弯曲性能

弯曲性能（精选8篇）

弯曲性能 篇1

引言

众所周知, 航空涡轮发动机的关键部件———发动机叶片的劣势为:工作环境复杂、数量多、叶片故障占比例大。在研制新型发动机中, 为提高叶片性能常需要投入大量的人力、物力、财力。在航空涡轮发动机中, 叶片容易产生振动。国内外大量数据统计数据表明, 叶片故障大部分是振动引起的。而对于发动机的核心技术中国长期受到外国技术的控制, 中国能借鉴的技术资料少之又少, 我国现在是孤军奋战。在中国为了发展航空领域发展, 对于叶片相关研究, 不仅仅需要现有的资料, 还需要有大量的试验支撑。钛合金具有强度高、耐腐蚀好、耐热性高等特点。自上世纪中期开始钛合金逐步被世界发达国家重视[1]。近年来, 钛合金成为航空航天领域的重要材料, 在涡轮发动机中压气机盘与叶片广泛采用。本实验是针对钛合金的振动疲劳试验, 这是为了在今后设计、制造和使用中为确定其可靠性水平进行的试验研究, 为飞机发动机可靠性设计、故障分析提供技术数据。

1 叶片疲劳试验目的

在发动机工作过程中叶片如同一个个悬臂梁, 在受到气体产生的振动后, 叶片将受到更多的振动载荷。叶片在实践工作中受到众多形式的振动影响, 其中以弯曲疲劳断裂失效最为常见, 并且危害最大。通过表1统计资料可以看出叶片振动疲劳是导致叶片的故障原因, 振动疲劳断裂甚至将造成发动机及其危险的重点事故。

叶片断裂是从裂纹产生、裂纹发展直至断裂几个过程逐步发展产生的。通过对振动疲劳断裂的研究可以看出断裂正是遵循疲劳断裂的规律, 在振动循环力与叶片内里相互影响来实现的。当内力超过裂纹产生的振动力时叶片将不会出现振动疲劳断裂, 反之则会出现。因此, 本实验采用弯曲疲劳加载试验获得数据[2]。

2 弯曲疲劳试验系统

弯曲疲劳试验是利用振动试验系统完成的, 该系统主要由振动台、专用夹具、传感器、测量放大器、频率计、动态应变检测系统、功率放大系统和振荡器等组成, 如图1所示。振动发生系统产生振动并传至振动台;通过调整频率, 被夹具固定在振动台上的工件类似悬臂梁, 将处弯曲谐振下, 通过功率放大器的作用加载使叶片振动振幅增大;并产生一阶弯曲, 利用传感器及检查系统得到数据;通过应力幅, 叶片位移, 与系数的关系来处理数据。

3 试样要求及数据分析

标准试样采用某Ti AL合金材料, 试样尺寸为:L1=10 mm, L2=10 mm, L3=5 mm, L4=3.2 mm, R1=3 mm, R2=1 mm, h=3 mm, b=10 mm, 试样去注意消除表面加工缺陷同时保证光洁度达。在振动台终端对试样进行牢固固定。

试验结果分析:通过钛合金弯曲振动疲劳试验的疲劳寿命曲线分析 (图2) 可以看出。在改系统钛合金试验加载方式下, 曲线是一个连续下降型曲线, 当在106循环周期内, 曲线图形的下降趋势近似平缓。当到循环2×106次时应力迅速下降, 因此对于发动机转子叶片在该区域要注重可靠性研究。

4 结语

模拟钛合金叶片材料的工作环境下的振动失效, 具有工程应用指导意义。通过分析可以看出对叶片分析失效在循环2×106~2×107次也会产生失效, 而对于高周试验研究较少, 应加大研究。

参考文献

[1]李重河, 朱明, 王宁, 等.钛合金在飞机上的应用[J].稀有金属, 2009, 33 (1) :84-91.

[2]赵萍, 何清华, 杨治国.航空发动机叶片疲劳断裂研究领域与方法概述[J].航空发动机, 2009 (3) :58-61.

弯曲性能 篇2

本文采用拟压缩性方法对不同积叠线弯曲叶片压气机叶栅内三维粘性流场进行了数值模拟.结果表明,弯曲叶片性能不仅与叶片两端部的弯曲角度有关,也与积叠线的`形状和长度有关.

