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2.1減振效果試驗對比

針對首次使用于城市軌道交通工程中的聚氨酯浮置板整體道床進行的一系列測試，通過將地下線普通整體道床與之對比，其普通道床鉛垂方向的振動級最大值達到72.6dB，而聚氨酯微孔彈性減振墊，鉛垂方向的振動級最大值減小到57.0dB，該值低于《城市區域環境振動標準》中對于居民文教區晝間70dB，夜間65dB的要求，減振效果明顯。

2.2聚氨酯浮置板減振軌道系統測試結論

對于施工完成的聚氨酯浮置板整體道床軌道減振墊測試時，在大于22Hz的頻率段上其插入損失值＞0，說明滿鋪于道床基底的減振墊減振工作頻率為22Hz以上。而在70～125Hz頻率段內減振的效果最為明顯，最大減振量發生在100Hz處，基底測點在100Hz處的加速度級插入損失為38.17dB，基底測點2的Z振級插入損失為21.37dB，基底測點5的Z振級插入損失為20.97dB，兩者平均值為20.17dB。測試結果最終表明:

(1)試驗軌道系統自振頻率為16.4Hz，理論計算結果為14.8Hz;

(2)減振工作頻率為22Hz以上;

(3)在70～120Hz頻率段內減振效果最為明顯，最大減振量發生在100Hz處，基底測點在100Hz處的加速度級插入損失為38.17dB;

(4)基底測點Z振級插入損失為15.98dB(根據國家標準GB10071—88，分析頻段取1～80Hz);

(5)基底測點Z振級插入損失為21.17dB(根據行業標準JGJ/T170—2009，分析頻段取4～200Hz)。由此表明，聚氨酯微孔浮置板減振材料與道床整體形成了一個質量彈簧系統，其聚氨酯微孔減振墊具有最低的動靜態剛度比和對車輛運行過程中產生振幅降低的性能，對于微孔減振墊材料在支撐上部道床結構部分傳授的荷載時，動態剛度可能還會由于振幅頻率和荷載的大小產生較小的變化，采用在槽形道床基底及側墻范圍內鋪設減振墊，又可稱之為全表面彈性支撐彈簧系統，相當于超臨界頻率范圍內，可將結構傳播噪聲平均減緩至30dB范圍內，實現城市軌道交通工程減振目的。

3聚氨酯浮置板整體道床軌道技術應用

3.1聚氨酯浮置板減振墊軌道系統鋪設方式及施工流程

聚氨酯浮置板減振整體道床軌道系統施工中，在奧地利聚氨酯微孔彈性材料專家的支持和現場指導下，對于鋪設施工方案進行了多次調整細化，以確保鋪設的側墻減振墊和基底減振墊完全呈隔離狀態，避免剛性搭接，形成聲橋，影響減振效果，打破常規軌道施工方式，以“先附屬后主體”方式完成減振系統鋪設。在聚氨酯減振浮置板整體道床軌道系統施工中，對鋪設軌道的結構底板找平處理完成后，進行整體道床側墻施工，對側墻施工的位置、幾何尺寸精度嚴格控制直至檢測修正完畢后，鋪設聚氨酯微孔減振墊材料，隨后采用“機械鋪軌法”先進行一次性澆筑整體道床，待強度滿足要求后，綁扎道床凸臺鋼筋并澆筑完成聚氨酯浮置板整體道床軌道施工，完成聚氨酯浮置板整體道床澆筑施工。

3.2聚氨酯浮置板減振墊軌道系統鋪設要求

(1)基底清理:對于鋪設聚氨酯浮置板減振墊地段，必須對結構基底進行找平和清潔，對于不平整度控制在±4mm以內進行驗收，同時避免基底表面出現尖銳突起，損壞材料，同時對于結構底板必須保證不能有可見的水，對于滲水、結構漏水處必須及時處理，確保結構底板干燥。

(2)不同結構形式鋪設:對于盾構形式的弧形基底，減振墊作為一個整體(沒有底墊與側墊之分)鋪設減振墊必須達到規定高度，通過測量確定兩段無誤后即可定位;對于矩形的槽形結構基底，應當首先鋪設底墊，然后鋪設側墊，其減振墊的下表面必須與精確處理平整的結構底部密貼接觸。

(3)當軌道板減振墊鋪設完成之后，側墊上部與軌道板和基底側面之間的接頭空隙處要用專用的密封膠進行密封，保證側墻及結構底板的減振墊形成一個整體，保證減振墊在道床澆筑完成后形成的質量－彈簧系統發揮其減振降噪性能。

(4)減振墊底墊和側墊鋪設完畢后，可以作為澆筑模板在上面澆混凝土道床。澆筑前應當根據軌道板的設計對其進行配筋。為了防止鋼筋頭對減振墊造成損壞，可以在鋼筋和減振墊之間放置一些支撐塊，予以支撐抬起鋼筋，避免鋼筋直接接觸減振墊表面層。

(5)澆筑前對軌道進行幾何尺寸調整時，支撐軌道的支撐架絲杠在調整過程中產生豎向力，避免支架調整軌道幾何尺寸時破壞已鋪設完成的聚氨酯減振墊，在支架絲杠下墊上預先加工的絲杠扭力防護墊板，調整時絲杠落在防護墊板中心，同時要求在絲杠上要預先穿好PVC管，便于澆筑道床完成后，可方便取出絲杠。

4施工過程中質量控制的難點

(1)道床鋼筋綁扎焊接作業時產生焊渣，焊渣燒傷減振墊是個難題，通過鋪設浸濕養生棉布或澆水降溫的形式，可避免鋼筋焊接時電焊的焊渣燒傷減振墊的問題，嚴格確保聚氨酯減振墊外觀完好無損，可全面發揮減振墊減振作用。

(2)道床側墻與道床分為2次澆筑施工，且側墻與道床間夾有25mm厚度的聚氨酯減振墊，受列車行駛過程中產生的振動荷載，道床浮動，容易造成殘渣及積水順減振墊兩側流入減振墊層，造成對減振墊侵蝕破壞。為解決此問題，采用具有柔韌性較強的玻璃膠對25mm厚度的減振層密封，進行防水瀝青包裹共2層密封，以確保減振道床的有效性。

(3)為確保聚氨酯浮置板減振整體道床軌道系統的鋪設精度，提出“先附屬后主體結構”施工方式。通過精確控制施工的附屬結構即側墻作為減振整體道床系統的基準保證，控制整體道床軌道施工精度。根據其聚氨酯減振系統需要，在線路中心線兩側每2.5m各設置1對測量基標;以基標精確定位側墻中心線，并設置側墻高程控制樁，按照側墻結構設計尺寸施工澆筑，完成后兩邊側墻與結構地板形成槽形，檢查結構尺寸滿足減振結構系統鋪設要求后鋪設減振系統，附屬結構的精度直接影響減振道床結構精度，對此采取設置成對基標級附屬結構控制樁的方式保證施工數據精確性。

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引言：由于開發商對于建筑物的地震破壞原因和破壞程度沒有足夠的了解,導致建筑物在抗震設計方面存在十分大的困難。所以,我們不僅要追求建筑物的造型美觀,還有考慮建筑物的抗震設計。要為人們營造一個安全舒適的生活環境。針對地震問題我們要在房屋結構找突破點。只有設計出抗震、牢固的建筑結構,才能保障人類的人身安全。

一、房屋建筑結構設計相關因素分析

建筑物按建筑結構分類可分為：砌體結構、磚混結構、鋼筋混凝土結構、鋼結構等。建筑物結構形式的確定，與其抗震能力是密切相關的。相關的科學研究表明，在遭遇相同等級的地震災害后，采用鋼結構的建筑物受損壞的程度明顯要低于鋼筋混凝土結構的建筑物。日本也是一個多地震的國家，其鋼結構的房屋建筑占全國建筑的半數以上，也是其在遭遇地震后人員傷亡較少的主要原因之一。目前，我國的建筑抗震系數系統依舊是不完善的，不能確保結構設計人員準確、有效地應用。歷次地震災害表明，影響抗震系數的因素是很多的，比如其抗震的等級、建筑物的類別、場地類別、建筑物總高度等。為了促進其實際工作的需要，應對各種相關因素和相關參數展開一系列的優化分析，得到一個最優的設計方案。房屋建筑的抗震性能與許多因素有關系，比如其建筑的體型設計。汶川地震震害表明 , 許多平面形狀復雜 , 例如平面上的較大外凸和凹陷、不對稱的側翼布置等在地震中都遭到了不同程度的破壞。海城地震和唐山地震中有不少這樣的震例。而平面形狀簡單規則、傳力途徑明確的建筑在地震中都未出現較重的破壞；有的甚至保持完好。上述情況表明，很多損害嚴重的建筑物的設計方案不是很合理，如果能夠選擇一個好的設計方案，震后損失可能會減小很多。

二、建筑結構抗震設計的要點

在我國,對于建筑物抗震設計的要求是采取“三水準設防、兩階段設計”的標準。在這種標準的影響下,建筑結構設計經歷了柔性設計、剛性設計、結構控制設計和延性設計四個階段。但是由于地震產生了很多不確定因素,導致建筑結構存在非常大的偶然性和復雜性,甚至還有計算模擬與實際情況的不符的情況出現,導致計算結果誤差很大。所以,我們不僅要考慮建筑物良好的概念設計,還要提高建筑結構抗震性能。具備完善的建筑結構體系。一個良好的建筑體系,對于建筑業是十分有必要的。在實際的建筑抗震設計時,要注重依賴建筑結構體系的協同工作,從而使建筑物中的每個構件都能夠共同工作。所以,這就需要建筑結構構件在允許受力的情況下不僅能夠具有良好的耐久性,還要能夠在高壓,強力的作用下共同工作。在砌體結構的建筑中避免建筑結構單純的依靠建筑結構自身剛度來承受載荷。充分提高建筑物材料利用率的協同工作。從建筑物抗震設計經驗表明,材料的利用率越高,結構的協同工作能力也就越高。

三、建筑結構抗震設計中的主要問題

1、建筑結構體系的合理選擇。建筑結構設計中最主要的一方面就是結構體系的選擇,它的合理選擇決定著建筑物的安全性。對于建筑結構體系的合理選擇應注意以下兩個方面的設計:(l)體系應具有合理的地震傳遞途徑和明確的計算簡圖。在這個過程當中,房屋內部結構的布置,應使得更多的受力在主梁上,并且使垂直重力以最短的路徑傳遞到主受力部位;豎向構件的布置,要讓豎向構件的壓應力接近均勻(2)建筑體系應具有合理的強度。一個良好的建筑物必須要有合理的強度進行支撐,一些建筑的薄弱部位要由合理的強度防止:在框架結構設計方面,要保證節點不受破壞,要使梁、柱端的塑性盡可能的分散;對于容易出現的薄弱環節,必須提高薄弱部位的抗震能力。

2、抗震場地的選擇。抗震場地的選擇直接影響建筑物的抗震設計工作,應選擇有利的抗震場地,要避開對建筑抗震不利的地段。地震對于地面的危害是十分巨大的。地震造成的地裂和地表錯動,直接使得房屋倒塌,結構損壞。所以,選擇抗震場地不能選擇易液化土地、軟弱場地、狀態明顯不均勻等場地;如果不能避免不理的場地,可以采用適當的抗震措施進行加強強度:對于地震時有可能存在的地裂或者滑坡的場地,必須采取科學合理的措施進行穩定;如果地基需要建立在最近填土和土層十分不均勻或者軟弱粘性土層時,必須采用樁基、地基加固和加強基礎和上部結構的處理措施。

建筑工程選址應注意的問題：四川汶川地震的震害情況表明，那些建在斷裂帶上和斷裂帶沿線的建筑物都完全倒塌，破壞極其嚴重。因此，建筑物建設地點的確定是極其重要的，它是決定建筑物抗震性能的前提條件，只有正確的選址方案，才能保證建筑物滿足建筑抗震設計的相關要求，保證其安全性、可靠性。選擇建筑場地時應根據工程的實際需要和工程地質、地震活動情況等相關資料，選擇對建筑物抗震有利的地段，避開對抗震不利的地段，嚴禁在地震斷裂帶及斷裂帶沿線附近建造甲、乙、丙類建筑物。應避開地震時可能發生山體滑坡、崩塌、地陷、地裂、泥石流等次生災害地段。汶川地震發生時，北川老縣城發生規模較大的山體滑坡，王家巖山體在地震作用下瞬間崩塌，崩塌的山體傾瀉而下瞬間摧毀山下及周邊的建筑物，北川老縣城的 5個街區的大部分建筑物被厚厚的土體掩埋，造成大量人員傷亡。這樣的結果不是靠提高抗震設防等級、提高建筑物的抗震性能和措施所能避免的。所以避開此類危險地段，才能避免因選址不當所造成的嚴重的人員傷亡和財產損失。

3、重視建筑平面布置的規則性。在建筑平面布置方面,應盡可能的采用抗震概念設計原則,不能使用嚴重不規則的設計方案。有關資料表明,對于一些樓板布局不夠規范時,要采取相應的樓板計算模型;對于平面不規則、立體不規則的建筑結構,必須采用空間結構計算模型。結構的規則性具體分為三個部分:第一是建筑主體必須具備良好的抗壓能力,側力結構不能變形,要盡可能的均勻;第二是建筑主體抗側力結構的平面布置,建筑主體抗側力結構的布置要注重同一側的強度要均勻;第三是建筑主體抗側力結構的布置要與周圍的結構具有相同的剛度,必須保障良好的抗扭剛度。總之,重視建筑平面布置的規則性對于建筑的抗震設計十分重要。

