李 拓 白鴻柏, 薛 新 吳乙萬(wàn)

1.陸軍工程大學(xué)石家莊校區(qū)車輛與電氣工程系，石家莊，050003 2.福州大學(xué)機(jī)械工程及自動(dòng)化學(xué)院，福州，350116

0 引言

金屬橡膠是一種由金屬絲以螺旋卷的形式纏繞在一起，并經(jīng)冷沖壓成形的非線性彈性阻尼材料[1-2]。由于制備工藝以及結(jié)構(gòu)形式的特殊性，金屬橡膠具有橡膠般的高彈性、大阻尼特性以及金屬的物理機(jī)械性能(如在真空中不揮發(fā)、不怕輻射，能夠承受空間的高溫和低溫，疲勞壽命長(zhǎng)等)，因此，金屬橡膠成為極端環(huán)境下橡膠的替代品，被廣泛應(yīng)用于隔振、密封、噪聲控制以及航空航天等領(lǐng)域[3-8]。

目前，精密設(shè)備、儀器的大量使用要求隔振器具有較寬的隔振頻帶，以實(shí)現(xiàn)超低頻隔振。為了滿足超低頻隔振的要求，需要在制備過(guò)程中相應(yīng)地降低金屬橡膠構(gòu)件的剛度。經(jīng)過(guò)大量的試驗(yàn)研究和工程應(yīng)用，科研人員發(fā)現(xiàn)，由于金屬橡膠構(gòu)件的力學(xué)性能受其成形壓力影響較大，低剛度金屬橡膠在實(shí)際使用中仍存在一些不足：①由于成形壓力小，低剛度構(gòu)件內(nèi)部金屬絲的勾連程度較低，成形質(zhì)量較差；②低剛度構(gòu)件內(nèi)部結(jié)構(gòu)松散，在使用過(guò)程中容易發(fā)生二次成形，從而產(chǎn)生較大的殘余變形，力學(xué)性能不穩(wěn)定，壽命大幅縮短。

為了解決低剛度金屬橡膠構(gòu)件在實(shí)際使用中存在的問(wèn)題，筆者所在課題組突破金屬橡膠傳統(tǒng)制備工藝，設(shè)計(jì)并制備了編織-嵌槽型金屬橡膠。編織-嵌槽型金屬橡膠的制備過(guò)程如下：首先使用專用編織設(shè)備(如圓緯針織機(jī))將選取的金屬絲編織成網(wǎng)套，再根據(jù)需要剪裁、稱取一定質(zhì)量的網(wǎng)套，并將截取的網(wǎng)套經(jīng)預(yù)壓整形、冷彎成形等工藝軋制出若干道溝槽，然后將網(wǎng)套纏繞成毛坯，使溝槽嵌合在一起，最后對(duì)毛坯進(jìn)行冷沖壓成形。

目前，對(duì)金屬橡膠材料的研究絕大多數(shù)集中在力學(xué)性能建模及表征上[6-8]，針對(duì)其疲勞特性方面的試驗(yàn)及理論研究較少[9-11]。另外需注意，有關(guān)金屬橡膠疲勞特性的研究中試驗(yàn)構(gòu)件的變形方式多為剪切變形[9-11]，有關(guān)構(gòu)件以壓縮變形方式進(jìn)行的疲勞特性研究未見(jiàn)報(bào)道。由于結(jié)構(gòu)的特殊性，編織-嵌槽型金屬橡膠一般將成形方向作為其承載方向，故多成對(duì)應(yīng)用于拉-壓式減振器以發(fā)揮其減振作用，它在工作過(guò)程中的變形方式為壓縮變形。為了擴(kuò)展金屬橡膠材料在高溫環(huán)境下的工程應(yīng)用，對(duì)編織-嵌槽型金屬橡膠進(jìn)行高溫疲勞特性研究是十分必要的。

本文結(jié)合拉-壓式減振器的工作原理，設(shè)計(jì)了拉-壓式組合試驗(yàn)工裝，并通過(guò)考察工裝的宏觀力學(xué)特性隨振動(dòng)周次的變化，研究了常溫(25 ℃ )及高溫(300 ℃ )環(huán)境下不同振幅加載條件下編織-嵌槽型金屬橡膠的疲勞特性。

