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2.1减振效果试验对比
针对首次使用于城市轨道交通工程中的聚氨酯浮置板整体道床进行的一系列测试，通过将地下线普通整体道床与之对比，其普通道床铅垂方向的振动级最大值达到72.6dB，而聚氨酯微孔弹性减振垫，铅垂方向的振动级最大值减小到57.0dB，该值低于《城市区域环境振动标准》中对于居民文教区昼间70dB，夜间65dB的要求，减振效果明显。
2.2聚氨酯浮置板减振轨道系统测试结论
对于施工完成的聚氨酯浮置板整体道床轨道减振垫测试时，在大于22Hz的频率段上其插入损失值＞0，说明满铺于道床基底的减振垫减振工作频率为22Hz以上。而在70～125Hz频率段内减振的效果最为明显，最大减振量发生在100Hz处，基底测点在100Hz处的加速度级插入损失为38.17dB，基底测点2的Z振级插入损失为21.37dB，基底测点5的Z振级插入损失为20.97dB，两者平均值为20.17dB。测试结果最终表明:
(1)试验轨道系统自振频率为16.4Hz，理论计算结果为14.8Hz;
(2)减振工作频率为22Hz以上;
(3)在70～120Hz频率段内减振效果最为明显，最大减振量发生在100Hz处，基底测点在100Hz处的加速度级插入损失为38.17dB;
(4)基底测点Z振级插入损失为15.98dB(根据国家标准GB10071—88，分析频段取1～80Hz);
(5)基底测点Z振级插入损失为21.17dB(根据行业标准JGJ/T170—2009，分析频段取4～200Hz)。由此表明，聚氨酯微孔浮置板减振材料与道床整体形成了一个质量弹簧系统，其聚氨酯微孔减振垫具有最低的动静态刚度比和对车辆运行过程中产生振幅降低的性能，对于微孔减振垫材料在支撑上部道床结构部分传授的荷载时，动态刚度可能还会由于振幅频率和荷载的大小产生较小的变化，采用在槽形道床基底及侧墙范围内铺设减振垫，又可称之为全表面弹性支撑弹簧系统，相当于超临界频率范围内，可将结构传播噪声平均减缓至30dB范围内，实现城市轨道交通工程减振目的。
3聚氨酯浮置板整体道床轨道技术应用
3.1聚氨酯浮置板减振垫轨道系统铺设方式及施工流程
聚氨酯浮置板减振整体道床轨道系统施工中，在奥地利聚氨酯微孔弹性材料专家的支持和现场指导下，对于铺设施工方案进行了多次调整细化，以确保铺设的侧墙减振垫和基底减振垫完全呈隔离状态，避免刚性搭接，形成声桥，影响减振效果，打破常规轨道施工方式，以“先附属后主体”方式完成减振系统铺设。在聚氨酯减振浮置板整体道床轨道系统施工中，对铺设轨道的结构底板找平处理完成后，进行整体道床侧墙施工，对侧墙施工的位置、几何尺寸精度严格控制直至检测修正完毕后，铺设聚氨酯微孔减振垫材料，随后采用“机械铺轨法”先进行一次性浇筑整体道床，待强度满足要求后，绑扎道床凸台钢筋并浇筑完成聚氨酯浮置板整体道床轨道施工，完成聚氨酯浮置板整体道床浇筑施工。
3.2聚氨酯浮置板减振垫轨道系统铺设要求
(1)基底清理:对于铺设聚氨酯浮置板减振垫地段，必须对结构基底进行找平和清洁，对于不平整度控制在±4mm以内进行验收，同时避免基底表面出现尖锐突起，损坏材料，同时对于结构底板必须保证不能有可见的水，对于渗水、结构漏水处必须及时处理，确保结构底板干燥。
(2)不同结构形式铺设:对于盾构形式的弧形基底，减振垫作为一个整体(没有底垫与侧垫之分)铺设减振垫必须达到规定高度，通过测量确定两段无误后即可定位;对于矩形的槽形结构基底，应当首先铺设底垫，然后铺设侧垫，其减振垫的下表面必须与精确处理平整的结构底部密贴接触。
(3)当轨道板减振垫铺设完成之后，侧垫上部与轨道板和基底侧面之间的接头空隙处要用专用的密封胶进行密封，保证侧墙及结构底板的减振垫形成一个整体，保证减振垫在道床浇筑完成后形成的质量－弹簧系统发挥其减振降噪性能。
(4)减振垫底垫和侧垫铺设完毕后，可以作为浇筑模板在上面浇混凝土道床。浇筑前应当根据轨道板的设计对其进行配筋。为了防止钢筋头对减振垫造成损坏，可以在钢筋和减振垫之间放置一些支撑块，予以支撑抬起钢筋，避免钢筋直接接触减振垫表面层。
(5)浇筑前对轨道进行几何尺寸调整时，支撑轨道的支撑架丝杠在调整过程中产生竖向力，避免支架调整轨道几何尺寸时破坏已铺设完成的聚氨酯减振垫，在支架丝杠下垫上预先加工的丝杠扭力防护垫板，调整时丝杠落在防护垫板中心，同时要求在丝杠上要预先穿好PVC管，便于浇筑道床完成后，可方便取出丝杠。
4施工过程中质量控制的难点
(1)道床钢筋绑扎焊接作业时产生焊渣，焊渣烧伤减振垫是个难题，通过铺设浸湿养生棉布或浇水降温的形式，可避免钢筋焊接时电焊的焊渣烧伤减振垫的问题，严格确保聚氨酯减振垫外观完好无损，可全面发挥减振垫减振作用。
(2)道床侧墙与道床分为2次浇筑施工，且侧墙与道床间夹有25mm厚度的聚氨酯减振垫，受列车行驶过程中产生的振动荷载，道床浮动，容易造成残渣及积水顺减振垫两侧流入减振垫层，造成对减振垫侵蚀破坏。为解决此问题，采用具有柔韧性较强的玻璃胶对25mm厚度的减振层密封，进行防水沥青包裹共2层密封，以确保减振道床的有效性。
(3)为确保聚氨酯浮置板减振整体道床轨道系统的铺设精度，提出“先附属后主体结构”施工方式。通过精确控制施工的附属结构即侧墙作为减振整体道床系统的基准保证，控制整体道床轨道施工精度。根据其聚氨酯减振系统需要，在线路中心线两侧每2.5m各设置1对测量基标;以基标精确定位侧墙中心线，并设置侧墙高程控制桩，按照侧墙结构设计尺寸施工浇筑，完成后两边侧墙与结构地板形成槽形，检查结构尺寸满足减振结构系统铺设要求后铺设减振系统，附属结构的精度直接影响减振道床结构精度，对此采取设置成对基标级附属结构控制桩的方式保证施工数据精确性。
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引言：由于开发商对于建筑物的地震破坏原因和破坏程度没有足够的了解,导致建筑物在抗震设计方面存在十分大的困难。所以,我们不仅要追求建筑物的造型美观,还有考虑建筑物的抗震设计。要为人们营造一个安全舒适的生活环境。针对地震问题我们要在房屋结构找突破点。只有设计出抗震、牢固的建筑结构,才能保障人类的人身安全。
一、房屋建筑结构设计相关因素分析
建筑物按建筑结构分类可分为：砌体结构、砖混结构、钢筋混凝土结构、钢结构等。建筑物结构形式的确定，与其抗震能力是密切相关的。相关的科学研究表明，在遭遇相同等级的地震灾害后，采用钢结构的建筑物受损坏的程度明显要低于钢筋混凝土结构的建筑物。日本也是一个多地震的国家，其钢结构的房屋建筑占全国建筑的半数以上，也是其在遭遇地震后人员伤亡较少的主要原因之一。目前，我国的建筑抗震系数系统依旧是不完善的，不能确保结构设计人员准确、有效地应用。历次地震灾害表明，影响抗震系数的因素是很多的，比如其抗震的等级、建筑物的类别、场地类别、建筑物总高度等。为了促进其实际工作的需要，应对各种相关因素和相关参数展开一系列的优化分析，得到一个最优的设计方案。房屋建筑的抗震性能与许多因素有关系，比如其建筑的体型设计。汶川地震震害表明 , 许多平面形状复杂 , 例如平面上的较大外凸和凹陷、不对称的侧翼布置等在地震中都遭到了不同程度的破坏。海城地震和唐山地震中有不少这样的震例。而平面形状简单规则、传力途径明确的建筑在地震中都未出现较重的破坏；有的甚至保持完好。上述情况表明，很多损害严重的建筑物的设计方案不是很合理，如果能够选择一个好的设计方案，震后损失可能会减小很多。
二、建筑结构抗震设计的要点
在我国,对于建筑物抗震设计的要求是采取“三水准设防、两阶段设计”的标准。在这种标准的影响下,建筑结构设计经历了柔性设计、刚性设计、结构控制设计和延性设计四个阶段。但是由于地震产生了很多不确定因素,导致建筑结构存在非常大的偶然性和复杂性,甚至还有计算模拟与实际情况的不符的情况出现,导致计算结果误差很大。所以,我们不仅要考虑建筑物良好的概念设计,还要提高建筑结构抗震性能。具备完善的建筑结构体系。一个良好的建筑体系,对于建筑业是十分有必要的。在实际的建筑抗震设计时,要注重依赖建筑结构体系的协同工作,从而使建筑物中的每个构件都能够共同工作。所以,这就需要建筑结构构件在允许受力的情况下不仅能够具有良好的耐久性,还要能够在高压,强力的作用下共同工作。在砌体结构的建筑中避免建筑结构单纯的依靠建筑结构自身刚度来承受载荷。充分提高建筑物材料利用率的协同工作。从建筑物抗震设计经验表明,材料的利用率越高,结构的协同工作能力也就越高。
三、建筑结构抗震设计中的主要问题
1、建筑结构体系的合理选择。建筑结构设计中最主要的一方面就是结构体系的选择,它的合理选择决定着建筑物的安全性。对于建筑结构体系的合理选择应注意以下两个方面的设计:(l)体系应具有合理的地震传递途径和明确的计算简图。在这个过程当中,房屋内部结构的布置,应使得更多的受力在主梁上,并且使垂直重力以最短的路径传递到主受力部位;竖向构件的布置,要让竖向构件的压应力接近均匀(2)建筑体系应具有合理的强度。一个良好的建筑物必须要有合理的强度进行支撑,一些建筑的薄弱部位要由合理的强度防止:在框架结构设计方面,要保证节点不受破坏,要使梁、柱端的塑性尽可能的分散;对于容易出现的薄弱环节,必须提高薄弱部位的抗震能力。
2、抗震场地的选择。抗震场地的选择直接影响建筑物的抗震设计工作,应选择有利的抗震场地,要避开对建筑抗震不利的地段。地震对于地面的危害是十分巨大的。地震造成的地裂和地表错动,直接使得房屋倒塌,结构损坏。所以,选择抗震场地不能选择易液化土地、软弱场地、状态明显不均匀等场地;如果不能避免不理的场地,可以采用适当的抗震措施进行加强强度:对于地震时有可能存在的地裂或者滑坡的场地,必须采取科学合理的措施进行稳定;如果地基需要建立在最近填土和土层十分不均匀或者软弱粘性土层时,必须采用桩基、地基加固和加强基础和上部结构的处理措施。
建筑工程选址应注意的问题：四川汶川地震的震害情况表明，那些建在断裂带上和断裂带沿线的建筑物都完全倒塌，破坏极其严重。因此，建筑物建设地点的确定是极其重要的，它是决定建筑物抗震性能的前提条件，只有正确的选址方案，才能保证建筑物满足建筑抗震设计的相关要求，保证其安全性、可靠性。选择建筑场地时应根据工程的实际需要和工程地质、地震活动情况等相关资料，选择对建筑物抗震有利的地段，避开对抗震不利的地段，严禁在地震断裂带及断裂带沿线附近建造甲、乙、丙类建筑物。应避开地震时可能发生山体滑坡、崩塌、地陷、地裂、泥石流等次生灾害地段。汶川地震发生时，北川老县城发生规模较大的山体滑坡，王家岩山体在地震作用下瞬间崩塌，崩塌的山体倾泻而下瞬间摧毁山下及周边的建筑物，北川老县城的 5个街区的大部分建筑物被厚厚的土体掩埋，造成大量人员伤亡。这样的结果不是靠提高抗震设防等级、提高建筑物的抗震性能和措施所能避免的。所以避开此类危险地段，才能避免因选址不当所造成的严重的人员伤亡和财产损失。
3、重视建筑平面布置的规则性。在建筑平面布置方面,应尽可能的采用抗震概念设计原则,不能使用严重不规则的设计方案。有关资料表明,对于一些楼板布局不够规范时,要采取相应的楼板计算模型;对于平面不规则、立体不规则的建筑结构,必须采用空间结构计算模型。结构的规则性具体分为三个部分:第一是建筑主体必须具备良好的抗压能力,侧力结构不能变形,要尽可能的均匀;第二是建筑主体抗侧力结构的平面布置,建筑主体抗侧力结构的布置要注重同一侧的强度要均匀;第三是建筑主体抗侧力结构的布置要与周围的结构具有相同的刚度,必须保障良好的抗扭刚度。总之,重视建筑平面布置的规则性对于建筑的抗震设计十分重要。
