【www.zhangdahai.com--其他范文】
齐 爽， 刘小根，， 万德田， 郑德志， 孙与康
(1. 中国建筑材料科学研究总院有限公司，绿色建筑材料国家重点实验室，北京 100024；
2. 中国国检测试控股集团股份有限公司，北京 100024)
随着“四纵四横”高速铁路网的建成及“八纵八横”高速铁路网的初步成型，截至2020年底，中国高速铁路总运营里程已达到3.79万km[1]。已有研究表明，随着列车运行速度的不断提高，列车在行车[2]、会车[3]及高速穿越隧道时[4-6]，会诱发明显的气动效应。特别是列车高速穿越隧道时，隧道内压缩波和膨胀波所产生的阻力对列车行车有直接影响，且呈现准周期性波动[7-8]。图1为CRH380AL动车组以380 km/h的速度通过隧道时车内外压力变化时间历程图，显示了压力在短时间内引发了巨大的气压瞬变[9-10]，这对行驶中的高速列车玻璃的不利影响较为明显，据不完全统计，某型号高速列车在中国西成线上(设计时速250 km/h)通车行驶不到半年，在司机室及客室侧窗部位就陆续发生上百片玻璃的破裂事故(图2为高速列车玻璃典型破裂形貌)，远高于行驶在平原地区线路的列车。
图1 CRH380AL动车组以380 km/h的速度通过隧道时车内外测点压力变化曲线
图2 高速列车玻璃典型破裂形貌
与传统玻璃受静态或准静态风压作用不同，高速列车玻璃承受载荷为典型的气动载荷，一般会在很短(0.1～0.5 s)时间范围内承受正负气压剧变作用。为了解其失效机理，石得春[11]及Lin et al[12]基于 ANSYS/DYNA 分析软件，对列车及车窗结构进行了分析，分别得出了在高速列车交汇压力波作用下，列车车窗玻璃应力随时间变化的曲线及车体和侧窗的典型瞬态响应(应力和侧向位移)。田红旗等[13]对瞬变压力冲击载荷作用下的客车车体钢结构及车窗进行了分析, 考核了既有线上现有车辆承受列车交会压力波的能力。钱春强等[14]采用有限元法模拟了高速列车车厢在3种等速(250、350、500 km/h)明线交会时产生的压力波作用下的动态响应过程，得到侧窗中心 Mises 应力随时间的变化曲线，明确了高速铁路气动效应作用下列车玻璃的动态响应。Muhammad et al[15-16]及Tan et al[17]均对冲击载荷下钠钙玻璃及铝硅玻璃等玻璃材料的破坏模式、裂纹扩展、破坏过程等进行了实验研究，特别是Peng et al[18]首次采用铝硅酸盐玻璃进行Hopkinson压杆动态压缩试验，研究了高速列车挡风夹层玻璃的断裂行为。
为预防高速列车玻璃在气动压力作用下破裂，对其进行合理的承载性能及强度设计至关重要。高速列车玻璃一般由夹层玻璃或夹层+中空玻璃复合而成，由于存在PVB(聚乙烯醇缩丁醛酯)胶片，其承载变形性能对载荷持续时间较为敏感[19-20]。对这类复合玻璃结构，迄今为止，人们一般参照建筑或汽车玻璃设计，基于静态压力方法，计算出风载荷作用下(一般持续时间大于3 s)的各片玻璃载荷分配及最大应力，以确定其是否满足要求。由于高速铁路列车玻璃受到的是典型气动压力正负循环疲劳作用，在承受动态载荷的结构分析和设计中，使用静态特征分析结果与实际状态会存在较大差异。现以典型高速列车玻璃受力特征及结构为分析对象，基于理论分析，设计气动压力加载试验，以明确气动压力作用下的高速列车玻璃承载特性及应力分布，为高速列车玻璃气动压力承载设计计算及结构优化提供依据。
1.1 玻璃构件
以CRH3型列车客室车窗玻璃典型结构为参照依据(列车设计最高运营速度为350 km/h)。选择实验用中空夹层玻璃规格如下：内片为4 mm+1.52 mm PVB +4 mm双钢化夹层玻璃，外片为5 mm+1.52 mm PVB+5 mm双钢化夹层玻璃，中空气体层厚度为16 mm，玻璃长宽尺寸为1 480 mm×800 mm。
1.2 气动压力加载装置及加载
采用动车组玻璃疲劳试验机进行气动压力加载，其结构如图3所示，列车玻璃安装于疲劳试验机上，安装如图4所示，其中金属窗框通过螺栓固定在密闭腔体上。通过控制气动压力发生装置，可实现对玻璃试样进行正负气压加载，并改变加载压力、速率及加载时间。
图3 高速列车玻璃气动加载装置
图4 被测高速列车玻璃规格、结构及安装示意图
为验证研究理论计算结果的准确性，选择实验环境温度为25 ℃，最大正负压为±2 500 Pa，加载频率为2 Hz的试验参数进行对比，按图5所示载荷曲线对玻璃试样进行循环加载，即玻璃一个加载过程(从初始状态再次回到下个初始状态)的作用时间为0.125 s，与文献[8]提供的实测作用时间较为接近。
