强度曲线（共6篇）
强度曲线 篇1
1 引言
钢的连续冷却转变曲线 (CCT曲线) 能够系统反映冷却速度对相变点、相变进行程度和相变所得组织的影响规律, 是合理制定热处理工艺的重要依据, 也是研究固态相变理论的重要基础[1]。矿用链是采煤和运输机械的重要部件, 要求其具有高强度、高疲劳寿命, 良好的冷弯性能及一定的韧性, 因此对原材料的化学成分、组织均匀性、硬度均匀性、力学性能提出了相应的严格要求。23Mn Ni Mo Cr54钢是目前制造高强度矿用链条的主要材料。合理的加工和热处理工艺, 是获得良好组织和性能的高强度矿用链条钢的根本保证。钢的连续冷却转变曲线 (CCT曲线) 可以对钢的生产工艺提供指导, 因此研究23Mn Ni Mo Cr54钢的CCT曲线有重大意义。
2 实验方法
试验原料为热轧棒材, 规格准65mm, 加工成20支准10mm×86mm、3支准6mm×76mm的试样。利用Gleeble-3800热模拟机[2]测定该种钢的膨胀曲线:将试样在10s内加热到900℃, 保温10min, 然后分别以0.1℃/s、0.2℃/s、0.5℃/s、1℃/s、2℃/s、3℃/s、5℃/s、10℃/s、20℃/s、30℃/s、50℃/s的冷却速度冷却至室温, 获得23Mn Ni Mo Cr54钢的膨胀曲线, 由膨胀曲线确定相变温度。该钢的临界点AC1和AC3在试样升温过程中测得, 不同冷却速度对应的相变点在降温过程测定。
采用研磨和抛光方法制备不同冷却速度下转变产物的金相样品。用5%硝酸酒精溶液浸蚀后, 用金相显微镜观察样品的显微组织, 然后再抽取其中的样品进行显微硬度测量。
3 实验结果
3.1 23Mn Ni Mo Cr54钢的临界点
采用DSC法和膨胀法测定23Mn Ni Mo Cr54钢的临界点, 其结果为:AC1=734℃;AC3=829℃;MS=404℃;Mf=245℃。
3.2 23Mn Ni Mo Cr54钢的CCT曲线
结合金相组织, 根据不同冷却速度膨胀曲线以及DSC (低冷速) 曲线上的切点或极点可确定出不同冷速下对应的过冷奥氏体相变温度[3], 如表1。将表1所示的相变点温度-时间数据绘制到半对数坐标上, 用连线法将物理意义相同的点连接起来, 同时标出AC1、AC3、MS和Mf, 即可得到相应的CCT曲线[3], 如图1所示。由CCT曲线图可知, 当23Mn Ni Mo Cr54钢以不同速度连续冷却时, 过冷奥氏体会发生铁素体析出、贝氏体转变、马氏体转变。铁素体析出的临界冷却速度为0.5℃/s, 析出的温度在AC1以下。平衡状态下对于普通低碳钢来说, 铁素体应该从AC3点开始析出, 但是该钢是低碳低合金钢, 含有合金元素Cr、Mo、Ni, 提高了钢的淬透性, 且在快速冷却条件下, 铁素体也来不及析出, 直到AC1点以下才有析出。当冷却速度为2℃/s时, 已经有马氏体析出。当冷却速度高于10℃/s时, 将获得以马氏体为主的复合组织。在空冷条件下, 直径大于10mm以上的棒料, 冷却速度低于0.5℃/s, 其组织为铁素体和贝氏体的复合组织。由图1可知, 23Mn Ni Mo Cr54钢的共析铁素体的时间较长, 当析出铁素体后, 剩余的奥氏体中扩散增碳且溶入合金元素, 使其稳定性大大增加, 以致珠光体转变孕育期极长, 不易分解为珠光体组织。在常温冷却条件下, 得不到珠光体。表1中, 23Mn Ni Mo Cr54钢为热轧状态, 奥氏体化温度900℃×10min, AC1=734℃, AC3=829℃, Ms=404℃。
/%
3.3金相法分析
取0.1℃/s、0.2℃/s、1℃/s、2℃/s、20℃/s、50℃/s冷却速度下, 试验钢的转变产物, 观察其金相组织, 如图2~图7所示。
从金相图上可以看出, 23Mn Ni Mo Cr54钢过冷奥氏体以不同冷却速度连续冷却时, 得到不同的组织的转变产物。连续冷却时组织转变过程为:先共析铁素体 (A→F) ;然后发生贝氏体转变 (A→B) ;再发生马氏体转变 (A→M) 。铁素体和贝氏体的转变量随着冷却速度的逐渐增大而不断减少, 当冷却速度达到一定值时, 转变产物全部为马氏体组织。
为了验证0.1℃/s和0.2℃/s中的黑色部分是珠光体还是贝氏体, 选取一支热轧材进行退火, 加热温度在880℃~900℃, 保温90min后随炉冷却, 组织图片如图8和图9所示。
从扫描退火金相组织图可以看出, 退火后的组织为铁素体 (F) +粒状贝氏体 (B) , 这也证实了23Mn Ni Mo Cr54钢在常温冷却条件下得不到珠光体 (P) 。
取0.1℃/s、0.2℃/s、1℃/s、2℃/s、20℃/s、50℃/s冷却速度下, 试验钢的转变产物, 在HV-1000型数显显微硬度计上测量不同冷却速度下转变产物的显微硬度, 如图10~图15所示。
从硬度值看出, 随着冷却速度加快组织转变的趋势:先析出铁素体, 然后发生贝氏体转变, 再发生马氏体转变。
4 结论
采用膨胀法及示差热分析法 (DSC) 获得了23Mn Ni Mo Cr54钢的CCT曲线, 为该种钢的热处理及其轧制过程工艺的制定提供了参考。当冷却速度小于1℃/s时, 根据CCT曲线和显微组织金相图可知, 得到铁素体+贝氏体 (B+F) 的混合组织。随着冷却速度的加快, 所得到的贝氏体 (B) 组织越来越多, 铁素体 (F) 组织越来越少, 马氏体组织逐渐增加。当冷却速度大于10℃/s后, 所得到的组织全部是马氏体 (M) 组织。23Mn Ni Mo Cr54钢为贝氏体钢, 为了避免网状铁素体和过多马氏体出现, 控扎控冷加工时, 冷却速度应控制在0.5~2℃/s。本文的研究对高强度矿用链条钢23Mn Ni Mo Cr54的生产具有一定的指导意义。
摘要：在Gleeble-3800热模拟机上测定高强度矿用链条钢23MnNiMoCr54以不同冷却速度连续冷却时的膨胀曲线, 利用示差热分析法 (DSC) 确定其临界转变温度AC1、AC3和MS。结合金相-硬度法, 根据降温膨胀曲线以及DSC曲线 (低冷速) 获得23MnNiMoCr54钢的连续冷却转变曲线 (CCT曲线) 。分析23MnNiMoCr54钢以不同冷却速度连续冷却时转变产物的金相组织及其显微硬度, 确定了冷却速度与转变产物组织的关系, 为高强度矿用链条钢23MnNiMoCr54的生产实践和新工艺的制定提供了参考依据。
关键词：CCT曲线,膨胀曲线,金相-硬度法,示差热分析法,23MnNiMoCr54
参考文献
[1]张世中.钢的过冷奥氏体转变曲线图集[M].北京:冶金工业出版社, 1994.
