氣動(dòng)壓力作用下高速列車玻璃承載特性研究

齊 爽， 劉小根，， 萬德田， 鄭德志， 孫與康

(1. 中國(guó)建筑材料科學(xué)研究總院有限公司，綠色建筑材料國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100024；2. 中國(guó)國(guó)檢測(cè)試控股集團(tuán)股份有限公司，北京 100024)

隨著“四縱四橫”高速鐵路網(wǎng)的建成及“八縱八橫”高速鐵路網(wǎng)的初步成型，截至2020年底，中國(guó)高速鐵路總運(yùn)營(yíng)里程已達(dá)到3.79萬km[1]。已有研究表明，隨著列車運(yùn)行速度的不斷提高，列車在行車[2]、會(huì)車[3]及高速穿越隧道時(shí)[4-6]，會(huì)誘發(fā)明顯的氣動(dòng)效應(yīng)。特別是列車高速穿越隧道時(shí)，隧道內(nèi)壓縮波和膨脹波所產(chǎn)生的阻力對(duì)列車行車有直接影響，且呈現(xiàn)準(zhǔn)周期性波動(dòng)[7-8]。圖1為CRH380AL動(dòng)車組以380 km/h的速度通過隧道時(shí)車內(nèi)外壓力變化時(shí)間歷程圖，顯示了壓力在短時(shí)間內(nèi)引發(fā)了巨大的氣壓瞬變[9-10]，這對(duì)行駛中的高速列車玻璃的不利影響較為明顯，據(jù)不完全統(tǒng)計(jì)，某型號(hào)高速列車在中國(guó)西成線上(設(shè)計(jì)時(shí)速250 km/h)通車行駛不到半年，在司機(jī)室及客室側(cè)窗部位就陸續(xù)發(fā)生上百片玻璃的破裂事故(圖2為高速列車玻璃典型破裂形貌)，遠(yuǎn)高于行駛在平原地區(qū)線路的列車。

圖1 CRH380AL動(dòng)車組以380 km/h的速度通過隧道時(shí)車內(nèi)外測(cè)點(diǎn)壓力變化曲線

圖2 高速列車玻璃典型破裂形貌

與傳統(tǒng)玻璃受靜態(tài)或準(zhǔn)靜態(tài)風(fēng)壓作用不同，高速列車玻璃承受載荷為典型的氣動(dòng)載荷，一般會(huì)在很短(0.1～0.5 s)時(shí)間范圍內(nèi)承受正負(fù)氣壓劇變作用。為了解其失效機(jī)理，石得春[11]及Lin et al[12]基于 ANSYS/DYNA 分析軟件，對(duì)列車及車窗結(jié)構(gòu)進(jìn)行了分析，分別得出了在高速列車交匯壓力波作用下，列車車窗玻璃應(yīng)力隨時(shí)間變化的曲線及車體和側(cè)窗的典型瞬態(tài)響應(yīng)(應(yīng)力和側(cè)向位移)。田紅旗等[13]對(duì)瞬變壓力沖擊載荷作用下的客車車體鋼結(jié)構(gòu)及車窗進(jìn)行了分析, 考核了既有線上現(xiàn)有車輛承受列車交會(huì)壓力波的能力。錢春強(qiáng)等[14]采用有限元法模擬了高速列車車廂在3種等速(250、350、500 km/h)明線交會(huì)時(shí)產(chǎn)生的壓力波作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)過程，得到側(cè)窗中心 Mises 應(yīng)力隨時(shí)間的變化曲線，明確了高速鐵路氣動(dòng)效應(yīng)作用下列車玻璃的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。Muhammad et al[15-16]及Tan et al[17]均對(duì)沖擊載荷下鈉鈣玻璃及鋁硅玻璃等玻璃材料的破壞模式、裂紋擴(kuò)展、破壞過程等進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，特別是Peng et al[18]首次采用鋁硅酸鹽玻璃進(jìn)行Hopkinson壓桿動(dòng)態(tài)壓縮試驗(yàn)，研究了高速列車擋風(fēng)夾層玻璃的斷裂行為。