图5 气动载荷加载曲线图
1.3 列车玻璃应力应变测量
采用8通道INV3062C1(S)型动态应变采集仪，实验过程中，采集频率为5 kHz。电阻应变计型号为BE120-1CA-Q30 P400的应变花，电阻值为120 Ω，灵敏系数为2.10%。应变花贴于被测玻璃板中心表面(应力最大处)，测量玻璃的三向应变，其最大拉应力
(1)
式中，ε0为0°(长边)方向应变；
ε45为45°方向应变；
ε90为90°(短边)方向应变；
E为钢化玻璃材料弹性模量，取值为72 MPa；
μ为玻璃材料泊松比，取值为0.24。
2.1 气动压力作用下夹层玻璃等效厚度
因列车玻璃为由夹层玻璃组成的复合结构，确定气动压力不同作用时间下夹层玻璃的等效厚度是计算列车玻璃整体承载性能的前提。等效厚度即一定组合的复合玻璃结构与一定厚度的单片玻璃在相同支承条件，相同载荷条件下，两者产生相同的变形或应力，该单片玻璃的厚度即为该复合玻璃的等效厚度，可通过理论计算获得。
不考虑胶片厚度及其黏结作用，文献[21]给出的计算公式如下
(2)
赵西安等[22]给出的考虑胶片黏结作用的夹层玻璃等效厚度计算经验公式如下
(3)
文献[23]考虑了胶片的层间剪切作用及胶片厚度的贡献，给出的夹胶玻璃的等效厚度计算公式如下
(4)
(5)
式中
(6)
(7)
(8)
(9)
ts=0.5(t1+t2)+tv
(10)
(11)
式中，t1eq、t2eq分别为第1片玻璃及第2片玻璃为承载面对应的等效厚度，若t1=t2，则，t1eq=t2eq；
τ为玻璃胶片的剪力传递系数；
t1、t2、tv分别为双片夹层玻璃中的2片玻璃和胶片的厚度；
L为玻璃板短边长度；
E为钢化玻璃的弹性模量；
G为PVB胶片的剪切模量。
式(2)、式(3)未包含PVB胶片的剪切模量参数，已有研究表明，PVB胶片是应变率及温度敏感材料，其剪切模量与温度及胶片的作用时间有关[17, 24]，并明显影响夹层玻璃的等效厚度及承载变形性能。
按GB/T 32061—2015《夹层玻璃中间层剪切模量的测量方法》，对PVB胶片进行原始数据测量，制作出不同温度下PVB材料的时温等效主曲线，根据不同温度、时间主曲线数据，采用线性插值法，在主曲线上选择相关温度、负载周期的复数弹性模量数值，获得25 ℃时不同负载作用时间下PVB胶片的剪切模量见表1。
表1 不同负载作用时间下PVB胶片的剪切模量(25 ℃)
根据式(2)～式(4)及表1结果，计算获得夹层玻璃等效厚度见表2。
表2 夹层玻璃等效厚度计算结果(25 ℃) mm
由表1及表2结果可知，相同温度下，随着载荷作用时间的增大，PVB胶片对应的剪切模量减小，同条件下，计算出来的等效厚度也变小。由于文献[21]给出的计算公式未考虑胶片黏结作用，因而其计算获得的夹层玻璃等效厚度均比其他方法计算出来的结果要小。
2.2 气动载荷作用下中空夹层玻璃承载特性
2.2.1 理论计算
当中空玻璃的一面受到气动压力作用时，其变形挤压中空间隔层密闭气体，使得密闭气体压力增大或减小，以完成载荷传递至另一面玻璃。
图6 中空玻璃承载变形示意图
因作用于外片的载荷持续时间只会影响中空层空气的传递时间，并不会影响2片玻璃的载荷分配比例。中空玻璃中空层气体满足理想气体定律，如不考虑中空层气体的温度变化，可得到
P0V0=(P0+Δp)(V0-ΔV)
(12)
式中，P0为中空层初始压强，通常为1标准大气压(1.013×105Pa)；
Δp为中空层的压力变化；
V0为中空层初始体积；
ΔV为中空层的体积变化。在均布荷载p0的作用下，中空玻璃的2片夹层玻璃会发生协同变形，其示意图见图6。选择中空玻璃面板内任意一坐标位置，设2片夹层玻璃在该位置点分别为A1、A2，其对应的挠度分别为w1、w2，如对中空玻璃整个面域内进行积分，则可得到ΔV，中空层的体积变化为[25]
ΔV=|∮(w1-w2)dσ|
(13)
因中空玻璃的2片夹层玻璃边缘为胶支承，可近似为四边简支，基于中空玻璃中空层气体压力变化传递载荷原理，此时，可得中空玻璃的2片夹层玻璃的挠度计算公式[26]
(14)
(15)
式中，m=1，3，5，…；
n=1，3，5，…；
a、b分别为板的长边、短边;D1、D2分别为第1和第2片夹层玻璃的刚度；
P1、P2分别为第1片玻璃和第2片玻璃两面的气压差，由图6可知，P1=p0-Δp,P2=Δp。
将式(14)、式(15)带入式(13)并积分，且取m=3，n=3，可得较精确结果计算公式
(16)
式中
(17)
(18)
