化学性能变化

化学性能变化（精选7篇）

化学性能变化 篇1

应用于地下结构、化工厂房、酸雨严重地区的混凝土常常由于NH4+、SO42-、H+的作用而发生不同程度的破坏。由于混凝土是一种多孔结构材料, 因此, 在腐蚀介质作用下会发生由表及里的破坏。在目前的研究中, 混凝土在腐蚀介质长期作用下性能劣化的研究已经较为成熟, 但是对短期腐蚀作用下表面物理性能劣化的研究却鲜有报道:文献[1]研究了硫酸铵溶液作用下混凝土表层硬度的变化情况;文献[2]利用干湿循环的方法, 结合SEM研究了混凝土在硫酸铵溶液作用下表层腐蚀破坏的机理。在硫酸铵这种强腐蚀介质的长期作用下, 混凝土中水泥水化产物会发生溶解, 生成的石膏和钙矾石还会引起混凝土结构的膨胀;尽管短期腐蚀不会对混凝土整体性能产生重要的影响, 但是形成的石膏却会将表层某些粒径较小的骨料挤出水泥浆体。伴随着腐蚀作用的进行和风沙、雨滴的微小冲击作用, 混凝土表层将迅速被破坏, 从而为深层次的腐蚀埋下隐患。为此, 研究混凝土在腐蚀介质作用下表层物理性能的变化是有必要的。

在研究混凝土表层物理性能的方法中, 回弹法和表层渗透性能测定法已得到了广泛的应用, 但是这些应用都有一定的缺陷:回弹法只能应用于普通强度等级的混凝土, 并且由于误差太大, 只能对混凝土进行定性的判定;表层渗透法容易受混凝土密实程度、环境温度湿度的影响, 其应用都有一定的局限。在评判材料表面物理性能的研究方法中, 冲击球压法以便于操作、解析理论精确等特点备受重视, 目前已成功应用于脆性材料及金属材料的弹塑性变性特征等领域[3,4,5], 但是在混凝土工程中的应用屈指可数:文献[6]利用冲击球压方法和恢复系数的物理意义研究了喷射混凝土的喷射成功概率;文献[7]利用冲击球压方法, 结合等效冲击[8]的概念研究了混凝土材料在小能量冲击作用下的损伤破坏现象;文献[9]研究了混凝土在颗粒冲击作用下局部损伤的机制, 但是利用冲击球压技术评价混凝土受腐蚀破坏的研究尚未见报道。本文利用冲击球压方法研究了短期化学腐蚀下混凝土表面的物理性能及变化特征, 拟建立一种可快速、敏锐评价混凝土表面受短期腐蚀作用而变化的测试方法。

1 理论背景

假设一个质量为m、弹性模量与泊松比分别为E1和v1的小球垂直地冲向弹性模量和泊松比分别为E和v的平面上, 接触瞬间小球相对于平面的临界速度为vin, 材料受到的最大荷载F与产生的最大损伤半径a表示为[10]:

对于任何材料而言理论半径a永远小于实测半径r, 因此符合式 (3) 关系的情况是不存在的, 在实际研究中, 往往采用打磨抛光等措施降低二者之间的误差;此外, 由于冲击过程中压痕损伤区的复杂变化, r值在一般情况下略微偏大。假设冲击结束后材料弹性变形完全恢复, 残余的损伤区相当于冲击最终产生的损伤。在对材料进行迅速、敏锐地检测时这种假设是可行的。因此损伤区的体积可表示为:

由能量守恒的原理可知, 球头接触平面时的动能Uk在冲击中转化为使材料发生弹塑性变化的变形能UE、UP和弹性波的振动扩散以及极少量的热能[11], 根据Hutchings[12]的研究, 弹性波振动扩散的能量大概占总能量的1%~4%, 可以将其忽略不计, 因此冲击过程中各组分的能量遵循[13]:

冲击结束后弹性变形能使球头发生速度为vout的回跳[14], 即:

结合式 (1-7) , 得到动态硬度和恢复系数的表达为:

由式 (8-9) 可知, 动态硬度和恢复系数分别定义了一定能量下材料抵抗塑性变形和发生弹性恢复的能力, 反映了材料表面弹塑性力学特征。上述公式中出现的物理量除半径r需要测量之外, 其他物理量均为已知、或可由传感器读出, 因此只要对r进行精确的测量, 就可以方便地评价岩石材料表面的弹塑性力学特征。

2 试验材料与方法

混凝土强度等级为C80, 28天抗压强度为86.2MPa, 配合比见表1, 采用100mm×100mm×100mm的模具成型。为了保证混凝土强度的顺利发展, 拆模后将混凝土置于标准养护室养护56天, 之后分为两组, 一组置于标准养护室继续养护, 另外一组置于HNO3和5%质量分数的 (NH4) 2SO4混合溶液中 (p H=2.54) , 以浸泡3天105℃干燥1天为1个循环, 3个循环构成1个周期。每个循环结束后测量溶液p H值并利用HNO3重新将溶液酸度调整至2.54, 每个周期结束后对其进行抗压强度和冲击球压试验。

冲击球压装置为自己设计, 设备原理见图1。其中, 球头材料为碳化钨, 弹性模量和泊松比分别为600GPa和0.15, 为了降低样品边缘和测点间距所带来的测试影响, 对测点位置进行了规范的布置 (图2) :测点距样品边缘>1cm, 测点间距>2cm。冲击过程中的荷载通过传感器精确测定;试验结束后, 利用日产VHX-600E型超景深显微镜对损伤半径进行测量。

3 试验结果与讨论

3.1 腐蚀时间对冲击荷载—时间关系的影响

图3给出了不同腐蚀周期下混凝土在一次冲击荷载作用下冲击荷载与冲击时间的变化曲线。从图中可以看出, 随着腐蚀行为的进行, 短期内混凝土冲击荷载—时间曲线轮廓没有什么变化, 这说明短期的腐蚀不会对混凝土表层以下的结构产生明显的破坏。注意到卸载结束时此关系的变化, 可以发现球头并非以0荷载的形式离开混凝土表面, 而是伴随有不同程度的振荡, 这种振荡特性随着腐蚀时间的不同而不同;另外, 观察荷载峰值也可以发现类似的不同。为了清晰地观察这一现象, 现将两区域放大后的曲线关系列于图4、图5。

由图 (4-5) 可知, 随着腐蚀时间的增加, 混凝土的峰值变化是较为类似的, 而球头所能达到的峰值荷载却是逐渐降低的;应用于本试验中的数据均是在相同高度下落的条件下所记录, 因此, 混凝土的峰值变化说明了表层腐蚀的存在性和腐蚀时间依赖性。对球头脱离混凝土表面瞬间的冲击荷载——时间曲线分析表明, 随着腐蚀行为的进行, 卸荷过程中受冲击混凝土区域反作用于球头的冲量也逐渐降低;冲击过程中球头使混凝土局部区域发生弹塑性变形, 由于塑性变形基本无法恢复, 而弹性变形在卸载过程中基本发生完全恢复, 此时产生弹性恢复的能量主要转化为球头离开表面时的冲量;因此腐蚀行为的进行会降低混凝土表面的弹性。

为了进一步说明这个关系, 将冲击荷载—压痕尺寸关系列于图6。从图6可知, 在本试验范围内的混凝土冲击荷载—压痕尺寸关系近似呈现双线性;不论腐蚀时间多长, 混凝土总是在度过某一临界荷载后荷载不再随着压痕尺寸的增加而明显增加, 但是临界荷载以内的冲击荷载—压痕尺寸斜率却随着腐蚀的进行而降低。这种现象一方面说明了短期腐蚀不会改变混凝土表层以下的物理性能, 另一方面追踪到了混凝土表层物理性能随腐蚀的进行而逐渐劣化的现象。

3.2 腐蚀时间对溶液p H值和抗压强度比的影响

随着腐蚀的进行, 混凝土的碱性组分不断被溶液中的H+和NH4+所消耗, 溶液p H值远远大于初始值 (图7) , 从图7中可以发现, 最初的循环结束时溶液p H值变化最为剧烈, 而后的变化基本趋于平衡, 这说明了H+和NH4+一开始就造成了混凝土表面组分的大量溶蚀, 随着腐蚀的进行, 表面组分的溶蚀程度有所降低。

对相同龄期下受腐蚀和标准养护的混凝土抗压强度比进行分析可知 (图8) , 短期腐蚀不会对混凝土整体性能造成破坏。处于腐蚀溶液中的混凝土短期内表面会受到破坏, 而溶液中大量的水份却可以满足混凝土内水泥水化反应的需求, 在腐蚀破坏的速率低于水泥水化反应的速率时, 抗压强度比不具备精确追踪混凝土腐蚀程度的时效性。

