移動式混凝土振動臺結構及諧響應分析與應用

秦雪濤/QIN Xue-tao

（上海市建筑科學研究院科技發展有限公司，上海 201500）

振動臺是混凝土預制構件生產線的重要組成設備，其作用是排出澆筑后留存在混凝土內的空氣使其密實，并促進混凝土中的骨料均布以提高預制構件的機械性能。目前國內主要的預制構件生產線都采用振動臺固定模臺流轉的生產方式。這需要在預制構件澆筑完成后將模臺運移到特制振動臺上，待振動密實后再將預制構件連同模具一起移動到養護工位存放。這種生產方式比較適合形狀簡單的疊合樓板和內墻板等構建，只要有1 臺設備發生故障，就會影響整條產線的生產。而本文研究的是基于固定模臺的預制構件生產方式中的振動臺，振動臺沿著預設軌道移動到需要密實的模臺下方，將其托起后對模具中的混凝土進行密實振動。這種生產線具有工作效率高、對不同形狀復雜構件同線生產適應性好，流水線上單臺設備損壞對產線的影響小等優點。

1 振動模臺結構設計

為適應固定模臺式混凝土預制構件產線的生產需求，振動模臺需要能夠自主移動到每一個固定模臺下方，且與任意模臺都保持相同的相對位置。當移動到目標模臺下方時首先將自身固定，然后將模臺頂起并施加剛性連接以確保振動傳遞。針對不同混凝土預制構件施加相應的激振力。完成養護后，振動臺可再次將模臺頂升并翻轉一定角度，保證其順利脫模。該移動式振動臺在對混凝土構件振動密實工作時（圖1），振動臺會移動到模臺下方并通過定位機構將自身移動固定，再通過6 個均布的頂升機構頂起最上層的翻轉機架并通過該機架將模臺托起，托起后的模臺被翻轉機架兩端的夾緊機構鎖緊。此時模臺與振動臺之間屬于剛性連接，在振動臺進行振動作業時可有效保證振動能量傳遞。當振動臺進行預制構件脫模作業時，3 個翻轉機構會將翻轉機架旋轉60°以保障脫模順利。8 個振動電機對稱固定在翻轉機架與上方模臺接觸的鋼結構內部，確保振動能量傳遞損耗最低。該鋼結構與翻轉機架之間用橡膠塊隔開，大幅降低振動能量的損耗以及振動時對振動臺本身結構的損害。移動式混凝土振動臺主要組成如表1 所示。

圖1 移動式混凝土振動臺設備

表1 移動式混凝土振動臺設備組成

針對本文研究的混凝土振動臺設計專用模臺 長8 800mm，寬3 700mm，高336mm，由12mm 鋼板焊接而成，總重量約1.5t，混凝土構件重量約25t。選用的8 臺振動電機能夠通過調節電機軸的偏心距及轉速以達到控制激振頻率、激振力及其相位的目的，具體參數見表2。每一臺振動電機與下方翻轉機架之間采用2 塊橡膠墊隔振，物理性能見表3。翻轉機架由壁厚12mm、邊長160mm 的正方形空心管焊接而成。

表2 振動電機振動力及頻率調節范圍

表3 橡膠墊塊物理性能

2 混凝土振動密實關鍵參數選取

混凝土振動密實成型的關鍵參數主要包括：頻率、振幅以及振動時間，由振動頻率與振幅可以計算激振力。骨料振動頻率可根據法國學者雷爾密特提出的計算公式1 進行估算。

式中 f——振動頻率，Hz；

D——骨料平均直徑，mm。

根據坍落度的值可以將混凝土分為塑性混凝土、低流動性混凝土及干硬性混凝土。混凝土在不同坍落度時振幅值及振動時間應不相同。推薦振幅值見表4。

表4 常用混凝土振幅值

振動臺振動持續時間長度也影響最終構件強度。振動時間太短會造成混凝土密實不充分，振動時間太久則會造成混凝土分層，這些最終都會降低預制構件的強度。推薦的振動強度與振動時間見圖2。

圖2 混凝土振動時間

本文研制的振動臺所應用的生產線可以兼容生產多種類型的預制構件，如剪力墻、承重梁、承重柱等承重結構以及保溫墻、內隔墻、樓梯等非承重結構。涉及的混凝土骨料直徑及水灰比各不相同。因此對振動臺作有限元建模并分析計算，驗證其設計是否能夠覆蓋多種類型的混凝土配比并針對不同配比的混凝土選取最佳振動參數。

