最佳值。热轧实验在实验室450双辊可逆式热轧实验轧机上进行, 钢板轧后在层流冷却水幕冷却装置上进行冷却, 该装置可通过调节水幕的流量来控制冷却速度, 从而可以较好地模拟现场的轧后冷却。轧后加速冷却到卷取温度, 然后用石棉包起来模拟卷取。轧件温度的测量采用日本ICON红外线测温仪。对轧后板材进行微观组织和力学性能检验, 分析结果。
1.1实验室热轧实验工艺
实验采用了如下压下规程:34mm—26mm—21mm—16mm—13mm—9mm—6mm—4mm。具体工艺如表2。
在900℃度开轧主要目的是对热模拟得出的工艺参数进行现场实验[4]。950℃度开轧, 主要目的是了解再结晶区轧制对组织性能影响, 850℃度开轧, 主要目的是了解未再结晶区轧制对组织性能影响。
2轧后汽车板组织性能分析
2.1开轧温度对组织性能的影响
图1给出终轧温度为780℃左右, 不同开轧温度下热轧的组织图片, 其中 (a) (b) (c) 分别对应热轧4#、9#, 5#。从图1中可以看出组织都为铁素体+珠光体。随着开轧温度的降低珠光体的含量不断增加同时铁素体晶粒细化, 尤其在850℃时细化非常明显。
对于此高强度汽车板用钢来说, 由于含氮量非常少, 析出物主要为氮化钒, 它在奥氏体中的固溶度很大, 所以在奥氏体再结晶区轧制 (图a、图b) 时基本上起不到阻止再结晶晶粒长大的作用, 奥氏体发生再结晶后很容易继续长大, 对铁素体的细化作用不明显。而对于奥氏体未再结晶区轧制 (图c) , 轧制过程中奥氏体晶粒被伸长, 同时晶粒内部产生大量变形带。奥氏体/铁素体相变时在奥氏体晶界和变形带上同等产生铁素体核, 使铁素体形核点增多, 铁素体晶粒进一步细化[5]。另外较低温度会促进钒在奥氏体阶段的析出, 所以随开轧温度的降低晶粒会细化。
开轧温度: (a) 950℃ (b) 900℃ (c) 850℃
另外, 从强度检测结果表3可以看出, 三种开轧温度对力学性能的影响不是很明显。含钒高强度汽车板用钢的主要强化机制是细晶强化和析出强化, 决定析出强化作用的是卷取温度 (既铁素体中沉淀析出) , 由于四个试样的卷取温度相同, 所以可以忽略。
注:表2机械性能指标按GB/T 228—2002选取
2.2卷取温度对组织性能的影响
图2中给出了实验室热轧实验中四个在不同卷取温度下的组织照片, 它们的开轧温度都是950℃, 终轧温度都是800℃, 卷取温度分别是650℃、600℃、520℃、400℃。他们分别对应实验室热轧实验的7#、4#、3#、10#。 (a) 、 (b) 基本组织为铁素体+少量珠光体, 且 (b) 较 (a) 的组织有所细化; (c) 、 (d) 基本组织为铁素体+少量的珠光体和贝氏体, 组织均有明显细化。卷取温度降低会使过冷度增加, 形核驱动力增大, 铁素体形核率增大, 从而晶粒细化。而且轧件在铁素体相变温度之下冷却, 组织中出现的粒状贝氏体, 是一种很好的强化相。
从强度检测结果表3可以看出, 四个试样的抗拉强度在505MPa-525MPa之间, 屈服强度在406MPa-435MPa之间。此钢的主要强化机制是细晶强化和析出强化, 钒的氮化物是氮化钒, 其在奥氏体中的固溶度非常大, 在奥氏体中基本不析出, 主要是在铁素体中析出。正如在热模拟实验分析的那样, 其最大强化效果温度应该在600℃-700℃之间, 而不是600℃[4]。 (a) 、 (b) 两个试样在其晶粒度差别不是很大的情况下, (a) 试样的强度要比 (b) 试样高, 就是这个原因造成的。另外 (a) 的强度较 (b) 增幅不是很大, 所以估计在600℃—700℃之间强度还有很大的增幅区间。对于 (c) 来说, 卷取温度比较低, 即使能够形核也不能够完成沉淀, 所以它的强化机制主要是细晶强化, 它的晶粒较 (a) 、 (b) 细化很多, 所以即使析出强化很弱, 其强度仍然很高。对于 (d) 来说, 不仅仅晶粒得到细化, 而且组织中出现贝氏体, 这样在细晶强化和相变强化的共同作用下得到了很高的强度。
卷取温度: (a) 650℃ (b) 600℃ (c) 520℃ (d) 400℃
3结论
1) 此含钒高强度汽车板的主要强化机制是细晶强化和析出强化, 而析出强化起主要作用。
2) 通过热轧实验可知, 含钒高强度汽车板的卷取温度控制在680℃左右时能够充分发挥析出强化效果。
3) 由于氮化钒在奥氏体中的固溶度与氮化铌接近, 故对高氮量的钒钢也有可能发生氮化钒在奥氏体中的沉淀析出[6]。所以可以通过提高钢中的氮含量来提高细晶强化效果。
摘要：在热轧实验轧机上进行了热轧实验, 通过对轧后汽车板组织性能变化分析, 得出了工艺参数对含钒高强度汽车板强度的影响和强化机理, 从而为制定更合理的生产工艺和工业生产提供指导。
关键词：热轧实验,强度,开轧温度,卷曲温度,强化机理
参考文献
[1] 康永林.汽车板的研究开发现状及发展趋势.鞍钢技术, 2003;6:1—7
[2] 王国栋, 刘相华, 朱伏先, 等.400 MPa级超级钢的开发和应用.新一代钢铁材料研讨会, 北京, 2001:299—306
[3] 康永林, 于浩, 傅杰, 等.CSP线生产低碳钢热轧薄板的组织演变研究.新一代钢铁材料研讨会, 北京, 2001:291—294
[4] 牛海山, 荆珂.卷曲温度对含钒高强度汽车板组织影响.热加工工艺, 2007;24:32—34
[5] 王占学.塑性加工金属学.北京: 冶金工业出版社, 1999:187
高强度板 篇2
广布疲劳损伤(widespread fatigue damage,WFD)对老龄飞机是非常重要的.问题.文中用工程方法和有限元方法计算含广布疲劳损伤(WFD)加筋板的剩余强度,完成3种类型9件加筋板的剩余强度试验.计算结果和试验结果比较吻合,能满足工程精度的要求.结果还表明,WFD明显降低了加筋板的剩余强度.