3.3 腐蚀时间对混凝土表层动态硬度和恢复系数的影响

通过上文的分析可知, 宏观物理性能不能准确地表征短期腐蚀下混凝土遭受破坏的程度, 而腐蚀溶液p H值的变化特性只能应用于实验室的连续追踪, 在实际情况中, 混凝土遭受化学腐蚀破坏并非全部以可见溶液为介质。为此, 结合上文所述的公式, 在相同荷载水平下得到了不同腐蚀时间下混凝土动态硬度和恢复系数的近似值图9) 。在这里必须要说明的是, 动态硬度和恢复系数不是材料固有的参数, 它会随着材料的宏观性能、冲击荷载等因素的变化而迅速变化, 本文对混凝土动态硬度和恢复系数的定量化是建立在荷载与冲击高度基本相同的前提下。由图9可知, 随着腐蚀的进行, 混凝土表层的动态硬度和恢复系数均下降了, 且在第二个腐蚀周期之前下降的程度最明显, 由于动态硬度和恢复系数分别代表了材料表面在动荷载作用下抵抗局部塑性变形的能力和弹性损耗的特性, 因此随着腐蚀的进行, 混凝土表面不但抵抗塑性变形的能力减弱了, 而且弹性特性也发生了严重的降低。

4 结论

通过对混凝土进行短期腐蚀的试验, 可以得到如下结论:

(1) 由冲击荷载—时间关系曲线可知, 冲击结束后球头离开混凝土表面瞬间所储存的能量随着腐蚀时间的增加而减小;

(2) 由冲击荷载—压痕尺寸关系可知, 在限定高度的条件下, 混凝土冲击荷载—压痕尺寸关系特性表现为双线性, 这一特性在短期内不会随着腐蚀的进行而改变, 但是在荷载临界值之前曲线的斜率随着腐蚀的进行而逐渐降低;

(3) 随着腐蚀的进行, 混凝土的动态硬度、恢复系数逐渐降低, 并且降低的趋势在腐蚀前期最为剧烈, 因此, 研究混凝土早期的腐蚀变化对混凝土深层次的腐蚀破坏有重要意义。

(4) 抗压强度比不能对短期腐蚀条件下混凝土破坏的程度进行表征, 溶液p H值的变化无法使用于所有混凝土工程, 而冲击球压法可以对混凝土短期内的腐蚀破坏程度进行敏感、精确的表征, 因此, 通过冲击球压法可以方便、快捷地确定出混凝土在腐蚀过程中表面物理性能的变化。

摘要：混凝土是一种极易受环境介质影响的材料。为了探索可敏锐检测短期内环境腐蚀介质对混凝土表层物理性能破坏的测试方法, 利用冲击球压法研究了混凝土冲击荷载—压痕尺寸、冲击荷载—接触时间关系以及抗压强度比与腐蚀溶液pH值随腐蚀时间变化的特点。研究表明, 混凝土冲击荷载—压痕尺寸及接触时间的曲线不会随着腐蚀的进行而变化, 但是卸载结束后球头的受力状态和低荷载阶段的球头冲击状态却会随着腐蚀的进行而敏感变化。此外, 结合上述结论得到的相同荷载水平下混凝土的动态硬度和恢复系数表明:在腐蚀前期, 硫酸铵和酸溶液的混合腐蚀对混凝土表层物理性能的劣化起到重要作用。

关键词：混凝土,表面物理性能,化学腐蚀,冲击球压法,荷载—压痕关系,荷载—时间关系,动态硬度,恢复系数

温度变化对钢梁受力性能的影响 篇2

温度应力是大跨度钢结构设计中不可回避的问题。温度作用下,结构将产生变形,如果这种变形没有受到约束,结构中不产生内力;反之,如果变形受到约束,结构中将产生内力。国内外很多学者对钢结构在温度作用下的性能进行了研究。

马人乐等[5]结合黑龙江电视塔工程用刚度位移法研究严寒下塔桅结构的温度效应。计算了结构内外温度相等和内外温度不等的不同工况,得出温度效应对塔桅结构的影响规律。

董继斌[6]结合一45 m×81 m双层柱面网壳工程实例,分析温度应力的影响、支座水平推力等问题。得出结论:温度应力对狭长矩形平面的柱面网壳结构拱向受力杆件的内力影响不大,对纵向边缘杆件和角部杆件内力有一定影响;采用弹性支承可降低支座附近杆件温度应力,但也使结构刚度有所降低,设计时应慎重采用。

张辉等[7]分析了冷却塔杆件在均匀温度场变化下的温度应力,并且结合边界约束条件的影响来探讨该结构的温度应力。

蒋首超和李国强[8]根据结构力学原理和方法,将钢框架中的杆件简化成带弹性杆端约束的单个构件,提出了一种计算局部火灾下钢框架温度内力的实用计算方法。

苏健[9]等用有限元软件ANSYS分析了温度变化对杆和拱屈曲性能的影响,并得出升温可以提高圆拱稳定性,降低温度,对圆拱稳定性影响不大。

Bradford[10,11]利用能量原理对梁柱等构件在温度荷载作用下的弹性性能以及对圆弧拱的屈曲性能进行了研究。

Song等[12,13]对沿构件长度方向不均匀分布温度荷载作用下Timoshenko梁的温度效应以及温度作用下一端固支一端铰支Euler-Bernoulli梁的屈曲以及屈曲后性能进行了研究。

本文利用虚功原理推导了钢梁在荷载以及温度作用下的平衡方程,并讨论了温度变化对钢梁受力性能的影响。需要指出的是,本文讨论的温度变化范围在100 ℃以内不会因为温度的变化产生本构关系的变化,并假定钢材本构关系处于线弹性范围内。

1 平衡方程

本文研究对象的几何模型如图1所示。假定温度在构件截面高度方向沿y轴为线形分布。在温度荷载作用下,梁的轴向应变以及弯曲曲率为:

$\epsilon {}_{{\rm T}}=\alpha {\rm T}{}_0=\alpha \frac{{\rm T}{}_1+{\rm T}{}_2}{2}‚\rho {}_{{\rm T}}=\alpha \frac{\text{Δ}{\rm T}}{h}=\alpha \frac{{\rm T}{}_1-{\rm T}{}_2}{h}$ (1)

其中,T1,T2分别为钢柱上下表面温度变化值;α为钢材的热膨胀系数,本文采用1.2×10-5/℃;h为构件截面的高度。

钢梁的非线性几何关系为[11,13]:

$\epsilon =u^{\prime }+\frac{1}{2}(v^{\prime }){}^2-y{v}^{″}$ (2)

其中,()′=d()/dx;u,v分别为构件轴向和竖向位移。

钢梁的应变包括力学应变以及热应变部分[11]:

ε=εe+εT+yρT=εm+εb+εT+yρT (3)

其中力学应变又可以分为轴向应变εm和弯曲应变εb,分别为:

$\epsilon {}_m=u^{\prime }+\frac{1}{2}(v^{\prime }){}^2-\alpha {\rm T}{}_0,\epsilon {}_b=-y(v^{″}+\rho {}_{{\rm T}})$ (4)

假设钢柱在温度作用下,虚应变为δε,虚位移为δv,根据虚功原理可得:

∫L/2-L/2∫A(σδε)dAdx-∫L/2-L/2qδvdx=0 (5)

将式(4)代入上式,可得:

对式(6)分部积分,可以得到钢梁轴向以及竖向的平衡方程为:

-EAεm′=0 (7)

EIz(v″+ρT)″-EA(εmv′)′-q=0 (8)

以及边界条件:

$v\left|{}_{x=\pm L/2}=0‚(v^{″}+\rho {}_{{\rm T}})\right|{}_{x\pm L/2}=0$ (9)

2 竖向位移

从式(7)可以看出轴向应变εm是一个常量并可表示为:

$\epsilon {}_m=\frac{{\rm N}}{EA}$ (10)

其中,N为钢柱轴力,拉为正,压为负。

2.1 轴力为拉力

将式(10)代入式(8)并引入两个参数:

$\mu {}_1^2=\frac{{\rm N}}{E{\rm I}{}_z}‚w{}_1=\frac{qL}{{\rm N}}$ (11)

则式(8)可以表示为:

$\frac{v{}^{iv}}{\mu {}_1^2}-v^{″}=\frac{w{}_1}{L}$ (12)

利用边界条件式(9),求解方程式(12)可得钢梁的竖向位移为:

$\begin{array}{l}v=\frac{Le{}^{-u{}_{1}x}}{8\eta {}_1^2(1+e{}^{2\eta {}_1})}\{e{}^{\eta {}_1}(2w{}_1-2\rho {}_{{\rm T}}L)(1+e{}^{2u{}_{1}x})+\\ e{}^{u{}_{1}x}[2\rho {}_{{\rm T}}L+w{}_1(\eta {}_1^2-u{}_1^{2}x{}^2-2)](1+e{}^{2\eta {}_1})\}(13)\end{array}$

其中,η1=μ1L/2。

钢梁跨中位移(x=0)为:

$v{}_0=\frac{L}{8}[w{}_1+\frac{2(\rho {}_{{\rm T}}L-w{}_1)(\text{c}\text{o}\text{s}h\eta {}_1-1)}{\eta {}_1^2\text{c}\text{o}\text{s}h\eta {}_1}$ (14)

2.2 轴力为压力

将式(10)代入式(8)并引入两个参数:

$\mu {}_2^2=-\frac{{\rm N}}{E{\rm I}{}_z}‚w{}_2=-\frac{qL}{{\rm N}}$ (15)

则式(8)可以表示为:

$\frac{v{}^{iv}}{\mu {}_2^2}+v^{″}=\frac{w{}_2}{L}$ (16)

利用边界条件式(9),求解方程式(16)可得钢梁的竖向位移为:

$\begin{array}{l}v=\frac{w{}_2}{u{}_2^{2}L}[\frac{\cos (u{}_{2}x)-\cos \eta {}_2}{\cos \eta {}_2}+\frac{1}{2}(u{}_{2}x){}^2-\frac{1}{2}\eta {}_2^2〗+\\ \frac{\rho {}_{{\rm T}}L{}^2[\cos (u{}_{2}x)-\cos \eta {}_2]}{4\eta {}_2^2\cos \eta {}_2}(17)\end{array}$

其中,η2=μ2L/2。

钢梁跨中位移(x=0)为:

$v{}_0=\frac{L}{8}[\frac{2(\rho {}_{{\rm T}}L+w{}_2)(1-\cos \eta {}_2)}{\eta {}_2^2\cos \eta {}_2}-w{}_2$ (18)

3 钢梁应力

根据《钢结构设计规范》[15]拉弯或者压弯构件的承载能力应按下式进行验算:

$\frac{{\rm N}}{A{}_n}\pm \frac{{\rm M}{}_z}{rW{}_{nz}}\le f$ (19)

其中,f为材料的设计强度;r为与截面模量相应的截面塑性发展系数。本文验算承载能力时不考虑截面的塑性发展,取r为1.0。则式(19)可以转化为:

σmax≤f (20)

其中,钢梁截面上任意一点应力为:

$\sigma =E\epsilon {}_e=E(\epsilon {}_m+\epsilon {}_b)=\frac{{\rm N}}{A}-E{}_y(v^{″}+\rho {}_{{\rm T}})$ (21)

由式(13),式(17)以及式(21)可知,钢梁的应力和位移的计算公式中,都是轴力系数η未知。下面将通过梁全长的平均轴向应变应等于式(10)表示的轴向应变常量来计算钢梁的轴力系数:

$\frac{{\rm N}}{EA}=\frac{1}{L}{\displaystyle {\int }_{-L/2}^{L/2}[u^{\prime }+\frac{1}{2}(v^{\prime }){}^2-\epsilon {}_{{\rm T}}}$dx (22)

其中,

$\frac{1}{L}{\displaystyle {\int }_{-L/2}^{L/2}{u}^{\prime }}\text{d}x=u(L/2)-u(-L/2)=0$ (23)

3.1 轴力为拉力

当梁的轴力为拉力时,将式(10)简化为:

$\epsilon {}_m=\frac{{\rm N}}{EA}=\frac{{\rm N}}{E{\rm I}{}_z}\cdot \frac{{\rm I}{}_z}{A}=\mu {}_1^{2}i{}_z^2$ (24)

将式(13)以及式(24)代入式(22)可得:

$\frac{4\eta {}_1^2}{\lambda {}^2}+\epsilon {}_{{\rm T}}=\frac{A{}_1+B{}_1\text{c}\text{o}\text{s}h(2\eta {}_1)+C{}_1\text{s}\text{i}\text{n}h(2\eta {}_1)}{96\eta {}_1^3\text{c}\text{o}\text{s}h{}^2(\eta {}_1)}$ (25)

其中,

长细比λ=L/iz。

将所求得的轴力等代入式(21),可得钢梁截面任意一点的应力为:

$\sigma =E[\frac{4\eta {}_1^2}{\lambda {}^2}-y\left(1-\frac{e{}^{ux}+e{}^{-ux}}{e{}^{\eta {}_1}+e{}^{-\eta {}_1}}\right)\left(\rho {}_{{\rm T}}-\frac{w{}_1}{L}\right)$ (26)

则钢梁截面最大应力为:

$\sigma {}_{\max }=E[\frac{4\eta {}_1^2}{\lambda {}^2}\pm \frac{h}{2}\left(1-\frac{2}{e{}^{\eta {}_1}+e{}^{-\eta {}_1}}\right)\left(\rho {}_{{\rm T}}-\frac{w{}_1}{L}\right)$ (27)

3.2 轴力为压力

当梁的轴力为压力时,将式(10)简化为:

$\epsilon {}_m=\frac{{\rm N}}{EA}=\frac{{\rm N}}{E{\rm I}{}_z}\cdot \frac{{\rm I}{}_z}{A}=-\mu {}_2^{2}i{}_z^2$ (28)

将式(17)以及式(28)代入式(22)可得:

$-\frac{4\eta {}_2^2}{\lambda {}^2}+\epsilon {}_{{\rm T}}=\frac{A{}_2+B{}_2\cos (2\eta {}_2)+C{}_2\sin (2\eta {}_2)}{96\eta {}_2^3\cos {}^2(\eta {}_2)}$ (29)

其中,

A2=2η2[12w2ρTL+2ρ2TL2+(η${}_2^2$+9)w${}_2^2$],

B2=2η2w2(6ρTL+6w2+η${}_2^2$w2),

C2=-3(ρTL+5w2)(ρTL+w2)。

将所求得的轴力等代入式(21),可得钢梁截面任意一点的应力为:

$\sigma =-E[\frac{4\eta {}_2^2}{\lambda {}^2}+y\left(1-\frac{\cos (ux)}{\cos \eta {}_2}\right)\left(\rho {}_{{\rm T}}+\frac{w{}_2}{L}\right)$ (30)

则钢梁截面最大应力为:

$\sigma {}_{\max }=-E[\frac{4\eta {}_2^2}{\lambda {}^2}\pm \frac{h}{2}\left(1-\frac{1}{\cos \eta {}_2}\right)\left(\rho {}_{{\rm T}}+\frac{w{}_2}{L}\right)$ (31)

4 算例分析

升温使钢梁产生压力,而在荷载作用下钢梁轴力为拉力,所以讨论升温对钢梁受力性能的影响,应首先确认温度荷载以及外荷载共同作用下钢梁的轴力是拉力还是压力,然后再选用相应的计算公式。先假定在温度荷载以及外荷载作用下钢梁轴力为压力,利用式(29)求解轴力系数,如果可以求得实数解,则钢梁的轴力为压力,假设成立;否则钢梁的轴力为拉力利用式(25)重新求解。而降温和外荷载作用下都使钢梁受拉,所以降温时钢梁应力和位移的求解按轴力为拉力的情况计算。

选用一工字形截面钢梁作为算例来研究温度作用对钢梁应力以及位移的影响。需要说明的是,本文推导的公式,不仅适用于工字形截面,其他工程中常用的截面也都适用。钢梁跨度为8 000 mm,高400 mm,宽160 mm,翼缘厚16 mm,腹板厚12 mm,面积为9 536 mm2,钢材的弹性模量为2.06×105 MPa。

图2,图3分别为在不同外荷载作用下,钢梁最大应力以及最大竖向位移与温度变化之间的关系。图2中的温度变化值为钢梁截面的平均温度变化值,并假定温度沿截面均匀变化即截面上下缘温度变化差为零,外荷载q的单位为N/mm,钢梁最大应力指的是最大应力绝对值。

从图2中可以看出,无论是升温或者降温,钢梁的最大应力都将增大,而且几乎随着温度的变化呈线性增加。钢梁的最大竖向位移,升温时随着温度变化的增加而增加,降温时随着温度变化的增大而减小。而且当外荷载增大时,温度变化对钢梁竖向位移的影响变大。