建筑物平面設計應該注意的問題：建筑物的平面布置規則與否、是否對稱和具有良好的整體性，也是影響建筑物抗震性能的重要因素之一。例如酒店、公寓、商場、住宅、體育館等不同建筑物的使用功能不同，其平面布置也千變萬化，其柱距、開間、進深、隔墻的布置、樓梯的位置、電梯井的布置等也有很大差別，如果柱子、墻體等布置不對稱、不規則，使得平面剛度急劇變化，遭遇地震后，將發生嚴重的扭轉破壞。因此，建筑設計時，應使柱子和抗震墻（剪力墻）等抗側力構件均勻、對稱布置，剛度較大的樓梯間、電梯井應盡可能居中布置，不要布置在建筑物的轉角處。要盡可能作到使結構的質量和剛度分布均勻、對稱協調，避免突變，防止在地震作用下產生扭轉效應。

4、建筑物豎向設計應該注意的問題

建筑物的豎向布置設計也將對其抗震性能產生巨大的影響。近些年來，由于國民經濟的迅速發展，商場、寫字樓等高層、超高層建筑越來越多，其要求底層或下面幾層大開間、大空間，這就形成了建筑物下面幾層柱子和抗震墻（剪力墻）較少，層間質量和抗側剛度沿建筑物高度分布不均勻，在抗側剛度較差的樓層形成了對抗震極為不利的薄弱層，在地震作用下，引起較為嚴重的破壞。汶川地震中，有許多底層框架—抗震墻砌體房屋底層柱子直接破壞，建筑物由原來的 4 層直接變為 3層。主要原因就是，沿著建筑物高度方向，質量和抗側剛度發生突變，底層柱子較少，抗側剛度較小，地震作用下，底層柱子直接壞掉。所以，建筑物的豎向布置設計時，應盡可能使其沿豎向的抗側剛度分布比較均勻，抗震墻（剪力墻）并使其能沿豎向貫通到建筑底部，不宜中斷或不到底，盡量避免某一樓層抗側剛度過小，以避免在地震作用下，因薄弱層的存在引起建筑物的倒塌。

四、提高建筑結構抗震能力的建議

建筑結構抗震設計是在不斷的實例驗證中逐漸分析,日益總結歸納出來的。在目前的房屋建設當中,抗震設計是十分有必要的。所以,建筑抗震設計在建筑設計中應該引起十分重視。為了設計出高抗震性的建筑物,在我看來需要注意以三點:第一,科學合理的建筑布局是不可缺少的,于此同時還有保證各個主要受力物體處在同一平面,在地震來臨時要能禁得住壓力。在墻段沒有發揮作用之前,需要依照“強墻弱梁”的標準實施加強建筑物的承受力,防止地震強大的破壞力。第二,要按照不同的抗震等級,對梁、柱以及墻的節點使用相對應的抗震措施,確保建筑結構在地震作用下達到相關標準。為了保障鋼筋混凝土在地震作用下不受破壞,要科學合理的添加合適的化學試劑,加強混凝土的強度與剛度,還有注意構造配筋的要求,尤其是要加強節點的構造措施。第三,必須設置多層抗震防線,一個良好的抗震體系對于地震的壓力是十分重要的。抗震體系就如果人類身體的三道防線,不同等級的地震采取不同的防線。第一層不行,還有多層防線保護。這樣的保護體系對于防震將是十分有效的。

五、結語

通過多年對于建筑結構抗震設計的研究，我國已經逐漸形成了自己的一套較為先進的、有效的抗震設計方法并日趨成熟，但是也有很多不足之處，需要我們在實踐中加以完善。總之，要確保建筑結構中抗震設計能高效完成，應在遵循相關建筑抗震規范要求的原則上，進行科學的、合理的設計，確保建筑物具有穩定的、可靠的抗震性能，達到建筑物小震不壞、中震可修、大震不倒的標準。我們有理由相信，隨著相關技術人員抗震設計水平的不斷提高，我國的建筑工程結構抗震設計也會邁上更高的臺階。

參考文獻:

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1.2方法

對照組門急診輸液患者入院后給予常規護理、接診擺藥、醫囑核對、輸液、健康宣教及安全巡視等。觀察組采用優質護理模式，具體方法如下:

1.2.1改善良好的輸液環境

患者輸液時間較長，對環境要求較高，保持輸液廳空氣流通、新鮮，及時清理垃圾等物品。提供日常必須品，如:水、水杯、報刊雜志等。每天更新水筆板報，提供常規用及疾病相關知識。

1.2.2提高護理人員綜合素質

定期對科室護理人員加強理論培訓，并考核，提高業務知識。嚴格執行"三查八對"制度，增加巡視密度，及時發現輸液不良反應及輸液中出現的問題，在第一時間解決。改善服務態度，微笑服務，定位每個星期一為"微笑服務日"，增加患者之間清切感。

1.2.3加強溝通與交流

患者在輸液期間護士主動與患者交流，規定每天責任護士進行詢問，了解患者病史。并詳細對患者進行講解疾病預防及治療相關知識，合理用藥，藥物不良反應及健康指導。輸液完畢后，要柔和的拔針，保持和藹的態度。并囑患者休息20分鐘后方可離開，在休息時間里，再次與患者溝通，確定患者無任何不適。進行健康隨訪登記和滿意度調查，對不滿意處提出整改意見，及時整改。

1.3統計學處理

應用SPSS19.0統計學軟件，計數資料用百分比(%)表示，配對X2檢驗分析，P＜0.01差異有顯著統計學意義。

2.結果

觀察組與對照組患者均順利完成輸液，均無嚴重不良反應。觀察組對疾病知曉率及用藥知識明顯高于對照組，以P＜0.01，差異有顯著統計學意義。觀察組患者對護理工作滿意度明顯優于對照組，以P＜0.01，差異有顯著統計學意義。

3.討論

輸液治療在臨床治療中具有重要作用，隨著人們對健康意識的提高，患者在輸液過程中對護理服務的需求也在提高。因為輸液的時間多較集中，環境嘈雜，若工作無序，就會顯得忙亂，工作效率低，延長患者等待時間。還因在輸液治療過程中，由于多種因素易造成輸液故障及不良反應等不良后果，大大降低醫療質量，甚至導致醫患矛盾。傳統的常規輸液護理，往往缺乏良好的護患溝通，容易造成護患矛盾。通過我科進行在輸液患者中進行優質護理，將患者的輸液治療不僅僅局限在打針、吊水這么簡單程序上，更加注重患者的全程服務，包括疾病預防、用藥安全等健康指導。同時還要求護理人員的自身素質。與傳統常規輸液護理相比，明顯提高了患者對疾病及用藥知識的認知，差異有顯著統計學意義(P＜0.01)。同時提高了患者的滿意度，觀察組滿意度(97.3%)，對照組滿意度(90.0%)，差異有顯著統計學意義(P＜0.01)。通過門急診輸液優質服務的開展，對護理工作提出更高的要求，護理工作不再是簡單的打針、輸液、執行醫囑等簡單性的工作，要學會與患者溝通，認真的聽，耐心地講，解決患者最需要了解的疾病與用藥知識，使患者有信任感、安全感，真正實現對門急診輸液患者的人性化護理，人性化護理應用于臨床工作中，是現代護理發展的方向，是患者健康所需。同時，輸液廳是醫院的窗口科室，通過優質護理的開展，維護了醫院的形象。優質護理和健康教育的開展，改善了護患關系，提高了護士的社會地位。

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（一）隔震控制技術原理

在土木工程的建設當中，隔震控制技術就是對由地震所產生的振動對建筑的整體結構的隔離作用。工程中的防震體系基本都設置在工程結構的最底部和基礎工程頂面之間，使得上部的結構和基礎相分離。通過隔震體系來隔離地震波所產生的向上沖擊力，延長工程結構的基本周期，從而降低建筑物的地震反應，是的工程整體的加速度變下，通過隔震系統來分擔地震所產生的能量，以此來達到減震的作用。通過地震的反應圖譜可以看出，隨著周期的變大，加速度的反應譜慢慢的減小，通常在底層建筑的剛度很大，所以說周期變短，在發聲振動的時候，輸入其中的加速度很大，要是采用相應的措施來增加和延長工程結構的基本自震周期，讓其還禮場地中的卓越周期，讓工程結構的基頻處在地震產生高能量的頻段以外，通過這種方式可以有效的降低建筑物輸入的加速度。通過地震的反應譜可以看出，當周期變大的時候，反應的位移將會增加。

（二）對橡膠支座的運用

當前用在建筑防震中的橡膠支座是由橡膠片與薄片增強鋼板，通過粘合和硫化加工而成的，通過現代化橡膠的化工技術的加工制造。它在水平方向上的剛度比較低，而在垂直方向上的剛度很高。這種規格的橡膠支座最早是在橋梁施工中被應用。建筑和橋梁施工所應用的橡膠支座在結構上基本是相同的，都有相同的結構動力學的標準和要求，也同樣的具有耐久性、穩定性以及包含防火在內的耐受性等，在地震產生的能量沖擊下，橡膠支座會隔離建筑體在水平方向的運動分量，而在垂直方向上基本保持不動。通過這種方法不但可以隔離因為地鐵或者是公交所產生的高頻率的振動，同時還可以防止工程結構不會受到地震或者是其他原因產生振動的影響。

（三）鉛芯橡膠支座運用

土木工程中鉛芯橡膠支座主要應用在疊層上，橡膠支座中間的圓形孔當中加入鉛之后制成的，這是對橡膠支座技術中的一大改進。因為鉛具有較低的屈服點以及很高的可塑性能力，可以使鉛芯橡膠支座中的阻尼比達到25%~35%之間。鉛芯它具有提升支座吸收能量的能力，保證支座具備濕度的阻尼，同時還具有增加支座的原有剛度。控制風反應能力以及抵抗微震的作用。

三、耗能減震技術

（一）耗能減震技術原理

土木工程中的結構耗能減震技術主要是在結構中的某部位安裝耗能設施，經過耗能設施產生的摩擦，產生彎曲的彈性滯回的形變耗能或者是吸收地震中輸入結構的能量，以此來降低主體結構當中的地震反應，有效的預防了結構產生的損壞或者是倒塌，以此來達到減震和控震的目的。而在裝有耗能裝置的底部結構我們稱之為耗能減震結構。工程中的耗能減震結構都具備明確的減震機理、減震的效果較為明顯。安全性能較高、經濟較為合理、技術較為先進以及試用的范圍較為廣泛等特點。

（二）常用的摩擦設施

摩擦耗能器是依據摩擦做工所產生的能量的原理而制成的，當前應有很多種的不同的構種類的摩擦耗能器，例如Pall型的摩擦耗能器、限位摩擦耗能器以及摩擦筒制震器，摩擦滑動對應的摩擦節點在剪切鉸耗能器等多種耗能器，摩擦阻尼的種類非常多，但是都具有較強的滯回的特性，滯回環為矩形，耗能的能力較強，工作的性質相對穩定。

（三）鋼彈可塑性耗能器

運用軟鋼具備優良的屈服性能，運用其進入彈性的可塑范圍之內的優良滯回特性，當前我國已經研發出來很多種的耗能裝置，比如加勁阻尼設施、錐形的鋼耗制震器、圓形或者是方框形的鋼耗制震器、雙環耗能節能器，加勁圓環狀耗能器以及低屈服點的鋼耗制震器等等，這種耗能器具備優良的滯回性能以及穩定性能，耗能的能力較大，長期穩定可靠而且不會受到環境和溫度的影響。

（四）粘彈性阻尼器

所謂的粘彈性阻尼器就是通過粘彈性以及約束性鋼板相互交替結合而成的，它是一種主要和速度相關聯的減震裝置。比較常見的粘彈性阻尼器主要是由兩個T型的約束鋼板，通過一塊矩形的鋼板夾在其中而成，T型的約束性鋼板和中間的鋼板產生了相對性的運動，使得彈性的材料產生一種往返型剪切滯回形變來提升結構中的阻尼，消耗輸入其中的振動能量，以此來減小結構當中的振動反應。當前。消能減震技術有著非常廣泛的應用，它不但適用在新建的結構中，同時又可以用已經存在的建筑抗震的加固和維修當中。到目前為止，已經逐漸開始采取消能減震的技術，其中涉及到的國家有二十多個，比較早的在土木工程中運用消能減震技術的國家有新西蘭、美國等發達國家。在最近幾十年以來，各個國家對土木工程中的結構減震的控制和實驗研究一直在不斷的進行，并且在隔震支座的功能和改進方面有著較好的效果，并研制出了較多的隔震系統中的新型材料和部件，并通過大量的實驗證明了結構減震控制是可以有效的起到隔震的作用。

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1.2工藝流程

原水首先通過閘門井后自流入格柵井，截留污水中的漂浮物及大顆粒懸浮物后自流進入調節池，經過調節池后污水被提升到后續處理單元，依次流經厭氧池、缺氧池、MBR膜生物反應池，去除COD、TN和TP。

