强度保持率

2024-10-30

强度保持率（共6篇）

强度保持率篇1

0前言

20世纪60年代中期,英国Majumder发明了含锆耐碱玻璃纤维,其耐碱性比一般玻璃纤维有较大提高,与硅酸盐水泥匹配后的试件耐久性也有所改善,从而促使了GRC(玻璃纤维增强水泥)行业在全球的发展。虽然GRC凭借其特有优势在建筑业中赢得了一席之地,但它的发展也由于水泥浆的强碱性而受到一定制约。在GRC构件的使用过程中,其增强材料———耐碱玻璃纤维会受到水泥水化后产生的Ca(OH)2晶体的腐蚀,因此,耐碱纤维在碱性环境下的耐久性将对GRC构件的强度和韧性产生至关重要的影响。

本文研究了耐碱玻璃纤维在不同碱性环境中的强度保持率。所做的试验为单丝拉伸试验和埋设在水泥浆中的纤维束拉伸试验(SIC)。碱性环境分别采用饱和Ca(OH)2溶液和硬化后的水泥块来模拟。一共采用了4种水泥:普通硅酸盐水泥和3种硫铝酸盐水泥,其中,3种硫铝酸盐水泥分别是国产低碱度型、国产快硬型及英国某产品。最终试验结果以质量损失量和抗拉强度保持率表示。

1 试验

1.1 质量损失

纤维的质量损失采用电子天平测量。先称量纤维在浸入碱溶液之前的质量,然后将纤维浸没于饱和Ca(OH)2溶液(1L蒸溜水中1.2 gCaO),并在80℃、相对湿度100%的水箱中放置200 h。接着,将纤维在蒸溜水中漂洗后置于(80±5)℃的通风干燥箱中烘干,直到间隔24 h的质量差小于0.1%。碱度随时间的变化和最后的质量损失见表1。

1.2 原始纤维的拉伸强度试验

1.2.1 试样准备

由于玻璃纤维试样的尺寸很小,同时考虑到实验室里夹具的配备情况,决定采用纸托(见图1)来固定试样,单丝用普通A4打印纸,纤维束用铜版纸。

(1)从1卷玻璃纤维粗纱中剪下约2 m长的一段,把其中的纤维束一一仔细分开。

(2)对于每一束纤维,先剪下20 cm作为待测试的试件,再紧接着剪下1 m(误差不大于1 mm)留作下面的试验项目。

(3)另留一束纤维,仔细地从中剥离足够数量的单丝作为试件。

(4)将试件轻轻拉直置于纸托的中线,并在纸托中部长方形孔的两侧各用少量万能胶将试件固定。对于纤维束试样,从试件长度标记处到夹具固定区之间还要涂上树脂胶粘剂起到固定试件和加强固定区的作用。

1.2.2 测试试件

将试件的两端固定在Hounsfield万能试验机的夹具上,荷载传感器的量程对于纤维单丝和纤维束分别为10 N和1000 N。在纸托不受任何拉力的情况下轻轻将长方形孔的两翼剪断。启动试验机,将试件以位移控制加以拉伸,拉伸速度:纤维单丝0.52 mm/min,纤维束1 mm/min。记录断裂荷载。

1.2.3 玻璃纤维受碱腐蚀后的强度试验

在试验中,碱性环境分别用饱和Ca(OH)2溶液、灰浆和硫铝酸盐水泥灰浆模拟,各种碱性环境的碱度见表2。

注:(1)普通硅酸盐水泥灰浆;(2)国产低碱度型硫铝酸盐水泥灰浆;(3)国产快硬型硫铝酸盐水泥灰浆,下同。

纤维单丝:从1卷粗纱中剪下约20 cm长的一段,将其浸入饱和Ca(OH)2溶液中。然后在80℃、相对湿度100%的水箱中放置200 h。取出后用蒸馏水漂洗烘干,按照与测试原始纤维单丝抗拉强度同样的方法准备试件并测试。

纤维束:对于纤维束受碱腐蚀后的强度测试采用“埋设在水泥浆中的纤维束拉伸试验”(SIC)进行测试。采用GRCA-S-0104/0184标准所示模具(见图2)。

(1)用测试原始纤维束抗拉强度同样的方法准备纤维束试件,但用玻璃纸代替铜版纸以抵抗水箱中的高湿环境。

(2)剪去纸托中部长方形孔的两侧边翼,在试件测试长度两端涂有树脂的部分用橡皮泥做的小圆锥体包裹。将试件的测试长度部分与模具的孔槽对齐,纸托两端固定在木框上。

(3)在一塑料量杯中混合一定量的水泥灰浆[m(水泥)m(砂)∶m(水)=75∶25∶32],注入模具的各个孔槽中。将整个模具置于20℃、相对湿度100%的养护室内养护24 h。

(4)将试件脱模(见图3)并放入如前所述的水箱中,经过200 h后,将其转移到室温状态下的水中15 min让其充分降温。然后根据测量原始纤维束同样的方法进行抗拉强度的测试。

1.2.4 横截面积测量

纤维单丝:纤维单丝的平均截面积是通过量测一定数量的单丝直径而求出的。单丝直径由扫描电子显微镜CamScan II得到的显微照片(见图4)上量出。

纤维束:紧接着“原始纤维的抗拉强度试验”试样准备部分的第二步,剪下的1 m长的纤维束缠绕称重。将称取的质量扣除浸润剂的含量后再除以玻璃纤维的密度便得到横截面积。

2 试验结果与分析

2.1 强度保持率试验结果(见表3)