作 者：李仲 刘亚龙 王生楠 葛森 吕国志 LI Zhong LIU YaLong WANG ShengNan GE Sen LV GuoZhi 作者单位：李仲,LI Zhong(西北工业大学,航空学院,西安,710072;中国飞机强度研究所,西安,710065)
刘亚龙,王生楠,吕国志,LIU YaLong,WANG ShengNan,LV GuoZhi(西北工业大学,航空学院,西安,710072)
葛森,GE Sen(中国飞机强度研究所,西安,710065)
高强度螺栓端板连接在工程中的应用 篇3
随着建筑工艺的不断革新和建筑理念的日益转变, 钢结构建筑在21世纪的民用和工业领域中得到广泛应用。钢结构连接方案和节点构造是钢结构设计中的重要环节, 在钢结构安装连接和需要经常拆装的结构中螺栓连接应用十分普遍, 其中高强螺栓更是以其连接紧密、受力良好、耐疲劳、可拆换、安装简单、比普通螺栓变形小的特点而使用广泛。
端板连接主要用于钢梁与钢柱的翼缘的刚性连接, 端板通过高强度螺栓与钢柱的翼缘连接, 端板与钢梁端部通过焊缝连接。端板连接不适用于钢梁与钢柱的腹板连接。由于我国的钢结构节点设计中没有关于端板连接的设计说明, 所以我国在应用这种连接时主要用于次要结构的设计。如使用荷载较小的管廊结构、小型设备支架、用于现场变更的悬臂结构等。本文首先介绍美国钢结构手册对端板连接的实验原理、计算方法。最后通过工程实例介绍端板连接在实际工程中的应用及端板连接和焊接刚性连接在经济和施工工艺方面的比较。
1 实验原理和计算方法
实验简图见图1。主要研究在逐渐加载作用下螺栓的内力。在实验的开始阶段, 每个螺栓的受力相同。随着荷载的增加, 在受拉翼缘上下附近的螺栓 (第3行和第4行) 受到的拉力从30 kips增加到48 kips。而靠近中性轴 (第2行) 附近的螺栓拉力并没有明显的变化, 靠近受压翼缘附近 (第1行) 的螺栓的拉力从28 kips降到了16 kips。
以上螺栓拉力的不同主要与两方面因素有关。第一是端板的刚度。第二是在螺栓没有发生破坏的情况下端板是否发生屈服。如果端板的刚度足够大, 在受力的初始阶段, 螺栓的线性应变与螺栓到受压翼缘的距离成正比。由于应力梯度的存在, 螺栓受到的拉力存在差异, 但是随着螺栓塑性变形的发展, 这种差异将减小。如果螺栓有足够大的塑性变形, 在受拉翼缘附近的螺栓将达到相同承载能力极限值。但是如果端板的刚度小, 在拉力作用下, 端板将发展屈曲, 螺栓将不会发生前面提到的线性应变。这样在靠近受拉翼缘附近的端板与钢柱的翼缘之间产生撬力。
实验结果表明:靠近受拉翼缘附近的螺栓承受主要的拉力。柔性端板节点在受拉区将产生撬力。如果在受拉区端板不产生撬力, 螺栓将产生线性应变, 靠近受压翼缘附近的螺栓也可以承担一部分的弯矩。节点的极限承载力等于受拉螺栓的拉力与螺栓中心到受压翼缘的距离的乘积。
节点设计时的原则是:
1) 节点应有足够的强度, 包括螺栓的数量、尺寸, 端板的厚度;
2) 节点应有足够大的抗弯能力;
3) 节点的刚度应该足够大, 保证在使用荷载作用下不发生永久变形。
根据以上实验结果及计算机有限元模拟, 美国的钢结构手册 (第八版) 给出的计算方法如下 (计算简图见图2) 。
基本假设:弯矩由翼缘传递, 剪力由腹板传递。
1) 翼缘承担所有弯矩, 计算出翼缘所受的拉力。
2) 由翼缘拉力确定螺栓的数目和大小。不考虑撬力对节点的影响。
3) 计算螺栓力臂的有效长度Pe:
4) 计算端板在螺栓处的弯矩Mt。
5) 计算修正的弯矩Md:
其中,
6) 计算端板的厚度。
7) 计算端板的有效最大宽度。
8) 验算端板的剪应力。
2 标准图计算要点
与混凝土结构设计不同, 在钢结构设计中节点设计是钢结构设计的重要环节。本人在做拜耳的项目时, 项目使用了大量的H型钢作为钢结构主次梁, 型钢的型号包括HW, HM, HN, 型钢的截面高度尺寸为100 mm~500 mm。钢梁与钢柱连接节点的形式有端板连接 (END PLATE MOMENT CONNECTION) 、等强度焊接 (MOMENT WELDING CONNECTION) 、高强螺栓单剪连接 (SIN-GLE SHEAR BOLT CONNECTION) 、高强螺栓双剪连接 (DOUBLE SHEAR BOLT CONNECTION) 。对于端板连接形式, 为了提高工作效率, 用EXCEL表格计算每一种H型钢在满足构造要求的前提下的端板连接, 主要计算以下几个方面:
1) 钢梁的抗弯、抗剪承载力计算。
根据GB 50017-2004钢结构设计规范条款4.1.1和4.2.2计算出钢梁最大可以承担的弯矩和剪力。
2) 螺栓的抗弯、抗剪承载力计算。
根据GB 50017-2004钢结构设计规范条款7.2.2和前面提到的美国的钢结构手册 (第八版) 计算出螺栓组最大可以承担的弯矩和剪力。
需要注意的是, 对于螺栓的构造要求如螺栓中心间的距离、螺栓中心距边缘的距离、螺栓中心距翼缘的距离要满足国标的要求。
3) 焊缝的抗弯、抗剪承载力计算。
假定所有的剪力由腹板处双面角焊缝承担, 所有的弯矩由翼缘处的对接焊缝和腹板处的双面角焊缝共同承担。计算出焊缝可以承担的最大剪力和弯矩。
4) 取上面三个步骤计算出的抗弯、抗剪承载力的最小值作为抗弯、抗剪承载力设计值, 用来计算端板的厚度、验算钢柱的翼缘、腹板的强度、计算钢柱加劲肋的厚度。
其中, 端板的厚度可以用如下公式计算:
对于钢柱的翼缘和腹板的强度验算、钢柱加劲肋的厚度计算与采用钢梁和钢柱的焊接节点的计算相同, 可以见《钢结构连接节点设计手册》 (第2版) 的公式。
从计算的结果来看:
1) 钢梁的抗弯、抗剪承载力要分别大于螺栓和焊缝的抗弯、抗剪承载力。
2) 对于抗弯承载力, 当梁的截面高度不大于200 mm时, 梁的抗弯承载力由焊缝的抗弯承载力来确定, 当梁的截面高度大于200 mm时, 梁的抗弯承载力由螺栓的抗弯承载力来确定。
3) 对于抗剪承载力, 当梁的截面高度不大于300 mm时, 梁的抗剪承载力由焊缝的抗剪承载力来确定, 当梁的截面高度大于300 mm时, 梁的抗剪承载力由螺栓的抗剪承载力来确定。这样就可以对每一种截面形式作出详细的节点图, 例如对于HW200, HM250, HW250梁设计的端板节点见图3。
需要说明的是, 对于每一种截面形式, 可以计算出起控制作用的抗弯、抗剪承载力与钢梁的抗弯、抗剪承载力的比值。在选择标准图进行设计时, 当这个比值大于PKPM计算出来的钢梁的强度比率就可以采用标准图中的节点详图, 这样就简化了设计。例如对于HW200的截面, 起控制作用的抗弯、抗剪承载力与钢梁的抗弯、抗剪承载力的比值分别为0.93和0.97, 当PKPM计算钢梁的承载力比值小于上面的值, 就可以按照标准节点图进行设计。
3 工程造价和施工工艺比较
在上海拜耳项目中, 在主体钢结构完成及设备就位以后, 后期仍然有相当多的支架变更。这些管道支架与主体钢结构的连接形式的不同, 产生的费用和施工的复杂程度也相差很大, 如果能够合理选用支撑方式, 节省的费用也非常可观。
例如:前提条件:主体钢结构钢柱型号为XH800B, 管道支架支撑梁截面为HM450, 挑梁长度为1.45 m。梁端与框架柱的连接方式可选:端板连接或者焊接连接。
通过对上述连接方式进行对比分析, 端板连接造价达到6 473元, 高于焊接连接的5 897元, 高出9.7%。这是由于螺栓和端部厚板的使用增加了费用。但是端板连接的优点是施工简便。端板连接用磁力钻在钢柱翼缘上钻孔, 而焊接连接需要在钢柱上进行焊接, 操作复杂, 焊接的质量难以保证, 且对钢柱产生应力损伤。工程设计师可以根据现场的具体情况选择连接的节点形式。
参考文献
[1]GB 50017-2004, 钢结构设计规范[S].
[2]钢结构连接节点设计手册[Z]. (第2版) .
[3]多层及高层建筑结构空间有限元分析与设计软件 (墙元模型) SATWE用户手册及技术条件[Z].
[4]Guide to design criteria for bolted and riveted joints (second edition) [Z].
高强度板 篇4
CRTSⅡ型板式轨道系统中,为减小梁端转角对轨道结构的影响,梁端前后(1.45 m范围)轨道板下处铺设高强度挤塑板。单块挤塑板宽度为500 mm～600 mm,长为1 450 mm,板厚为50 mm。挤塑板采用具有可塑性的粘结剂与梁面粘结,粘结剂应具有与梁面防水层和挤塑板之间的相容性,同时还应具有补偿基础面平整度的功能。石武客运专线湖北段桥梁梁端挤塑板采用巴斯夫Styrodur 500 CS高强度挤塑板,胶粘剂采用巴斯夫Conipur M867F或Conipur M867F THIX聚氨酯胶。
2 挤塑板拼装结构图
挤塑板拼装结构图详见图1。
3 挤塑板安装工艺流程
挤塑板铺设施工工序为:施工准备→胶水搅拌→刮涂胶水→铺设挤塑板→固化和保护→验收。
3.1 施工准备
1)桥面防水层验收。施工前对桥面防水层进行验收,桥面防水层要满足《客运专线混凝土桥面喷涂聚脲防水层暂行技术条件》(科技基[2009]117号文)中的相关规定。2)原材料验收。原材料必须有出厂质量合格证或报告,挤塑板和粘结剂进场后,必须按照《客运专线CRTSⅡ型板式无砟轨道高强度挤塑板暂行技术条件》(科技基[2009]88号文)中的要求进行进场检验。3)清理。清理桥梁伸缩缝内和梁部混凝土加高平台立面倒角处杂物。清理桥面防水层表面的尘土、油污、油脂及其他任何妨碍粘结的成分,局部难清理的油污可以采用中性清洗液清洗。桥面清洗后应用洁净高压水及高压风彻底清理梁面防水层,使铺设范围内洁净且不得残留石子或砂粒之类的可能破坏挤塑板的磨损性颗粒。4)弹线。梁端处挤塑板铺设范围尺寸为1 450 mm×2 950 mm×50 mm。先用墨斗弹出挤塑板铺设的安装边界线,并用胶条沿安装边界线与梁面防水层进行粘贴,胶条厚度根据梁面平整度进行选择,一般为3 mm～5 mm。桥梁伸缩缝处采用胶条竖直方向与伸缩缝粘贴,一般胶条伸出防水层7 mm左右。5)预制混凝土块,对已铺挤塑板进行满铺预压。预制数量足够的混凝土预制块,预制块尺寸大小为:500 mm×300 mm×150 mm,重约70 kg。6)主要的施工设备、工器具。主要的施工设备和工器具有电动搅拌器、有齿刮板等,其中电动搅拌器功率不小于1 kW。
3.2 胶水搅拌
Conipur M867F聚氨酯胶水为A,B双组分材料,搅拌前应先将A组分搅拌均匀(因为A组分在运输过程中会略有沉淀现象),然后与B组分按照3∶1的配合比进行混合搅拌,视搅拌均匀后即可刮涂施工。胶水搅拌应根据挤塑板铺设面积进行称量,以免造成材料浪费。如果整桶使用,可将B组分(7.5 kg小桶)材料倒入大桶中进行搅拌至成为均一材料后即可使用,但应尽快用完,以免大体积材料反应放热致使可工作时间缩短。
3.3 刮涂胶水
按照挤塑板铺设顺序使用有齿刮板将胶水均匀刮涂在聚脲基面和挤塑板粘结面上,并利用胶水的流动性进行自动找平,涂胶要求平整,光洁,均匀,无漏涂、露底现象。
