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  • [资讯] 石蜡油闪点对EPDM热老化性能的影响
    三元乙丙橡胶(EPDM)是乙烯、丙烯以及非共轭二烯烃的三元共聚物,主链的饱和特性使EPDM具有非常优越的耐热/ 光/ 臭氧稳定性、耐水性和电绝缘性能,而且在所有通用橡胶中具有极低的比重,能填充大量填料和油,因此可以制作成本低廉的橡胶产品,广泛应用于汽车、防水卷材、电线电缆等行业。 为改善橡胶的弹性、耐寒性、易加工性、易混炼性等特性,橡胶中经常需要加入特定操作油,其是橡胶加工生产中一种重要的加工助剂。对于非极性EPDM来说,石蜡油由于价格低廉,易于获取,与乙丙橡胶相容性较好,成为EPDM最经常使用的增塑剂之一,可大量填充,还能降低制品成本。徐正伟等在研究石蜡油对过氧化物硫化和硫黄硫化EPDM交联密度的影响时发现,两种硫化体系的硫化胶交联密度均随着石蜡油用量的增加而减小,并且发现过氧化物交联效率随石蜡油用量增加而减小。 近年来,针对环保橡胶油的研制和应用研究发展迅速,但是由于市售石蜡油产品牌号众多,质量参差不齐,价格悬殊,技术人员在选用时难以抉择。本文分别以过氧化物硫化以及硫黄硫化EPDM为基体材料,选取4 种热稳定性不同的石蜡油,通过橡胶热氧老化数据,研究不同特性的石蜡油对EPDM胶料物理机械性能和热氧老化性能的影响。 一、实验部分 1. 原材料 EPDM,8570C,阿朗新科公司产品;炭黑,N550,青岛赢创化学有限公司产品;炭黑,N660,美国卡博特公司产品;硫黄,莱茵化学有限公司产品;DCP-40,科茂橡塑材料有限公司产品;1# 石蜡油,无锡新润石油化工有限公司产品;DK650,克鲁勃润滑剂(上海)有限公司产品;T15,汉圣化工有限公司;石蜡油3206,深圳市优宝新材料科技有限公司产品。其他均为市售工业品。 硫黄硫化EPDM系列基本配方:EPDM100,N550 120,石蜡油 120,ZnO 5,硬脂酸 1.5,防老剂 3,促进剂CBS 和DM 4.2,硫黄 1.2。 过氧化物硫化EPDM 系列基本配方:EPDM 100,N660 22,石蜡油 120,陶土40,ZnO 5,SA 1.5,防老剂 3,DCP-40 7。 2. 试样制备 EPDM 混炼胶制备:将生胶、除硫化剂和促进剂以外的其他小料一起投入使用青岛科高公司生产的X(S)M-5X1060型密炼机,设置初始混炼温度为85℃,转速为30r/min,首先加入生胶,混炼一段时间后加入炭黑、填料、油、防老剂,当混炼温度升高至100℃时,抬起上顶栓,再加入硫黄、促进剂或者过氧化物,硫黄硫化体系控制排胶温度为110℃,而过氧化物硫化体系控制排胶温度为120℃。随后,用开炼机下片,停放24h 待用。 EPDM硫化胶制备:将EPDM混炼胶裁成规定大小放入美国UCAN公司生产的UA-2202 型平板硫化机中进行硫化,其中硫黄体系硫化条件为180℃×10min(2mm试片)和180℃×15min(6mm试片),过氧化物体系为二段硫化,2mm试片硫化条件为一段180℃×10min,二段为170℃×3h,6mm试片硫化条件为一段180℃×15min,二段为170℃×3h。 3. 分析测试方法 EPDM 硫化胶的拉伸性能按照GB/T528-2009 采用德国ZWICK公司的Z005 型电子拉力机进行测定,采用哑铃型试样,获得拉伸强度、100%定伸应力、断裂伸长率等相关参数。 硬度测试按GB/T 531.1-2008 采用德国Bareiss 公司生产BS1342 型硬度计进行测定。热氧老化实验在热氧老化箱中进行,老化条件:硫黄体系采用150℃×70h,过氧化物体系采用175℃×96h。 二、结果与讨论 本实验选取的4 种商品化油品,理化特性见表1。其中黏度可反映油品的流动特性,既影响胶料的塑性又影响硫化胶的物理机械性能,如硬度、弹性、拉伸强度等。 闪点是指在规定试验条件下,加热油品时逸出的蒸气和空气组成的混合物与火焰接触发生瞬间闪火时的最低温度,用℃表示,是衡量挥发性以及油品在贮存、运输和使用过程中安全程度的指标。 倾点是指油品在规定的试验条件下,被冷却的试样能够流动的最低温度,反映了油品的低温流动性,倾点越低,油品的低温流动性越好。 苯胺点是指油品与等体积苯胺在互相溶解成单一液相所需的最低温度。它是衡量油品中芳烃含量的一个指标,苯胺点越高,油品中烷烃含量越多;反之,则芳烃含量越多。从表1 可以发现,3206 油品的黏度最高,其次为T15,而1# 石蜡油和DK650 的黏度最低;按闪点高低排序为3206>T15 >1#> DK650;4 种油品的倾点均低于-9℃。 2. 石蜡油的TG 分析 4 种油品在氮气氛围下的TG和DTG曲线见图1。从图1 可以看出,温度在150℃左右时,4 种油品出现降解,1# 石蜡油和DK650 的初始降解温度要明显低于T15;温度在500℃左右时,4 种油品均大部分裂解,残留极少量残炭。另外,最大失重速率所对应的温度高低顺序分别为石蜡油3206>T15>DK650>1#,这与油品闪点的规律性有一定对应关系,因为两者均与油品的化学结构和组成有关。 一般认为,TDS 闪点越高,可侧面反映同种类型油品的耐热性能的好坏。但要注意的是,当两种油品的TDS 闪点指标接近时,比较耐热性指标,则还要借助其他分析表征方法。如1# 石蜡油的闪点比DK650 的闪点高10℃,但通过TGA 曲线可以发现,DK650 最大失重速率所对应的温度却高于1# 石蜡油。 2. 硫黄硫化EPDM 硫化胶的性能 EPDM 通常采用硫黄硫化体系、过氧化物硫化体系、树脂等硫化,其中采用硫黄硫化体系具有硫化速度适中、操作过程安全、良好的物理机械性能和动态性能等优点,但是容易发生喷霜,硫化胶压缩永久变形大。不同石蜡油对硫黄硫化EPDM硫化胶物理机械性能的影响见图2。从图2 可以看出,当所用石蜡油用量相同时,除了T15 填充EPDM硫化胶的拉伸强度略低外,4 种硫化胶的硬度、拉伸强度和断裂伸长率相近。 硫黄硫化EPDM硫化胶的热老化性能变化见表2。 从表2 可以看出,硫黄硫化EPDM硫化胶在150℃×70h 条件老化后,硫化胶的硬度均增加,拉伸强度和断裂伸长率均下降。老化前后3 项性能的变化率由小到大的顺序相同,均为3206<T15<DK650<1#,说明3206 油品填充的EPDM硫化胶的老化性能最好,这与热氧老化过程中油品在胶料中的热稳定性高有关。而热稳定性相对较差,或者说黏度比较低的操作油则容易迁移到试样表面并挥发,从而使老化性能下降。 3. 过氧化物硫化EPDM 硫化胶的性能 对于过氧化物硫化EPDM,由于形成了稳定的C - C交联键,使硫化胶的热稳定性变好,并且胶料硫化速度快,故在耐高温和低压缩永久变形等应用中越来越广泛。 不同石蜡油对过氧化物硫化EPDM硫化胶物理机械性能的影响见图3。 从图3 可以看出,当所用石蜡油用量相同时,4 种硫化胶的硬度相近,DK650填充体系的EPDM获得最高的拉伸强度和断裂伸长率,其次为3206 油品、T15油品,最后为1# 油品,出现这一现象的原因除了油品增塑效率的差异外,还与油品特性影响过氧化物交联效率有关。 过氧化物硫化EPDM硫化胶的热老化性能变化见表3。 从表3 可以看出,在175℃×96h 条件老化后,过氧化物硫化EPDM硫化胶的硬度均不同程度增加,其中3206 油品硬度变化最小,而4 种硫化胶老化后的拉伸强度和断裂伸长率均下降。老化前后3 项性能变化率的规律与硫黄硫化EPDM硫化胶的老化规律相同,由小到大的顺序仍然为3206<T15<DK650<1#,因此,石蜡油热稳定性的高低与EPDM硫化胶的热氧老化性能呈正相关关系。 三、结论 1. 对于硫黄硫化EPDM 或者过氧化物硫化EPDM,当石蜡油用量相同时,硫化胶的硬度相近,并且发现石蜡油的热稳定性越高,EPDM硫化胶的耐热氧老化性越好。 2. 预测石蜡油的热稳定性差异,TDS的闪点数据可作为参考,但是当两种油品闪点相差不大时,需配合使用TG分析进行快速准确的鉴定。
  • [资讯] T125/80R18 临时使用备胎的开发设计
    目前,越来越多的整车厂开始使用T型备胎(temporary use tyre),T型备胎的设计主要解决以下3 个痛点:一是低气味,多数备胎是安装在车内,对低气味要求越来越高;二是轻量化,轮胎结构必须优化设计,以减少车辆质量,省油环保;三是低气压下降率,T型备胎月气压下降率一般要求低于2.5%,甚至更低,选用气密性能优异的材料以及设计与轮辋接触的轮胎子口部位至关重要。 一、技术要求 根据国家标准《中国轮胎轮辋气门嘴标准年鉴(2019)》中关于对临时使用T型备用轮胎的要求,确定T125/80R18 备胎的技术参数为:测量轮辋4T×18,充气外直径(D′)657(652~662)mm,充气断面宽(B′)131(126~136)mm,标准充气压力420kPa,标准负荷指数100,负荷能力800kg,速度级别M。 二、设计要点 1. 结构设计 (1)首先要考虑轮胎外轮廓的轻量化设计,轮胎充气后外缘尺寸目标值小于或等于国标规定值。 花纹深度要根据客户要求的最小里程数及胎面花纹和配方的耐磨程度来确定,取值为3.2mm。 (2)一般来说,轮胎充气后外直径的变化很小,一般仅会增大2~3mm。本次轮胎充气后外直径目标值为657mm,根据产品性能要求和以往设计经验,由于本次设计选用薄厚度胎面、双层带束层和无冠带条束缚设计,设计外直径取值为649mm,膨胀率(D′/D)为1.0123。 (3)T型备胎断面宽的变化与结构设计、材料的选择关系很大,根据以往T型备胎的设计经验:着和宽度等于轮辋宽度时,充气后断面宽B′一般会比设计断面宽B 减小1~2mm,目标值128mm,与实际结果相符。断面宽的设计值取值130mm,设计着合宽度每增加0.5 英寸,设计断面宽相应增加5mm(数值因断面扁平比不一样而略有调整)。本次T型备胎断面宽设计B为135mm。膨胀率(B′/B)为0.948。 (4)为减小胎侧和胎圈部位受力变形,本次设计断面水平轴上下位置(H1/H2)取值1.0042。轮胎断面形状见图1。 2. 胎面花纹设计 T型备胎与普通轿车胎相比,断面宽和行驶面宽度较窄。为保证行驶安全性、地面抓地力、操控性、噪音等需求,胎面花纹采用两条纵沟与横沟相结合的混合花纹方式。胎面花纹采用3 个节距变节距排列形式有效降低噪音,花纹周节数为72,设计花纹深度为3.2mm,满足磨耗要求,花纹饱和度为75.68%,可有效提升抓地性能。胎面花纹展开示意如图2 所示。 3. 低气味配方设计 2016 年7 月18 日,为贯彻落实《中国制造2025》和《大气污染防治行动计划》,工信部、财政部发布《重点行业挥发性有机物削减行动计划》,橡胶行业在削减范围之列。《乘用车内空气质量评价指南》(GB/T27630-2011)国标中明确提出要严控车内空气中有机物VOCs的浓度。为实现备胎的低气味设计,主要有以下措施: (1)采用医用级橡胶,消除刺激性气味。 (2)取消胶料配方中含有/ 产生“五苯三醛”的材料,低气味胶料配方设计对相关原辅材料的处理措施见表1。 (3)选用气味更低、更友好的材料。 增塑软化体系中的填充油目前有环保型和非环保型两类。非环保型芳烃油DAE,加工性能好,但是有刺激气味,污染环境;环保芳烃油TDAE、环烷油等环保型加工油,加工性能接近,不含致癌性物质,气味低。 增塑软化体系中塑解剂分为物理塑解剂和化学塑解剂。物理解塑剂在胶料混炼过程中能很快降低胶料黏度,减少混炼次数;化学塑解剂,如SJ-103(五氯硫酚类,有毒)有难闻气味;环保塑解剂2,2′- 二苯甲酰氨基二苯基二硫化物,气味低。 变更硫化体系促进剂。NOBS、TMTD等非环保材料含有致癌性物质且具有刺激性气味。