建筑物平面设计应该注意的问题：建筑物的平面布置规则与否、是否对称和具有良好的整体性，也是影响建筑物抗震性能的重要因素之一。例如酒店、公寓、商场、住宅、体育馆等不同建筑物的使用功能不同，其平面布置也千变万化，其柱距、开间、进深、隔墙的布置、楼梯的位置、电梯井的布置等也有很大差别，如果柱子、墙体等布置不对称、不规则，使得平面刚度急剧变化，遭遇地震后，将发生严重的扭转破坏。因此，建筑设计时，应使柱子和抗震墙（剪力墙）等抗侧力构件均匀、对称布置，刚度较大的楼梯间、电梯井应尽可能居中布置，不要布置在建筑物的转角处。要尽可能作到使结构的质量和刚度分布均匀、对称协调，避免突变，防止在地震作用下产生扭转效应。
4、建筑物竖向设计应该注意的问题
建筑物的竖向布置设计也将对其抗震性能产生巨大的影响。近些年来，由于国民经济的迅速发展，商场、写字楼等高层、超高层建筑越来越多，其要求底层或下面几层大开间、大空间，这就形成了建筑物下面几层柱子和抗震墙（剪力墙）较少，层间质量和抗侧刚度沿建筑物高度分布不均匀，在抗侧刚度较差的楼层形成了对抗震极为不利的薄弱层，在地震作用下，引起较为严重的破坏。汶川地震中，有许多底层框架—抗震墙砌体房屋底层柱子直接破坏，建筑物由原来的 4 层直接变为 3层。主要原因就是，沿着建筑物高度方向，质量和抗侧刚度发生突变，底层柱子较少，抗侧刚度较小，地震作用下，底层柱子直接坏掉。所以，建筑物的竖向布置设计时，应尽可能使其沿竖向的抗侧刚度分布比较均匀，抗震墙（剪力墙）并使其能沿竖向贯通到建筑底部，不宜中断或不到底，尽量避免某一楼层抗侧刚度过小，以避免在地震作用下，因薄弱层的存在引起建筑物的倒塌。
四、提高建筑结构抗震能力的建议
建筑结构抗震设计是在不断的实例验证中逐渐分析,日益总结归纳出来的。在目前的房屋建设当中,抗震设计是十分有必要的。所以,建筑抗震设计在建筑设计中应该引起十分重视。为了设计出高抗震性的建筑物,在我看来需要注意以三点:第一,科学合理的建筑布局是不可缺少的,于此同时还有保证各个主要受力物体处在同一平面,在地震来临时要能禁得住压力。在墙段没有发挥作用之前,需要依照“强墙弱梁”的标准实施加强建筑物的承受力,防止地震强大的破坏力。第二,要按照不同的抗震等级,对梁、柱以及墙的节点使用相对应的抗震措施,确保建筑结构在地震作用下达到相关标准。为了保障钢筋混凝土在地震作用下不受破坏,要科学合理的添加合适的化学试剂,加强混凝土的强度与刚度,还有注意构造配筋的要求,尤其是要加强节点的构造措施。第三,必须设置多层抗震防线,一个良好的抗震体系对于地震的压力是十分重要的。抗震体系就如果人类身体的三道防线,不同等级的地震采取不同的防线。第一层不行,还有多层防线保护。这样的保护体系对于防震将是十分有效的。
五、结语
通过多年对于建筑结构抗震设计的研究，我国已经逐渐形成了自己的一套较为先进的、有效的抗震设计方法并日趋成熟，但是也有很多不足之处，需要我们在实践中加以完善。总之，要确保建筑结构中抗震设计能高效完成，应在遵循相关建筑抗震规范要求的原则上，进行科学的、合理的设计，确保建筑物具有稳定的、可靠的抗震性能，达到建筑物小震不坏、中震可修、大震不倒的标准。我们有理由相信，随着相关技术人员抗震设计水平的不断提高，我国的建筑工程结构抗震设计也会迈上更高的台阶。
参考文献:
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1.2方法
对照组门急诊输液患者入院后给予常规护理、接诊摆药、医嘱核对、输液、健康宣教及安全巡视等。观察组采用优质护理模式，具体方法如下:
1.2.1改善良好的输液环境
患者输液时间较长，对环境要求较高，保持输液厅空气流通、新鲜，及时清理垃圾等物品。提供日常必须品，如:水、水杯、报刊杂志等。每天更新水笔板报，提供常规用及疾病相关知识。
1.2.2提高护理人员综合素质
定期对科室护理人员加强理论培训，并考核，提高业务知识。严格执行"三查八对"制度，增加巡视密度，及时发现输液不良反应及输液中出现的问题，在第一时间解决。改善服务态度，微笑服务，定位每个星期一为"微笑服务日"，增加患者之间清切感。
1.2.3加强沟通与交流
患者在输液期间护士主动与患者交流，规定每天责任护士进行询问，了解患者病史。并详细对患者进行讲解疾病预防及治疗相关知识，合理用药，药物不良反应及健康指导。输液完毕后，要柔和的拔针，保持和蔼的态度。并嘱患者休息20分钟后方可离开，在休息时间里，再次与患者沟通，确定患者无任何不适。进行健康随访登记和满意度调查，对不满意处提出整改意见，及时整改。
1.3统计学处理
应用SPSS19.0统计学软件，计数资料用百分比(%)表示，配对X2检验分析，P＜0.01差异有显著统计学意义。
2.结果
观察组与对照组患者均顺利完成输液，均无严重不良反应。观察组对疾病知晓率及用药知识明显高于对照组，以P＜0.01，差异有显著统计学意义。观察组患者对护理工作满意度明显优于对照组，以P＜0.01，差异有显著统计学意义。
3.讨论
输液治疗在临床治疗中具有重要作用，随着人们对健康意识的提高，患者在输液过程中对护理服务的需求也在提高。因为输液的时间多较集中，环境嘈杂，若工作无序，就会显得忙乱，工作效率低，延长患者等待时间。还因在输液治疗过程中，由于多种因素易造成输液故障及不良反应等不良后果，大大降低医疗质量，甚至导致医患矛盾。传统的常规输液护理，往往缺乏良好的护患沟通，容易造成护患矛盾。通过我科进行在输液患者中进行优质护理，将患者的输液治疗不仅仅局限在打针、吊水这么简单程序上，更加注重患者的全程服务，包括疾病预防、用药安全等健康指导。同时还要求护理人员的自身素质。与传统常规输液护理相比，明显提高了患者对疾病及用药知识的认知，差异有显著统计学意义(P＜0.01)。同时提高了患者的满意度，观察组满意度(97.3%)，对照组满意度(90.0%)，差异有显著统计学意义(P＜0.01)。通过门急诊输液优质服务的开展，对护理工作提出更高的要求，护理工作不再是简单的打针、输液、执行医嘱等简单性的工作，要学会与患者沟通，认真的听，耐心地讲，解决患者最需要了解的疾病与用药知识，使患者有信任感、安全感，真正实现对门急诊输液患者的人性化护理，人性化护理应用于临床工作中，是现代护理发展的方向，是患者健康所需。同时，输液厅是医院的窗口科室，通过优质护理的开展，维护了医院的形象。优质护理和健康教育的开展，改善了护患关系，提高了护士的社会地位。
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（一）隔震控制技术原理
在土木工程的建设当中，隔震控制技术就是对由地震所产生的振动对建筑的整体结构的隔离作用。工程中的防震体系基本都设置在工程结构的最底部和基础工程顶面之间，使得上部的结构和基础相分离。通过隔震体系来隔离地震波所产生的向上冲击力，延长工程结构的基本周期，从而降低建筑物的地震反应，是的工程整体的加速度变下，通过隔震系统来分担地震所产生的能量，以此来达到减震的作用。通过地震的反应图谱可以看出，随着周期的变大，加速度的反应谱慢慢的减小，通常在底层建筑的刚度很大，所以说周期变短，在发声振动的时候，输入其中的加速度很大，要是采用相应的措施来增加和延长工程结构的基本自震周期，让其还礼场地中的卓越周期，让工程结构的基频处在地震产生高能量的频段以外，通过这种方式可以有效的降低建筑物输入的加速度。通过地震的反应谱可以看出，当周期变大的时候，反应的位移将会增加。
（二）对橡胶支座的运用
当前用在建筑防震中的橡胶支座是由橡胶片与薄片增强钢板，通过粘合和硫化加工而成的，通过现代化橡胶的化工技术的加工制造。它在水平方向上的刚度比较低，而在垂直方向上的刚度很高。这种规格的橡胶支座最早是在桥梁施工中被应用。建筑和桥梁施工所应用的橡胶支座在结构上基本是相同的，都有相同的结构动力学的标准和要求，也同样的具有耐久性、稳定性以及包含防火在内的耐受性等，在地震产生的能量冲击下，橡胶支座会隔离建筑体在水平方向的运动分量，而在垂直方向上基本保持不动。通过这种方法不但可以隔离因为地铁或者是公交所产生的高频率的振动，同时还可以防止工程结构不会受到地震或者是其他原因产生振动的影响。
（三）铅芯橡胶支座运用
土木工程中铅芯橡胶支座主要应用在叠层上，橡胶支座中间的圆形孔当中加入铅之后制成的，这是对橡胶支座技术中的一大改进。因为铅具有较低的屈服点以及很高的可塑性能力，可以使铅芯橡胶支座中的阻尼比达到25%~35%之间。铅芯它具有提升支座吸收能量的能力，保证支座具备湿度的阻尼，同时还具有增加支座的原有刚度。控制风反应能力以及抵抗微震的作用。
三、耗能减震技术
（一）耗能减震技术原理
土木工程中的结构耗能减震技术主要是在结构中的某部位安装耗能设施，经过耗能设施产生的摩擦，产生弯曲的弹性滞回的形变耗能或者是吸收地震中输入结构的能量，以此来降低主体结构当中的地震反应，有效的预防了结构产生的损坏或者是倒塌，以此来达到减震和控震的目的。而在装有耗能装置的底部结构我们称之为耗能减震结构。工程中的耗能减震结构都具备明确的减震机理、减震的效果较为明显。安全性能较高、经济较为合理、技术较为先进以及试用的范围较为广泛等特点。
（二）常用的摩擦设施
摩擦耗能器是依据摩擦做工所产生的能量的原理而制成的，当前应有很多种的不同的构种类的摩擦耗能器，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，摩擦滑动对应的摩擦节点在剪切铰耗能器等多种耗能器，摩擦阻尼的种类非常多，但是都具有较强的滞回的特性，滞回环为矩形，耗能的能力较强，工作的性质相对稳定。
（三）钢弹可塑性耗能器
运用软钢具备优良的屈服性能，运用其进入弹性的可塑范围之内的优良滞回特性，当前我国已经研发出来很多种的耗能装置，比如加劲阻尼设施、锥形的钢耗制震器、圆形或者是方框形的钢耗制震器、双环耗能节能器，加劲圆环状耗能器以及低屈服点的钢耗制震器等等，这种耗能器具备优良的滞回性能以及稳定性能，耗能的能力较大，长期稳定可靠而且不会受到环境和温度的影响。
（四）粘弹性阻尼器
所谓的粘弹性阻尼器就是通过粘弹性以及约束性钢板相互交替结合而成的，它是一种主要和速度相关联的减震装置。比较常见的粘弹性阻尼器主要是由两个T型的约束钢板，通过一块矩形的钢板夹在其中而成，T型的约束性钢板和中间的钢板产生了相对性的运动，使得弹性的材料产生一种往返型剪切滞回形变来提升结构中的阻尼，消耗输入其中的振动能量，以此来减小结构当中的振动反应。当前。消能减震技术有着非常广泛的应用，它不但适用在新建的结构中，同时又可以用已经存在的建筑抗震的加固和维修当中。到目前为止，已经逐渐开始采取消能减震的技术，其中涉及到的国家有二十多个，比较早的在土木工程中运用消能减震技术的国家有新西兰、美国等发达国家。在最近几十年以来，各个国家对土木工程中的结构减震的控制和实验研究一直在不断的进行，并且在隔震支座的功能和改进方面有着较好的效果，并研制出了较多的隔震系统中的新型材料和部件，并通过大量的实验证明了结构减震控制是可以有效的起到隔震的作用。
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1.2工艺流程
原水首先通过闸门井后自流入格栅井，截留污水中的漂浮物及大颗粒悬浮物后自流进入调节池，经过调节池后污水被提升到后续处理单元，依次流经厌氧池、缺氧池、MBR膜生物反应池，去除COD、TN和TP。
1.3工艺说明
