阻尼机制（精选七篇）
阻尼机制 篇1
在最近20年里,多孔材料得到了快速的发展,并且日益成为新的工程材料得以广泛应用。轻质量的多孔材料拥有众多的优异性能,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[1]。随着多孔材料在工程领域中的应用,要求人们对该类材料的阻尼行为有全面深入的研究。虽然已经运用多种测量手段对多孔材料的阻尼行为进行了研究,但是运用内耗技术对多孔材料阻尼行为的研究还未见报道[2,3,4,5,6]。泡沫工业纯铝是多孔材料的一个典型例子,研究泡沫工业纯铝的内耗显得尤为重要。本实验详细研究了含有宏观孔的开孔泡沫工业纯铝的内耗与孔体积分数、孔尺寸、测量频率和应变振幅的依赖性问题。试验结果表明,泡沫工业纯铝的内耗随着孔体积分数的增加而增大,随着孔径的减小而增大,并且内耗与频率和应变振幅有着明显的依赖性。最后,根据内耗测量结果和微观观察结果讨论了泡沫铝中可能的阻尼机制。
1 实验
采用空气加压渗流工艺制备泡沫铝样品[5],先将氯化钠(工业用食盐)颗粒烘干、筛分,再压结在一个模具中放入井式电阻炉内预热(430℃),然后将坩埚内过热的工业纯铝液体加入到装有食盐颗粒的模具内,并使模具内保持一定的压力(2.01×105～5.65×105Pa)。渗流法工艺完成后,水洗除盐即可得到多孔铝样品。基体为工业纯铝(99.7%),宏观孔直径为0.8mm和1.4mm,孔体积分数高达76%。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:一个倒扭摆、一个温度程序控制器和一个光电转换器。一台计算机和一个8087芯片控制着整个测量过程,测量的数据实时显示在计算机屏幕上。实验频率变化范围为0.01～30Hz,温度变化范围为25～400℃,振幅变化范围为(4～30)×10-6,内耗测量精度为1×10-4。
2 结果与讨论
在升温降温测试过程中,含宏观孔泡沫工业纯铝的温度-内耗谱上均出现了一个明显的弛豫型内耗峰(随测试频率的升高,峰位向高温方向移动),如图1所示(变温速率4℃/min,孔径0.8mm,孔体积分数76%,应变振幅10×10-6),表明该内耗峰的机制为位错的亚结构与晶界的交互作用[5]。
由图1可见,在降温测试泡沫铝的温度-内耗曲线上,当温度低于150℃时,随温度的升高,内耗缓慢地增加;当温度为150～250℃时,随温度的升高,内耗增加很快;当温度为250～300℃时,随温度的升高,内耗减小;当温度为300～400℃时,随温度的升高,内耗迅速增加,测试频率越低,内耗增加得越快。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,但是温度相同时,高测试频率(3.0Hz)的相对动力学模量小于低测试频率(0.5Hz和1.0Hz)的相对动力学模量。
图2为孔径对内耗的影响。与致密工业纯铝的内耗相比,发现引入宏观孔可以大大提高材料的阻尼性能。致密工业纯铝的内耗在低于300℃时随温度的升高缓慢增加,当温度高于300℃时,内耗快速增加。内耗在温度为175～250℃时迅速增大,在250～300℃时下降。在300～400℃时,泡沫铝的内耗都迅速增大,并且孔径0.8mm的内耗都比孔径1.4mm的内耗大。总之,在孔体积分数相同的条件下,随着孔径的减小,泡沫铝的阻尼增加。
在温度相同的情况下,孔体积分数为76%的泡沫铝的内耗始终大于体积分数为69%的泡沫铝的内耗(见图3);在孔径相同的条件下,泡沫铝的阻尼随孔体积分数的增加而增加。
在应变振幅小于30×10-6时,泡沫铝的内耗随应变振幅的增加呈线性增加(见图4)。在低频率测试条件下,泡沫铝的内耗随频率的增加呈线性增加(见图5)。
依据内耗实验结果及微观分析,对于含宏观孔开孔泡沫铝材料中可能的阻尼机制讨论如下:
(1)泡沫铝材料中的孔洞尺寸为毫米量级(孔直径为0.8mm和1.4mm),并且孔为开孔结构,宏观孔对材料阻尼性能的贡献来源于孔洞周围的应力集中和模式转换,微观分析表明在含宏观孔开孔泡沫铝材料中存在大量位错(见图6)。当外加应力作用于泡沫铝上时,孔洞边缘的应力状态从正应力转换为剪切应力,相对应的剪切应变引起粘滞性流动,这种粘滞性流动通过位错的运动而将能量耗散为热能。在受迫振动变温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,因而也能在宏观孔洞边缘诱发很大的多轴应力,使铝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,引起位错在宏观孔周围的缠结,导致能量耗散[4]。
(2)含宏观孔开孔泡沫铝可以认为是由铝金属基体和宏观孔洞所组成的两相复合材料。由于铝金属基体和宏观孔在弹性模量上存在很大的差异,从而在泡沫铝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,在制备过程中外加压力载荷作用下,样品内部接近于宏观孔的铝基体将产生不均匀的应力分布,泡沫铝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/铝金属基体界面处部分机械能转化为热能,于是在泡沫铝的基体中形成了高密度的位错和复杂的位错组态(如图6所示),位错的运动以及位错与铝晶界的交互作用产生了与应变振幅和频率有关的内耗(见图4和图5)[6,7,8]。
(3)在含宏观孔开孔泡沫铝中孔洞是由水洗除食盐颗粒后形成的,由于宏观食盐颗粒并非完全是球形,从而导致泡沫铝中存在大量、不均匀的宏观孔洞缺陷,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畸变,使外加应变能耗散为热能。从微观的角度分析,泡沫铝在多功能内耗仪上进行内耗测试时,外加周期性的扭转应力的作用使样品中的每个点做横向的微小运动,因而铝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,引起原子的重排,通过原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均有利于材料的阻尼。在泡沫铝中,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)畸变,相应地产生了畸变能,此部分能量的消耗与宏观孔的孔径和体积分数密切相关(见图2和图3)[7,8]。
3 结论
(1)采用内耗技术测试了空气加压渗流技术制备的宏观孔开孔泡沫铝材料的阻尼性能特征,在相同孔径和相同孔隙率的情况下,内耗随温度的升高而增大,而其动力学模量则随温度的升高而减小。
(2)当孔径和孔隙率一定时,泡沫工业纯铝的内耗随测量频率的增大而增大。孔径相同情况下,孔隙率越高材料的内耗越大;孔隙率相同情况下,孔径越小材料的内耗越高。
(3)依据内耗测量和微观观察,提出了泡沫铝中可能的阻尼机制:孔周围的应力集中和模式转换、孔洞/金属基体界面处由于动力学模量相差很大而使机械能转化为热能,孔洞发生不均匀的膨胀或畸变使外加应变能耗散为热能。