3 振動臺有限元分析模型建立

如上所述8 臺振動電機對稱布置在翻轉機架鋼結構上，為保證后續接觸設置正常，翻轉機架鋼結構使用實體單元建模如圖3 所示。每臺振動電機都固定在一個鋼結構內部（圖4）。該鋼結構上表面與模臺綁定接觸，而該鋼結構與翻轉機架之間安裝有2 件橡膠塊。定義橡膠材料的物理性能如表3 所示，定義翻轉機架及模臺材料為結構鋼。設置網格劃分方式為六面體主導的高階網格，網格尺寸20mm，得到如圖5 所示的網格。總計生成659 091 個節點，為后續計算結果的準確性建立良好基礎。設置翻轉機架與頂升機架6 個接觸面的邊界條件為固定。振動電機安裝鋼結構上表面與上方模臺接觸的下表面設置為綁定接觸。

圖3 振動臺翻轉機架有限元簡化模型

圖4 振動電機與振動臺連接結構

圖5 網格化后的振動臺及模臺模型

完成網格劃分后對模型施加工作載荷：模臺上方模具及混凝土預制構件的質量加載面積最大不超過模臺上表面面積的75%，在有限元加載時使用質量點來模擬模具及預制構件的重量并加載到模臺上表面中間分布于75%面積的節點上。振動電機質量及圓周方向轉動的振動力也按照實際情況以質量點施加在與模臺接觸的鋼結構節點上。施加載荷值見表5。

表5 載荷施加列表

圖6 激振力施加

4 有限元計算結果

4.1 模態計算結果

模態計算得到設備前十二階共振頻率，見表6。為避免設備在振動工作時8 臺振動電機疊加的激振力對設備產生不利影響，8 臺振動電機疊加的激振頻率應避開設備固有頻率范圍。

表6 前十二階模態計算結果 （單位：Hz）

4.2 8個電機同向位振動諧響應分析

8 個振動電機激振力恒定10kN，且保持同相位激振。激振頻率沿著常用骨料所需激振頻率自30～100Hz 逐漸遞增加載。加載情況見圖7。

圖7 振動電機同相位激振加載示意

計算后得到模臺振幅——頻率曲線圖8 以及翻轉機架的振幅－頻率曲線圖9。圖表顯示模臺在30Hz 頻率時達到最高振幅1.9mm，隨著頻率的逐漸增大，振幅逐漸降低。翻轉模臺在整個振動過程中振幅幾乎為零，可見激振力在向翻轉機架傳遞過程中幾乎都被減振橡膠墊塊吸收。圖10為設備在35Hz 激振力下振動工作時整機的振幅云圖，模臺振幅達到0.82mm 時，振動臺翻轉機架振幅幾乎為0。可見橡膠墊的隔振效果顯著。設備在第八階、第九階及第十二階共振頻率下產生共振，最大振幅4.5mm，位置在模臺邊緣并不足以對設備造成破壞。激振力在35.5～67.8Hz 范圍調節時振幅由0.7mm 向0.1mm 逐漸減低，振動幅度可以滿足多種坍落度混凝土密實需求，但需要注意的是調節過程中要避免設備達到固有頻率。

圖8 同相位激振力情況下模臺振幅-頻率曲線圖

圖9 同相位激振力情況下翻轉臺振幅--頻率曲線圖

圖10 8個振動電機同相位以35Hz激振時振動臺振幅云圖

4.3 激振力相位沿振動臺長度方向相差180°且轉向相同時諧響應分析

8 個振動電機激振力恒定10kN，激振力相位沿著振動臺長度方向相差180°，加載情況見圖12。激振頻率自30～100Hz 逐漸遞增加載。

圖11 振動電機激振力相位沿振動臺長度方向相差180°且轉向相同加載示意

計算后得到模臺振幅－頻率曲線（圖12）。該工況振幅變化區間較小，無法滿足不同坍落度混凝土密實需求。且在第八階和第十二階共振幅度激增，不利于設備使用壽命。

圖12 激振力沿振動臺長度方向差180°且轉向相同時模臺振幅-頻率曲線圖

4.4 激振力相位沿振動臺高度方向差180°且轉向相反時諧響應分析

8 個振動電機激振力恒定10kN，激振力相位沿著振動臺高度方向相差180°且轉向相反，加載情況見圖13。激振頻率自30～100Hz 逐漸遞增加載。

圖13 振動電機激振力相位沿振動臺高度方向相差180°且轉向相反加載示意

計算后得到模臺振幅－頻率曲線（圖14）。圖表顯示模臺在30～100Hz 頻率變化時振幅呈遞減趨勢，最大振幅僅0.4mm。變化范圍較窄且在56Hz 第九階共振頻率下產生嚴重破壞，振幅達38.69mm。