1.3工藝說明

原水首先通過閘門井后自流入格柵井，污水中的漂浮物及大顆粒懸浮物被截留去除，保護了后續處理單元的正常運行。格柵出水自流進入調節池，調節池具有調節進水水質和水量的作用，使后續單元進水水量和水質能盡可能均勻穩定。調節池中設置潛水攪拌機，防止懸浮物過度沉積。經過調節池后污水被提升到后續處理單元，依次流經厭氧池、缺氧池、MBR膜生物反應池。在厭氧池的厭氧條件下，聚磷菌吸收能快速降解的有機物，同時將體內的磷釋放出來，為后續超量磷吸收做準備；在缺氧池內，反硝化菌將后續MBR好氧單元混合回流液中的亞硝酸鹽、硝酸鹽轉化成氮氣排除，實現污水脫氮，同時降解一部分有機物；在MBR生物反應池內懸浮態活性污泥在好氧條件下，通過新陳代謝作用，將污水中剩余有機污染物徹底分解為二氧化碳和水，氨氮轉化為硝酸鹽、亞硝酸鹽，聚磷菌超量吸收磷，通過剩余污泥排放將磷從污水中去除。為了確保出水中總磷指標達標，還設置了輔助化學除磷設備，將除磷劑投加到污水中使磷形成不溶性沉淀物隨剩余污泥排放而去除。經過MBR生物反應單元后，污水中絕大部分污染物已經被去除，通過MBR膜的過濾作用，將微生物和其它懸浮物完全截留，實現泥水分離。透過膜的清水由抽吸泵抽取達標排放。剩余污泥暫時排入儲泥池，定期外運處置。

1.4各構筑物出水情況

污水處理站穩定運行后，隨機取水樣進行化驗，得出各構筑物處理水質見表2。

1.5運行成本

污水處理站運行成本主要由電費、藥劑費和人工費構成，根據實際運行情況，每天電費約0.63元/噸水，人工費每天0.08元/噸水，藥劑費每天0.08元/噸水，該處理站每天實際運行費用為0.79元/噸水。

二、工藝對比

本方案工藝設計之初考慮的工藝有A2/MBR（O）工藝、氧化溝工藝、SBR工藝和A2/O工藝，經多方比較后，得出以下結論：首先，本次連片整治的污水治理主要采用生物處理工藝。而所選擇的生物處理工藝不但要有很好的有機污染物去除能力，還需具有良好的脫氮除磷效果。其次，對于處理規模較大、用地緊張的民福家園污水處理站（500m3/d），需要采用構筑物和建筑物少，占地省，體積小（由此也能減少土建投資）的有動力高效生物處理工藝；最后，由于工期比較緊，且施工期內降雨較多，所選工藝需盡量減少土建工程量。目前，同時具有有機物去除和除磷脫氮功能的有動力生化處理工藝主要有氧化溝系列工藝、SBR系列工藝、A2/O工藝以及MBR工藝。總體原理都是利用聚磷菌在厭氧條件下，吸收快速降解有機物的同時，將體內的磷釋放出來，然后在好氧條件下，實現磷的超量吸收，通過排出剩余污泥實現磷的去除；通過硝化菌在好氧條件下，將氨氮轉化成亞硝酸鹽、硝酸鹽，然后通過反硝化菌在缺氧條件，吸收有機物的同時將亞硝酸鹽、硝酸鹽轉化成氮氣排出，實現氮的去除；有機污染物在厭氧、缺氧、好氧條件下，通過微生物的新陳代謝作用得以去除。

2.1氧化溝系列工藝

氧化溝是活性污泥法的一種變型，其曝氣池呈封閉的溝渠型，所以它在水力流態上不同于傳統的活性污泥法，它是一種首尾相連的循環流曝氣溝渠，污水流入其中通過活性微生物的代謝作用得到凈化。氧化溝的脫氮除磷功能，通常是主要是利用溝內溶解氧分布的不均勻性，通過合理的設計，使溝中產生交替循環的好氧區和缺氧區，厭氧區（或另設厭氧釋磷池），從而達到脫氮除磷的目的。目前較為流行的氧化溝有多種形式，如：Carrousel氧化溝、雙溝、三溝式氧化溝及Orbal多環型氧化溝等。氧化溝一般由溝體、曝氣設備、進出水裝置、導流和混合設備組成，溝體的平面形狀一般呈環形或圓形，溝端面形狀多為矩形，通常采用二沉池進行泥水分離。氧化溝的水力停留時間長，有機負荷低，其本質上屬于延時曝氣系統。一般主要設計參數為：活性污泥濃度：≈1500-3000mg/L；水力停留時間：>20小時（有脫氮要求時）；容積負荷：0.1－0.3kgBOD5/(m3.d)。氧化溝具有出水水質好、抗沖擊負荷能力強等優點。但是，由于好氧區、缺氧區和厭氧區同處一溝中，各自的體積和溶解氧濃度會因進水濃度和日常操作的變化很難準確地加以控制，因此，對脫氮除磷的效果有限，控制不好也容易發生污泥膨脹，泡沫較多，污泥上浮等問題。氧化溝工藝由于其容積負荷偏低，水力停留時間很長，雖然抗沖擊負荷能力強，但也付出生化反應池容積比其他活性污泥法通常高出1倍以上的代價，土建工程量大，土建費用高。另外，氧化溝工藝一般都應用于日處理量在萬噸以上的大型市政及工廠污水處理工程中，小型污水處理工程中很少應用。

2.2SBR系列工藝

SBR是序列間歇式活性污泥法（SequencingBatchReactorActivatedSludgeProcess）的簡稱，是一種按間歇曝氣方式運行的活性污泥污水處理技術，又稱序批式活性污泥法，其改造形式有CASS、CAST等，通常用于中小型污水處理設施。生化處理過程：污水分批注入反應池，然后按順序進行反應、沉淀，處理水（上清液）分批排出，然后進入閑置階段，完成一個處理過程，以上五個階段間歇交替運行，按時間編程自動控制的周期循環往復。進水初期，由于沒有向系統供氣，混合液中游離氧和殘留在池內的游離氧首先被消耗，系統由缺氧狀態轉為厭氧狀態。曝氣初期，系統供氧不足，加之在靜沉、排水、閑置階段并未供氧，系統處于缺氧階段。在曝氣反應階段，大量的氧氣注入反應池（維持溶解氧在2～4mg／L之間），系統處于好氧階段。在運行過程中厭氧、缺氧和好氧狀態交替出現，有機污染物通過活性微生物代謝作用得以去除，同時實現脫氮除磷。SBR工藝運行的周期時長依負荷及出水要求而異，一般為4-12小時，具有脫氮除磷要求是通常為8小時，每天運行3個周期。SBR池形狀以矩形為主，水深4～6米，排水時，為了不擾動沉淀污泥，通常潷水深度為總水深的1/3，則SBR水池容積與日處理污水量體積相當（如民福家園污水日處理量500m3，SBR水池有效容積就需500m3）。SBR工藝運行效果穩定，污水在理想的靜止狀態下沉淀，效率高；池內有滯留的處理水，對污水有稀釋、緩沖作用，有效抵抗水量和有機污物的沖擊；反應、沉淀在一個水池內完成，結構緊湊。但有脫氮除磷要求時，SBR工藝也存在水力停留時間長，池容大，運行步驟多，電動閥門多的特點。由于排水時間短，且排水時要求不攪動沉淀污泥層，需要專門的排水設備（潷水器），因此，對潷水器的要求也很高。雖然SBR工藝的泥水分離是在比氧化溝工藝更理想的靜止沉淀條件下進行的，但畢竟仍是重力沉淀方式，出水水質受制于污泥自身的沉淀性能，且出水懸浮物濃度高（通常>20mg/L），還需輔設機械過濾器等過濾裝置，建設反沖洗水池，增加水泵，風機等反沖洗設備，進行深度處理。

2.3A2/O系列工藝

A2/O工藝亦稱A-A-O工藝，按實質意義來說，本工藝稱為厭氧-缺氧-好氧法生物脫氮除磷工藝。A2/O工藝是流程最簡單，應用最廣泛的脫氮除磷工藝。污水首先進入厭氧池，兼性厭氧菌將污水中的易降解有機物轉化成VFAs。回流污泥帶入的聚磷菌將體內的聚磷分解，此為釋磷，所釋放的能量一部分可供好氧的聚磷菌在厭氧環境下維持生存，另一部分供聚磷菌主動吸收VFAs，并在體內儲存PHB。進入缺氧區，反硝化細菌就利用混合液回流帶入的硝酸鹽及進水中的有機物進行反硝化脫氮，接著進入好氧區（傳統活性污泥法），聚磷菌除了吸收利用污水中殘留的易降解BOD外，主要分解體內儲存的PHB產生能量供自身生長繁殖，并主動吸收環境中的溶解磷，此為吸磷，以聚磷的形式在體內儲存。污水經厭氧、缺氧區，有機物分別被聚磷菌和反硝化細菌利用后濃度已很低，有利于自養的硝化菌的生長繁殖。最后，混合液進入沉淀池，進行泥水分離，上清液作為處理水排放，沉淀污泥的一部分回流厭氧池，另一部分作為剩余污泥排放。本工藝在系統上可以稱為最簡單的同步脫氮除磷工藝，流程短，運行穩定。厭氧、缺氧、好氧池分離，易于控制其各自運行狀態，脫氮除磷效果好。該工藝處理效率一般能達到：BOD5和SS為90%-95%，總氮為70%以上，磷為90%左右。但A2/O工藝也存在如下各項的待解決問題，如：傳統的A2/O工藝污泥增長有一定的限度，不易提高，除磷脫氮效果難于再行提高；傳統的A2/O工藝好氧單元為普通活性污泥法，污泥濃度低（1500～3000mg/L），容積負荷小，導致水池池容大，土建費用高；泥水分離采用重力沉淀方式在二沉池中進行，出水水質也受制于污泥自身的沉降性能，且出水懸浮物濃度高（通常>10mg/L），還需輔設機械過濾器等過濾裝置，建設反沖洗水池，增加水泵，風機等反沖洗設備，進行深度處理。

2.4A2/MBR（O）工藝

A2/MBR（O）工藝在普通A2/O工藝中引入MBR膜生物反應器，利用膜分離替代二沉池進行固液分離，污水處理效果不受污泥性狀（例如污泥膨脹現象）和外界因素影響。出水細菌、懸浮物和濁度接近于零，微生物濃度（可達8000mg/L以上）、容積負荷高，占地面積小，土建費用少，污泥產量小。由于膜技術的引入，一方面，懸浮物被完全截留，磷隨出水懸浮物流失的渠道被徹底切斷，磷的去除效果大為改善，且效果穩定，即使采取化學除磷措施，也不必再另設沉淀池；另一方面，可同時實現水力停留時間（HRT）和污泥停留時間（SRT）的分別控制，互不干擾，短水力停留時間和長污泥停留時間的狀態可以并存，這有助于長世代周期的硝化菌和其它分解難降解有機物的特殊微生物的存留和繁殖，進而也有助于這些污染物的去除。由于微生物量穩定且不流失，除磷脫氮效果大為改善。

三、MBR技術優勢

MBR污水處理技術有以下幾個優點：

1.占地面積小，不受設置場合限制

傳統處理工藝（格柵+調節池+厭氧池+缺氧池+好氧池+絮凝池+沉淀池+消毒池）流程較長，占地面積大，而MBR膜生物反應器由于能維持高濃度的微生物量，處理裝置容積負荷高，因此占地面積大大節省；該工藝流程簡單、結構緊湊、不受設置場所限制，適合于任何場合，可做成地面式、半地下式和地下式。

2.可去除氨氮及難降解有機物

由于微生物被完全截流在生物反應器內，從而有利于增殖緩慢的微生物如硝化細菌的截留生長，系統硝化效率得以提高。同時，可增長一些難降解的有機物在系統中的水力停留時間，有利于難降解有機物降解效率的提高。

3.污泥濃度高，COD、BOD去除效果好

由于膜組件的高效截留作用，將全部的活性污泥都截留在反應器內，使得反應器內的污泥濃度可達到較高水平，案例中的MBR生物反應池內污泥濃度最高時達到12g/L，大大降低了生物反應器內的污泥負荷，提高了對有機物的去除效率。

4.解決了剩余污泥處置難的問題

MBR工藝中，污泥負荷非常低，反應器內營養物質相對匱乏，微生物處在內源呼吸區，污泥產率低，剩余污泥產量很少，SRT得到延長，排除的剩余污泥濃度大，可不用進行污泥濃縮而直接進行脫水，大大減少污泥處置費用。

5.出水效果穩定

MBR工藝由于不用二沉池進行固液分離，從而解決了傳統工藝中出現的污泥膨脹問題。

6.操作管理方便，易于實現自動控制

MBR工藝實現了水力停留時間（HRT）與污泥停留時間（SRT）的完全分離，運行控制更加靈活穩定，是污水處理中容易實現裝備化的新技術，可實現微機自動控制，從而使操作管理更為方便。

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在層高一定的情況下，為提高延性而降低軸壓比則會導致柱截面增大，且軸壓比越小截面越大；而截面增大導致剪跨比減小，又降低了構件的延性。因此，在高層特別是超高層建筑結構設計中，為滿足規程［1］對軸壓比限值的要求，柱子的截面往往比較大，在結構底部常常形成短柱甚至超短柱。另外，諸如圖書館的書庫、層高較低的儲藏室、高層建筑的地下車庫等由于使用荷載大，層高較低，在設計中也不可避免地會出現短柱。眾所周知，短柱的延性很差，尤其是超短柱幾乎沒有延性，在建筑遭受本地區設防烈度或高于本地區設防烈度的地震影響時，很容易發生剪切破壞而造成結構破壞甚至倒塌，無法滿足“中震可修，大震不倒”的設計準則。為了避免短柱脆性破壞問題在高層建筑中發生，筆者認為，首先要正確判定短柱，然后對短柱采取一些構造措施或處理，提高短柱的延性和抗震性能。