摘要：采用空气加压渗流技术制备了含宏观孔的开孔泡沫铝材料,通过多功能内耗仪采用内耗技术测试了泡沫铝在不同温度、不同频率和不同振幅下的内耗谱特征,研究表明与致密工业纯铝的阻尼能力相比,泡沫铝的阻尼能力得到很大的提高,泡沫铝的内耗随着测量频率的增加而增大,同时,内耗也随着应变振幅的增加而增大。经透射电子显微镜观察发现在晶界附近存在大量的位错亚结构。根据内耗测量和微观观察提出了泡沫铝中可能的阻尼机制:孔周围的应力集中和模式转换,孔洞/金属基体界面处由于动力学模量相差很大而使机械能转化为热能,孔洞发生不均匀的膨胀或畸变使外加应变能耗散为热能。
关键词：宏观孔,泡沫铝,阻尼,内耗
参考文献
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汽车用热熔阻尼材料阻尼性能的研究 篇2
热熔阻尼材料是一种以沥青为主要基材、以无机物为主要填料的粘弹性阻尼材料。由于能够利用汽车的烤漆工序使该材料熔融并粘贴在车身上, 因此热熔型阻尼材料在汽车行业获得了广泛的应用。理论分析结果表明, 热熔型阻尼材料的阻尼性能是影响其减振、降噪效果的主要因素之一。本文主要研究热熔型阻尼材料的各种组分对其阻尼性能的影响。
1 试验
1.1 主要原材料
a.沥青:70号, 中国石化。
b.改性剂:SBS、411, LG化学。
c.石油树脂:C5、C9, 山东蓝盾。
d.填料:云母粉, 河北灵寿;碳酸钙, 1250目, 江西高峰化工;蒙脱土, 市售。
1.2 阻尼材料的基本配方
阻尼材料的基本配方如下。
沥青:100;改性剂:8;碳酸钙/云母粉/蒙脱土:200;石油树脂:10。
1.3 试样制备
试样制备步骤如下。
a.按照上述阻尼材料的基本配方, 将沥青和SBS投入200℃的捏合机中进行沥青改性。
b.待SBS熔融并分散均匀后, 继续向捏合机中加入石油树脂和填料进行捏合、搅拌。
c.各组分搅拌均匀后, 压延成2.0 mm厚的试片。
1.4 阻尼性能的测试条件
a.仪器:DMTA-IV动态热机械分析仪, 美国TA公司制造。
b.试验条件:频率10 Hz, 升温速率3℃/min, 变形模式为单悬臂梁。
2 结果与讨论
2.1 粘弹性阻尼材料的阻尼机理
粘弹性材料受周期性外力作用时, 其应力-应变关系可用复合模量表示[2]如下。
式中, σ为正弦交变应力, N/m2;E*为复合模N/m2;ε为应变量;ω为对试样施加的频率, Hz。
式中, E′为实数模量 (或称储能模量) , 反映材料变形时储存能量的能力即回弹能力, N/m2;E″为虚数模量 (或称损耗模量) , 反映材料变形时能量损耗的大小, N/m2。
因应力变化比应变领先一个相位角δ, 所以σ又可以表示为以下形式。
式中, δ为应力和应变之间的相位角。
tanδ为损耗因子, 反映材料在形变过程中损耗能量的能力。当振动物体与粘弹性材料直接接触时, 必然有一部分振动能传递到粘弹性材料上, 然后再转变为热能耗散掉, 从而使振动受到一定程度的抑制。粘弹性阻尼材料具有阻尼性能的主要原因如下。
a.高分子材料内部链段之间的摩擦对材料阻尼性能的贡献。
b.填料和高分子链段之间以及填料和填料之间的摩擦对材料阻尼性能的贡献[3]。
2.2 SBS对阻尼性能的影响
图1是不同量SBS改性剂对热熔型阻尼材料阻尼性能影响的动态热力学分析 (DMTA) 曲线。由图1可见, 未添加SBS的阻尼材料的玻璃化转变温域较窄, 且损耗因子峰值较低 (损耗因子峰值=0.43) , 阻尼性能差。而用SBS改性后, 阻尼材料的玻璃化转变温域随着SBS用量的提高而增宽、损耗因子峰值随着SBS用量的提高先升高后下降。其中, SBS用量为8份时, 损耗因子峰值最高 (损耗因子峰值=0.65) 。可见, SBS改性剂的加入明显改善了阻尼材料的阻尼性能并增宽了玻璃化转变温域。这是因为, 沥青的主要成分是烃类化合物, 分子量较低, 对温度非常敏感, 而加入SBS热塑性弹性体后, 沥青的内部结构发生了变化, SBS微粒受沥青中饱和烃和芳香烃的作用发生溶胀, 均匀分散在沥青中, 使沥青的流动变形阻力增大, 对温度的敏感度降低, 同时阻尼性能得到提高。当SBS的用量较少时, SBS分子链在沥青中是分散相, SBS吸收了沥青组分, 自身的变形能力更强, S段和B段能提高阻尼材料内部高分子链段间的摩擦力, 改善材料的阻尼性能;当SBS的用量较大时, 由于SBS分子量较大, 分子链相对也较大, 在一定程度上阻碍了沥青的流动变形, 使得沥青、SBS和填料之间的变形能力降低, 即摩擦损耗降低, 所以材料的损耗因子降低。
2.3 填料对阻尼性能的影响
图2是不同种类填料对热熔型阻尼材料阻尼性能影响的DMTA曲线。由图可见, 以云母为填料的阻尼材料的损耗因子峰值相对较高, 这主要得益于云母材料特殊的片层结构——当材料发生应变时, 片层结构有助于增加层间聚合物的剪切变形。
图3是以不同粒径的云母粉为填料时热熔型阻尼材料阻尼性能的DMTA曲线。由图3可见, 阻尼材料损耗因子的峰值随着云母粒径的减小而增大。这是因为, 云母粒径降低, 其比表面积增大, 与沥青基材的接触面积就大, 物理结合点多, 在动态应变中, 物理结构不断分解与生成, 导致力学损耗;另一方面, 片状填料相互摩擦生热也是影响材料阻尼性能的因素之一, 比表面积大的填料生热较多, 损耗因子也就越大。
2.4 石油树脂对阻尼性能的影响
石油树脂是由石油裂解产物聚合而成的热塑性树脂。石油树脂不仅可以提高热熔型阻尼材料的粘附力, 还可以在很大程度上提高阻尼性能。分别将C5和C9两种石油树脂加入到热熔型阻尼材料中, 试验对材料阻尼性能的影响。
由图4看出, 加入石油树脂后, 热熔型阻尼材料的玻璃化转变温度没有明显变化, 但损耗因子峰值都有了显著提高, 加入C9树脂的损耗因子峰值 (0.82) 比加入C5树脂的损耗因子峰值 (0.73) 高。而C9树脂和C5树脂化学结构的不同是产生这种现象的根本原因。图5和图6分别是C5树脂和C9树脂的化学结构式, 从中可见C5和C9两种石油树脂的主要区别在于分子链的侧链有所不同:C5分子侧链上是环烷烃结构, 而C9分子侧链上是苯环烃结构。苯环烃结构的位阻比环烷烃结构的位阻大, 所以C9分子链运动时具有更大的内摩擦阻力。因此, 加入10份C9树脂的热熔型阻尼材料比加入10份C5树脂的热熔型阻尼材料具有更高的损耗因子峰值。
3 结论
(1) SBS的用量对热熔型阻尼材料的阻尼性能有较大影响;当使用8份SBS时, 样品材料的阻尼性能最好, 损耗因子峰值可达到0.65。
(2) 与碳酸钙和蒙脱土相比, 以云母粉为填料的热熔型阻尼材料的阻尼性能好。且随着云母粒径降低, 阻尼材料的损耗因子峰值呈上升趋势。
(3) 石油树脂可以有效提高热熔型阻尼材料损耗因子的峰值。与C5树脂相比, 用C9树脂制备的热熔型阻尼材料的损耗因子峰值更高。
参考文献
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阻尼机制 篇3
随着社会经济的发展,各种高速运载工具、高速机床运用得越来越广泛,机械振动控制问题就变得越来越重要。在对重量、体积有严格要求的高科技应用领域,普通材料很难满足设计需要。因此新型高阻尼材料的研制变得越来越重要。复合材料由于其本身重量轻、结构、成分均可设计,近年来在各个领域得到了广泛应用。目前,工程上应用的纤维增强树脂基复合材料阻尼性能虽较金属材料有较大提高,但依然不足。嵌入式共固化复合材料阻尼结构是一种新型的事前处理阻尼结构,可在设计阶段按设计需求确定复合材料层合方式及阻尼层敷设分布,制成满足设计需求的复合材料构件,以达到设计要求。