由图2还可知,当钢梁升温或者降温幅度相同时,升温产生的钢梁最大应力更大,这主要是因为升温时钢梁的竖向位移增大,从而产生的二阶效应更强。

表1,表2分别为钢梁截面平均温度升高或者降低时,沿截面高度不均匀温度分布对最大应力以及最大竖向位移的影响。表1,表2中截面平均温度变化均为20 ℃,外荷载为20 N/mm。由式(1)可知,钢梁截面下翼缘温度变化大于上翼缘温度变化时,ΔT为正。升温时,随着截面上下缘温度差的增加,钢梁的最大应力以及最大竖向位移均增大;而降温时,随着截面上下缘温度差的增加,钢梁的最大应力减小,最大竖向位移增大。但是无论是升温还是降温,钢梁截面温度变化的不均匀分布对其最大应力的影响都很小。

5 结语

钢材的热膨胀系数较大,钢梁受温度作用后会产生较大的内力,因此分析温度变化对钢梁受力性能的影响就变的十分有意义。本文对均布荷载作用下钢梁力学性能受温度变化的影响进行了讨论,并考虑温度沿钢梁截面的非均匀分布的影响;在利用能量原理推导钢梁竖向位移以及应力计算公式的基础上,对一工字形截面钢梁进行了分析,得到如下结论:1)温度变化对钢梁的力学性能影响很大,无论是升温或者降温,钢梁的最大应力都将增大,而且几乎是随着温度的变化呈线性增加,且升温对钢梁的最大应力的影响较大。2)钢梁的最大竖向位移,升温时随着温度变化的增加而增加,降温时随着温度变化的增大而减小。而且当外荷载增大时,温度变化对钢梁竖向位移的影响变大。3)钢梁上下缘温度差对钢梁的最大应力影响很小,而对钢梁的最大竖向位移影响较为显著。随着截面上下缘温度差(ΔT)的增加,钢梁最大竖向位移增大。

本课题下一步的研究方向为:温度变化对考虑支座弹性以及构件初始缺陷的钢梁力学性能的影响。

摘要：基于构件的非线性位移应变关系,利用能量原理推导了钢梁在温度荷载和均布荷载共同作用下平衡方程以及钢梁应力和竖向位移的计算公式,并对一工字形截面钢梁力学性能受温度变化的影响进行了分析,由分析结果可知:温度变化对钢梁的力学性能影响较大。

“化学变化”专练 篇3

1. ( 安徽合肥中考题) 下列日常生活中发生的一些变化,其中属于化学变化的是() 。

A. 菜刀生锈B. 风油精挥发

C. 粉笔折断D. 冰激凌溶化

2. ( 广州市中考题) 下列过程中,不属于化学变化的是() 。

A. 铁锅生锈B. 煤气燃烧

C. 石蜡融化D. 大米酿酒

3. ( 江苏南京市中考题) 下列是生活中常见的现象,属于化学变化的是() 。

A. 酒精挥发

B. 抹在墙上的石灰浆逐渐变硬

C. 冰受热溶化

D. 用木炭消除冰箱中的异味

4. ( 上海市中考题) 化学科学的发展促进了人类社会的进步,下列各项不属于化学学科研究范畴的是() 。

A. 物质的运动状态B. 物质的组成和结构

C. 物质的性质和用途D. 物质的制取和应用

5. ( 济南市中考题) 有关物质的性质中属于物理性质的是() 。

A. 浓盐酸的挥发性B. 浓硫酸的脱水性

C. 硝酸的氧化性D. 碳酸的不稳定性

6. ( 合肥市中考题) 下列食品 . 调味品的制作过程中,没有发生化学变化的是() 。

A. 鲜奶制酸奶B. 黄豆酿酱油

C. 糯米酿甜酒D. 水果榨果汁

7. ( 广西南宁市中考题) 下列现象中发生化学变化的是() 。

A. 纸张燃烧B. 玻璃破碎

C. 冰雪融化D. 酒精挥发

8. ( 广西南宁三中模拟) 在化学变化中,一定发生变化的是() 。

A. 原子种类B. 分子种类

C. 元素种类D. 分子数目

9. ( 上海普陀区二模) 下列生活中常见的现象中,不涉及化学变化的是() 。

A. 煤气燃烧B. 米酒变酸

C. 冰镇啤酒D. 大米霉变

10. ( 兰州市中考题) 下列有关金属的用途,利用金属化学性质的是() 。

A. 铜电线B. 不锈钢炊具

C. 铝反射镜D. 铁回收溶液中的铜

11. ( 广西南宁三中模拟) 下列物质的用途,既利用了物理性质,又利用了化学性质的是() 。

A. 木炭作燃料

B. 制糖工业中用活性炭来脱色以制白糖

C. CO2用来灭火

D. 干冰用于人工降雨

12. ( 福州市中考题) 生活即化学,生活中有很多的变化都蕴含着化学原理,下列变化属于化学变化的是() 。

A. 冰雪消融B. 食物腐烂

C. 空气流动D. 瓷器破碎

13. ( 福建三明一中预测) 物质的性质决定了物质的用途,下列物质的用途由其化学性质决定的是() 。

A. 氢气充探空气球B. 酒精作燃料

C. 干冰用作人工降雨D. 木材可以制作桌椅

14. ( 四川成都市中考题) 下列烹饪用的调味品与足量充分搅拌,不能形成溶液的是() 。

A. 食盐B. 黄酒

C. 橄榄油D. 白糖

15. ( 南京鼓楼区一模化学试卷) 下列变化中只发生物理变化的是() 。

A. 铜在潮湿的空气中生成铜绿

B. 酒精挥发

C. 粮食酿成酒

D. 纸张燃烧

16. ( 山东枣庄市考前练兵模拟化学试卷) 下图所示的实验中,有化学变化发生的是() 。

17. ( 太原市中考题) 厨房是家庭中重要的组成部分,以下在厨房发生的变化中,不属于化学变化的是() 。

A. 苹果腐烂B. 榨取果汁

C. 面包发霉D. 菜刀生锈

18. ( 西安市中考题) 下列过程中,主要发生物理变化的是() 。

A. 雕像收腐蚀

B. 铜丝插入硝酸银溶液后

C. 镁条燃烧

D. 用高分子分离膜淡化海水

19. ( 郑州市中考题) 小麦中富含淀粉、蛋白质、脂肪、钙、铁及维生素A等,下列对小麦生产加工过程的叙述,属于化学变化的是() 。

A. 收割并颗粒归仓B. 发酵成啤酒

C. 粉碎成小麦仁儿D. 碾磨成面粉

20. ( 南宁三中二模) 下列变化属于化学变化的是() 。

A. 冰棒融化B. 木材燃烧

C. 湿衣服晾干D. 灯泡发光

21. ( 天津市中考题) 下图所示变化属于化学变化的是() 。

22. ( 上海市中考题) 日常生活中常见的现象属于化学变化的是() 。

A. 蔗糖溶于水B. 铁生锈

C. 冰融化D. 气球充气变大

23. ( 内蒙古乌海二中一模) 生活中的下列变化,属于化学变化的是() 。

A. 水果榨果汁B. 玻璃破碎

C. 湿衣服晾干D. 煤气燃烧

24. ( 长春市中考题) 下图是小文同学所做的家庭小实验,其中发生的主要是物质变化的是() 。

25. ( 广西南宁三中中考模拟测试) 生活中的下列现象属于化学变化的是() 。

A. 汽油挥发B. 车胎爆裂

C. 木条燃烧D. 玻璃破碎

26. ( 上海市黄浦区中考二模 ) 下列现象中发生化学变化的是() 。

A. 汽油挥发B. 铁铸成锅

C. 矿石粉碎D. 大米酿酒

27. ( 乌鲁木齐市中考题 ) 下列实验过程只发生物理变化的是() 。

A. 甲烷燃烧B. 向澄清石灰水中通入CO2

C. 胆矾的研碎D. 镁与盐酸反应

28. ( 江苏兴化网上阅卷适应性训练) 2012年3月22日是第二十届“世界水日”,3月22 ~ 28日是第二十五届“中国水周”。联合国确定今年“世界水日”的宣传主题是“水与粮食安全”。下列跟水有关的变化中没有化学变化的是() 。