1 疲勞試驗(yàn)

編織-嵌槽型金屬橡膠在外觀上具有類似彈簧的螺旋結(jié)構(gòu)，如圖1所示。

圖1 編織-嵌槽型金屬橡膠Fig.1 Knitted-dapped metal rubber

1.1 試驗(yàn)構(gòu)件的工藝參數(shù)及試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)中使用的構(gòu)件為采用同一批次、牌號(hào)為0Cr18Ni9Ti奧氏體不銹鋼絲制成的圓環(huán)形編織-嵌槽型金屬橡膠構(gòu)件。所有構(gòu)件的工藝參數(shù)均完全相同：厚度為22 mm，外徑為50 mm，內(nèi)徑為10 mm，質(zhì)量為22 g，成形壓力為20 kN，成形密度為0.482 g/cm3。

試驗(yàn)系統(tǒng)包括PLS-20電液伺服疲勞試驗(yàn)機(jī)和DH5936數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、高低溫環(huán)境箱三部分。PLS-20電液伺服疲勞試驗(yàn)機(jī)的最大載荷為20 kN，載荷控制精度為1%，最大加載行程為±50 mm，振動(dòng)頻率為0.1～40 Hz，由其對(duì)試驗(yàn)工裝施加正弦位移加載。DH5936數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)用于采集載荷與位移數(shù)據(jù)，采樣頻率為1kHz。高低溫環(huán)境箱用以提供高溫試驗(yàn)環(huán)境。

1.2 試驗(yàn)工裝設(shè)計(jì)

編織-嵌槽型金屬橡膠低剛度的特點(diǎn)主要源自成形方向的螺旋結(jié)構(gòu)。工作過(guò)程中，構(gòu)件在其成形方向承受壓縮載荷，一般成對(duì)應(yīng)用于拉-壓式減振器，其裝配結(jié)構(gòu)如圖2所示。在外部激勵(lì)作用下，拉-壓式減振器的中心軸將產(chǎn)生上下往復(fù)運(yùn)動(dòng)，通過(guò)凸肩部分對(duì)安裝于其兩側(cè)的構(gòu)件產(chǎn)生交替壓縮作用。為保證減振器工作的可靠性，兩個(gè)構(gòu)件在整個(gè)工作過(guò)程中需要始終保持壓縮狀態(tài)。故在最初安裝構(gòu)件時(shí)，必須保證兩者均產(chǎn)生一定的預(yù)壓變形X0并承受相應(yīng)的預(yù)壓載荷，且試驗(yàn)中施加的振幅A必須小于X0。

圖2 拉-壓式減振器結(jié)構(gòu)Fig.2 The structure of tension compression type absorber

拉-壓減振器中兩構(gòu)件所承受的載荷性質(zhì)相反，一個(gè)承受加載壓縮的同時(shí)，另一個(gè)必定承受卸載壓縮，如圖3a所示。假設(shè)構(gòu)件1的加載、卸載恢復(fù)力分別為F11、F12，構(gòu)件2的加載、卸載恢復(fù)力分別為F21、F22，則減振器恢復(fù)力F應(yīng)為上下兩構(gòu)件恢復(fù)力的疊加，上支曲線方程為FS=F11+F22，下支曲線方程為FX=F12+F21，如圖3b、圖3c所示。

(a)加載原理圖 (b)構(gòu)件的恢復(fù)力曲線 (c)疊加后組合結(jié)構(gòu)的恢復(fù)力曲線圖3 拉-壓式減振器的加載原理及其內(nèi)部構(gòu)件的恢復(fù)力疊加Fig.3 Loading principle of tension compression type absorber and the addition of the components inside

若將單獨(dú)的拉-壓式減振器直接作為疲勞試驗(yàn)的試驗(yàn)工裝，則加載過(guò)程中僅有兩個(gè)構(gòu)件參與工作，此時(shí)試驗(yàn)工裝的承載能力相對(duì)較小，而疲勞試驗(yàn)機(jī)因控制精度產(chǎn)生的誤差會(huì)對(duì)采集到的載荷數(shù)據(jù)產(chǎn)生較大影響。為了降低這一誤差的影響，依據(jù)相同的加載原理設(shè)計(jì)了拉-壓式組合試驗(yàn)工裝，工裝結(jié)構(gòu)如圖4所示。