与传统的附加阻尼方式相比,此种结构的阻尼层处于复合材料层间,隔绝外部环境对阻尼层的影响,因此阻尼层不易老化。并且复合材料预浸料与半固化阻尼层共同固化,阻尼层不易脱落[1]。但由于此种复合材料结构制造要求较高,目前国内外对此结构的制作、阻尼性能研究较少。本文综合各种制造工艺的要求,提出使用压制法制造粘弹性阻尼材料薄膜,并与环氧树脂玻璃纤维预浸料按固化曲线要求共同固化,制成嵌入式共固化复合材料试件,并测试其阻尼性能,为嵌入式共固化复合材料阻尼结构阻尼性能的理论研究奠定一定的基础。
1 嵌入式共固化复合材料试件制备
传统复合材料是使用预先制得的纤维增强树脂基预浸料按不同角度敷设,在一定温度、压力下固化而成。嵌入式共固化复合材料阻尼结构是将适当厚度的粘弹性阻尼层作为复合材料中一层,与纤维增强树脂层在一定条件下共同固化,以达到提高结构阻尼的要求。因此,嵌入式共固化复合材料阻尼层应在半固化状态与纤维增强树脂层复合后共同固化。综合考虑各种粘弹性阻尼材料的固化特性以及各种现有树脂的固化特性,决定选用5231高温固化阻燃环氧树脂玻璃布预浸料制作试件的纤维增强树脂层[2]。试件粘弹性阻尼层的半固化薄膜以丁基橡胶(IIR)与氯化丁基橡胶(CIIR)为主体材料,使用硫磺硫化体系,以DM、DPG等作为反应助剂制得[3,4,5]。试样阻尼层使用模具模压成型,厚度分别为0.1 mm、0.5 mm、1.0 mm。
为研究嵌入式共固化复合材料阻尼结构的阻尼性能,制作四种不同结构的复合材料梁试件。半固化粘弹性阻尼层制作完成后与玻璃布环氧树脂预浸料按照图示方式布置(见图1),其中试件1未加阻尼层,试件2的阻尼层厚度为0.1 mm,试件3阻尼层厚度为0.5 mm,试件4的阻尼层厚度为1.0 mm。试件按5 231环氧树脂体系固化条件要求,采用真空袋热压罐法固化[6]。固化后将试样均切割为20 mm宽的复合材料梁。各试件厚度为:试件1:0.9 mm;试件2:0.8 mm;试件3:0.9 mm;试件4:1.38 mm。制作完成后试件如图所示(见图2)。
2 试验方法
将嵌入式共固化复合材料阻尼结构试件一端固支装夹,按单自由度系统阻尼测试方法测量阻尼。对构件一端使用力锤进行激励,由位移传感器、信号采集仪采集构件的位移信号,由位移信号的衰减,按单自由度系统方程可计算构件的相对阻尼系数ξ。
试样装夹时应保证固支端夹紧,装夹完成后试样工作长度为25 mm,传感器放置于距夹紧端5 cm处采集位移信号。测试使用电涡流传感器测量构件位移,传感器探头直径8 mm,灵敏度2 V/mm。由于电涡流传感器只能测量导体,而试样均为不导电材料,因此应在试样测试点处贴一锡箔。使用LMS公司SCADAS动态信号分析仪采集传感器信号,并使用LMS Test.lab及Matlab进行信号分析及后处理。测试系统如图3所示,试件装夹如图4所示。
3 测试结果及讨论
嵌入式共固化复合材料阻尼结构试样位移测试结果如图所示(见图5、图6),从图中可明显看出试样2的阻尼比试样1的大,试样4的阻尼比试样3的大。
将各试样位移曲线进行FFT变换,提取振动频率信号可得试样1的振动频率为6.79 Hz,试样2振动频率为5.8 Hz,试样3的振动频率为6.59 Hz,试样4的振动频率为9.34 Hz。由此可分别得出试样的阻尼固有频率ωd。将各试样的振动曲线各峰值取出,输入Matlab,根据单自由度振动系统方程,由于传感器的零点并不位于振动的平衡处,且计时起始点并不为零,因此,应按A0e-ξωn(t-a)+b方程进行最小二乘拟合,其中A0、ξ、a、b均为待定变量。ωn为系统无阻尼情况下的固有频率,当系统阻尼较小时(ξ<0.2),ωn≈ωd,而ωd已知,由拟合结果即可计算出各试样的相对阻尼系数ξ。计算所得各试样相对阻尼系数如表1所示。
从图5及表1可知,加入0.1 mm黏弹性阻尼层导致整个构件的阻尼性能有大幅提高,相对阻尼系数由0.004 6提高至0.015 4,提高约2倍。而从振动频率仅有1Hz左右的变化得知,整个构件在加入粘弹性阻尼层后整个构件的刚度有所改变,但变化不很明显,因此,在加入阻尼层较薄时,可以在刚度改变不大的情况下大幅增大构件的阻尼。
从图6及表1中知,当试样中的黏弹性阻尼层由0.5 mm增厚至1 mm时,构件的阻尼性能提高,相对阻尼系数由0.023 1提高至0.037 1,仅提高0.5倍。因此,当阻尼层较厚时,随着阻尼层厚度的增加,构件阻尼的增加量逐渐降低。此时,由振动频率的变化知,随着阻尼层加厚,试样刚度提高幅度较大。与普通钢板相比,任一嵌入式共固化复合材料阻尼结构试样的阻尼系数均比钢板高得多。且其单位质量的承载能力也较钢板高。因此,嵌入式共固化复合材料阻尼结构在对重量、体积要求严格的高科技应用领域有着广阔的应用前景。
4 结论
(1)在复合材料层间加入黏弹性阻尼层制成嵌入式共固化复合材料阻尼结构对构件的阻尼会有较大提高。
(2)加入较薄阻尼层会在对构件刚度改变不大的情况下增大试样的阻尼。
(3)当嵌入阻尼层较厚时,阻尼对构件阻尼层厚度的变化已不再敏感。
参考文献
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阻尼机制 篇4
大多数车身结构都是薄钢板焊接结构,其阻尼损耗因子通常只能达到5 × 10- 3左右[1]。因此,车身薄板结构通常还需要附加黏弹性阻尼材料(简称阻尼材料),以衰减来自动力总成、传动系统、悬架系统等的振动能量,从而减少车身结构的振动和噪声。
对于普通轿车,通常至少需要10 ~ 15 kg的结构阻尼材料用于减振降噪,而对于某些高级轿车,阻尼材料的用量可达30 kg[2]。为了实现轻量化和动态舒适性的双重要求,就需要对车身薄板上附加的结构阻尼进行优化设计。因此,精确获取阻尼材料的力学参数是对其进行合理化设计的基础。
识别阻尼材料力学参数的方法主要有动态机械分析(dynamic mechanical analysis,DMA) 法[3]和悬臂梁弯曲共振法[4,5],但也有通过有限元法和模态应变能法相结合来获取阻尼材料的力学参数,但这种方法只能较准确地获取中高频段(100~ 2500 Hz) 内阻尼材料的力学参数[6]。车身上常用的某些约束阻尼材料弹性较差且刚度较低,这类材料制成的试件在DMA法测试中易发生断裂或不便于夹持,该情况下悬臂梁弯曲共振法将是仅有的选择。同时,悬臂梁弯曲共振法因其理论成熟、设备通用性好且测试精度较高而得到广泛的应用。如Caracciolo等[7]根据Oberst梁理论设计了一种阻尼材料动态力学参数自动测试系统,该系统具有较高的测试精度,但存在测试系统比较复杂、低频测试精度较低的问题。
悬臂梁弯曲共振法主要通过调节试件的规格参数(长度、厚度、基体材料等) 来识别不同频率下阻尼材料的力学参数,但由于测试理论及设备的限制,试件的设计有许多约束条件,对试件的设计方法进行研究,可避免试件制作的盲目性,提高实验的测试精度。关于弯曲共振法用试件设计方法的研究较少,胡卫强等[8,9]通过分析提出了单边自由阻尼结构试件的设计中应注意的一些问题,并研究了基础梁阻尼对实验结果精度的影响。文献[10-11]对约束阻尼结构试件的设计方法进行了简单探讨。研究者虽对阻尼结构试件的设计提出了若干建议,有一定的指导意义,但其给出的设计建议相对零散,没有指出试件设计中需重点关注的一些共性指标,不便于应用。
约束阻尼结构试件适用于识别某些刚度较低且重点关注其剪切刚度的阻尼材料,同时该试件因其结构简单、便于测试等优点而被广泛应用于悬臂梁弯曲共振法实验中。本文通过灵敏度分析法对约束阻尼结构试件的设计方法进行理论分析,得出试件设计过程中需重点关注的多个指标,且试件设计的各项要求间是相互关联且相对统一的,在试件设计中应重点关注这些共性要求,进而为试件的设计提供便利。