[2]徐光, 王巍, 张鑫强, 等.金属材料CCT曲线测定及绘制[M].北京:化学工业出版社, 2009.
[3]李红英, 耿进峰, 龚美涛, 等.65Mn钢奥氏体连续转变曲线 (CCT图) [J].材料科学与工艺, 2005, 13 (3) :302-304.
[4]余万华, 徐绿婷, 张永军, 等.65Mn钢连续冷却转变特性的试验研究[J].金属热处理, 2010, 35 (1) :47-50.
[5]李红英, 王法云, 曾翠婷, 等.3Cr2Mo钢CCT曲线的测定与分析[J].中南大学学报 (自然科学版) , 2011, 42 (7) :1928-1933.
[6]LI Hong-Ying, GENG Jin-Feng, Zheng Zi-Qiao, et al.Continuous cooling transformation (CCT) curve of a novel Al-Cu-Li alloy[J].Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2006, 16 (5) :1110-1115.
强度曲线 篇2
随着深圳河流综合整治工作的开展, 近期截流旱季污水、初雨水解决漏排污水和面源污染、远期截流初雨水解决面源污染的理念逐渐成为新的治河理念。本文尝试从初雨水的调蓄和处理的角度提出一种新的设计思路。
1雨水调蓄的概念与方式
雨水调蓄是雨水调节和雨水贮存的总称。传统意义上雨水调节的主要目的是削减洪峰流量。雨水贮存的主要目的是为了满足雨水利用的要求而设置的雨水暂存空间, 待雨停后将其中的雨水加以净化, 慢慢使用。雨水贮存兼有调节的作用, 当雨水贮存池中仍有雨水未排出或使用, 则下一场雨的调节容积仅为最大贮存容积和未排空水体积的差值。
2雨水调蓄池的分类
根据地形、地貌和排水管渠等条件, 雨水调蓄池从功能上可以分为3大类[1]。
(1) 利用低凹地、池塘、湿地、人工池塘等收集调蓄雨水。雨水汇入调蓄池之前应该进行必要的截污处理, 再充分利用调蓄池内的水生植物和其他生物资源对集蓄的雨水进行净化处理.防止水质恶化。保持良好的生态景观效果。
(2) 将其建成与市民生活相关的设施, 如利用凹地建成城市小公园、绿地、停车场、网球场、儿童游乐场和市民休闲锻炼场所, 这些场所的底部一般都采用渗水的材料.当暴雨来临时可以暂时将高峰流量贮存在其中, 暴雨过后, 雨水继续下渗或外排, 并且设计在一定时间内完全放空, 这种雨水调蓄设施多数时间处于无水状态, 可以用作多功能场所。
(3) 从降低雨水污染负荷的角度出发, 建设地上或地下式的雨水调蓄池, 进行后续的处理后排放。
3雨水调蓄容积的计算
由于雨水调蓄的目的、方式、有无渗透、溢流做法等条件的不同, 造成雨水调蓄容积的计算方法也不尽相同, 本文从河道综合整治系统中收集的雨水处理的角度出发对雨水调蓄容积的影响因素、算法进行探讨分析。
4雨水调蓄容积的影响因素
当雨水需要处理时, 如何确定雨水调节贮存池容积, 应考虑下列影响因素和原则:①可收集和贮存的雨水量;②流域内可利用的城市污水处理设施的处理能力;③雨水收集管道 (渠) 的坡降;④雨水收集管道 (渠) 是否允许储存雨水;⑤调蓄池的建造形式; ⑥提升泵站的规模;⑦处理设施的处理能力和运行时间。
选用多种形式进行对比、筛选, 按投入产出比等经济指标确定最佳容积。
5雨水调蓄池的容积计算
雨水调蓄容积的计算原理均是基于降雨流量公式和降雨过程线[2], 计算时大多以拟汇流区域内一场雨来计算, 小面积的建成区域一般是采用《室外排水设计规范》 (GB50014-2006) 中雨水流量计算公式确定各干管重现期P=0.33年的雨水洪峰流量, 按同倍比缩放得出各干管降雨的洪峰流量, 然后根据简化三角形法 (高切林法) 按排水干管的实际汇流时间得出降雨的降雨强度曲线。
流域径流过程的推算一般采用实测降雨径流过程进行推算, 属于经验统计范畴。流域径流过程与流域的自然地理参数、流域内植被及开发建设情况密切相关。一般按流域单位线理论, 借鉴本区域综合单位线经验数据进行推算。
参照国内河道混合水处理较为成功的深圳市观澜应急工程40 m3/d的处理经验, 初雨水采用化学强化絮凝工艺进行处理, 图1为该技术路线示意图。
初雨强化处理主要单元建筑物包括混合池、絮凝池、沉淀池、污泥浓缩池等, 其中以沉淀池占地为最大, 约占强化处理设施总占地的60%以上, 本次主要计算沉淀池占地。
下面选取深圳某河为例进行分析, 根据降雨强度曲线, 计算每个小时间隔时间内累积流量, 分别计算利用截流系统和调蓄池调蓄所需的沉淀池和调蓄池容积, 根据现有场地进行综合对比, 得出最佳的调蓄方式。
根据本工程截流系统坡缓、设计水位下贮存空间大的特点, 拟确定对截流系统以及调蓄池调蓄两种方式进行分析。
方案一:自降雨开始延后1～2 h启动提升初雨水进入强化处理设施进行处理, 通过计算初雨累积流量、箱涵容积和提升初雨水累积流量计算对比, 在初雨累积流量和提升初雨水累积流量差值小于 (箱涵内存留初雨水水量) 箱涵容积的情况下, 不需单独设置调蓄池的, 强化处理设施的进水和出水均属于恒定的。
方案二:自降雨开始延后1～2 h启动提升初雨水进入调蓄池, 在不考虑箱涵调蓄初雨水的前提下, 通过计算累积流量和提升初雨水累积流量计算对比, 确定调蓄池需要的最大容积, 即累积流量和初雨提升累积流量差值最大时为调蓄池的容积, 调蓄池进水是变化的, 调蓄池出水、强化处理设施进水和出水均是恒定的。
根据降雨强度曲线, 计算每个小时间隔时间内累积流量, 分别计算利用箱涵和调蓄池调蓄所需的处理池和调蓄池容积。选取截流系统、调蓄池调蓄共二种工况进行对比, 每种工况均考虑一天处理完成的情况。
根据二种工况下处理不同的优缺点, 得出二种种工况对应调蓄方式优缺点对比如表3所示。
综合考虑占地, 清淤和运行等因素, 设计推荐选择工况二。
相对于工况一, 不利用截流系统增加了新建调蓄池占地, 但从线式清淤转变为点面式清淤, 降低了箱涵清淤的频率和强度。
6结语
雨水调蓄池的容积确定需要综合考虑当地的气候、水资源的综合利用、河道综合整治的目标要求等内容, 本文从流域的降雨强度曲线结合初雨水的处理进行雨水调蓄池容积的设计计算, 提供一个可供利用的计算方法。
参考文献
[1]王健, 周玉文.雨水调蓄池在国内外应用简况[J].北京水务, 2010, (3) .