原水首先通过闸门井后自流入格栅井，污水中的漂浮物及大颗粒悬浮物被截留去除，保护了后续处理单元的正常运行。格栅出水自流进入调节池，调节池具有调节进水水质和水量的作用，使后续单元进水水量和水质能尽可能均匀稳定。调节池中设置潜水搅拌机，防止悬浮物过度沉积。经过调节池后污水被提升到后续处理单元，依次流经厌氧池、缺氧池、MBR膜生物反应池。在厌氧池的厌氧条件下，聚磷菌吸收能快速降解的有机物，同时将体内的磷释放出来，为后续超量磷吸收做准备；在缺氧池内，反硝化菌将后续MBR好氧单元混合回流液中的亚硝酸盐、硝酸盐转化成氮气排除，实现污水脱氮，同时降解一部分有机物；在MBR生物反应池内悬浮态活性污泥在好氧条件下，通过新陈代谢作用，将污水中剩余有机污染物彻底分解为二氧化碳和水，氨氮转化为硝酸盐、亚硝酸盐，聚磷菌超量吸收磷，通过剩余污泥排放将磷从污水中去除。为了确保出水中总磷指标达标，还设置了辅助化学除磷设备，将除磷剂投加到污水中使磷形成不溶性沉淀物随剩余污泥排放而去除。经过MBR生物反应单元后，污水中绝大部分污染物已经被去除，通过MBR膜的过滤作用，将微生物和其它悬浮物完全截留，实现泥水分离。透过膜的清水由抽吸泵抽取达标排放。剩余污泥暂时排入储泥池，定期外运处置。
1.4各构筑物出水情况
污水处理站稳定运行后，随机取水样进行化验，得出各构筑物处理水质见表2。
1.5运行成本
污水处理站运行成本主要由电费、药剂费和人工费构成，根据实际运行情况，每天电费约0.63元/吨水，人工费每天0.08元/吨水，药剂费每天0.08元/吨水，该处理站每天实际运行费用为0.79元/吨水。
二、工艺对比
本方案工艺设计之初考虑的工艺有A2/MBR（O）工艺、氧化沟工艺、SBR工艺和A2/O工艺，经多方比较后，得出以下结论：首先，本次连片整治的污水治理主要采用生物处理工艺。而所选择的生物处理工艺不但要有很好的有机污染物去除能力，还需具有良好的脱氮除磷效果。其次，对于处理规模较大、用地紧张的民福家园污水处理站（500m3/d），需要采用构筑物和建筑物少，占地省，体积小（由此也能减少土建投资）的有动力高效生物处理工艺；最后，由于工期比较紧，且施工期内降雨较多，所选工艺需尽量减少土建工程量。目前，同时具有有机物去除和除磷脱氮功能的有动力生化处理工艺主要有氧化沟系列工艺、SBR系列工艺、A2/O工艺以及MBR工艺。总体原理都是利用聚磷菌在厌氧条件下，吸收快速降解有机物的同时，将体内的磷释放出来，然后在好氧条件下，实现磷的超量吸收，通过排出剩余污泥实现磷的去除；通过硝化菌在好氧条件下，将氨氮转化成亚硝酸盐、硝酸盐，然后通过反硝化菌在缺氧条件，吸收有机物的同时将亚硝酸盐、硝酸盐转化成氮气排出，实现氮的去除；有机污染物在厌氧、缺氧、好氧条件下，通过微生物的新陈代谢作用得以去除。
2.1氧化沟系列工艺
氧化沟是活性污泥法的一种变型，其曝气池呈封闭的沟渠型，所以它在水力流态上不同于传统的活性污泥法，它是一种首尾相连的循环流曝气沟渠，污水流入其中通过活性微生物的代谢作用得到净化。氧化沟的脱氮除磷功能，通常是主要是利用沟内溶解氧分布的不均匀性，通过合理的设计，使沟中产生交替循环的好氧区和缺氧区，厌氧区（或另设厌氧释磷池），从而达到脱氮除磷的目的。目前较为流行的氧化沟有多种形式，如：Carrousel氧化沟、双沟、三沟式氧化沟及Orbal多环型氧化沟等。氧化沟一般由沟体、曝气设备、进出水装置、导流和混合设备组成，沟体的平面形状一般呈环形或圆形，沟端面形状多为矩形，通常采用二沉池进行泥水分离。氧化沟的水力停留时间长，有机负荷低，其本质上属于延时曝气系统。一般主要设计参数为：活性污泥浓度：≈1500-3000mg/L；水力停留时间：>20小时（有脱氮要求时）；容积负荷：0.1－0.3kgBOD5/(m3.d)。氧化沟具有出水水质好、抗冲击负荷能力强等优点。但是，由于好氧区、缺氧区和厌氧区同处一沟中，各自的体积和溶解氧浓度会因进水浓度和日常操作的变化很难准确地加以控制，因此，对脱氮除磷的效果有限，控制不好也容易发生污泥膨胀，泡沫较多，污泥上浮等问题。氧化沟工艺由于其容积负荷偏低，水力停留时间很长，虽然抗冲击负荷能力强，但也付出生化反应池容积比其他活性污泥法通常高出1倍以上的代价，土建工程量大，土建费用高。另外，氧化沟工艺一般都应用于日处理量在万吨以上的大型市政及工厂污水处理工程中，小型污水处理工程中很少应用。
2.2SBR系列工艺
SBR是序列间歇式活性污泥法（SequencingBatchReactorActivatedSludgeProcess）的简称，是一种按间歇曝气方式运行的活性污泥污水处理技术，又称序批式活性污泥法，其改造形式有CASS、CAST等，通常用于中小型污水处理设施。生化处理过程：污水分批注入反应池，然后按顺序进行反应、沉淀，处理水（上清液）分批排出，然后进入闲置阶段，完成一个处理过程，以上五个阶段间歇交替运行，按时间编程自动控制的周期循环往复。进水初期，由于没有向系统供气，混合液中游离氧和残留在池内的游离氧首先被消耗，系统由缺氧状态转为厌氧状态。曝气初期，系统供氧不足，加之在静沉、排水、闲置阶段并未供氧，系统处于缺氧阶段。在曝气反应阶段，大量的氧气注入反应池（维持溶解氧在2～4mg／L之间），系统处于好氧阶段。在运行过程中厌氧、缺氧和好氧状态交替出现，有机污染物通过活性微生物代谢作用得以去除，同时实现脱氮除磷。SBR工艺运行的周期时长依负荷及出水要求而异，一般为4-12小时，具有脱氮除磷要求是通常为8小时，每天运行3个周期。SBR池形状以矩形为主，水深4～6米，排水时，为了不扰动沉淀污泥，通常滗水深度为总水深的1/3，则SBR水池容积与日处理污水量体积相当（如民福家园污水日处理量500m3，SBR水池有效容积就需500m3）。SBR工艺运行效果稳定，污水在理想的静止状态下沉淀，效率高；池内有滞留的处理水，对污水有稀释、缓冲作用，有效抵抗水量和有机污物的冲击；反应、沉淀在一个水池内完成，结构紧凑。但有脱氮除磷要求时，SBR工艺也存在水力停留时间长，池容大，运行步骤多，电动阀门多的特点。由于排水时间短，且排水时要求不搅动沉淀污泥层，需要专门的排水设备（滗水器），因此，对滗水器的要求也很高。虽然SBR工艺的泥水分离是在比氧化沟工艺更理想的静止沉淀条件下进行的，但毕竟仍是重力沉淀方式，出水水质受制于污泥自身的沉淀性能，且出水悬浮物浓度高（通常>20mg/L），还需辅设机械过滤器等过滤装置，建设反冲洗水池，增加水泵，风机等反冲洗设备，进行深度处理。
2.3A2/O系列工艺
A2/O工艺亦称A-A-O工艺，按实质意义来说，本工艺称为厌氧-缺氧-好氧法生物脱氮除磷工艺。A2/O工艺是流程最简单，应用最广泛的脱氮除磷工艺。污水首先进入厌氧池，兼性厌氧菌将污水中的易降解有机物转化成VFAs。回流污泥带入的聚磷菌将体内的聚磷分解，此为释磷，所释放的能量一部分可供好氧的聚磷菌在厌氧环境下维持生存，另一部分供聚磷菌主动吸收VFAs，并在体内储存PHB。进入缺氧区，反硝化细菌就利用混合液回流带入的硝酸盐及进水中的有机物进行反硝化脱氮，接着进入好氧区（传统活性污泥法），聚磷菌除了吸收利用污水中残留的易降解BOD外，主要分解体内储存的PHB产生能量供自身生长繁殖，并主动吸收环境中的溶解磷，此为吸磷，以聚磷的形式在体内储存。污水经厌氧、缺氧区，有机物分别被聚磷菌和反硝化细菌利用后浓度已很低，有利于自养的硝化菌的生长繁殖。最后，混合液进入沉淀池，进行泥水分离，上清液作为处理水排放，沉淀污泥的一部分回流厌氧池，另一部分作为剩余污泥排放。本工艺在系统上可以称为最简单的同步脱氮除磷工艺，流程短，运行稳定。厌氧、缺氧、好氧池分离，易于控制其各自运行状态，脱氮除磷效果好。该工艺处理效率一般能达到：BOD5和SS为90%-95%，总氮为70%以上，磷为90%左右。但A2/O工艺也存在如下各项的待解决问题，如：传统的A2/O工艺污泥增长有一定的限度，不易提高，除磷脱氮效果难于再行提高；传统的A2/O工艺好氧单元为普通活性污泥法，污泥浓度低（1500～3000mg/L），容积负荷小，导致水池池容大，土建费用高；泥水分离采用重力沉淀方式在二沉池中进行，出水水质也受制于污泥自身的沉降性能，且出水悬浮物浓度高（通常>10mg/L），还需辅设机械过滤器等过滤装置，建设反冲洗水池，增加水泵，风机等反冲洗设备，进行深度处理。
2.4A2/MBR（O）工艺
A2/MBR（O）工艺在普通A2/O工艺中引入MBR膜生物反应器，利用膜分离替代二沉池进行固液分离，污水处理效果不受污泥性状（例如污泥膨胀现象）和外界因素影响。出水细菌、悬浮物和浊度接近于零，微生物浓度（可达8000mg/L以上）、容积负荷高，占地面积小，土建费用少，污泥产量小。由于膜技术的引入，一方面，悬浮物被完全截留，磷随出水悬浮物流失的渠道被彻底切断，磷的去除效果大为改善，且效果稳定，即使采取化学除磷措施，也不必再另设沉淀池；另一方面，可同时实现水力停留时间（HRT）和污泥停留时间（SRT）的分别控制，互不干扰，短水力停留时间和长污泥停留时间的状态可以并存，这有助于长世代周期的硝化菌和其它分解难降解有机物的特殊微生物的存留和繁殖，进而也有助于这些污染物的去除。由于微生物量稳定且不流失，除磷脱氮效果大为改善。
三、MBR技术优势
MBR污水处理技术有以下几个优点：
1.占地面积小，不受设置场合限制
传统处理工艺（格栅+调节池+厌氧池+缺氧池+好氧池+絮凝池+沉淀池+消毒池）流程较长，占地面积大，而MBR膜生物反应器由于能维持高浓度的微生物量，处理装置容积负荷高，因此占地面积大大节省；该工艺流程简单、结构紧凑、不受设置场所限制，适合于任何场合，可做成地面式、半地下式和地下式。
2.可去除氨氮及难降解有机物
由于微生物被完全截流在生物反应器内，从而有利于增殖缓慢的微生物如硝化细菌的截留生长，系统硝化效率得以提高。同时，可增长一些难降解的有机物在系统中的水力停留时间，有利于难降解有机物降解效率的提高。
3.污泥浓度高，COD、BOD去除效果好
由于膜组件的高效截留作用，将全部的活性污泥都截留在反应器内，使得反应器内的污泥浓度可达到较高水平，案例中的MBR生物反应池内污泥浓度最高时达到12g/L，大大降低了生物反应器内的污泥负荷，提高了对有机物的去除效率。
4.解决了剩余污泥处置难的问题
MBR工艺中，污泥负荷非常低，反应器内营养物质相对匮乏，微生物处在内源呼吸区，污泥产率低，剩余污泥产量很少，SRT得到延长，排除的剩余污泥浓度大，可不用进行污泥浓缩而直接进行脱水，大大减少污泥处置费用。
5.出水效果稳定
MBR工艺由于不用二沉池进行固液分离，从而解决了传统工艺中出现的污泥膨胀问题。
6.操作管理方便，易于实现自动控制
MBR工艺实现了水力停留时间（HRT）与污泥停留时间（SRT）的完全分离，运行控制更加灵活稳定，是污水处理中容易实现装备化的新技术，可实现微机自动控制，从而使操作管理更为方便。
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在层高一定的情况下，为提高延性而降低轴压比则会导致柱截面增大，且轴压比越小截面越大；而截面增大导致剪跨比减小，又降低了构件的延性。因此，在高层特别是超高层建筑结构设计中，为满足规程［1］对轴压比限值的要求，柱子的截面往往比较大，在结构底部常常形成短柱甚至超短柱。另外，诸如图书馆的书库、层高较低的储藏室、高层建筑的地下车库等由于使用荷载大，层高较低，在设计中也不可避免地会出现短柱。众所周知，短柱的延性很差，尤其是超短柱几乎没有延性，在建筑遭受本地区设防烈度或高于本地区设防烈度的地震影响时，很容易发生剪切破坏而造成结构破坏甚至倒塌，无法满足“中震可修，大震不倒”的设计准则。为了避免短柱脆性破坏问题在高层建筑中发生，笔者认为，首先要正确判定短柱，然后对短柱采取一些构造措施或处理，提高短柱的延性和抗震性能。
