磁流變彈性體扣件彈性墊板制備及彈性可調性能研究

崔樹坤 ，王亞洲 ，周堯，劉長溪，張鵬瑤

(1.中國鐵道科學研究院集團有限公司 鐵道建筑研究所，北京 100081；2.北京鐵科首鋼軌道技術股份有限公司 研發中心，北京 102206；3.高速鐵路軌道技術國家重點實驗室，北京 100081)

磁流變彈性體(MRE)是一種新型的功能材料，一般由軟磁性顆粒與聚合物彈性體復合制備而成，其重要特性是力學性能參數可通過外加磁場實時、可逆、迅速控制[1-2]。其彈性模量可以通過外置電磁體精確調節，控制響應時間僅為幾毫秒。在振動控制領域，一些傳統器件都可采用磁流變彈性體進行替代以提高其減振性能。例如，將磁流變彈性體應用于彈性軸承，制成可變剛度的火車軸箱定位節點，可對不同線路狀態提供相應的減振降噪效果[3]。又如將磁流變彈性體用于軌道車輛車體吸振器，可使其滿足車輛在不同工況下的減振需求，對車體寬頻振動適應性強[4-5]。對于無砟軌道結構，扣件及其彈性墊板作為軌道彈性的主要來源，是軌道減振降噪的關鍵部件，其材料及結構屬性影響了鋼軌在大部分頻域范圍內的振動響應[6-8]，尤其是扣件彈性墊板的剛度特性對車輛-軌道耦合動力作用、軌道結構荷載分布特征、鐵路系統振動噪聲控制等關鍵問題均會產生較大影響[9-10]。但是，既有的扣件彈性墊板均采用單一剛度的布置方式，亟需一種剛度特征可調的扣件彈性墊板，從而根據線路區段的運行條件對不同墊板剛度的適應性進行評估。因此，可用磁流變彈性體材料代替傳統橡膠材料制作彈性墊板，以期實現軌道墊板的剛度阻尼的實時調整。然而，一般磁流變彈性采用硅橡膠作為彈性基體材料，雖然可以得到很高的磁流變效應，但其機械強度及疲勞性能無法滿足軌道墊板的實際使用需求[2,11]?；谲壍缐|板使用特點，本文采用天然橡膠與順丁橡膠作為橡膠基體，研制一種磁流變彈性體材料，并根據材料力學特性設計制造了磁流變彈性墊板。將磁流變彈性體材料與軌道墊板應用相結合，可以實現軌道墊板剛度的實時調整，并輔助提出適配于不同線路區段的合理墊板剛度取值。

1 原材料與制備方法

1.1 原材料

磁流變彈性體材料及磁流變彈性體軌道墊板制備所用材料主要由橡膠基體、磁性粉末、無機添加劑、有機助劑和硫化劑。其中，橡膠基體為天然橡膠(RSS3#)及順丁橡膠(BR9000)；無機添加劑包括炭黑(N550)、氧化鋅及硬脂酸；有機助劑包括防老劑(RD)、流動助劑(KL608)及防焦劑(CTP)；硫化劑包括促進劑(CZ)、促進劑(DTDM)、促進劑(TMTD)及硫磺；磁性粉末為羰基鐵粉。以重量比計，羰基鐵粉含量占磁流變彈性體材料總重的50%。

羰基鐵粉原料的尺寸差異會影響其在基體中的分布，從而影響其磁流變效應。目前磁流變彈性體的制備領域廣泛選用德國BASF 公司生產羰基鐵粉作為制備磁流變彈性體的磁性粉末。為優化磁流變彈性體材料制備配方，基于羰基鐵粉的顆粒與性能，試驗選用BASF公司生產的牌號為CN，CD，SM 和SQ 的羰基鐵粉制備磁流變彈性體，分別記為MRE-CN，MRE-CD，MRE-SQ 與MRESM。不同牌號羰基鐵粉的規格如表1所示。

表1 不同牌號羰基鐵粉的規格Table 1 Properties of different carbonyl iron powder

1.2 樣品制備方法

磁流變彈性體以天然橡膠及順丁橡膠作為基體材料，其制備方法與傳統天然橡膠制造工藝基本一致，整個制備流程可分為密煉、混煉及硫化。其中，天然橡膠在加工前需要塑煉，降低其相對分子質量。磁流變彈性體材料及墊板制備具體流程如下。

1) 密煉：先將天然橡膠塑煉膠和順丁橡膠投入到密煉機中，密煉60 s；然后依次加入氧化鋅、硬脂酸、防老劑、流動助劑、炭黑和羰基鐵粉，進行一段混煉，排膠溫度105 ℃。