式中，h1eq、h2eq分别为第1面和第2面夹层玻璃的等效厚度，可根据表2中结果取值。将式(16)带入式(12)，即可得到一个关于Δp的一元二次方程，从而可精确定量计算得到Δp。
中空玻璃的2片夹层玻璃最大拉应力均在板中心，其计算公式如下[26]
(19)
(20)
式中，f为系数，与板的长短边长度之比有关；
σ1max、σ2max分别为外、内片的最大拉应力。以上计算得到的最大应力不得超过玻璃材料面板中心部位的强度设计值。
2.2.2 实验验证
采用实验装置、加载方式及实验条件进行加载，应变花分别粘贴于中空玻璃的2片夹层玻璃的外表面板中心处，气动压力作用在5 mm+1.52 mm PVB+5 mm的夹层玻璃一面(承载面)。启动加载装置及应变测量装置，获得2片夹层玻璃板中心处的3个方向应变，按式(1)计算得到最大主(拉)应力。
图7、图8分别给出了承载面和非承载面夹层玻璃在3个方向上实验所测量得到的应变时域图，图中承载面达到最大正应变时，非承载面对应于最大负应变，承载面达到最大负应变时，非承载面达到最大正应变。因实验过程中采用的正负载荷相同，因此，每面玻璃测量得到的最大正负应变也基本相同。
图7 承载面玻璃板中心部位各方向应变时域图
图8 非承载面玻璃板中心部位各方向应变时域图
将图7、图8测试结果代入式(1)，获得被测列车玻璃承载面和非承载面的最大拉应力实测结果见表3。
表3 被测高速列车玻璃最大拉应力实测结果
按表2给出的等效厚度，依据式(19)和式(20)计算获得的承载面和非承载面的最大拉应力理论值及其与试验实测值偏差结果见表4。由表4可以看出，采用文献[23]给出的等效厚度计算公式，考虑胶片剪切模量的作用时间效应，按本研究选择的胶片实际试验作用时间(0.125 s)获得的理论计算结果与试验结果最为接近，其中承载面玻璃偏差为3.29%，非承载面玻璃偏差为-12.6%。如果采用持续作用时间分别为1 min和1 h进行计算，则承载面玻璃理论与实测偏差分别达到48.9%和52.4%，非承载面玻璃偏差分别达到27.7%和33.9%。对比结果可知，进行气动压力作用下高速列车玻璃承载性能计算时，需确定气动压力作用时间下对应PVB胶片的剪切模量，才能获得足够精确的计算结果。另外，采用文献[21]和文献[20]给出的等效厚度计算公式，计算得到的最大拉应力与实测值承载面玻璃偏差分别达到73.7%和61.0%，非承载面玻璃偏差分别达到67.3%和57.3%。显然，以上两者偏差值远大于工程实际计算需求精度，说明该2种计算方法不适合于气动压力作用下高速列车玻璃的承载性能计算。
表4 被测高速列车承载面和非承载面玻璃的最大拉应力理论值及与实测值偏差结果
(1)夹层玻璃PVB胶片的剪切模量对作用时间敏感，随着载荷作用时间的增大，PVB胶片对应的剪切模量减小，同条件下，计算出来的等效厚度也变小。(2)进行气动压力作用下高速列车玻璃承载性能分析时，需确定气动压力作用时间下对应PVB胶片的剪切模量，才能获得足够精确的计算结果。基于文献[23]给出的夹层玻璃等效厚度计算公式，选择与实测相同作用时间(0.12 s)及温度(25 ℃),采用本研究给出的计算方法获得的被测高速列车玻璃承载面和非承载面的最大拉应力与试验值偏差分别为3.29%和-12.6%，较好地满足了工程精度要求。(3)采用文献[21]和文献[20]给出的等效厚度计算公式得到的被测高速列车玻璃最大拉应力与实测值偏差远大于工程实际计算要求精度，说明该2种计算方法不适用于气动压力作用下高速列车玻璃的承载性能分析。
猜你喜欢 中空计算公式气动 电机温升计算公式的推导和应用防爆电机(2022年4期)2022-08-17一种连翼飞行器气动和飞行力学迭代仿真方法北京航空航天大学学报(2021年4期)2021-11-24无人直升机系留气动载荷CFD计算分析北京航空航天大学学报(2021年9期)2021-11-02基于NACA0030的波纹状翼型气动特性探索北京航空航天大学学报(2021年6期)2021-07-20巧思妙想 立车气动防护装置劳动保护(2018年5期)2018-06-05谈拟柱体的体积高中生学习·高二版(2017年9期)2017-10-25死于果实长江文艺(2017年8期)2017-08-15一种滑翔伞用手柄及其成型模具科技资讯(2016年5期)2016-08-13微分在近似计算中的应用考试周刊(2016年44期)2016-06-21变力做功的八种求法新高考·高一物理(2014年4期)2014-09-17本文来源：http://www.zhangdahai.com/shiyongfanwen/qitafanwen/2023/0602/606144.html