A. 海水晒盐

B. 太阳能光解水制氢气

C. 用氯气或其他消毒剂杀死水中的细菌

D. 光合作用

29. ( 西宁市中考题) 生产生活中常会发生一些变化,下列变化属于化学变化的是() 。

A. 活性炭吸附冰箱中的异味

B. 灯泡发光

C. 利用干冰制造舞台云雾

D. 钢铁生锈

30. ( 济南市中考题) 下列过程中发生变化的是() 。

A. 拧干衣服B. 写粉笔字

C. 燃放烟花D. 粉碎废纸

31. ( 海口市中考题) 下列变化是化学变化的是() 。

A. 石油分馏B. 煤干馏

C. 干冰升华D. 蜡烛融化

32. ( 辽宁盘锦中考模拟一) 下列变化过程中既有物理变化又有化学变化的是() 。

A. 活性炭吸附冰箱中异味

B. 干冰汽化

C. 点燃蜡烛

D. 分离液态空气制氧气

33. ( 陕西宝鸡中考模拟) 下列变化中,属于化学变化的是() 。

A. 海水淡化B. 氢气吹肥皂泡

C. 煤燃烧D. 干冰升华

34. ( 上海虹口区中考模拟) 化学与生活密切相关,生活中常见的现象属于物理变化的是() 。

A. 火药爆炸B. 衣服晒干

C. 纸张燃烧D. 酒变成醋

答案:

化学性能变化 篇4

由于湿拌砂浆存放时间长, 使用湿拌砂浆的工程项目施工现场一般都设有专用的砂浆存放池, 用于储存运到施工现场后因为施工实际情况不能直接使用的预拌砂浆。砂浆稠度随时间的变化而损失, 当砂浆稠度损失后, 其性能亦可能发生变化。本文仅就通过讨论掺入缓凝剂与引气剂的湿拌砂浆不同稠度时的性能变化, 了解砂浆稠度损失对砂浆性能的影响。

1 原材料及试验方法

1.1 试验原材料

⑴水泥:使用东莞华润水泥厂“华润”牌P.O 42.5R水泥, 其物理性能检测结果见表1。

⑵粉煤灰:深圳妈湾电厂F类II级粉煤灰, 其物理性能检测结果见表2。

⑶细集料:东江河砂, 过5mm筛, 过筛后细度模数2.4, II区, 含泥量0.5%。

⑷外加剂:砂浆专用缓凝剂, 引气剂。

⑸水:砂浆的拌合用水采用可饮用的自来水。

1.2 试验方案

进行两组对比试验, 引气剂掺量分别为0.08% (试验A) 与0.10% (试验B) , 其它材料配合比相同。分别测试砂浆在初始稠度时, 稠度为初始稠度的80%、65%时与低于初始稠度50%时加水重塑时的砂浆各项性能。砂浆粘结拉伸强度试验基体材料采用混凝土板 (符合JC/547-2005要求) , 且试验时基体分为不预湿处理与预湿处理。

使用砂浆搅拌机进行搅拌, 首先将干粉物料 (胶凝材料、砂) 加入到搅拌机中干拌30s, 然后加入拌合用水与外加剂再搅拌至3min。砂浆搅拌完成后置于不吸水的塑料桶中, 并加盖密封, 所有塑料桶均置于温度20℃±2℃, 相对湿度60%~80%的环境中, 消除温度因素对砂浆性能的影响。

砂浆的稠度、保水性、抗压强度、收缩率试验方法按《建筑砂浆基本性能试验方法》JGJ70-2009进行试验, 粘结强度试验方法参照《陶瓷墙地砖胶粘剂》JC/T547-2005进行试验。

2 试验结果与讨论

稠度是反映砂浆和易性与工作性能的一个重要指标。随着时间的延长, 水泥颗粒中矿物组分C3A和C3S与水发生水化反应, 生成钙矾石和C-S-H凝胶, 从而大量消耗自由水, 使水泥浆的流动性降低, 砂浆的稠度变小。同时, 水泥水化产物成核长大, 从而引起了水泥颗粒的凝聚, 导致水泥浆体流动性降低, 砂浆的稠度也就随着降低[2]。

2.1 稠度损失对砂浆拌合物性能的影响

砂浆稠度损失到一定程度时的砂浆拌合物性能检测数据见表3和表4。

由表3和表4中数据可知, 随着砂浆拌合物稠度下降, 保水性略有提高, 即使加水重塑后, 保水性也高于初始状态。砂浆初始含气量在15%~22%, 含气量随着砂浆稠度的下降略有降低, 在存放时间内含气量降低值在3%以内, 加水重塑后含气量降低值在4%以内, 说明拌合物含气量比较稳定。由于含气量变化不大, 所以砂浆的表观密度变化相对较小。

掺入引气剂使得砂浆中含有大量的微小乳化空气泡, 可以大大降低拌合物中颗粒问原来相互接触时固有的粗糙性, 使离析现象大为减少;其次, 吸附在水泥颗粒和砂粒上的气泡可以减少砂浆的沉降速度, 使砂浆的粘滞性增加, 拌合物不易松散、离析;另外, 大量微小气泡的巨大比表面积, 也有效地降低了水分从砂浆中离析出来的速度。此外, 由于减少了砂浆中的体积含水率, 以及减少了单位体积的重量 (表现密度) , 这也是减少析水的重要原因[3]。

虽然引气剂改善了砂浆的拌合物性能, 但是由表3和表4的数据可以看出, 砂浆的存放时间和表观密度在不同的引气剂掺量条件下是相差较大, 所以在对湿拌砂浆进行配合比设计时选择合适的引气剂掺量是很重要的。

(引气剂掺量0.08%)

(引气剂掺量0.10%)

2.2 稠度变化对砂浆硬化后性能的影响

加入引气剂后, 砂浆内存在大量封闭的微气泡, 堵塞和隔断了砂浆中的毛细管通道, 改变了砂浆的孔结构[4], 从而对砂浆的硬化后的性能产生一定的影响。砂浆稠度损失到一定程度时的砂浆硬化后性能检测数据见表5和表6。

(引气剂掺量0.08%)

(引气剂掺量0.10%)

随着砂浆稠度的降低, 水泥逐渐水化并开始形成水泥石的结构框架, 加水重塑搅拌过后势必破坏已形成的这种结构框架。因为水化反应是不可逆的, 这种破坏从而对砂浆硬化后的性能产生一定的影响。

由表5和表6中数据可知, 在存放时间内, 抗压强度的变化不大, 加水重塑后, 由于水胶比的增大以及砂浆密实性变差, 强度下降较为明显, 下降幅度在10%~25%。

无论是稠度下降的情况下, 还是经过加水重塑, 砂浆的粘结强度虽然随着稠度的降低有所下降, 但变化较小。预湿基体相对吸水较少, 所以使用的预湿基体的砂浆拉伸粘结强度要比不预湿基面拉伸粘结强度稍高。

随着砂浆的稠度的下降, 砂浆的收缩有所增大, 且加水重塑后收缩进一步增大。由表3与表4可知, 砂浆的含气量随着稠度损失而降低, 则说明砂浆的收缩是随着含气量的减少而增大的, 由于水泥基材料的收缩主要为干燥收缩, 砂浆含气量的降低使得单位体积内的水泥用量增加, 从而增大了砂浆的干燥收缩。

3 结论

⑴掺入缓凝剂与引气剂的湿拌砂浆的拌合物性能和硬化后性能随着砂浆稠度的降低, 但在一定的存放时间内变化不大。

⑵引气剂的掺量对湿拌砂浆的存放时间、表观密度、抗压强度等性能影响较大。

⑶砂浆在存放过程中, 为使砂浆得到良好的施工性能, 而对稠度下降较大的砂浆二次加水搅拌, 但重塑后的砂浆的性能下降较大, 尤其是对抗压强度, 其强度损失往往会超过30%以上, 所以实际施工过程中, 应尽量在规定时间内将砂浆使用完毕, 避免因稠度损失二次加水重塑搅拌。

参考文献

[1]JG/T230-2007《预拌砂浆》

[2]毛永琳, 黄周强, 刘加平.存放时间对预拌砂浆性能的影响, 混凝土与水泥, 2007 (4) , 57～59

[3]阎坤, 毛永琳, 刘加平, 缪昌文。含气量对普通预拌砂浆性能的影响, 江苏建筑, 2007 (增刊) , 55～56, 78

化学性能变化 篇5

众所周知,沥青路面作为外部结构物不可避免地承受外部环境的影响,其工作状态是在水、温度和荷载的综合重复作用下进行的。在正常使用条件下,沥青混合料也会受到水分的反复侵蚀,其长期路用性能将会不可避免地降低。目前,有关水对混合料性能影响的研究大部分集中在分析沥青混合料的水敏感性和抗水损害材料的开发上,而对水、温作用对沥青混合料长期性能产生多大的影响,路面在此条件下的疲劳寿命衰减等方面的研究工作进行得较少。为此,本文针对这些问题进行了初步的试验研究和探讨。