為預(yù)防高速列車玻璃在氣動(dòng)壓力作用下破裂，對(duì)其進(jìn)行合理的承載性能及強(qiáng)度設(shè)計(jì)至關(guān)重要。高速列車玻璃一般由夾層玻璃或夾層+中空玻璃復(fù)合而成，由于存在PVB(聚乙烯醇縮丁醛酯)膠片，其承載變形性能對(duì)載荷持續(xù)時(shí)間較為敏感[19-20]。對(duì)這類復(fù)合玻璃結(jié)構(gòu)，迄今為止，人們一般參照建筑或汽車玻璃設(shè)計(jì)，基于靜態(tài)壓力方法，計(jì)算出風(fēng)載荷作用下(一般持續(xù)時(shí)間大于3 s)的各片玻璃載荷分配及最大應(yīng)力，以確定其是否滿足要求。由于高速鐵路列車玻璃受到的是典型氣動(dòng)壓力正負(fù)循環(huán)疲勞作用，在承受動(dòng)態(tài)載荷的結(jié)構(gòu)分析和設(shè)計(jì)中，使用靜態(tài)特征分析結(jié)果與實(shí)際狀態(tài)會(huì)存在較大差異?，F(xiàn)以典型高速列車玻璃受力特征及結(jié)構(gòu)為分析對(duì)象，基于理論分析，設(shè)計(jì)氣動(dòng)壓力加載試驗(yàn)，以明確氣動(dòng)壓力作用下的高速列車玻璃承載特性及應(yīng)力分布，為高速列車玻璃氣動(dòng)壓力承載設(shè)計(jì)計(jì)算及結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 玻璃構(gòu)件

以CRH3型列車客室車窗玻璃典型結(jié)構(gòu)為參照依據(jù)(列車設(shè)計(jì)最高運(yùn)營(yíng)速度為350 km/h)。選擇實(shí)驗(yàn)用中空夾層玻璃規(guī)格如下：內(nèi)片為4 mm+1.52 mm PVB +4 mm雙鋼化夾層玻璃，外片為5 mm+1.52 mm PVB+5 mm雙鋼化夾層玻璃，中空氣體層厚度為16 mm，玻璃長(zhǎng)寬尺寸為1 480 mm×800 mm。

1.2 氣動(dòng)壓力加載裝置及加載

采用動(dòng)車組玻璃疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行氣動(dòng)壓力加載，其結(jié)構(gòu)如圖3所示，列車玻璃安裝于疲勞試驗(yàn)機(jī)上，安裝如圖4所示，其中金屬窗框通過螺栓固定在密閉腔體上。通過控制氣動(dòng)壓力發(fā)生裝置，可實(shí)現(xiàn)對(duì)玻璃試樣進(jìn)行正負(fù)氣壓加載，并改變加載壓力、速率及加載時(shí)間。

圖3 高速列車玻璃氣動(dòng)加載裝置

圖4 被測(cè)高速列車玻璃規(guī)格、結(jié)構(gòu)及安裝示意圖

為驗(yàn)證研究理論計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，選擇實(shí)驗(yàn)環(huán)境溫度為25 ℃，最大正負(fù)壓為±2 500 Pa，加載頻率為2 Hz的試驗(yàn)參數(shù)進(jìn)行對(duì)比，按圖5所示載荷曲線對(duì)玻璃試樣進(jìn)行循環(huán)加載，即玻璃一個(gè)加載過程(從初始狀態(tài)再次回到下個(gè)初始狀態(tài))的作用時(shí)間為0.125 s，與文獻(xiàn)[8]提供的實(shí)測(cè)作用時(shí)間較為接近。

圖5 氣動(dòng)載荷加載曲線圖

1.3 列車玻璃應(yīng)力應(yīng)變測(cè)量

采用8通道INV3062C1(S)型動(dòng)態(tài)應(yīng)變采集儀，實(shí)驗(yàn)過程中，采集頻率為5 kHz。電阻應(yīng)變計(jì)型號(hào)為BE120-1CA-Q30 P400的應(yīng)變花，電阻值為120 Ω，靈敏系數(shù)為2.10%。應(yīng)變花貼于被測(cè)玻璃板中心表面(應(yīng)力最大處)，測(cè)量玻璃的三向應(yīng)變，其最大拉應(yīng)力