1 基本理论
1. 1 弯曲共振法识别阻尼材料剪切模量和损耗因子的基本理论
通过弯曲共振法实验可测得图1 所示的约束阻尼结构试件的共振频率f及对应阶次的损耗因子 η,进而根据ASTM E756-05[4]求得阻尼材料的剪切模量G2和损耗因子 ηv:
其中,未说明的参数的含义参见文献[4]。
可见,阻尼材料的剪切模量G2是复合梁与基础梁对应阶次频率比(f /f1)、密度比D(D =ρ2/ ρ1)、厚度比h(h = H2/ H1)、复合梁损耗因子η、基础梁弹性模量E1、试件长度L、基础层厚度H1的函数;阻尼材料的损耗因子 ηv是f /f1、D、h、η 的函数。
1. 2试件参数测量误差对力学参数测试精度影响的理论分析
试件的厚度比h、共振频率比f /f1、密度比D及损耗因子 η 等参数的测量误差对实验结果测试精度的影响程度是有差异的,因此,在试件设计时须先明确各试件参数的测量误差对阻尼材料力学参数测试精度的影响,以便在设计试件时确定合适的参数。下面采用灵敏度分析法研究各试件参数测量误差对力学参数测试精度的影响。
对式(1) 和式(2) 进行变分,并将各变量予以归一化以消除各变量的数值差异:
由式(3) 和式(4) 可知,E1、f /f1、D、h等参数的测量精度直接关系到阻尼材料剪切模量G2和损耗因子 ηv的测试精度,故引入影响系数的概念来评价各变量的测量误差对力学参数测试精度的影响,各参数的影响系数如下:
2通过影响系数法分析各试件参数测量误差对测试精度的影响
本文主要采取以下思路研究试件参数测量误差对悬臂梁弯曲共振法实验测试精度的影响:首先,以基础层和约束层的材料是钢材的约束阻尼结构试件为研究对象,阻尼材料的密度取 ρ2=1. 0 × 103kg / m3,复合梁结构的损耗因子取 η =0. 4,通过影响系数法分析各试件参数的测量误差对实验结果测试精度的影响。然后,进一步研究阻尼材料的密度(密度比) 和复合梁结构的损耗因子等参数对各影响系数的影响。最后得出普遍适用的便于指导约束阻尼结构试件设计的结论。
2. 1试件参数测量误差对阻尼材料剪切模量测试精度的影响
影响系数表示频率比测量误差对阻尼材料剪切模量G2测试精度的影响。图2所示为随频率比f/f1的变化曲线,试件设计时应避开的峰值区域。与参数α的变化关系如图3所示,说明厚度比h变化时,影响系数在参数α=2附近都会出现峰值,且在参数α≥7后都会出现峰值。
影响系数表示密度比D测量误差对阻尼材料剪切模量G2测试精度的影响。图4 和图5 所示为随频率比f/f1和参数 α 的变化曲线。
影响系数表示厚度比测量误差对阻尼材料剪切模量测试精度的影响。图6 和图7 所示为影响系数随频率比f/f1和参数 α 的变化曲线。
影响系数表示约束阻尼结构试件损耗因子测量误差对阻尼材料剪切模量测试精度的影响。图8 和图9 所示为影响系数随频率比f/f1和参数 α 的变化曲线。
影响系数表示基础层和约束层材料的弹性模量测试误差率与由此引起的阻尼材料剪切模量的误差率是等比例变化的,且增益为1。影响系数表示悬臂梁长度测试误差率与由此引起的阻尼材料剪切模量的测量误差率成正比,且增益为- 2。
影响系数表示基础层和约束层厚度测试误差对阻尼材料剪切模量测试精度的影响。图10和图11 所示为影响系数随频率比f/f1和参数α 的变化曲线。
2. 2试件参数测量误差对阻尼材料损耗因子测试精度的影响
影响系数表示频率比测量误差对阻尼材料损耗因子测量精度的影响。图12和图13所示为影响系数随频率比f/f1和参数α的变化曲线。
影响系数表示密度比测量误差对阻尼材料损耗因子测量精度的影响。图14 和图15 所示为影响系数随频率比f/f1和参数 α 的变化曲线。
影响系数表示厚度比测量误差对阻尼材料损耗因子测试精度的影响。图16 和图17 所示为影响系数随频率比f/f1和参数 α 的变化曲线。
影响系数表示悬臂梁结构损耗因子测试误差对阻尼材料损耗因子测试精度的影响。图18和图19 所示为影响系数随频率比f/f1和参数α 的变化曲线。
2. 3各参数测量误差对实验结果测试精度的影响分析
由图2 ~ 图19 可以得出:各影响系数随参数α 的变化规律均表明,在 α = 2 附近时各系数均有很大的幅值,说明ASTM中规定 α ≥ 2. 01 有一定的合理性,但通过前述分析得到各影响系数随 α的变化规律,认为 α ≥ 2. 2 更为合理,且应同时满足 α ≤6;在满足2. 2 ≤ α ≤6 的条件下,制作试件时应使其频率比f/f1尽量偏离1。由于实际情况下采用的是对称约束阻尼结构,所以一般情况下f / f1> 1,但在稍高阶次的振动下频率比f / f1近似等于1,进而产生较大的测试误差;实验中应尽可能精确测量频率比f/f1,因为该参数的测试误差对实验结果测试精度的影响比其他因素大得多;基础层弹性模量E1以及悬臂梁的长度L的测量误差对测试精度的影响最小且保持不变。
3讨论
3. 1阻尼材料密度对测试精度的影响
采用影响系数法分析各结构参数测量误差对实验结果测试精度的影响时,阻尼材料的密度只取一常见阻尼材料的密度值,但实际情况下阻尼材料的密度是在一定范围内变化的,因此,应分析不同密度的阻尼材料对各影响系数的影响。分析结果表明,阻尼材料的密度变化不影响各系数项的变化规律。以影响系数项为例说明阻尼材料密度对影响系数的影响(图20)。
3. 2复合梁试件损耗因子对测试精度的影响
各影响系数分析中,约束阻尼复合梁结构试件的损耗因子 η 取常数0. 4,实验中用到的试件的损耗因子是在一定范围内变化的,以影响系数为例分析复合梁结构损耗因子对实验结果测试精度的影响。如图21 所示,参数 α 在满足2. 2 ≤ α ≤6 的条件下,复合梁结构损耗因子对实验结果测试精度的影响规律与前述分析结论是一致的。
3. 3试件频率比的合理范围
前述分析表明,当2. 2 ≤ α ≤ 6 时,利用附加约束阻尼层的复合梁试件测试阻尼材料的力学参数具有较高的精度。图22 和图23 所示为满足该条件的试件的厚度比与其频率比应满足的关系。
4结论
(1) 根据灵敏度分析法提出的影响系数法研究了各试件参数测量误差对实验结果测试精度的影响。各影响系数随参数 α 的变化规律均表明,在参数 α = 2 附近和 α > 6 的某一范围内各影响系数均会出现峰值,试件设计时应使参数 α 满足2. 2 ≤ α ≤ 6,并将此要求作为约束阻尼结构试件设计时须首先遵循的技术要求。
(2) 各试件在参数 α 满足2. 2 ≤ α ≤ 6 的条件下,应使其频率比f/f1满足图22 和图23 所示的上下限值的要求,这样才可以保证有较高的测试精度。
(3) 实验中应尽可能准确地测量频率比f/f1,因为由此产生测量结果的误差比厚度比h、密度比D等其他参数的影响大很多。
(4) 基础层和约束层材料的弹性模量E1及试件的长度L的测量误差对测试精度的影响最小且保持不变。
(5) 复合梁结构试件的损耗因子 η 和密度比D的变化不影响各影响系数随频率比f / f1和参数α 的变化规律。