硫黄母胶粒(以EPDM/EVA为载体),不仅无味,而且硫黄的分散效果更佳。另外,采用新型环保硫化剂,如TBzTD、TiBTD等。 (4)过程控制措施 在生产中要注意产生异味的过程,如密炼中增加提坨次数及延长开炼时间,以保证挥发性物质充分排出;使用粉末型隔离剂,以去除隔离剂的气味;在压延、压出、压型工艺过程中,清理干净残留胶;使用粉末型胶囊隔离剂,避免隔离剂产生的异味。 4. 低气压下降率设计 (1)T 型备胎月气压下降率要求比主胎严格得多,一般要求低于2.5%,甚至更低,其中轮胎与轮辋接触的子口部位设计至关重要。过盈量大,胎圈压力增大,造成轮胎装卸困难,往往会引起主机厂的抱怨;过盈量小,轮胎不能与轮辋配合紧密,会造成轮胎滑移量大,子口部位磨损,气压容易下降等质量问题。轮辋4T×18 的标定直径为462mm,胎圈着合直径(d)取值与轮辋直径相同或小0.5~2.0mm,根据设计经验,本测试选取460.6mm,子口与轮辋接触部位采用双角度的形式。一般着合宽度(C)的取值根据不同轮胎规格的高宽比来选择,为提高胎侧的刚性,提高操稳性能,兼顾舒适性,满足客户的规定要求,C 采用增大12.7mm(0.5英寸)的设计,取值为114mm。 (2)按照产品类别、轮胎膨胀率等,结合产品需求,选择合适的气密层、过渡层。按气密层1.0mm,过渡层0.8mm设计,实际成品内衬层最薄处厚度为1.4mm,成品内衬层最小厚度示意见图3。钢丝圈部气密层反包高度设计:气密层反包至钢丝圈1/2 高度位置,圈部气密层反包设计示意见图4。以上满足设计和使用要求。 5. 施工设计 (1)胎面胶采用低气味配方,胎面采用冷喂料挤出机三复合压出方式,充分发挥各种胶料的性能。 胎侧采用双复合压出方式。 (2)根据主机厂产品速度M级的性能要求及以往设计经验,本次设计采用两层钢丝带束层结构和无冠带层缠绕设计。带束层材料为3×0.28ST。为增强带束层的紧箍作用,满足稳定行驶中的速度要求,带束层角度选用24°。 (3)根据笔者所在公司现有半成品种类和帘布安全倍数计算结果,胎体选用单层1500D/2(28EPI)聚酯纤维帘布,为增强胎侧耐撞击性能,胎体采用高反包设计;钢丝圈采用直径为1.2mm 的规格,排列方式为3-4-3-2,钢丝圈缠绕盘直径为465.5mm。 三、产品性能 1. 外缘尺寸 (1)根据标准要求,新胎最大总宽度=新胎断面宽度×1.04;新胎最小总宽度= 新胎断面宽度×0.96;新胎最大外直径=2×断面高度×1.03+ 轮辋名义直径;新胎最小外直径=2× 断面高度×0.97+ 轮辋名义直径;胎面磨耗标志高度≥ 1.6mm,新胎总宽度:126~136mm;新胎外直径:652~662mm。 (2)抽检5条轮胎,检验总宽度和外直径。5 条新胎总宽度分别为:128mm、128mm、128mm、129mm、128mm。5 条新胎外直径分别为:658mm、658mm、659mm、658mm、658mm。检验结果均满足设计要求。 2. 质量 将轮胎表面异物清除干净后,放置在电子秤上称量轮胎质量,记录数据,要求轮胎质量5.6kg±0.2kg。抽检5 条轮胎的质量分别为:5.4205kg、5.4680kg、5.4710kg、5.4720kg、5.4315kg。检验结果满足设计要求。 3. 强度性能 将轮胎安装在试验轮辋上, 充气压力360kPa,使用端部直径19±0.5mm 半球形的金属压头以垂直于胎面方向,在尽可能靠近胎面圆周中心线的花纹块上,以50±2.5mm/min 的速率加载,直至轮胎胎冠被压穿或其最小破坏能达到295J。检测结果显示,轮胎破坏能为325J,满足设计要求。 4. 脱圈阻力 保证轮胎胎圈座与轮胎配合面部位洁净、干燥,在不借助任何润滑或黏合辅助材料的情况下将试验轮胎安装在试验轮辋上,充气压力360kPa,选取压块类型为A 型,脱圈压块水平距离p=290mm,脱圈压块以50±2.5mm/min 的移动速度向胎侧外表面逐渐递增的施加作用力。检测结果显示,轮胎脱圈阻力为16851N,满足国家标准限值11120N的要求。 5. 耐久性能 按照GB/T 4502-2016 进行耐久性试验,充气压力360kPa,试验速度80km/h,按照国家标准规定程序行驶34h 后,检验符合国家标准要求,轮胎外观正常,无脱层、无帘布层裂缝、无帘线剥离、无帘线断裂、无崩花、无接头开、无龟裂、无胎体异常变形缺陷,轮胎未损坏。再继续按照企业标准试验,累计行驶74h,轮胎胎面有崩花现象。 6. 高速性能 按照GB/T 4502-2016进行高速性能试验,充气压力420kPa,试验初始速度90km/h,试验负荷1215kg。轮胎按照国家标准完成规定程序后,检查轮胎外观正常无脱层、无帘布层裂缝、无帘线剥离、无帘线断裂、无崩花、无接头开、无龟裂、无胎体异常变形缺陷,轮胎未损坏。再继续按照企业标准试验,累计行驶1h36min后出现肩部脱层现象。 7. 密封性能 (1)15 天气密性试验 将轮胎安装在指定轮辋(一般是客户指定)上,充气压力420kPa,将两套(A、B)轮胎轮辋组合体放置在45℃±3℃的环境箱中,静止3h 后测量气压,调节到420kPa,15min 后测试气压,若气压仍为420kPa,则试验开始,记录环境箱温度数据,15 天后测量并记录两条轮胎气压。 15 天试验结束后,根据下式计算漏气率:R=0.5×(840-PA-PB)/420×100%,其中R1=R/3,R2=R/4。测试轮胎气压:PA=393kPa,PB=394kPa,计算得到:R=6.31%,R1=2.10%,R2=1.58%, 换算后的常温下漏气率在1.58%~2.10%,满足客户要求。 (2)90 天气密性试验 将轮胎安装在指定轮辋(一般是客户指定)上,充气压力420kPa,将两套轮胎轮辋组合体放置在温度为21℃±0.6℃的环境箱内,静置48h 后测量气压,记录放置后气压,要求样品放置后气压的下降值不得超过3kPa。将样品气压调节至420kPa,放置环境温度为21℃±3℃的环境箱中90 天,记录温度及气压随时间变化的趋势图。 试验结束后,根据下式计算漏气率:P=P0eβta,其中,P为试验结束时气压(kPa),P0 为试验初始气压(kPa), t 为试验时间(天),β为漏气率。则月漏气率R=30β,要求月漏气率小于2.5%。P=393kPa,t=90 天。计算得到β=0.073%,R=2.2%。即样品的月漏气率为2.2%,满足主机厂技术标准要求。样品气压随天数的变化趋势见图5。 8. 耐磨性能 试验道路类型包括高速道路70km(占比24.7%,车速要求≤ 80km/h)、乡镇道路213.6km(占比75.3%,车速要求60~80km/h),测量位置包括内侧(纵向)沟槽,中间(横向)沟槽,外侧(纵向)沟槽。测试车辆为福特翼虎,试验轮胎安装位置为右前轮,初始气压420kPa,试验负荷(左前轮526kg,右前轮566kg,左前轮514kg,右前轮483kg),共行驶3568km,测试结束时的花纹沟深大于1.6mm,满足主机厂技术要求和国家标准要求。测试前后的花纹沟槽深度见表1。 9. 低气味性 按照主机厂要求的测试方法,将轮胎轮辋总成放入2000L Tedlar 袋子中,将气袋密封。在放置样品的气袋冲入体积40%的氮气,轻轻拍打气袋1min 后,使用真空抽气泵将气体抽出。再次向气袋中冲入体积50%的氮气,将样品袋置于通风良好、无气味干扰、25℃±2℃的室内环境中。密封16h 后,由7 名具备主机厂认可资质的评价员进行气味评价。评价时,揭开气袋使之敞开,可供气味评价的出口,对零部件气味等级和气味类型进行评价。评价结果为5 级,满足主机厂技术要求。 10. 嵌合压力性能 将轮胎和轮辋放在扒胎机上进行装配,充气时,以轮胎与轮辋接触发出最后一次“砰砰”声,记录轮胎气压。抽检5 条轮胎,检验轮胎与轮辋完全配合时的压力结果分别为:136kPa、184kPa、166kPa、153kPa、112kPa。满足客户≤ 350kPa 的技术要求。 以上试验如果不满足车厂要求,可以采用德国German Hofmann 制造的胎圈压力测试设备对产品进行测量。一般主机厂要求测量两个位置力值,即轮辋直径-0.29mm和0.18mm 两个位置。该规格的参考值为-0.29mm时最小值1800N,最大值4500N;0.38mm位置最小值2300N,最大值5000N。 四、结语 T型临时使用轿车子午胎T125/80R18 的充气外缘尺寸、强度性能、脱圈阻力、耐久性能和高速性能、密封性能、耐磨性能、低气味性能、嵌合压力均符合相应设计要求,已通过国家强制性检验,并获得了3C证书、ECE认证证书、GCC/GSO认证等相关市场准入,为后续公司其他T型备胎规格的开发提供了宝贵的经验。 有些主机厂要求备胎进行主观评价的测试,内容包括转向不足/ 过度转向性能、操控性能、舒适性能(路连接/ 路干扰)、过渡稳定性、制动性能(80~0km/h)及加速性能(0~80km/h)等。值得关注的是备胎并不要求舒适性能,舒适性能越好的备用轮胎图5 90 天气压变化趋势图评分结果却越低。
  • [资讯] 大直径高阻尼隔震橡胶支座力学性能的研究
    高阻尼隔震橡胶支座采用高阻尼橡胶材料与钢板叠加而成,不需要加入铅芯,本身具有耗能作用,避免其加工过程中对工人身体的伤害及环境的污染。与铅芯支座相比,高阻尼隔震橡胶支座在大剪应变时能够提供更高的阻尼性能,可以有效地保证工程结构的安全,因此被越来越广泛地用于桥梁与建筑隔震领域。随着建筑房屋、桥梁的跨度越来越大,大直径高阻尼隔震橡胶支座的用量将越来越大。大直径高阻尼隔震橡胶支座制作难度大,力学性能难以控制,其力学性能的可靠性和稳定性对工程结构的安全性有着至关重要的作用,因此对大直径高阻尼隔震橡胶支座的力学性能进行研究变得越来越迫切。 本工作对直径为1 500 mm的高阻尼隔震橡胶支座(HDR1500支座)的力学性能进行理论设计,并进行实测,检验力学性能测试值与设计值的相符程度,研究其变化规律。 1 实验 1. 1 试样 3个HDR1500支座(编号分别为HDR1500-1,HDR1500-2和HDR1500-3),震安科技股份有限公司产品,主要设计技术参数:加劲钢板外径(d0) 1 500 mm,加劲钢板内径(di) 80 mm,橡胶层总厚度(Tr) 275 mm,单层胶片厚度(tr) 7. 64mm,第一形状因数(S1) 46. 5,第二形状因数(S2) 5. 45,支座有效面积(A) 1 761 226 mm2,橡胶剪切模量(G) 0. 70 MPa,橡胶等效阻尼比(ξ) 18%。 1. 2 主要仪器 电液伺服压剪试验机(最大垂向荷载为35MN,最大水平荷载为8 MN,最大水平位移为1 000 mm),济南三越测试仪器有限公司产品。 1. 3 性能测试 高阻尼隔震橡胶支座各项力学性能均按照EN15129:2018进行测试。 2 结果与讨论 2. 1 竖向压缩性能 2. 1. 1 竖向压缩刚度设计值 隔震橡胶支座竖向压缩刚度(Kv)计算公式如下: 式中,Ec,Eap,E,E0分别为橡胶修正压缩弹性模量、橡胶表观弹性模量、橡胶体积弹性模量和橡胶弹性模量,n为内部橡胶层数,κ为与橡胶硬度有关的弹性模量修正系数。 各参数取值(来源):G 0. 7 MPa,E0 3. 25MPa(P. B. Lindley),κ 0. 64,E ∞ 2 090 MPa(P. K. Freakley和A. R. Gent)。根据经验,E取P. K. Freakley和A. R. Gent的设计参数更接近试验值。 根据公式(1)—(3)及上述各参数取值计算得出HDR1500支座竖向压缩刚度设计值为10 859kN·mm-1 2. 1. 2 竖向压缩刚度测试值 HDR1500 支座的竖向压缩性能按照EN 15129:2018进行测试,结果如表1所示。