注:(1)英国某产品。

2.2 结果分析

抗拉强度的测试是简便易行的,虽然纤维单丝的直径仅15μm左右,但借助于纸托的帮助,可以很容易地将它们固定并在试验机上进行拉伸。

生产、后处理和运输等一系列过程易造成玻璃纤维的先天缺陷,如超微孔隙、弯曲或夹杂杂质。这些缺陷是纤维受力后开始拉裂并最终破坏的主要根源。它们造成抗拉强度测试结果偏低或呈不均匀分布状。测试结果表明,分布的不均匀是非常显著的,因此,为了统计学的需要,必须准备足够多的试件。

玻璃纤维受碱腐蚀后,比起原始状态要显得柔软且可以很容易地从纤维束中剥离出来。考虑到浸润剂的含量(2%)要高于腐蚀后的质量损失,可以相信大部分的质量损失来源于对浸润剂的破坏。

(1)纤维束经过Ca(OH)2溶液腐蚀后,其强度保持率接近于纤维单丝的3倍。这说明如果要使纤维起到良好增强作用,最好将其在聚合物中保持成束状态。

(2)玻璃纤维在硫铝酸盐水泥中的强度保持率要比在普通硅酸盐水泥中的高出50%左右,因此将硫铝酸盐水泥应用于承受长期荷载的GRC构件具有很大的优势。

(3)由于饱和Ca(OH)2溶液和普通硅酸盐水泥的碱度非常接近,因此前者被用来模拟后者的碱性环境,然而玻璃纤维分别在饱和Ca(OH)2溶液和同种碱度的普通硅酸盐水泥灰浆中浸泡后得到的强度保持率却有很大的不同。这可能是由于水泥水化液中的其它化学成分也参与了对玻璃纤维的破坏;另一个可能的原因就是由于准备SIC试验的试件远比仅仅将纤维浸没于碱溶液中复杂,前者更可能对纤维造成损坏。

(4)低碱度水泥中纤维的强度保持率要高于快硬性水泥,这与二者的碱度差别相一致。

(5)不同产地的硫铝酸盐水泥的试验结果大致类似。

3 结语

玻璃纤维的强度保持率在硫铝酸盐水泥中比在普通硅酸盐水泥中的高出50%左右,这说明其在硫铝酸盐水泥中的耐久性有了显著提高,这也为GRC构件的设计提供了更大的安全空间。由此,我们相信硫铝酸盐水泥在GRC行业有着广阔的应用前景。

饱和Ca(OH)2溶液浸泡过的纤维强度保持率要大大高于同种碱度的普通硅酸盐水泥灰浆中的纤维,这说明玻璃纤维与水泥浆中的碱性水化物的反应远比与单纯的Ca(OH)2溶液的反应要复杂。另外,浸润剂对纤维束的保护效果要比纤维单丝好。

强度保持率篇2

为避免应力集中, 保证试验的有效性, 王启智等[12]提出了平台巴西圆盘的试验方法来

研究岩石的力学性能。在静态试验的理论基础上, 本文利用分离式霍普金森压杆 (SHPB) 来研究应变率对水泥砂浆平台巴西圆盘的动态劈拉强度, 弹性模量, 破坏模式的影响, 并与传统的巴西圆盘试样得到的试验结果相比较来进一步说明其合理性。

1 试验概况

1.1 试验原理

对径压缩试验是巴西学者Carneiro[4]于1953年在静态加载情况下第一个通过圆盘劈裂拉伸试验研究了混凝土的拉伸强度, 又称巴西圆盘试验。通过在一个圆柱体的直径两侧施加压力来间接测量脆性材料的抗拉强度, 如图1所示。

试件破坏沿加载直径发生, 不同于直接拉伸试件中的单轴应力分布, 巴西圆盘中的应力分布是二维的。除两加载点受压外, 其余大约80%的区域受到拉力的影响。

根据弹性理论, 在准静态条件下, 对径压缩的巴西圆盘试件除加载点外沿加载直径方向的应力为:

式中, σx为沿加载直径方向的应力, σy为垂直于加载直径方向的应力, P为试件的破坏时所施加的荷载, a和L分别为试件的半径和厚度。

当σx达到材料的抗拉强度时, 试件沿中心发生破坏, 抗拉强度可表示为:

式 (3) 中ft是试件的抗拉强度, D为试件的直径。

由于巴西圆盘试验是试件直接夹在加载装置中间, 在加载点处极易产生应力集中, 容易造成加载点处试件先被压坏, 为了保证破坏模式的合理性, 王启智等[12]提出了在试件的加载点处设置两个相互平行的平面进行均布力加载, 如图2所示, 有效的避免了应力集中, 并用有限元进行模拟, 证明当平台角2≥20°时, 才能保证中心起裂[13]。

本次试验采用平台角为20°的平台巴西圆盘试样作为研究对象, 利用文献[12]给出的结果, 得到了平台巴西圆盘试样中心两个方向上的应力分量为:

试验采用分离式霍普金森压杆 (SHPB) 作为加载装置, 利用平台巴西圆盘在准静态荷载作用下的基本原理来研究水泥砂浆在动态冲击荷载作用下的力学性能。根据文献[14]的标定结果, 平台巴西圆盘试件的抗拉强度为:

式 (6) 中Pmax是临界荷载, 即试件在冲击过程中所承受的最大荷载, D为试件直径, B为试件厚度。

1.2 试验装置

由Kolsky[15]发明的分离式霍普金森压杆 (SHPB) 广泛的用于研究材料的动态受压力学性能, 后来应用到受拉和受扭等力学性能的研究, 是测量材料在102/s~104/s应变率范围内的主要装置, 建立在弹性杆中一维应力波传播的理论基础上。本次试验装置采用中国科学技术大学生产的F74 mm直锥变截面分离式霍普金森压杆, SHPB试验设备可分为四个部分:加载系统、测量系统、数据采集系统及阻尼系统, 如图3所示。试件沿径向夹在入射杆与透射杆之间, 通过控制气压使子弹产生不同的冲击速度撞击入射杆, 产生沿入射杆方向传播的压应力波, 应力波在遇到试件后, 一部分反射回入射杆, 另一部分沿透射杆传播。入射杆和透射杆的中部表面粘贴应变片用于获取应变信号, 并由动态应变仪放大后由瞬态波形存储器采集存储。有关SHPB设备及试验过程的详细介绍可见参考文献[16]。为了确保试件受载过程中的应力平衡, 试验采取直径为20 mm, 厚度为1 mm的紫铜片作为整形器。

1.3 试件制备

试验中砂浆试件的水灰比取0.4, 配合比为水∶水泥∶砂=0.4∶1∶1.4, 水泥采用42.5级复合硅酸盐水泥。尺寸参照平面巴西圆盘试验, 平台角为20°, 试件直径74 mm, 厚度30 mm。试件正反两面中心垂直于加载方向均贴有应变片, 如图4所示。记录结果取平均值。试样分为6组, 每组试样使用霍普金森杆在不同的气压下进行加载, 从而得到水泥砂浆试件在不同应变率下的动态劈拉强度。此外, 还做了少量传统的巴西圆盘试样进行对比, 尺寸同平面巴西圆盘试样。

2 试验结果与分析

2.1 应变率对劈拉强度的影响

用电液伺服试验系统测量水泥砂浆的准静态强度, 静强度试验每组试样设计4个, 尺寸同动态劈拉试样, 取平均值作为其静态强度值, 如表1所示。试验测得的水泥砂浆在不同应变率下的试验结果如表2所示。

从表2可以看出, 随着应变率的增加, 劈拉强度值随之增加。当气压达到0.5 MPa时的强度是其准静态强度的2.19倍。水泥砂浆动态强度增长因子 (DIF) 随应变率的变化趋势如图5所示。可以看出, 试验得出的DIF值与欧洲-国际混凝土协会 (CEB) [17]提出的模型比较吻合。应变率越高, 荷载作用时间越短, 只有通过增加应力才能达到累积能量的目的, 因此, 水泥砂浆的动态劈拉强度随应变率的提高而提高。

2.2 应变率对弹性模量的影响

取应力应变曲线中较直部分的斜率作为水泥砂浆在冲击荷载作用下的弹性模量[18], 从表2中可以看出, 随着应变率的增加, 弹性模量呈增大的趋势。应变率330/s的弹模大约为50/s弹模的3倍。

2.3 应变率对水泥砂浆破坏模式的影响

由图6可以看出, 在动态加载条件下, 试件沿加载直径方向裂为完整的两半, 与杆接触的两端有三角形粉碎区域, 且与入射杆接触一端的粉碎程度要大于与透射杆接触的一端。随着应变率的增大, 粉碎区域也随之增大, 粉碎程度也随之加剧。从试验结果可以看出, 动态荷载下试样的破坏形式与应变率有关。试件在临近加载段的两端存在剪切破坏区, 该区域的大小随着应变率的提高而提高。

2.4 平台巴西圆盘与巴西圆盘的比较

从图7可以看出, 平台巴西圆盘应力应变曲线比较光滑, 巴西圆盘初始上升段有波动, 平台巴西圆盘测得的劈拉强度比巴西圆盘测得的劈拉强度要大, 峰值应力处的应变也比巴西圆盘要大。由应变片记录的信号显示平台巴西圆盘的破坏时间要短于巴西圆盘的破坏时间。这些是由于巴西圆盘试样与杆端接触处易造成应力集中, 使试样还未达到真实的劈拉强度时因应力集中造成试样过早的压坏。由图8可以看出, 巴西圆盘试样由于应力集中, 两端的粉碎情况比较严重。综上所述, 平台巴西圆盘更能保证试验的有效性和稳定性, 适用于确定水泥基材料动态抗拉力学性能。

3 结论

通过对水泥砂浆平台巴西圆盘试样进行6种不同应变率下的动态劈拉试验, 研究了高应变率下水泥砂浆劈拉力学特性, 并与传统巴西圆盘试样进行对比, 得出以下结论:

(1) 高应变率下, 水泥砂浆动态劈拉强度随应变率的提高而提高, 试验结果与CEB提出的DIF模型相吻合, 其弹性模量也随之增加。

(2) 平台巴西圆盘试样沿加载直径方向裂为完整的两半, 与杆接触的两端有三角形粉碎区域, 并随应变率的提高粉碎程度加剧。

(3) 将平台巴西圆盘试样与巴西圆盘试样进行对比, 证明了平台巴西圆盘试样具有更高的稳定性和有效性。

摘要：采用直径为74 mm的分离式霍普金森压杆 (SHPB) 设备对水泥砂浆在高应变率下的抗拉力学特性进行试验研究, 受载试件采用平台巴西圆盘试样。通过控制不同气压, 获得了50/s342/s应变率范围内的水泥砂浆动态抗拉力学性能。为了凸显平台巴西圆盘试样的合理性, 试验结果还与传统的巴西圆盘试样进行了对比。试验结果表明, 水泥砂浆的劈拉强度, 峰值应变及弹性模量随应变率的提高而提高, 试验得出的动态强度增长因子 (DIF) 值随应变率的变化趋势与欧洲-国际混凝土协会 (CEB) 提出的模型比较吻合。破坏模式与应变率有一定关系, 剪切破坏区的大小随着应变率的提高而提高。作为间接测量准脆性材料抗拉力学性能的方法, 平台巴西圆盘试样优于巴西圆盘试样。

强度保持率篇3

断裂力学的基础理论最初起源于英国学者A.A.Griffith在1920年的研究工作,Griffith最先应用能量法对玻璃、陶瓷等脆性材料进行了断裂分析,提出了在平面应力状态下,断裂应力与裂纹尺寸之间的关系为:

$σ_{F} = \sqrt{\frac{2 E Γ}{π \cdot a}}$ (1)

其中,σF为断裂应力;a为裂纹长度;E为材料的弹性模量;Γ为材料的表面能。

在Griffith理论提出了30年以后,E.Orowan对金属材料裂纹扩展过程进行了研究,指出裂纹扩展前在其尖端附近会产生塑性区,因而在裂纹扩展过程中不可避免的要产生塑性变形,并消耗一定量的形变功。所以在1949年Orowan对Griffith的研究成果进行了修正,提出了如下的修正公式:

$σ_{F} = \sqrt{\frac{2 E (Γ + U_{p})}{π \cdot a}}$ (2)

其中,Up为裂纹在扩展过程中所消耗的形变功。

Griffith和Orowan的理论构成了断裂力学中的能量理论基础。根据能量理论,当裂纹发生扩展时,裂纹体内将有两种能量发生变化。其一是裂纹体的位能将降低而释放出一部分弹性能来;其二是由于裂纹扩展形成了新裂纹表面而增加了表面能,因而要吸收一部分能量。定义裂纹扩展单位面积弹性系统释放的能量为裂纹扩展能量释放率,用G表示。

构件的断裂起源于裂纹,而裂纹的静止、平衡或发展,都与裂纹尖端附近的应力场有直接关系。Irwin通过对裂纹尖端附近应力场的研究,提出了一个新参量——应力强度因子K,并建立了断裂判据,这一判据在工程上得到了广泛的应用。

1 基于能量平衡理论的I型裂纹扩展能量释放率

现在我们从能量守恒和功能转换的关系来研究裂纹扩展过程,由此来定义能量释放率的物理意义。很显然,裂纹扩展过程要消耗能量。设有一块具有中心穿透裂纹的平板试样,裂纹的长度为2a,在拉力P的作用下,裂纹发生了扩展,同时试样也有了伸长,设裂纹两端沿着原来的裂纹线方向各扩展了长度Δa,试样伸长了Δδ,如图1所示。

设在扩展前,裂纹的面积为A,在外力P的作用下,裂纹的面积扩展了dA,在这个过程中拉力所做的功为dW,体系弹性应变能变化了dU,塑性功变化了dΛ,裂纹表面能的增加为dT。不考虑热功间的转换,则根据能量守恒和转换定律,体系内能的增加等于外力功,即:

dW=dU+dΛ+dT (3)

其中,dΛ与dT分别为裂纹扩展dA时所需要的塑性功和表面能,dΛ+dT可视为裂纹扩展所需要消耗的能量,也即是阻止裂纹扩展的能量。因此,要使裂纹扩展,系统必须提供能量,裂纹扩展dA时弹性系统释放(耗散)的能量记为:

-dΠ=dW-dU (4)

则由式(3)和式(4)可得:

-dΠ=dΛ+dT (5)

定义裂纹扩展单位面积弹性系统释放的能量为裂纹扩展能量释放率,用G表示,则有:

$G = - \frac{d Π}{d A}$ (6)

设裂纹体的厚度为B,裂纹长为a,则dA=Bda,式(6)可以写为:

$G = - \frac{1}{B} \frac{d Π}{d a} = \frac{d ξ}{d a}$ (7)

其中,dξ为裂纹扩展过程中一个单位微元厚度所做的功, $d ξ = d (- \frac{Π}{B})$ 。

2 裂纹前端应力分布及裂尖区的局部应力

通常所用的裂纹尖端的应力强度因子和裂纹尖端应力的推导方法是由应力计算来确定的。如图2所示,在一个无限宽板中,存在一个尖锐的长为2a的贯穿裂纹,裂纹前端的拉应力分布可由下式给出:

$σ = \frac{σ_{a p p}}{(1 - a^{2} / x^{2})^{1 / 2}} (- x ＜ - a \cup x ＞ a)$ (8)