(1)

式中，ε0為0°(長(zhǎng)邊)方向應(yīng)變；ε45為45°方向應(yīng)變；ε90為90°(短邊)方向應(yīng)變；E為鋼化玻璃材料彈性模量，取值為72 MPa；μ為玻璃材料泊松比，取值為0.24。

2 結(jié)果與討論

2.1 氣動(dòng)壓力作用下夾層玻璃等效厚度

因列車玻璃為由夾層玻璃組成的復(fù)合結(jié)構(gòu)，確定氣動(dòng)壓力不同作用時(shí)間下夾層玻璃的等效厚度是計(jì)算列車玻璃整體承載性能的前提。等效厚度即一定組合的復(fù)合玻璃結(jié)構(gòu)與一定厚度的單片玻璃在相同支承條件，相同載荷條件下，兩者產(chǎn)生相同的變形或應(yīng)力，該單片玻璃的厚度即為該復(fù)合玻璃的等效厚度，可通過理論計(jì)算獲得。

不考慮膠片厚度及其黏結(jié)作用，文獻(xiàn)[21]給出的計(jì)算公式如下

(2)

趙西安等[22]給出的考慮膠片黏結(jié)作用的夾層玻璃等效厚度計(jì)算經(jīng)驗(yàn)公式如下

(3)

文獻(xiàn)[23]考慮了膠片的層間剪切作用及膠片厚度的貢獻(xiàn)，給出的夾膠玻璃的等效厚度計(jì)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分別為第1片玻璃及第2片玻璃為承載面對(duì)應(yīng)的等效厚度，若t1=t2，則，t1eq=t2eq；τ為玻璃膠片的剪力傳遞系數(shù)；t1、t2、tv分別為雙片夾層玻璃中的2片玻璃和膠片的厚度；L為玻璃板短邊長(zhǎng)度；E為鋼化玻璃的彈性模量；G為PVB膠片的剪切模量。

式(2)、式(3)未包含PVB膠片的剪切模量參數(shù)，已有研究表明，PVB膠片是應(yīng)變率及溫度敏感材料，其剪切模量與溫度及膠片的作用時(shí)間有關(guān)[17, 24]，并明顯影響夾層玻璃的等效厚度及承載變形性能。

按GB/T 32061—2015《夾層玻璃中間層剪切模量的測(cè)量方法》，對(duì)PVB膠片進(jìn)行原始數(shù)據(jù)測(cè)量，制作出不同溫度下PVB材料的時(shí)溫等效主曲線，根據(jù)不同溫度、時(shí)間主曲線數(shù)據(jù)，采用線性插值法，在主曲線上選擇相關(guān)溫度、負(fù)載周期的復(fù)數(shù)彈性模量數(shù)值，獲得25 ℃時(shí)不同負(fù)載作用時(shí)間下PVB膠片的剪切模量見表1。

表1 不同負(fù)載作用時(shí)間下PVB膠片的剪切模量(25 ℃)

根據(jù)式(2)～式(4)及表1結(jié)果，計(jì)算獲得夾層玻璃等效厚度見表2。

表2 夾層玻璃等效厚度計(jì)算結(jié)果(25 ℃) mm

由表1及表2結(jié)果可知，相同溫度下，隨著載荷作用時(shí)間的增大，PVB膠片對(duì)應(yīng)的剪切模量減小，同條件下，計(jì)算出來的等效厚度也變小。由于文獻(xiàn)[21]給出的計(jì)算公式未考慮膠片黏結(jié)作用，因而其計(jì)算獲得的夾層玻璃等效厚度均比其他方法計(jì)算出來的結(jié)果要小。