竖向压缩刚度在1/3NSd,SLS至NSd,SLS压力范围内加载,取第3次循环的结果,NSd,SLS为支座承受的永久荷载与非地震活动荷载之和。 从表1可以看出,HDR1500支座的竖向压缩刚度测试值与设计值很接近,偏差非常小,均在±5%以内,该套计算竖向压缩刚度的理论方法及各参数的取值具有实用性。此外,3个支座的竖向压缩刚度偏差最大为4. 48%,支座力学性能稳定可靠。 2. 2 水平性能剪应变相关性 隔震橡胶支座水平等效刚度(Keff,b)计算公式如下: 式中,G(γ),G和Geq(γ)分别为不同剪应变橡胶的剪切模量、γ=1时橡胶剪切模量和不同剪应变橡胶剪切模量修正系数,γ为剪应变。   ξeff,b(γ)= ξeq(γ)·ξ                 (7)   ξeq(γ)=0.915+0.2364γ-0.180 4γ2+0.029 02γ3    (8) 式中,ξeff,b(γ)为不同剪应变下支座等效阻尼比;ξeq(γ)为不同剪应变下支座等效阻尼比修正系数;ξ为γ=1时支座等效阻尼比。 国内关于高阻尼隔震橡胶支座力学性能计算的理论经验公式研究非常少,暂无参考依据。根据日本研究的经验公式(6)和(8),计算不同剪应变下HDR1500支座水平等效刚度和等效阻尼比,结果如表2所示。 测试的不同剪应变下HDR1500支座水平荷载-位移滞回曲线如图1所示,根据图1计算不同剪应变下HDR1500支座的水平等效刚度和等效阻尼比,结果如图2和3所示(设计值上、下限偏差为±20%)。 从图1—3和表2可以看出,HDR1500支座的水平等效刚度、等效阻尼比测试值与设计值偏差在±20%以内,满足EN 15129:2018的要求,可验证日本的设计经验公式具有适用性。随着剪应变的增大,HDR1500支座的水平等效刚度逐渐减小,且降幅非常明显;等效阻尼比逐渐增大,增幅非常小,这与HDR1500支座设计值的变化趋势基本一致。 2. 3 水平性能频率相关性 测试的不同频率下HDR1500支座的水平荷载-位移滞回曲线如图4所示,根据图4计算不同频率下HDR1500支座的水平等效刚度和等效阻尼比,结果如表3所示。 从图4和表3可以看出,随着频率的增大,HDR1500支座的水平等效刚度和等效阻尼比均增大,但增幅非常小,最低频率和最高频率的水平等效刚度和等效阻尼比与中间频率的偏差在4. 2%以内,满足EN 15129:2018中规定的20%以内的要求。 2. 4 反复加载相关性 测试的HDR1500支座反复加载水平荷载-位移滞回曲线如图5所示,根据图5计算每1圈的水平等效刚度和等效阻尼比,结果如表4所示。 从表4可以看出,随着加载次数的增大,HDR1500支座的力学性能呈降低趋势,其中水平等效刚度降幅稍大,等效阻尼比降幅较小。水平等效刚度在第2与第10圈之间最小值与最大值的比值远大于0. 7、在第1与第11圈之间最小值与最大值的比值远大于0. 6,等效阻尼比在第2与第10圈之间最小值与最大值的比值远大于0. 7,各项指标满足并超过EN 15129:2018要求,支座的力学性能稳定性高,满足使用需求。 3 结论 (1)HDR1500支座力学性能测试值与设计值偏差在±20%以内,竖向压缩性能、水平性能剪应变相关性、频率相关性、反复加载相关性测试值均满足并超过EN 15129:2018的要求。 (2)3个HDR1500支座的竖向压缩刚度偏差不超过5%;低剪应变时,随着剪应变的增大,HDR1500支座的水平等效刚度的降幅较大,等效阻尼比的增幅较小;随着频率的增大,HDR1500支座的水平等效刚度和等效阻尼比均增大,但增幅非常小;随着加载次数的增大,HDR1500支座的水平等效刚度的降幅稍大,等效阻尼比的降幅较小。
  • [资讯] 橡胶废水烟道喷雾蒸发特性研究
    橡胶加工过程中会产生高浓度的有机废水,其水质复杂,氯离子浓度大,杂质种类多,处理困难。目前常见的橡胶废水处理方法如化学沉淀法、生物脱除法以及化学脱除法都存在工艺复杂、设备占地面积大和运行成本高等问题。烟道脱除技术作为一项投资小、脱除效果好的废水处理技术广泛应用于石化和橡胶等行业。 烟道蒸发技术最早由K. S. Prabhat等在1990年提出并进行了可行性试验。国内管一明最早提出烟道蒸发技术,众多学者对其展开研究,主要集中在液滴群蒸发特性和技术可行性两个方面。高原等理论计算结果表明,蒸发前后烟道内温度和湿度的变化不会影响系统的正常运行。张志荣首次对废水烟道喷雾蒸发技术进行了详细的数值研究,结果表明:烟气温度和雾化气液比对液滴群蒸发率的影响较大;粒径为300~400 μm的液滴更易发生二次破碎,从而缩短液滴完全蒸发时间。J. J. Deng等试验研究结果表明:废水烟道运行期间脱除系统入口烟气温度、循环浆液pH值和脱除效率等无明显变化;除尘器各电压和电流参数稳定,无大幅波动,这进一步说明废水烟道喷雾处理方法切实可行。马双枕等采用X射线衍射、电子扫描色谱和离子色谱等方法分析了脱硫废水蒸发结晶产物特性,结果表明,脱硫废水蒸发结晶产物主要是硫酸钙、氯化钠和硫酸钠等盐类,脱硫废水烟道蒸发不影响飞灰的综合利用。周正等采用数值模拟方法研究了液滴粒径和烟气水蒸气含量对双流体喷嘴中脱硫废水蒸发过程的影响,结果表明,液滴粒径越小,烟气水蒸气含量越小,喷嘴出口液滴粒径越小,蒸发效果越好。 国内外学者对烟道脱除橡胶废水的研究尚不充分,在液滴群蒸发特性方面主要采用数值模拟方法来研究不同操作参数对蒸发效果的影响,且绝大多数研究只是通过液滴轨迹云图对比来表现蒸发效果,较少定量分析研究,而关于液滴群完全蒸发距离的研究更是寥寥无几。 本工作主要研究橡胶废水烟道喷雾蒸发操作参数对液滴完全蒸发时间、完全蒸发距离和蒸发率的影响规律,为烟道喷雾蒸发处理橡胶废水的工程应用提供一定的理论依据。 1 实验 1. 1 试验原理 本烟道喷雾蒸发试验台采用相似性原理设计,为达到试验台模型与烟道原型的流动相似,二者需几何相似、运动相似和动力相似。其中几何相似指模型与原型对应的几何尺寸成相同比例;运动相似指模型与原型对应速度(或加速度)方向一致,大小成相同比例;动力相似指模型与原型对应点上所受的力方向一致,大小成相同比例。 1. 2 试验系统 烟道喷雾蒸发试验台包括以下几个部分:热风系统、进料及雾化系统、数据测量和采集系统,试验台结构如图1和2所示。 (1)热风系统。主要包括离心风机、电容调速器、空气加热器和烟道模型。工作时,离心风机将空气鼓入空气加热器中,开始加热空气,当烟道内温度趋于稳定,且烟道模型进口温度达到指定温度后,开启进料及雾化系统,进行蒸发试验。 (2)进料及雾化系统。主要包括水箱、给料泵、阀门和雾化喷嘴等。当烟道模型进口温度达到指定温度后,开启给料泵,将一定量的纯水从水箱送到雾化喷嘴中,雾化后的细小液滴在烟道模型中随气流向前运动并发生强烈热交换。进料流量由阀门开度控制(通过转子流量计测得进料流量)。 (3)数据测量和采集系统。主要包括多路温度巡检仪及K型热电偶、转子流量计、压力表和风速仪等。试验开始前,先使用风速仪测量进口平均风速,多次测量取平均值;转子流量计和压力表分别用于测量进料流量和压力;多路温度巡检仪和K型热电偶能够实时测量烟道模型进出口及中间段的温度。 1. 3 数据处理 蒸发率是衡量喷雾蒸发效果的一个重要指标。本试验将蒸发率定义为蒸发量与喷雾总量的百分比,公式如下: 式中:R为蒸发率,%;Q为喷嘴喷射的流量,L;V为蒸发后剩余的废水流量,L。 2 数值研究 2. 1 控制方程 2. 1. 1 液滴加热阶段 在液滴加热阶段,由于气液两相没有质量交换,其热平衡方程可以表示如下: 式中:mp 为液滴质量,kg;cp 为液滴比热,J·(kg·K)-1;Tp为液滴温度,K;t为时间,s;h为对流传热系数,W·(m2·K)-1;Ap为液滴表面积,m2;T为气相温度,K。 h通过如下Ranz-Marshall关联式计算得到: 式中:Nu为气相努赛尔数;dp为液滴直径,m;k为气相导热系数,W·(m2·K)-1;Red为液滴雷诺数;Pr为气相普朗特数。 2. 1. 2 液滴蒸发阶段 液滴从热气流中吸收的热量主要用于液滴的加热和蒸发,气液两相发生传热、传质反应。其热平衡方程如下: 式中,hg为液滴汽化潜热,J·kg-1 2. 1. 3 液滴沸腾阶段 当液滴温度达到液滴沸点温度(Tb),即Tp≥Tb时,液滴温度保持不变,其沸腾蒸发速率方程为 式中:ρp为液滴密度,kg·m-3;cp, 为气相(定压)比热容,J·(kg·K)-1 2. 2 几何模型 选取中间一段长12 m的烟道模型来展开数值研究,平均烟气流速为12 m·s-1,温度为423 K,废水流量为1. 5 t·h-1,具体结构如图3所示。采用六面体结构化网格划分,对雾化喷嘴附近网格进行加密处理,网格质量在0. 95以上,基本满足Fluent的网格质量要求;此外,为了降低网格数量对模拟结果的影响,选取出口平均温度作为考察量,综合考虑计算成本和求解精度,选择100万网格进行求解,具体网格划分如图4所示。 对于连续相采用速度进口和压力回流出口,壁面设置为无滑移绝热壁面。离散相液滴通过雾化器喷射到烟道内,喷射方向与烟气流速方向一致,雾化喷嘴位置在(2. 7,2. 1,2)处。 烟气模拟参数为:流速 12 m·s-1,温度 423K,水蒸气质量分数 0. 05。液滴模拟参数为:进料温度 300 K,进料流量 0. 834 kg·s-1;喷射压力 44 MPa,喷嘴孔径 1. 68 mm,雾化角度 55°。 2. 3 边界条件 采用离散相模型(DPM)研究脱硫废水液滴喷入烟道的蒸发过程。对于连续相采用标准k-ε模型,壁面条件选择标准壁面函数,采用压力与速度耦合的SIMPLE算法、二阶迎风离散方式求解;对于离散相计算,在连续相收敛后,打开离散相模型且考虑相间耦合。 入口设置为速度入口,且方向垂直于进口截面,速度分布为8~20 m·s-1;出口压力为101 kPa;所有壁面设置为无滑移绝热边界,壁面的离散相模型边界条件为捕捉。 2. 4 模拟可靠性验证 为了验证数值模型的准确性,建立与试验模型尺寸一致的几何模型,对试验工况进行数值研究,试验与数值模拟结果见图5。 由图5可见:蒸发率随着热风温度的升高而增大,且增大幅度逐渐减小;试验值与模拟值的变化趋势基本一致;在热风温度为373 K时,试验值与模拟值差异较为明显,相对误差为12. 2%;热风温度为423 K时,试验值与模拟值比较接近,相对误差为3. 4%。这是因为模拟时,DPM模型边界条件设置为捕捉,即液滴运动到壁面上就不再计算;而试验中由于壁面有一定的温度,液滴撞击到壁面上形成液膜还会蒸发一部分,温度越高,液滴蒸发越多,因此随着热风温度的升高,试验值与模拟值更为接近。 根据试验值与模拟值对比分析,平均相对误差为8. 8%,说明本研究的模拟方法具有较高的准确性。 3 结果与讨论 3. 1 烟气温度 不同烟气温度下液滴的运行轨迹及蒸发规律如图6和7所示。 由图6和7可见:烟道喷雾呈实心锥形的射流形态,雾化区域呈中心低、两边高的温度分布趋势;随着烟气温度的升高,液滴完全蒸发时间缩短,液滴完全蒸发距离减小,且减小的幅度逐渐减缓;蒸发率随着烟气温度的升高而增大。这是由于随着烟气温度的升高,气液间温差增大,对数平均温差变大,根据D2定律,液滴蒸发时间与对数平均温差成反比,因此液滴完全蒸发时间缩短;此外,烟气温度的升高,也缩短了液滴达到临界蒸发温度所需要的时间,即随着液滴完全蒸发时间的缩短,在相同的进气流速下,液滴向前运动的距离也随之减小。而烟气温度越高,单位体积内烟气的热能越高,根据能量守恒定律,能够蒸发的水就越多,因此蒸发率越大;但随着蒸发的进行,更多的水被蒸发,使得气液边界层水蒸气分压压差减小,一定程度上影响了传质速率,因此蒸发率增长幅度减缓。 