3.4 铺设挤塑板
铺设区域粘结胶涂好后即可铺设安装挤塑板。挤塑板采用“SL搭接型”,按照拼装图1号～5号板从左到右的顺序依次铺设,先铺板的S1榫槽突出部分应在下面。挤塑板与基面接触后可来回轻微挪动以调整挤塑板位置,挤塑板与梁端部平齐,挤塑板之间、挤塑板与梁顶面之间、挤塑板与梁部混凝土加高平台立面之间应密贴,铺设后若存在缝隙,应用Conipur M867F聚氨酯粘结剂将其填充饱满。挤塑板安装后应及时铺一层不透明覆盖物,避免阳光长时间照射。在覆盖物上均匀摆放大支撑面混凝土预压块进行挤压,以保证挤塑板与梁面密贴并粘结牢固。混凝土预制块应用土工布或棉布包裹,底部(与挤塑板接触面)必须光洁、平整。同时全面检查挤塑板密贴情况,若有局部空鼓、翘曲,则调整预压位置,并适当增加预制块数量。铺设完毕后,采用工业酒精或丙酮对工具进行清洗,晾干后可继续使用。
3.5 固化及保护
Conipur M867F聚氨酯胶属自固化材料,固化时间取决于环境温度和粘结剂用量,一般24 h初始固化,7 d后完全固化。初始固化前要防止水汽、明水侵入,防止暴晒。铺设完成后,加强成品保护,严禁与酸、碱、油类,有机溶剂接触,严禁人员踩踏、车辆行走及存放材料等。
3.6 质量验收
初始固化后,即可将预压块移开,并对挤塑板铺设安装质量进行验收。挤塑板铺设质量要满足以下几点:1)挤塑板拼接应整齐,表面平整;允许误差为:接缝不大于3mm,高差不大于2mm;2)挤塑板安装后不应有起泡、通缝裂口、严重变形等缺陷;3)挤塑板与基面应密贴,不应有空鼓(用敲击方法判断无空鼓回音即可认定无大面积空鼓);4)挤塑板顶面与梁顶混凝土加高平台的高差不得大于2mm。
4施工注意事项
1)挤塑板铺设前应先进行试铺,确认挤塑板轮廓尺寸、平整度、搭接平顺度、外观质量无明显缺陷后方可铺设。2)粘结剂涂刷后达到初凝拉丝状态,具备粘结条件后方可铺设挤塑板,以保证挤塑板和梁面可靠粘结。3)挤塑板铺设后两侧外露面底部应与梁面密贴,若有间隙,必须采用粘结剂进行封堵,避免水汽和明水渗入。4)挤塑板铺设后采用预制块进行预压时,应先中间后两侧进行加压,预压块要平稳轻放;调整预压块位置时,应将其平行于挤塑板顶面进行抬移。5)为防止阳光长时间照射,挤塑板铺设后应及时采用不透明材料覆盖;无砟轨道施工完成后,挤塑板侧面外露部分应采用耐紫外线材料进行封闭处理,封闭层应耐久、可靠。6)无砟轨道底座板混凝土浇筑以及支拆模时,要注意对挤塑板进行保护。
5结语
挤塑板铺设安装完毕后,通过对其进行质量验收,其各项质量指标均能满足《客运专线CRTSⅡ型板式无砟轨道高强度挤塑板暂行技术条件》(科技基[2009]88号文)中的相关规定,此项施工工艺可以在客运专线上推广使用。
参考文献
[1]科技基[2009]88号文,客运专线CRTSⅡ型板式无砟轨道高强度挤塑板暂行技术条件[S].
高强度板 篇5
随着汽车市场竞争的日益激烈, 基于未来环保、燃油效率和安全等方面的考虑, 汽车制造者需要提出新方案来降低车重及制造成本、提高产品性能。 拼焊板是解决这些问题的重要方法之一。拼焊板料可以完全相同, 也可以具有不同的厚度、机械性能和电镀类型[1,2]。
目前, 模拟拼焊板成形的方法有两种[3,4]:①考虑焊缝的尺寸和形状、焊缝和热影响区处马氏体含量, 细分焊缝附近区域的有限元网格, 精确地建立焊缝的模型;②忽略焊缝类型, 只考虑焊缝位置, 焊缝和热影响区由一排梁单元或壳单元网格表示, 或仅采用刚性连接处理。对焊缝区域的模拟主要有3种单元模型[5,6]:①用梁单元对焊缝建模;②用壳单元对焊缝建模;③在厚板和薄板的相邻节点间, 由一系列刚性连接 (焊点) 建模。
本研究忽略焊缝, 采用刚性连接来研究高强度钢激光拼焊板的成形性能。
1 研究方案
1.1 拼焊板板料
本研究所采用的拼焊板由两块大小相等 (长宽均为410 mm×295 mm) 、厚度分别为1.5 mm和2.0 mm的矩形板料。材料型号为宝钢的两种材料:普通钢ST16和高强度钢HSA340, 材料力学性能参数如表1所示。
1.2 模拟方案
本研究采用阶梯式压边圈和普通压边圈两种模型, 其中阶梯式压边圈的阶梯高度为板料的厚度差, 对于1.5 mm×2.0 mm厚度组合的板料, 阶梯高度取为0.5 mm。根据大量的数值模拟, 压边圈阶梯与焊缝间距10 mm为合理值。具体方案如表2所示。
2 数值模拟结果与讨论
本研究采用动力显示积分软件LS-DYNA进行模拟, 并采用Balart各向异性屈服准则和Praudtl-Reuss关联流动准则, 假设各向同性硬化;模具视为刚体, 不可变形, 板料为变形体, 均采用BT壳单元, 9 759个四节点四边形单元。采用Coulomb摩擦模型, 板料与凸模之间的摩擦系数为0.15, 与凹模之间的摩擦系数为0.05, 与压边圈的摩擦系数为0.125。凸模行程为70 mm, 在本研究中母材之间的连接采用刚性连接, 模拟中虚拟冲压速度为8 000 mm/s。有限元模型如图1所示。
2.1 最大焊缝移动和材料流动
各方案的材料流动分布云图如图2所示。左侧板料厚度为1.5 mm, 右侧板料厚度为2.0 mm。
从材料流动分布云图来看, 两种材料采用阶梯压边圈时, 薄侧材料流入量略大于厚侧材料流入量, 但几乎是相等, 这说明阶梯压边圈对材料流动有改善作用;对于采用普通平压边圈, 薄侧材料流入量明显大于厚侧材料流入量, 由于薄侧材料存在厚度差, 使用平压边圈时, 压边圈只压住厚侧, 而薄侧处于自由状态, 因此薄侧比厚侧更容易流入凹模。