强度曲线 篇3
近年来, 已经有众多学者对复合材料接头强度进行了研究, 采用的方法主要有实验法和数值分析方法。特征曲线法由于其计算简单, 所需费用较少的优点而逐步引起工程人员的关注。特征曲线法由Whitney和Nuismer[1]提出, Chang F K[2,3]把该方法应用到复合材料机械连接接头强度分析方面。Hamada 和Maekawa[4]提出了用钉孔挤压实验替代含圆孔板的压缩实验方法确定压缩特征长度。Kweon Jin-Hwe[5]等人又在此基础上提出了一种数值特征曲线法, 该方法完全使用数值计算来确定拉伸和压缩特征长度, 真正脱离了实验, 减少了费用。陈鹏飞[6]在Kweon Jin-Hwe[5]的基础上提出了一种在二维有限元模型上考虑螺栓拧紧力矩及侧压对螺栓接头强度的影响的特征曲线法。
基于二维有限元模型的特征曲线法由于无法完全考虑螺栓拧紧力矩的影响, 所以在二维模型基础上, 特征曲线法不是很适合用于计算复合材料层合板螺栓连接接头强度。本文在Kweon Jin-Hwe[5]的数值特征曲线法基础上提出了改进, 改进后的特征曲线法可在三维有限元模型上考虑螺栓拧紧力矩及侧压对螺栓接头强度的影响。
1三维数值特征曲线法
采用特征曲线法进行强度分析的过程主要如下, 首先对结构进行应力分析, 确定拉伸和压缩特征长度, 其次依据特征长度确定特征曲线, 对在特征曲线上的单元进行失效分析, 当特征曲线上的单元刚好发生失效时所对应的外载荷就是结构的失效载荷。本文中主要使用数值特征曲线法[5]来确定特征长度, 该方法不需要通过实验确定含孔板的拉伸破坏载荷和含孔板承压破坏载荷, 对模型上施加任意载荷通过数值计算就可以确定拉伸和压缩特征长度, 载荷大小对特征长度没有影响, 在各个载荷下所得到的拉伸特征长度/压缩特征长度相同。基于单向层的特征曲线方法, 由于各单向层材料或铺向角不同, 其承载能力有一定的不同。根据各层承载能力的不同分别计算特征长度, 根据各铺层的特征长度确定各层的特征曲线, 对各层由特征长度确定的特征曲线上的单元进行失效判断, 最后确定层合板接头的破坏载荷。
陈鹏飞[6]提出的特征曲线法表达式如式 (1) 所示。
式 (1) 中:Dw为垫圈外径 (依标准可取Dw=2d, d为孔直径) , Rot为拉伸特征长度, Roc为压缩特征长度, ( 取值范围为- (/2≤ (≤ (/2。λ为侧压系数, 取值范围为d/Dw≤λ≤1。式 (1) 中λ值是根据已知经验拟合出的一个值, 在其文章中是适用的, 但若垫圈尺寸或拧紧力矩发生变化, 则λ需要重新拟合, 在实际应用中带来不便。
在本文三维特征曲线法中, 模型采用三维有限元模型, 各层可划分为独立体单元建模, 可对各层分别分析。这样拧紧力矩和侧压可以直接加载在模型上, 省去了对λ的拟合, 对各种连接情况均适用, 因此在实际应用中比较方便。
1.1特征长度的确定方法
基于单向层的数值特征曲线法压缩特征长度定义为从孔前缘到沿载荷方向某点的距离, 当螺栓上作用任意大小的挤压载荷时, 任意一层 (第i层) 在该点位置上的局部压缩应力等于该层平均挤压应力, 该层平均挤压应力的计算定义式如式 (2) 所示。
式 (2) 中P1i 为接头上施加任意压缩载荷P1时, i层所承受的挤压载荷, d和ti分别对应孔的直径和该层单向板的厚度。
拉伸特征长度定义为从孔侧边到垂直载荷方向某点的距离, 当含孔层合板上作用任意大小的拉伸载荷时, 任意一层 (第i层) 在该点上的局部拉伸应力等于该层平均拉伸应力, 该层平均拉伸应力的计算定义式如式 (3) 所示。
式 (3) 中P2i, w, d和ti分别是接头施加的P2拉伸载荷时第i层单向板所承受的载荷, 单向板宽度, 孔直径和该层单向板厚度。
通过对复合材料层合板建立有限元计算模型, 分别对带孔板按拉伸特征长度定义计算出各层应力分布及各层的拉伸特征长度, 对带钉板按压缩特征长度定义计算出各层压缩特征长度, 将各层特征长度带入式 (4) 得出各层特征曲线。
1.2考虑螺栓拧紧力矩的特征曲线法
根据复合材料层合板特征曲线的表达式及基于单向层确定的各铺向层特征长度, 由于存在螺栓拧紧力矩作用的影响, 螺栓连接接头较难发生孔边分层等沿厚度方向的损伤, 接头破坏相对延迟。当垫圈尺寸一定时, 当螺栓拧紧力矩较小时, 挤压破坏区域随着螺栓拧紧力矩的增大而增大, 接头的失效载荷也随着增大, 当施加的螺栓拧紧力矩达到一定值 (最佳拧紧力矩) 以后, 接头的失效载荷达到最大值, 继续增大螺栓拧紧力矩, 失效载荷和破坏区域不会继续增大, 连接强度反而会降低。所以破坏区域跟垫圈大小和螺栓拧紧力矩作用有很大关系, 改进的特征曲线为:
rc (θ) = (D+S) /2+Roti+ (Roci-Roti) cos θ (4)
式 (4) 中Roti为第i层拉伸特征长度, Roci为第i层压缩特征长度, ( 取值范围为- (/2≤ (≤ (/2, d为孔直径。D为垫圈外径 (一般D=2d) , S为螺母内接圆直径 (一般取S=d) 。
1.3失效判据
采用三维模型验证特征曲线法, 故采用三维Tsai-Wu失效准则对接头进行失效分析, 该失效准则为二次多项式, 表达式如式 (5) 所示:
式中σij (i, j=1, 2, 3) 分别为六个方向应力, X, Y表示单向板1, 2方向的挤压强度, 下标T表示拉, C表示压。
将特征曲线上各单元的应力值带入公式 (5) 中的失效判据进行计算, 当任何一层在特征曲线上的任一单元的L值大于或等于1, 即在该层此单元发生破坏, 就认为接头发生失效破坏。计算得出各层的失效载荷, 比较各层失效载荷大小, 当某层失效载荷最小即该层失效载荷为整个模型的失效载荷。
2算例
为了验证改进后的考虑了螺栓拧紧力矩影响的特征曲线法正确性与有效性, 利用本文所改进的方法对不同几何尺寸的单螺栓复合材料层合板连接接头强度进行分析预测, 所计算结果与参考文献[6]中的实验结果和计算结果进行了比较分析。
2.1模型建立
采用本文提出的改进的特征曲线法计算了复合材料层合板螺栓连接接头强度, 接头的几何尺寸如表1中所示, 材料为T300/1034—C, 其单向板性能为:E1=147 GPa, E2=E2=11.38 GPa, 泊松比:ν12=ν13=ν23=0.3, 面内剪切模量:G12=G13=6.185 GPa, G23=5.78 GPa, 纵向拉伸强度:Xt=1.729 GPa, 纵向压缩强度:Xc=1.378 GPa, 横向拉伸强度:Yt=Zt =0.0665 GPa, 横向压缩强度:Yc=Zc =0.268 GPa, 面内剪切强度:
采用Ansys大型有限元软件对复合材料螺栓连接接头建立基于间隙接触单元的三维有限元模型, 由于螺栓连接接头几何和外载荷形式的对称性, 为了简便计算, 取接头的一半为研究对象, 所建螺栓连接接头的有限元模型如图1所示。
本算例中三种试件的螺栓直径分别为6 mm, 8 mm, 10 mm, 每个螺栓分别施加6 N·m, 11 N·m, 18 N·m的拧紧力矩, 对不同拧紧力矩下的螺栓接头受力进行分析比较, 得出结果。
2.2特征长度计算
以试件1为例, 螺栓拧紧力矩取18 N·m时, 先对试件1进行应力计算, 对承压实验有限元模型端部固定, 在螺栓上分别施加10 kN和8 kN的挤压载荷, 对拉伸实验有限元模型一端固定, 在另一端分别施加10 kN和15 kN的拉伸载荷, 根据螺孔周围单元应力值, 使用Matlab软件进行插值, 得出试件1各层的特征长度如下表:
通过各层的特征长度进而确定模型特征长度, 试件1经过计算所得到的压缩特征长度为1.26 mm, 拉伸特征长度为5.76 mm。
根据同样的方法, 对各试件在不同螺栓拧紧力矩下的特征长度进行计算。各试件在不同螺栓拧紧力矩下的特征长度如下表:
2.3失效载荷计算及结果分析
根据所得到的拉伸和压缩特征长度, 确定各个试件的特征曲线。对接头进行应力分析, 采用三维Tsai-Wu失效判据对所确定的特征曲线上的单元进行失效判断, 确定失效载荷, 通过计算, 得到采用本文改进的特征曲线法计算的各试件的失效载荷如表4所示, 各试件在不同拧紧力矩下的失效载荷比较如图2所示。
通过图2可知试件1在18 N·m的拧紧力矩, 试件2在11 N·m的拧紧力矩, 试件3在6 N·m的拧紧力矩时失效载荷最大。经过计算各试件失效载荷最大时所受拧紧力矩引起的侧压值均为60 MPa左右, 此时各试件强度最大。说明连接件只有在合适的拧紧力矩下强度才能达到最大, 拧紧力矩过大或过小都会对强度造成影响。
本文计算结果与实验值及文献[6]结果比较如表 (5) 。
注:表5中各试件失效载荷的实验结果和二维特征曲线法计算结果来自文献[6]。
本文所计算的失效载荷与文献中的实验值及前人所用二维特征曲线法所得结果进行比较, 如表5所示, 采用本文所述方法所计算的螺栓连接接头的失效载荷跟实验值吻合的较好, 误差在4.12%以内;与文献中的实验值及前人所用二维特征曲线法所得的结果相比, 误差更小, 更适合工程使用。由于使用三维模型进行计算, 本文方法适用与各种尺寸的螺栓连接, 计算之前不需要对λ估算拟合, 在实际工程应用中比较方便。
由此可知, 建立三维有限元模型, 采用本文所述的特征曲线法计算和预测复合材料层合板螺栓连接接头的失效载荷是可行的, 计算精度是满足工程需要的。
3结论
(1) 本文采用改进的基于单向层的三维特征曲线法对螺栓连接接头承载能力进行了计算分析, 通过与实验结果及前人所用二维特征曲线法的结果比较, 最大误差在4.12%以内, 满足工程精度要求。
(2) 建立简单的三维有限元模型, 在数值特征曲线法基础上能够有效地模拟螺栓拧紧力矩的影响, 方法简单, 适合工程应用。
摘要：提出一种基于复合材料三维应力分析的特征曲线法, 用于计算复合材料螺栓连接件的连接强度, 该方法与基于二维应力分析的特征曲线法相比, 可以考虑螺栓拧紧力矩对接头强度的影响。通过对算例的分析及与试验结果的对比, 证明提出的三维特征曲线法是可用于复合材料螺栓连接强度分析, 是一种适合工程计算的有效方法。
关键词：复合材料,特征曲线法,强度,三维
参考文献
[1]Whitney J M, Nuismer R J.Stress fracture criteria for laminated com-posites containing stress concentration.J Compos Mater, 1974;10:253—265.