圖4 試驗(yàn)工裝結(jié)構(gòu)Fig.4 Structure of the experimental installation

拉-壓式組合試驗(yàn)工裝由在承載板上以2×2排布方式對(duì)稱布置的4組拉-壓式結(jié)構(gòu)構(gòu)成，與4組同規(guī)格減振器的并聯(lián)結(jié)構(gòu)等效。拉-壓式組合結(jié)構(gòu)主要由承載板、加載板、壓塊、導(dǎo)桿以及金屬橡膠構(gòu)件五個(gè)部分組成。承載板起到平臺(tái)的作用；與承載板螺紋連接的導(dǎo)桿起到對(duì)組合結(jié)構(gòu)進(jìn)行橫向限位的作用；加載板用以對(duì)工裝施加疲勞試驗(yàn)機(jī)提供的正弦位移激勵(lì)；壓塊及承載板共同對(duì)構(gòu)件起到預(yù)壓作用，兩者之間的間距決定了構(gòu)件的預(yù)壓變形量。為防止試驗(yàn)過(guò)程中壓塊、承載板與導(dǎo)桿的連接發(fā)生松動(dòng)，在導(dǎo)桿兩端分別采用雙螺母鎖緊及加裝彈簧墊圈的方法。為防止承載板與下連桿、加載板與上連桿之間因松動(dòng)而發(fā)生旋轉(zhuǎn)，在兩結(jié)合部位均加裝了彈簧墊圈。試驗(yàn)過(guò)程中，由上連桿帶動(dòng)加載板對(duì)兩側(cè)的構(gòu)件進(jìn)行循環(huán)加載，試驗(yàn)裝置如圖5所示。為保證試驗(yàn)裝置能夠耐受高溫環(huán)境，整個(gè)工裝的所有組件均采用304不銹鋼材料制成。

圖5 試驗(yàn)裝置實(shí)物圖Fig.5 Entity picture of the experiment installation

1.3 試驗(yàn)參數(shù)的設(shè)定及試驗(yàn)停止條件判定

編織-嵌槽型金屬橡膠構(gòu)件具有良好的性能一致性[12]，故任取一個(gè)構(gòu)件在不同溫度下對(duì)其進(jìn)行靜態(tài)壓縮試驗(yàn)即可確定同一參數(shù)規(guī)格構(gòu)件在相應(yīng)溫度下的壓縮特性(需要以此為依據(jù)來(lái)設(shè)定循環(huán)加載試驗(yàn)的預(yù)變形量及振幅)，其中壓縮的最大載荷設(shè)定為構(gòu)件成形壓力的10%。通過(guò)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)，得到25 ℃、300 ℃溫度條件下構(gòu)件的恢復(fù)力-變形曲線，如圖6所示?？芍獦?gòu)件在25 ℃及300 ℃環(huán)境下承受2 kN壓縮載荷時(shí)的變形量W分別為10.703 mm、10.125 mm。

圖6 25℃ 及300 ℃ 環(huán)境下的恢復(fù)力-變形曲線Fig.6 Force-deformation curves under 25 ℃ and 300 ℃

為提高試驗(yàn)效率，需要保證在不超過(guò)構(gòu)件許用載荷的前提下盡量增大構(gòu)件在試驗(yàn)過(guò)程中的變形量。最終，構(gòu)件的預(yù)壓縮變形量設(shè)定為7.5 mm，振動(dòng)頻率設(shè)定為5 Hz，各組試驗(yàn)的環(huán)境溫度及振幅見(jiàn)表1。

表1 試驗(yàn)的環(huán)境溫度及振幅

由于尚未發(fā)現(xiàn)以壓縮變形方式對(duì)金屬橡膠材料進(jìn)行疲勞試驗(yàn)的相關(guān)報(bào)道，故本文的疲勞試驗(yàn)結(jié)果不能確定。然而測(cè)試過(guò)程中減振器恢復(fù)力的峰谷值是可以直接觀測(cè)到的，故將恢復(fù)力峰谷差值的變化情況作為依據(jù)，并參考金屬橡膠疲勞性能的演化趨勢(shì)[1,9-11]，設(shè)定當(dāng)出現(xiàn)如下情況之一時(shí)即停止試驗(yàn)：①若加載過(guò)程中恢復(fù)力差值較試驗(yàn)開(kāi)始時(shí)衰減50%；②恢復(fù)力差值不隨加載循環(huán)發(fā)生明顯變化的情況維持50 000個(gè)振動(dòng)周次。