各种方案下材料最大流入量和焊缝最大移动量如表3所示:在普通平压边圈作用下, 高强度钢HSA340厚薄流入量差为10.8 mm, 而普通钢ST16厚薄流入量差为21.2 mm, 表明高强度钢HSA340材料流动比普通钢ST16更加均匀;对于阶梯式压边圈, 无论是HSA340还是ST16, 厚薄两侧材料流入量几乎一样。这说明虽然由于板料存在厚度差产生材料流入难易不同, 但是由于HSA340具有更高的强度, 且更加难以变形, 因此虽然有厚度差, 但是薄侧材料流入需要更大拉伸力, 而这个拉伸力同时对厚侧材料也有拉伸作用, 这个拉伸力远大于压边圈对板料的作用效果, 因此厚薄两侧材料流入凹模量比普通钢均匀。
2.2 薄侧板料最大增厚率
各方案的薄侧材料最大增厚率如表4所示。
可以看到, 无论是采用哪种形式的压边圈, 高强度钢HSA340薄侧最大增厚率都大于普通钢ST16, 表明高强度钢厚度方向更容易变形, 这也验证了高强度钢厚向塑性比小于普通钢的厚向塑性比;另外, 由前面的单向拉伸试样测得高强度钢板的σs和σb高, n值和r值低, 可知相对普通钢板, 高强度钢板变形不均匀;同时, 无论采用哪种材料, 阶梯压边圈, 最大增厚率小于普通平压边圈, 由此说明采用阶梯式压边圈对抑制和防止板料起皱有一定作用。
2.3 板料最大减薄率
各个方案最大减薄率如表5所示, 高强度钢最大减薄率都大于普通钢, 因为高强度钢厚向塑性应变比小于普通钢, 成形性能差。采用阶梯式压边圈时, 两种材料的最大减薄率都发生在薄侧拐角侧壁与凸模圆角部位交界处, 此处最容易首先出现破裂;而采用普通平压边圈时, 最大减薄率发生在厚侧拐角侧壁与凸模圆角部位交界处, 此处最容易首先破裂。这是因为当采用阶梯压边圈时, 两侧材料均被压紧, 薄侧材料承载能力弱于厚侧, 因而整块板料的最危险点处于薄侧材料上;而采用普通平压边圈时, 由于厚侧压紧, 难于流动, 而薄侧处于自由状态, 易于流动, 因此厚侧承受拉力较大, 导致最大减薄率出现在厚侧拐角侧壁与凸模圆角部位交界处。
2.4 成形极限图FLD
各个方案的成形极限图如图3所示。
由模拟结果可以看出, 不同的工艺条件 (即不同压边圈) , HSA340激光拼焊板成形性能有很大的差别 (方案1和方案3) , 而ST16激光拼焊板成形性能差别相对较小 (方案2和方案4) 。方案1中的HSA340激光拼焊板冲压过程中, 凸模4个圆角位置、厚侧垂直于焊缝的两底边位置、厚侧母材底面直边位置等都有相当程度的拉伸变形;与方案1相比, 方案3在邻近焊缝的薄侧母材及垂直于焊缝的两薄侧底边也参与了变形。方案1的变形区域主要集中在4个圆角位置, 很容易使板料过早的产生集中性失稳, 从而局部区域达到极限应变, 板料局部产生破裂;另外, 方案3参与变形的区域更大, 总体变形更充分, 局部变形裕度有所提高, 成形性能更好。ST16激光拼焊板 (方案2和方案4) 拉伸变形区集中在凸模4个圆角位置、厚侧在垂直于焊缝的两底边位置、厚侧母材底面直边及其向焊缝伸展的底面区域, 两种方案下成形性能没有大的差别。总体而言, 在两种工艺条件 (不同压边圈) 下, ST16激光拼焊板总体参与的拉伸变形区域更大, 从而激光拼焊板获得了比较充分的变形, 不容易产生集中性失稳, 总体变形性能显著优于HSA340激光拼焊板;由成形极限图亦可以看出, ST16激光拼焊板的FLC水平和应变安全裕度皆高于HSA340激光拼焊板。
3 结束语
笔者采用数值模拟方法, 通过和普通钢激光拼焊板盒形件成形性能比较, 研究了高强度钢激光拼焊板盒形件的成形性能及差异, 为高强度钢激光拼焊板盒形件实际成形和优化提供了重要的参考依据。
参考文献
[1]SHIN J K, LEE K H, SONG S I, et al.Automotive doordesign with the USLAB concept using structural optimization[J].Structural and Multidisciplinary Optimization, 2002, 23 (4) :320-327.
[2]KINSEY B, CAO J.A novel forming technology for tailor-welded blanks[J].Journal of materials Processing Tech-nology, 2000, 99 (1) :145-153.
[3]陈炜, 吴毅明, 吕盾, 等.差厚激光拼焊板门内板的成形性能研究[J].中国机械工程, 2006, 17 (11) :1188-1190.
[4]PANDA S K, KUMAR D R, KUMAR H, et al.Character-ization of tensile properties of tailor welded IF steel sheetsand their formability in stretch forming[J].Journal of Ma-terials Processing Technology, 2007, 184 (1-3) :288-293.
[5]ZHAO K M, CHUN B K, LEE J K.Numerical modelingtechnique for tailor welded blanks[C]//SAE 2000 WorldConqress, 2000:13-19.