1 短柱的正確判定

規程［1］和規范［2］都規定，柱凈高H與截面高度h之比H／h≤4為短柱，工程界許多工程技術人員也都據此來判定短柱，這是一個值得注意的問題。因為確定是不是短柱的參數是柱的剪跨比λ，只有剪跨比λ＝M／Vh≤2的柱才是短柱，而柱凈高與截面高度之比H／h≤4的柱其剪跨比λ不一定小于2，亦即不一定是短柱。按H／h≤4來判定的主要依據是：①λ＝M／Vh≤2；②考慮到框架柱反彎點大都靠近柱中點，取M＝0.5VH，則λ＝M／Vh＝0.5VH／Vh＝0.5H／h≤2，由此即得H／h≤4。但是，對于高層建筑，梁、柱線剛度比較小，特別是底部幾層，由于受柱底嵌固的影響且梁對柱的約束彎矩較小，反彎點的高度會比柱高的一半高得多，甚至不出現反彎點，此時不宜按H／h≤4來判定短柱，而應按短柱的力學定義--剪跨比λ＝M／Vh≤2來判定才是正確的。

框架柱的反彎點不在柱中點時，柱子上、下端截面的彎矩值大小就不一樣，即Mt≠Mb。因此，框架柱上、下端截面的剪跨比大小也是不一樣的，即λt＝Mt／Vh≠λb＝Mb／Vh。此時，應采用哪一個截面的剪跨比來判斷框架柱是不是屬于短柱呢？筆者認為，應該采用框架柱上、下端截面中剪跨比的較大值，即取λ＝max（λt，λb）。其理由如下：框架柱的受力情況有如一根受有定值軸壓力的連續梁，柱高Hn相當于連續梁的剪跨a，已有的試驗研究結果表明［10］：對于剪跨a不變的連續梁，當截面上、下配置的縱筋相同時，剪切破壞總是發生在彎矩較大的區段；對于框架柱，臨界斜裂縫也總是發生在彎矩較大的區段。

事實上，在柱高Hn或連續梁剪跨a的范圍內，最大剪跨比是出現在彎矩較大區段上的。鋼筋砼構件的抗剪承載力是隨剪跨比λ增大而降低的。所以，同樣條件下，彎矩較大區段的截面抗剪承載力要比彎矩較小區段的小，在荷載作用下，如果發生剪切破壞，就只能是在彎矩較大區段上。用來判斷框架柱是否屬于短柱的剪跨比λ當然應是可能發生剪切破壞截面的剪跨比λ。

一般情況下，在高層建筑的底部幾層，框架柱的反彎點都偏上，即Mb＞Mt。此時，可按式（1）或式（2）判定短柱：

或Hn／h≤2／yn(2)

式中，yn- -n層柱的反彎點高度比，根據幾何關系，可得：yn＝1／(1＋Ψ)，其中，Ψ＝Mt／Mb，0≤Ψ≤1；

Hn- -n層柱的凈高。

式（2）具有一般性。當反彎點在柱中點時，Ψ＝1，yn＝0.5，式（2）即成為Hn／h≤4；當反彎點在柱上端截面時，Ψ＝0，yn＝1，式（2）即成為Hn／h≤2；如果框架柱上不出現反彎點，就應采用最大彎矩作用截面的剪跨比λ＝M／Vh≤2來判斷短柱。

當需要初步判斷框架柱是否屬于短柱時，可先按D值法確定柱子的反彎點高度比yn，然后按式（2）判斷短柱。在施工圖設計階段，可根據電算結果作進一步判斷。

2 改善短柱抗震性能的措施

當按剪跨比λ判定柱子不是短柱時，按一般框架柱的抗震要求采取構造措施即可；確定為短柱后，就應當盡量提高短柱的承載力，減小短柱的截面尺寸，采取各種有效措施提高短柱的延性，改善短柱的抗震性能。

2.1 使用復合螺旋箍筋

高層建筑框架柱的抗剪能力是應該滿足剪壓比限值和“強剪弱彎”要求的，柱端的抗彎承載力也是應該滿足“強柱弱梁”要求的。對于短柱，只要符合“強剪弱彎”和“強柱弱梁”的要求，是能夠做到使其不發生剪切型破壞的。因此，使用復合螺旋箍筋［4］來提高柱子的抗剪承載力，改善對砼的約束作用，能夠達到改善短柱抗震性能的目的。

2.2 采用分體柱

由于短柱的抗彎承載力比抗剪承載力要大得多，在地震作用下往往是因剪壞而失效，其抗彎強度不能完全發揮。因此，可人為地削弱短柱的抗彎強度，使抗彎強度相應于或略低于抗剪強度，這樣，在地震作用下，柱子將首先達到抗彎強度，從而呈現出延性的破壞狀態。

人為削弱抗彎強度的方法，可以在柱中沿豎向設縫將短柱分為2或4個柱肢組成的分體柱，分體柱的各柱肢分開配筋。在組成分體柱的柱肢之間可以設置一些連接鍵，以增強它的初期剛度和后期耗能能力。一般，連接鍵有通縫、預制分隔板、預應力摩擦阻尼器、素砼連接鍵等形式。

對分體柱工作性態的理論分析和試驗研究表明［3～4］：采用分體柱的方法雖然使柱子的抗剪承載力基本不變，抗彎承載力稍有降低，但是使柱子的變形能力和延性均得到顯著提高，其破壞形態由剪切型轉化為彎曲型，從而實現了短柱變“長柱”的設想，有效地改善了短柱尤其是剪跨比λ≤1.5的超短柱的抗震性能。分體柱方法已在實際工程中得到應用［5］。2.3 采用鋼骨砼柱

鋼骨砼柱由鋼骨和外包砼組成。鋼骨通常采用由鋼板焊接拼制或直接扎制而成的工字形、口字形、十字形截面。

與鋼結構相比，鋼骨砼柱的外包砼可以防止鋼構件的局部屈曲，提高柱的整體剛度，顯著改善鋼構件出平面扭轉屈曲性能，使鋼材的強度得以充分發揮。采用鋼骨砼結構，一般可比鋼結構節約鋼材達50％以上［6］。此外，外包砼增加了結構的耐久性和耐火性。與鋼筋砼結構相比，由于配置了鋼骨，使柱子的承載力大大提高，從而有效地減小柱截面尺寸；鋼骨翼緣與箍筋對砼有很好的約束作用，砼的延性得到提高，加上鋼骨本身良好的塑性，使柱子具有良好的延性及耗能能力。

由于鋼骨砼柱充分發揮了鋼與砼兩種材料的特點，具有截面尺寸小，自重輕，延性好以及優越的技術經濟指標等特點，如果在高層或超高層鋼筋砼結構下部的若干層采用鋼骨砼柱，可以大大減小柱的截面尺寸，顯著改善結構的抗震性能。

2.4 采用鋼管砼柱

鋼管砼是由砼填入薄壁圓形鋼管內而形成的組合結構材料，是套箍砼的一種特殊形式。由于鋼管內的砼受到鋼管的側向約束，使得砼處于三向受壓狀態，從而使砼的抗壓強度和極限壓應變得到很大的提高，砼特別是高強砼的延性得到顯著改善。同時，鋼管既是縱筋，又是橫向箍筋，其管徑與管壁厚度的比值至少都在90以下，這相當于配筋率至少都在4.6％以上，這遠遠超過抗震規范［2］對鋼筋砼柱所要求的最小配筋率限值。由于鋼管砼的抗壓強度和變形能力特佳，即使在高軸壓比條件下，仍可形成在受壓區發展塑性變形的“壓鉸”，不存在受壓區先破壞的問題，也不存在像鋼柱那樣的受壓翼緣屈曲失穩的問題。因此，從保證控制截面的轉動能力而言，無需限定軸壓比限值［8］。規程［9］規定，鋼管砼單肢柱的承載力可按式(3)計算：

N≤φ1φeN0(3)

式中，；

θ=faAa／fcAc稱為套箍指標，0.3≤θ≤3；

φ1，φe的物理意義及計算方法見規程［9］。

由式（3）可以看出，當選用了高強砼和合適的套箍指標θ后，柱子的承載力可大幅度提高，通常柱截面可比普通鋼筋砼柱減小一半以上，消除了短柱并具有良好的抗震性能。

篇7

工程機械在水利工程、道路施工、礦山等場合得到大量的使用，其性能的可靠性直接影響到工程建設的正常開展。這類機械的設計時通常采用靜態設計，設計理念上更多的是考慮機械的強度、耐久性等和機械的工作性質直接相關因素。但從實際使用情況來看，國產的大型工程機械普遍存在著施工過程中振動過大的問題，這將間接影響設備的抗疲勞特性和操作人員的舒適性和操作的穩定性。由于工程機械的工作環境惡劣，車體結構的振動問題更加明顯，直接影響到駕駛員的舒適性和駕駛的安全性。因此對于大型工程機械而言，控制車體振動尤其是駕駛室的振動，尋求有效的減震設計方法，對于提高駕駛員的舒適度和車體駕駛室構件的疲勞壽命都是有重要意義的。大型工程機械的振動控制問題是個非常復雜的問題，本文將這一問題縮小到駕駛室的減振設計上，主要通過發動機懸置位置的優化設計，以及基于模態分析和被動隔振理論來降低駕駛室的振動效應。

早期的汽車發動機減振方法是利用硫化橡膠，但硫化橡膠在耐油和耐高溫方面表現不夠理想。20世紀40年代設計出了液壓懸置裝置來降低發動機的振幅，并取得了較好的使用效果。但液壓懸置減振裝置在高頻激勵下會出現動態硬化的問題，已經逐漸不適應汽車發動機減振的要求。上述幾類減振方式都屬于被動減振技術，在此基礎上，隨著發動機減振技術的進步，半主動減振技術開始應用到發動機減振中，這類減振技術的代表作是半主動控制式液壓懸置裝置，這類減振技術的應用最為廣泛。盡管后來又出現了由被動減振器、激振器等所構成的主動減振技術，這一技術能夠較好的實現降噪性能，但結構非常復雜，在惡劣工作環境下的工程車輛較少使用。

在工程車輛駕駛室的舒適度設計方面，主要所依據的是動態舒適性理論，用以評價駕駛人員在駕駛室振動的條件下對主觀舒適程度。從駕駛員所承受的振動來源來看，主要是受發動機的周期性振動和來自于路面的隨機激勵。其傳遞機理較為復雜，跟發動機、駕駛室、座椅等的減振都有關系。因此為便于分析，本文中只針對駕駛室的減振問題展開研究。

2、大型工程機械駕駛室的減振設計

如前文所述，駕駛室的振源激勵主要來自于路面和發動機及其傳動機構。來自于路面的振源激勵具有很大的隨機性，要進行理論分析非常困難。加之在需要使用大型工程機械的場合機械的運動速度一般都較慢，隨之產生的路面激振頻率較低。因此相比之下，大型機械的發動機在運行時一直都處在高速運轉狀態，由此產生的激振頻率很高，也更容易導致構件的疲勞損壞，實踐證明發動機及其附件的疲勞損壞主要是由發動機周期激振力產生的交變應力引起的。從物理背景來看，工程機械的駕駛室所受到的振動激勵主要來從車架傳遞到臺架，駕駛室的振動行為屬于被動響應。為了便于分析，將駕駛室的隔振系統進行簡化，以單自由度彈簧阻尼系統來對駕駛室受到振動激勵過程進行分析。

2.1發動機的懸置設計

發動機在工作過程中的振動原因主要是不平衡力和力矩，這類振動不僅會引起車架的的振動，也會形成較強烈的噪聲，不僅會影響到構件的使用壽命也會影響駕駛員的舒適度。要緩解發動機振動所造成的負面影響，采用懸置的設計方式是比較有效的途徑，其實現方式是在動力總成和車架之間加入彈性支承元件。懸置設計方式的理論基礎是發動機解耦理論，通過解除發動機六個自由度解耦，改變發動機的支撐位置，從而實現發動機自由度間振動耦合的解除。此外，需要配合使用解除耦合后的各自由度方向的剛度與相應的阻尼系數，但應注意在解耦之后振動最強的自由度方向的共振控制，可應用主動隔振理論來確定減震器的剛度和阻尼系數。采用合適的剛度和阻尼系數的目的在于控制發動機懸置系統的減振區域。

具體到懸置設計的細節方面，主要是確定發動機支撐的數目和相應的布置位置。在考慮發動機動力總成懸置系統的支撐數目時，考慮的因素包括承重量和激振力兩大類。在設計時通常都會依據車輛類型的不同選擇三點或者四點支撐方式。對于大型機械而言，在實踐中一般都會采用四點支撐的方式，本文中作為算例的發動機屬于某型重型挖掘機的發動機。因此采用經典的四點支撐。其支撐位置選擇在飛輪端和風扇端，上述兩個位置分別設置兩個對稱的支撐點，采用支撐對稱的目的在于后期解耦方便。從布置的方式上看，主要有平置、匯聚和斜置三種典型布置方式，具體采用哪種方式取決于發動機周圍附屬配件的布局方式以及車架所能提供的空間有關。本文中不重點討論減振支撐的布置方式，因此仍然采用平置式的減振布置方式。

2.2懸置系統的動力學分析

為減少研究成本，在支撐的材料上選用橡膠減振器。由前節所述，由于采用的是四個平置式的橡膠減震器，因此可以在進行力學分析時將其簡化為三個互相垂直的彈簧阻尼系統，從而可以構建一個發動機主動隔振的力學模型。

2.3駕駛室模態試驗

在上述基本力學分析的基礎上，進一步采用駕駛室模態試驗的方法來檢驗整個駕駛室的減振效果，其目的在于掌握駕駛室的動態特性和找出駕駛室結構上的薄弱部位，同時以試驗為基礎還可以調整駕駛室減震器的系數匹配，減小駕駛室的整體振動響應。在試驗時以快速傅里葉變換為以及，測量激振力和振動響應之間的關系，從而得到二者之間的傳遞函數，而模態分析的目的是通過實現來實現傳遞函數的曲線擬合和確定結構的模態參數。本試驗中采用LMS模態測試分析軟件，駕駛室所受的激振用力錘激振器來模擬。在試驗時用力錘敲擊駕駛室從而制造出1-200HZ脈沖信號。通過記錄下在不同激振頻率下駕駛室結構的反應來確定駕駛室各個構件的強度，以及應該避免的激振頻率。在得到這些基礎數據后可為后續的駕駛室減振設計的選擇懸置系統的減振區域的臨界值，使得駕駛室所有構件的固有頻率都能夠位于減振器的減振區域內，從而起到抑制駕駛室結構的振動響應。■

篇8

[Abstract] effect of automobile suspension performance directly vehicle ride comfort and handling stability, in order to overcome the passive suspension on improving vehicle performance constraints, in recent years there has been an active suspension system. Active suspension can according to the change of working conditions, real-time active adjustment and suspension produces the desired control force, the vibration suppression of body, the suspension in optimal damping state, to improve vehicle ride comfort and handling stability of.