此外,烟气温度越高,液滴群Z方向长度越小,即液滴完全蒸发距离越短,这也间接说明液滴最长停留时间缩短。 3. 2 烟气流速 烟气流速对液滴完全蒸发时间、液滴完全蒸发距离和蒸发率的影响见图8和9。 由图8和9可知,随着烟气流速的增大,液滴完全蒸发时间缩短,液滴完全蒸发距离呈先增大后减小的趋势,蒸发率增大。这是因为烟气流速的增大增强了气液间的对流强度,不仅加快了液滴传质速率,而且增加了液滴间的碰撞次数,使得液滴更易发生二次破碎,成为更小的液滴,从而缩短了液滴完全蒸发时间,提高了蒸发率。但流速的提高使液滴受到的气流曳力增大,使得液滴随烟气的运动能力增强,因此在某一段时间内液滴向前运动的距离变大。这两方面的因素,致使液滴完全蒸发距离呈先增大后减小的趋势。 3. 3 烟气水蒸气含量 烟气水蒸气含量对液滴完全蒸发时间、液滴完全蒸发距离和蒸发率的影响如图10和11所示。 从图10和11可以看出:烟气水蒸气含量对液滴完全蒸发时间和液滴完全蒸发距离的影响规律基本一致,即随着烟气水蒸气含量的增大,液滴完全蒸发时间延长,液滴完全蒸发距离增大,但液滴完全蒸发时间延长幅度逐渐减缓;蒸发率随烟气水蒸气含量的增大而减小。根据液滴蒸发过程的理论分析,气液边界层水蒸气分压压差是质传递的驱动力;液滴蒸发过程中,随着烟气水蒸气含量增大,气液边界层水蒸气分压压差减小,导致液滴向气相中的扩散速率下降,传质速率减小,液滴完全蒸发时间延长,从而使液滴完全蒸发距离增大,蒸发率呈下降趋势。 3. 4  进料流量 进料流量对液滴完全蒸发时间、液滴完全蒸发距离和蒸发率的影响如图12和13所示。 由图12和13可知:进料流量对液滴完全蒸发时间和液滴完全蒸发距离的影响规律基本一致,即随着进料流量的增大,液滴完全蒸发时间缩短,液滴完全蒸发距离减小;蒸发率随进料流量的增大而增大。这是因为进料流量越大,相对应的喷射压力越大,使得雾化液滴粒径减小,液滴比表面积增大,蒸发速率也就越大,所以液滴完全蒸发时间越短,蒸发率越大;此外,喷射压力越大,相应的喷射速度越大,使得气液边界层的湍动更加剧烈,从而加快液滴传质速率,使得液滴完全蒸发时间缩短。但较大的喷射压力也使液滴初始速度较大,液滴向前运动能力增强。这两方面的因素使得液滴完全蒸发距离有一段较平缓的减小趋势,但在进料流量大于0. 834 kg·s-1之后液滴完全蒸发距离又急剧减小。此外,当液滴粒径小到一定程度就无法进一步破碎,因此蒸发率增长趋势逐渐减缓。 3. 5 进料温度 进料温度对液滴完全蒸发时间、液滴完全蒸发距离和蒸发率的影响如图14和15所示。 从图14和15可以看出,随着进料温度的升高,液滴完全蒸发时间缩短,液滴完全蒸发距离减小,蒸发率呈上升趋势,但总体上变化都不大。这是因为进料初始温度越高,液滴升温到临界蒸发温度所需要的时间越短,相应的液滴完全蒸发时间缩短,液滴完全蒸发距离减小。但是根据液滴传热传质理论可知,液滴升温到临界蒸发温度所需时间占液滴总蒸发时间的比例很小,因此进料温度的变化对液滴完全蒸发时间和液滴完全蒸发距离的影响较小。此外,液滴从烟气中吸收的能量主要用于液滴的相变过程,液滴升温阶段所需的能量占很小的比例,蒸发率的变化基本可以忽略不计。因此工程应用上不需要增加额外的设备用于升高进料初始温度。 4 结论 通过对橡胶废水烟道喷雾蒸发特性影响因素的研究,得出如下结论。 (1)废水烟道喷雾呈实心锥形的射流形态;雾化区域呈中心低、两边高的温度分布趋势,且中心低温区长度随着操作参数的变化而变化。 (2)烟气流速的提高增大了气液间的对流强度,加快了液滴传质速率,缩短了液滴完全蒸发时间,提高了蒸发率;但烟气流速的提高使得液滴受到的气流曳力增大,液滴向前运动的能力增强,即某段时间液滴完全蒸发距离增大。 (3)烟气温度越高、烟气水蒸气含量越小,液滴传质速率越快,液滴群蒸发特性越好。 (4)进料流量越大,喷射压力越大,雾化粒径越小,液滴蒸发速率越大;同样使得液滴初始速度增大,液滴向前运动能力增强,液滴完全蒸发距离减小。进料温度对液滴群蒸发特性的影响较小。
  • [资讯] 新型硅烷偶联剂NXT的应用研究
    2017年1—10月,国家累计出台32项新能源汽车相关政策(包括征求意见稿5项),其中《乘用车企业平均燃料消耗量与新能源汽车积分并行管理办法》是2017年度最重要的一项政策,其决定了中国汽车产业新格局。 在油耗积分合规的带动下,各项节能技术普及率不断升高,以降低单车油耗。在政策要求下,传统能源与新能源汽车协同发展,可实现2020年每100 km油耗5. 0 L的行业目标。这些政策法规由轮胎行业专业解读,简单来说就是“降低轮胎的滚动阻力”。目前,国内轮胎企业正面临市场的大洗牌,依靠产量已不能产生足够的利润,必须由“量”向“质”变革。同时,市场营销上正由“替换轮胎配套市场”向“原配轮胎配套市场”转变,原配轮胎对滚动阻力有更高的要求,尤其是新能源汽车配套项目,对轮胎滚动阻力的要求尤为显著。 绿色轮胎注重低能耗,白炭黑结合硅烷偶联剂的胶料可有效达成目标。高效硅烷偶联剂的引入能够有效提升大比表面积、高填充量白炭黑胎面胶的物理性能,降低胎面胶的滚动阻力,提高抗湿滑性能,从而提升轮胎标签等级。 硅烷偶联剂Si69(硫质量分数为0. 246 2,官能团为硅烷偶联基团)是当前国内白炭黑胎面胶应用最为广泛的硅烷偶联剂。硅烷偶联剂NXT(硫质量分数为0. 087 9,官能团为有位阻的硅烷偶联基团和有机增塑基团)为新一代高性能硅烷偶联剂,其分子结构如图1所示。 羧基化硅烷偶联剂NXT有机增塑基团可有效改善胶料的工艺性能,提高焦烧安全性,改善白炭黑在胶料中的分散性。硅烷偶联剂和白炭黑在一定温度下发生硅烷化反应,偶联剂分子结构中的硫元素一部分可断链生成游离硫,参与硫化交联,一部分参与白炭黑的挂链补强,生成单链结构。 本工作以超高性能轮胎胎面胶的性能指标为设计目标,对新型硅烷偶联剂NXT的应用进行研究。在使用硅烷偶联剂NXT等量替代硅烷偶联剂Si69时,应尤其注意由于两者硫含量不同导致的替代过程中整体硫含量差异。 1 实验 1. 1 主要原材料 溶聚丁苯橡胶(SSBR),韩国锦湖石油化学有限公司产品;白炭黑,牌号165MP,罗地亚白炭黑(青岛)有限公司产品;环保芳烃油,牌号V700,德国汉圣化工有限公司产品;硅烷偶联剂Si69,南京曙光化工集团有限公司产品;硅烷偶联剂NXT,美国迈图高新材料集团产品。 1. 2 配方 试验配方如表1所示。 新型硅烷偶联剂NXT等量替代硅烷硅烷偶联剂Si69时,因配方体系总硫浓度差异,需要额外补充硫量,各配方体系总硫量统计如表2所示。 结合表1和2可以看出:2#配方在1#配方基础上采用硅烷偶联剂NXT等量替代硅烷偶联剂Si69,并增大硫黄用量,通过减油调节胶料硬度;3#配方在1#配方基础上采用硅烷偶联剂NXT等量替代硅烷偶联剂Si69,并通过减油调节胶料硬度,但没有额外补硫;4#配方仅在1#配方基础上采用硅烷偶联剂NXT等量替代硅烷偶联剂Si69,其他不作调节。 1. 3 主要设备和仪器 0. 6 L哈克密炼机,青岛科技大学产品;XK160型两辊开炼机和XLD-400×400×2型硫化机,青岛亿朗橡胶装备有限公司产品;RPA2000橡胶加工分析仪,美国阿尔法科技有限公司产品;M-2000-AN型无转子硫化仪,高铁检测仪器(东莞)有限公司产品;UT-2060型拉力试验机,中国台湾优肯科技股份有限公司产品;EPLEXOR®150N型动态力学分析仪,德国GABO公司产品。 1. 4 试样制备 为保证白炭黑充分分散和反应,胶料采用3段混炼工艺。一段和二段混炼在0. 6 L哈克密炼机中进行,转子转速设定为80 r·min-1,填充因数为0. 75。一段混炼加入生胶、小料、1/3白炭黑(少量炭黑混入白炭黑中)、1/2油,40 s后加入1/3白炭黑,1. 5 min后加入1/3白炭黑、1/2油,之后每隔1min提压砣排气,140 ℃时加入氧化锌,155 ℃时排胶;二段混炼加入一段混炼胶,每隔2 min提压砣排气,150 ℃时排胶。三段混炼在XK160型两辊开炼机上加硫黄和促进剂CBS,打卷过辊7次后下片。 混炼胶在XLD-400×400×2型硫化机上硫化,硫化条件为150 ℃/10 MPa×40 min。 1. 5 测试分析 (1)Payne效应。采用RPA2000橡胶加工分析仪先对混炼胶进行变温处理,设置时间为0 min→2. 5 min→5 min,对应温度为60 ℃→160℃→60 ℃,然后延时5 min进行温度调节,随后进行应变扫描。 (2)硫化特性。采用M-2000-AN型无转子硫化仪进行硫化特性测试,测试温度为150 ℃。 (3)物理性能。按照相应国家标准进行物理性能测试。 (4)动态力学性能。采用EPLEXOR®150N型动态力学分析仪进行动态力学性能测定,温度扫描,采用拉伸模式,温度范围 -65~65 ℃,频率 10 Hz,升温速率 2 ℃·min-1,7%静态形变+0. 25%动态形变。 2 结果与讨论 2. 1 Payne效应 Payne效应表征胶料中填料-填料网络结构的相互作用效果,在循环应力或形变扫描作用下,填料网络的破坏方式及填料与外部反应程度直接表征填料的分散程度,在扫描过程中打破填料间的相互作用,胶料的剪切模量降低,即其产生Payne效应。填料分散越好,胶料的Payne效应越低。本研究将混炼胶置于RPA2000橡胶加工分析仪中,在温度为60 ℃、频率为1 Hz下进行应变扫描,应变范围为0. 28%~40%,所得剪切储能模量(G′)-应变曲线如图2所示,Payne效应重要参数如表3所示。 从图2和表3可以看出:使用硅烷偶联剂Si69的1#配方胶料Payne效应最为明显,G′ 0. 28%最大,G′ 40%-G′ 0. 28%也最大;2#和3#配方胶料的Payne效应相差不大;4#配方胶料的Payne效应最低。这是因为相对于2#和3#配方胶料,4#配方胶料油含量较大,G′ 0. 28%减小,且G′ 40%也最小。整体来看,新型硅烷偶联剂NXT能够显著改善白炭黑在橡胶基体中的分散,降低胶料的Payne效应。 2. 2 硫化特性 混炼胶的硫化特性如表4所示。 通常情况下,Fmax-FL用以表征胶料的硫化交联程度,Fmax-FL越大,胶料的交联程度越高。从表4可以看出:1#和2#配方的总硫量+促进剂量相同且较大,两配方胶料的Fmax-FL较大且差别较小;3#和4#配方的总硫量+促进剂量较小,但4#配方中油用量较大,导致该配方胶料的总硫量小,Fmax-FL最小。 从表4还可以看出,1#配方胶料的t10最短,同其他配方胶料相比缩短60%~70%,间接证明了硅烷偶联剂Si69在硅烷化反应时已释放出具有活性的游离硫,在硫化温度下迅速参与交联反应,起始硫化速度较快。而采用新型硅烷偶联剂NXT的胶料t10均较长,具有较好的硫化安全性。1#和2#配方的总硫量+促进剂量相同,2#配方胶料相对于1#配方胶料而言t10较长和t90较短,说明新型硅烷偶联剂NXT对高白炭黑用量胶料的硫化特性具有改善作用。3#和4#配方胶料的t90介于1#和2#配方胶料之间,这是因为3#和4#配方的总硫量+促进剂量较小,胶料的总硫量较小。 2. 3 物理性能 硫化胶的物理性能如表5所示。 1#—3#配方胶料处于同一硬度水平,4#配方仅在1#配方的基础上进行了硅烷偶联剂的替换。从表5可以看出,与1#配方胶料相比,2#配方胶料采用新型硅烷偶联剂NXT等量替代硅烷偶联剂Si69,终炼时增大硫黄用量以提高胶料的总硫量,胶料的拉伸性能显著提高,100%定伸应力提高近49%,300%定伸应力提高近67%,拉伸强度提高2. 78MPa。3#配方相对于1#配方采用新型硅烷偶联剂NXT等量替代硅烷偶联剂Si69,终炼时不额外补加硫黄,依靠减油的方式调节胶料硬度,3#配方胶料的拉伸性能提高,100%定伸应力提高近20%,300%定伸应力提高超过5%,拉伸强度提高2. 