2) 混煉：將一段混煉膠、硫磺、促進劑、防焦劑在開煉機上進行二段混煉，左右割膠各3 次，打3個三角包，再打6個膠卷，下片，停放8 h。

3) 硫化：將混煉膠放入模具中，在平板硫化機上進行硫化，硫化溫度為160 ℃，硫化時間12 min，壓力為12 MPa。

2 磁流變彈性體磁致力學性能研究

2.1 動態特性測試

采用美國TA 公司Q800 型動態力學分析儀(DMA)并設計了磁場發生裝置以測試磁流變彈性體試樣在壓縮模式下的動態力學性能，如圖1 所示。該測試裝置主要由導磁框架、端蓋、線圈、中軸、上軸組成。其中，端蓋與框架通過螺栓連接，中軸與框架通過焊接連接，上軸為貫穿于端蓋中心孔的活動軸，承受測試載荷。線圈采用自粘式無骨架線圈方便更換與裝卸?？紤]到漏磁，與動態力學測試儀所連接處均采用鋁合金材料。通過調節線圈電流改變施加在樣品上的磁場大小，并測量磁流變彈性體的磁流變特性。測試樣品裁剪為直徑9 mm 高2 mm 圓柱，測試溫度為室溫，靜態載荷為2 N，動態振蕩幅值為2 μm應變，頻率為1～200 Hz，電流加載為0～2 A，每0.2 A 采集一次。記錄樣品的儲能模量E1，損耗模量E2，與損耗因子η。

2.2 動態特性測試結果

動態力學分析儀是用來測試材料或者測試裝置在循環應力的作用下的力學性能，當理想線黏彈性材料受到正弦波應力作用時，應力響應介于理想彈性固體與理想黏性液體之間，應力應變的相位差介于0～π/2 之間，其應力應變加載頻率關系為：

式中：ε0為應變幅值；ω為圓頻率；σ0為應力幅值。其中，引入儲能模量E1=σ0/ε0cos(δ)，耗能模量E2=σ0/ε0cos(δ)及損耗因子，用于描述材料黏彈特性，即[8]：

圖2為的磁流變彈性體樣品的儲能模量對應不同振蕩頻率及外加磁場強度的變化曲線，其中振蕩頻率從1 Hz加載到200 Hz，外加磁場從0 T加載至1.8 T。從圖中可以看出，外加磁場為0 T時，所得的天然橡膠基磁流變彈性體材料的儲能模量隨著加載頻率的增大而增大，并在0～10 Hz 以內變化率較高，之后仍呈增大趨勢，但增速放緩。此外，樣品的儲能模量曲線在130 Hz 左右出現了陡降，這是橡膠基材料共有的內耗峰，在此頻域范圍內，橡膠材料分子運動將不能完全跟上外應力的變化，將外力做功部分轉變為熱能。

MRE-CN，MRE-CD，MRE-SQ 與MRE-SM 樣品都有比較明顯的磁流變效應，即隨著外加磁場的增加，其儲能模量也相應增加。根據磁流變彈性體樣品的動態力學性能曲線可以計算出不同磁感應強度下的磁流變效率：

式中：estorage與elosstangent分別為儲能模量與損耗系數的磁流變效率；G與G0分別為樣品在有外加磁場和無外加磁場下的儲能模量；tanθ′與tanθ分別為樣品在有外加磁場和無外加磁場下的損耗系數。如圖3所示，在不同的磁感應強度下，磁流變彈性體的儲能模量隨著外加磁場的增高而增大，而損耗系數隨著外加磁場的增高而降低。值得注意的是，當外加磁感應強度大于0.8 T 后，儲能模量及損耗系數的變化量逐漸變小。直到外加磁感應強度大于1 T 后，其儲能模量及損耗系數幾乎不變。這是由于磁流變彈性體內部羰基鐵粉作為一種磁性顆粒被外加磁場磁化后，產生了一定的相互作用力，引起樣品的模量增大，而隨著外加磁場的強度增大，所產生的相互作用力越大，引起的模量增大。但是，隨著磁場的進一步增高，其內部磁性顆粒達到飽和狀態，磁性顆粒之間的相互作用就不再隨磁感應強度增加，樣品的模量增加趨勢逐漸減緩直至不再變化。

圖3 磁流變彈性體試樣在25Hz振蕩載荷下的磁流變效率與磁感應強度的相關性曲線Fig.3 Magnetorheological efficiency of MRE specimens under different magnetic flux density at 25 Hz oscillating load