1 短柱的正确判定
规程［1］和规范［2］都规定，柱净高H与截面高度h之比H／h≤4为短柱，工程界许多工程技术人员也都据此来判定短柱，这是一个值得注意的问题。因为确定是不是短柱的参数是柱的剪跨比λ，只有剪跨比λ＝M／Vh≤2的柱才是短柱，而柱净高与截面高度之比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来判定的主要依据是：①λ＝M／Vh≤2；②考虑到框架柱反弯点大都靠近柱中点，取M＝0.5VH，则λ＝M／Vh＝0.5VH／Vh＝0.5H／h≤2，由此即得H／h≤4。但是，对于高层建筑，梁、柱线刚度比较小，特别是底部几层，由于受柱底嵌固的影响且梁对柱的约束弯矩较小，反弯点的高度会比柱高的一半高得多，甚至不出现反弯点，此时不宜按H／h≤4来判定短柱，而应按短柱的力学定义--剪跨比λ＝M／Vh≤2来判定才是正确的。
框架柱的反弯点不在柱中点时，柱子上、下端截面的弯矩值大小就不一样，即Mt≠Mb。因此，框架柱上、下端截面的剪跨比大小也是不一样的，即λt＝Mt／Vh≠λb＝Mb／Vh。此时，应采用哪一个截面的剪跨比来判断框架柱是不是属于短柱呢？笔者认为，应该采用框架柱上、下端截面中剪跨比的较大值，即取λ＝max（λt，λb）。其理由如下：框架柱的受力情况有如一根受有定值轴压力的连续梁，柱高Hn相当于连续梁的剪跨a，已有的试验研究结果表明［10］：对于剪跨a不变的连续梁，当截面上、下配置的纵筋相同时，剪切破坏总是发生在弯矩较大的区段；对于框架柱，临界斜裂缝也总是发生在弯矩较大的区段。
事实上，在柱高Hn或连续梁剪跨a的范围内，最大剪跨比是出现在弯矩较大区段上的。钢筋砼构件的抗剪承载力是随剪跨比λ增大而降低的。所以，同样条件下，弯矩较大区段的截面抗剪承载力要比弯矩较小区段的小，在荷载作用下，如果发生剪切破坏，就只能是在弯矩较大区段上。用来判断框架柱是否属于短柱的剪跨比λ当然应是可能发生剪切破坏截面的剪跨比λ。
一般情况下，在高层建筑的底部几层，框架柱的反弯点都偏上，即Mb＞Mt。此时，可按式（1）或式（2）判定短柱：
或Hn／h≤2／yn(2)
式中，yn- -n层柱的反弯点高度比，根据几何关系，可得：yn＝1／(1＋Ψ)，其中，Ψ＝Mt／Mb，0≤Ψ≤1；
Hn- -n层柱的净高。
式（2）具有一般性。当反弯点在柱中点时，Ψ＝1，yn＝0.5，式（2）即成为Hn／h≤4；当反弯点在柱上端截面时，Ψ＝0，yn＝1，式（2）即成为Hn／h≤2；如果框架柱上不出现反弯点，就应采用最大弯矩作用截面的剪跨比λ＝M／Vh≤2来判断短柱。
当需要初步判断框架柱是否属于短柱时，可先按D值法确定柱子的反弯点高度比yn，然后按式（2）判断短柱。在施工图设计阶段，可根据电算结果作进一步判断。
2 改善短柱抗震性能的措施
当按剪跨比λ判定柱子不是短柱时，按一般框架柱的抗震要求采取构造措施即可；确定为短柱后，就应当尽量提高短柱的承载力，减小短柱的截面尺寸，采取各种有效措施提高短柱的延性，改善短柱的抗震性能。
2.1 使用复合螺旋箍筋
高层建筑框架柱的抗剪能力是应该满足剪压比限值和“强剪弱弯”要求的，柱端的抗弯承载力也是应该满足“强柱弱梁”要求的。对于短柱，只要符合“强剪弱弯”和“强柱弱梁”的要求，是能够做到使其不发生剪切型破坏的。因此，使用复合螺旋箍筋［4］来提高柱子的抗剪承载力，改善对砼的约束作用，能够达到改善短柱抗震性能的目的。
2.2 采用分体柱
由于短柱的抗弯承载力比抗剪承载力要大得多，在地震作用下往往是因剪坏而失效，其抗弯强度不能完全发挥。因此，可人为地削弱短柱的抗弯强度，使抗弯强度相应于或略低于抗剪强度，这样，在地震作用下，柱子将首先达到抗弯强度，从而呈现出延性的破坏状态。
人为削弱抗弯强度的方法，可以在柱中沿竖向设缝将短柱分为2或4个柱肢组成的分体柱，分体柱的各柱肢分开配筋。在组成分体柱的柱肢之间可以设置一些连接键，以增强它的初期刚度和后期耗能能力。一般，连接键有通缝、预制分隔板、预应力摩擦阻尼器、素砼连接键等形式。
对分体柱工作性态的理论分析和试验研究表明［3～4］：采用分体柱的方法虽然使柱子的抗剪承载力基本不变，抗弯承载力稍有降低，但是使柱子的变形能力和延性均得到显著提高，其破坏形态由剪切型转化为弯曲型，从而实现了短柱变“长柱”的设想，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。分体柱方法已在实际工程中得到应用［5］。2.3 采用钢骨砼柱
钢骨砼柱由钢骨和外包砼组成。钢骨通常采用由钢板焊接拼制或直接扎制而成的工字形、口字形、十字形截面。
与钢结构相比，钢骨砼柱的外包砼可以防止钢构件的局部屈曲，提高柱的整体刚度，显著改善钢构件出平面扭转屈曲性能，使钢材的强度得以充分发挥。采用钢骨砼结构，一般可比钢结构节约钢材达50％以上［6］。此外，外包砼增加了结构的耐久性和耐火性。与钢筋砼结构相比，由于配置了钢骨，使柱子的承载力大大提高，从而有效地减小柱截面尺寸；钢骨翼缘与箍筋对砼有很好的约束作用，砼的延性得到提高，加上钢骨本身良好的塑性，使柱子具有良好的延性及耗能能力。
由于钢骨砼柱充分发挥了钢与砼两种材料的特点，具有截面尺寸小，自重轻，延性好以及优越的技术经济指标等特点，如果在高层或超高层钢筋砼结构下部的若干层采用钢骨砼柱，可以大大减小柱的截面尺寸，显著改善结构的抗震性能。
2.4 采用钢管砼柱
钢管砼是由砼填入薄壁圆形钢管内而形成的组合结构材料，是套箍砼的一种特殊形式。由于钢管内的砼受到钢管的侧向约束，使得砼处于三向受压状态，从而使砼的抗压强度和极限压应变得到很大的提高，砼特别是高强砼的延性得到显著改善。同时，钢管既是纵筋，又是横向箍筋，其管径与管壁厚度的比值至少都在90以下，这相当于配筋率至少都在4.6％以上，这远远超过抗震规范［2］对钢筋砼柱所要求的最小配筋率限值。由于钢管砼的抗压强度和变形能力特佳，即使在高轴压比条件下，仍可形成在受压区发展塑性变形的“压铰”，不存在受压区先破坏的问题，也不存在像钢柱那样的受压翼缘屈曲失稳的问题。因此，从保证控制截面的转动能力而言，无需限定轴压比限值［8］。规程［9］规定，钢管砼单肢柱的承载力可按式(3)计算：
N≤φ1φeN0(3)
式中，；
θ=faAa／fcAc称为套箍指标，0.3≤θ≤3；
φ1，φe的物理意义及计算方法见规程［9］。
由式（3）可以看出，当选用了高强砼和合适的套箍指标θ后，柱子的承载力可大幅度提高，通常柱截面可比普通钢筋砼柱减小一半以上，消除了短柱并具有良好的抗震性能。
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工程机械在水利工程、道路施工、矿山等场合得到大量的使用，其性能的可靠性直接影响到工程建设的正常开展。这类机械的设计时通常采用静态设计，设计理念上更多的是考虑机械的强度、耐久性等和机械的工作性质直接相关因素。但从实际使用情况来看，国产的大型工程机械普遍存在着施工过程中振动过大的问题，这将间接影响设备的抗疲劳特性和操作人员的舒适性和操作的稳定性。由于工程机械的工作环境恶劣，车体结构的振动问题更加明显，直接影响到驾驶员的舒适性和驾驶的安全性。因此对于大型工程机械而言，控制车体振动尤其是驾驶室的振动，寻求有效的减震设计方法，对于提高驾驶员的舒适度和车体驾驶室构件的疲劳寿命都是有重要意义的。大型工程机械的振动控制问题是个非常复杂的问题，本文将这一问题缩小到驾驶室的减振设计上，主要通过发动机悬置位置的优化设计，以及基于模态分析和被动隔振理论来降低驾驶室的振动效应。
早期的汽车发动机减振方法是利用硫化橡胶，但硫化橡胶在耐油和耐高温方面表现不够理想。20世纪40年代设计出了液压悬置装置来降低发动机的振幅，并取得了较好的使用效果。但液压悬置减振装置在高频激励下会出现动态硬化的问题，已经逐渐不适应汽车发动机减振的要求。上述几类减振方式都属于被动减振技术，在此基础上，随着发动机减振技术的进步，半主动减振技术开始应用到发动机减振中，这类减振技术的代表作是半主动控制式液压悬置装置，这类减振技术的应用最为广泛。尽管后来又出现了由被动减振器、激振器等所构成的主动减振技术，这一技术能够较好的实现降噪性能，但结构非常复杂，在恶劣工作环境下的工程车辆较少使用。
在工程车辆驾驶室的舒适度设计方面，主要所依据的是动态舒适性理论，用以评价驾驶人员在驾驶室振动的条件下对主观舒适程度。从驾驶员所承受的振动来源来看，主要是受发动机的周期性振动和来自于路面的随机激励。其传递机理较为复杂，跟发动机、驾驶室、座椅等的减振都有关系。因此为便于分析，本文中只针对驾驶室的减振问题展开研究。
2、大型工程机械驾驶室的减振设计
如前文所述，驾驶室的振源激励主要来自于路面和发动机及其传动机构。来自于路面的振源激励具有很大的随机性，要进行理论分析非常困难。加之在需要使用大型工程机械的场合机械的运动速度一般都较慢，随之产生的路面激振频率较低。因此相比之下，大型机械的发动机在运行时一直都处在高速运转状态，由此产生的激振频率很高，也更容易导致构件的疲劳损坏，实践证明发动机及其附件的疲劳损坏主要是由发动机周期激振力产生的交变应力引起的。从物理背景来看，工程机械的驾驶室所受到的振动激励主要来从车架传递到台架，驾驶室的振动行为属于被动响应。为了便于分析，将驾驶室的隔振系统进行简化，以单自由度弹簧阻尼系统来对驾驶室受到振动激励过程进行分析。
2.1发动机的悬置设计
发动机在工作过程中的振动原因主要是不平衡力和力矩，这类振动不仅会引起车架的的振动，也会形成较强烈的噪声，不仅会影响到构件的使用寿命也会影响驾驶员的舒适度。要缓解发动机振动所造成的负面影响，采用悬置的设计方式是比较有效的途径，其实现方式是在动力总成和车架之间加入弹性支承元件。悬置设计方式的理论基础是发动机解耦理论，通过解除发动机六个自由度解耦，改变发动机的支撑位置，从而实现发动机自由度间振动耦合的解除。此外，需要配合使用解除耦合后的各自由度方向的刚度与相应的阻尼系数，但应注意在解耦之后振动最强的自由度方向的共振控制，可应用主动隔振理论来确定减震器的刚度和阻尼系数。采用合适的刚度和阻尼系数的目的在于控制发动机悬置系统的减振区域。
具体到悬置设计的细节方面，主要是确定发动机支撑的数目和相应的布置位置。在考虑发动机动力总成悬置系统的支撑数目时，考虑的因素包括承重量和激振力两大类。在设计时通常都会依据车辆类型的不同选择三点或者四点支撑方式。对于大型机械而言，在实践中一般都会采用四点支撑的方式，本文中作为算例的发动机属于某型重型挖掘机的发动机。因此采用经典的四点支撑。其支撑位置选择在飞轮端和风扇端，上述两个位置分别设置两个对称的支撑点，采用支撑对称的目的在于后期解耦方便。从布置的方式上看，主要有平置、汇聚和斜置三种典型布置方式，具体采用哪种方式取决于发动机周围附属配件的布局方式以及车架所能提供的空间有关。本文中不重点讨论减振支撑的布置方式，因此仍然采用平置式的减振布置方式。
2.2悬置系统的动力学分析
为减少研究成本，在支撑的材料上选用橡胶减振器。由前节所述，由于采用的是四个平置式的橡胶减震器，因此可以在进行力学分析时将其简化为三个互相垂直的弹簧阻尼系统，从而可以构建一个发动机主动隔振的力学模型。
2.3驾驶室模态试验