[keyword] active suspension; fuzzy control; PID control; simulation

1引言

在懸架系統硬件設計不變的情況下，不同的控制規律會導致不同的控制效果；而且半主動懸架與全主動懸架相比僅僅是控制對象能量消耗方式不同，因此半主動懸架的控制律設計完全可以基于主動懸架的控制策略來進行，只需根據消耗能量的情況進行適當的修正。所以對主動懸架控制策略的設計與研究就顯得更為有意義。

2半主動懸架的涵義

半主動懸架系統是無源控制，系統輸入少量的調節能量來局部改變懸架系統的動特性（剛度或阻尼系數），作動器價格低、能耗小、結構簡單，又因系統動特性變化很小，僅消耗振動能量，故穩定性好，同時減小振動的能力幾乎和主動懸架一樣，其控制品質接近主動懸架。因此半主動懸架技術日益受到人們的重視，已成為當今國內外學者和生產商研究和開發的熱點。

3主動懸架控制的力學模型

盡管各種懸架的結構不同，但研究來自不平路面激勵引起車體的垂直振動都可用1/4車輛力學振動模型表示。這是因為，雖然模型沒有包括汽車的整體幾何信息，也無法用它來研究汽車俯仰角振動及側傾角振動，但它包含了實際問題中的絕大部分基本特征。當考慮如下特點時，1/4懸架是最簡單有效也最為適宜的模型：（1）在保持正確有效性的前提下，減少系統描述參數；（2）盡量減少系統運行參數的數量；（3）利于控制律的探索。如果車身的質量分配系數在0.8～1.2之間，則認為車身前后部的振動是相互獨立的，即說明研究的車型縱向結構完全獨立，前后輪完全解禍，在對稱激勵輸入時我們就可建立代表四分之一車輛的二自由度模型。用這種模型進行分析時，求解容易，計算量小，且對于大波長、低頻激勵更有效，研究人員通常用其驗征控制理論的正確有效性。

4主動懸架控制器的設計

主動懸架控制的目的是為了達到汽車行駛平順性和操縱安全性的要求，這一般是通過以下三個方面的改善來加以衡量，即車身垂直加速度，輪胎動載荷和懸架動行程。本文中取車身加速度為控制對象，以盡量減小車身加速度為目的，建立典型的按偏差控制的負反饋結構。其中 e 是偏差，即輸出量與設定值之間的差；u 是主動懸架控制力，作用于被控對象并引起輸出量的變化。

5半主動懸架系統發展的關鍵技術

（1）可調阻尼減振器

目前，在半主動懸架系統中改變彈簧剛度要比改變阻尼困難，因此半主動懸架研究主要集中在調節減振器的阻尼系數方面，即將阻尼可調減振器作為執行機構。

筒式減振器阻尼產生機理有兩方面：一是減振器油液有黏度，二是減振器油液流經各節流口時產生阻力，即為減振器阻尼力。從簡式減振器阻尼產生機理來看，實現阻尼調節的方式有兩種：一是調節減振器油液的黏度，二是調節節流口的開度。

采用第一種方式（即調節減振器油液粘度）實現調節阻尼的減振器，根據不同的機理又可以分為兩種：電流變減振器和磁流變減振器。磁流變（電流變）減振器是以磁流變（MR）液體（分散的鐵粉微粒）為介質的柱式減振器，通過傳感器感知懸架減振系統的運轉，通過調節電流改變磁場（電場）強度，改變磁性流體的粘、剪特性，進而達到改變阻尼特性的目的。

采用第二種方式，通過調節節流口開度實現阻尼調節的減振器，是在傳統雙筒式減振器的基礎上發展而來的。一般有兩種實現方式：一是采用步進電機調節內置于活塞上的節流口實現調節阻尼，這種方式通過調節活塞桿芯轉動閥片，控制活塞上的節流孔的開度大小，從而實現阻尼的連續調節；二是在原有的雙筒式減振器基礎上增加中間缸和電磁閥實現調節阻尼。理論和實際證明，采用調節節流口開度的方式實現阻尼調節成本較低，易于實現，經過結構優化，可以較好的解決阻尼遲滯現象，易于商業化。國外對之進行了大量研究，并已有商業化產品問世。有代表性的產品已如美國天納克公司生產的電子減振器以及德國薩克斯公司生產的連續可變阻尼減振器。

（2）控制策略

skyhook阻尼控制策略是一種經典的半主動懸架阻尼控制策略。美國D?KARNOPP教授提出了該控制方法。skyhook阻尼控制策略能夠大幅降低車身垂向振動加速度，而且有良好的魯棒性。其所需測試儀器少，控制算法簡單，因而是目前研究最多，也是應用最多的方法。單一的天棚阻尼控制提高了舒適性，卻沒有解決好操縱穩定性問題，根據天棚阻尼控制提出的地棚阻尼控制是以非簧載質量為控制對象的一種控制策略，與天棚剛好相反。綜合天棚和地棚阻尼控制的優點而產生的混合阻尼控制算法，可以兼顧平順性和操縱穩定性的要求，目前產業化的半主動懸架系統中采用的控制策略大都是基于skyhook理論的阻尼控制策略。

半主動懸架的控制策略還有很多，比如線性最優控制、預瞄控制、自適應控制、模糊控制等，但出于研究中，并未真正應用在商業化產品上。由于每種主動懸架的控制策略均各有利弊，因此對性能優化的控制器的研發，使各種控制策略的復合成為必然。比如說，主動降振技術的應用。如果當路況有變時再調整懸架系統，這就對執行機構提出了更高的要求，如果根據采集到的歷史信號分析預測將來的路況，使懸架系統根據預測做出調整，這樣的控制策略將有很大的發展前景。

（3）系統開發評價技術

系統開發評價技術包括系統構型定義、系統與整車匹配的技術、系統試驗與評價技術等。半主動懸架的系統構型有多種類型，應根據應用對象（車型、使用工況等）、欲實現的控制功能、成本等諸多開發目標來進行系統構型的定義和規劃，根據系統構型定義，進行具體開發工作時，涉及傳感器、控制器、執行器等部件的選型和集成。在系統開發過程及與整車匹配過程中，應對半主動懸架系統的硬件在環仿真、在線標定、系統評價等技術給予關注。硬件在環仿真系統中應能夠完成整車模型的仿真分析。在線標定系統中應滿足道路標定試驗的工作需要，具備數據測量、時域信號顯示、功率譜分析和結果顯示、在線調試、標定功能、懸架控制策略開發和評價系統。

6仿真建模及仿真結果分析

PID控制的主動懸架系統對于車身加速度峰值的改善非常顯著，相對于被動懸架其改善的力度達到了50%左右，雖然在動撓度和動載荷方面其控制效果不太良好，但綜合考慮的話，采用PID控制的主動懸架的性能還是要明顯優于傳統的被動懸架。

模糊控制雖然也能改善懸架的性能，其在動撓度和動載荷方面的控制效果優于PID控制的主動懸架，但我們可以看到在加速度這個最為重要的指標上其控制效果比不上PID控制，因此綜合考慮的話，單純使用模糊控制的主動懸架的整體控制效果比不上單純的PID控制所取得的效果。

將模糊PID控制的仿真結果，與PID控制、模糊控制的結果相比較，容易看出，模糊PID控制在車身加速度這個最重要的性能指標遠遠優于其它三種控制策略，其對加速度的改善力度相對于被動懸架達到了65%左右，而且魯棒性也要好于其它三種控制策略。因此，從車身加速度、懸架動撓度和車輪動載荷的這三個指標的綜合考慮，模糊PID控制是這幾種控制策略中最優的。

7 研究與開發工作展望

可調阻尼減振器的研究具有很大的潛力，方便應用在原有車型上，利于整車企業的應用。在實施過程中，應以整車企業為引導，努力培養像德爾福、博世、TRW、ZF、威伯科等一些專業的零部件企業，由整車企業明確劃分懸架系統設計開發的權限與分工，由零部件企業的研發部門負責研發方向、確定系統特性參數，實現懸架產品的技術積累和升級換代。懸架系統是個復雜的系統工程，應以具備生產懸架能力的企業為主導，以電控系統開發商為配合，輔助高校和科研院所的科研力量，協同設計與開發。

目前在汽車懸架系統方面，我國除了鋼板彈簧懸架的設計及應用比較成熟以外，其他的懸架技術的應用絕大部分還處于車型引進、仿制或直接購買產品階段。懸架產品的設計開發滯后，一方面表現在設計手段落后，計算機應力分析、動態仿真在企業中應用還較少；另一方面沒有建立起一套完善的設計評價體系，使我國汽車懸架技術的研究和應用與歐美等發達國家相比明顯落后。

在半主動懸架系統的研究開發方面，高校的相關專家及研究機構多年來做了大量的工作，目前已取得了一定的科研成果，但還未有商業化產品問世。半主動懸架系統的發展應以市場為導向，以促進產業化發展、奠定技術基礎和形成能力、培養人才為出發點，由具有較強技術實力的企業牽頭，聯合國內外的有關研究所和高校等技術研究機構聯合進行技術攻關和產業化開發，研究以開發環境建設、開發技術、評價技術研究為重點，突破執行器設計與工藝關鍵問題，形成產業化能力基礎，全面提升我國半主動懸架開發的技術水平。

8結論

當前汽車工業得到迅猛的發展，汽車理論也越來越得到人們的重視。汽車懸架的主動控制技術是汽車動力學及汽車控制理論中的重要研究課題之一。論文就汽車的主動控制策略進行了一些研究，并且以桑塔納后懸架單側的結構參數為例在用Matlab十Simulink進行仿真計算，仿真結果表明汽車的平順性得到很大的改善，并且具有較好的穩定性。本論文在對汽車主動懸架的發展全面了解和掌握國內外大量同類研究的基礎上，重點對主動懸架的控制理論、控制方法進行了比較深入的研究與探討，取得了較好的研究成果。

篇9

雙筒液壓減振器的作用原理是，當車架與車橋做往復相對運動時，減振器中的活塞在缸筒內也作往復運動，于是減振器殼體內的油液便反復的從一個內腔通過一些窄小的孔隙流入另一內腔。此時，孔壁與油液間的摩擦及液體分子內摩擦便形成對振動的阻尼力，使車身和車架的振動能量轉化為熱能，被油液和減振器殼體所吸收，然后散到大氣中。

雙向作用筒式減振器一般具有四個閥（如圖1所示），即壓縮閥、伸張閥（又稱復原閥）、流通閥和補償閥。流通閥和補償閥是一般的單向閥，其彈簧很弱，但彈簧上的油壓作用力與彈簧力同向時，只要有很小的油壓，閥便能開啟；壓縮閥和伸張閥是卸載閥，其彈簧較強，預緊力較大，只有當油壓升高到一定程度時，閥才能開啟；而當油壓降低到一定程度時，閥即自行關閉。

減振器的運動有壓縮與伸張兩個過程。復原過程：減振器的活塞和連桿部分相對于儲油缸向上運動的過程。壓縮過程：減振器的活塞和連桿部分相對于儲油缸向下運動的過程。當車輪在路面上跳動時，彈簧被壓縮，振動能量被彈簧吸收，這種吸收只是一種能量形式變換為另一種能量形式，即將動能轉化為勢能，從而緩和了地面的沖擊對車身的影響，螺旋彈簧本身沒有消耗能量，這個勢能還存在，如果不把它消耗掉，動能勢能相互轉化的結果是，車身過個凸臺或凹坑則搖晃不停。沒有達到減振的效果。減振器的作用就是把這個能量消耗掉，無論在復原過程，還是在壓縮過程，當油液通過閥系窄小的縫隙時，縫隙壁與油液間產生摩擦，同時油液分子也具有內摩擦。由于摩擦產生了阻尼，將車身振動的能量轉化為熱能，熱能被油液及減振器的零部件吸收，然后散發到大氣中去。