1 水、温动态作用的模拟

大气降水通过沥青路面的裂缝、空隙,并在行车荷载所产生的路表动水压力作用下进入路面内部。在车辆荷载的重复作用下,路面材料承受拉、压、剪重复应力作用,结构内部产生孔隙水压力,使水反复冲刷沥青与集料的界面,从而造成沥青与集料的剥离,导致沥青混合料的松散和路面使用性能的衰减,甚至发生结构破坏。同时,在我国的大部分地区,沥青路面也经受着冻胀和融解的循环作用,造成路面长期路用性能的降低。为了模拟沥青路面材料所承受的这种水、温和荷载的动态综合重复作用,我们进行了如下试验设计:

(1)

采用单轴压缩重复试验和间接拉伸重复试验来模拟路面在重复荷载作用下的重复拉压应力作用。

(2)

采用三种试验条件来分别模拟路面的仅荷载作用状态(基准条件)、水-荷载耦合状态(动水条件)和水-温度-荷载综合状态(冻融条件),并对三者进行强度和疲劳寿命分析,试验条件定义见表1。

(3)

采用空隙率水平为6%,表面施工压实度达到98%时正常沥青路面现场空隙率水平。

(4)水环境箱设计

为了模拟水-荷载耦合作用下沥青混合料在路面中所处的环境状况,在材料试验系统MTS基础上设计加工了一个固定于MTS上的方形水环境箱,箱底厚10mm,长、宽皆为230mm,高180mm,壁厚3mm。环境箱通过螺杆与MTS下压头连接固定。试验中将试件置于箱中,并注入纯净水(漫过试件顶面)。在重复加载试验过程中,MTS压头向下施加荷载时,整个试件受到挤压,混合料中的孔隙体积减小,使得饱水试件内部的孔隙水快速挤出;当MTS压头上升撤消荷载时,混合料中的孔隙体积恢复形成了负压,使得混合料的内部孔隙又重新饱水。这样的反复挤压-泵吸过程模拟了车轮荷载经过前后的路面内部孔隙水运动形式。而从图1试件破坏断面自然风干后的表观状态中可以看出,水的作用弱化了集料与沥青的粘结作用,表现为集料表面发亮、颜色较浅。由此,可以推断出集料表面的沥青膜变薄,说明动水的作用侵蚀了集料表面的沥青膜,从而导致了混合料使用寿命的降低。

动水条件下试件受力示意图见图2。

(5)荷载的施加

荷载采用半正矢波荷载,荷载频率10Hz,采用应力控制的加载方式。

(6)破坏点的定义

目前对疲劳曲线的破坏点有几种不同的定义,我们采用的是三阶段法。图3给出了典型的单轴压缩和间接拉伸疲劳曲线。材料的性能变化可以分为3个阶段:第1阶段,初期压密阶段;第2阶段,弹性变形阶段;第3阶段,破坏阶段。破坏点(疲劳次数)定义为弹性变形阶段和破坏阶段的分界点,即重复加载曲线的第2个拐点,实际上从该点开始试件裂缝迅速扩展,破坏急剧增大。

2 沥青混合料设计

2.1 原材料

试验采用秦皇岛AH-90号重交通道路石油沥青,各项技术指标见表2。石料采用黑龙江地产玄武岩石料,石料及矿粉各项指标均满足规范要求,石料粘附性为5级。

2.2 混合料级配

采用的级配为《公路沥青路面施工技术规范》JTG F40—2004推荐的AC-16中值,见表3。采用旋转压实成型,按照Superpave设计法确定最佳油量为4.5%。在最佳用油量下成型直径×高度为100 mm×100 mm的单轴压缩试件,直径×高度为100 mm×63.5 mm的间接拉伸试件。

3 试验结果及分析

3.1 间接拉伸重复试验

间接拉伸重复试验每个应力水平下采用4～5个平行试件,试验结果在满足方差要求时取均值。在试验中为了对比同等应力水平、不同试验条件下试件的疲劳寿命,先进行基准条件的试验,而后进行动水条件和冻融条件的试验,取与基准条件相同的应力水平。应力与疲劳次数的双对数曲线如图4。

由间接拉伸重复试验应力与次数双对数关系图中可以看出,相关系数R2值均大于0.95,说明重复试验应力与次数的对数之间存在良好的线性相关性,采用传统的应力控制疲劳方程Nf=k(1/σ)n,得到不同条件下的疲劳方程。

基准条件下的疲劳方程:

Nf=20.2×(1/σ)3.0589

动水条件下的疲劳方程:

Nf=18.8×(1/σ)2.9272

冻融条件下的疲劳方程:

Nf=9.1×(1/σ)2.9991

式中:σ为疲劳试验中试件所受间接拉伸应力,MPa;Nf为疲劳寿命,次。

3.2 单轴压缩重复试验

单轴压缩重复试验应力与疲劳次数的双对数曲线如图5所示。

同样,我们可以得到单轴压缩重复试验不同条件下的疲劳方程:

基准条件下的疲劳方程:

Nf=7870.5×(1/σ)3.7559

动水条件下的疲劳方程:

Nf=5596.3×(1/σ)4.6882

冻融条件下的疲劳方程:

Nf=2924.2×(1/σ)2.2178

式中:σ为疲劳试验中试件所受压缩应力,MPa;Nf为疲劳寿命,次。

3.3 试验结果分析

3.3.1 强度分析

从强度的角度分析,从图6中可以看出无论是哪种受力模式,动水条件和冻融条件下强度明显降低(降低了20%～30%左右),且后者的不利影响大于前者,这说明水的存在对沥青路面的耐久性极为不利,并且冻融循环加剧了沥青路面耐久性的损失。同时也可以看出冻融条件下,间接拉伸较单轴压缩强度相对降低得更大(相差12%),这是由于在宏观上冻融循环所导致的集料与结合料之间粘附性的下降,拉伸受力模式表现的更明显。

3.3.2 疲劳寿命分析

为分析方便,我们根据得到的疲劳方程选择若干个应力水平(拉伸情况选择0.08、0.16、0.24、0.34、0.44MPa,压缩情况选择0.7、0.9、1.1、1.3MPa)进行比较,分析相应应力水平下的疲劳寿命。

首先,我们分析动水条件下的情况:在间接拉伸受力模式中,与基准条件相比,在低应力水平0.08MPa时疲劳寿命从45 781次降到30 552次,降低了33%;在高应力水平0.44 MPa时疲劳寿命从249次降到195次,降低了22%。而在单轴压缩的受力模式中,在低应力水平0.7 MPa时疲劳寿命从30 047次降到29 793次,降幅仅1%,随着应力水平的提高,寿命降低的程度明显加大,在高应力水平1.3 MPa时疲劳寿命从2 938次降低到1 636次,降低了44%。这些数据表明了在有水存在的情况下,标准轴载下动水作用对沥青混合料路用性能的影响不明显,而在重载条件下动水的破坏作用则非常显著。这就证明在水和荷载耦合作用下,高应力水平比低应力水平导致沥青混合料性能显著下降的幅度更大。根据大量文献分析,目前我国交通重载问题突出,路面的早期损坏现象严重,我们可以推断,在重载条件下水-荷载耦合作用是路面损坏的一个重要因素。从2种应力模式的不同表现也可以看出:不同的受力条件对于水-荷载耦合作用反映也是不同的。

同样,我们对冻融条件下的结果进行类似的分析和比较:在间接拉伸受力模式中,不同应力水平下疲劳寿命降低幅度基本上都在60%左右,而在单轴压缩受力模式中,在0.7MPa时疲劳寿命降到6 450次,与基准条件相比降低了79%;而在1.3MPa时疲劳次数为1 634次,与基准条件相比降低了44%。可以看出冻融条件下疲劳寿命的降低幅度(44%～79%)比动水条件下疲劳寿命的降低幅度(1%～44%)要大很多,这说明温度因素(冻融循环)的加入进一步降低了沥青混合料的使用寿命。

综合分析动水条件和冻融条件下的疲劳对数曲线,我们可以看出,2种不同条件对沥青混合料破坏的外在反映是不同的,结合图7试件破坏界面的表观状况,我们试从微观的角度对其进行解释。

动水条件下,在长期浸泡过程中,裹覆集料的沥青膜最外层在水的作用下产生大量微小的球形孔洞,沥青膜表面变成多孔状态(Porous),造成最外层沥青膜软化(Spongy)。而在外界荷载产生的动水作用下,外层被软化的沥青膜先被冲刷掉,继而暴露在最外层的新沥青膜又产生新的孔洞,进一步软化,这样集料表面的沥青膜逐层被水“侵蚀和铣刨”。宏观表现就是集料表面的沥青逐渐发亮,颜色逐渐变浅。当外界作用加强时,这个过程就会加速,所以表现为重载条件下沥青路面损坏时间的缩短。