其中,σapp为远场拉应力。

由式(8)可知:

在裂纹区附近:x→a,σ→∞;

在远离裂尖区:x→∞,a/x→0,σ→σapp。

由式(8)得:

$σ = \frac{σ_{a p p} \cdot x}{(x^{2} - a^{2})^{1 / 2}}$ (9)

令r=x-a,得x=r+a,代入式(9)可得:

$σ = \frac{σ_{a p p} (r + a)}{(r^{2} + 2 a r)^{1 / 2}}$ (10)

当r≪a时,(r+a)→a,(r2+2ar)→2ar,则有:

$σ = \frac{σ_{a p p} \cdot a}{(2 a r)^{1 / 2}} = σ_{a p p} (\frac{a}{2 r})^{1 / 2}$ (11)

式(11)的分子与分母同时乘以 $π^{\frac{1}{2}}$ :

$σ = \frac{σ_{a p p} (π a)^{1 / 2}}{(2 π r)^{1 / 2}} = \frac{Κ}{(2 π r)^{1 / 2}}$ (12)

式(12)表示在靠近裂尖区的局部应力。这里K被定义为应力强度因子,对于一个长度为2a的中心穿透裂纹,这个应力强度因子的值为K=σapp(πa)1/2。

3 基于虚功原理推导G与K之间的关系

在Griffith式(1)的推导过程中,运用了热力学的方法来处理裂纹的扩展。即裂纹扩展时所释放的弹性能与产生两个新表面所需要做的功相平衡。当一个裂纹扩展量为Δa时,计算能量变化转换Δξ的最佳方法是采用虚功原理。即裂纹尖端应力场做的功因裂纹虚扩展所产生的位移减少为零。

由式(12)可知,在一个长度为a的裂纹尖端前沿的应力为σ=K(2πr)-1/2。当裂纹扩展到(a+Δa)时的位移为:

$u = 2 \sqrt{\frac{2}{π}} α \frac{Κ}{E} (Δ a - r)^{1 / 2}$ (13)

此时r仍是从未扩展裂纹的尖端来计量的,那么在裂纹虚扩展过程中单位厚度所做的功为:

Δ $ξ = \int_{0}^{Δ a} σ u d r = \int_{0}^{Δ a} \frac{Κ}{(2 π r)^{1 / 2}} u d r = \frac{2}{π} α \frac{Κ^{2}}{E} \int_{0}^{Δ a} (\frac{Δ a - r}{r})^{1 / 2} d r (14)$

将r=Δasin2θ代入式(14)中的积分部分得:

$\int_{0}^{Δ a} (\frac{Δ a - r}{r})^{1 / 2} d r = \int_{0}^{π / 2} 2 (\frac{\cos θ}{\sin θ}) \sin θ \cos θ Δ a d θ = \frac{π}{2} Δ a$ 。

$Δ ξ = α \frac{Κ^{2}}{E} Δ a$ (15)

由式(15)得:

$\frac{Δ ξ}{Δ a} = α \frac{Κ^{2}}{E}$ (16)

令Δa→0,取极限得:

$l i \underset{Δ a \to 0}{m} \frac{Δ ξ}{Δ a} = \frac{d ξ}{d a} = G = α \frac{Κ^{2}}{E}$ (17)

4 结语

本文利用虚功原理推导了一种极其重要的关系,每单位厚度的裂纹的弹性能释放率G与裂纹的应力强度因子K满足关系: $G = α \frac{Κ^{2}}{E}$ 。在平面应力状态下,两者的关系为: $G = \frac{Κ^{2}}{E}$ ;在平面应变状态下两者的关系为: $G = \frac{Κ^{2} (1 - v^{2})}{E}$ 。

G的临界值即为断裂韧性,它等效于K的临界值,而后者的数值通常被引用来作为材料的断裂判据。

摘要：应用虚功原理对裂纹的弹性能释放率G与应力强度因子K之间的关系进行了推导,同时给出了一系列计算公式,最后得出了两者的关系式,为判定裂纹扩展奠定了理论基础。

关键词：断裂力学,弹性能释放率,应力强度因子,虚功原理

参考文献

[1]洪起超.工程断裂力学基础[M].上海:上海交通大学出版社,1987.

[2]J.诺特,P.威西.断裂力学应用实例[M].北京:科学出版社,1995.

[3]李庆芬.断裂力学及其工程应用[M].哈尔滨:哈尔滨工程大学出版社,1998.

[4]杨光里.断裂力学及应用[M].北京:中国铁道出版社,1990.