[2]Chang F K, Scott R A.Strength of mechanically fastened composite joints.J Compos Mater, 1982;16:470—94
[3]Chang F K, Scott R A, Springer G S.Failure Strength of nonlinearly elastic composite laminates containing a pin Loaded Hole.J Compos Mater, 1984;18:464—477
[4]Hamada H, Maekawa Z I.Strength prediction of mechanically fas-tened quasi-Isotropic carbon/epoxy joints.J Compos Mater, 1996;30:1596—612
[5]Kweon Jin-hwe, Ahn Hyon-Su, Choi Jin-Ho.A new method to de-termine the characteristic lengths of composite joints without testing.Composite Structures, 2004;66:305—315
强度曲线 篇4
在大规模的公路与桥梁建设中,结构混凝土强度无损检测技术的应用日益普及。目前,混凝土无损检测方法主要有回弹法、超声脉冲法、超声-回弹综合法等3种,其中回弹法因其具有设备简单、操作方便、灵活的优点而被广泛应用。JGJ/T 23—2001《回弹法检测混凝土抗压强度技术规程》[1]虽然给出了全国通用回弹法检测混凝土强度的测强曲线,并由此得到了测定混凝土强度值换算表,但因其受各地混凝土组成材料、施工工艺以及养护条件等不同的影响,由回弹值换算强度的关系有所差异,精度不高。而建立专用测强曲线的针对性强、精度高,在工程检测中更具有代表性。因此,建立混凝土专用测强曲线,有利于更好地对工程进行维护鉴定处理。
本文根据某高架桥工程的实践,结合文献[2]和文献[3]验证了通用回弹测强曲线在该工程的使用情况,建立了更为精确的专用测强曲线,并与通用回弹测强曲线进行了对比。
1 工程概况
某高架桥由双向4车道分离的两座桥构成,其中左幅全长646.08 m,右幅全长676.08 m。桥孔布置:左幅为4×30 m预应力混凝土T梁+4×30 m预应力混凝土T构+(45+2×80+45)m预应力混凝土箱型变截面连续刚构+5×30 m预应力混凝土T梁;右幅为5×30 m预应力混凝土T梁+4×30 m预应力混凝土T构+(45+2×80+45)m预应力混凝土箱型变截面连续刚构+5×30 m预应力混凝土T梁。主桥及横隔板混凝土强度等级为C 50,桥面铺装混凝土采用10 cm厚的现浇混凝土,防水材料采用FYT-1防水涂料。
2 试验
2.1 试验用原材料
以该高架桥所用工程材料为原材料。水泥为P·O 52.5水泥;外加剂采用贺强UNF型减水剂;粗骨料为当地5～25 mm连续级配碎石;细骨料采用Ⅱ区中砂,细度模数为2.74;拌和水为普通自来水。粗骨料的基本性能见表1。
2.2 混凝土配合比
按该高架桥工程设计的C 50混凝土配合比,试验采用水灰比为0.36,砂率为0.35,塌落度为115 mm,各材料用量见表2。
2.3 试验仪器
(1)回弹仪:
ZC-3型混凝土回弹仪。
(2)压力机:
TYE-2000E型压力试验机。
2.4 试件制作及养护
按高架桥工程设计的C 50混凝土配合比,设计制作了27组共81个150 mm×150 mm×150 mm的混凝土试件。
试件的养护采取模拟工地自然条件下养护,成型1 d后脱模,标准养护6 d,再置于平均气温25 ℃左右的室内养护至28 d。试件底面朝上、顶面朝下,使其侧面能够充分地接触空气。
2.5 试件测试
试件达到龄期后,按JGJ/T 23—2001《回弹法检测混凝土抗压强度技术规程》进行试验,以贴试模的两个相对侧面置于压力机承板之间,加压约50 kN,使回弹仪处于水平方向,测试试件两个相对侧面的回弹值。测试前先抹平两个侧面,每个侧面选择均匀分布的8个测点。每一试件的16个回弹值在剔除3个最大值和3个最小值后,余下的10个回弹值取平均值,即得该试件的平均回弹值Rm。随后测定试件在压力试验机上的破坏极限荷载为混凝土的抗压强度。
3 专用测强曲线的建立
3.1 对碳化深度的考虑[1]
关于消除碳化影响的方法,国内外不尽相同。国外通常采用磨去碳化层或不允许对龄期较长的混凝土进行测试。由于该工程中试验龄期较短,通过对混凝土试件碳化深度的测定,发现试件平均碳化深度一般≯0.5 mm,对拟合的测强曲线影响较小。因此,建立回归方程式不考虑碳化深度的影响。根据需要,也可以检测较长龄期的混凝土对碳化深度进行修正。
3.2 回归方程式的建立
JGJ/T 23—2001《回弹法检测混凝土抗压强度技术规程》中推荐采用如下回归方程式:
fundefined=ARmB (1)
回归方程式的强度平均相对误差和强度相对标准差均应符合规程要求。为提高回归精度,同时还用一元线性函数、抛物线函数和指数函数来进行试算,与规程推荐的冪函数进行比较:
fundefined=A+BRm (2)
fundefined=ARm2+BRm+C (3)
fundefined=ABRm (4)
以平均相对误差和相对标准差来检验各曲线的精度,公式如下[1]:
undefined (5)
undefined (6)
式中:δ——回归方程式的强度平均相对误差,%;er——回归方程式的强度相对标准差,%;fcu,i——由第i个试件抗压试验得出的混凝土抗压强度值,MPa;fundefined——由同一试件的平均回弹值Rm按回归方程式算出的混凝土强度值,MPa;n——制定回归方程的试件数。
回归分析按每一试件所测得的Rm和fcu数据,应用最小二乘法原理进行回归计算。回归分析采用功能强大、使用方便的EXCEL来进行,数据处理结果见表3。
经比较发现,幂函数、一元线性函数、抛物线函数、指数函数的性能均较好,各回归方程强度平均相对误差和强度相对标准差均符合规程的规定(δ≤12.0 %,er≤14.0 %),且误差差别不大,均可作为该高架桥C 50混凝土专用测强曲线,而通用曲线的强度平均相对误差和强度相对标准差则明显超出允许范围,不能应用于该工程。按照规程推荐,采用幂函数回归方程fundefined=0.098 9Rm1.726 7作为该高架桥回弹法检测普通混凝土抗压强度的曲线(见图1)。
3.3 验证和校核
建立专用回弹曲线fundefined=0.098 9Rm1.726 7后,从工地取回送检混凝土试块进行验证,结果见表4。
由表4可见,该曲线精度较高,强度回归值平均相对误差只有6.44 %,符合规程要求的≤12.0 %,故该曲线可以应用于该高架桥工程的维护鉴定处理。
4 结论
4.1 通过试验和数据处理,建立了回弹法检测混凝土强度的专用测强曲线,得到了回归方程式:fccu=0.098 9Rm1.726 7。该曲线能很好地应用于该高架桥C 50混凝土的质量检测。
4.2 通用曲线的误差大,只能定性判断混凝土的质量,而进行定量分析则应当建立专用测强曲线,以提高精度。
4.3 规程推荐的冪函数并非总是精度最高,仅用一个方程式很难保证回弹法测强精度,应当多建立几个回归方程式,根据回归结果取其中精度最高的。
摘要：为研究某高架桥C 50混凝土抗压强度与回弹值之间的相互关系,应用计算机进行了多种数学模型的拟合回归,对多种回归方程的平均相对误差和相对标准差进行了检验与比较,建立了该高架桥专用测强曲线,得出了快速简便地建立专用测强曲线的方法。
关键词：回弹法,混凝土,专用测强曲线
参考文献
[1]JGJ/T23—2001,回弹法检测混凝土抗压强度技术规程[S].