摘要：悬臂梁弯曲共振法识别刚度较低的黏弹性阻尼材料力学参数的实验中常以约束阻尼结构试件为实验对象,试件设计的合理程度直接关系到材料力学参数的测试精度。为了更好地指导试件设计,根据灵敏度分析法提出了影响系数的概念,并将其应用于分析试件的厚度比、共振频率比、密度比、损耗因子等参数的测量误差对黏弹性材料力学参数测试精度的影响中,进而为试件的设计提供了一些有重要工程价值的技术指标。最后,基于悬臂梁弯曲共振法实验理论,分析得到适合使用约束阻尼结构试件识别其力学参数的黏弹性阻尼材料。
关键词：黏弹性阻尼材料,试件设计,灵敏度分析,影响系数,约束阻尼结构
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阻尼机制 篇5
电力系统次同步振荡(sub-synchronous oscillation,SSO)是一种非常严重的电网稳定性问题,可能会导致发电机大轴的损坏。SSO最初出现在带串补电容的交流输电系统中
虽然MMC_HVDC的输出波形中不含有次同步频率分量,不会引发SSO现象
目前,次同步阻尼控制器(sub-synchronous oscillation damping controller,SSDC)和附加励磁阻尼控制器(supplementary excitation damping controller,SEDC)是用于抑制SSO的两种比较有效的措施。MMC_HVDC中的SSDC(MMC_SSDC)以母线电压中的次同步分量作为其采样信号的输入,通过相位补偿和比例放大后,其输出的有功调制信号PSSDC或无功调制信号QSSDC叠加到其外环控制器的有功或无功参考值上。SEDC的信号输入为汽轮机高压缸转速,经移相放大后,其输出的附加励磁信号Uf SEDC叠加到发电机的励磁电压上。虽然MMC_SSDC和SEDC安装在输电系统的不同位置,两者都是通过改变机组轴系的次同步扭矩关系,提高系统的电气阻尼来抑制交直流系统中的SSO。
应用MMC_SSDC和SEDC协调控制SSO的策略时,两者之间有一种可以相互配合和补充的关系,它们构成一套基于转子侧和网侧协调控制SSO的整体抑制方法。MMC_SSDC采用换流站交流母线电压作为其频率采样的信号输入,电网中发生的大扰动能够激发很大的次同步分量,此时MMC_SSDC能够检测到交流母线电压中的次同步频率信号,可以对次同步振荡起到抑制作用;但当电网中发生小扰动时,激发的次同步模态分量较小,在换流站交流母线上与该模态分量相关的频率分量太小,完全淹没在噪声中,此时MMC_SSDC不能检测到次同步频率信号,无法进行有效抑制。而SEDC安装在机组侧,且采用发电机转速偏差作为输入信号,较容易检测出系统小扰动激发的次同步分量,故SEDC能对系统中发生的小扰动起到较好的抑制作用。然而,受到励磁容量的限制,SEDC对系统大扰动激发的SSO抑制作用有限。MMC_SSDC和SEDC的协同调节可取长补短,共同增强系统电气阻尼,对系统大扰动和小扰动激发的SSO均起到较好的抑制作用。
目前国内外学者们针对柔性交直流混合输电系统中SSO的问题进行了一系列研究。文献
本研究将对MMC_SSDC与SEDC协同抑制包含MMC_HVDC的交直流混合输电系统SSO的问题展开研究,并提出协同抑制方案。
1 待研交直流混合输电系统
首先研究适合于分析MMC_SSDC与SEDC协同抑制SSO的交直流混合输电系统模型。
待研MMC交直流混合输电系统的模型如图1所示。
G1—待研机组;S1,S2—等值的交流系统;HP,LPA,LPB,GEN—汽轮发电机组轴系的4个质量块,分别代表高压缸、低压缸A、低压缸B、发电机;L,R—交流输电线路的等效电感值和电阻值;C—串联补偿的电容值
图1 待研MMC交直流混合输电系统接线图
在本研究的系统中,其次同步扭振模态共有3个,频率依次为:13.602 Hz,24.907 Hz,29.517 Hz。
2 阻尼控制器的设计
2.1 MMC_SSDC的设计
本研究中,MMC_HVDC采用的是无功型MMC_SSDC。这种结构的MMC_SSDC对无功功率进行调制,可减少由于有功变化对MMC_HVDC系统直流电压的影响,有利于直流系统中其它换流器的稳定运行。
MMC_SSDC采取交流电压作为其信号输入,经过测量环节和PLL锁相环节后可得到发电机的转速偏差信号Δω
图2 MMC_SSDC结构图
在MMC_SSDC的结构确定后,需要确定适当的相位补偿参数和比例参数。本研究中,MMC_SSDC待补偿相位的整定计算采用测试信号法
式中:ωx—所选择相位补偿的频率;φ—ωx对应的需要补偿的相角;T1,T2—补偿环节的时间常数。
MMC_SSDC各模态通道所补偿的角度,时间常数及增益如表1所示。
表1 MMC_SSDC补偿环节参数及增益
2.2 SEDC的设计
SEDC的设计也采用窄频带多通道结构
图3 SEDC结构图
SEDC的结构确定后,同样需要确定相位补偿的参数和比例参数,其确定方法与MMC_SSDC参数的确定方法类似,此处不再赘述。
SEDC各模态通道所补偿的角度、时间常数及增益如表2所示。
表2 SEDC补偿环节参数及增益
3 MMC_SSDC与SEDC协同抑制
3.1 机理分析
SEDC与MMC_SSDC是依据不同的机理对SSO进行抑制的,它们分别在发电机励磁装置和MMC换流器上实施控制。SEDC调节的是励磁电压信号,属于发电机转子侧的抑制措施;MMC_SSDC调节的是MMC外环定功率控制器的无功参考信号,属于网侧抑制措施。这两方面的措施都是通过改变机组轴系的次同步扭矩关系来调节扭振特性的。
电磁转矩Te作为次同步扭矩关系中重要的一部分,其表达式为:
基于机组的Park方程模型,忽略阻尼绕组电流变化等一些次要因素,电磁转矩可进一步表示为:
对于汽轮发电机,有Xq≈Xd,(Xq-Xd)≈Xad,则:
式中:iq-,iq~—对应定子电流的工频分量和次同步频率分量;if-,if~—对应转子电流的直流分量和次同步频率分量。
分析式(4)可知,电磁转矩Te主要包括两部分,其中工频扭矩Te1(式(4)前半部分)是机组输出正常功率的基础扭矩;次同步频率扭矩Te,sub(式(4)后半部分)是决定轴系次同步振荡的作用力。Te,sub主要由两部分构成,前者是转子电流波动量if~与定子电流工频分量iq-相互作用产生的,后者是由定子电流波动量iq~与转子直流量if-相互作用产生。
抑制次同步振荡的关键是控制好Te,sub,通过式(4)可知,适当调节转子和定子电流的次同步频率分量即可达到这一目标。SEDC通过向发电机励磁系统注入与次同步频率电流反向的信号来抑制SSO,而MMC_SSDC在MMC外环定无功控制器中加入附加无功参考量并通过线路传递也可改变发电机定子电流的次同步分量。两者通过不同附加回路产生的附加电磁转矩分别为ΔTSEDC和ΔTSSDC,与原电磁转矩ΔTe合成可得到系统扰动时施加SEDC与MMC_SSDC后新的合成电磁转矩ΔT'e。使合成电磁转矩ΔT'e与Δω的角度差在90°以内,即可向系统提供一个正的电气阻尼,达到抑制SSO的目的。
电磁转矩矢量合成关系图如图4所示。
图4 电磁转矩矢量合成关系图
3.2 电气阻尼特性分析
由图4可知,系统扰动后,合成电磁转矩ΔT'e是ΔTe、ΔTSEDC和ΔTSSDC的矢量和,因此两者产生的电气阻尼满足矢量叠加关系。若SEDC与MMC_SSDC都设计合理,就能够配合抑制交直流混合输电系统中出现的SSO。不加、只加MMC_SSDC、只加SEDC和同时加入两者时,系统的电气阻尼特性如图5所示。
图5 不同情况下,系统的电气阻尼特性