强度保持率篇4

水泥分别采用由重庆拉法基水泥有限公司生产的P.O42.5R水泥(用于配制C30、C40混凝土)和P.O52.5R水泥(用于配制C50混凝土);粗集料采用昆仑山碎石厂5～20 mm连续级配碎石,通过测定其振实密度确定5～10 mm与10～20 mm的搭配比例为30∶70,细集料采用昆仑山上细度模数为3.6的天然砂;硅灰采用上海埃肯公司生产的硅灰;粉煤灰采用重庆珞璜电厂生产的一级粉煤灰;矿渣采用重庆环亚建材厂生产的S95级矿渣粉;减水剂采用重庆市智翔铺道技术工程有限公司生产的LW-100高效减水剂;引气剂采用重庆油脂化学厂生产的十二醇硫酸钠。

2 试验方案及混凝土性能

试验方案:首先确定C30、C40、C50加引气剂时的基准混凝土配合比,引气剂掺量分别采用0.02%,0.025%,0.03%。其次在基准混凝土基础上采用单掺硅灰(以6%为掺量起点,2%为掺量间隔)、矿渣(以10%为掺量起点,10%为掺量间隔)、粉煤灰(以10%为掺量起点,10%为掺量间隔),硅灰和矿渣等量取代水泥用量,粉煤灰超量取代水泥用量,超量系数1.1;最后根据单掺效果选出较优掺量的复掺方式。通过测试其各自的力学性能和抗冻性能,将进行冻融循环后的试件切割成100 mm×100 mm×100 mm的立方体试件进行抗压强度试验,通过对试验结果得出回归方程。具体混凝土配合比及性能见表1。

冻融试验依据GBJ 82-85《普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法》快冻法规定成型100 mm×100 mm×400 mm 的棱柱体试件,每组试件有3块。试件在养护至28 d龄期时进行冻融试验。冻融循环达到以下3种情况的一种时即可停止试验: 达到规定的冻融循环次数; 试件的相对动弹性模量下降到60%以下; 试件的质量损失率达5%。相对动弹性模量按下式计算:

$Ρ = f_{n} / f_{0} \times 100 .$

式中:P为经n次冻融循环后混凝土试件的相对动弹性模量,%; fn为经n次冻融循环后混凝土试件的横向基频,Hz; f0冻融循环试验前混凝土试件横向基频初始值,Hz。

3 耐久性系数与强度下降率之间的关系

抗冻耐久性系数按下式计算:

$Κ_{n} = Ρ \times Ν / 300 .$

式中:Kn为经n次冻融循环后混凝土试件的抗冻耐久性系数,%; n为混凝土试件经受的冻融循环次数; P为经n次冻融循环后混凝土试件的相对动弹性模量,%。

将进行冻融循环后的试件切割成100 mm×100 mm×100 mm的立方体试件进行抗压强度试验,冻融后试件抗压强度试验结果见表2。强度保持率是指冻融循环后试件强度与冻融循环前试件强度的比值,强度下降率与强度保持率成反比关系。

通过对耐久性系数与强度下降率回归分析发现二者呈现出极强的相关性,相关系数达到0.9,同时得到关于耐久性系数与强度下降率关系为

$y = 0.003 5 x^{2} - 1.176 6 x + 91.481 .$

式中:x为混凝土耐久性系数,y为混凝土经冻融循环后的强度下降率,回归曲线见图1。

通过对比发现耐久性系数越小强度下降率越大,即强度保持率相应减小,耐久性系数越大强度损失越小,对于耐久性系数在10%～30%的混凝土冻融循环后强度损失较大,一般强度保持率约为30%,当耐久性系数30%～60%时混凝土经冻融循环后一般强度保持率还能维持在50%,而对于耐久性系数高于60%的混凝土则经冻融循环后其强度损失不大,一般强度保持率都在70%以上,所以这充分说明混凝土提高抗冻性的同时也能使得混凝土经受冻融循环后的强度保持率提高,从而使混凝土结构物承受荷载的能力延长,减少因冻融破坏后承载力降低而失效。

4 结束语

通过试验对比发现混凝土耐久性系数越小,强度下降率越大即强度保持率相应减小,耐久性系数越大强度损失越小。通过对耐久性系数与强度下降率之间进行回归分析发现二者呈现出极强的相关性,相关系数达到0.9。这也表明耐久性系数不仅单单衡量混凝土抗冻性能的好坏,也间接衡量出混凝土经冻融循环后的剩余强度大小。

参考文献

[1]吴中伟,廉慧珍.高性能混凝土[M].北京:中国铁道出版社,1999.

[2]冯乃谦.高性能混凝土[M].北京:中国建筑工业出版社,1996.

[3]计丽萍,吴学礼,黄士元.抗冻混凝土的设计[J].上海建材学院学报,1993(2):16-18.

[4]刘信斌,孙家升.混凝土抗冻性评价方法研究[J].四川建材,2008(1):36-37.

[5]刘崇熙,汪在芹.坝工混凝土耐久寿命的现状和问题[J].长江科学院院报,2000(1):4-6.

[6]GB/T50082-2009普通混凝土长期性能和耐久性试验方法[S].北京:中国建筑工业出版社,2010.

[7]刘志勇,马立国.高强混凝土的抗冻性与寿命预测模型[J].工业建筑,2005,35(1):26-28.