2.2 氣動(dòng)載荷作用下中空夾層玻璃承載特性

2.2.1 理論計(jì)算

當(dāng)中空玻璃的一面受到氣動(dòng)壓力作用時(shí)，其變形擠壓中空間隔層密閉氣體，使得密閉氣體壓力增大或減小，以完成載荷傳遞至另一面玻璃。

圖6 中空玻璃承載變形示意圖

因作用于外片的載荷持續(xù)時(shí)間只會(huì)影響中空層空氣的傳遞時(shí)間，并不會(huì)影響2片玻璃的載荷分配比例。中空玻璃中空層氣體滿足理想氣體定律，如不考慮中空層氣體的溫度變化，可得到

P0V0=(P0+Δp)(V0-ΔV)

(12)

式中，P0為中空層初始?jí)簭?qiáng)，通常為1標(biāo)準(zhǔn)大氣壓(1.013×105Pa)；Δp為中空層的壓力變化；V0為中空層初始體積；ΔV為中空層的體積變化。在均布荷載p0的作用下，中空玻璃的2片夾層玻璃會(huì)發(fā)生協(xié)同變形，其示意圖見圖6。選擇中空玻璃面板內(nèi)任意一坐標(biāo)位置，設(shè)2片夾層玻璃在該位置點(diǎn)分別為A1、A2，其對(duì)應(yīng)的撓度分別為w1、w2，如對(duì)中空玻璃整個(gè)面域內(nèi)進(jìn)行積分，則可得到ΔV，中空層的體積變化為[25]

ΔV=|∮(w1-w2)dσ|

(13)

因中空玻璃的2片夾層玻璃邊緣為膠支承，可近似為四邊簡(jiǎn)支，基于中空玻璃中空層氣體壓力變化傳遞載荷原理，此時(shí)，可得中空玻璃的2片夾層玻璃的撓度計(jì)算公式[26]

(14)

(15)

式中，m=1，3，5，…；n=1，3，5，…；a、b分別為板的長(zhǎng)邊、短邊;D1、D2分別為第1和第2片夾層玻璃的剛度；P1、P2分別為第1片玻璃和第2片玻璃兩面的氣壓差，由圖6可知，P1=p0-Δp,P2=Δp。

將式(14)、式(15)帶入式(13)并積分，且取m=3，n=3，可得較精確結(jié)果計(jì)算公式

(16)

式中

(17)

(18)

式中，h1eq、h2eq分別為第1面和第2面夾層玻璃的等效厚度，可根據(jù)表2中結(jié)果取值。將式(16)帶入式(12)，即可得到一個(gè)關(guān)于Δp的一元二次方程，從而可精確定量計(jì)算得到Δp。

中空玻璃的2片夾層玻璃最大拉應(yīng)力均在板中心，其計(jì)算公式如下[26]

(19)

(20)

式中，f為系數(shù)，與板的長(zhǎng)短邊長(zhǎng)度之比有關(guān)；σ1max、σ2max分別為外、內(nèi)片的最大拉應(yīng)力。以上計(jì)算得到的最大應(yīng)力不得超過玻璃材料面板中心部位的強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

2.2.2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

采用實(shí)驗(yàn)裝置、加載方式及實(shí)驗(yàn)條件進(jìn)行加載，應(yīng)變花分別粘貼于中空玻璃的2片夾層玻璃的外表面板中心處，氣動(dòng)壓力作用在5 mm+1.52 mm PVB+5 mm的夾層玻璃一面(承載面)。啟動(dòng)加載裝置及應(yīng)變測(cè)量裝置，獲得2片夾層玻璃板中心處的3個(gè)方向應(yīng)變，按式(1)計(jì)算得到最大主(拉)應(yīng)力。

圖7、圖8分別給出了承載面和非承載面夾層玻璃在3個(gè)方向上實(shí)驗(yàn)所測(cè)量得到的應(yīng)變時(shí)域圖，圖中承載面達(dá)到最大正應(yīng)變時(shí)，非承載面對(duì)應(yīng)于最大負(fù)應(yīng)變，承載面達(dá)到最大負(fù)應(yīng)變時(shí)，非承載面達(dá)到最大正應(yīng)變。因?qū)嶒?yàn)過程中采用的正負(fù)載荷相同，因此，每面玻璃測(cè)量得到的最大正負(fù)應(yīng)變也基本相同。