分析图5可知,不施加任何抑制措施时,系统的电气阻尼较小,该系统有发生SSO的风险;分别单独施加MMC_SSDC和SEDC时,系统各模态频率下的电气阻尼得到相应的增强,但其改善效果不明显;同时施加MMC_SSDC和SEDC后,系统的电气阻尼得到进一步增强,显著降低了系统发生SSO的风险。进一步分析上图可以发现,MMC_SSDC和SEDC在增加系统电气阻尼的效果上不但不会相互影响,还基本满足叠加关系,这与上边理论分析的结果是一致的。
综合上述理论分析和电气阻尼特性分析可知,虽然MMC_SSDC和SEDC单独作用时都可以改善系统的电气阻尼,但在实际应用中两者存在相互补充和配合的关系。当系统中同时使用MMC_SSDC和SEDC时,两者的作用不仅不会相互影响,还基本满足叠加关系。因此,在MMC_HVDC交直流混合输电系统中利用MMC_SSDC和SEDC协调抑制SSO的方案是可行的。
4 仿真验证
为了进一步验证协同抑制方案下,MMC_SSDC和SEDC实际的暂态控制效果,本研究在PSCAD/EMTDC仿真平台上搭建如图1所示的时域仿真模型。在该模型中,两端交流系统的额定电压值为500 k V。发电机出口变压器额定电压比为22 k V/500 k V,换流变压器额定电压比为500 k V/330 k V(网侧/阀侧)。MMC_HVDC容量为1000 MVA,直流电压的额定值为±350 k V,直流电流额定值为1.43 k A。MMC1的控制外环采用定直流电压控制和定无功功率控制,MMC2的控制外环采用定有功功率控制和定无功功率控制;控制内环均采用DQ轴电流解耦控制
模拟交流母线A发生单相接地短路故障,其接地电阻为10Ω,故障发生在第2 s,持续0.1 s。不加、只加MMC_SSDC、只加SEDC和同时加入两者时,各模态转速的变化情况如图6所示。
图6 不同情况下,模态转速变化情况
分析图6可知:系统中无MMC_SSDC和SEDC时,模态1、2、3转速的收敛缓慢,这种情况可能会引发SSO,影响系统的安全稳定运行;单独应用MMC_SSDC或SEDC时,模态1、2、3转速的收敛速度有所加快;同时加入MMC_SSDC和SEDC时,模态1、2、3转速的收敛速度明显加快,大大降低了系统发生SSO的风险。这与上边系统电气阻尼特性分析得出的结果是一致的。
5 结束语
本研究针对MMC_HVDC交直流混合输电系统的SSO问题,提出MMC_SSDC和SEDC协同抑制策略,并进行了可行性分析和仿真验证,结论如下:
(1)在MMC_HVDC交直流混合输电系统中利用MMC_SSDC和SEDC协同抑制SSO的方案是可行的。
(2)MMC_SSDC和SEDC同时作用于系统时,其对电气阻尼的改善效果不会相互影响,且基本满足叠加关系。
纤维增强改性阻尼材料研究 篇6
随着机械设备和交通工具高效、高速和自动化的发展趋势日益显现, 阻尼材料已被广泛应用于解决噪声和振动问题。特别是伴随着高速铁路的发展, 减振降噪技术及其材料的开发研究在我国轨道交通行业显得十分必要和迫切。为了满足工程应用的需要, 对高强度、轻质量、高阻尼性能材料的需求呈上升趋势。而纤维增强复合材料的发展迎合了这一趋势, 得到了国内外研究人员的重视[1,2,3]。Hamada[4]对玻璃纤维增强自由阻尼处理梁的阻尼性能做了实验分析和计算验证, 研究了不同纤维取向和不同金属基板对样品阻尼因子和振幅的影响。Finegan等[5]将纤维填充聚合物体系进行特殊处理, 发现将高耗能的涂料涂覆在纤维表面可以提高材料的阻尼性能。Fujimoto等[6]研究了由碳纤维、环氧树脂和聚乙烯构成的CFRP/阻尼材料复合结构, 发现其特殊的“三明治” (Sandwich) 结构, 内耗是传统CFRP材料的5～50倍。范文忠等[7]研究了纤维的混杂方式对环氧树脂玻璃化转变温度和阻尼性能的影响, 实验证明混杂纤维种类、方式、含量对材料的力学和阻尼性能有重要的影响。
本实验比较了无机 (玻璃) 纤维/环氧树脂和有机 (PP) 纤维/环氧树脂复合材料的阻尼性能和力学特性, 研究了添加聚乙烯醇 (PVA) 纤维、聚丙烯 (PP) 纤维、聚酯 (PET) 纤维的聚丙烯酸酯类阻尼浆的动态力学性能。
1 基本原理
1.1 阻尼材料参数
阻尼材料一般又称为粘弹阻尼材料, 兼有粘性液体损耗能量和弹性固体储存能量的特性。在受到循环应力作用时, 能将大量的机械能转变成热量耗散掉。材料的阻尼性能主要用弹性模量和损耗因子 (损耗角正切tanδ) 来表征[8]。
复模量可以表示为:
E (ω) =σ (ω) /ε (ω) ≡E′+jE″≡E′[1+jη] (1)
式中:σ (ω) 为作用在阻尼材料上的正弦力, ε (ω) 为与之对应的应变量。实部E′即为储能模量, 虚部E″为损耗模量。
损耗因子的计算公式为:
η=E″/E′ (2)
1.2 复合材料阻尼机理
复合材料由基体和添加物组成, 其阻尼主要有以下5种来源。
(1) 基体和/或纤维的固有粘弹性:
除了碳纤维或Kevlar纤维等以外, 大多数纤维增强复合材料阻尼的主要贡献来自于基体。
(2) 界面相阻尼:
界面相[9,10]是指沿着纤维长度方向靠近纤维表面的区域, 具有相当大的厚度且性能不同于纤维和基体。
(3) 材料破坏引起的阻尼:
一是纤维和基体之间的界面存在未粘合区域以及分层而引起的摩擦阻尼, 二是由于基体开裂和纤维断裂的能量耗散引起的阻尼。
(4) 粘塑性阻尼:
在大振幅/高应力作用下, 热塑性复合材料表现出非线性的阻尼特性, 这是由于在纤维之间的局部区域内存在高应力和应变集中的现象[11]。
(5) 热弹性阻尼:
一般认为热弹性阻尼效应在金属基复合阻尼材料中更为显著[12]。研究认为热弹性阻尼是由从复合材料压应力区域到拉应力区域的循环热流动而引起的。
2 实验
2.1 原材料
聚丙烯酸酯类水性阻燃防腐阻尼浆, 青岛海源实业有限公司;环氧树脂, 上海金机橡塑化工有限公司;本剂618, 固化剂593;PVA纤维、PP纤维、PET纤维, 泰安同伴纤维有限公司;玻璃纤维, 青岛海源实业有限公司。
2.2 材料制备
为考察不同纤维增强材料对复合材料阻尼性能的影响, 选择了3种有机纤维和1种无机纤维, 分别是PVA纤维、PP纤维、PET纤维以及短切玻璃纤维。为了使纤维尽量不发生团聚, 先将纤维放入研钵中捣开, 使其充分分散;再将纤维添加入阻尼浆料以及环氧树脂等不同基体中, 用玻璃棒充分搅拌直至纤维分散度达到要求为止。纤维的主要尺寸参数如表1所示。
各种纤维的性能特点为:
PVA纤维, 纺织工业上也称维尼纶, 特点是抗蠕变性好, 耐磨, 抗裂, 防渗, 抗冲击, 抗震, 抗冻, 抗疲劳。
PP纤维, 又称丙纶, 是已知常用增强纤维中最轻的, 常用作抗裂纤维, 特点是成本低廉, 强度高, 吸湿性很小, 可以提高复合材料的韧性, 减轻质量。
PET纤维, 又称涤纶, 具有很高的强度, 弹性好, 尺寸稳定性好, 耐热性和热稳定性在有机合成纤维中是最好的, 是合成纤维中的第一大品种。
玻璃纤维, 是一种得到广泛工业应用的无机纤维, 优点是绝缘性好、耐热性强、抗腐蚀性好, 机械强度高, 缺点是性脆, 耐磨性较差, 抗蠕变性差。其耐热性比有机纤维好, 且阻燃效果好。
2.3 测试仪器
动态热机械分析仪使用DMA8000 (Perkin Elmer公司) , 测试温度为-60～100℃;应变为0.03mm;升温速率为3℃/min, 测量模式为单悬臂, 测试频率为1Hz。
3 结果与分析
3.1 添加PP纤维和玻璃纤维 (GF) 对不同基体材料动态力学性能的影响