作 者：王会社 袁新 岳国强 钟兢军 王仲奇 作者单位：王会社,袁新(清华大学,热能工程系,北京,100084)

岳国强,钟兢军,王仲奇(哈尔滨工业大学,能源科学与工程学院,黑龙江,哈尔滨,150001)

金属蜂窝夹层结构弯曲性能分析 篇3

蜂窝夹层结构具有比强度高、比刚度大等优点, 因而在卫星、飞机、轮船、汽车、桥梁建造等领域被广泛的应用并不断快速增长。由于蜂窝夹心结构的复杂性和设计的多样性, 在研究其力学性能时一开始就对其进行比较系统详尽的分析存在较大的困难。出于计算效率的原因, 在分析蜂窝夹芯结构人们更倾向于将其等效成为板或是壳模型, 而并非去考虑其真实的微观结构。目前人们对蜂窝夹芯等效参数的确定大多都是基于Gibson和ashby[1]的研究工作。富明慧, 尹久仁[2]和王颖坚[3]在Gibson和Ashby的基础上分别考虑了蜂窝壁板的伸缩变形的影响和蜂窝壁弯矩的作用, 对Gibson公式作了适当的修正。Chang和Ebcioglu[4]以及Kelsey[5]等在对六边形蜂窝格子的有效地横向剪切模量进行了开创性的工作, 后人[6,7,8,9,10]又对六边形和其他二维的多孔结构的有效弹性常数的研究大量的研究工作。

1 金属蜂窝夹层结构的三点弯曲试验

蜂窝夹层结构在承受三点弯曲载荷时, 结构的上面板和下面板分别承受拉伸和压缩载荷作用, 而蜂窝芯子主要承受的是剪切载荷, 并且在压头附近的局部区域承受平压载荷作用。图1给出了蜂窝夹芯结构在弯曲载荷作用下的破坏过程, 在弯曲在载荷作用下, 由于面板相对于芯子厚度较大, 所以在整个加载过程中, 面板没有出现致命性的破坏模式。结构主要有芯子屈曲破坏、芯子分层破坏以及芯子剪切破坏等几种破坏模式。加载过程中蜂窝芯子首先出现屈曲变形 (如图1 (a) 所示) 紧接着在压头附近出现屈曲破坏以及面板的皱曲、芯子屈曲 (如图1 (b) 所示) 或是芯子的剪切破坏 (如图1 (c) 所示) 直至结构达到整体失效。

通过测试不同面板厚度的蜂窝夹层结构的弯曲性能, 我们发现面板厚度不同, 结构的破坏模式也不尽形同。对比破坏形态图2可知, 当面板厚度较薄时, 由于蜂窝芯子的约束作用, 上面的薄板较容易受压屈曲, 发生屈曲破坏, 因而导致最终的整体破坏, 当面板厚度较大时, 上面板虽然也受压缩载荷的作用, 但是由于厚度较大, 不易发生屈曲破坏, 因此结构最终破坏模式主要以芯子破坏为主。

2 金属蜂窝夹层结构的弯曲性能数值模拟

2.1 计算模型

有限元模型:

应用ABAQUS有限元软件, 采用ABAQUS自带的金属延性损伤模型对蜂窝夹层结构的侧压力学性能进行数值模拟。本文中的所使用的蜂窝夹层结构的数值模型如图3所示。

2.2 面板厚度对弯曲性能的影响

2.2.1 破坏形态

本小节探究了不同面板厚度对结构弯曲力学性能的影响, 模拟计算了0.12mm、0.24mm、0.50mm和1.0mm四种不同面板厚度的的弯曲响应。图4列出不同面板厚度的结构破坏形态, 可以看出随着面板厚度的增加, 面板屈曲现象会逐渐减弱乃至最后消失, 并且面板厚度越薄越易屈曲, 这与图2所示的试验结果一致。

2.2.2 载荷位移曲线

不同面板厚度的载荷-位移模拟结果如图5和表1所示。随着面板厚度的增加, 结构的承载能力也随之增加。面板厚度较大时, 其对弯曲最大载荷随厚度的变化较平缓, 在面板厚度较小时, 面板厚度对最大载荷的影响较为突出, 这主要是因为, 当面板厚度较小时, 加载过程中面板非常容易出现局部屈曲的破坏模式, 根据Allen[11]模型可知面板是承受弯曲载荷的主要结构, 因而面板的屈曲会显著地影响结构的承载能力, 而面板厚度较大时, 则不会出现局部破坏的现象, 所以在面板厚度达到一定之以后, 极限载荷变化相对平缓。