铺层拼接层合板抗拉强度研究 篇6
先进碳纤维增强树脂基复合材料具有比强度大、比模量高、可设计性强和低成本等优异性能,已在许多关键工程结构应用上占有重要地位,尤其是在航空航天飞行器上得到广泛应用[1]。复合材料层合板在制造和使用过程中难免会产生各种局部缺陷或损伤,这会严重影响复合材料结构的承载能力和使用寿命。尤其是在复合材料连接件中,局部损伤问题更加严重。所以对复合材料结构的损伤试验和剩余强度计算已受到特别重视和广泛研究[2,3]。
随着复合材料层合构件的整体成型和共固化技术的发展,可把纤维预浸带直接铺设在复杂构形件上以提高结构优化设计和制造水平[4]。在纤维增强复合材料壳体成型过程中,常会出现纤维方向必须偏离原基准线,并在某些部位发生纤维断开和铺层拼接的现象[5,6,7]。因此,复合材料结构具有形状多样化和铺层复杂性,必须通过多种试验研究才能全面认识铺层变化对结构力学性能的影响规律。本文以碳纤维增强树脂基复合材料层合板为试验对象,采用铺层交错拼接方法制备试件,通过拉伸试验确定纤维切断拼接后的层合板力学性能和强度变化规律。
1试件和实验方法
为了分析纤维切断后对复合材料的强度影响问题,设计了包含铺层拼接的单向层合板试件。选用碳纤维/双马树脂单向带制备复合材料层合板,共铺设16层。在铺放单层时将纤维沿中间切断后再进行拼接,相邻单层拼接部位错开一定距离,如图1所示,按热压成型工艺固化层合板。按实验要求切割试件,粘贴加强片,试件长度L=150 mm,宽度b=20 mm,厚度t=2 mm。根据相邻单层拼接距离(D)不同分类制备试件,选择了D=1,2,4,6 mm,即按相同工艺加工层合板共分4类,每类切割2个试件。在试件铺层拼接区段表面粘贴应变片,用以测量相关位置应变和铺层变形分析。对试验件进行编号,以DIJ表示,I为拼接间距(1,2,4,6),J为同类试件号(1,2)。
实验装置包括加载装置和应变采集装置。利用INSTRON 1196型电子万能试验机对试件进行加载并记录试验曲线,用多通道动态应变仪和计算机数据采集系统对试件进行瞬态变形跟踪测量。安装试件时要上下对正,接通应变片与仪器的连接导线,安装好引伸计,调整仪器和计算机测控系统。准备就绪后,选择加载速率为1 mm/min进行拉伸试验和检测。在试验过程中注意观察现象和记录响声,直到试件拉断后停止实验,整理测试数据,以保证对试验结果分析的可靠性。
2试验结果与分析
2.1试验现象
在加载过程中,通过观察试件和两边应变增加趋势,可知试件对中性好且变形均匀。当载荷增加到一定程度后,可听到轻微的响声,说明试件内部发生损伤,也就是铺层拼接区的树脂开始起裂。随着载荷继续增加,响声逐渐增强,试件中必有微裂纹形成,临近破坏时响声强烈,层间发生剪切破坏,最后试件突然断裂。从试件断口可看出(如图2所示),铺层拼接区的各层间完全破坏,断裂面平整,局部分层显著,表现出层间基体剪切破坏模式,且为脆性的。
通过对记录的试验数据进行处理分析,可绘制载荷/变形曲线或应力/应变曲线。根据加载曲线(如图3),可以分析试件不同部位的变形特点。试验表明,拼接区的变形明显偏大,铺层拼接引起试件中部刚度下降。从图3可知,拼接区两边的应变(片1与片2)几乎相同,说明试件装夹对中好,无偏心加载。树脂变形过大而优先破裂,导致拼接区层间应力集中增强,从而引起断裂。
2.2试验结果
通过对含铺层拼接的碳纤维/双马树脂基单向板的拉伸试验,测定了不同拼接长度下各个试验件的载荷和变形特性。根据试件的横截面面积A和拉断时的最大载荷Fmax可确定出铺层拼接试件的拉伸破坏强度σb,即
把试验测定的数据列入表1中。为了分析不同拼接长度引起的拉伸强度变化规律,将测试结果绘于图4以作比较。
2.3强度分析
从图4的测试结果可见,铺层拼接试件的拉伸强度变化趋势有一定规律,可分为3个区段。当铺层拼接长度较小时(D<0.4 mm),归为第Ⅰ段的问题考虑,试件断裂是由基体强度决定的,即等于单向板的横向拉伸强度Yt。随着铺层拼接长度的增加,试件拉伸强度亦有显著增大,这为第Ⅱ区段,按照线性变化的趋势增长。当拼接长度较大时(D>2.7 mm),拉伸强度基本保持不变,即为第Ⅲ阶段,也就是强度达到极限值σbmax。可将铺层拼接件的破坏强度表示为
(2)式中,σb1和σb2对应于D=1 mm和D=2 mm的试件拉伸强度值。由试验测得的碳/双马复合材料层合板的各个强度参数为:
Yt=52 MPa , σb1=272 MPa , σb2=629 MPa , σbmax=873 MPa。
因此,铺层拼接引起的层合板强度变化可化归为
(3)
这就是含铺层拼接的碳纤维/双马树脂基单向板的拉伸破坏强度估算公式。
3讨论
连续碳纤维增强树脂基复合材料的纵向拉伸强度非常高,但在层合板中发生损伤后其抗拉强度将大大消减。对于包含铺层拼接的层合板,也可以把拼接区看成一种损伤源,加载过程中将会有微裂纹形成和扩展,这就容易引起层合板在较低载荷下发生破坏。所以,拼接层对复合材料抗拉强度会造成极大影响。
由于碳纤维与树脂基体的弹性模量相差很大,铺层拼接处材料性能的突变就会引起局部变形不均匀和有较高的应力集中,从而引起树脂发生破裂,形成裂纹。继续加载使层间裂纹迅速扩展,从而导致试件脆性断裂。铺层交错拼接的长度越短,局部应力集中程度越高,也就更易破坏。随着拼接长度的增加,应力集中程度减弱,层合板的抗拉强度增大。当拼接长度增加到某个值后,局部应力集中影响将几乎不变,层合板也将达到最大抗拉强度。所以在实际制备层合板时,要选取拼接长度适当大些,以使复合材料结构能达到最高承载力。
摘要：针对复合材料结构设计中会遇到含铺层拼接的层合板强度预测问题,设计了含铺层交错拼接区的碳/双马复合材料层合板试件,采用简单拉伸试验方法测定了该材料的力学性能,得到了不同拼接长度下层合板的抗拉强度。试验结果表明,铺层拼接状态差异将会对层合板的承载能力有显著影响。根据试验结果建立了铺层拼接层合板的抗拉强度随拼接长度变化的经验公式,可为复合材料层合板结构的铺层设计和强度分析提供理论依据。
关键词：复合材料层合板,铺层拼接,抗拉强度
参考文献
[1]杜善义.先进复合材料与航空航天.复合材料学报,2007;24(1):1—17
[2]王丹勇,温卫东.复合材料单向层合板损伤失效试验研究.复合材料学报,2007;24(5):142—147
[3]Renard J,Thionnet A.Damage in composites:from physical mecha-nisms to modeling.Composites Science and Technology,2006;66(5):642—646