2 疲勞表征參數(shù)的選取

編織-嵌槽型金屬橡膠是一種多孔結(jié)構(gòu)材料，不會(huì)像連續(xù)體金屬材料那樣因發(fā)生突然的斷裂而失效。由于內(nèi)部結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，構(gòu)件內(nèi)部金屬絲的真實(shí)應(yīng)力狀態(tài)是不可知的，故適用于連續(xù)體金屬材料的疲勞損傷理論不能夠直接應(yīng)用于金屬橡膠的疲勞損傷研究。

在循環(huán)載荷作用下隨著循環(huán)周次的不斷增加，構(gòu)件內(nèi)部金屬絲之間因相互作用而產(chǎn)生損傷且逐漸積累。由于金屬橡膠構(gòu)件的力學(xué)性能實(shí)際上就是其所含全部金屬絲力學(xué)性能的綜合體現(xiàn)，金屬絲損傷的積累將直接導(dǎo)致構(gòu)件的宏觀力學(xué)性能隨之逐漸發(fā)生改變，故將金屬橡膠宏觀力學(xué)性能的變化作為其疲勞損傷的表征參量是一種簡(jiǎn)單易行且較為直觀的方法。一般而言，金屬橡膠的宏觀力學(xué)性能指的是承載能力和阻尼耗能能力。金屬橡膠材料的遲滯恢復(fù)力由非線性彈性力和非線性阻尼力構(gòu)成[13]，因此，試驗(yàn)中組合結(jié)構(gòu)的恢復(fù)力可表示為非線性彈性力和非線性阻尼力的疊加，如圖7所示。非線性彈性力和非線性阻尼力分別體現(xiàn)了構(gòu)件的承載能力和阻尼耗能能力。

圖7 遲滯恢復(fù)力的分解示意圖Fig.7 Decomposition chart of the hysteresis restoring force

(1)

式中，ΔF為一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)組合結(jié)構(gòu)恢復(fù)力峰谷值之差；A為振幅；Fmax、Fmin分別為加載板處在最大正向、反向位移時(shí)的恢復(fù)力。

為便于對(duì)阻尼耗能能力進(jìn)行定量描述，采用黏性等效法將一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)阻尼力所消耗的能量折算成等效黏性阻尼所做的功，則此時(shí)金屬橡膠構(gòu)件的阻尼耗能能力可用等效黏性阻尼系數(shù)進(jìn)行描述。試驗(yàn)中，位移激勵(lì)

x=Asinωt

(2)

其中，ω為振動(dòng)頻率。等效阻尼力

(3)

其中，ceq為等效黏性阻尼系數(shù)。阻尼力在一個(gè)振動(dòng)周期中所做的功

(4)

另外，遲滯恢復(fù)力曲線所包絡(luò)的面積ΔW即一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)阻尼力所做的功，可通過(guò)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的積分求得：

(5)

其中，F(xiàn)i為實(shí)測(cè)恢復(fù)力數(shù)據(jù)；N為一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)的采樣點(diǎn)數(shù)目，若采樣頻率為f，則N=2πf/ω。根據(jù)能量等效原則，有

Wd=ΔW

(6)

綜合式(4)、式(5)及式(6)，可求得等效黏性阻尼系數(shù)[10]：

(7)