2 數學模型的建立

2.1 圖2是汽車的被動懸架結構模型，其中，m1為非簧載質量，m2為簧載質量。k1為車輪剛度，k2為懸架螺旋彈簧剛度；y為系統輸入信號；x1為非簧載質量的位移；x2為簧載質量的位移；x0為路面不平度位移；v1為非簧載質量的運動速度；v2為簧載質量的運動速度；P1為內上腔內壓力；P2為內下腔內壓力；P3為外腔壓力。另設活塞上表面面積為A1；活塞下表面面積為A2；流通閥阻尼孔直徑為 d1，阻尼孔長度為l1；壓縮閥阻尼孔直徑為d2，阻尼孔長度為l2；伸張閥阻尼孔直徑為d3，阻尼孔長度為l3；補償閥阻尼孔直徑為d4，阻尼孔長度為l4；活塞直徑為da1，活塞桿直徑為da2；內上腔的長度為L1；內下腔的長度為L2；活塞與減振器工作腔之間由于油液運動粘度所產生的粘滯阻尼系數為C；懸架彈簧的初始壓縮的位移量為Δx1；車輪初始壓縮的位移量為Δx2；內上腔靜態初始壓力為P10；內下腔靜態初始壓力為P20。

2.2 建立動態數學模型。動態時，假設減振器先經歷壓縮行程，即y>x1>x2>0且v1>v2>0。簧載質量m2的受力m2共受到自身重力m2g，m2g相對于其他作用力來說過小，在此為了便于計算，對其忽略不計；懸架螺旋彈簧的預緊和運動形變所共同產生的彈力k2（x1-x2+Δx2），方向向上；活塞因減振器上、下腔的壓力差所受到的支撐力A2P2-A1P1，方向向上；活塞與減振器工作腔之間的粘滯阻尼力為C（v1-v2），方向向上。

根據受力圖可以得出簧載質量m2的受力方程為：

■=v■ （1）

■=■（2）

在壓縮行程中根據受力圖可以得出非簧載質量m1的受力方程為：

■=v■（3）

■=

■（4）

對于減振器的內上腔，在壓縮行程過程中，體積絕對伸張量為v■-v■?A1，從內下腔經流通閥流入的油液體積為■P■-P■。因此，內上腔的壓力隨時間變化率為：

■=

■■P■-P■-v■-v■?A■（5）

對于內下腔，在壓縮行程中的體積絕對壓縮量同樣為 v■-v■?A2，從而得到：

內下腔的壓力隨時間變化率為：

■=■

v■-v■?A■-■P■-P■-■P■-P■（6）

（6）式中：V20內下腔的容積，V20=活塞下表面面積A2×內下腔的長度L2。

當減振器工作時按照相同的分析方法

綜上所述，得到以下方程：

■=v■（7）

■=■（8）

■=v■（9）

■=

■（10）

■=

■■P■-P■-v■-v■?A■（11）

■=■

v■-v■?A■-■P■-P■-■P■-P■（12）

篇10

1雙簧液壓阻尼器結構及工作原理

1.1雙簧液壓阻尼器結構設計雙簧液壓阻尼器結構(圖1)主要由液壓腔、左旋外彈簧、右旋內彈簧3部分組成。液壓腔用于存放液壓油,利用液壓油的阻尼效應來達到吸振減振的目的。左旋外彈簧主要起支撐阻尼結構系統的作用,右旋內彈簧用于改善阻尼器的力學性能,由于單一彈簧在受外界作用力時會產生相應的偏心力[5],采用左右旋兩根相嵌彈簧可以改善阻尼器受力的均勻性,這就是文中雙簧液壓阻尼器結構的設計理念。

1.2阻尼器工作原理雙簧液壓阻尼器外部結構(圖2)主要包括上下支點、上下端蓋、內外圈左右旋彈簧。內部結構(圖3)主要包括上下液壓腔、活塞桿、內置彈簧、活塞、密封圈、底閥、阻尼小孔及U型液壓緩沖腔。上下支點主要用于固定阻尼器結構的安裝位置,當上下支點受到外界擠壓激振力,活塞桿往下運動,下腔液壓油經阻尼小孔流入U型液壓緩沖腔。當激振力較大時,活塞桿下降至一定高度,U型液壓緩沖腔油液充滿,下腔油壓增大,活塞上阻尼小孔打開,少許液壓油流入上腔;激振力減小時,U型液壓緩沖腔液壓油經底閥阻尼小孔流回下液壓腔,阻尼器完成一次吸振減振過程。在活塞桿下降或上升過程中,上下液壓腔空間增大,油壓減小,部分區域出現真空,產生空穴現象[6],這種現象對于阻尼系統是非常不利的,要盡量避免。在結構上文中采用兩種方法:增設內置彈簧和活塞上增加阻尼小孔。

2阻尼器隨機振動測試試驗

2.1試驗模型建立將雙簧液壓阻尼器安裝在綠源KGS-3H電動車左右兩側作為后阻尼減振器,安裝角度為60°(與地面夾角)。圖4為2自由度雙輸入雙輸出隨機振動測試試驗簡化模型。假設所建立的系統是線性系統,根據線性系統可知系統的響應信號滿足疊加原理[7],即激勵、系統、響應三者在時域內的關系為。

2.2隨機振動試驗測試試驗選用HEV-50電磁激振器作為系統輸入,輸入信號選用D級路面譜白噪聲隨機激振力[9],雙簧液壓阻尼器安裝在綠源KGS-3H車型后阻尼減振懸架上,響應信號選用ICP壓電式加速度傳感器BQW(靈敏度100mV/g)進行拾取,信號采集、處理選用VXI數據采集模塊AgilentE1432A(8通道)。同樣的,選用一組同規格單簧左旋液壓阻尼器YMT-B1安裝在同一車型上,進行隨機振動測試試驗,并比較兩者的減振特性。試驗過程:分析頻帶f為0~100Hz,譜線數為400線,采樣點數為1024點(一幀)。對多次試驗所得的響應信號加以平均得到響應點2處加速度響應雙譜。試驗測試框圖如圖5所示,D級路面譜白噪聲如圖6所示,單簧與雙簧阻尼系統單位脈沖如圖7所示,單簧與雙簧響應點2處的雙譜幅頻如圖8和圖9所示。從圖8和圖9響應信號雙譜幅頻圖分析可知,雙簧液壓阻尼系統在響應點處的雙譜幅頻圖在空間表現為能量譜線的均勻分布,在譜線數值上與單簧雙譜相差2個數量級;單簧液壓阻尼系統在響應點處的雙譜幅頻圖在空間則表現為能量譜線的集中分布,并伴有少量譜的能量泄漏,這是單簧液壓阻尼器受偏心力作用下的一種能量譜表現形式。

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Matlab/simulink Simulation and Test Data Analysis of Hydropneumatic Vibration Reduction System of Loader Working Device

Zheng Li-xia

Abstract This paper p resents Structure， working principle and performance of testing of hydropneumatic vibration reduction system of loader working device，establishes vibration model of hydropneumatic vibration reduction system of loaderworking device，simulates by means of Matlab/simulink software，Carries on vibration reduction performance of hydropneumatic vibration reduction system from theoretical simulation and real vehicle testing。

Keywords Loader； Hydropneumatic vibration reduction； Simulation； Test Data

1裝載機工作裝置油氣減振系統介紹

裝載機在行駛過程中，由于工作裝置、物料對顛簸的地面或障礙物作出的反應對整個車輛產生沖擊，嚴重時整車會產生俯仰運動；在轉場過程和單機長距離作業時，無法有效地衰減由于高速行駛引起的振動，嚴重地影響工作效率。目前，一般裝載機工作裝置的液壓缸在行駛狀態處于中位閉鎖，與前車架之間近似剛性連接，而裝載機工作裝置油氣減振系統是在兩者之間安裝一套根據阻尼動力吸振原理設計的減振系統，從而使兩者成為油氣彈性聯接。

裝載機工作裝置油氣減振系統主要包括氣囊式蓄能器、電磁換向閥、可調節流閥、控制電路等。裝載機工作裝置油氣減振系統有兩種工作狀態，一是裝載機行駛時，電磁閥通電，裝載機工作裝置油氣減振系統工作，如圖1 a 所示；二是在鏟掘作業時，電磁閥不通電，裝載機工作裝置油氣減振系統不起作用，如圖1b所示。

a. 裝載機工作裝置油氣 b. 裝載機工作裝置油氣

減振系統起作用時 減振系統不起作用時

圖1 裝載機工作裝置油氣減振系統原理圖

1.吸油過濾器；2.工作油泵；3.多路閥動臂聯；4.連接電磁換向閥和油管13的油路；5.連接電磁換向閥和油管14的油路；6.可調節流閥；7.開關；8.蓄電池；9.連接電磁換向閥和蓄能器的油路；10.蓄能器；11.電磁換向閥；12.連接電磁換向閥和油箱的回油油路；13.連接動臂舉升油缸有桿腔和油管4的油路；14.動臂舉升油缸無桿腔和多路閥動臂聯的油路；15.連接多路閥動臂聯和油箱的回油油路 16.動臂舉升油缸；17.安全閥；18.回油過濾器；19.油箱

2裝載機工作裝置油氣減振系統性能測試

性能測試是檢驗裝載機工作裝置油氣減振系統的可行性和減振效果，采集試驗數據以便進行分析和處理，找到合適的充氣壓力和管路的結構尺寸，提出合理的減振系統。試驗中采用梯形狀木塊作為路障，試驗車速約為20km/h。測試中，加速度傳感器的安裝位置為動臂和動臂舉升油缸的絞接處，用測試點處的加速度絕對值作為系統減振性能的衡量指標。

圖2 試驗中的路障模型的截面尺寸

該油氣減振系統減振效果的好壞直接受激振頻率、減振系統的剛度和阻尼、載重的質量等方面因素的影響。在裝載機空載和滿載兩種工作狀況下，分別選擇不同的蓄能器充氣壓力和液壓管路管徑進行試驗和數據采集。液壓油和舉升油缸的結構不能進行改動，于是采用改變液壓管路的管徑來改變減振系統的阻尼，分別選定管徑為φ10mm、φ19mm和徑為φ19mm +φ10mm三種方案。

3裝載機工作裝置油氣減振系統振動數學模型的建立

在研究過程中，裝載機工作裝置油氣減振系統可簡化為單自由度振動模型，如圖3。

油氣減振系統的運動微分方程為：

式中：x、―動臂負載m的位移、速度

y、―路面激勵的位移、速度

θ―動臂舉升油缸中心線與路面的夾角

―油液管路引起的壓降

圖3 裝載機工作裝置油氣減振系統振動模型

其中，系統油液管路阻力引起的壓降為：

即得單自由度線性振動數學模型：

4油氣減振系統數學模型Matlab/simulink仿真曲線和試驗數據曲線的對比分析

在仿真過程中采用一種時域內的路面模型，運用白噪聲作為路面輸入信號，利用Matlab/simulink編制動力學性能仿真程序，對裝載機工作裝置油氣減振系統動力學性能進行仿真，并與試驗數據作出對比分析。采用裝載機經過路障的加速度變化作為評價目標，定量地評價減振效果。

將仿真得到的結果進行數據處理，得到仿真數據曲線和測試試驗結果的曲線對比圖。其中，試驗和仿真中的測試點均為動臂與動臂舉升油缸活塞桿絞結點位置處在豎直方向上的縱向加速度信號曲線。其中，油氣減振系統管路內徑取dL=19 mm；滿載狀況下，蓄能器的充氣壓力p0分別取5MPa、2MPa、1 MPa；空載狀況下，蓄能器的充氣壓力分別取2MPa、1MPa。

圖4 滿載，p0=5MPa，dL=19 mm

圖5 滿載，p0=2MPa，dL=19 mm

圖6 滿載，p0=1MPa，dL=19mm

圖7空載，p0=2MPa，dL=19 mm

圖8 空載，p0=1MPa，dL=19 mm

由仿真曲線和試驗曲線對比圖可以看出，滿載狀況下，管路內徑取dL=19mm時，蓄能器的充氣壓力分別取5MPa、2MPa、1 MPa時，仿真曲線和試驗曲線同時滿足蓄能器充氣壓力越高，裝載機工作裝置油氣減振系統的減振性能越好；并且試驗曲線的加速度峰值絕對值稍微高于仿真曲線的加速度峰值絕對值。空載狀況下，管路內徑 取dL=19mm時，蓄能器的充氣壓力取2MPa、1MPa時，仿真曲線和試驗曲線同時滿足蓄能器充氣壓力越高，裝載機工作裝置油氣減振系統的減振性能越好；并且試驗曲線的加速度峰值絕對值稍微高于仿真曲線的峰值絕對值。

5結論

通過試驗結果和仿真結果的對比曲線可以看出，試驗結果和仿真結果雖然存在著較大的誤差，但結論一致，即蓄能器壓力在測試范圍內，蓄能器充氣壓力越高，油氣減振系統的減振性能越好。

由在加速度測試點處的加速度時間歷程可知，裝載機前、后橋駛過凸塊路障時均會對裝載機產生較大沖擊，從而加速度出現脈沖峰值，并且加速度峰值隨車速的提高而增大。加速度最大脈沖峰值出現的時刻并無明顯規律，這是因為加速度最大脈沖峰值既有出現在車輪接觸凸塊路障時的，也有出現在車輪落地時的；既有出現在前輪過凸塊路障時的，也有出現在后輪過凸塊路障時的。這就造成鏟斗質心加速度出現脈沖峰值的時間不一致的原因。

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輸電線路的微風振動是架空線在微風作用下產生的高頻低幅的垂向振動。微風振動的頻率較高，一般在5～120Hz之間；振幅大約為導線直徑的3倍以下；所需風速較小，一般為0.5～10m/s范圍之間；振動的時間非常長，大多數是幾個小時，也有的是好幾天都不停止。如果對導線微風振動不采取有效的防治措施，將會對超、特高壓輸電線路的運行帶來極大的安全隱患。