15MPa。相对于1#配方,4#配方使用新型硅烷偶联剂NXT等量替代硅烷偶联剂Si69,配方其他组分及用量不变,胶料的硬度大幅减小,拉伸性能下降明显,100%定伸应力降幅超过20%,300%定伸应力降低近25%,拉伸强度降低1. 08 MPa。综上所述,2#配方胶料具有较好的物理性能。 2. 4 动态力学性能 动态力学性能表征胶料在特定形变下的能量损耗。但在胶料物理性能,尤其是硬度存在较大差异的情况下,无法精准表征轮胎胎面胶的能量损耗,因此在进行轮胎胎面胶滚动阻力评价时,需要先将硬度调节在同一水平下,再进行动态力学性能表征。 硬度相当的1#—3#配方硫化胶的损耗因子(tanδ)-温度曲线如图3所示,主要动态力学性能参数如表6所示。 tanδ用以预测胶料的滚动阻力及抓着性能,通常情况下0 ℃时的tanδ可用以表征胶料的抗湿滑性能,tanδ越大抗湿滑性越好;30 ℃时的tanδ可用以表征胶料的干抓着性能,tanδ越大干抓着性能越好;60 ℃时的tanδ可用以表征滚动阻力,tanδ越小滚动阻力越小。 从表6可以看出:在同等硬度水平下,1#—3#配方胶料的Tg水平相当;2#配方胶料0 ℃时的tanδ最大,60 ℃时的tanδ最小,具有较佳的抗湿滑性能和较低的滚动阻力;1#配方胶料30 ℃时的tanδ最大,干抓着性能较为优异,抗湿滑性能较差,滚动阻力较大;3#配方胶料的各项性能均处于1#配方胶料与2#配方胶料的中间水平。 3 结论 (1)与传统硅烷偶联剂Si69相比,新型硅烷偶联剂NXT能够显著提高胶料的综合物理性能。 (2)采用新型硅烷偶联剂NXT等量替代硅烷偶联剂Si69时需额外补充硫黄,使得胶料的总硫量与硅烷偶联剂Si69配方胶料相同,才能表现出更好的物理性能和动态力学性能。 (3)与传统硅烷偶联剂Si69相比,新型硅烷偶联剂NXT能够显著提高胶料的抗湿滑性能,同时降低滚动阻力,但导致干抓着性能有所下降。
  • [资讯] 天然橡胶和纤维素纳米晶对聚乳酸的共混改性研究
    聚乳酸(PLA)的单体是乳酸,乳酸可由玉米、小麦、稻谷等的淀粉经发酵而来,因此PLA来源于可再生资源。另外,PLA可完全生物降解为水和二氧化碳,具有良好的生物相容性和物理性能,因此PLA被誉为绿色塑料。但PLA的韧性差,拉断伸长率不到10%,大幅限制了其应用领域,近年来对PLA的增韧改性一直是研究热点。 天然橡胶(NR)来源于橡胶树提取的胶乳,其成分中91%~94%是橡胶烃(聚异戊二烯)。研究表明,NR能在一定程度上提高PLA的韧性,但会使PLA的强度降低。由于PLA与NR的极性和相对分子质量相差太大,两者的共混界面相容性很差。研究[8]表明,在NR上接枝极性的丙烯酸丁酯(BA)后,可提高其与PLA的相容性,对PLA有较好的增韧效果。 纤维素纳米晶(CNC)是从天然纤维素中提取并经强酸处理得到的高结晶棒状纳米晶粒。CNC具有比表面积大、密度小、抵抗外力变形能力强、补强效果与碳纤维相当的特性。研究表明,将CNC与PLA复合,可以制备新一代超轻、高性能PLA基纳米复合材料。 为了在增韧的同时提高PLA的强度和不破坏PLA可生物降解的特性,本工作采用接枝改性的NR和可降解的CNC对PLA进行增韧改性。 本工作采用乳液聚合法制备聚丙烯酸丁酯(PBA)接枝改性NR(NR-g-PBA),采用熔融共混法制备PLA/NR-g-PBA二元共混物和PLA/NR-g-PBA/CNC三元共混物,研究NR-g-PBA和CNC对共混物力学性能、结晶性能和热稳定性的影响。 1 实验 1. 1 主要原材料 PLA,牌号2002D,美国NatureWorks公司产品;CNC粉末,长度为50~200 nm,直径为5~20nm,上海闪思纳米科技有限公司产品;天然胶乳,固形物质量分数为0. 6,农业农村部热带作物产品加工重点实验室提供;BA,分析纯,上海麦克林生化科技有限公司产品;十二烷基硫酸钠(SDS)、过氧化氢异丙苯(CHP)和四乙烯五胺(TEPA),阿拉丁试剂(上海)有限公司提供;甲酸,重庆川东化工集团有限公司产品;对苯二酚,成都金山化学试剂有限公司产品。 1. 2 主要设备与仪器 Rheomix OS型哈克密炼机,美国赛默飞世尔科技(中国)有限公司产品;MI200型微型注塑机,武汉启恩科技发展有限公司产品;JPL-2500型多功能电子拉力机,江都精诚测试仪器有限公司产品;DSC 214型差示扫描量热(DSC)仪和TG 209 F2型热重分析(TG)仪,德国耐驰公司产品。 1. 3  试样制备 1. 3. 1  NR-g-PBA 将100份天然胶乳加入500 mL三口烧瓶中,再加入100 mL水和2份SDS(作乳化剂),在氮气保护下搅拌15 min;然后逐滴加入50份BA,0. 5 h后升温到40 ℃,1 h后再加入1份CHP,之后缓慢滴加1份质量浓度为0. 06 g·mL-1的TEPA溶液,反应8 h后加入2~3滴对苯二酚终止反应,得到NRg-PBA胶乳。将胶乳在60 ℃烘箱中干燥成膜,再在40 ℃真空烘箱中充分干燥,得到NR-g-PBA干胶,密封储存备用。 1. 3. 2 二元和三元共混物 采用密炼机熔融共混制备PLA/NR-g-PBA二元共混物和PLA/NR-g-PBA/CNC三元共混物。密炼机转子转速为60 r·min-1,共混温度为170℃,时间为8 min。 NR-g-PBA相对于PLA的质量分数为0.01和CNC相对于PLA的质量分数分别为0,0.002,0.005,0.01和0.02时共混物分别记为PLA/NR-g-PBA,PLA/NR-g-PBA/CNC(0. 002),PLA/NR-g-PBA/CNC(0. 005),PLA/NR-g-PBA/CNC(0. 01),PLA/NR-g-PBA/CNC(0. 02)。 将共混物剪碎为颗粒,采用微型注塑机将各组共混物注塑为哑铃形试样,注射温度为180 ℃。纯PLA也采用以上程序进行制样。 1. 4 测试分析 (1)拉伸应力-应变。按照ISO 527—2012《塑料拉伸性能测试方法》进行测试,拉伸速率为5mm·min-1,每组测试5个试样,取平均值。 (2)DSC分析。称取约5 mg试样,在氮气气氛下,从室温以10 ℃·min-1升温速率加热至200℃,恒温2 min以消除热历史,再降温至0 ℃,最后再以10 ℃·min-1升温速率加热至200 ℃,记录第2次升温曲线,观察试样的玻璃化转变、结晶和熔融行为。 (3)TG分析。称取约5 mg试样,在氮气气氛下,从室温以10 ℃·min-1的升温速率升温至600℃,得到TG曲线。 2 结果与讨论 2. 1 应力-应变性能 试样的拉伸应力-应变曲线见图1。 从图1可以看出:在拉伸过程中,纯PLA刚过屈服点就发生断裂,表现为脆性断裂;与纯PLA相比,PLA/NR-g-PBA二元共混物的拉伸强度明显降低,拉断伸长率略微提高;与PLA/NR-g-PBA二元共混物相比,引入CNC的PLA/NR-g-PBA/CNC三元共混物的拉断伸长率均有所提高,PLA/NR-g-PBA/CNC(0. 005)和PLA/NR-g-PBA/CNC(0. 01)的拉断伸长率分别提高到28%和30%;与PLA/NR-g-PBA二元共混物相比,当CNC的用量较小时,PLA/NR-g-PBA/CNC三元共混物的拉伸强度较高,当CNC的用量较大时,PLA/NR-g-PBA/CNC三元共混物的拉伸强度呈降低趋势;随着CNC用量增大,PLA/NR-g-PBA/CNC三元共混物的拉伸强度和拉断伸长率均呈先提高后降低趋势,这是由于当CNC用量较小时,其在PLA基体中的分散性较好,能起到增韧增强的作用;当CNC用量较大时,CNC会团聚,其在PLA基体中的分散性变差,导致力学性能降低。在三元共混物中,PLA/NR-g-PBA/CNC(0. 005)的拉伸强度最高,为49. 7 MPa。总的来看,NR-g-PBA和CNC在一定用量范围内,对PLA有增韧作用。 2. 2 DSC分析 试样消除热历史后的DSC曲线见图2。从DSC曲线上可以得到试样的玻璃化温度(Tg)、结晶温度(Tc)和熔融温度(Tm)。 从图2可以看出:试样的DSC曲线均出现明显的玻璃化转变区、结晶峰和熔融峰;与纯PLA相比,二元和三元共混物的Tg略有降低,Tc略有提高,Tm基本没有变化。纯PLA的Tg为63. 5 ℃,PLA/NR-g-PBA二元共混物的Tg略降低到62. 2 ℃,这是由于NR-g-PBA进入PLA的分子链间,使其自由体积增大,Tg降低;引入CNC后,PLA/NR-g-PBA/CNC三元共混物的Tg总体维持在62 ℃左右。与纯PLA的Tc(112. 7 ℃)相比,PLA/NR-g-PBA二元共混物的Tc有所升高,为115. 5 ℃;PLA/NRg-PBA/CNC三元共混物的Tc进一步升高,PLA/NR-g-PBA/CNC(0. 005)的Tc达到最高值,为121. 0 ℃,说明NR-g-PBA和CNC都会抑制PLA分子链的有序排列,使Tc升高。 根据下式计算试样的结晶度(Xc): 式中,ΔHc0PLA理论发生100%结晶后再熔融的热焓,为93 J·g-1;ΔHc为熔融热焓。 经计算与分析:与纯PLA的Xc(26. 1%)相比,引入NR-g-PBA和CNC使PLA的Xc略有提高;PLA/NR-g-PBA二元共混物的Xc略微提高到27. 2%;当CNC用量较小时,PLA/NR-g-PBA/CNC三元共混物的Xc提高较大,PLA/NR-g-PBA/CNC(0.002)和PLA/NR-g-PBA/CNC(0.005)的Xc分别为29.1%和29.2%。这说明引入NR-g-PBA和CNC使PLA的结晶能力增强。 2. 3 TG分析 试样的TG曲线见图3。从图3可以得到试样的初始分解温度、最大质量损失速率和终止分解温度。 从图3 可以看出:试样的热分解均为1个质量损失区间,纯PLA热分解温度区间为343. 0~373. 9 ℃,最大质量损失速率温度为362. 2℃;PLA/NR-g-PBA二元共混物的初始分解温度、最大质量损失速率温度和终止分解温度分别为344. 2,362. 3和373. 5 ℃;当引入CNC后,PLA/NR-g-PBA/CNC三元共混物的分解温度略有提高,其中PLA/NR-g-PBA/CNC(0. 002)的热分解温度区间为345. 5~374. 5 ℃,最大质量损失速率温度提高到365. 1 ℃,PLA/NR-g-PBA/CNC(0. 01)的热分解温度区间为345. 8~375. 7 ℃,最大质量损失速率温度为363. 1 ℃。分析认为,添加NR-g-PBA和CNC能在一定程度上提高PLA的热稳定性。 3 结论 (1)与PLA相比,PLA/NR-g-PBA二元共混物的拉伸强度降低,但拉断伸长率小幅度提高,说明NR-g-PBA有助于提高PLA的韧性。PLA/NR-g-PBA/CNC三元共混物的力学性能比PLA/NR-g-PBA二元共混物有所提高。随着CNC用量增大,PLA/NR-g-PBA/CNC三元共混物的拉伸强度和拉断伸长率先提高后降低。PLA/NR-g-PBA/CNC(0. 005)的拉伸强度最高,PLA/NR-g-PBA/CNC(0. 01)的拉断伸长率最高,说明NR-g-PBA和CNC在一定用量范围内,对PLA有增韧的作用。 (2)与PLA相比,引入NR-g-PBA的PLA/NRg-PBA二元共混物的Tg降低,而进一步引入CNC的PLA/NR-g-PBA/CNC三元共混物的Tg变化不大。PLA/NR-g-PBA/CNC(0. 005)的Tc和Xc分别提高到121. 0 ℃和29. 2%,说明NR-g-PBA和CNC使PLA/NR-g-PBA/CNC三元共混物的结晶温度和结晶度均提高。 (3)纯PLA的热分解温度区间为343. 0~373. 9℃,PLA/NR-g-PBA/CNC(0. 002) 和PLA/NRg-PBA/CNC(0. 01)的热分解温度区间分别为345. 5~374. 5和345. 8~375. 7 ℃,说明NR-g-PBA和CNC能在一定程度上提高PLA的热稳定性。