在上述基本力学分析的基础上，进一步采用驾驶室模态试验的方法来检验整个驾驶室的减振效果，其目的在于掌握驾驶室的动态特性和找出驾驶室结构上的薄弱部位，同时以试验为基础还可以调整驾驶室减震器的系数匹配，减小驾驶室的整体振动响应。在试验时以快速傅里叶变换为以及，测量激振力和振动响应之间的关系，从而得到二者之间的传递函数，而模态分析的目的是通过实现来实现传递函数的曲线拟合和确定结构的模态参数。本试验中采用LMS模态测试分析软件，驾驶室所受的激振用力锤激振器来模拟。在试验时用力锤敲击驾驶室从而制造出1-200HZ脉冲信号。通过记录下在不同激振频率下驾驶室结构的反应来确定驾驶室各个构件的强度，以及应该避免的激振频率。在得到这些基础数据后可为后续的驾驶室减振设计的选择悬置系统的减振区域的临界值，使得驾驶室所有构件的固有频率都能够位于减振器的减振区域内，从而起到抑制驾驶室结构的振动响应。■
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[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
在悬架系统硬件设计不变的情况下，不同的控制规律会导致不同的控制效果；而且半主动悬架与全主动悬架相比仅仅是控制对象能量消耗方式不同，因此半主动悬架的控制律设计完全可以基于主动悬架的控制策略来进行，只需根据消耗能量的情况进行适当的修正。所以对主动悬架控制策略的设计与研究就显得更为有意义。
2半主动悬架的涵义
半主动悬架系统是无源控制，系统输入少量的调节能量来局部改变悬架系统的动特性（刚度或阻尼系数），作动器价格低、能耗小、结构简单，又因系统动特性变化很小，仅消耗振动能量，故稳定性好，同时减小振动的能力几乎和主动悬架一样，其控制品质接近主动悬架。因此半主动悬架技术日益受到人们的重视，已成为当今国内外学者和生产商研究和开发的热点。
3主动悬架控制的力学模型
尽管各种悬架的结构不同，但研究来自不平路面激励引起车体的垂直振动都可用1/4车辆力学振动模型表示。这是因为，虽然模型没有包括汽车的整体几何信息，也无法用它来研究汽车俯仰角振动及侧倾角振动，但它包含了实际问题中的绝大部分基本特征。当考虑如下特点时，1/4悬架是最简单有效也最为适宜的模型：（1）在保持正确有效性的前提下，减少系统描述参数；（2）尽量减少系统运行参数的数量；（3）利于控制律的探索。如果车身的质量分配系数在0.8～1.2之间，则认为车身前后部的振动是相互独立的，即说明研究的车型纵向结构完全独立，前后轮完全解祸，在对称激励输入时我们就可建立代表四分之一车辆的二自由度模型。用这种模型进行分析时，求解容易，计算量小，且对于大波长、低频激励更有效，研究人员通常用其验征控制理论的正确有效性。
4主动悬架控制器的设计
主动悬架控制的目的是为了达到汽车行驶平顺性和操纵安全性的要求，这一般是通过以下三个方面的改善来加以衡量，即车身垂直加速度，轮胎动载荷和悬架动行程。本文中取车身加速度为控制对象，以尽量减小车身加速度为目的，建立典型的按偏差控制的负反馈结构。其中 e 是偏差，即输出量与设定值之间的差；u 是主动悬架控制力，作用于被控对象并引起输出量的变化。
5半主动悬架系统发展的关键技术
（1）可调阻尼减振器
目前，在半主动悬架系统中改变弹簧刚度要比改变阻尼困难，因此半主动悬架研究主要集中在调节减振器的阻尼系数方面，即将阻尼可调减振器作为执行机构。
筒式减振器阻尼产生机理有两方面：一是减振器油液有黏度，二是减振器油液流经各节流口时产生阻力，即为减振器阻尼力。从简式减振器阻尼产生机理来看，实现阻尼调节的方式有两种：一是调节减振器油液的黏度，二是调节节流口的开度。
采用第一种方式（即调节减振器油液粘度）实现调节阻尼的减振器，根据不同的机理又可以分为两种：电流变减振器和磁流变减振器。磁流变（电流变）减振器是以磁流变（MR）液体（分散的铁粉微粒）为介质的柱式减振器，通过传感器感知悬架减振系统的运转，通过调节电流改变磁场（电场）强度，改变磁性流体的粘、剪特性，进而达到改变阻尼特性的目的。
采用第二种方式，通过调节节流口开度实现阻尼调节的减振器，是在传统双筒式减振器的基础上发展而来的。一般有两种实现方式：一是采用步进电机调节内置于活塞上的节流口实现调节阻尼，这种方式通过调节活塞杆芯转动阀片，控制活塞上的节流孔的开度大小，从而实现阻尼的连续调节；二是在原有的双筒式减振器基础上增加中间缸和电磁阀实现调节阻尼。理论和实际证明，采用调节节流口开度的方式实现阻尼调节成本较低，易于实现，经过结构优化，可以较好的解决阻尼迟滞现象，易于商业化。国外对之进行了大量研究，并已有商业化产品问世。有代表性的产品已如美国天纳克公司生产的电子减振器以及德国萨克斯公司生产的连续可变阻尼减振器。
（2）控制策略
skyhook阻尼控制策略是一种经典的半主动悬架阻尼控制策略。美国D・KARNOPP教授提出了该控制方法。skyhook阻尼控制策略能够大幅降低车身垂向振动加速度，而且有良好的鲁棒性。其所需测试仪器少，控制算法简单，因而是目前研究最多，也是应用最多的方法。单一的天棚阻尼控制提高了舒适性，却没有解决好操纵稳定性问题，根据天棚阻尼控制提出的地棚阻尼控制是以非簧载质量为控制对象的一种控制策略，与天棚刚好相反。综合天棚和地棚阻尼控制的优点而产生的混合阻尼控制算法，可以兼顾平顺性和操纵稳定性的要求，目前产业化的半主动悬架系统中采用的控制策略大都是基于skyhook理论的阻尼控制策略。
半主动悬架的控制策略还有很多，比如线性最优控制、预瞄控制、自适应控制、模糊控制等，但出于研究中，并未真正应用在商业化产品上。由于每种主动悬架的控制策略均各有利弊，因此对性能优化的控制器的研发，使各种控制策略的复合成为必然。比如说，主动降振技术的应用。如果当路况有变时再调整悬架系统，这就对执行机构提出了更高的要求，如果根据采集到的历史信号分析预测将来的路况，使悬架系统根据预测做出调整，这样的控制策略将有很大的发展前景。
（3）系统开发评价技术
系统开发评价技术包括系统构型定义、系统与整车匹配的技术、系统试验与评价技术等。半主动悬架的系统构型有多种类型，应根据应用对象（车型、使用工况等）、欲实现的控制功能、成本等诸多开发目标来进行系统构型的定义和规划，根据系统构型定义，进行具体开发工作时，涉及传感器、控制器、执行器等部件的选型和集成。在系统开发过程及与整车匹配过程中，应对半主动悬架系统的硬件在环仿真、在线标定、系统评价等技术给予关注。硬件在环仿真系统中应能够完成整车模型的仿真分析。在线标定系统中应满足道路标定试验的工作需要，具备数据测量、时域信号显示、功率谱分析和结果显示、在线调试、标定功能、悬架控制策略开发和评价系统。
6仿真建模及仿真结果分析
PID控制的主动悬架系统对于车身加速度峰值的改善非常显著，相对于被动悬架其改善的力度达到了50%左右，虽然在动挠度和动载荷方面其控制效果不太良好，但综合考虑的话，采用PID控制的主动悬架的性能还是要明显优于传统的被动悬架。
模糊控制虽然也能改善悬架的性能，其在动挠度和动载荷方面的控制效果优于PID控制的主动悬架，但我们可以看到在加速度这个最为重要的指标上其控制效果比不上PID控制，因此综合考虑的话，单纯使用模糊控制的主动悬架的整体控制效果比不上单纯的PID控制所取得的效果。
将模糊PID控制的仿真结果，与PID控制、模糊控制的结果相比较，容易看出，模糊PID控制在车身加速度这个最重要的性能指标远远优于其它三种控制策略，其对加速度的改善力度相对于被动悬架达到了65%左右，而且鲁棒性也要好于其它三种控制策略。因此，从车身加速度、悬架动挠度和车轮动载荷的这三个指标的综合考虑，模糊PID控制是这几种控制策略中最优的。
7 研究与开发工作展望
可调阻尼减振器的研究具有很大的潜力，方便应用在原有车型上，利于整车企业的应用。在实施过程中，应以整车企业为引导，努力培养像德尔福、博世、TRW、ZF、威伯科等一些专业的零部件企业，由整车企业明确划分悬架系统设计开发的权限与分工，由零部件企业的研发部门负责研发方向、确定系统特性参数，实现悬架产品的技术积累和升级换代。悬架系统是个复杂的系统工程，应以具备生产悬架能力的企业为主导，以电控系统开发商为配合，辅助高校和科研院所的科研力量，协同设计与开发。
目前在汽车悬架系统方面，我国除了钢板弹簧悬架的设计及应用比较成熟以外，其他的悬架技术的应用绝大部分还处于车型引进、仿制或直接购买产品阶段。悬架产品的设计开发滞后，一方面表现在设计手段落后，计算机应力分析、动态仿真在企业中应用还较少；另一方面没有建立起一套完善的设计评价体系，使我国汽车悬架技术的研究和应用与欧美等发达国家相比明显落后。
在半主动悬架系统的研究开发方面，高校的相关专家及研究机构多年来做了大量的工作，目前已取得了一定的科研成果，但还未有商业化产品问世。半主动悬架系统的发展应以市场为导向，以促进产业化发展、奠定技术基础和形成能力、培养人才为出发点，由具有较强技术实力的企业牵头，联合国内外的有关研究所和高校等技术研究机构联合进行技术攻关和产业化开发，研究以开发环境建设、开发技术、评价技术研究为重点，突破执行器设计与工艺关键问题，形成产业化能力基础，全面提升我国半主动悬架开发的技术水平。
8结论
当前汽车工业得到迅猛的发展，汽车理论也越来越得到人们的重视。汽车悬架的主动控制技术是汽车动力学及汽车控制理论中的重要研究课题之一。论文就汽车的主动控制策略进行了一些研究，并且以桑塔纳后悬架单侧的结构参数为例在用Matlab十Simulink进行仿真计算，仿真结果表明汽车的平顺性得到很大的改善，并且具有较好的稳定性。本论文在对汽车主动悬架的发展全面了解和掌握国内外大量同类研究的基础上，重点对主动悬架的控制理论、控制方法进行了比较深入的研究与探讨，取得了较好的研究成果。
篇9
双筒液压减振器的作用原理是，当车架与车桥做往复相对运动时，减振器中的活塞在缸筒内也作往复运动，于是减振器壳体内的油液便反复的从一个内腔通过一些窄小的孔隙流入另一内腔。此时，孔壁与油液间的摩擦及液体分子内摩擦便形成对振动的阻尼力，使车身和车架的振动能量转化为热能，被油液和减振器壳体所吸收，然后散到大气中。
双向作用筒式减振器一般具有四个阀（如图1所示），即压缩阀、伸张阀（又称复原阀）、流通阀和补偿阀。流通阀和补偿阀是一般的单向阀，其弹簧很弱，但弹簧上的油压作用力与弹簧力同向时，只要有很小的油压，阀便能开启；压缩阀和伸张阀是卸载阀，其弹簧较强，预紧力较大，只有当油压升高到一定程度时，阀才能开启；而当油压降低到一定程度时，阀即自行关闭。
减振器的运动有压缩与伸张两个过程。复原过程：减振器的活塞和连杆部分相对于储油缸向上运动的过程。压缩过程：减振器的活塞和连杆部分相对于储油缸向下运动的过程。当车轮在路面上跳动时，弹簧被压缩，振动能量被弹簧吸收，这种吸收只是一种能量形式变换为另一种能量形式，即将动能转化为势能，从而缓和了地面的冲击对车身的影响，螺旋弹簧本身没有消耗能量，这个势能还存在，如果不把它消耗掉，动能势能相互转化的结果是，车身过个凸台或凹坑则摇晃不停。没有达到减振的效果。减振器的作用就是把这个能量消耗掉，无论在复原过程，还是在压缩过程，当油液通过阀系窄小的缝隙时，缝隙壁与油液间产生摩擦，同时油液分子也具有内摩擦。由于摩擦产生了阻尼，将车身振动的能量转化为热能，热能被油液及减振器的零部件吸收，然后散发到大气中去。
2 数学模型的建立