1 微風振動的研究現狀

微風振動作為引起輸電線路破壞的主要振動形式，對它的研究已有百年之久。相對國內來講，國外研究人員對微風振動的研究開展較早，研究的理論也較為成熟。G. H. Stockbridge于1925年研制出了“Stockbridge”防振錘，這是在借鑒了其它阻尼器優點的基礎上發明的，比如說貝特阻尼器；E. Bate在1925年以前就研制發明了一種阻尼器，如貝特阻尼器；1968年，Salvi研究發明了4R型防振錘。現在輸電線路中使用的防振金具已經越來越多，例如，PVC防振鞭、間隔棒、花邊阻尼線等。

能量平衡法作為現今微風振動計算中最為成熟的算法，經過了深入而又廣泛的研究。經驗公式加實驗擬合的方法是在輸電線自阻尼功率、防振錘消耗的功率和風功率輸入的機理均較為復雜情況下所采用的方法。

各國的許多學者幾十年來做了大量的風洞實驗和理論研究來測得風輸入給輸電線的能量，最終給出了實驗曲線，這種曲線是能表征風能怎樣隨振幅變化的。能量平衡法由于諸多因素原因應用起來是不確定的，例如參數離散性，不同的研究者的差別是很大的，這種情況有可能使得實驗曲線之間的吻合會有些不理想。然而在能量平衡法方面，各國的研究進度不一樣，我國在這方面受到了諸多條件限制，例如在國際上發表公開文獻方面，我國很少是有關于風功率輸入曲線方面的，造成了這方面研究的制約條件，其中風洞條件的限制是一個重要原因。

在正常的電力系統運行中，架空輸電線是存在自阻尼的，但有關它的自阻尼計算是非常少見的，理論研究也較少，大部分原因是因為它的形成非常之復雜。世界各國對自阻尼的研究主要都在實驗的測量上，通過實驗獲得的數據研究分析導線的自阻尼，得出有價值的理論。國內學者提出了用數學方法來計算輸電線的振動阻尼，根據基本的索振動微分方程得到了計算公式。測算導線振動阻尼的方法很多，國內外均提出了許多行之有效的方法，其中數學分析方法是一種精度很高的方法，它最先由外國學者提出，他運用微積分原理，借鑒了索有關的知識，最終得到了振動阻尼的計算式。科學的發展是永不止步的，由Noiseux提出的公式在很多方面還不完善，例如它不適用于專門的鋼芯鋁絞線制成的導線，也不適用于在較窄的頻率段中產生的隨機振動，同時若是由全鋁材料構成的導線也是不適用的，Lebfond和Hardy就從以上的基礎上完善了前人的計算公式。

解析方法與非解析法是求解體系動力響應的重要方法，動力學方法在廣義上包含的范圍是很廣的，它的研究范圍同樣也涉及了動力體系的方方面面。在架空輸電線路的動力研究中，方法很多，例如振型疊加法和有限差分法就是應用非常廣泛的兩種動力學研究方法。在輸電線路中做動力學研究時，得到的僅僅是有關輸電線和防振金具之間的動力方程，它是直接求解動力方程獲得微風振動響應的法。

輸電線路中的導線受到外部激勵后會產生不同程度的響應，Claren，N和Diana，G利用了振型疊加法對這種響應進行了計算，并且在公開刊物上，得到國內外學者認可。論文中將輸電導線簡化成了兩端鉸支的張緊弦，通過張拉的很緊的弦來模擬輸電導線，并且認為弦是兩端鉸接的，鑒于此，為了得到導線振動的解析解，論文中借助了張緊弦的橫向振動理論。論文觀點以及選取模型的正確性是要通過實驗驗證的，在進行了眾多實驗驗證的基礎上，Claren，N將實驗結果進行匯總，并且同振型疊加法所獲得的解析解進行了研究對比，最終發現誤差是非常小的，可信度高，理論和模型都是非常正確的。以上的研究為微風振動現象的研究發展邁出了重要一步，通過計算得到了關于導線振幅的解析表達式，但是鑒于微風振動計算的復雜性，以上的研究結果仍然欠缺一些理論知識。例如在輸入激勵力的問題上，發表文章中為了實驗方便而沒有做到精確模擬激勵力。再者導線本身是半柔半剛的，用拉緊的張弦來模擬會舍去導線本身具有的抗彎剛度，會對結果的精確性產生很大影響。

綜合前面的研究，方法很多，但是思路一樣，都是將原本的微風振動研究通過子系統分解來研究，例如分解為導線系統和激勵系統，將兩者分開考慮，最后綜合起來研究。風的作用是聯系兩者的紐帶，于是便通過了功率的輸入和輸出將兩個子系統耦合，綜合評價研究。這樣以來，對微風振動的研究就優點多多了，首先是對整個振動的分析較簡便，并且整個過程的計算量大大減小。同樣，這種方法也是有缺點的，它的計算對風洞實驗要求較多，風洞實驗獲取的實驗數據是它的基礎。

前面已經將其他的研究方法做了逐一介紹，唯獨尾流振子模型算法沒有介紹，和其它方法一樣，它也是一種較好的渦激振動研究方法。本方法對以往其他方法沒有涉及的尾流振蕩作用做了深入分析研究，運用了數學和力學相結合的方法來研究，通過列方程，聯系不同物質之間的參數，將流固耦合的現象充分的體現了出來。對尾流振子模型的研究，國內外學者都高度重視，其中升力系數的控制曾一度成為研究難點，HarDen和currie于1970年在充分利用了Van De Pol方程的基礎上求得了振子模型在數學上的表達公式，可以和結構的振動方程進行聯立求解。

通過以上的研究發現，每一種方法都有各自的優點和缺點，例如動力學方法的計算結果精度更高，而且概念也更加明確。在一定程度上，動力學方法的適用范圍是更廣的，計算結果也是更精確的，值得更深一步的研究。尤其是在綜合考慮流一固耦合基礎上，CFD方法結合有限差分法，可以考慮風與輸電線一防振錘體系的相互作用，同時考慮輸電線和防振錘動力效應的耦合振動，前提是在不大幅增加計算量的條件下。

半個世紀以來，微風振動的研究方法在推陳出新的同時也有著一套固定的方法，例如被各國學者普遍認可的能量平衡法。這種方法延續了自然界的能量守恒定律，通過能量平衡的研究方法來進行問題的更深一步分析，將風輸入的能量看成是能量輸入的源泉，將導線系統消耗的能量看成是能量耗散的集中地，通過兩者之間的平衡關系使得導線系統在微風振動作用下始終處于一種穩定狀態。如果要保證輸電線路的安全運行，當導線在振動穩定后，導線上各點（包括懸掛點在內）的動彎應變必須要合理控制，達到安全范圍中。1969年時RodolfoClaren，Member，IEEE和G.Diana對架空導線在風振作用下的動力響應利用了數學知識進行了分析研究，把微風振動現象在導線上產生的各種影響都進行了計算分析，對輸電線路微風振動理論的完善起到了重要的推動作用，是導線微風振動史上不可磨滅的一件事，為后續的研究工作開展起到了積極意義。以前的學者大都取一個檔距內的微風振動現象為研究對象，并沒有考慮到相鄰跨對要研究的輸電線路微風振動的影響，在借助了模態分析的結果后，simpson，A和sembi，P.S.對這種相鄰跨的影響問題進行了深入研究，取得了顯著效果；架空線路發生微風振動時，穩定后導線的振幅大小應該徘徊在一個固定的數值附近，鑒于此，Roughan，J.C.（1983）對這個問題開展了細致而全面的研究，并取得了一定的研究成果；對于風輸入給導線的能量大小，國際上一直沒有一個定論，Kraus，Michal（1991）就針對此現象將風輸入能量進行了測量，將自測結果與風洞實驗結果比較分析，驗證了風能輸入曲線，通過研究分析后得到了許多有價值的結論。微風振動現象的頻繁發生受到的外界因素無非就是天氣因素，然而導線本身的因素是否會起到什么作用不得而知，鑒于此，Heics，R.c.（1994）設計了實際線路實驗，將線路同等比例在試驗中運行應用，通過改變導線自身的張力大小，改變導線的自阻尼情況，改變導線風攻角情況來觀察微風振動振幅的變化情況，判斷其影響大小；Schmidt，J.T.（1997）通過試驗測量分析了阻尼器在微風振動中的能量消耗特性；由于超、特高壓電網建設的不斷加快，大跨越輸電線路成為了一種趨勢，對于這方面Rawlins，C.B.（2000）對大跨越導線的各種激勵響應進行了比較分析，最終得出了結論，由大跨越線路產生的大跨越效應將會使得跨端的阻尼需求減少很多；stockbridge型防振錘是現在輸電線路上應用較多的一款防振錘，外國學者Diana.G（2003）等人對它進行了理論和實驗研究，主要測算了它在線路上的布置情況和受力性能好壞。得出了有價值的研究結論，為其以后在輸電線路上的應用打下了堅實的基礎，能夠為后續的研究起到指導和借鑒的作用；Leskinen T.（2003）對輸電導線的使用壽命則利用了能量平衡法以及室內試驗同時進行的方法做了分析研究；sinha， Hagedorn P（2007）計算和研究了輸電導線連接點處于微風振動情況下的動彎應力；M.L.Lu（2007）等人用基于強迫振動和阻抗轉換的方法對防振錘一輸電線耦合體系振動進行了詳細求解。

對導線的微風振動現象進行研究，有些參數是必須通過試驗測量獲得的，這些參數在研究中起到了決定性作用，例如防振錘消耗的功率，輸電線本身的自阻尼功率以及風輸入功率[37]。對于防振錘一輸電線系統，在用數值方法求解時會用到，在用能量平衡原理求解時更能用到。

在防振金具的使用過程中，世界各國卻不盡相同，日本在架空輸電線路防振方面一直做的很好，在輸電線路上經常采用有效的防振金具，多采用組合減振的方式來得到減振效果，其中最常見的是防振錘和阻尼線相結合使用來減振的方法，防振錘主要起到了輔助作用，阻尼線則起到了主要作用；歐美各國在輸電線路防振方面則多采用防振錘來進行。

國外在微風振動領域的研究都比較快，然而我國卻因為起步較晚使得現在處于劣勢狀態，我國在這方面的研究已有40年之久，也取得了長足的進步。對微風振動現象的研究早在1977年我國就開始了，長江流域規劃辦公室工作人員研究出了怎樣充分利用減振器的方法，并且對消振器進行結構改進和參數優化，取得了良好效果，這是建立在微風振動時對硬母線進行了戶外實測研究和試驗基礎之上的；李盛欽根據自身的研究發現，防振錘安裝距離是存在很大研究價值的，同時對導線的振動半波長開展了較為詳細的研究；何曉雄（1995，2000）主要提出了計算振幅比平方和的方法，這是確定架空線防振金具安裝位置的一種有效的新方法；華北電力大學的王藏柱（2002）等借助現有能量平衡原理，對架空輸電線微風振動響應采用了傳遞矩陣法進行了計算；謝昌舉通過實驗分析對大跨越輸電線路進行了分析，例如對某大跨越線路的減振振設計采取了現場測量及試驗研究；王旭鋒（2005）研究了OPGW的防振問題；王洪采取了真型實驗的方法開展了研究，對大跨越架空線路進行了微風振動防振效果的時效分析，用來指導以后的大跨越微風振動防振措施的維護和設計。葉吉余，朱斌也介紹了防振錘、輸電線的抗疲勞問題，但是研究不夠深入。相比輸電線路的渦激振動疲勞而言，斜拉橋拉索和海洋管道的渦激疲勞問題研究的較多，作為一個非常相近的領域，在此也做一介紹。郭海燕在考慮了管外海洋環境荷載的情況下，同時將管內流動流體共同作用考慮在內，開始建立了有關海洋立管的渦激振動微分方程，然后用Hermit插值函數離散了立管微分方程，并通過利用Miner理論分析研究了立管的疲勞壽命，通過實例計算和編程，分析了管內流速對疲勞壽命和渦激響應幅值的影響。通過結果表明了，立管渦激振動響應由于立管的固有頻率因管內流體流速變化而接近漩渦脫落頻率時增大，疲勞壽命將會隨之顯著減少。盧偉對疲勞壽命服從威布爾分布做了假定，并充分考慮了平均拉應力的影響，相應的斜拉索疲勞可靠度公式經過了一定的修正得到。王一飛，楊美良，黨志杰，方開翔也對海洋管道和斜拉索的渦激疲勞問題進行了深入研究。

目前國內外輸電線路微風振動的計算方法主要有兩大類：能量平衡法和動力學方法。相比動力學方法，能量平衡法的應用更加普遍，更貼近實際。能量平衡法是運用能量平衡準則，利用了風輸入給導線的能量與防振器-輸電線系統消耗能量相等的原則來計算導線振動穩定時的振幅。動力學方法則是直接建立輸電線-防振器的系統方程，模擬了微風振動，利用動力方程求解得到系統響應。能量平衡法概念簡單，關系明確，能準確計算出微風振動穩定振幅；動力學方法計算結果可靠，理論架構清晰。

2 工程減振研究現狀

隨著科學技術的進步，人民生活水平的提高，減振技術已經越來越受到大家的重視。工程中的振動通常會危及結構安全，影響結構的正常使用壽命，精密設備不能正常使用，給人們的正常生產和生活造成不便。近年來，國內外對減振方面展開了大量的研究，學者們發表了多篇學術論文，取得了多項成就，給減振技術的提高帶來了巨大的推動作用。已取得的成果中包括了非線性減振系統的沖擊響應、在設計減振裝置上隨機振動理論的應用、彈性振動系統和多自由度振動系統減振裝置的計算方法、主動控制減振系統的分析和計算方法等，大大豐富了早期的減振理論。