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

通過(guò)長(zhǎng)時(shí)間觀察測(cè)試軟件上恢復(fù)力的峰谷值及實(shí)測(cè)恢復(fù)力-位移曲線，各組試驗(yàn)中的曲線變化趨勢(shì)大致相同：在一定振動(dòng)周次之后，恢復(fù)力峰谷差值逐漸減小，并在衰減到一定程度后逐漸趨于穩(wěn)定，如圖8所示。依據(jù)設(shè)定的停機(jī)標(biāo)準(zhǔn)，各組試驗(yàn)(對(duì)照表1)的實(shí)際振動(dòng)周次依次為15萬(wàn)、15萬(wàn)、17萬(wàn)、17萬(wàn)、17萬(wàn)、18萬(wàn)。由于各組試驗(yàn)在振動(dòng)周次達(dá)到15萬(wàn)時(shí)，恢復(fù)力幅值均已出現(xiàn)降低緩慢、趨于穩(wěn)定的情況，故可截取各組試驗(yàn)前15萬(wàn)次的數(shù)據(jù)進(jìn)行處理及對(duì)比分析。

圖8 遲滯回線的變化趨勢(shì)Fig.8 Variation tendency of the hysteresis loop in the experiments

3.1 試驗(yàn)后構(gòu)件的損傷及分析

試驗(yàn)結(jié)束后，從試驗(yàn)工裝上卸下金屬橡膠構(gòu)件，可以發(fā)現(xiàn)大量黑色金屬氧化磨屑及少量斷絲。構(gòu)件的厚度較試驗(yàn)前均略有減小，除此之外，構(gòu)件在外觀上均沒(méi)有明顯的損傷痕跡。

由于編織-嵌槽型金屬橡膠是由金屬絲網(wǎng)卷纏并壓制而成的，故在疲勞試驗(yàn)過(guò)后可以逆著金屬絲網(wǎng)的卷纏方向?qū)?gòu)件進(jìn)行反向拆解，并采用超聲波清洗儀對(duì)拆解后的金屬絲網(wǎng)進(jìn)行清洗處理。經(jīng)觀察，1～3組金屬絲網(wǎng)上斷絲較少且不存在明顯破損部位，而4～6組金屬絲網(wǎng)上分布有大量斷絲且在金屬絲網(wǎng)軸向中部附近位置出現(xiàn)明顯破損孔洞，如圖9所示。

(a)第4組

(b)第5組

(c)第6組圖9 構(gòu)件內(nèi)部金屬絲網(wǎng)的破損Fig.9 Damage of the metal wire nets in the components

由圖9可見(jiàn)，構(gòu)件的損傷主要集中在其成形方向的中部位置，這說(shuō)明振動(dòng)過(guò)程中構(gòu)件中部的金屬絲在摩擦做功方面貢獻(xiàn)較大。這一現(xiàn)象可由金屬橡膠的相互作用模型[1]進(jìn)行解釋。

根據(jù)相互作用模型及構(gòu)件的內(nèi)部基本結(jié)構(gòu)，可將編織-嵌槽型金屬橡膠視為由若干層狀結(jié)構(gòu)沿成形方向組成的一個(gè)系統(tǒng)，如圖10所示。由于加載速度較快，構(gòu)件不再像承受靜態(tài)載荷時(shí)發(fā)生均勻形變。在外力的作用下，兩端的層狀結(jié)構(gòu)首先產(chǎn)生變形，系統(tǒng)的變形從兩端逐漸向中部擴(kuò)展，最終導(dǎo)致中部位置的層狀結(jié)構(gòu)之間出現(xiàn)較大程度的相向運(yùn)動(dòng)，由此中部位置的接觸載荷及摩擦力均較大。另外，由于系統(tǒng)中部的變形始終滯后于兩端的變形，當(dāng)兩端的層狀結(jié)構(gòu)結(jié)束卸載階段、進(jìn)入加載階段時(shí)，中部的層狀結(jié)構(gòu)仍處于卸載的動(dòng)態(tài)過(guò)程之中。兩端層狀結(jié)構(gòu)的擠壓作用導(dǎo)致中部的層狀結(jié)構(gòu)在實(shí)現(xiàn)完全卸載前被迫提前停止卸載，從而進(jìn)入新的加載階段，因此，處于構(gòu)件中部的金屬絲在試驗(yàn)中能夠保持較大的接觸程度，從而提高了該部分金屬絲的磨損效率。

(a)層狀結(jié)構(gòu)系統(tǒng) (b)加載過(guò)程 (c)卸載過(guò)程圖10 層狀結(jié)構(gòu)的相互作用模型Fig.10 Interaction model of the laminated structure