2.1 图2是汽车的被动悬架结构模型，其中，m1为非簧载质量，m2为簧载质量。k1为车轮刚度，k2为悬架螺旋弹簧刚度；y为系统输入信号；x1为非簧载质量的位移；x2为簧载质量的位移；x0为路面不平度位移；v1为非簧载质量的运动速度；v2为簧载质量的运动速度；P1为内上腔内压力；P2为内下腔内压力；P3为外腔压力。另设活塞上表面面积为A1；活塞下表面面积为A2；流通阀阻尼孔直径为 d1，阻尼孔长度为l1；压缩阀阻尼孔直径为d2，阻尼孔长度为l2；伸张阀阻尼孔直径为d3，阻尼孔长度为l3；补偿阀阻尼孔直径为d4，阻尼孔长度为l4；活塞直径为da1，活塞杆直径为da2；内上腔的长度为L1；内下腔的长度为L2；活塞与减振器工作腔之间由于油液运动粘度所产生的粘滞阻尼系数为C；悬架弹簧的初始压缩的位移量为Δx1；车轮初始压缩的位移量为Δx2；内上腔静态初始压力为P10；内下腔静态初始压力为P20。
2.2 建立动态数学模型。动态时，假设减振器先经历压缩行程，即y>x1>x2>0且v1>v2>0。簧载质量m2的受力m2共受到自身重力m2g，m2g相对于其他作用力来说过小，在此为了便于计算，对其忽略不计；悬架螺旋弹簧的预紧和运动形变所共同产生的弹力k2（x1-x2+Δx2），方向向上；活塞因减振器上、下腔的压力差所受到的支撑力A2P2-A1P1，方向向上；活塞与减振器工作腔之间的粘滞阻尼力为C（v1-v2），方向向上。
根据受力图可以得出簧载质量m2的受力方程为：
■=v■ （1）
■=■（2）
在压缩行程中根据受力图可以得出非簧载质量m1的受力方程为：
■=v■（3）
■=
■（4）
对于减振器的内上腔，在压缩行程过程中，体积绝对伸张量为v■-v■?A1，从内下腔经流通阀流入的油液体积为■P■-P■。因此，内上腔的压力随时间变化率为：
■=
■■P■-P■-v■-v■?A■（5）
对于内下腔，在压缩行程中的体积绝对压缩量同样为 v■-v■?A2，从而得到：
内下腔的压力随时间变化率为：
■=■
v■-v■?A■-■P■-P■-■P■-P■（6）
（6）式中：V20内下腔的容积，V20=活塞下表面面积A2×内下腔的长度L2。
当减振器工作时按照相同的分析方法
综上所述，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双簧液压阻尼器结构及工作原理
1.1双簧液压阻尼器结构设计双簧液压阻尼器结构(图1)主要由液压腔、左旋外弹簧、右旋内弹簧3部分组成。液压腔用于存放液压油,利用液压油的阻尼效应来达到吸振减振的目的。左旋外弹簧主要起支撑阻尼结构系统的作用,右旋内弹簧用于改善阻尼器的力学性能,由于单一弹簧在受外界作用力时会产生相应的偏心力[5],采用左右旋两根相嵌弹簧可以改善阻尼器受力的均匀性,这就是文中双簧液压阻尼器结构的设计理念。
1.2阻尼器工作原理双簧液压阻尼器外部结构(图2)主要包括上下支点、上下端盖、内外圈左右旋弹簧。内部结构(图3)主要包括上下液压腔、活塞杆、内置弹簧、活塞、密封圈、底阀、阻尼小孔及U型液压缓冲腔。上下支点主要用于固定阻尼器结构的安装位置,当上下支点受到外界挤压激振力,活塞杆往下运动,下腔液压油经阻尼小孔流入U型液压缓冲腔。当激振力较大时,活塞杆下降至一定高度,U型液压缓冲腔油液充满,下腔油压增大,活塞上阻尼小孔打开,少许液压油流入上腔;激振力减小时,U型液压缓冲腔液压油经底阀阻尼小孔流回下液压腔,阻尼器完成一次吸振减振过程。在活塞杆下降或上升过程中,上下液压腔空间增大,油压减小,部分区域出现真空,产生空穴现象[6],这种现象对于阻尼系统是非常不利的,要尽量避免。在结构上文中采用两种方法:增设内置弹簧和活塞上增加阻尼小孔。
2阻尼器随机振动测试试验
2.1试验模型建立将双簧液压阻尼器安装在绿源KGS-3H电动车左右两侧作为后阻尼减振器,安装角度为60°(与地面夹角)。图4为2自由度双输入双输出随机振动测试试验简化模型。假设所建立的系统是线性系统,根据线性系统可知系统的响应信号满足叠加原理[7],即激励、系统、响应三者在时域内的关系为。
2.2随机振动试验测试试验选用HEV-50电磁激振器作为系统输入,输入信号选用D级路面谱白噪声随机激振力[9],双簧液压阻尼器安装在绿源KGS-3H车型后阻尼减振悬架上,响应信号选用ICP压电式加速度传感器BQW(灵敏度100mV/g)进行拾取,信号采集、处理选用VXI数据采集模块AgilentE1432A(8通道)。同样的,选用一组同规格单簧左旋液压阻尼器YMT-B1安装在同一车型上,进行随机振动测试试验,并比较两者的减振特性。试验过程:分析频带f为0~100Hz,谱线数为400线,采样点数为1024点(一帧)。对多次试验所得的响应信号加以平均得到响应点2处加速度响应双谱。试验测试框图如图5所示,D级路面谱白噪声如图6所示,单簧与双簧阻尼系统单位脉冲如图7所示,单簧与双簧响应点2处的双谱幅频如图8和图9所示。从图8和图9响应信号双谱幅频图分析可知,双簧液压阻尼系统在响应点处的双谱幅频图在空间表现为能量谱线的均匀分布,在谱线数值上与单簧双谱相差2个数量级;单簧液压阻尼系统在响应点处的双谱幅频图在空间则表现为能量谱线的集中分布,并伴有少量谱的能量泄漏,这是单簧液压阻尼器受偏心力作用下的一种能量谱表现形式。
篇11
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装载机工作装置油气减振系统介绍
装载机在行驶过程中，由于工作装置、物料对颠簸的地面或障碍物作出的反应对整个车辆产生冲击，严重时整车会产生俯仰运动；在转场过程和单机长距离作业时，无法有效地衰减由于高速行驶引起的振动，严重地影响工作效率。目前，一般装载机工作装置的液压缸在行驶状态处于中位闭锁，与前车架之间近似刚性连接，而装载机工作装置油气减振系统是在两者之间安装一套根据阻尼动力吸振原理设计的减振系统，从而使两者成为油气弹性联接。
装载机工作装置油气减振系统主要包括气囊式蓄能器、电磁换向阀、可调节流阀、控制电路等。装载机工作装置油气减振系统有两种工作状态，一是装载机行驶时，电磁阀通电，装载机工作装置油气减振系统工作，如图1 a 所示；二是在铲掘作业时，电磁阀不通电，装载机工作装置油气减振系统不起作用，如图1b所示。
a. 装载机工作装置油气 b. 装载机工作装置油气
减振系统起作用时 减振系统不起作用时
图1 装载机工作装置油气减振系统原理图
1.吸油过滤器；2.工作油泵；3.多路阀动臂联；4.连接电磁换向阀和油管13的油路；5.连接电磁换向阀和油管14的油路；6.可调节流阀；7.开关；8.蓄电池；9.连接电磁换向阀和蓄能器的油路；10.蓄能器；11.电磁换向阀；12.连接电磁换向阀和油箱的回油油路；13.连接动臂举升油缸有杆腔和油管4的油路；14.动臂举升油缸无杆腔和多路阀动臂联的油路；15.连接多路阀动臂联和油箱的回油油路 16.动臂举升油缸；17.安全阀；18.回油过滤器；19.油箱
2装载机工作装置油气减振系统性能测试
性能测试是检验装载机工作装置油气减振系统的可行性和减振效果，采集试验数据以便进行分析和处理，找到合适的充气压力和管路的结构尺寸，提出合理的减振系统。试验中采用梯形状木块作为路障，试验车速约为20km/h。测试中，加速度传感器的安装位置为动臂和动臂举升油缸的绞接处，用测试点处的加速度绝对值作为系统减振性能的衡量指标。
图2 试验中的路障模型的截面尺寸
该油气减振系统减振效果的好坏直接受激振频率、减振系统的刚度和阻尼、载重的质量等方面因素的影响。在装载机空载和满载两种工作状况下，分别选择不同的蓄能器充气压力和液压管路管径进行试验和数据采集。液压油和举升油缸的结构不能进行改动，于是采用改变液压管路的管径来改变减振系统的阻尼，分别选定管径为φ10mm、φ19mm和径为φ19mm +φ10mm三种方案。
3装载机工作装置油气减振系统振动数学模型的建立
在研究过程中，装载机工作装置油气减振系统可简化为单自由度振动模型，如图3。
油气减振系统的运动微分方程为：
式中：x、―动臂负载m的位移、速度
y、―路面激励的位移、速度
θ―动臂举升油缸中心线与路面的夹角
―油液管路引起的压降
图3 装载机工作装置油气减振系统振动模型
其中，系统油液管路阻力引起的压降为：
即得单自由度线性振动数学模型：
4油气减振系统数学模型Matlab/simulink仿真曲线和试验数据曲线的对比分析
在仿真过程中采用一种时域内的路面模型，运用白噪声作为路面输入信号，利用Matlab/simulink编制动力学性能仿真程序，对装载机工作装置油气减振系统动力学性能进行仿真，并与试验数据作出对比分析。采用装载机经过路障的加速度变化作为评价目标，定量地评价减振效果。
将仿真得到的结果进行数据处理，得到仿真数据曲线和测试试验结果的曲线对比图。其中，试验和仿真中的测试点均为动臂与动臂举升油缸活塞杆绞结点位置处在竖直方向上的纵向加速度信号曲线。其中，油气减振系统管路内径取dL=19 mm；满载状况下，蓄能器的充气压力p0分别取5MPa、2MPa、1 MPa；空载状况下，蓄能器的充气压力分别取2MPa、1MPa。
图4 满载，p0=5MPa，dL=19 mm
图5 满载，p0=2MPa，dL=19 mm
图6 满载，p0=1MPa，dL=19mm
图7空载，p0=2MPa，dL=19 mm
图8 空载，p0=1MPa，dL=19 mm
由仿真曲线和试验曲线对比图可以看出，满载状况下，管路内径取dL=19mm时，蓄能器的充气压力分别取5MPa、2MPa、1 MPa时，仿真曲线和试验曲线同时满足蓄能器充气压力越高，装载机工作装置油气减振系统的减振性能越好；并且试验曲线的加速度峰值绝对值稍微高于仿真曲线的加速度峰值绝对值。空载状况下，管路内径 取dL=19mm时，蓄能器的充气压力取2MPa、1MPa时，仿真曲线和试验曲线同时满足蓄能器充气压力越高，装载机工作装置油气减振系统的减振性能越好；并且试验曲线的加速度峰值绝对值稍微高于仿真曲线的峰值绝对值。
5结论
通过试验结果和仿真结果的对比曲线可以看出，试验结果和仿真结果虽然存在着较大的误差，但结论一致，即蓄能器压力在测试范围内，蓄能器充气压力越高，油气减振系统的减振性能越好。
由在加速度测试点处的加速度时间历程可知，装载机前、后桥驶过凸块路障时均会对装载机产生较大冲击，从而加速度出现脉冲峰值，并且加速度峰值随车速的提高而增大。加速度最大脉冲峰值出现的时刻并无明显规律，这是因为加速度最大脉冲峰值既有出现在车轮接触凸块路障时的，也有出现在车轮落地时的；既有出现在前轮过凸块路障时的，也有出现在后轮过凸块路障时的。这就造成铲斗质心加速度出现脉冲峰值的时间不一致的原因。
篇12
输电线路的微风振动是架空线在微风作用下产生的高频低幅的垂向振动。微风振动的频率较高，一般在5～120Hz之间；振幅大约为导线直径的3倍以下；所需风速较小，一般为0.5～10m/s范围之间；振动的时间非常长，大多数是几个小时，也有的是好几天都不停止。如果对导线微风振动不采取有效的防治措施，将会对超、特高压输电线路的运行带来极大的安全隐患。
1 微风振动的研究现状
微风振动作为引起输电线路破坏的主要振动形式，对它的研究已有百年之久。相对国内来讲，国外研究人员对微风振动的研究开展较早，研究的理论也较为成熟。G. H. Stockbridge于1925年研制出了“Stockbridge”防振锤，这是在借鉴了其它阻尼器优点的基础上发明的，比如说贝特阻尼器；E. Bate在1925年以前就研制发明了一种阻尼器，如贝特阻尼器；1968年，Salvi研究发明了4R型防振锤。现在输电线路中使用的防振金具已经越来越多，例如，PVC防振鞭、间隔棒、花边阻尼线等。
能量平衡法作为现今微风振动计算中最为成熟的算法，经过了深入而又广泛的研究。经验公式加实验拟合的方法是在输电线自阻尼功率、防振锤消耗的功率和风功率输入的机理均较为复杂情况下所采用的方法。