  • [资讯] 低温和频率对橡胶弹性元件刚度性能的影响
    橡胶弹性元件作为高铁转向架重要的减振部件,其刚度不仅是影响车辆动力学性能的重要参数,而且是评价橡胶弹性元件减振效果的重要指标。随着“一带一路”战略实施,我国高铁机车大量出口,受国外高寒环境的影响,研究低温和频率对橡胶弹性元件刚度性能的影响不仅有利于提升产品质量,同时也有利于支撑贸易便利化的轨道交通关键设备认证。 对橡胶弹性元件进行刚度试验时发现,在低频段其动刚度随频率变化明显,在达到一定频率时由于驻波的质量效应使其动刚度偏离了理想的无质量弹簧刚度,从而无法获取频率与动刚度的关系,只能采取扫频试验测量获得。同时低温对橡胶弹性元件静刚度的影响也很大,且不同结构橡胶弹性元件的刚度变化也不一样。对于应用于高寒地区的橡胶弹性元件,其在夜间检修时处于低温静态承载,在日间运行时处于低温动态承载。安装在不同位置的橡胶弹性元件承受的振动频率也不一样。而目前的研究大都集中在单一结构橡胶弹性元件静刚度或常温条件下动刚度试验,有关系统的、多结构橡胶弹性元件的研究甚少。 本研究以国内某企业送检的6种橡胶弹性元件为研究对象,通过大量试验和数据总结出其与静刚度和动刚度及动刚度与频率的变化规律。 1 实验 1. 1 测试原理 静刚度(k)是指在一定范围内,试样所受压缩或拉伸负荷(F)变化量与其位移(S)变化量的比值。在静刚度试验过程中试样的负荷可以等效传递,不存在测量误差,变形采集按测量原理可分为系统测量、空白试验、百分表测量和外接位移传感器测量4种,其中系统测量是指直接通过试验机自身的传感器采集数据,这种方式采集的数据除试样变形外,还包含了试验机的刚性变形和工装的弹性变形,适用于刚度小变形大的弹性元件静刚度试验;空白试验是在系统试验的基础上减去空白试验变形,以达到提高试验数据准确性的目的,这种方式虽然可以提高数据准确性,但由于不同结构的试验机在不同压缩负荷条件下的空白变形试验不一样,导致试验操作不便、效率低。百分表测量和外接位移传感测量是同一种测试原理,即在试样最接近变形的位置直接测量变形数据,除去工装变形和接触间隙,这种方式操作方便、试验准确,但两者的区别是百分表测量只能进行单点测试,无法形成完整的负荷-变形滞回曲线,而外接位移传感测量可实现连续记录变形数据,并通过计算机形成完整的负荷-变形滞回曲线,这种测量方式是行业内最先进、最常用的测量方法。 动刚度是指试样动态负荷振幅峰值与位移峰值之比。其负荷控制方式分为中值加振幅值和峰谷值2种,加载方式分为纯压式、纯拉式、预压式和预拉式4种,其中纯压式适用于橡胶堆类压缩型产品,纯拉式适用于牵引杆类产品,预压式适用于锥形弹簧类产品,预拉式适用于牵引类橡胶关节产品。动刚度试验的三要素分别是频率、振幅和循环次数,其中频率分为单频和多频扫描,振幅可以是负荷也可是变形,循环次数规定为100,待试样负荷与变形稳定后取最后3个循环数据平均值为测试值。计算方法分为直接频率响应法和模态频率响应法2种,其中直接频率响应法适用于测试弹性元件在不同频率下的动态特性,模态频率响应法适用于弹性元件扫频共振测试,验证其是否避开共振区。 弹性元件动刚度的测量方法分直接法、间接法和驱动点法3种。驱动点法是目前最常用的弹性元件动刚度测试方法,其分为原点测试和跨点测试2种,两者最大的区别是负荷传感器的安装位置,分别如图1(a)和(b)所示。 原点测试是传感上置,这种方式安装方便、稳定性好,但是传感器本身质量产生的惯性力会影响测试精度。跨点测试是传感器下置,消除了测试误差,适用于刚度小、频率高的试验工况,车辆减振弹性元件比较适用于原点测试方式。 1. 2 试验设计 以橡胶节点为例,其刚度试验工装结构如图2所示,其由上接头、锁紧外套、芯轴、支撑块、底板和螺栓组成。其中橡胶节点通过芯轴和支撑块固定于试验平台,通过对外套施加拉压负荷进行刚度试验。 有限元分析主要是采用Abaqus软件对工装关键承载件芯轴和外套的强度、刚度(弹性变形)、模态固有频率进行分析计算。工装选用的材料是45号钢,密度为7. 8 Mg·m-3,弹性模量为210 GPa,泊松比为0. 3,抗拉强度为600 MPa,屈服强度为355 MPa。计算得出芯轴最大应力为88. 9 MPa,产生在两端倒角处,最大变形为0. 002 mm,产生在芯轴中间位置,详见图3;外套最大应力为24. 2 MPa,产生在内圆底部,最大变形为0. 02 mm,产生在下端中间位置,详见图4。工装最大应力小于材料允许值,最大总变形为0. 022 mm,远小于橡胶变形,计算结果满足静态试验要求。 根据IEC 61373—2016《铁路应用铁道车辆设备冲击和振动试验标准》要求,对工装承载件外套进行模态分析,结果如图5所示,外套四阶自振频率分别为503,627,728和846 Hz,外套的最低固有频率远高于试验最高激振频率30 Hz,不会产生共振现象,满足动态试验要求。 2 结果与讨论 2. 1 橡胶节点 橡胶节点在不同温度下的静刚度特性曲线如图6所示,曲线的斜率表示静刚度,包络面积表示加卸载过程中消耗的能量。 从图6可以看出,随着温度的降低,橡胶节点的静刚度增大,同时滞回曲线包络面积减小,表示减振效果变差。橡胶节点23,0和-20 ℃下的静刚度分别为68. 17,70. 92和74. 32 kN·mm-1 橡胶节点在不同温度下动刚度-频率曲线如图7所示。 从图7可以看出,随着温度的降低,橡胶节点的动刚度增大,这与其静刚度变化规律一致。此外,在23~-40(不含) ℃范围内,随着频率的增大,橡胶节点的动刚度在频率小于10 Hz时增大,在频率大于10 Hz时减小,然后趋于稳定;在-40和-60 ℃时动刚度变化频率点分别前移至5和3 Hz。 随着频率增大,橡胶节点的动刚度先增大后减小的原因主要是橡胶弹性元件的超弹性,其动刚度与激振频率之间表现出一种非线性关系,随着频率的增大,动刚度先增大后减小,在其固有频率处引发共振,此时振幅增大,动刚度减小。低温下导致橡胶节点动刚度变化频率点前移是因为其刚度增大,共振点发生变化。 2. 2 弹性球铰 弹性球铰在不同温度下的静刚度特性曲线如图8所示。 从图8可以看出,随着温度的降低,弹性球铰的静刚度增大,滞回曲线包络面积减小。与橡胶节点相比,弹性球铰静刚度滞回曲线的线性关系发生了变化,其中橡胶节点在变形超过1/2时,负荷与变形呈非线性关系,而弹性球铰的负荷与变形基本呈线性关系。弹性球铰23,0和-20 ℃下的静刚度分别为2. 91,3. 17和3. 39 kN·mm-1 弹性球铰在不同温度下的动刚度-频率曲线如图9所示。 从图9可以看出,随着温度的降低,弹性球铰的动刚度增大。此外,在23~-20(不含) ℃范围内,随着频率的增大,弹性球铰的动刚度在频率小于15 Hz时增大,然后趋于稳定;在-20和-40 ℃时动刚度变化频率点分别前移至10和8 Hz。 2. 3 弹性支承 弹性支承在不同温度下的静刚度曲线如图10所示。 从图10可以看出,随着温度的降低,弹性支承的静刚度增大,滞回曲线包络面积减小,同时滞回曲线形状发生了较大变化。在-40 ℃时弹性支承静刚度为2. 01 kN·mm-1,较常温静刚度变化率为30%,这表明该弹性支承具有较好的耐低温性能。在-65 ℃时橡胶已硬化,弹性支承的滞回曲线的加载与卸载曲线基本重合,滞回曲线包络面积几乎为零,弹性支承已失去减振性能。弹性支承23,0和-25 ℃下的静刚度分别为1. 51,1. 62和1. 82 kN·mm-1 弹性支承在不同温度下的动刚度-频率曲线如图11所示。 从图11可以看出:弹性支承的动刚度随着温度和频率的变化规律与橡胶节点和弹性球铰基本一致;在高于-40 ℃时,在低频段弹性支承的动刚度变化更明显。 2. 4 橡胶弹簧 橡胶弹簧在不同温度下的静刚度特性曲线如图12所示。 从图12可以看出,随着温度的降低,橡胶弹簧的静刚度增大,滞回曲线包络面积减小。橡胶弹簧是一种多夹层且橡胶层较厚的弹性元件,虽然刚度随温度的降低而增大,但相对前3种产品,橡胶弹簧具有更好的耐低温性能,-60 ℃的静刚度较常温静刚度变化率仅为35%,这是因为橡胶弹簧体积大且夹层多,在低温过程中难以实现全面冷冻,同时加载过程中压缩率变大,本身产生一定热量,这种自身加热的功能使其静刚度有所回升,因此橡胶弹簧的结构设计也是一种降低低温刚度变化率的手段。橡胶弹簧23,0和-20 ℃下的静刚度分别为15. 01,15. 3和15. 7 kN·mm-1 橡胶弹簧在不同温度下的动刚度-频率曲线如图13所示。 从图13可以看出,橡胶弹簧的动刚度随着温度和频率的变化规律与前3种产品有所不同,在高于-40 ℃时,橡胶弹簧的动刚度随着频率的增大变化不明显,在低于-40 ℃(含)时,动刚度随频率的增大变化较明显,表现为随着频率的增大,动刚度在频率小于5 Hz时增大,在频率大于5 Hz时减小,然后趋于稳定。这是因为对于橡胶层厚的弹性元件,橡胶变形受动静负荷的影响相对较小。 2. 5 连杆球铰 连杆球铰在不同温度下的静刚度特性曲线如图14所示。 从图14可以看出,随着温度的降低,连杆球铰的静刚度增大。相比前面论述的关节类橡胶弹性元件,连杆球铰在低于-20 ℃后且变形超过2/3时,负荷随变形的非线性增大更为明显。连杆球铰23,0和-20 ℃下的静刚度分别为18. 12,21. 22和22. 16 kN·mm-1 连杆球铰在不同温度下的动刚度-频率曲线如图15所示。 从图15可以看出,在23~-40(不含) ℃范围内,随着频率的增大,连杆球铰的动刚度在频率小于12 Hz时增大,在频率大于12 Hz时减小,然后趋于稳定;在-40和-60 ℃时动刚度变化频率点分别前移至6和5 Hz。 2. 6 圆锥弹簧 圆锥弹簧在不同温度下的静刚度特性曲线如图16所示。 圆锥弹簧是一种典型的圆锥形大位移压剪类结构弹性元件,静刚度特性曲线是典型的大变形非线性变形曲线。从图16可以看出,圆锥弹簧在不同温度下均表现出一种变刚度特性,负荷随变形呈现增大、减小、再增大的特性。这表明圆锥弹簧在不同承载区间能够表明出不同的静刚度,满足运营工况的要求。同时圆锥弹簧滞回曲线包络面积随温度降低变化不明显,这表明圆锥弹簧虽然刚度变大,但依然具有较好的减振性能。圆锥弹簧23,0和-20 ℃下的静刚度分别为0. 51,0. 55和0. 60 kN·mm-1 圆锥弹簧在不同温度下的动刚度-频率曲线如图17所示。 从图17可以看出,随着温度的降低,圆锥弹簧的动刚度增大,这与静刚度变化规律一致。在23~0 ℃范围内,圆锥弹簧的动刚度随着频率的增大总体呈减小趋势;在-20 ℃时频率对圆锥弹簧动刚度的影响不明显;在-40 ℃时,圆锥弹簧的动刚度在频率小于10 Hz时增大,在频率大于10 Hz时减小。这表明圆锥弹簧的动刚度同时受温度和频率两个参数的影响,在进行产品结构和配方设计时需同时考虑。 3 结论 (1)温度对橡胶弹性元件静刚度的影响:随着温度的降低,橡胶弹性元件的静刚度增大,静刚度变化率与温度(低温)成正比,同时滞回曲线包络面积减小,加载同等变形消耗的能量减小,减振效果变差。 (2)温度对橡胶弹性元件动刚度的影响:随着温度的降低,橡胶弹性元件的动刚度增大,且不同结构的橡胶弹性元件动刚度受温度的影响不同。 (3)频率对橡胶弹性元件动刚度的影响:橡胶弹性元件的动刚度随着频率的增大呈非线性增大趋势,通常在低频段,动刚度随频率的增大而增大,在达到一定频率后,动刚度减小,然后趋于稳定。