[2]李培全.《回弹法检测混凝土抗压强度技术规程》中批量构件检测推定问题探讨[J].工程质量,1999,(4):23-25.
强度曲线 篇5
作为一种微破损的结构实体混凝土强度检测方法,后装拔出法具有结果直观等优点。与回弹法相比,拔出力与混凝土强度的关系比混凝土表面硬度更密切,同时对结构的破坏比钻芯法小,而随着结构钢筋配置越来越密集,钻芯法的使用受到越来越大的限制。相比预埋拔出法,后装拔出法不需要事先预埋锚固件,通过钻孔、磨槽后植入锚固件。根据拔出法的原理,拔出力的大小除了与混凝土强度、锚固深度、反力支承方式等有关外,与锚固质量也是密切相关的,在这方面,后装拔出法存在缺陷,它需要通过切槽机在已钻好的混凝土孔内壁磨切环形沟槽,当遇到坚硬的粗骨料时,磨切出的环形沟槽完整性差,尺寸偏差大,而且缺乏有效检验环形沟槽的完整性和尺寸偏差的方法,导致数据离散性大,因锚固质量造成拔出试验失败的例子也时有发生。总而言之,后植锚固件的嵌固程度不如预埋法,嵌固质量取决于钻孔垂直度、环形沟槽切削整齐与否、锚固件爪瓣的硬度等各种因素,因此,为保证后装拔出法的检测精度,必须保证后植锚固件的嵌固质量。
由山东省建筑科学研究院崔士起等研发的后锚固拔出法[1],主要是在锚固件的埋置上进行了改进,它是在已硬化的混凝土上钻孔后,用高强快速固化胶粘剂将锚固件植入,待胶粘剂硬化后采用拔出测力装置拔出锚固件,根据拔出力大小计算混凝土抗压强度。该方法仅需钻孔,不需要切槽,通过化学结构胶进行锚固粘接,比爪瓣式的锚固件锚固质量可靠,发表后得到了检测同行的关注。2010年,行业标准《后锚固法检测混凝土抗压强度技术规程》JGJ/T 208-2010颁布实施。为推广后锚固法检测技术,提高其在福建省的检测精度,福建省建筑科学研究院与我站共同承担了福建省后锚固法测强曲线的编制工作。
1 后锚固拔出法的基本原理与技术参数
与后装拔出法类似,后锚固法试验装置由拔出仪、锚固件、钻孔机、定位圆盘及反力支撑圆环等组成。后锚固拔出试验装置的反力支承圆环内径d1=120mm,外径d2=135mm,高度hR=50mm,上壁厚t=15mm,其允许误差为±0.1mm;锚固件的锚固深度hef=(30±0.5)mm,参见示意图1。锚固件具体尺寸详见图1,其允许误差为±0.1mm。[2]
与后装拔出法的最大区别就是,后锚固拔出法采用锚固胶固定锚固件的,因此对锚固胶的性能有较高的要求。本试验研究采用的是山东省建筑科学研究院提供的结构胶。
1—锚固件;2—锚固胶;3—橡胶套;4—定位圆盘;5—拉杆; 6—反力支承圆环;7—拔出仪
后锚固法破坏体表现以下四种破坏形式(见图2):(a)为锚固件拔断;(b)为混凝土锥体破坏;(c)为锚固件拔脱破坏;(d)为混凝土锥体及胶体粘结破坏。[1]
破坏形式a在锚固深度较大的情况下,当锚固深度范围内的拔出力超过锚固件的抗拉强度时出现,锚固深度范围内的拔出力可能由混凝土锥形破坏体的破坏力、混凝土锥形破坏体的破坏力及胶体破坏力或者胶体抗拔承载力决定。破坏形式b在锚固深度较小的情况下出现。破坏形式c在试验时偶有发生,原因胶强度低及孔壁未清理干净所致,此类破坏也可以避免。
由于锚固件是通过锚固胶固定的,在锚固胶凝固前,需要通过定位圆盘来固定锚固件,定位圆盘能保证锚固件垂直于混凝土表面并准确确定锚固深度,由圆盘注胶孔、圆盘排气孔和持压漏斗三部分组成。定位圆盘的安装如图3所示。[2]
1—锚固件;2—定位圆盘;3—圆盘注胶孔; 4—圆盘排气孔;5—持压漏斗;6—橡胶套
2 测强曲线编制的试验方案
采用普通硅酸盐水泥,中砂,碎石,掺加粉煤灰、矿粉等掺合料,制作抗压强度为C20、C40、C50、C60、C70的混凝土构件,试验龄期分别为28d以及60d,并留置相应的同条件养护试块。为了满足后锚固拔出试验检测面的要求,并尽可能模拟混凝土结构构件,制作大尺寸的混凝土构件,其尺寸为900mm×900mm×200mm,其中900mm为成型及养护侧面,每个强度等级成型至少6个以上构件。在构件上布置6个或9个拔出测点,部分构件留置了同条件养护试件,则采用同条件养护试件的抗压强度平均值值作为构件混凝土强度代表值,在构件上均匀布置9个拔出测点,另一部分构件则不留置同条件养护试件,直接在构件上钻取3个混凝土芯样,如图4所示,以芯样试件混凝土抗压强度值的平均值作为构件混凝土强度代表值。养护条件均为自然养护。
为了使得测强曲线具有代表性,试件主要由本省的几家较知名的混凝土公司提供的商品混凝土制作,同时自行配制了少量混凝土制作试件。
3 试验步骤
(1)首先在混凝土构件上钻孔,钻孔过程中,钻头应始终与混凝土表面保持垂直。
成孔尺寸应满足:钻孔直径应为(27±1)mm、钻孔深度应为(45±5)mm。采用冲击钻钻孔。
(2)钻孔完毕后,除净孔内粉尘。
为了不影响后续的锚固,如采用水钻成孔,还必须将孔内积水排净,并使孔壁清洁、干燥。
(3)然后将定位圆盘与锚固件连接后注射锚固胶锚固。