各国的许多学者几十年来做了大量的风洞实验和理论研究来测得风输入给输电线的能量，最终给出了实验曲线，这种曲线是能表征风能怎样随振幅变化的。能量平衡法由于诸多因素原因应用起来是不确定的，例如参数离散性，不同的研究者的差别是很大的，这种情况有可能使得实验曲线之间的吻合会有些不理想。然而在能量平衡法方面，各国的研究进度不一样，我国在这方面受到了诸多条件限制，例如在国际上发表公开文献方面，我国很少是有关于风功率输入曲线方面的，造成了这方面研究的制约条件，其中风洞条件的限制是一个重要原因。
在正常的电力系统运行中，架空输电线是存在自阻尼的，但有关它的自阻尼计算是非常少见的，理论研究也较少，大部分原因是因为它的形成非常之复杂。世界各国对自阻尼的研究主要都在实验的测量上，通过实验获得的数据研究分析导线的自阻尼，得出有价值的理论。国内学者提出了用数学方法来计算输电线的振动阻尼，根据基本的索振动微分方程得到了计算公式。测算导线振动阻尼的方法很多，国内外均提出了许多行之有效的方法，其中数学分析方法是一种精度很高的方法，它最先由外国学者提出，他运用微积分原理，借鉴了索有关的知识，最终得到了振动阻尼的计算式。科学的发展是永不止步的，由Noiseux提出的公式在很多方面还不完善，例如它不适用于专门的钢芯铝绞线制成的导线，也不适用于在较窄的频率段中产生的随机振动，同时若是由全铝材料构成的导线也是不适用的，Lebfond和Hardy就从以上的基础上完善了前人的计算公式。
解析方法与非解析法是求解体系动力响应的重要方法，动力学方法在广义上包含的范围是很广的，它的研究范围同样也涉及了动力体系的方方面面。在架空输电线路的动力研究中，方法很多，例如振型叠加法和有限差分法就是应用非常广泛的两种动力学研究方法。在输电线路中做动力学研究时，得到的仅仅是有关输电线和防振金具之间的动力方程，它是直接求解动力方程获得微风振动响应的法。
输电线路中的导线受到外部激励后会产生不同程度的响应，Claren，N和Diana，G利用了振型叠加法对这种响应进行了计算，并且在公开刊物上，得到国内外学者认可。论文中将输电导线简化成了两端铰支的张紧弦，通过张拉的很紧的弦来模拟输电导线，并且认为弦是两端铰接的，鉴于此，为了得到导线振动的解析解，论文中借助了张紧弦的横向振动理论。论文观点以及选取模型的正确性是要通过实验验证的，在进行了众多实验验证的基础上，Claren，N将实验结果进行汇总，并且同振型叠加法所获得的解析解进行了研究对比，最终发现误差是非常小的，可信度高，理论和模型都是非常正确的。以上的研究为微风振动现象的研究发展迈出了重要一步，通过计算得到了关于导线振幅的解析表达式，但是鉴于微风振动计算的复杂性，以上的研究结果仍然欠缺一些理论知识。例如在输入激励力的问题上，发表文章中为了实验方便而没有做到精确模拟激励力。再者导线本身是半柔半刚的，用拉紧的张弦来模拟会舍去导线本身具有的抗弯刚度，会对结果的精确性产生很大影响。
综合前面的研究，方法很多，但是思路一样，都是将原本的微风振动研究通过子系统分解来研究，例如分解为导线系统和激励系统，将两者分开考虑，最后综合起来研究。风的作用是联系两者的纽带，于是便通过了功率的输入和输出将两个子系统耦合，综合评价研究。这样以来，对微风振动的研究就优点多多了，首先是对整个振动的分析较简便，并且整个过程的计算量大大减小。同样，这种方法也是有缺点的，它的计算对风洞实验要求较多，风洞实验获取的实验数据是它的基础。
前面已经将其他的研究方法做了逐一介绍，唯独尾流振子模型算法没有介绍，和其它方法一样，它也是一种较好的涡激振动研究方法。本方法对以往其他方法没有涉及的尾流振荡作用做了深入分析研究，运用了数学和力学相结合的方法来研究，通过列方程，联系不同物质之间的参数，将流固耦合的现象充分的体现了出来。对尾流振子模型的研究，国内外学者都高度重视，其中升力系数的控制曾一度成为研究难点，HarDen和currie于1970年在充分利用了Van De Pol方程的基础上求得了振子模型在数学上的表达公式，可以和结构的振动方程进行联立求解。
通过以上的研究发现，每一种方法都有各自的优点和缺点，例如动力学方法的计算结果精度更高，而且概念也更加明确。在一定程度上，动力学方法的适用范围是更广的，计算结果也是更精确的，值得更深一步的研究。尤其是在综合考虑流一固耦合基础上，CFD方法结合有限差分法，可以考虑风与输电线一防振锤体系的相互作用，同时考虑输电线和防振锤动力效应的耦合振动，前提是在不大幅增加计算量的条件下。
半个世纪以来，微风振动的研究方法在推陈出新的同时也有着一套固定的方法，例如被各国学者普遍认可的能量平衡法。这种方法延续了自然界的能量守恒定律，通过能量平衡的研究方法来进行问题的更深一步分析，将风输入的能量看成是能量输入的源泉，将导线系统消耗的能量看成是能量耗散的集中地，通过两者之间的平衡关系使得导线系统在微风振动作用下始终处于一种稳定状态。如果要保证输电线路的安全运行，当导线在振动稳定后，导线上各点（包括悬挂点在内）的动弯应变必须要合理控制，达到安全范围中。1969年时RodolfoClaren，Member，IEEE和G.Diana对架空导线在风振作用下的动力响应利用了数学知识进行了分析研究，把微风振动现象在导线上产生的各种影响都进行了计算分析，对输电线路微风振动理论的完善起到了重要的推动作用，是导线微风振动史上不可磨灭的一件事，为后续的研究工作开展起到了积极意义。以前的学者大都取一个档距内的微风振动现象为研究对象，并没有考虑到相邻跨对要研究的输电线路微风振动的影响，在借助了模态分析的结果后，simpson，A和sembi，P.S.对这种相邻跨的影响问题进行了深入研究，取得了显著效果；架空线路发生微风振动时，稳定后导线的振幅大小应该徘徊在一个固定的数值附近，鉴于此，Roughan，J.C.（1983）对这个问题开展了细致而全面的研究，并取得了一定的研究成果；对于风输入给导线的能量大小，国际上一直没有一个定论，Kraus，Michal（1991）就针对此现象将风输入能量进行了测量，将自测结果与风洞实验结果比较分析，验证了风能输入曲线，通过研究分析后得到了许多有价值的结论。微风振动现象的频繁发生受到的外界因素无非就是天气因素，然而导线本身的因素是否会起到什么作用不得而知，鉴于此，Heics，R.c.（1994）设计了实际线路实验，将线路同等比例在试验中运行应用，通过改变导线自身的张力大小，改变导线的自阻尼情况，改变导线风攻角情况来观察微风振动振幅的变化情况，判断其影响大小；Schmidt，J.T.（1997）通过试验测量分析了阻尼器在微风振动中的能量消耗特性；由于超、特高压电网建设的不断加快，大跨越输电线路成为了一种趋势，对于这方面Rawlins，C.B.（2000）对大跨越导线的各种激励响应进行了比较分析，最终得出了结论，由大跨越线路产生的大跨越效应将会使得跨端的阻尼需求减少很多；stockbridge型防振锤是现在输电线路上应用较多的一款防振锤，外国学者Diana.G（2003）等人对它进行了理论和实验研究，主要测算了它在线路上的布置情况和受力性能好坏。得出了有价值的研究结论，为其以后在输电线路上的应用打下了坚实的基础，能够为后续的研究起到指导和借鉴的作用；Leskinen T.（2003）对输电导线的使用寿命则利用了能量平衡法以及室内试验同时进行的方法做了分析研究；sinha， Hagedorn P（2007）计算和研究了输电导线连接点处于微风振动情况下的动弯应力；M.L.Lu（2007）等人用基于强迫振动和阻抗转换的方法对防振锤一输电线耦合体系振动进行了详细求解。
对导线的微风振动现象进行研究，有些参数是必须通过试验测量获得的，这些参数在研究中起到了决定性作用，例如防振锤消耗的功率，输电线本身的自阻尼功率以及风输入功率[37]。对于防振锤一输电线系统，在用数值方法求解时会用到，在用能量平衡原理求解时更能用到。
在防振金具的使用过程中，世界各国却不尽相同，日本在架空输电线路防振方面一直做的很好，在输电线路上经常采用有效的防振金具，多采用组合减振的方式来得到减振效果，其中最常见的是防振锤和阻尼线相结合使用来减振的方法，防振锤主要起到了辅助作用，阻尼线则起到了主要作用；欧美各国在输电线路防振方面则多采用防振锤来进行。
国外在微风振动领域的研究都比较快，然而我国却因为起步较晚使得现在处于劣势状态，我国在这方面的研究已有40年之久，也取得了长足的进步。对微风振动现象的研究早在1977年我国就开始了，长江流域规划办公室工作人员研究出了怎样充分利用减振器的方法，并且对消振器进行结构改进和参数优化，取得了良好效果，这是建立在微风振动时对硬母线进行了户外实测研究和试验基础之上的；李盛钦根据自身的研究发现，防振锤安装距离是存在很大研究价值的，同时对导线的振动半波长开展了较为详细的研究；何晓雄（1995，2000）主要提出了计算振幅比平方和的方法，这是确定架空线防振金具安装位置的一种有效的新方法；华北电力大学的王藏柱（2002）等借助现有能量平衡原理，对架空输电线微风振动响应采用了传递矩阵法进行了计算；谢昌举通过实验分析对大跨越输电线路进行了分析，例如对某大跨越线路的减振振设计采取了现场测量及试验研究；王旭锋（2005）研究了OPGW的防振问题；王洪采取了真型实验的方法开展了研究，对大跨越架空线路进行了微风振动防振效果的时效分析，用来指导以后的大跨越微风振动防振措施的维护和设计。叶吉余，朱斌也介绍了防振锤、输电线的抗疲劳问题，但是研究不够深入。相比输电线路的涡激振动疲劳而言，斜拉桥拉索和海洋管道的涡激疲劳问题研究的较多，作为一个非常相近的领域，在此也做一介绍。郭海燕在考虑了管外海洋环境荷载的情况下，同时将管内流动流体共同作用考虑在内，开始建立了有关海洋立管的涡激振动微分方程，然后用Hermit插值函数离散了立管微分方程，并通过利用Miner理论分析研究了立管的疲劳寿命，通过实例计算和编程，分析了管内流速对疲劳寿命和涡激响应幅值的影响。通过结果表明了，立管涡激振动响应由于立管的固有频率因管内流体流速变化而接近漩涡脱落频率时增大，疲劳寿命将会随之显著减少。卢伟对疲劳寿命服从威布尔分布做了假定，并充分考虑了平均拉应力的影响，相应的斜拉索疲劳可靠度公式经过了一定的修正得到。王一飞，杨美良，党志杰，方开翔也对海洋管道和斜拉索的涡激疲劳问题进行了深入研究。
目前国内外输电线路微风振动的计算方法主要有两大类：能量平衡法和动力学方法。相比动力学方法，能量平衡法的应用更加普遍，更贴近实际。能量平衡法是运用能量平衡准则，利用了风输入给导线的能量与防振器-输电线系统消耗能量相等的原则来计算导线振动稳定时的振幅。动力学方法则是直接建立输电线-防振器的系统方程，模拟了微风振动，利用动力方程求解得到系统响应。能量平衡法概念简单，关系明确，能准确计算出微风振动稳定振幅；动力学方法计算结果可靠，理论架构清晰。
2 工程减振研究现状
随着科学技术的进步，人民生活水平的提高，减振技术已经越来越受到大家的重视。工程中的振动通常会危及结构安全，影响结构的正常使用寿命，精密设备不能正常使用，给人们的正常生产和生活造成不便。近年来，国内外对减振方面展开了大量的研究，学者们发表了多篇学术论文，取得了多项成就，给减振技术的提高带来了巨大的推动作用。已取得的成果中包括了非线性减振系统的冲击响应、在设计减振装置上随机振动理论的应用、弹性振动系统和多自由度振动系统减振装置的计算方法、主动控制减振系统的分析和计算方法等，大大丰富了早期的减振理论。