玻璃纤维与聚合物基材料的复合一直是各国科研工作者和工程设计人员所热衷的课题。在短纤维复合材料中, 纤维是间接被负载的, 其基体的强度和界面粘结性对材料体系的力学性能影响显著。为了改善玻璃纤维与聚合物之间的界面粘结性, 研究人员尝试对玻璃纤维进行表面改性, 但是这些工作对复合材料整体性能的提升有多大尚存争议[13], 而且对纤维进行改性处理很难用于大规模的工程应用。PP纤维作为一种典型的有机合成纤维, 比较其与玻璃纤维添加在不同基体中的动态力学性能, 可以获得许多有用的信息。
图1、图2分别是在阻尼浆和环氧树脂基体中添加PP纤维和玻璃纤维 (GF) 的阻尼性能图。纤维在阻尼浆中添加量为基体质量的1%, 记为ZN-PP-1%和ZN-GF-1%;在环氧树脂中添加量为基体质量的3%, 记为HY-PP-3%和HY-GF-3%。添加量是在实际制备过程中确定的, 添加量过多会在基体中形成团聚、分层导致强度降低, 添加量过少则无法起到增强作用。
如图1所示, ZN-PP-1%样品的储能模量和损耗模量比ZN-GF-1%样品要高, ZN-PP-1%样品的储能模量在玻璃态区低温段可达860MPa, 损耗模量峰值可达180MPa, 而ZN-GF-1%样品的储能模量仅为360MPa, 损耗模量峰值也只有20MPa, 但在高温区ZN-GF-1%样品模量衰减程度相对较小。这可能是由于玻璃纤维的耐高温性能较好, 在高温段不会像有机纤维那样发生玻璃化转变导致强度降低。玻璃纤维/环氧树脂体系属于耐热性较好的体系, 其玻璃化温度 (Tg) 以上的高弹态储能模量与玻璃态储能模量的差值不到0.5数量级。两样品的损耗因子-温度谱区差别并不大, 说明阻尼浆的阻尼特性能够较好地体现, 而纤维的影响较小。温度高于50℃时, ZN-GF-1%样品的损耗因子比ZN-PP-1%样品大, 说明玻璃纤维的阻尼性能在高温区时依然保持在较高水平。实际应用中, 两样品的损耗因子 (tanδ) 在高温段均超过了0.4, 都达到了使用标准。两样品玻璃化转变温度 (Tg) 都在30℃左右, 这是因为在不考虑界面影响的情况下, 刚性填充剂的加入使得复合材料体系的储能模量增加, 损耗模量和损耗因子峰有所降低, 但对玻璃化转变温度的影响较小[8]。
如图2所示, HY-PP-3%样品的模量在整个温区都比HY-GF-3%样品高出许多, HY-PP-3%样品的储能模量在谱线上显示的最高值可达4GPa以上, 损耗模量最高可达520MPa, 而HY-GF-3%样品储能模量最大也不到2GPa, 损耗模量最高为230MPa。两样品损耗模量峰值在30℃左右。两样品损耗因子接近, Tg约为50℃。由于复合材料破坏发生在纤维/基体的界面上, 界面粘结度对复合材料强度影响很大。PP纤维 (聚丙烯纤维) 作为一种有机纤维, 与阻尼浆材料 (聚丙烯酸酯类) 和环氧树脂的界面结合性能比玻璃纤维好, 这是导致添加PP纤维的复合材料的力学强度比较高的重要原因。从添加玻璃纤维样品断面的SEM图片 (图3 (a) ) 可以明显观察到纤维拔出的痕迹, 白色椭圆圈出的区域即为纤维拔出后留下的空隙。图3 (b) 为添加PP纤维样品的断面形貌, PP纤维与基体材料界面结合性能较好, 没有明显的纤维拔出, 从形貌分析上印证了先前的结论。
M.Ashida[14]认为复合材料的损耗因子峰值 (tanδmax) c与纯基体损耗因子峰值 (tanδmax) m和界面粘结强度有如下关系:
(tanδmax) c= (tanδmax) m-αVf (3)
式中:α为界面粘结参数, Vf为添加物的体积分数。α值越大表示粘结性越好, 添加物越多则复合材料的损耗因子下降得越多。在纤维增强复合材料中, 界面相粘结性越差, 则在动态力学测试时基体与纤维间摩擦所产生的能量耗散就越多, 会使损耗因子提高, 但相应的刚度会降低。
3.2 不同有机纤维掺杂对阻尼浆性能的影响
图4为添加不同有机纤维的阻尼浆的储能模量图。添加的有机纤维有PET纤维、PVA纤维、PP纤维, 添加量为阻尼浆质量的1%, 分别记为ZN-PET-1%、ZN-PVA-1%、ZN-PP-1%。测试结果显示, ZN-PET-1%样品的储能模量最高, ZN-PVA-1%样品次之, 而ZN-PP-1%样品最低。当样品处在玻璃态时, ZN-PET-1%样品的储能模量可达1.5GPa, 相应的ZN-PVA-1%样品可达1.2GPa, 而ZN-PP-1%样品仅为0.86GPa。从图4中看到的储能模量-温度谱Y轴为对数刻度, 谱线间细微的差别对应的样品模量差距可达300MPa。
3种样品的储能模量随温度变化的趋势是相似的, 这也符合非晶态高聚物典型的储能模量曲线。分析认为, PET纤维自身的高强、高模的特性与其优良的界面粘结性对样品储能模量的提高均有贡献。在制样过程中, 也发现PET纤维与阻尼浆的相容性较好, 更易分散。在高温区, 样品处于高弹态时, PVA纤维耐热性能不佳, ZN-PVA-1%样品的储能模量下降较快, 仅与ZN-PP-1%样品储能模量相当。
研究表明, 外界的载荷通过基体与纤维界面的剪切作用传递给纤维, 既增加了复合材料体系的断裂能, 又提高了模量, 材料整体呈现出高强度、高模量的特征。不同纤维在阻尼浆基体中真实的力学状态和其对宏观力学性能造成的影响需要借助一些数学模型来具体分析。对短纤维复合材料作细观力学分析时, 通常采取的分析模型是一个短纤维埋藏在无限的基体中, 称此纤维为包容体。Eshelby[15,16]提出用等效包容体理论来解决此力学问题。
图5为添加不同有机纤维对损耗模量的影响, 样品损耗模量与储能模量的变化趋势能很好吻合。在0℃时, ZN-PET-1%样品与ZN-PVA-1%样品的损耗模量峰值相近, 对应的储能模量值也相近, 说明样品在玻璃化转变区的力学性能相近。 ZN-PP-1%样品对应的损耗模量较低, 但是损耗因子与另两个样品接近。图6为各样品的损耗因子-温度谱, 在添加量相同的情况下, 阻尼浆中添加3种纤维对其阻尼性能的影响基本相同。在图6中可以看到, 3个样品的Tg均为30℃左右, 且在20～100℃的宽温域内损耗因子 (tanδ) 都能达到0.4以上。研究认为阻尼浆基体在复合材料阻尼性能中起主导作用, 而在高温段出现的高损耗因子得益于有机纤维的阻尼性能。
在复合材料玻璃化转变温度 (Tg) 的研究中, 如果复合体系中存在交联度或密度不同的界面相, 则应该在损耗因子-温度谱中出现一个界面相的玻璃化转变温度 (Tgi) 。而实际测试中却很难找到2个单独的玻璃化转变峰, 这是由于界面相和基体的玻璃化转变峰叠加在一起所致。在谱图6中对应体现在损耗因子峰变宽, 峰高降低。这对阻尼材料的实际应用是很有意义的, 可以确保在宽温域内能得到较好的阻尼性能。
4 结论
纤维增强阻尼材料在工程应用中有着重要的地位, 为使复合材料的力学强度和阻尼性能达到实际使用的要求, 就必须选择适合的纤维。通过对有机纤维和无机纤维添加复合阻尼浆的性能进行测试分析、比较得到的结论是:①与玻璃纤维相比, PP纤维对阻尼浆和环氧树脂两种基体的增强效果较好;②PET纤维、PVA纤维、PP纤维中对阻尼浆增强效果最好的是PET纤维, 其复合材料样品的储能模量最高。本研究认为纤维增强阻尼材料可采用有机纤维来取代已被广泛应用的玻璃纤维, 有机纤维与有机基体间的优良粘结性将有助于提高材料的力学强度。