冻融条件下,不但有上述水的“侵蚀”作用,而且加入了冻融循环的作用,集料与沥青结合料的薄弱界面处发生开裂(Cracking),进而导致开裂处集料的片状剥落(Flaking)及结合料的剥离(Strip-ping),这种破坏的宏观表现就是在集料与结合料的薄弱面处出现了沥青的完全剥离、部分集料的裸露。

4 结 语

水、温的存在对于沥青混合料的长期性能有着不可忽视的影响,为了量化这种影响,文中首先进行了水、温动态作用模拟的试验设计,采用间接拉伸重复试验和单轴压缩试验来反映3种条件下的沥青混合料性能的差异。从试验结果中可以看出,文中设计的试验在一定程度上模拟了水、温、荷载综合作用下实际路面所处的状况。当然这些模拟条件需要进一步研究和量化,这是笔者进一步研究的重点。通过以上相应的试验研究和结果分析,得到了以下初步结论:

(1)有水存在的条件下,沥青材料的强度和寿命出现了明显的衰减,应更加重视环境因素对沥青材料性能的影响。

(2)重载条件下,水-荷载的耦合作用对沥青路面使用寿命的衰减作用更加明显。重载条件下的水-荷载耦合作用是路面损坏的一个重要因素。

(3)动水作用和冻融作用对集料-结合料界面的破坏机理是不同的,反映在微观界面和宏观表现上有明显的差异。

(4)在水分-荷载-温度耦合作用下沥青混合料的使用性能衰减将会加速,这在实际情况中也是不可避免的。因此,为了得到使用性能良好的沥青混合料,应该考虑在混合料设计和选择阶段按照本文的试验设计进行材料性能评价。

(5)需要进一步试验验证及相应的力学理论计算验证,以量化环境与荷载综合作用。

摘要：相应的试验设计在一定程度上模拟了实际沥青路面的水、温、荷载作用状况;水、温的动态作用使得沥青材料的使用寿命发生明显衰减;重载条件下,水-荷载的耦合作用对沥青路面使用寿命的衰减作用更加明显。

化学性能变化 篇6

1 试验方法

对路面抗滑性能规律的研究方法分为室内模拟法和现场测试法。两种试验方法具有不同的特点,使用情况也有所不同。现场测试法的试验结果与实际路面抗滑性能的变化规律更接近,但测试周期长,不易控制;室内模拟法的试验结果直接明了,但主观因素较大。为了准确研究路面的抗滑性能,一般会综合现场测试法和室内模拟法。

现行规范中规定采用路面构造深度和摩擦系数表征路面抗滑性能,并且对不同等级路面规定了不同的要求值。

摩擦系数一般采用摆式仪法测定。摆式仪的工作原理是从一定高度自由下落摆锤,摆锤底面的橡胶滑块与路面接触,通过测量摆锤的回摆高度,去表征路面的摩擦系数。摆值越大,橡胶滑块受到路表的摩擦阻力越小,道路表面摩擦系数越小。

构造深度通常采用铺沙法测量,表征道路表面的宏观构造。铺沙法测量时首先将已知容量的标准砂均匀地摊铺在清理干净的道路表面,使得标准砂自由地填满路表空隙,最后测量标准砂的摊铺面积,从而计算得到路面的构造深度。

道路表面的构造深度也可采用非接触式的传感器测定,通过传感器测定道路表面不规则断面的起伏高程去衡量路表的构造深度。一般将传感器安装在车辆上,以3～5km/h的速度行驶,每隔1m的距离纵向扫描路面表面断面,最后由仪器自动计算路段内的平均断面深度。

2 路面因素

道路表面的构造特性是影响路面的抗滑能力的主要因素。根据道路表面在立面的波动程度不同,可将道路表面的构造分为微观构造、宏观构造、大构造和不平整度。表1列出了不同程度的立面起伏对汽车行驶性能的影响,通过分析可得出这样的结论:要增大路面与轮胎的摩擦力,就要求路面必须具有良好的宏观构造和微观构造。

对于沥青路面,宏观构造的纹理主要由沥青混合料的空隙率决定,由路面集料间隙构成,在一定程度上表征了路面的排水能力,良好的宏观构造能够使路表水迅速排除,以免车轮与路面间形成水膜,提高了车辆高速行驶时抗滑性能;微观纹理主要由集料的表面纹理所形成,主要由集料的磨光值即集料抵抗磨光能力的大小来衡量。

在选择集料的时候需要综合考虑集料的磨耗值、磨光值、压碎值、抗冲击值等各项指标。其中,集料的磨光值越高,表明在路面使用过程中,路表的微观结构越粗糙。此外采用不同级配所形成的混合料的抗滑性能也有所不同,OGFC与SMA路面的抗滑性能优于AC路面。同时,路面成型工艺也在一定程度上决定了路面构造深度,因此,要求在设计时采用合格的原材料和级配,选择具有良好抗滑能力的面层混合料和施工工艺。

在水泥混凝土路面中,微观构造由砂浆中的细集料形成,宏观构造由道路表面的工艺处理形成。混凝土表面的宏观构造的形成方法有拉毛、刻槽、压槽等。

3 车辆因素

轮胎与路面之间的摩擦力的大小,一方面与路面的表观构造有关,另一方面也与轮胎的性能有关。成型轮胎的材料、成型工艺、轮胎的花纹形状以及轮胎的使用时间等对摩擦力都有一定的影响。轮胎由橡胶制成,橡胶是一种弹性材料,不同花纹形状的轮胎在压力作用下产生的变形完全不同,这会导致对于不同花纹形状的轮胎在道路上行驶时产生摩擦力也完全不同。轮胎花纹的设计一方面需要保证能够提升车辆的制动效果,另一方面希望轮胎花纹间的间隙可以使轮胎与路面间的积水快速排除,避免发生水漂现象。轮胎尺寸对摩擦力的影响表现为,随着轮胎直径的增加摩擦力增大。表2列出在潮湿情况下,在已磨光且表面结构紧密的路面上,车速为50km/h时不同磨耗状况轮胎的刹车性能,摩擦力随着轮胎使用时间的增加逐步降低,所需的刹车距离逐步升高。

车速对轮胎与路面之间的摩擦力也有一定的影响。研究表明,路面摩擦系数随行驶速度增加而减小,路面潮湿的情况下摩擦系数受车辆行驶速度影响更为明显。同时也需注意路面的构造深度越大,速度对摩擦系数的影响越小。

4 环境因素

水分对路面与轮胎之间的摩擦力的影响至关重要。路面的潮湿情况可用表面潮湿或采用平均水膜厚度来表征。潮湿的路面上,摩擦系数有一定幅度的下降。当在道路表面的水膜厚度过高时,车辆行驶容易发生水漂现象。

路面与轮胎之间的摩擦力也受到温度的影响。这是由于橡胶的柔性随着温度的降低而降低,轮胎与路面的摩擦力会随橡胶柔性的降低而增加,因此路面在冬季的抗滑性能最高,夏季的抗滑性能最低。

此外,路面运营时间的长短对路面抗滑性能的影响很大,摩擦系数随着路龄增加逐渐下降。路面在投入使用的初期抗滑性能最好,在运营的3～4个月后抗滑性能快速下降,之后路面的抗滑性能缓慢下降趋于稳定,这是由于轮胎对路面的磨耗作用主要发生在运营后的3～4个月,随后磨耗作用逐渐消失。

5 结论

路面抗滑性能是道路表面最重要的性能,良好的抗滑性能是保证行驶安全的重要保障。路面的抗滑性能受到路面表面结构、轮胎种类、行驶速度、环境因素等的影响,抗滑性能随着道路投入使用逐渐发生变化,不管是水泥混凝土道路还是沥青混凝土道路,摩擦系数随着路龄增加逐渐下降。在实际中,各项影响因素交互作用,形成一个整体,共同影响着路面的抗滑性能。

参考文献

[1]邓学钧.路基路面工程[M].北京:人民交通出版社,2004.

[2]孙立军.沥青路面结构行为理论[M].北京:人民交通出版社,2005.

[3]路基路面试验检测技术[M].北京:人民交通出版社,2004.

[4]刘清泉.路面表面特性研究方向[J].公路交通科技,1994,(2).

[5]JTJ012-94,公路水泥混凝土路面设计规范[S].