德国邮船上在1902年装的Frahm防摇水箱是在工程中应用最早的动力调谐吸振器，但是只有在激振频率稳定不变的情况它才适合。通过研究表明，假如要使得动力消振器的振幅不过大，它的弹簧刚度系数k则不能过小，而且动力吸振器的质量必须要足够大。Snowdon把质量为m的动力消振器平均分解为三个质量1/3m的动力消振器，并且它们的固有频率比分别为0.96，1.0和1.04。经过数值计算表明，增加吸振器的数目，可以一定程度上扩展它的频带。Roberson研究了动力吸振器弹簧在非线性特性方面对减振效果的影响，发现了运用线弹簧构成的动力吸振器的减振频带要比软弹簧构成的动力吸振器的窄一些。1952年，Young. D解出了有关悬臂直梁动力消振的问题。
橡胶减震最先于国外提出，并逐渐发展起来，现今已形成了一套完整的研究体系。各种各类的橡胶减震器能够大批量生产的国家有前苏联、美国、英国、德国、法国和日本等，特别是日本。日本于1937以后为了将发动机架安装在螺旋桨飞机上，开始了大批量生产防振橡胶。并且在1953年开始在制造飞机仪表盘上引入防振橡胶技术。日本在1960年的橡胶减震器消耗量已经达到了609吨，在1969年消耗的橡胶量已经超过了万吨，9年内共增长了17倍。在这以前这种防振橡胶国外早已在外飞机上采用了，随国外发动机和飞机的进口，开始逐步在日本应用，然后又经由其国内制造。早在第二次世界大战前夕，德国就把舰船的动力设备上的减震器用天然橡胶制成了，并通过实战获得了卓越成效，同时弹性轴承的研究在20世纪60年代也开展了起来。防振橡胶技术是在第二次世界大战战争期间和以前逐步积累起来的，战后它便作为了民用工业应用于土木建筑，汽车铁路机车车辆以及各种机械工业之中。早期的如：1946年在卡车上的应用，1947年防振橡胶在公共汽车各个部位上的使用。1951年以后在铁轨机车车辆各个部件上的最早应用，尤其是在转向架上成功使用了防振橡胶。作为橡胶工业的一个方面，自从1955年小轿车在日本的生产走上正轨后，防振橡胶就牢固的建立起了自己的地位。
国外的橡胶减震器发展迅猛，主要的发展趋势是通过将减震与高阻尼这两种性能联合起来开发研究，获得一种新型的阻尼减震器，达到良好的减震耗能效果。再就是通过对现有减震器进行结构和材料方面多加改进，使得这种结构形式的减震器更适应于在实际工程中应用。
我国在橡胶减震方面的研究起步较晚，大批量的橡胶减震器于60年代才开始了生产和研制。由于我国现代化进程的加速，人民对生活水平的要求越来越高，使得橡胶减震器在国内的发展非常迅猛，国内在橡胶减震方面基本形成了一整套的研发生产体系，前景十分诱人。但是和国外的研究相比，我国在橡胶减震工业中的起步较晚，基础条件也比较差，检测手段与实验研究不很健全，没有进行过系统的研究和开发，开发速度也相对较慢，技术水平及应用规模与国外相比还有非常大的差距，与国外先进水平相比大约落后了10～15年。伴随着橡胶减振制品工程应用的日益广泛，我们必须尽快引进国外先进的技术手段，提高我国橡胶减振制品行业的竞争力。目前与之相关的减震材料在技术研究方面已取得了阶段性的成果，但是要将这些成果成功转换为产品，继而大规模的推向市场尚且需一定的时间。高分子材料已经成为继石头、钢铁之后高速铁路应用的第三大材料，并且伴随着高速列车向舒适化、高速化和安全化方向发展，并且将起到越来越重要的作用。目前来说，我国所生产的橡胶减震器除了XL系列高弹性联轴节和部分橡胶―金属减震器已实现标准化外，大多数的产品仍处于“非标准化”状态。为了满足整个社会发展的需要，应该在工艺技术、橡胶装备、结构和材料几个方面努力，继续加快我国橡胶减震器的发展步伐。伴随着环境保护法的实施和我国现代工业建设的高速发展，国民经济各部门对噪音和振动控制技术提出了越来越高的要求。为了满足社会快速发展的需要，应该着重加速我国橡胶减震器发展的步伐，并且力争在大约10年左右的时间全面达到国外的技术水平甚至超过。
我国应努力做到：（1）新型橡胶减震器及新型减震阻尼材料的研发；（2）橡胶减震器产量提高与工艺装备的优化；（3）引进减震技术，加快技术改革速度；（4）加速橡胶减震器产品标准化、系列化的进程。橡胶材料在减震应用方面的发展，可以通过实践经验的累积以及理论知识的不断完善而得到实现。而各学科及适用范围的不断渗透，必将创造出更多的应用空间和机会。
在国内有很多人都在从事减振方面的研究，并且取得了多项研究成果，其中大部分主要集中在减振结构参数的优化和新型减振装置的研制。李春祥等研究了在结构受地震作用下的TMD参数设计迭代，并对地震作用设为随机荷载和单位简谐荷载两种情况加以考虑，并且得到了TMD参数的实用设计表格。林莉等学者分析研究了机械阻尼振动被阻尼吸振器吸收的情况，并且对频率特性进行了试验和分析，主要的优化目标是以主质量对基座作用力最小，提出了使减振频带能够尽可能多的并且包含激励频谱的参数选择原则。近几年来，高挠度建筑结构的迅速发展，很多摩天大楼都已经采用了动力吸振器，这就在一定程度上推动了多自由度系统和弹性系统动力消振理论的发展。
目前国内外学者都对减振技术进行了多方面深层次的研究，设计了多项减振装置，研究发现了许多减振方法，发表了多篇高水平的论文。经过几代人不懈努力，减振方面的研究发现已经成功应用于多项实际工程中，这将作为一种激励推动后续减振事业的发展。
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篇13
引言
汽车缓冲限位块是减振系统中非常关键的零件之一.在国产中高档轿车和商务车中，缓冲限位块通常与弹簧组合使用.当车辆遇到恶劣路面时，弹簧先产生一定的形变，随后缓冲限位块开始吸收冲击能产生形变，满足司乘人员乘坐的舒适性要求和轿车行驶的平稳性要求；同时，减振器和汽车底盘也得到充分保护，能够有效提高减振器的使用寿命[15].缓冲限位块在减振系统中的结构示意见图1.
采用聚氨酯材料制作的缓冲限位块相比于单纯的弹簧系统或橡胶缓冲块，主要有以下优点[6]：（1）良好的压缩性和变形能力；（2）非常优秀的耐动态疲劳性能；（3）良好的化学稳定性，如耐低温、耐老化和耐磨性等；（4）质量更小.
我国涉足聚氨酯缓冲限位块的时间较晚，目前产品开发存在的问题主要体现在2方面：（1）工艺技术不成熟，表面易起泡，影响外观质量和使用寿命；（2）机械性能难以满足要求，试验容易产生开裂破坏.
本文以某款新开发的聚氨酯缓冲限位块为研究对象，在材料满足机械性能要求的前提下，采用结构有限元法[7]，在Abaqus 6.10中通过对限位块静强度计算结果的解读，分析产品疲劳试验开裂的原因，提出优化改良方案，并对优化后的产品进行静强度计算，最终获得满足要求的缓冲限位块结构.
图 1缓冲限位块结构
1原始结构分析
本文研究的缓冲限位块在样品试制阶段进行疲劳试验.试验方案是将限位块放在试验平台上，由金属压头将限位块压缩36 mm.根据减振系统设计要求，缓冲限位块要满足20万次的疲劳寿命而不发生开裂；但在样件试验过程中，产品压缩12万次后发生开裂，见图2.
图 2缓冲限位块样件疲劳开裂
本文参考试验内容建立缓冲限位块结构分析有限元模型，通过对应力分布的分析，查找疲劳破坏的原因.
1.1有限元模型建立
有限元模型的建立和分析在软件Abaqus 6.10中进行.根据缓冲限位块结构特征，取1/2对称模型，采用C3D8R单元划分网格，单元数量为172 134个，网格模型见图3.
根据样件试验条件，建立约束条件和载荷（见图4）.
（1）在对称面上施加对称约束.
（2）建立刚性面模拟试验底座，刚性参考面参考点为全约束.
图 3缓冲限位块有限元网格模型
图 4有限元模型边界条件
（3）建立刚性面模拟试验压头，刚性面参考点约束除U3之外的自由度.
（4）在刚性面与缓冲限位块的接触面以及缓冲限位块上可能发生自接触的各表面，设置接触关系.
（5）根据试验要求，压头刚性面参考点施加向下的轴向位移36 mm.
1.2应力结果分析
试验中样件发生断裂破坏，根据材料力学强度理论，在有限元分析中选取结构的拉应力值进行判断.提取减振器受载后的位移拉应力曲线，见图5.已知该聚氨酯材料的断裂强度（即拉伸极限）为50 MPa.由图5可知，当加载位移为25 mm时产品拉应力超过拉伸极限，说明此时产品局部位置已经开始发生断裂.
图 5位移拉应力曲线
缓冲限位块受载25 mm时的拉应力分布见图6可知，缓冲限位块中超过拉伸极限的位置分布在内部上端凹槽处，亦即此处可能先发生微小尺寸断裂.
图 6缓冲限位块拉应力分布
缓冲限位块为圆周回转结构，加载方向为沿回转轴向，受载时缓冲限位块结构沿轴向压缩的同时沿周向扩张，产品周向产生相对较大的张力；在周向凹槽、孔和圆角位置会出现应力集中，产生较大的应力，并导致在应力集中位置发生初始破坏.该缓冲限位块内部上端的凹槽即属于此类情况，当加载位移达到25 mm时，凹槽位置的拉应力超过50 MPa，开始出现微裂纹.随着产品不断承受疲劳载荷，微裂纹随之扩展，扩展达到一定程度时微裂纹引起大范围的断裂破坏，呈现如图2所示的破坏状态.
由图6可知，除上文提到的凹槽外，缓冲限位块顶部的受载平面位置、外圆周的2个凹槽位置以及底部平面位置，在受载过程中所产生的拉应力相对较大，由此可推测当缓冲限位块受载位移达到35～40 mm时，以上位置皆可能出现微裂纹，且会随着疲劳载荷的施加而不断扩展，导致产品局部破坏，直至失效.
缓冲限位块压缩26 mm的变形云图见图7，可知，缓冲限位块沿轴向的位移是均匀变化的，即产品沿轴向的应变是均匀变化的（应力集中位置除外），在产品工作过程中能够平稳地实现减振的目的，因此，轴向结构不需要优化.
图 7缓冲限位块压缩26 mm的变形云图
经原模型计算分析可见，缓冲限位块的周向形面结构需要优化.
2结构优化分析
由于缓冲限位块内部上端凹槽为非功能结构，为满足机械性能，可以将其优化去除.另外，由于该产品由聚氨酯材料制作，在发泡过程中容易在尖角位置产生气孔等不良缺陷，因此在结构优化时将关键位置的尖角结构改为圆角.优化前后的结构对比见图8.
（a）优化前（b）优化后图 8缓冲限位块优化前后结构对比
优化后结构具有轴对称特征，采用轴对称有限元建模方法，可以大幅降低计算量，有利于优化分析研究.
缓冲限位块受载36 mm时的拉应力分布云图见图9，从左到右依次为：全局拉应力、面外（周向）拉应力和面内拉应力.显然，优化后缓冲限位块结构表面的拉应力主要分布在内侧的①②区域和外侧的③区域，以圆周方向拉应力为主；纵截面内部拉应力相对较小，且分布较均匀.此结果再次表明，原始结构中在①区域设置凹槽结构必然会引起较大的应力集中，是不合理的结构设计.图 9缓冲限位块受载36 mm时的拉应力分布云图
对优化后的结构重新进行分析，提取位移拉应力曲线，见图10.
图 10优化模型位移拉应力曲线
由图10可知，在加载36 mm时，缓冲限位块拉应力为36.45 MPa，尚未达到拉伸极限，亦即产品不会发生断裂破坏，优化模型符合设计要求.
3结论
（1）缓冲限位块原模型受载25 mm时，在内部上端凹槽处出现应力集中，拉应力超过拉伸极限50 MPa，开始出现微裂纹，且随着交变载荷的施加开始扩展，最终导致产品开裂失效.
（2）优化模型去除引起应力集中的凹槽，受载36 mm时，产品拉伸应力未超过拉伸极限，该优化结构满足设计要求，且优化去除的凹槽属于非功能结构，因此优化方案可行.
（3）在产品试制过程中，运用仿真和优化的方法明确缓冲限位块试验开裂的原因，并提出优化改良方案，加快产品研发速度.参考文献：
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