定位圆盘与锚固件连接后将定位圆盘紧密粘结在混凝土表面,然后由圆盘注胶孔注射锚固胶,应使持压漏斗中锚固胶液面高度大于钻孔孔壁上缘(1±0.5)mm,待锚固胶固化后,卸下定位圆盘。
(4)一般在24h后,锚固胶完全固化,可进行拔出试验。
拔出试验的步骤如下:
①拔出仪与锚固件用拉杆连接,施加拔出力应连续、均匀,其速度控制在(0.5～1.0)kN/s。
②施加拔出力至拔出仪测力装置读数不再增加为止,记录极限拔出力值,精确至0.1kN。
③对结构或构件进行检测时,应采取有效措施防止测力仪及机具脱落时摔坏或伤人。
④当后锚固法试验出现以下异常时,应作详细记录,并将该值舍去,在其附近补测一个测点。
-拔出体呈非完整锥体破坏状态;
-在拔出混凝土的锥体破坏面上,有最大粒径超过40mm的粗骨料,或有缺陷和异物;
-在反力支承环外出现混凝土裂缝。
4 泵送混凝土影响研究
在制定测强曲线前,首先要确定各种因素对后锚固法测强的影响。鉴于JGJ/T 208-2010已发布,其中对后锚固法的主要参数进行了规定,因此锚固深度、反力支承圆环直径、加荷速度等因素可以不予考虑,在此主要考虑泵送混凝土的影响。由于泵送混凝土坍落度大,其表面浮浆比较多,因此对后锚固法的反力支承、破坏面、拔出力等均有一定的影响。
为了解泵送混凝土对后锚固法拔出力的影响,需要进行量化的度量,为此,引入回归显著性检验,由于泵送混凝土最大的特点就是高坍落度,因此在试验中,测量试件所采用的混凝土拌合物的坍落度,然后根据前述步骤进行后锚固法试验及钻芯检测,取得相对应的混凝土强度、拔出力值以及坍落度数值后,进行回归的显著性检验[3][4]。具体步骤如下:
⑴建立坍落度影响的数学模型:
从理论上分析,坍落度越大,混凝土表层浮浆越多,则其拔出力值越小,对强度相近的试验数据中的坍落度和拔出力值绘制散点图,发现其基本接近于线性,综合考虑下,将通过试验取得的强度、拔出力、坍落度值,取下式作为回归曲线的形式:
f=A·P+B·d+C (1)
式中:f-强度值(MPa);
Pi-拔出力值(kN);
d-混凝土拌合物坍落度(cm);
A、B、C-回归系数。
⑵回归分析后,对碳化深度的回归系数进行显著性检验,检验统计量为:
式中:td-坍落度回归显著性t检验统计量;
B-坍落度回归系数;
s-回归方程的方差,按下式计算:
当td≥tα/2(n-2)时,则认为回归效果是显著的,反之,则认为回归效果不显著。α为显著性水平,一般取0.05。
对53组数据进行了统计分析,涉及非泵送混凝土与泵送混凝土,其坍落度值从30mm～150mm,采用最小二乘法得出如下回归曲线:
f=1.80·Pi+0.02486·di+5.047 (4)
取显著性水平α为0.05下碳化深度的t检验统计量,则:
因此坍落度的回归效果不显著,与之相对比,对拔出力值进行t检验,其相应的统计量为:
可见拔出力值对抗压强度具有显著影响。
通过上述计算分析,排除了试验方法、数据分析方法以及其它因素的干扰的前提下,可以认为,坍落度对后锚固法检测混凝土强度的影响很小,因此在检测中可以不考虑。这表明,在制定测强曲线时可不必考虑区分泵送混凝土与非泵送混凝土。由于试验中均在试件成型侧面布置测点,对于泵送混凝土表面浮浆较多的情况其影响还需进一步研究,建议在检测过程中尽量选择混凝土成型侧面,或将混凝土表面浮浆磨去后进行检测。
5 测强曲线的制定
经过一年多的试验工作,收集了130对有效数据,数据散点图见图5。
从图中数据看,其相关性较好,分别采用线性、抛物线、指数和幂函数进行回归分析,结果见表1。
从表1数据分析,采用幂函数的相关系数最大,平均相对误差和相对标准差也最小。不过由于JGJ/T 208-2010推荐的曲线型式是直线,因此最终取直线方程为福建省后锚固拔出法测强曲线,其适用范围为10.0MPa～85.0MPa的泵送与非泵送混凝土。
6 小结
为了解决后装拔出法的锚固件锚固问题,后锚固拔出法提出了采用锚固件进行粘结的方法,通过试验验证是有效的。
不过在实际操作中,应注意一些问题,如采用锚固胶粘结对孔洞的清洁干燥程度要求较高,除了必须彻底干燥,还必须尽量清除孔壁上的粉末,否则就会造成胶结不良,导致拔出试验失败。其次要注意选择符合要求的锚固胶。同时,要保证打胶量的控制,就必须掌握好定位圆盘的安装操作,安装的时候锚固件的锚固深度和垂直度就是由定位圆盘控制的,持压漏斗必须保证向上,当看到持压漏斗中有胶溢出的时候,则可以停止注胶。注胶过程必须缓慢,以免引入气泡导致拔出试验失败。
对坍落度回归效果的t检验表明,本试验研究得出的后锚固法测强曲线可不考虑坍落度的影响,直接用于泵送混凝土及非泵送混凝土,但对于泵送混凝土表面的检测仍需进一步研究。
最后,通过本文的试验,建立了福建省后锚固法测强曲线,其相关性较好,具有一定的实用价值。
参考文献
[1]崔士起,石磊,王金山等.有约束后锚固法试验受力机理及回归曲线分析[J].建筑结构.2009(3).