摘要：随着高性能机械设备和高速轨道交通的飞速发展, 阻尼材料已被广泛应用于解决噪声和振动问题。研究了添加不同纤维对阻尼材料性能的影响。在阻尼浆和环氧树脂两种基体中添加了有机纤维和玻璃纤维, 使用DMA测试仪对复合材料动态力学性能进行表征, 探讨了纤维增强机理。测试结果表明, 有机纤维较玻璃纤维对复合材料的增强效果好, 其中PET纤维表现出较优良的阻尼性能。
发动机气门落座阻尼研究 篇7
关键词：气门落座,内阻尼,外阻尼,配气机构
0前言
气门落座阻尼反映了气门落座过程中能量耗散特征,虽然影响该落座过程能量耗散的因素很多,但是大量的冲击能量需要通过阻尼系统得到合理的消耗。而在气门落座过程,气门的阻尼源于内阻尼和外阻尼[1,2]。气门外阻尼是指在配气机构中,各个部件相互摩擦,或与空气摩擦产生的阻尼;气门内阻尼则指的是由于气门落座振动,材料内部分子间发生摩擦产生的阻尼[3]。无论是任何形式的阻尼,均造成振动物体的能量发生损耗[4,5]。阻尼比是机械振动的重要参数之一,在配气机构中,也有借助于振动过程中的振动阻尼比[6],通过已有的刚度来评价阻尼的大小。但是阻尼比近似计算直接影响到阻尼结果的大小,所以阻尼比的近似计算显得尤为重要。
由于气门制造或多或少地存在一定量的误差,所以气门落座不是真正的正落座,而是有一定程度的偏落座。正是由于偏落座的存在,直接导致配气正时的好坏。发动机气门落座刚度和阻尼是配气机构中的关键参数,在配气机构中,由于定刚度、定阻尼动力阻尼动力学模型不适用与分析气门落座过程,导致动力学模型计算落座速度与试验结果差别较大。为此,我们设计模拟气门落座试验,计算气门落座阻尼变化情况
1 气门落座静态刚度测量
1.2 试验方法和装置
本试验针对某小型汽油机配气机构进行,试验过程中去除气门弹簧、气门弹簧垫圈和锁夹,保证在加载前气门与气门座圈之间不受弹簧预紧力。试验采取加砝码测变量的方法进行测量配气机构的气门与气门座圈接触刚度,为了保证试验精度要求,采用千分表测量接触部位变形量,试验装置见图1,被试验发动机参数见表1。
1.千分表2.气门3.配气机构4.试验固定台架5.杠杆6.砝码
1.2 静态接触刚度试验结果
在静态试验中,在气门底部通过杠杆施加静态载荷,测量气门杆顶部伸缩变形量,得到配气机构气门与气门座圈接触刚度。由气门加载数据可以看出,在气门刚接触到气门座圈时,气门刚度很小,这是因为气门偏落座引起的,所以在前期加载气门接触刚度较小。而当加载到一定程度的时候,气门接触刚度基本保持恒定,这是因为气门与气门座圈全部落座,此时刚度即为气门与座圈接触刚度。
将试验数据采用最小二乘法进行二次曲线拟合,然后对拟合二次曲线求导,即为气门落座刚度变化值曲线。图2是气门在一个完整的加载过程的进、排气门刚度随载荷的变化情况。
通过数次试验加载测量结果来看,气门接触变形量随加载变化而变化。由图3计算结果分析得出,试验静态接触刚度随载荷增加而增加,但并非线性变化。
1.气门2.气门导管3.气门弹簧4.气门弹簧垫圈5.激光位移传感器6.加速度传感器7.试验固定台架8.试验配气机构
2 模拟气门落座试验
2.1 模拟气门落座试验方法和装置
该试验同样选择某小型汽油机配气机构,在正确安装气门锁夹、气门弹簧和弹簧垫圈的情况下,目的是为了保证气门有一定的弹簧预紧力。在气门弹簧的预紧力的情况下,给气门杆顶部施加外力F,将气门推出一定量的气门升程,然后再撤掉外力F的同时,气门将很快回位落座,模拟气门落座过程。在该瞬间落座的过程中,通过采集程序测量气门落座加速度和位移,试验装置见图3。试验在外力F推出不同的气门升程,来测量气门在该落座过程的加速度和位移等数据。
气门落座初始以一定的初速度落座,最后逐渐静止,而气门落座给系统带来了冲击,气门的加速度和速度均出现极大值;且在气门速度振荡过程可以看出,在衰减过程中,系统不但存在外阻尼,而且也有内阻尼。由于气门落座后要经过衰减振动过程稳定下来,能量逐渐被内、外阻尼消耗[7,8]。在气门落座段,试验数据见图4。
由图4可以看出,气门落座速度振动曲线存在不同两种振荡波动,其中分别是系统的外阻尼和气门内阻尼引起的。在气门动态试验中,气门的落座过程很快,时间很短暂。通过试验模拟气门落座过程,在落座过程中采集气门落座过程中加速度、位移以及气门杆受力的变化情况。由于在气门落座过程时间短,落座迅速,气门落座振荡数次后停止振动,所以将该落座过程近似为自由衰减振动过程[9,10]
2.2 阻尼计算理论
在配气机构中,气门落座过程是一个随机过程,且由于气门座圈制造误差和气门落座并非完全正落座,均有不同程度大小的偏落座。将落座气门振动近似为自由衰减振动,所以我们假设振动系统中质量包括气门、弹簧和气门座圈,忽略配气机构其他零件的影响。在气门落座过程为正落座,没有偏落座的存在,且气门与座圈之间的碰撞不存在塑性变形。在模拟气门落座试验中,尽可能地减少配气机构中其他零件影响,将试验误差减少到最低。
根据气门落座振动衰减理论,可以计算得出气门落座阻尼。由振动理论中对数衰减比δ、阻尼比ζ和Ta,然后计算该气门落座过程的阻尼c,见图5,具体计算公式如下:
式中,δ为对数衰减比;Td为衰减振动的周期;ωn为系统固有频率;m为气门组质量,kg;ξ为阻尼比。
在该落座过程中,模拟试验将分别计算气门在落座过程中的内、外阻尼。在气门模拟落座试验中,等效气门组(包括气门锁夹、弹簧以及弹簧垫圈)的当量质量为M,其中排气门质量为44 g,进气门质量为45 g,弹簧垫圈和气门锁夹质量和为11 g,气门弹簧质量为51 g。
2.3 阻尼计算结果
由于在该过程气门落座过程是自由衰减振动过程[1],气门外阻尼是系统中各部件摩擦引起的,所以质量取气门组质量;而阻尼仅仅和自身有关,所以计算质量取气门质量。根据气门落座速度与气门阻尼衰减周期关系见图6。
由图6可以看出,进、排气门落座振动周期和气门落座速度没有明确的直接关系。但是对于气门内阻尼而言,排气门内阻尼的振动周期要比进气门的振动周期要小,这是由于排气门相对于进气门更耐高温,更为坚硬,刚度更大。根据阻尼计算公式(1)计算得出气门在落座过程中的内、外阻尼。所以进、排气门的内、外阻尼计算结果见图7。
在落座过程中,振动的能量逐渐被系统内、外阻尼消耗,而气门落座速度的大小直接反应了系统振动初始能量的大小。由图7可以看出,进、排气门外阻尼均随气门落座速度增大而增大.;在配气机构在落座过程中,随着落座速度增大,各个零件之间的摩擦会越来越剧烈。在相同气门下,气门内阻尼相对于外阻尼小,且内阻尼变化不是很大,这是因为气门内阻尼只与气门属性有关,和落座速度没有明显的关系。
3 分析讨论
通过进行气门接触刚度静态试验和模拟气门落座试验,分别测量气门落座接触刚度和计算气门在落座过程的内、外阻尼的大小,然后根据单质量动力学模型进行理论验证,从而有以下结论:
a.随着落座速度增大,振动系统中各个零件之间的摩擦会越来越剧烈;气门落座速度的大小直接反应了系统振动能量的大小,因此进、排气门外阻尼均随气门落座速度增大而增大。
b.排气门内阻尼振动周期要相对于进气门内阻尼小,因为排气门相对于进气门更耐高温,更为坚硬,刚度更大,而这和实际相吻合。
c.在相同气门下,气门内阻尼相对于外阻尼小,且内阻尼变化不是很明显,这是因为气门内阻尼只与该气门属性有关,和振动速度没有明显关系;此外在落座过程中,气门振荡的能量主要靠外阻尼耗散,为配气机构的动力学设计计算提供良好的参考。
参考文献
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