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    众所周知,橡胶堆是轨道车辆悬挂系统关键部件,为车辆悬挂系统提供合适的横向和纵向刚度,属于车体联接装置,主要起支承和减振作用。橡胶堆作为一种结构安全件,为保证其在工程应用中的可靠性,需对其进行100%的外观试验及性能试验。 在实际工作中,笔者发现橡胶堆硫化成型后常常出现气泡质量缺陷,导致产品成为废件。气泡是橡胶制品金属骨架表面与橡胶、橡胶与橡胶之间粘合失效的一种现象。本文从实际工作出发,对橡胶堆气泡质量缺陷进行了分类,分析了各类气泡形成的原因,并提出了有效地解决措施,期望能为橡胶堆类产品的工艺设计提供技术帮助。 1 产品结构 橡胶堆由顶板、多层隔板、底板和橡胶材料经热硫化而成型,其隔板层数一般为4~8层,各层之间橡胶材料的厚度基本相同,单层橡胶重量在1.5~2.5kg左右,属于典型多层厚壁橡胶制品。 2 常见气泡原因及分类 橡胶堆中出现的气泡主要由硫化模具型腔内残存的空气、注胶过程包裹的气体以及热硫化过程中释放的无法完全从硫化模具中排出的小分子物质形成。注胶过程中,包裹的气体随着橡胶的流动而流动,或被包裹进入橡胶内部,或流动到硫化模具型腔表面,硫化结束之后该气体停滞在产品内部或表面,形成气泡质量缺陷;按其表现形式,主要分为薄皮气泡、海绵气泡和大气泡等。 2.1 薄皮气泡 薄皮气泡是一种橡胶表面鼓起的、甚至是开裂的一种质量缺陷,通常发生在橡胶型面的表面位置,较小,深度在2mm以内,直径4mm大小,见图2。 由于橡胶堆用胶量多,橡胶在硫化模具型腔内流动复杂,因此针对硫化模具注胶流道及排气系统的相关设计要求苛刻。注胶孔数量越多,进胶速率就越快,橡胶裹进空气的机率就越大,容易造成胶料汇集区域窝气,产生薄皮气泡。 2.2 大气泡 大气泡是一种橡胶型面局部位置鼓起的一种现象,其产生的位置具有随意性。与薄皮气泡相比,大气泡形体较大,深度在2mm 以上,直径大于4mm,见图3。 橡胶堆形成大气泡的原因较多,如硫化模具注胶系统及排气系统设计不当则会造成模具型腔内的空气不易排出,被流动的橡胶所包裹,造成气泡质量缺陷。另外,混炼胶门尼粘度不适当也是造成橡胶堆形成气泡的一个重要原因;若混炼胶门尼粘度过低,合模后型腔中的空气没有完全排出,胶料将硫化模具排气线和排气孔堵住,由于模内的空气传温效果较差并占有一定体积,硫化后就形成了局部气泡。 2.3 海绵气泡 海绵气泡表现为橡胶欠硫变软或橡胶发粘,发生海绵气泡的原因与生产过程控制有较大关系。 硫化时,开模/闭模过程将不可避免地造成热量损失,导致硫化模具局部温度过低。一般来讲,橡胶堆海绵气泡常常出现在产品注胶面,即与注胶镶块对应的位置。这是因为开模/闭模过程中,注胶镶块需要与硫化模具整体分离,放置在硫化模具的外面,受冷,导致此处温度低于工艺要求温度。实际工作中,无论气泡是哪种表现形式,其发生的原因往往是综合的,是硫化模具结构、橡胶材料性能与生产过程控制的综合结果,需要对各个环节进行改进。 3 改进措施 3.1 硫化模具注、排胶系统的改进 根据实际工作经验,单层橡胶型面注胶孔数量越多,注胶时胶料汇集位置就越多,越易引起气泡问题。为此,在保证注胶量的前提下,注胶孔数量越少越好。本工作运用sigmasoft软件仿真模拟了硫化模具结构和注胶过程,较精确地确定了注胶过程胶料的汇集位置,在汇集位置处开设一定量的排气线或排气孔,将模腔内的残存气体排泄出去,有利于改善橡胶堆薄皮气泡及特定位置的大气泡问题,见图5。 3.2 混炼胶门尼粘度的改进 橡胶堆的气泡问题与其所用胶料门尼粘度有直接关系,提升其混炼胶门尼粘度是解决橡胶堆气泡问题的有效措施。实践表明,胶料门尼粘度低于40时,气泡基本上表现为大气泡,而且发生几率较大;当门尼粘度提升时,气泡发生的几率下降。值得注意的是,混炼胶门尼粘度并非越高越好,在验证试验中胶料门尼粘度过高,容易引起橡胶堆局部缺胶。这是因为当胶料门尼粘度过高时,硫化压力无法使胶料在硫化模具中较好地流动,橡胶与金属骨架的粘合性能下降,橡胶与橡胶之间的融合性较差。 3.3 生产过程控制 海绵气泡主要由硫化模具局部温度过低引起,设计硫化工艺时要充分考虑工厂的实际操作情况,根据时温等效原理,温度降低与时间延长对高分子运动是等效的,在设计硫化工艺时应预留一定的安全系数。另外,海绵气泡还与硫化模具开模/闭模过程中热量损失有关,因此要严格控制进出模时间,降低热量损失程度。通常,橡胶堆硫化模具的开模/闭模时间控制在15~20min。 3.4 硫化成型方式的优化 黄良平等人研究表明,胶料进入硫化模具时温度越低,硫化模腔压力建立时间就越长,气泡成核及成长的几率就越大,橡胶制品越容易出现气泡。 目前,橡胶堆的硫化成型方式有注压成型和注射成型。注压成型时,采用开炼机将胶料预成型,胶料进入硫化模具时温度为40℃左右。注射成型过程中,胶料在螺杆的剪切、推挤以及与料筒壁产生摩擦生热作用下,呈流动状态,向前流动。剪切作用及摩擦作用使胶料温度迅速升高至100℃,此温度能将胶料中的易挥发物质导出,慢慢击碎胶料中的残存气体,并将该气体通过螺杆喷嘴排出,此过程极大程度上排除了胶料中的残存气体。采用注射硫化成型方式可解决薄皮气泡和大气泡等问题,效果明显。 4 结语 (1)硫化模具注、排胶系统的设计、混炼胶门尼粘度和生产过程控制是影响橡胶堆产品产生气泡的主要因素。 (2)适当减少注胶孔数量、在胶料注胶汇集位置开设排气线、提升混炼胶门尼粘度、加强生产过程控制、降低热量损失和优化硫化成型方式等措施能有效解决橡胶堆硫化成型过程中的气泡质量缺陷。
  • [资讯] 石油钻采工程橡胶密封制品标准研究
    橡胶材料因其具有优异的高弹性能广泛用于石油钻采领域,该领域所用橡胶制品主要包括橡胶密封制品、扶正器和固井胶塞等,其中橡胶密封制品包括O型橡胶密封圈、封隔器胶筒及防喷器胶芯等。橡胶密封制品通过柔性密封作用,达到防止流体或气体等介质发生泄漏,为石油钻采提供必要的密封环境及安全保障。 油田钻采环境复杂,通常为高温、高压并伴随油、水、二氧化碳和硫化氢等介质喷出,为保证油田钻采过程中具有可靠的密封作用,其橡胶密封制品使用前必须进行性能评价。目前,橡胶密封制品有比较完善的标准体系,本文从石油钻采领域所用橡胶材料试验方法及各类密封制品着手,总结了石油钻采工程中橡胶密封制品的相关标准。 1 橡胶材料性能评价试验方法标准 在各类橡胶制品标准中,通常会引用橡胶性能试验方法标准对原材料性能进行评价,当混炼胶性能满足标准要求或设计要求后才进行成品加工及检测。主要测试内容通常包括橡胶密度、硬度、拉伸性能和压缩永久变形等,测试标准见表1。在试样加工时可将试样加工成标准要求尺寸,如拉伸试验通常为哑铃形试样,压缩永久变形通常为圆柱形试样等。 除了以上性能之外,对于油田环境中使用的橡胶材料而言,还需对其进行环境中长期性能评价,主要内容包括老化性能及快速气体减压试验。快速气体减压试验大多针对O型橡胶密封圈进行测试,因此本部分主要针对橡胶老化性能试验标准进行论述。 老化性能试验通常模拟橡胶材料工作环境,在一定温度、流体环境下对橡胶材料进行一定周期的老化试验,并对老化试验前后强度、重量变化率等性能按表1中试验方法进行对比,通常使用的老化试验方法标准见表2,其中GB/T34903.2为ISO23936-2的等同采用标准。表2还列出了各个标准的特点,如GB/T34903.2 及ISO23936-2在附录中推荐了几种油气田常用弹性体材料,并指出了这些弹性体的使用温度及常用流体耐受性。在M-710、NACE TM0296及NACE TM0187中,对O型橡胶圈试样的老化试验可在一定应力状态下进行,其中M-710要求老化试验在O型橡胶圈横截面直径方向压缩20%,NACE TM0296及NACE TM0187中O型橡胶圈横截面直径方向压缩25%,即压缩永久变形试验受力状态。对于封隔器胶筒及防喷器胶芯材料,通常还需进行耐液体及热空气加速老化试验。 以上标准中,GB/T34903.2、ISO23936-2及M-710中均提出了明确的油田介质老化试验验收标准,对橡胶的硬度、体积变化率及拉伸性能规定了可接收范围,其中硬度为10/-20个单位,体积变化率为25%/-5%,拉伸性能中对弹性模量、拉伸强度及拉断伸长率的范围为±50%。 不同温度下的老化试验结果可用阿伦尼乌斯方程外推使用寿命,在GB/T34903.2 及ISO23936-2附录中有非常完整的寿命评估程序,为橡胶密封制品的使用寿命提供依据。 2 O型橡胶圈相关标准 O型橡胶圈是一种截面为圆形的橡胶密封圈,是液压与气压传动系统中使用最广泛的一种密封件,主要用于静密封和往复运动密封中。O型橡胶圈一般安装在外圆或内圆上截面为矩形的沟槽内,起密封作用,具有结构简单、密封性好、安装方便和适用范围广等优点。目前,O型橡胶圈的安装、尺寸和沟槽设计都已标准化,如GB/T3452.1《液压气动用O型橡胶密封圈第一部分:尺寸系列及公差》,GB/T3452.2《液压气动用O型橡胶密封圈外观质量检验标准》及GB/T 3452.3《液压气动用O型橡胶密封圈沟槽尺寸》等。 O 型橡胶圈产品的试验方法标准包括ASTM D1414及GB/T5720。其中GB/T5720规定了实心硫化O 型橡胶密封圈的尺寸测量、硬度、拉伸性能、热空气老化、压缩永久变形和腐蚀试验等,与混炼胶测试方法不同的是,该标准中的各项测试针对的试样形状均为O 型圈,ASTMD1414对O型橡胶圈性能及其老化性能进行了规定。 除了以上检测外,针对油田用O型橡胶圈试样进行的测试还包括快速气体减压试验(RDG),该试验是高压含气系统的极速压力下降破坏密封材料内部气体压力平衡,气体快速从聚合物中溢出,导致密封制品出现膨胀、起泡等现象。RDG试验的主要测试标准见表3。 从表3可看出,GB/T34903.2及ISO23936-2中RDG测试条件与M710中的测试条件具有一定差异。总体而言,M710提出了更为丰富及严苛的测试环境,但3个标准中都指出了具体的试验环境。与M-710不同的是,GB/T 34903.2及ISO23936-2中提供了不同损坏等级的O型密封圈截面破坏典型示例图片及试验使用的夹具设计图纸,为RDG试验提供了更为直观的判定及试验方法。 3 封隔器胶筒相关标准 封隔器在油井中将不同油层和水层分隔开来并承受一定载荷。胶筒作为封隔器核心组件,其质量直接影响封隔器使用效果和工作寿命。在API Spec 11D1的设计要求中,提出了封隔器用非金属材料需提供生产日期、批号、材料类型、拉伸性能、压缩变形及邵氏硬度等。除了APISpec 11D1,SY/T 5105按密封方式分类了封隔器类型,主要包括自封式、压缩式、扩张式和组合式等封隔器,不同类型的封隔器使用的胶筒也不同,目前使用最多的胶筒为压缩式胶筒和扩张式胶筒。针对不同类型的胶筒,分别有HG/T2701、HG/T2702和HG/T5094三种产品标准。 其中HG/T2701适用于油田、煤气田和页岩气田的分层测试、分层射孔、注水、注水井深部调驱、注水井吸水剖面调剖、油田水井堵水、酸化和水力压裂、爆燃压裂使用的压缩式封隔器胶筒及完井用压缩封隔器胶筒。使用的橡胶材料主要包括丁腈橡胶、氢化丁腈橡胶、硅氟橡胶及氟橡胶,分别针对各种混炼胶提出了各项性能检测试验方法及指标,测试项目及试验方法见表4。除了对混炼胶进行测试外,还需对胶筒进行坐封性能、密封性能、耐压性能及疲劳性能等进行测试,在HG/T2701附录A 中有具体的压缩式胶筒成品性能试验方法。 HG/T2702适用于油田分层测试、注水、酸化和压裂、煤层气测试压裂、页岩气测试压裂等封隔器胶筒及完井用扩张式封隔器胶筒。扩张式封隔器胶筒按其骨架结构可分为钢带式骨架、帘布式骨架及钢丝式骨架3种封隔器胶筒。