在25 Hz 振蕩載荷下，MRE-CN，MRE-CD，MRE-SQ 與MRE-SM 樣品的儲能模量的最大磁流變效率分別為48%，69%，55%及31%，其損耗系數最大磁流變效率分別為46%，59%，54%與8%。結果表明，羰基鐵粉的粒徑對磁流變效應有顯著的影響。粒徑較小或較大時，磁流變彈性體的磁流變效應比較小。采用粒徑D50值為5 μm 的CD 牌號的羰基鐵粉時，其磁流變效率最大。因此，磁流變彈性墊板采用CD 牌號的羰基鐵粉作為磁性填充顆粒，以提高墊板剛度可調性能。

3 磁流變彈性墊板剛度可調性能

3.1 墊板結構選型

磁流變彈性墊板結構選型采用雙層的半球狀凸點式結構，如圖4 所示。半球直徑為10 mm，相鄰半球的中心距為11.8 mm，每列之間呈錯列式排布。中間層厚度為3 mm，兩側的半球狀凸點相對于中間層對稱布置，墊板總厚度為13 mm。采用該結構可實現半球狀凸點受壓狀態下的側向自由形變，減少尺寸效應對磁流變彈性體材料磁化狀態造成的影響。

圖4 磁流變彈性體彈性墊板結構圖Fig.4 Structures of magnetorheological elastomer rail pad

3.2 磁控測試工裝

考慮到磁流變彈性調節需要在存在外加磁場的情況下進行，設計了用于墊板剛度性能測試的磁控工裝，如圖5所示。采用有限元分析方法計算磁控工裝產生的磁感應強度和磁場分布情況。仿真分析中將磁控工裝分為導磁骨架、蓋板、磁流變彈性墊板、空氣和線圈共5個組件，其中導磁骨架、蓋板材料為10 號低碳鋼，采用solid96 單元模擬。磁流變彈性墊板的相對磁導率為3，空氣的相對磁導率為1，包裹在磁控工裝周圍，用于計算漏磁情況。跑道型線圈電流源由RACE宏定義，線圈參數如表2所示。

圖5 磁流變彈性墊板測試Fig.5 Test of magnetorheological elastomer railway pad

表2 磁控工裝參數Table 2 Magnetic control element parameters

線圈電流為5 A 時，磁控工裝的磁感應強度矢量圖與彈性墊板區域磁感應強度分布圖如圖6 所示，彈性墊板及空氣處磁感應強度見表3。根據仿真結果可知，空氣層中有輕微漏磁現象，但磁感應強度僅為彈性墊板處的0.27%～1.45%，該磁控工裝設計較為合理。處于磁極區域的彈性墊板磁感應強度分布均勻，僅在邊緣處稍高，磁感應強度最大值約為平均值的1.65 倍。隨著線圈電流由1 A 增長到5 A，彈性墊板處磁感應強度平均值由0.11 T 增大至0.53 T，可通過增大電流實現增強磁場的目的。

圖6 測試工裝磁場數值模擬Fig.6 Magnetic field simulation of the test equipment

表3 墊板位置磁場參數Table 3 Magnetic control element parameters

3.3 墊板靜剛度性能研究

墊板靜剛度測試方法參考TB/T 3395.1―2015《高速鐵路扣件 第1 部分：通用技術條件》規定的試驗方法進行，即以60 kN/min±10 kN/min 的速度由0 kN至80 kN連續加載3次，每次卸載至0 kN時停留1 min，以最后一次加載結果曲線上取割線剛度作為墊板的靜剛度[12]。測試時將磁流變彈性墊板與磁控工裝組合，分別測試線圈電流為0，1，2，3，4 和5 A 時的墊板靜剛度，加載過程中的荷載-位移曲線如圖7 所示。由圖7 可知，隨著施加磁感應強度的增大，同等荷載下墊板發生的垂向變形減小，墊板靜剛度隨之增大。

此外，由于橡膠材料超彈性本構特征的影響，墊板在受壓過程中表現出了顯著的非線性，因此割線剛度取值的荷載范圍對墊板靜剛度同樣有較大的影響。TB/T 3395.1―2015《高速鐵路扣件 第1 部分：通用技術條件》中規定的高鐵扣件彈性墊板靜剛度取值荷載范圍為20～70 kN，制定依據主要參考TJ-CL342―2014《中國標準動車組暫行技術條件》中要求的動車組最大軸重不超過17 t。由于列車型號眾多，如CRH2，CRH380 和CR400 等動車組和A 型、B 型和C 型等地鐵列車，列車軸重也不盡相同，故彈性墊板靜剛度取值荷載范圍需同步調整[13-14]。不同磁感應強度、不同荷載范圍條件下磁流變彈性墊板的靜剛度如表4和圖8所示。

圖8 不同荷載范圍時墊板靜剛度隨磁感應強度變化曲線Fig.8 Static Stiffness of rail pad with magnetic flux density under different load range