理論上，振幅越大，構(gòu)件變形過(guò)程中參與摩擦的接觸點(diǎn)越多，構(gòu)件的磨損程度也就越大，因此，選擇振幅最大的第3組及第6組構(gòu)件，截取其軸向中部位置的線圈，對(duì)其相同勾連位置處的磨痕分別進(jìn)行電鏡掃描，如圖11、圖12所示，對(duì)第6組破損孔洞處的斷口情況進(jìn)行電鏡掃描，如圖13所示。

(a)磨痕位置 (b)磨痕放大圖圖11 第3組(25 ℃)構(gòu)件內(nèi)部金屬絲的磨痕Fig.11 Friction trace on the metal wire in the component of group 3 under 25 ℃

(a)磨痕位置 (b)磨痕放大圖圖12 第6組(300 ℃)構(gòu)件金屬絲磨痕Fig.12 Friction trace on the metal wire in the component of group 6 under 300 ℃

(a)斷口全貌 (b)斷口局部圖13 第6組(300℃)構(gòu)件內(nèi)金屬絲斷口Fig.13 Fracture face of the metal wire in the component of group 6 under 300 ℃

由圖11及圖12可知，25 ℃條件下金屬絲的磨痕較為平滑，光滑程度高于鋼絲基體的原始表面，磨損程度較小，接觸表面形貌與文獻(xiàn)中摩擦學(xué)“白層”的描述相符，具有較高的硬度，故具有較強(qiáng)的抗磨損能力；而300 ℃條件下金屬絲的磨痕表面出現(xiàn)了清晰粗大的磨痕，并熔結(jié)有較大的磨屑顆粒。從磨痕的形貌對(duì)比可見(jiàn)，高溫環(huán)境下，金屬絲之間的黏著磨損機(jī)制明顯，磨損程度明顯較大。

圖13中的斷面截面分為磨損面及拉斷面兩部分。試驗(yàn)過(guò)程中，金屬絲始終處于拉緊狀態(tài)。磨損過(guò)程中，隨著磨損程度的增加，金屬絲在磨損截面上所受拉應(yīng)力不斷增大。由于拉拔制備的金屬絲內(nèi)部難免存在孔洞、裂紋等細(xì)微損傷，增大的拉應(yīng)力必將造成孔洞和裂紋的逐步擴(kuò)展。當(dāng)截面損傷達(dá)到一定程度時(shí)，拉力將足以沿裂紋拉斷金屬絲，造成構(gòu)件內(nèi)部結(jié)構(gòu)的局域性破壞，進(jìn)而導(dǎo)致構(gòu)件整體性能的變化。

3.2 疲勞特性分析

3.2.1剛度強(qiáng)化期

(a)平均剛度

(b)等效黏性阻尼系數(shù)ceq圖14 25℃下各疲勞參數(shù)與振動(dòng)周次的關(guān)系曲線Fig.14 Relation curves of fatigue parameters and vibration cycle number under 25 ℃

(a)平均剛度

(b)等效黏性阻尼系數(shù)ceq圖15 300 ℃條件下各疲勞損傷參量與振動(dòng)周次的關(guān)系曲線Fig.15 Relation curves of fatigue parameters and vibration cycle number under 300 ℃

同第1～3組試驗(yàn)相比，第4～6組試驗(yàn)的唯一區(qū)別在于試驗(yàn)環(huán)境溫度。高溫雖然降低了金屬絲的彈性模量及屈服極限，對(duì)構(gòu)件整體剛度產(chǎn)生了降低的影響，但是高溫也加劇了金屬絲之間的磨損，接觸點(diǎn)處金屬絲之間顯著的黏著作用也為構(gòu)件的變形提供了阻力，有利于構(gòu)件剛度的提高。另外，金屬絲屈服極限的降低有利于構(gòu)件內(nèi)部的局部塑性變形的發(fā)生，促進(jìn)了接觸點(diǎn)數(shù)目的增加。結(jié)合試驗(yàn)曲線來(lái)看，黏著作用及接觸程度的提升對(duì)構(gòu)件整體剛度的影響遠(yuǎn)大于彈性模量及屈服極限的降低的影響。當(dāng)振幅增大時(shí)，構(gòu)件的變形量增大，內(nèi)部由于局部塑性變形而發(fā)生接觸的金屬絲也隨之增多，黏著作用及增大的接觸程度對(duì)承載能力以及阻尼耗能能力的提升作用也越顯著。