标准中对常用丁腈橡胶及氢化丁腈橡胶混炼胶性能测试要求及试验方法进行了规定,与HG/T2701中的测试项目与试样方法相同,不同的是对不同种类的胶筒提出了不同的性能指标。扩张式胶筒成品性能测试项目包括密封性能、扩张性能、耐压性能及疲劳性能等的测试,在HG/T2702附录A中有具体的扩张式胶筒成品性能试验方法。 HG/T5094适用于油、气、水井完井、堵漏作业用遇油和遇水自膨胀封隔器,标准中除了对产品混炼胶的硬度、拉伸强度、热空气老化性能提出了要求,还要求了橡胶材料在各种介质中的体积膨胀倍率及在盐酸中力学性能的变化率。标准中同时给出了遇油及遇水自膨胀橡胶封隔器外径、长度和相应公差,附录A提供了该类型胶筒的耐压性能试验方法。 封隔器胶筒产品标准分别针对封隔器胶筒用混炼胶及胶筒成品性能进行测试,其中对混炼胶的各项强度测试提出了明确的指标要求。胶筒成品性能试验较为复杂,目前国内一些研究机构针对胶筒成品性能建立了相关试验装置,主要包括大庆油田“全尺寸井下采油工具综合参数检测与试验系统”、中原油田“全尺寸试验井”及江汉油田采油工艺研究院“井下工具试验装置”等。 4 防喷器胶芯相关标准 防喷器作为石油井控作业中必不可少的设备,其通过控制井口介质压力防止井喷、井涌等大型事故的发生,能有效保证井控作业安全。根据密封方式的不同,防喷器可分为环形防喷器、闸板防喷器和旋转防喷器。目前,防喷器标准主要包括ISO13533、API Sepc 16A和GB/T20174,其中API Spec 16A 和GB/T20174 都修改采用了ISO13533,这些标准对用于油气井钻通设备的性能、材料、试验和检验等进行了要求。以上标准主要适用的设备包括闸板防喷器、闸板胶芯和顶部密封件、环形防喷器、环形防喷器密封胶芯、液压连接器、钻井四通、转换接头、单件连接和卡箍等。在这些设备中,闸板防喷器的胶芯和顶部密封以及环形防喷器的胶芯为橡胶制件。 在ISO13533、API Sepc 16A 和GB/T20174中,对于在防喷器中使用的橡胶零件,需要提供材料硬度、拉伸应力应变性能、压缩变形及浸没试验的试验数据,并要求对闸板防喷器和环形防喷器的非金属密封件和模压密封总成进行试验,验证在其温度等级的极限温度下是否能维持密封能力,要求在低温下至少进行3次额定工作压力的压力循环,在高温下进行1次额定工作压力的压力循环,至少保压60min。对于闸板防喷器,要进行密封性能试验、疲劳试验、承压起下钻寿命试验、剪切闸板试验、悬挂试验及闸板锁紧装置试验。对于环形防喷器,要进行密封性能试验、疲劳试验、胶芯拆装试验及承压起下钻寿命试验。 除了以上3项标准,HG/T2292为环形防喷器胶芯的产品标准,该标准对用于石油天然气勘探、钻井、试油、修井井控用环形防喷器胶芯的规格、参数、要求和试验方法等进行了规范。环形防喷器胶芯主要包括球形和锥形2大类,对其进行的试验与胶筒类似,包括对橡胶混炼胶的测试及成品胶芯的测试,其中对混炼胶的测试项目及测试标准见表5,在该标准中,对邵氏硬度为80±5及86±4的混炼胶提出了各项测试指标要求。在附录A中,提出了针对环形防喷器胶芯密封性能、通径规范试验和疲劳试验的方法。 5 结语 为保证各类密封产品工作期间的安全使用,目前建立了较为完善的标准体系,包括橡胶原材料性能评价试验方法标准、老化试验方法标准和各类产品标准等。值得注意的是,目前针对封隔器胶筒及防喷器胶芯制品的测试方法都较为复杂,以封隔器胶筒为例,压缩式封隔器胶筒的检测工具设计复杂,操作难度高,并且具有一定的局限性,不适用于其他种类的胶筒。在未来针对橡胶密封制品的研究中,可进一步完善各项试验方法,简化试验流程,针对试验方法提出更为可靠的技术指标,为橡胶密封制品在石油钻采领域的应用提供标准依据。
  • [资讯] 列车制动软管总成的主要失效模式研究
    众所周知,胶管为中空可绕性管状橡胶制品,其管体主要结构由内胶层、骨架层和外胶层组成,用途极为广泛,通常用于正压或负压条件下输送或抽吸各种气体、液体、粘流体和粉状固体等物料。当今,随着液压工业的不断发展,液压胶管已经成为液压系统中传递动力不可缺少的软性连接管,在工业、农业和国防科研等方面起着重要作用。 近年来,胶管制品的主要发展趋势是大长度、大口径、耐高压、耐高温、耐低温、耐曲挠疲劳和耐特殊介质等。橡胶软管总成质量直接影响整机使用性能,分析其失效模式可预见性有效制定预防措施,避免故障发生,保障日常生产正常进行。 1 制动软管总成的结构及性能指标 1.1 主要结构 制动软管总成由橡胶制动软管、连接器体、螺纹接头及套箍组成;橡胶制动软管由内胶层、化纤材料编织层(即骨架层)和外胶层组成,外胶层主要起保护骨架层作用,骨架层起抗拉伸和抗爆破作用。制动软管总成示意结构见图1,制动软管示意结构见图2。 1.2 主要性能指标 制动软管总成用于铁路机车车辆制动系统,其压缩空气输送压力不大于0.9MPa,满足露天使用工况要求。在装配过程中,要求制动软管能与金属接头及连接器体等组合件顺利连接,无装配障碍;在安装使用过程中,与折角塞门连接良好,制动软管不允许有漏风现象发生。表1为列车制动软管总成性能指标。 2 制动软管总成失效模式 2.1 失效模式 基于制动软管总成在装车使用或检修中的问题以及通过选取样本统计得出的数据,列车制动软管总成失效模式主要分为6种,即外胶层老化裂口及商标胶边界裂口、使用寿命超限、软管接头处漏气、管体膨胀后外径尺寸超限、连接器体断裂、列车运行中制动软管总成爆破。 本工作以1000根制动软管总成作样本,进行统计分析,统计分析结果见图3。 从图3可看出,外胶层老化裂口及商标胶边界裂口是列车制动软管的主要失效模式,外胶层老化裂口问题同样还是检修过程中实际统计的故障率中主要失效形式,同时也是困扰检修及质检人员的一个问题。另外,在气密性试验中,软管接头处漏气有连续气泡冒出,而且不随时间延长而消失,也是制动软管的主要失效模式。上述2种失效模式使未到使用寿命的列车制动软管更换频率增大,增加了检修人员的工作量。连接器体断裂和列车运行中制动软管总成爆破这2种失效模式,样本数量均为零,但在制动软管装车运行过程中出现过此类问题,列车行驶中因管体爆破导致停车。制动软管总成部件中的连接器体端部断裂导致无法装车使用。 2.2 失效原因分析 本工作分析了上述6种失效模式产生的原因,具体为: (1)管体外胶层产生老化裂口,其原因可能是列车制动软管总成所用材料主要是橡胶,橡胶老化是一种不可逆化学反应,制动软管总成在使用过程中主要承受自然环境中的阳光照射、高低温以及疲劳破坏等作用,管体外胶层老化后最直观明显的特征是管体变硬、外胶层有深度和长度不一的龟裂口,结果见图4。 商标胶边界产生裂口,其原因可能是商标与管体硫化后粘结不牢固;商标单独硫化后,为了使标识清晰,商标胶样半硫化态难以控制,其粘结到管体上再次硫化时,生胶与半硫化橡胶粘结强度受到影响,造成了管体商标边界处易裂口的问题。本工作采用的生产工艺是商标单独硫化,然后再粘到未经硫化的管体外胶层上,缠绕水布后一同进入硫化罐进行硫化,工艺流程图见图5。 (2)制动软管总成接头处漏气,其原因可能是:(a)制动软管总成接头密封螺纹是外螺纹,易受外力磕碰或拧紧不正确而受损,接头处靠螺纹相互配合达到密封作用;螺纹牙受损造成制动软管总成使用时或气密性试验时漏气。(b)制动软管总成装配时,扣压直径低于标准值下限,扣压处骨架层或胶层受损,导致制动软管总成漏气。(c)制动软管总成接头连接处内胶层及骨架层产生应力松弛或疲劳等导致漏气。 (3)管体膨胀后外径尺寸超限,其原因可能是制动软管总成在长期使用过程中因其老化或疲劳等使软管内胶层或外胶层弹性变差和伸张性能变小;风压或水压气密性试验后,经测量,管体外径尺寸超限。 (4)连接器体产生断裂,其原因可能是连接器体为铸造件,当球化率达不到四级以上时,在制动软管总成装卸或两根总成摘解时连接器体因撞击到坚硬物体而导致断裂。 (5)管体发生爆破,其原因可能是:(a)制动软管总成骨架层力学强度不足,列车运行中软管总成管体内充压/泄压,致使骨架层爆裂;(b)制动软管总成在工作状态中管体发生扭曲,瞬间充压时或反复充压/泄压时造成管体爆破;(c)管体受到过硬物体撞击,外胶层虽无明显磕痕,但骨架层已受损,致使制动软管总成工作时发生爆破。 (6)爆破发生在接头端部,其原因可能是制动软管总成接头与软管连接的端部是应力集中的发生位置,装车时此处处于弯曲状态,若此时受到外力拉伸,此处骨架层伸长率小,易受损或拉断,造成爆破。制动软管总成装车后的状态及爆破点位置见图6。 2.3 失效模式对产品使用性能的影响 在制动软管总成上述6种失效模式中,爆破和连接器器体断裂属于突发性事故,发生此次故障后制动软管总成立即失效,无法继续使用。制动软管总成接头处漏气,在风压/水压气密性试验(保压)过程中压力降低,此种制品无法装车使用,若漏气现象发生在列车运行中,需立即将漏气的制动软管总成更换,保证列车行驶安全。 制动软管总成外胶层老化也是困扰用户的一个问题,用户检查制动软管总成外观时无法判断外胶层老化程度是否在可用范围内,此种情况下造成了未到使用寿命的制动软管总成报废率高。针对外胶层不同老化程度的制动软管总成进行性能试验后,应根据试验结果进行认定,若制动软管外胶层老化裂口深度≤2mm,则气密性能、爆破性能、静液压性能和拔脱性能仍然符合制品标准要求;若老化裂口深度>2mm,气密性能及爆破性能虽然符合技术指标要求,但因外胶层厚度已在3.0mm~3.5mm 之间,当裂口深度>2mm时外胶层已失去了保护骨架层的作用,骨架层易受外力作用的影响,造成损伤。因此,老化裂口深度>2mm的制动软管总成需作报废处理。 制动软管总成应根据TB/T60-2014《机车车辆用制动软管连接器》要求进行永久性标识,商标与制动软管管体是2个部分,商标标识边界与管体外胶间出现肉眼可见的开裂口时,管体外胶层的保护作用不受影响,同时也不会影响管体强度及气密性能。制动软管总成商标形式决定了商标老化裂口或商标边界开裂口不影响产品性能,仍可继续装车使用。 3 预防与解决措施 制动软管总成外胶裂口和接头处漏气是引起失效的主要形式,此时制品报废率接近90%,若能有效预防并制定相应措施可大幅减少物资浪费,有效提高制动软管总成的可靠性。 3.1 外胶老化裂口 外胶老化裂口是外胶裂口的主要形式,可通过新材料选择和外胶配方改进来改善老化性能,减少老化裂口。目前,橡胶软管外胶材料选用耐天候老化性能较好的氯丁橡胶或CPE(氯化聚乙烯),通过添加新型防老剂来提高外胶的老化性能,延长制动软管总成的使用寿命。 外胶划伤裂口是因外力磕碰或划伤的裂口,在检修过程中拆装制动软管总成时应注意不能随意乱扔,要安全放置在规定位置,避免管体因磕碰在总成接头或连接器体等硬物上,造成裂口。 3.2 接头处漏气 接头处外螺纹表面受损及接头连接部位内胶和骨架层疲劳应力松弛是导致制动软管总成接头处漏气的主要形式,在制动软管总成装卸及试验过程中应注意以下几点:①在制动软管总成装车拧紧或拆卸时,注意遇到卡滞时不能强制拧紧或拆卸,避免用力过大导致螺纹受损,影响密封效果。②制动软管总成拆卸后其接头处应装上防护帽,避免拆卸下来的制动管堆放中磕碰到接头处外密封螺纹,使螺纹受损影响密封效果,同时也能避免管内进入杂质。③骨架材料及内胶配方改进时应选用疲劳性能更优异的材料,延长制动管总成使用寿命。 4 结束语 基于目前铁路检修技术,本文结合制动软管总成性能及自身特性,分析了其主要失效模式,并根据实际使用情况及试验统计,研究了不同失效模式对制品的影响,同时提出了有效解决措施。每类失效模式均存在一定的预见性和防范性,可有针对性地进行预防和避免,提高制动软管总成的使用寿命,节约成本。同时,针对失效模式的研究也为列车部件状态检修提供了技术参考。
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