强度保持率篇5

1 研究范围及研究对象

研究范围:

1.1 裸端子压接实例

轨道车辆电气连接中用EP-510B液压钳压接某进口品牌TN95-12型号裸端子和某国产品牌TN95/D12型号裸端子, 证实了电气连接压接过程中已发生了6.38%~17.24%的变形率范围。

1.2 铜材质的研究范围

目前尚无对轨道车辆用裸端子的材料牌号作出具体规定的国家标准, 在QJ2633-94模压式压接连接通用技术条件4.1.2.2条规定“压线筒的材料应选用纯铜或含铜量不低于60%的铜合金”, 但有关的产品介绍或信息对裸端子材料仅列示为纯铜、镀锡、黄铜、锡磷青铜、镀锡铜等等, 为研究不同牌号铜材在不同的变形率下的拉断力差异, 研究中采用了11种铜材见表1。

2 研究样件制作及拉断力试验数据获取

2.1 样件制做

(1) 样件尺寸140*4.9*4.9。

(2) 变形率模具按策划的变形率制做, 共7种。

(3) 将11种铜材按策划的变形率在TYP-300型压力试验机上压制, 共77件。

2.2 试验数据——拉断力

拉断力直接在TYE-300型压力试验机上读取, 见图1。

3 试验曲线综合分析

3.1 适用压接连接过程中的实用曲线分析

(1) JB/T2436.2-19925.9和JB/T2436.2-945.7条均规定在耐拉力试验过程中不得出现“导线在压接部位断裂”, 即在电气连接中裸端子所用铜材的抗拉强度必须不低于电缆的抗拉强度, 但获取全部研究的铜材的抗拉强度有较大难度, 为此间接估算在用裸端子实施电气连接时的最大拉断力不小于75KN, 分析如下:

(1) 由《机械设计手册》查得纯铜 (T2、T3、T4) 的抗拉强度为30kg/mm2。

(2) 估取“等同研究样件的电缆面积”为5*5=25 mm2。

(3) 电缆拉断力=30*25=750 kg=7.5KN。

(2) 基于“7.5KN假设”和试验曲线, 可有以下分析:在压接连接过程中纯铜T2允许有较大的变形率范围0<变形率<20%;普通黄铜H68A变形率范围只在0<变形率<6%以内。

3.2 适用压接连接过程的综合曲线绘制

分析及试验获取的数据绘制研究范围内铜材拉断力综合曲线。

3.3 综合试验曲线分析

3.3.1 同种材料变形率范围统计分析

统计研究范围内铜材适用压接连接过程的变形率范围。

3.3.2 适用压接连接过程的同一变形率下端子材料选用范围及优选方案分析

(1) 如果依据压接工具和端子实际尺寸估计变形率为6.38%, 分析可见, 在研究铜材范围内端子材料不能选用普通黄铜H68A。

(2) 材料优选。研究铜材电阻率计算表中的“电阻率排序”可确定压接变形率为6.38%时的材料。

GB/T5231-2001加工铜及铜合金化学成分和产品形状标准中规定了41种不同成分的铜材, 本文结合裸端子的实际压接实例, 仅对11种铜材在7种变形率下的拉断力进行了数据统计分析, 总结了研究范围内不同牌号铜材在压接过程中的适宜变形率范围以及在某一变形率下的裸端子材料优选方案, 但因变形率制做精度及测量误差因等素的存在, 统计分析数据及推断的分析结果并非完全正确可靠, 仅供参考。

摘要：耐拉力是用裸端子实施电气连接时的重要技术要求, 变形率是影响耐拉力的重要因素, 不但不同牌号的铜材在压接过程中有不同的适宜变形率范围, 而且相同的裸端子用不同压接工具压接时必然出现不同的变形率, 在研究裸端子耐拉力时可以用等截面纯铜导线的拉断力作为研究依据。

关键词：裸端子,变形率,压接连接,抗拉强度,压接电阻

参考文献

[1]JB/T 2436.1-1992导线用铜压接端头[Z].第1部分:0.5-6.0 mm2导线用铜压接端头, 2006.

强度保持率篇6

1 再生粗骨料

本试验采用的再生粗骨料(Recycled Aggregate Concrete, RAC)来源于宿迁学院建筑工程系结构试验室废弃的混凝土试块。天然粗骨料(Natural Aggregate Concrete,NAC)为市场上购买的2号石子,最大颗粒粒径为31.5 mm,级配为连续级配。再生骨料生产工艺流程主要有破碎处理、剔除钢筋等杂质、筛分、清洗等[2]。经过比较分析国内外对再生骨料的生产工艺,根据学校实验室现有设备,给出一套适合本试验的生产工艺流程。首先,废弃混凝土块中存在着钢筋、木块、塑料碎片、玻璃、建筑石膏等各种杂质,为确保再生混凝土的品质,人工去除杂质。把废弃混凝土试块用鄂式破碎机破碎成颗粒,用孔径5 mm和40 mm的筛把粒径在5 mm～40 mm的颗粒筛分出来。颗粒的表面较为粗糙,空隙较多,天然粗骨料的表面则相对光滑。肉眼可以看到颗粒表面大都附着水泥砂浆,直接导致水泥浆和骨料的粘结力降低,从而降低再生混凝土的强度。因此需经冲洗,烘干后作为再生粗骨料使用[3]。

1)级配。

试验仪器设备:实验筛孔径为31.5 mm,26.5 mm,19.0 mm,16.0 mm,9.5 mm,4.75 mm,2.36 mm的方孔筛,以及筛的底盘、盖各一只,筛框内径约300 mm;电子称一台;摇筛机一台。将取代率为0%,25%,50%,75%,100%的再生粗骨料各取8 kg按标准实验方法筛分。筛分结果见表1,可见几种取代率的再生粗骨料粒径大小组合都符合GB/T 14685-2001建筑用碎石、卵石的连续级配要求。