3.2.2剛度衰減期

編織-嵌槽型金屬橡膠力學(xué)性能的損傷是隨振動(dòng)周次的增加而逐漸積累的。為便于考察構(gòu)件的損傷程度，引入平均剛度損傷因子D1(n)、等效黏性阻尼系數(shù)損傷因子D2(n)：

(8)

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)兩類損傷因子進(jìn)行計(jì)算，并繪制曲線，如圖16、圖17所示。損傷因子的試驗(yàn)最終值見(jiàn)表2。

綜合觀察圖16、圖17可知，各組試驗(yàn)中的D1和D2兩類損傷因子的變化趨勢(shì)相同，均隨振動(dòng)周次的增加先迅速增大，后逐漸趨于穩(wěn)定。相同溫度環(huán)境下，振幅的增大會(huì)導(dǎo)致D1和D2同時(shí)增大。振幅相同時(shí)，高溫條件下的損傷因子D1和D2與常溫條件下的損傷因子相比，均出現(xiàn)了較大程度的提升。

綜上可知，兩種溫度條件下編織-嵌槽型金屬橡膠構(gòu)件的損傷情況受振幅的影響均較大。在常溫(25 ℃)條件下的剛度強(qiáng)化期，構(gòu)件的承載能力在振幅較小時(shí)提升較大，阻尼耗能能力在振幅較大時(shí)提升較大；而在高溫(300 ℃)條件下的剛度強(qiáng)化期，構(gòu)件的承載能力在振幅較大時(shí)提升較大，阻尼耗能能力在振幅較小時(shí)下降較少。在剛度衰減期，振幅的增大及高溫環(huán)境均會(huì)增加構(gòu)件的積累損傷，進(jìn)而縮短其使用壽命。

(a)平均剛度損傷因子D1

(b)等效黏性阻尼系數(shù)損傷因子D2圖16 25 ℃條件下各損傷因子與振動(dòng)周次的關(guān)系曲線Fig.16 Relation curves of damage fators and vibration cycle number under 25 ℃

(a)平均剛度損傷因子D1

(b)等效黏性阻尼系數(shù)損傷因子D2圖17 300 ℃條件下各損傷因子與振動(dòng)周次的關(guān)系曲線Fig.17 Relation curves of damage fators and vibration cycle number under 300 ℃

序號(hào)溫度T(℃)振幅A(mm)D1D21251.50.202 20.196 42251.80.230 00.214 83252.10.294 40.252 64 3001.50.384 80.284 153001.80.421 30.319 663002.10.484 70.415 6

4 結(jié)論

(1)編織-嵌槽型金屬橡膠的疲勞形式表現(xiàn)為：隨著構(gòu)件內(nèi)局部金屬絲發(fā)生磨損、斷裂以及塑性變形，構(gòu)件的宏觀力學(xué)性能因內(nèi)部的積累性損傷而出現(xiàn)衰減。

(2)編織-嵌槽型構(gòu)件的損傷斷裂集中出現(xiàn)在軸向中部位置，這與構(gòu)件的動(dòng)態(tài)壓縮變形特點(diǎn)有關(guān)。

(3)常溫(25 ℃)和高溫(300 ℃)條件下，構(gòu)件承載能力的演化趨勢(shì)相同：先隨振動(dòng)周次而升高，之后逐漸降低，最終趨于穩(wěn)定。在兩種溫度條件下，構(gòu)件的阻尼耗能能力有所不同：常溫(25 ℃)條件下，阻尼耗能能力先升高，之后逐漸降低，最終趨于穩(wěn)定；高溫(300 ℃)條件下，阻尼耗能能力逐漸降低，最終趨于穩(wěn)定。

(4)在剛度強(qiáng)化期，不同振幅、不同溫度對(duì)構(gòu)件承載能力及阻尼耗能能力的影響呈現(xiàn)出不同的狀況。

(5)在剛度衰減期，振幅的增大及高溫環(huán)境均會(huì)增大構(gòu)件的累計(jì)損傷，縮短其使用壽命。