圖7 承載面玻璃板中心部位各方向應(yīng)變時(shí)域圖

圖8 非承載面玻璃板中心部位各方向應(yīng)變時(shí)域圖

將圖7、圖8測(cè)試結(jié)果代入式(1)，獲得被測(cè)列車玻璃承載面和非承載面的最大拉應(yīng)力實(shí)測(cè)結(jié)果見表3。

表3 被測(cè)高速列車玻璃最大拉應(yīng)力實(shí)測(cè)結(jié)果

按表2給出的等效厚度，依據(jù)式(19)和式(20)計(jì)算獲得的承載面和非承載面的最大拉應(yīng)力理論值及其與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值偏差結(jié)果見表4。由表4可以看出，采用文獻(xiàn)[23]給出的等效厚度計(jì)算公式，考慮膠片剪切模量的作用時(shí)間效應(yīng)，按本研究選擇的膠片實(shí)際試驗(yàn)作用時(shí)間(0.125 s)獲得的理論計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最為接近，其中承載面玻璃偏差為3.29%，非承載面玻璃偏差為-12.6%。如果采用持續(xù)作用時(shí)間分別為1 min和1 h進(jìn)行計(jì)算，則承載面玻璃理論與實(shí)測(cè)偏差分別達(dá)到48.9%和52.4%，非承載面玻璃偏差分別達(dá)到27.7%和33.9%。對(duì)比結(jié)果可知，進(jìn)行氣動(dòng)壓力作用下高速列車玻璃承載性能計(jì)算時(shí)，需確定氣動(dòng)壓力作用時(shí)間下對(duì)應(yīng)PVB膠片的剪切模量，才能獲得足夠精確的計(jì)算結(jié)果。另外，采用文獻(xiàn)[21]和文獻(xiàn)[20]給出的等效厚度計(jì)算公式，計(jì)算得到的最大拉應(yīng)力與實(shí)測(cè)值承載面玻璃偏差分別達(dá)到73.7%和61.0%，非承載面玻璃偏差分別達(dá)到67.3%和57.3%。顯然，以上兩者偏差值遠(yuǎn)大于工程實(shí)際計(jì)算需求精度，說明該2種計(jì)算方法不適合于氣動(dòng)壓力作用下高速列車玻璃的承載性能計(jì)算。

表4 被測(cè)高速列車承載面和非承載面玻璃的最大拉應(yīng)力理論值及與實(shí)測(cè)值偏差結(jié)果

3 結(jié)論

(1)夾層玻璃PVB膠片的剪切模量對(duì)作用時(shí)間敏感，隨著載荷作用時(shí)間的增大，PVB膠片對(duì)應(yīng)的剪切模量減小，同條件下，計(jì)算出來的等效厚度也變小。(2)進(jìn)行氣動(dòng)壓力作用下高速列車玻璃承載性能分析時(shí)，需確定氣動(dòng)壓力作用時(shí)間下對(duì)應(yīng)PVB膠片的剪切模量，才能獲得足夠精確的計(jì)算結(jié)果?；谖墨I(xiàn)[23]給出的夾層玻璃等效厚度計(jì)算公式，選擇與實(shí)測(cè)相同作用時(shí)間(0.12 s)及溫度(25 ℃),采用本研究給出的計(jì)算方法獲得的被測(cè)高速列車玻璃承載面和非承載面的最大拉應(yīng)力與試驗(yàn)值偏差分別為3.29%和-12.6%，較好地滿足了工程精度要求。(3)采用文獻(xiàn)[21]和文獻(xiàn)[20]給出的等效厚度計(jì)算公式得到的被測(cè)高速列車玻璃最大拉應(yīng)力與實(shí)測(cè)值偏差遠(yuǎn)大于工程實(shí)際計(jì)算要求精度，說明該2種計(jì)算方法不適用于氣動(dòng)壓力作用下高速列車玻璃的承載性能分析。