表4 不同磁感應強度和荷載范圍時墊板靜剛度Table 4 Static stiffness of rail pad under different magnetic flux density and load range

由測試結果可知，磁流變彈性墊板靜剛度與磁感應強度均呈正相關關系。線圈電流為5 A 時，磁感應強度為0.53 T，相比無磁場條件，不同荷載范圍內的墊板靜剛度增幅均達到40%以上，磁場對磁流變彈性墊板靜剛度影響較為顯著。相比于磁感應強度較小時，磁感應強度高于0.2 T 后墊板靜剛度基本呈線性增長。

我國高速鐵路扣件系統中WJ7-B 型彈性墊板選用橡膠材料，其初始靜剛度為(25±5) kN/mm。根據現場抽測調研結果可知，服役5～6 a后WJ7-B型墊板靜剛度增幅約為40%[15]。因此，采用磁流變彈性體材料制作扣件彈性墊板可模擬現場服役5～6 a的墊板靜剛度特征，并實現靜剛度的實時調整。

3.4 墊板動剛度測試結果

由于高分子材料的變形滯后性，墊板動剛度測試與荷載區間有較大的相關性，針對不同荷載范圍內墊板動剛度需分別開展測試。動剛度測試以4 Hz 頻率加載動載荷，連續加載1 000 次，取后100次種任意連續10次加載結果中平均值作為墊板的動剛度。圖9 為荷載范圍20～70 kN 區間情況下，電流分別為0，1，2，3，4 和5 A 時動剛度測試的荷載-位移曲線，每條曲線在荷載為20 kN 時對位移做了歸零處理。由圖9可知，隨著施加磁感應強度的增大，同等荷載下墊板發生的垂向變形減小，墊板動剛度隨之增大。

不同磁感應強度、不同荷載范圍條件下磁流變彈性墊板的動剛度測試結果如表5 和圖10 所示。由測試結果可知，磁流變彈性墊板動剛度與磁感應強度同樣呈正相關關系。線圈電流為5 A 時，磁感應強度為0.53 T，相比無磁場條件，不同荷載范圍內的墊板靜剛度增幅均可達到50%左右，磁場對磁流變彈性墊板動剛度的影響高于靜剛度。相比于磁感應強度較小時，磁感應強度高于0.2 T 后墊板動剛度基本成線性增加。

圖10 不同荷載范圍時墊板動剛度隨磁感應強度變化曲線Fig.10 Dynamic stiffness of rail pad with magnetic flux density under different load range

表5 不同磁感應強度和荷載范圍時墊板動剛度Table 5 Dynamic stiffness of rail pad under different magnetic flux density and load range

WJ7-B型彈性墊板初始動剛度一般為40 kN/mm左右，根據現場抽測調研結果可知，服役6 a 后WJ7-B型墊板動剛度增幅約為50%，與靜剛度變化規律基本一致。因此，采用磁流變彈性體材料制作扣件彈性墊板可同時模擬現場服役5～6 a的墊板動剛度特征，并實現剛度的實時調整。

4 結論

1) 針對鐵路墊板的使用要求，探索一種天然橡膠基磁流變彈性體的制備方法與配方。在壓縮載荷條件下，所得樣品的儲能模量隨著外加磁場的增高而增大，而損耗系數隨外加磁場的增加而減少，具有明顯的磁流變效應。

2) 在配方重量比不變的情況下，研究了不同羰基鐵粉前驅體粒徑對制備的磁流變彈性體磁致力學性能的影響。羰基鐵粉粒徑不同時，磁流變彈性體磁致力學差異非常明顯，粒徑較大或較小時，磁流變效率較差。這可能是由于粒徑較小時，粒子間的磁力較小，而顆粒較大時，由于團聚導致在基體內分布的均勻性較差。當采用粒徑D50為5 μm 的羰基鐵粉時，其磁流變效率最大，可以達到69%。

3) 磁流變彈性墊板實現了剛度實時調整，其動、靜剛度隨著外加磁場的增大而增大，且在磁感應強度大于0.2 T 后成線性增長。在20～70 kN的載荷下，其靜剛度可從26.1 kN/mm 增加至36.6 kN/mm，增幅達到40%，而其動剛度從54.3 kN/mm增大至83.5 kN/mm，最大增幅達50%。

4) 根據彈性墊板現場的服役性能，WJ7-B 型墊板的初始靜動剛度分別為25 kN/mm與40 kN/mm，當持續服役5～6 a 后，其墊板剛度增大約50%左右。因此，本文設計的磁流變彈性墊板可用于模擬現場服役5～6 a的墊板剛度特征。