[4]张丽华,范玉青.复合材料在飞机上的应用评述.航空制造技术,2006;(3):64—66
[5]Hale R D,Villa M.Influence of opposing wave nesting in compres-sion-loaded composites.Composite Materials,2003;37(13):1149—1166
[6]Garnich M R,Karami G.Localized fiber waviness and implications for failure in unidirectional composites.J Composite Materials,2005;39(14):1225—1245
高强度板 篇7
2012年7月份在青岛某商场发生了一起扶梯事故, 现场发现梳齿板插入梯级, 扶梯安全开关及时动作, 停止了运行中的扶梯, 无人员伤亡。后来通过观看监测录像发现, 该意外发生在两名乘客同时离开梯级踏上梳齿支撑板的瞬间。经初步分析, 该意外发生的原因是梳齿支撑板强度不足, 导致梳齿与梯级槽底接触。
梳齿板位于运行的梯级或者踏板出入口, 与梯级或者踏板在啮合处发生相对运动, 因此, 梳齿板的重要性是不言而喻的。而自动扶梯梳齿支撑板作为在每个出入口安装梳齿板的的平台, 其作用主要是保证梳齿板能正常啮合, 并且在梳齿板发生意外的情况下停止整台扶梯[1]。如果梳齿支撑板的强度不足则很容易导致前面提到的扶梯意外事故的发生。按照传统的力学分析方法, 难以得到支撑板精确的应力分布及变形情况。随着现代有限元技术及CAD/CAE软件的应用, 可以得到比较精确的应力分布及变形特性。
1 梳齿支撑板的强度设计
Pro/Mechanica是Pro/Engineer软件的一个CAE模块。可直接方便地计算结构的应力分布、变形等特性, 模拟产品在真实环境下的行为。Pro/Mechanica与Pro/Engineer的数据共享, 并且这两部分是无缝集成的。有了无缝集成的Pro/Mechanica, 有限元分析时不用再担心因为分析模型的格式转换而造成数据丢失, 可在单一的环境下进行结构设计、仿真、优化计算工作。CAD模型的变更自动导致CAE模型的相应改变, 利用灵活的变更设计, 可优化产品的结构, 提高产品的研发效率。缺省情况下, Pro/Mechanica以P方法对模型自动划分网格, P方法能够比较精确地拟合几何形状, 这种单元的应力变形方程为多项式方程, 最高阶次能够达到九阶, 因而可非常精确地拟合大应力梯度[2,3]。
利用Pro/Mechanica对自动扶梯梳支撑板进行强度设计的步骤如下:
(1) 模型的建立
(2) 材料参数的定义
(3) 载荷的确定
在GB16899-2011中, 对梳齿支撑板的载荷并没有特别的指出, 但在5.2.5中明确指出:“在自动扶梯或者自动人行道支撑结构设计所依据的载荷是:自动扶梯或自动人行道的自重加上5 000 N/m2载荷。”
另外, 鉴于梳齿板与梯级或者踏板啮合, 所以可以参考GB16899-2011关于梯级的载荷:在5.3.3.1中指出“梯级、踏板和胶带应设计成能够承受正常运行时由导轨、导向和驱动系统施加的所有可能的载荷和扭曲作用, 并应能承受6 000 N/m2的均布载荷”。对于安装在出入口的梳齿板支撑板, 只有在梳齿板出现意外的时候会运动, 正常情况下固定静止的, 所以不用考虑扭曲等作用。
因此梳齿板支撑板应能承受6 000 N/m2的均布载荷, 其中, 6 000 N/m2由静载5 000 N/m2乘上冲击系数1.2得出。于是, 在梳齿板支撑板设计中, 其受到的载荷的大小为6 000 N/m2乘以梳齿支撑板的实际有效面积。
(4) 最大允许变形量的确定
对于梳齿板支撑板的静载设计, 衡量其能否满足强度的要求的关键指标, 包括如下两方面:
1) 在满载荷的作用下的最大变形是否小于允许的变形;
2) 无永久变形。
对于要求1) , 因为自动扶梯梳齿支撑板作为在每个出入口安装梳齿板的的平台, 所以支撑板的允许变形由梳齿板的要求确定。
在GB16899-2011中:
5.7.3.3.1中规定梳齿板的梳齿与踏面齿槽的啮合深度h8不应小于4 mm;
5.7.3.3.2中规定间隙h6不应大于4 mm。
如图1所示。
当支撑板在载荷的作用下发生变形, 梳齿向下发生位移的变化, 根据图1, 当梳齿面1与梯级踏面接触或者面2与齿槽底部接触, 都极其容易出现梯级与梳齿刮擦的现象, 所以最大允许的变形为min (h6, h7-h8) , 注:该尺寸只是理论上的, 忽略了零部件的结构和制造误差, 以及装配时的装配误差等因素, 因此在实际考虑的时候要充分考虑这些因素的影响, 在这里不一一详细描述。本文实际设计时, 梳齿支撑板的最大允许变形量为0.8 mm。
(5) 添加约束与载荷
首先, 将6 000 N/m2的均布载荷加载到梳齿支撑板上表面;然后, 根据梳齿支撑板在扶梯的安装对其1~4固定点进行各方向自由度的约束。实际装配中, 由于1和2为螺栓连接, 所以约束6个自由度, 3和4只是放置在固定支架上, 所以只约束y方向移动, 见图2所示。
(6) 分析以及查看结果
查看有限元分析的变形结果, 确定该结果是否在允许的最大变形内, 见图3。
分析结果显示, 该梳齿支撑板的最大变形发生在前端中部, 变形量为0.43 mm, 在允许的最大变形内。
(7) 实际验证
将支撑板安装到样梯上进行加载, 测量支撑板的最大变形量, 然后将结果与Pro/Mechanica的分析结果比较, 验证分析的准确性。
如图4所示, 在测试中, 梳齿支撑板按照6 000 N/m2载荷均布砝码, 测量出来的结果大约0.5 mm, 与分析结果相近。
2 结论
根据Mechanica模拟的结果及实测值, 说明了Mechanica的计算分析是可靠的, 可以用来指导设计。本文中利用了Mechanica对梳齿支撑板进行了分析, 快速地得到满足强度要求的支撑板, 可以消除本文开始提到的意外的再次发生。
参考文献
[1]朱昌明.电梯与自动扶梯-原理、结构、安装、测试[M].上海:上海交通大学出版社, 1995.
[2]二代龙震工作室, Pro/MECHANICA Wildfire3.0/4.0结构/热力分析[M].北京:电子工业出版社, 2008.