化学性能变化 篇7

射频识别(RFID)技术是一种利用射频通信实现的非接触式自动识别技术,在RFID系统中,所采用的天线主要分为标签天线和读写器天线,而标签天线是系统中最易变的部分,不同的环境和频率要求具有不同的特性参数天线,在日益注重小型化的天线领域,故其设计面临着小型化,轻质量,低损耗,低成本的现实要求。

平面等角螺旋天线是上世纪五十年代中期出现的一类频率无关天线,它的方向图,阻抗,幅频特性在很宽的频带内能保持不变,并且能在θ≤70°锥形范围内接近圆极化,是标签天线的极佳设计选择。

本文所提出的新的阻抗变换方式无需再额外增加巴仑来实现阻抗变换,从而不必占用额外多的空间来容纳电缆或者微带渐变巴仑,并且有较好的性能。

1 天线设计

1.1 设计目标

设计一款工作于860MHz～960MHz的平面等角螺旋天线,要求在此频段内实现圆极化特性,并且能保证天线尺寸在14cm×14cm范围的情况下实现S11<-15dB,最大增益≥5dB。

1.2 平面等角螺旋天线

平面等角螺旋天线是一个完全由角度确定形状的天线,天线的外形可由极坐标表示。等角螺线为一平面曲线,它由下式确定

r=roeαφ

其中,r、φ分别为极坐标的矢径与幅角,r0为内半径,undefined为螺旋率,决定了螺旋线张开的快慢。随着螺旋圈数增加,矢径就增加系数e2πa。

对于双臂等角螺旋天线,等角螺旋天线的每一个臂都有一定的宽度,且都是由两条起始角相差为δ的等角螺旋线构成。天线一个臂的两个边缘可以由以下两式表示r1=roeaφ,r2=roea(φ-δ),第二条臂由下列两式确定r3=roea(φ-π),r4=roea(φ-π-δ),可以看到,一条臂旋转180°就可以得到另一条臂,天线设计图如图1所示[1]。

天线的形状由四个参量决定,臂长L,最小半径ro,张率a,螺旋线的角宽度δ。螺旋升角a决定螺旋率,参考文献指出a的取值应在[0.2,1.2],典型值为0.221,实际上a越小,天线缠绕越紧,尺寸越小,为达到所需性能,需要更长的臂长。从尺寸考虑,选a为0.133。

对于自补平面等角螺旋天线,臂宽因子δ=π/2,此时方向图对称性最好,但也并非一定要用这样的方式构置。事实上为了得到较好的轴比,需背离自补原则,故此处取为135°。

螺旋臂长L是指螺旋沿臂中心线的长度,其计算公式为

undefined

对于天线臂长L比波长短得多的频率而言,辐射场是线极化的,当频率增加,或者臂长增加,在与天线平面垂直的轴上,辐射场变成椭圆极化,甚至圆极化。换而言之,低频段的截止频率限定了L的取值下限。设计天线低频为860MHz,这里低频段截止频率设为800MHz, 故L≥λ800MHz=37.5cm。

旋转角度φ对应着旋转圈数,一般而言一圈半到三圈都可以。正是因为a取值较小,天线尺寸较小使得需要更多的圈数满足L≥λ800MHz的条件,也即a和圈数(或者说L参数)两者呈反增长关系。

采用一般阵子结构的平面螺旋天线在重量和结构方面不如用微带形式的平面螺旋天线优越,现在印制板设计和制作已经很成熟,采用印制板形式的平面螺旋天线在重量和携带性方面更占优势。印制天线的尺寸与基板的相对介电常数εr成反比, 高εr的介质基板可用于天线的小型化设计,但过高的介电常数会直接降低天线的辐射效率, 所以需要权衡选择基板的相对介电常数εr。从制作成本和天线性能方面双向考虑,在设计中选用FR-4板,其介电常数为4.4。

平面螺旋天线的辐射是双定向边射式的,相对于天线平面两侧各有一个宽波瓣,且增益仅几个dBi。为了减小背瓣,得到单向辐射,并且增加增益,采用附加反射腔体。此反射腔体应置于距离天线平面λm/4处,此时天线向地面方向辐射的场经反射腔体反射,向Z轴正向辐射,由此两路辐射总相位差为2π,在天线上半平面,为叠加场,同相辐射。值得注意的是,此处的波长应为介质中的波长,由FR-4板的介电常数计算可得反射腔与天线平面距离之间距离为5cm。

天线的中心馈电点处结构的精细程度决定了带宽的上限频率,而低频段很大程度上受限于天线的外围直径,也可以说是受限于臂长。因此在实际天线中中心部分宜用直的形状或者尖劈形状来终止,如图2所示。

经各个参数的调整,最后得到的S11参数图如图3中深色线所示,可以看到未能满足S11<-15dB的频段仍然较大,究其原因主要是因为馈电的同轴线是非平衡传输线,而平面等焦角旋天线是平衡系统,直接馈电并未实现不平衡至平衡的转换,也未实现阻抗变换,导致天线的各项性能较差。

天线的输入阻抗取决于参数δ和a,以及馈端的间隔,随着频率增加,天线的输入阻抗很快收敛,对于L>λ的频率而言,输入阻抗较为固定。理论上,厚度为零的天线的阻抗随频率的增加而收敛到特性阻抗。在厚度为有限的情况下,由于不是均匀的传输线,因此就没有均匀的特性阻抗。但对于相当薄的天线,阻抗可以稳定在某个范围内。

仿真所得天线阻抗比188ohm低,因为实际天线的有限长度,实际天线的有限长度,有限厚度以及非理想馈电条件所致。

2 馈电方式

2.1 同轴馈电,小铜片实现阻抗变换

传统的平面等角螺旋天线馈电方式是用同轴电缆嵌进接地板或焊接在地板上,以完全平衡 的姿态 向天线馈电,但是这种馈电方式有一个缺陷,即需要在天线两臂之间留有足够大的间隙以容纳电缆[2,3]。而在体积较小的印制板天线系统中,如此馈电显然既难操作也不合适,因此引进新的馈电方法尤为必要。

中心馈电部分用标准的50欧姆同轴,同轴的内外导体各连接天线的一个臂。距离同轴内导体相连的天线臂往外辐射为135°的位置放置一小铜片,并且使得该铜片与天线臂平面成15°的倾斜角,构成电容加载,其目的是改善阻抗,使得天线的阻抗降到标准同轴线的50欧姆,实现了阻抗变换。

小铜片的位置仿真时选取了四个典型位置仿真,其结果如图4所示。

从图5可见,135°以及90°性能都较好,并且从图中直观得出的结论是90°的情况下,天线在整个所需频段内实现了较好的S11。而事实上,从优化轴比角度来看,选择135°是最适合的。

未加该铜片之前,天线双臂是对称的,加了该铜片形成电容后,整个天线变成不对称结构,但考虑到只需上半空间的辐射,故这里天线结构即便不平衡,对结果也没有很大影响。

铜片的大小经过优化得到最适合的大小为6.5mm×6.5mm,加上铜片之后仿真结果如图3中浅色线所示。对于未加铜片时的S11,可以看出效果明显变好,在整个频段内基本实现S11<-15dB。

由此,列出整个天线仿真的轴比以及增益图如图6所示。可见天线的轴比在θ=0°时轴比为1.92dB,而最大增益为9.2dB,除了轴比稍差之外,其余参数基本满足设计要求。

2.2 实物天线测试结果对比

经由安捷伦的E8363C型号的矢量网络分析仪测得与本设计相一致的实物天线图7(a)的S11测量图如图7(b)所示,其中深色线和浅色线分别为背板腔与天线平面距离为3.6cm与3.98cm时的S11。对比图3中的浅色图线和图7(b)的浅色图线,可以看到在860MHz～960MHz的范围内,两个基本吻合。

由此可见,在馈电附近采用小铜片进行阻抗变换的设计能够较好的满足实际生产需要。

3 结束语

提出一种新的平面等角螺旋天线的阻抗变换方式,采用HFSS仿真软件在对天线的各个参数对其影响进行研究,并且在860MHz～96MHz的工作频段上实现了S11<-215dB的性能。并且相对于一般阵子结构的平面等角螺旋天线,采用印制板形式的微带螺旋天线在重量和结构紧凑方面更加优越,从实物天线的性能测试中可见该种新的馈电方式的天线设计能在宽带范围内实现更好的性能,对于天线的实际生产来说更为实用可取。

参考文献

[1]Warren L Stutzman,Gary A Thiele.天线理论与设计[M].朱守正,安同一,译.人民邮电出版社,2006.

[2]宋朝晖,邱景辉,等.一种平面等角螺旋天线及宽频带巴伦的研究[J].制导与引信,2003,24(2).