德國郵船上在1902年裝的Frahm防搖水箱是在工程中應用最早的動力調諧吸振器，但是只有在激振頻率穩定不變的情況它才適合。通過研究表明，假如要使得動力消振器的振幅不過大，它的彈簧剛度系數k則不能過小，而且動力吸振器的質量必須要足夠大。Snowdon把質量為m的動力消振器平均分解為三個質量1/3m的動力消振器，并且它們的固有頻率比分別為0.96，1.0和1.04。經過數值計算表明，增加吸振器的數目，可以一定程度上擴展它的頻帶。Roberson研究了動力吸振器彈簧在非線性特性方面對減振效果的影響，發現了運用線彈簧構成的動力吸振器的減振頻帶要比軟彈簧構成的動力吸振器的窄一些。1952年，Young. D解出了有關懸臂直梁動力消振的問題。

橡膠減震最先于國外提出，并逐漸發展起來，現今已形成了一套完整的研究體系。各種各類的橡膠減震器能夠大批量生產的國家有前蘇聯、美國、英國、德國、法國和日本等，特別是日本。日本于1937以后為了將發動機架安裝在螺旋槳飛機上，開始了大批量生產防振橡膠。并且在1953年開始在制造飛機儀表盤上引入防振橡膠技術。日本在1960年的橡膠減震器消耗量已經達到了609噸，在1969年消耗的橡膠量已經超過了萬噸，9年內共增長了17倍。在這以前這種防振橡膠國外早已在外飛機上采用了，隨國外發動機和飛機的進口，開始逐步在日本應用，然后又經由其國內制造。早在第二次世界大戰前夕，德國就把艦船的動力設備上的減震器用天然橡膠制成了，并通過實戰獲得了卓越成效，同時彈性軸承的研究在20世紀60年代也開展了起來。防振橡膠技術是在第二次世界大戰戰爭期間和以前逐步積累起來的，戰后它便作為了民用工業應用于土木建筑，汽車鐵路機車車輛以及各種機械工業之中。早期的如：1946年在卡車上的應用，1947年防振橡膠在公共汽車各個部位上的使用。1951年以后在鐵軌機車車輛各個部件上的最早應用，尤其是在轉向架上成功使用了防振橡膠。作為橡膠工業的一個方面，自從1955年小轎車在日本的生產走上正軌后，防振橡膠就牢固的建立起了自己的地位。

國外的橡膠減震器發展迅猛，主要的發展趨勢是通過將減震與高阻尼這兩種性能聯合起來開發研究，獲得一種新型的阻尼減震器，達到良好的減震耗能效果。再就是通過對現有減震器進行結構和材料方面多加改進，使得這種結構形式的減震器更適應于在實際工程中應用。

我國在橡膠減震方面的研究起步較晚，大批量的橡膠減震器于60年代才開始了生產和研制。由于我國現代化進程的加速，人民對生活水平的要求越來越高，使得橡膠減震器在國內的發展非常迅猛，國內在橡膠減震方面基本形成了一整套的研發生產體系，前景十分誘人。但是和國外的研究相比，我國在橡膠減震工業中的起步較晚，基礎條件也比較差，檢測手段與實驗研究不很健全，沒有進行過系統的研究和開發，開發速度也相對較慢，技術水平及應用規模與國外相比還有非常大的差距，與國外先進水平相比大約落后了10～15年。伴隨著橡膠減振制品工程應用的日益廣泛，我們必須盡快引進國外先進的技術手段，提高我國橡膠減振制品行業的競爭力。目前與之相關的減震材料在技術研究方面已取得了階段性的成果，但是要將這些成果成功轉換為產品，繼而大規模的推向市場尚且需一定的時間。高分子材料已經成為繼石頭、鋼鐵之后高速鐵路應用的第三大材料，并且伴隨著高速列車向舒適化、高速化和安全化方向發展，并且將起到越來越重要的作用。目前來說，我國所生產的橡膠減震器除了XL系列高彈性聯軸節和部分橡膠―金屬減震器已實現標準化外，大多數的產品仍處于“非標準化”狀態。為了滿足整個社會發展的需要，應該在工藝技術、橡膠裝備、結構和材料幾個方面努力，繼續加快我國橡膠減震器的發展步伐。伴隨著環境保護法的實施和我國現代工業建設的高速發展，國民經濟各部門對噪音和振動控制技術提出了越來越高的要求。為了滿足社會快速發展的需要，應該著重加速我國橡膠減震器發展的步伐，并且力爭在大約10年左右的時間全面達到國外的技術水平甚至超過。

我國應努力做到：（1）新型橡膠減震器及新型減震阻尼材料的研發；（2）橡膠減震器產量提高與工藝裝備的優化；（3）引進減震技術，加快技術改革速度；（4）加速橡膠減震器產品標準化、系列化的進程。橡膠材料在減震應用方面的發展，可以通過實踐經驗的累積以及理論知識的不斷完善而得到實現。而各學科及適用范圍的不斷滲透，必將創造出更多的應用空間和機會。

在國內有很多人都在從事減振方面的研究，并且取得了多項研究成果，其中大部分主要集中在減振結構參數的優化和新型減振裝置的研制。李春祥等研究了在結構受地震作用下的TMD參數設計迭代，并對地震作用設為隨機荷載和單位簡諧荷載兩種情況加以考慮，并且得到了TMD參數的實用設計表格。林莉等學者分析研究了機械阻尼振動被阻尼吸振器吸收的情況，并且對頻率特性進行了試驗和分析，主要的優化目標是以主質量對基座作用力最小，提出了使減振頻帶能夠盡可能多的并且包含激勵頻譜的參數選擇原則。近幾年來，高撓度建筑結構的迅速發展，很多摩天大樓都已經采用了動力吸振器，這就在一定程度上推動了多自由度系統和彈性系統動力消振理論的發展。

目前國內外學者都對減振技術進行了多方面深層次的研究，設計了多項減振裝置，研究發現了許多減振方法，發表了多篇高水平的論文。經過幾代人不懈努力，減振方面的研究發現已經成功應用于多項實際工程中，這將作為一種激勵推動后續減振事業的發展。

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篇13

引言

汽車緩沖限位塊是減振系統中非常關鍵的零件之一.在國產中高檔轎車和商務車中，緩沖限位塊通常與彈簧組合使用.當車輛遇到惡劣路面時，彈簧先產生一定的形變，隨后緩沖限位塊開始吸收沖擊能產生形變，滿足司乘人員乘坐的舒適性要求和轎車行駛的平穩性要求；同時，減振器和汽車底盤也得到充分保護，能夠有效提高減振器的使用壽命[15].緩沖限位塊在減振系統中的結構示意見圖1.

采用聚氨酯材料制作的緩沖限位塊相比于單純的彈簧系統或橡膠緩沖塊，主要有以下優點[6]：（1）良好的壓縮性和變形能力；（2）非常優秀的耐動態疲勞性能；（3）良好的化學穩定性，如耐低溫、耐老化和耐磨性等；（4）質量更小.

我國涉足聚氨酯緩沖限位塊的時間較晚，目前產品開發存在的問題主要體現在2方面：（1）工藝技術不成熟，表面易起泡，影響外觀質量和使用壽命；（2）機械性能難以滿足要求，試驗容易產生開裂破壞.

本文以某款新開發的聚氨酯緩沖限位塊為研究對象，在材料滿足機械性能要求的前提下，采用結構有限元法[7]，在Abaqus 6.10中通過對限位塊靜強度計算結果的解讀，分析產品疲勞試驗開裂的原因，提出優化改良方案，并對優化后的產品進行靜強度計算，最終獲得滿足要求的緩沖限位塊結構.

圖 1緩沖限位塊結構

1原始結構分析

本文研究的緩沖限位塊在樣品試制階段進行疲勞試驗.試驗方案是將限位塊放在試驗平臺上，由金屬壓頭將限位塊壓縮36 mm.根據減振系統設計要求，緩沖限位塊要滿足20萬次的疲勞壽命而不發生開裂；但在樣件試驗過程中，產品壓縮12萬次后發生開裂，見圖2.

圖 2緩沖限位塊樣件疲勞開裂

本文參考試驗內容建立緩沖限位塊結構分析有限元模型，通過對應力分布的分析，查找疲勞破壞的原因.

1.1有限元模型建立

有限元模型的建立和分析在軟件Abaqus 6.10中進行.根據緩沖限位塊結構特征，取1/2對稱模型，采用C3D8R單元劃分網格，單元數量為172 134個，網格模型見圖3.

根據樣件試驗條件，建立約束條件和載荷（見圖4）.

（1）在對稱面上施加對稱約束.

（2）建立剛性面模擬試驗底座，剛性參考面參考點為全約束.

圖 3緩沖限位塊有限元網格模型

圖 4有限元模型邊界條件

（3）建立剛性面模擬試驗壓頭，剛性面參考點約束除U3之外的自由度.

（4）在剛性面與緩沖限位塊的接觸面以及緩沖限位塊上可能發生自接觸的各表面，設置接觸關系.

（5）根據試驗要求，壓頭剛性面參考點施加向下的軸向位移36 mm.

1.2應力結果分析

試驗中樣件發生斷裂破壞，根據材料力學強度理論，在有限元分析中選取結構的拉應力值進行判斷.提取減振器受載后的位移拉應力曲線，見圖5.已知該聚氨酯材料的斷裂強度（即拉伸極限）為50 MPa.由圖5可知，當加載位移為25 mm時產品拉應力超過拉伸極限，說明此時產品局部位置已經開始發生斷裂.

圖 5位移拉應力曲線

緩沖限位塊受載25 mm時的拉應力分布見圖6可知，緩沖限位塊中超過拉伸極限的位置分布在內部上端凹槽處，亦即此處可能先發生微小尺寸斷裂.

圖 6緩沖限位塊拉應力分布

緩沖限位塊為圓周回轉結構，加載方向為沿回轉軸向，受載時緩沖限位塊結構沿軸向壓縮的同時沿周向擴張，產品周向產生相對較大的張力；在周向凹槽、孔和圓角位置會出現應力集中，產生較大的應力，并導致在應力集中位置發生初始破壞.該緩沖限位塊內部上端的凹槽即屬于此類情況，當加載位移達到25 mm時，凹槽位置的拉應力超過50 MPa，開始出現微裂紋.隨著產品不斷承受疲勞載荷，微裂紋隨之擴展，擴展達到一定程度時微裂紋引起大范圍的斷裂破壞，呈現如圖2所示的破壞狀態.

由圖6可知，除上文提到的凹槽外，緩沖限位塊頂部的受載平面位置、外圓周的2個凹槽位置以及底部平面位置，在受載過程中所產生的拉應力相對較大，由此可推測當緩沖限位塊受載位移達到35～40 mm時，以上位置皆可能出現微裂紋，且會隨著疲勞載荷的施加而不斷擴展，導致產品局部破壞，直至失效.

緩沖限位塊壓縮26 mm的變形云圖見圖7，可知，緩沖限位塊沿軸向的位移是均勻變化的，即產品沿軸向的應變是均勻變化的（應力集中位置除外），在產品工作過程中能夠平穩地實現減振的目的，因此，軸向結構不需要優化.

圖 7緩沖限位塊壓縮26 mm的變形云圖

經原模型計算分析可見，緩沖限位塊的周向形面結構需要優化.

2結構優化分析

由于緩沖限位塊內部上端凹槽為非功能結構，為滿足機械性能，可以將其優化去除.另外，由于該產品由聚氨酯材料制作，在發泡過程中容易在尖角位置產生氣孔等不良缺陷，因此在結構優化時將關鍵位置的尖角結構改為圓角.優化前后的結構對比見圖8.

（a）優化前（b）優化后圖 8緩沖限位塊優化前后結構對比

優化后結構具有軸對稱特征，采用軸對稱有限元建模方法，可以大幅降低計算量，有利于優化分析研究.

緩沖限位塊受載36 mm時的拉應力分布云圖見圖9，從左到右依次為：全局拉應力、面外（周向）拉應力和面內拉應力.顯然，優化后緩沖限位塊結構表面的拉應力主要分布在內側的①②區域和外側的③區域，以圓周方向拉應力為主；縱截面內部拉應力相對較小，且分布較均勻.此結果再次表明，原始結構中在①區域設置凹槽結構必然會引起較大的應力集中，是不合理的結構設計.圖 9緩沖限位塊受載36 mm時的拉應力分布云圖

對優化后的結構重新進行分析，提取位移拉應力曲線，見圖10.

圖 10優化模型位移拉應力曲線

由圖10可知，在加載36 mm時，緩沖限位塊拉應力為36.45 MPa，尚未達到拉伸極限，亦即產品不會發生斷裂破壞，優化模型符合設計要求.

3結論

（1）緩沖限位塊原模型受載25 mm時，在內部上端凹槽處出現應力集中，拉應力超過拉伸極限50 MPa，開始出現微裂紋，且隨著交變載荷的施加開始擴展，最終導致產品開裂失效.

（2）優化模型去除引起應力集中的凹槽，受載36 mm時，產品拉伸應力未超過拉伸極限，該優化結構滿足設計要求，且優化去除的凹槽屬于非功能結構，因此優化方案可行.

（3）在產品試制過程中，運用仿真和優化的方法明確緩沖限位塊試驗開裂的原因，并提出優化改良方案，加快產品研發速度.參考文獻：

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