圖14 激振力相位沿振動臺高度方向差180°且轉向相反時模臺振幅-頻率曲線圖

4.5 多段頻率振動臺激振控制方法建立

根據上文選取的3 種最具代表性的激振力施加方式的計算結果，可知激振力同相位加載情況下設備振動頻率－振幅（圖9）變化范圍能夠滿足不同配比混凝土密實需求且振幅-頻率調節性較好。本文基于該激振方式建立一套可以適應多種混凝土配比的振動密實控制方法，該方法通過預先向振動臺控制軟件中輸入混凝土配比參數，軟件據此自動計算得振動臺振動頻率變化范圍及各主要頻率的振動時間，使混凝土達到最佳密實狀態。該方法控制下振動臺激振頻率會自低頻逐漸向高頻增加，根據骨料直徑、占比等參數的不同選擇不同頻率及激振時間進行分段振動，使混凝土各成分都達到均勻密實不分層，最后以高頻低幅振動結束，使泥漿充分流動到混凝土構件模具底層，提高構件表面密實度。表7 為該算法計算混凝土最佳振動頻率及時間的步驟。

表7 混凝土振動密實“頻率－時間”激振曲線選取算法

5 混凝土預制構件振動密實試驗與分析

為了對前文混凝土振動密實激振算法進行實際驗證，在振動臺設置中輸入表8 混凝土配比參數并進行振動密實試驗。振動臺控制軟件自動生成激振“頻率-時間”曲線如圖15。為驗證本文激振算法的效果，預制構件制作時在模具框架周邊焊接10 個邊長150mm 的立方體試塊模具，采用本文設計的振動頻率及50Hz 恒定振動頻率作為對照制作預制構件與試塊，相同配比不同振動方式的兩組混凝土試塊在養護28d 后進行抗壓強度試驗。試塊1～10 采用恒定力10kN 激振頻率50Hz 振動，試塊11～20 采用新算法得到的恒定力10kN 激振頻率如圖15 所示曲線進行激振。試塊抗壓強度試驗照片見圖16，試驗結果見表9，不同深度下密實度檢測曲線見圖17。

圖15 試驗混凝土激振頻率－時間曲線

圖16 振動臺振動密實現場

圖17 試塊密實度－深度曲線圖

表9 及圖17 試驗數據顯示使用多頻率激振方式，平均密實度提高6%，混凝土試塊平均抗壓強度提高4.1%，但是試驗數據顯示采用兩種激振方式密實的試塊抗壓強度最大值都能達到34MPa左右，平均抗壓強度的提高是由于兩組試塊抗壓強度最小值相差較大造成的。因此分析兩種激振方式下密實得到的試塊壓力試驗數據的離散性，結果顯示使用恒定頻率激振方式密實的試塊抗壓強度離散性較大方差達6.8，而采用多段頻率激振法密實的試塊抗壓強度離散性明顯較小方差為4.5。試驗顯示采用多段頻率激振法較恒定頻率激振法得到的混凝土試塊抗壓強度更高的主要原因是前者可以使混凝土試塊的密實度更平均更穩定。

表8 試驗用混凝土配比

表9 混凝土試塊立方體試驗結果

6 總結與展望

本文研制了一種全新的混凝土密實振動臺，該振動臺集成行走、翻轉及振動機構于一體可以應用于固定模臺式雙向可拓展預制構件生產線，能夠適應種類繁多的預制構件。同時在振動臺研制過程中本文進行了一系列有限元計算及試驗分析得到以下結論。

1） 對于相同配比的混凝土構件采用多頻率激振方法比常規恒定頻率激振方法可以得到更好的密實度與抗壓強度。

2）針對不同配比混凝土中不同直徑的骨料應采用不同的激振頻率及振幅，頻率應根據法國學者“雷爾密特”提出的式(1)，振幅應通過水灰比不同選取（表4）。

3）“激振頻率-振動幅度”調節曲線是振動臺設計時應重點關注的重要參數（圖8）。該參數可調節范圍應能夠覆蓋大部分配比混凝土密實所需，同時該參數可以通過振動臺結構及有限元諧響應計算確定。

4）可以根據振動臺振動特性建立“頻率-時間”激振曲線選取算法（表7），通過輸入預制構件混凝土配方自動計算得到最佳“振動頻率-時間”激振曲線，獲得混凝土最佳密實度。

本文受時間所限，最佳激振曲線算法與試驗驗證分析是在選取單一混凝土配比的情況下的研究成果，分析與試驗次數也較少，可能以偏概全。后續有待對其他不同配比混凝土激振曲線作進一步試驗分析及優化，以獲得更準確的混凝土密實最佳激振曲線，提高預制構件生產效率及質量，為裝配式住宅的推廣夯實基礎。