2)堆积密度与表观密度。

再生粗骨料与天然粗骨料的堆积密度和表观密度的试验结果见表2。试验结果表明,与天然粗骨料对比,再生粗骨料的堆积密度和表观密度分别降低8%和10%,密度降低的主要原因有再生粗骨料表面裹有水泥砂浆,另外再生粗骨料里还包含部分独立成块的水泥砂浆[4]。水泥砂浆的密度要低于天然碎石的密度,导致再生粗骨料的密度要低于天然粗骨料。

3)吸水率。

再生粗骨料与天然粗骨料的吸水率试验结果见表3,试验表明,再生粗骨料的吸水率高于天然粗骨料,大约为天然粗骨料的3.7倍。其原因在于再生骨料颗粒棱角多,表面粗糙,组分中包含相当数量的硬化水泥砂浆(包裹在天然骨料表面或以碎屑形式存在),水泥砂浆本身孔隙比较大,且在破碎过程中其内部产生大量的微裂缝[5],因此,再生骨料的吸水性和吸水速率比天然骨料要大。随时间的变化关系可以看出天然粗骨料和再生粗骨料均在短时间内吸水饱和。对于再生粗骨料,10 min吸水量可以达到饱和量的85%,30 min吸水量可以达到饱和量的95%。

由以上试验可以看出,本试验中用的再生粗骨料能够满足规范GB/T 14685-2001建筑用碎石、卵石对粗骨料的要求(表观密度不小于2 500 kg/m3,堆积密度不小于1 350 kg/m3,吸水率不大于10%)。因此,目前看来,该再生粗骨料可以代替天然粗骨料来配制混凝土。

2 再生混凝土配合比设计

1)试验材料。

水泥为32.5级普通硅酸盐水泥,其表观密度为3 100 kg/m3;砂为中砂,细度模数为2.6,含水量为6.6%;上述试验得粗骨料基本性能见表4。

2)基于抗压强度的配合比设计。

借鉴JGJ 55-2000普通混凝土配合比设计章程,配制C30强度等级混凝土。水灰比0.409,砂率35%,将再生混凝土的用水量分为净用水量和附加用水量两部分。混凝土共分为五组,编号为RC—0%,RC—25%,RC—50%,RC—75%,RC—100%,分别代表粗骨料取代率为0%,25%,50%,75%,100%的再生混凝土,施工配合比见表5。

3 立方体抗压强度

1)试块制作和养护。混凝土搅拌设备为一容量为15 L的搅拌机。采用二次投料法,先加入粗骨料和砂,搅拌2 min,再加入水泥和水,搅拌5 min。5组不同取代率试块,每组做3块,共计15块。将混凝土拌合物注入钢模,经振动台振实,24 h后拆模,放入实验室标准养护28 d后取出试验。2)试验方法。立方体抗压试验采用长春试验机研究所生产的电液伺服压力试验机,最大试验力5 000 kN。试验过程中连续均匀加载,加载速度为2 mm/min。取三个试件测试值的平均值作为该组试件的抗压强度值,若三个测定值中的最大值或最小值中有一个与中间值的差值超过中间值的15%,则把最大值和最小值舍除,取中间值作为该组试件的抗压强度值。如果最大值和最小值与中间值的差值均大于中间值的15%,则该组试验结果无效[6]。3)试验结果。五种不同再生粗骨料取代率的再生混凝土立方体抗压强度见表6。由表6可见,再生混凝土的立方体抗压强度随再生粗骨料取代率的增加而降低,与普通混凝土相比,再生混凝土的抗压强度有所降低。与普通混凝土试块r=0%相比,再生混凝土试块r=25%的抗压强度降低了0.41 MPa;再生混凝土试块r=50%的抗压强度降低了1.17 MPa;再生混凝土试块r=75%的抗压强度降低了2.79 MPa;再生混凝土试块r=100%的抗压强度降低了3.09 MPa。但是所有取代率的再生混凝土都达到C30强度等级要求。

4 结语

如果再生粗骨料能够满足规范GB/T 14685-2001建筑用碎石、卵石对粗骨料的要求,再生粗骨料可以部分或全部代替天然骨料生产C30强度等级混凝土。再生混凝土抗压强度相对低于普通混凝土,且随再生粗骨料取代率的增加而降低。

摘要：通过试验测出再生粗骨料的堆积密度、级配、吸水率、压碎指标等,参照《普通混凝土设计规程》,采用附加水法,实验室配制C30再生混凝土,再生粗骨料取代率为0%,25%,50%,75%,100%。试验结果表明,随再生粗骨料取代率的增大,立方体28 d抗压强度逐步降低,但是都能满足C30强度等级要求。

关键词：再生粗骨料,取代率,立方体抗压强度

参考文献

[1]刘婷婷,张涛.再生混凝土研究现状与存在的问题[J].山东建材,2005(4):1-4.

[2]肖建庄.再生混凝土[M].北京:中国建筑工业出版社,2008.

[3]沈大钦.再生骨料混凝土性能的研究[D].北京:北京交通大学,2006.

[4]Shelburne Wayne M,Degroot Don J.Use of waste and recycledmaterials in highway construction[J].Civil engineering prac-tice,1998,13(1):5-6.

[5]陈永刚,曹贝贝.再生混凝土国内外发展动态[J].国外建材科技,2004(3):4-5.

【强度保持率】推荐阅读：

抗拉强度、冲击强度09-16