[2]中华人民共和国行业标准JGJ/T208-2010后锚固法检测混凝土抗压强度技术规程[S].北京:中国建筑工业出版社,2010.
[3]浙江大学盛骤、谢千式、潘承毅.概率论与数理统计[M].北京:高等教育出版社.
强度曲线 篇6
1 资料与方法
1.1 资料:2014年1月至2016年1月选择在我院诊治的可疑乳腺占位性病变患者80例, 纳入标准:乳腺病变经手术或穿刺病理证实。其中乳腺癌40例, 良性病变40例。乳腺癌中年龄 (45.22±5.13) 岁;疾病类型:浸润性导管癌22例, 浸润性小叶癌18例。良性病变中年龄 (46.22±3.12) 岁;疾病类型:乳腺纤维腺瘤15例, 乳腺腺病伴纤维腺瘤10例, 乳腺导管内乳头状瘤15例。两组的年龄对比差异无统计学意义 (P>0.05) 。
1.2 MRI检查方法:采用德国西门子1.5T超导MR仪, 有8通道乳腺专用相控阵线圈。取俯卧位, 双侧乳腺自然悬垂。采用横断面脂肪抑制SPGR序列T1WI和矢状面脂肪抑制FSE序列T2WI平扫及DWI序列扫描, 再进行动态增强剪影+时间-信号强度曲线分析, 扫描方位为矢状面, 成像参数为:层厚3.0 mm, 层间距1.0 mm, TR/TE=4.9 ms/2.4 ms, T1=7 ms, 矩阵448×350。动态增强扫描经肘正中静脉注射顺磁性对比剂钆喷酸葡胺, 流速2 m L/s, 用量0.3 mmol/kg, 连续动态扫描时间约7 min。
1.3 观察指标与判断标准:观察与记录MRI影像学特征, 同时进行动态增强图像, 记录与计算峰值时间和信号增强比率。判断标准:根据形态学特征, 以病灶呈圆形且边界光滑为良性标准;非圆形不规则形或毛刺征为恶性标准;动态增强数据峰值时间和信号增强比率进行判定。满足第1项, 并加上峰值时间和信号增强比率项中的至少一项为恶性标准。
1.4 统计学方法:应用SPSS14.0对数据进行处理, 组间比较采用t检验, 以P<0.05为差异有统计学意义。
2 结果
2.1 MRI形态学表现:乳腺癌患者病灶多表现为形态不规则、边缘毛刺;而良性病变患者多表现为形态规则、边缘光滑, 比较有差异 (P<0.05) , 见表1。
2 . 2 峰值时间及其信号增强比率对比:乳腺癌患者的峰值时间明显低于对照组, 而信号增强比率明显高于对照组, 对比差异显著 (P<0.05) , 见表2。
2.3 诊断价值分析:磁共振动态增强剪影+时间-信号强度曲线判断为乳腺癌37例, 良性病变43例, 诊断乳腺癌的敏感度与特异度为92.5%和100.0%。见表3。
3 讨论
乳腺癌的早发现、早治疗有助于提高患者的5年生存率和预后, 其中影像学检查是重要手段之一。特别是在乳腺磁共振动态增强剪影+时间-信号强度曲线检查这样的早期诊断技术设备的支持下, 推行早发现、早诊断, 可提高乳腺癌的早期发现比例, 能使乳腺癌根治保乳率达到60%~70%的先进水平。
MRI技术由于具有极好的软组织分辨率和无辐射特点, 对乳腺检查具有独到的优势, 弥补了乳腺X线和超声检查的局限性, 特别是随着专用乳腺线圈、MRI对比剂及快速成像序列的开发应用, 使乳腺MRI图像质量有了很大的提高[3]。本研究显示乳腺癌患者多表现为形态不规则、边缘毛刺;而良性病变患者多表现为形态规则、边缘光滑 (P<0.05) 。乳腺癌患者的峰值时间明显低于对照组, 而信号增强比率明显高于对照组 (P<0.05) , 表明磁共振动态增强剪影+时间-信号强度曲线诊断乳腺癌较乳腺钼靶、乳腺超声、磁共振平扫检查可以更早发现乳腺微小病变, 达到早诊断、早治疗的目的。
现代研究表明磁共振动态增强剪影+时间-信号强度曲线诊断可以更好的显示病灶的血流灌注、扩散及血管渗透等血流动力学情况, 在乳腺病变的定性诊断方面有很大价值, 有利于肿瘤的分期及治疗效果的评估[4]。本研究显示磁共振动态增强剪影+时间-信号强度曲线判断为乳腺癌37例, 良性病变43例, 为此其诊断乳腺癌的敏感度与特异度为92.5%和100.0%。
总之, 磁共振动态增强剪影+时间-信号强度曲线在乳腺癌诊断中的应用有很好的影像学特征, 可以得到乳腺病变较好的血流动力学信息, 具有高的诊断敏感性与特异性。
摘要：目的 探讨磁共振动态增强剪影+时间-信号强度曲线在乳腺癌诊断中的价值。方法 80例可疑乳腺占位性病变患者, 其中乳腺癌40例, 良性病变40例, 均进行常规磁共振诊断与磁共振动态增强剪影+时间-信号强度曲线分析。结果 乳腺癌患者的峰值时间明显低于对照组, 而信号增强比率明显高于对照组 (P<0.05) ;磁共振动态增强剪影+时间-信号强度曲线诊断乳腺癌的敏感度与特异度为92.5%和100.0%。结论 磁共振动态增强剪影+时间-信号强度曲线在乳腺癌诊断中的应用有很好的影像学特征, 可供临床参考。
关键词：磁共振,动态增强剪影,时间-信号强度曲线,乳腺癌,诊断价值
参考文献
[1]吴楚成, 彭伟强, 黄宇康, 等.彩超、钼靶X线与磁共振成像在乳腺癌诊断中的应用价值[J].中国现代药物应用, 2015, 14 (2) :50-51.
[2]杨涛, 张朝蓬, 刘广, 等.MRI三维评价乳腺癌新辅助化疗后残余肿瘤范围的准确性[J].中华外科杂志, 2015, 53 (4) :280-284.
[3]程流泉, 李席如, 刘梅, 等.多参数MRI的BI-RADS分类对乳腺病变的诊断效能[J].中国医学影像学杂志, 2015, 3 (22) :176-182.