高强度板 篇8
以Ⅱ型轨道板为核心的无砟轨道系统是我国高速铁路上应用最广泛的轨道系统, 轨道板长6450 mm, 宽2550 mm, 厚200 mm (图1、图2) , 由10个645 mm的轨枕单元构成, 各轨枕单元间设置一条预裂缝带, 用以释放混凝土内部的有害拉应力。混凝土强度等级为C55。轨道板横向配置60根直径10 mm预应力钢筋, 抗拉强度1570 MPa, 预应力先张法施工。
CRTSⅡ型轨道板在工厂里预制, 采用长线台座生产工艺, 一次预制多块轨道板 (一般在20~35 块) 。173 号文3.3.8 条规定:“预应力筋放张时, 混凝土抗压强度不得低于设计强度的80%, 且不应低于48 MPa。”混凝土经热养护强度达到48MPa后, 切断板与板之间的60 根直径10mm的预应力结构筋和6 根直径5 mm的预应力定位工艺筋, 使用真空吸盘将板从模具中吊出, 完成脱模工作。此时轨道被称为毛坯板。
毛坯板静置1 个月以完成收缩和徐变, 尺寸稳定的毛坯板被送到打磨车间对承轨台进行高精度打磨, 打磨完成后的轨道板被称为“成品板”, 存放到存板区备用。
为达到模具每天周转一次的目的, 混凝土必须在16 h内达到放张强度, 一般需要采取热养护、掺早强型活性掺合料、采用早强型碱水剂、采用高强度水泥、提高混凝土强度等级等措施来提高混凝土早期强度, 这些措施不仅损害了混凝土的耐久性能, 而且提高了成本, 增加了能耗。因此, 确定合理的放张强度意义重大。作者经过大量试验发现, 48 MPa的放张强度规定不太合理。
1 确定轨道板预应力放张强度的依据
放张预应力时混凝土强度不够, 会产生严重的质量问题, 具体到Ⅱ型轨道板, 可能会造成的危害有:因混凝土握裹力不足, 预应力钢筋回缩而失去预应力;因混凝土抗压强度不够, 轨道板开裂;因混凝土弹性模量不够或徐变太大, 轨道板发生变形以致尺寸误差超过173 号文。因放张强度不够而带来的徐变增大发生在前期, 徐变考察期不妨定为6 个月。反之, 如果不出现上述质量问题, 则可判断脱模强度符合要求。
2 研究过程及结论
当轨道板跟踪养护试件强度分别达到15 MPa, 20 MPa, 25 MPa, 30 MPa, 35 MPa, 40 MPa, 45 MPa, 50 MPa时, 放张预应力, 对轨道板进行质量检查。每个强度等级选108 块板进行调查。
(1) 预应力筋与混凝土之间有明显缝隙, 外露长度明显短于相邻预应力筋。
调查方式为观察外露的预应力筋是否回缩。调查结果, 脱模强度为15 MPa时, 预应力筋发生回缩的比例为23%, 20 MPa时, 回缩比例4%, 25 MPa时, 无回缩 (图3) 。
(2) 轨道板横向开裂, 或在预应力筋周围出现状裂纹。调查方式, 观察轨道板开裂情况。调查结果, 脱模强度为15 MPa时, 轨道板发生开裂比例17%, 20 MPa时, 无开裂 (图4、图5) 。
有一点需要说明, CRTSⅡ型轨道板设置有9 条预裂缝带, 用以释放混凝土内部的有害拉应力, 正常生产情况下, 轨道板预裂缝带出现裂纹的比例为5%, 这里的"轨道板横向开裂"既包括预裂缝带的裂纹, 也包括非预裂缝带的裂纹, 用这个轨道板横向开裂的数据减去正常生产情况下裂缝带5%的裂纹, 即为混凝土放张强度不够引起的裂纹。
(3) 调查方式, 使用莱卡TCA1800全站仪 (精度1″) 、CRTSⅡ型轨道板专用光学仪器、专用测量数据处理软件, 对轨道板的几个关键尺寸进行检测。这些尺寸足以反映轨道板的变形情况, 也是保证轨道板尺寸精度的关键。关键尺寸包括钳口距、轨底坡以及内外侧点横向纵向偏差。
钳口距包括大钳口距和小钳口距, 大钳口距指两列承轨台两特定点之间的距离, 设计值为1187.1 mm, 用以限定两钢轨之间的水平距离;小钳口距指单个承轨台两特定点之间的距离, 设计值为372.95 mm, 用以限定两钳口的大小, 确保扣件的安装间隙符合要求。轨底坡。指承轨台的坡度, 用以限定钢轨的倾斜角。
内外侧点横向纵向偏差。所谓内外侧点, 指轨道板左右两侧的特定点, 两侧各10 点, 横向纵向偏差指这些特定点的空间位置的偏差。
轨道板脱模降温40 h至常温后进行尺寸检测, 考察是否存在因混凝土弹性模量不够, 轨道板发生变形以致尺寸不合格的现象;轨道板存放180 d后再次检测, 考察是否存在轨道板因徐变过大而导致尺寸不合格的现象。尺寸检测时, 轨道板必须平放到专用的无应力检测台上, (图6) 通过调整6 个支撑千斤顶的力量分配, 使轨道板处于最小变形状态。无应力状态是一个方便的称呼, 但并不一定准确, 因为任何支撑方式都不可能使轨道板处于无应力状态, 将此状态定义为最小变形状态似乎更贴切。
问题特征, 脱模后轨道板尺寸不符合173 号文要求, 或者6个月后轨道板因徐变变形导致尺寸不符合要求。调查结果:脱模强度为15 MPa时, 发生变形轨道板比例为38%, 20 MPa时, 变形比例11%, 25 MPa时, 无变形。部分关键尺寸的检测数据样本 (略) 。对3 项问题的调查结果进行整理, 结论见表1。
3 降低放张强度的意义
(1) 降低放张强度到30 MPa可以取消早强型活性掺合料的使用, 这样可以减少混凝土早期因温度应力和自干缩应力导致的内部缺陷, 减少混凝土裂缝的产生, 提高混凝土耐久性。
(2) 降低轨道板脱模对热养护的依赖, 取消一年四季都需对混凝土进行供暖热养护的做法, 改为气温低于10 ℃时供暖热养护, 气温>10 ℃时, 仅依赖水泥水化产生的热量蓄热养护。在混凝土灌注完成后16 h, 跟踪养护试件强度达到30 MPa以上即可放张脱模。按照每块板消耗燃煤0.012 t的经验值, 且80%的轨道板可以免热养护考虑, 对一个生产任务为3 万块板的中等规模的轨道板厂, 可节省燃煤288 t。
(3) 早强型活性掺合料一般售价每吨2200 元, 每方混凝土用量约45 kg, 如果取消早强型活性掺合料的使用, 必须等量提高水泥用量, P.O52.5 水泥售价每吨420 元, 每块轨道板需要混凝土3.34 m3, 每块轨道板可降低费用270 元, 板厂生产任务按3 万块考虑, 可节省费用810 万元。
(4) 在保持混凝土配合比和生产工艺不变的情况下, 可将混凝土养护时间从16 h压缩到12 h, 模具循环周期由24 h压缩到20 h, 轨道板厂产能提高20%。
4 总结
(1) 原铁道部科学技术司《客运专线铁路CRTSⅡ型板式无砟轨道混凝土轨道板 (有挡肩) 暂行技术条件》科技基[2009]173号文 (以下简称173 号文) 3.3.8 条对轨道板放张强度不低于48MPa的要求不太合理, 放张强度定为30 MPa已足够安全。