2.3 焊接角度对弯曲性能的影响

2.3.1 破坏形态

本小节探究了不同焊接角度对结构弯曲力学性能的影响, 模拟计算了90、80、70和60四种焊接角度的的弯曲响应。图6列出不同焊接角度结构的破坏形态。由图6可以看出, 由于倾斜的芯子在受力时会容易对面板产生压缩效应, 所以有一定倾斜角度的结构上面板会更容易发生屈曲, 与垂直焊接最大不同的是, 有一定倾斜角的结构是在上面板处破坏。

2.3.2 载荷位移曲线

不同焊接角度的载荷-位移模拟结果如图7和表2所示, 可以看出焊接角度对弯曲性能在线弹性阶段的影响并不是非常明显, 则主要是因为在弯曲载荷的作用下, 芯子结构主要起到一个支架的作用, 本身并不承受太大的载荷, 因而在改变芯子结构的时候只要不改变芯子的有效高度, 结构的承载能力并不会受较大影响。对比发现不同的焊接角度对结构的弯曲强度有一定影响, 焊接角度为70度时结构承载能力最弱。

3 结论

3.1 通过力学性能测试, 得到了夹芯结构在弯曲载荷下的破坏形貌、不同面板厚度的结构的破坏模式的差异以及几种主要破坏模式 (包括面板局部屈曲破坏、塑性变形、芯子屈曲破坏、芯子分层破坏以及芯子剪切破坏) ;

3.2 通过数值模拟分析可知:随着面板厚度的增加结构承载能力加强, 且承载能力随厚度非线性变化;不同的焊接角度对结构的线弹性性能影响较小, 焊接角度为70度时结构承载能力最弱。

摘要：本文通过力学实验和有限元模拟方法研究了金属蜂窝夹层结构的静态力学性能。通过三点弯曲试验分析了不同结构参数下的破坏模式;通过有限元方法模拟了不同面板厚度、不同焊接角度的蜂窝夹层结构的弯曲性能。

弯曲性能 篇4

1 试验仪器及工具

1000kN材料性能试验机、壁厚为11.1mm材质为L450MB的试样15组, 每组为取自钢板相近部位的2块试样 (一块作为试验样一块作为对比样) 、游标卡尺、紧固夹头。

2 试验过程

2.1 试样尺寸

通过火焰切割的方法将试样从钢管上切取下来后, 采用机械加工的方法去除剪切变形和热影响区, 制成缩减段宽度为38mm, 缩减段长度大于120mm的板样。

2.2 试样前处理

将15组试样分别按下表1的方案进行不同部位的弯曲和弯曲挠度不同。

2.3 试验参数

将15组试验样全部按照上述参数制成对应的试验样以后, 分别在每组试样上打上标距, 在1000kN拉伸试验机上进行试验试验时位移速率控制在19mm/min~30mm/min, 设备操作均按照正常操作规程完成。

3 试验结果及处理

3.1 实验现象

(1) 随着夹持段弯曲挠度的增加, 试验机施力到材料开始受力变形的时间增加并且这一规律对缩减端和全长度挠度的增加也同样适用。 (2) 同一弯曲挠度、不同弯曲部位的试样, 夹持段弯曲试样从试验机施力到材料受力变形的时间明显大于缩减端弯曲和全长度弯曲。缩减段弯曲和全长度弯曲的拉伸曲线则没有明显的差异。 (3) 对比样的拉伸曲线图大致相似, 差异较小。

3.2 抗拉强度和屈服强度

对15组试样的试验样和对比样的抗拉强度和屈服强度的测定, 获得的结果如表2:为了显示两种试样的测试结果的差距, 根据表3的不同强度的测试结果, 我们将对比样和试验样不同类型的对应结果数据作差值, 可以得出的数据如表3所示。从对比表中可以得出如下结论: (1) 对同一弯曲部位而言, 不同的弯曲挠度对材料的抗拉强度的测试影响不大, 差值最大也仅有15MPa。 (2) 对同一弯曲挠度不同的弯曲部位而言, 弯曲部位对材料的抗拉强度的测试影响同样也不明显, 对比样与试验样两者的差值时正时负, 把偶然误差考虑在其中, 差值可以忽略不计。 (3) 不同的弯曲挠度和弯曲部位对材料的屈服强度的测试影响较大, 对于同一弯曲部位而言, 随着弯曲挠度的增大, 测试值差距逐渐增大, 最大差距可达到125MPa。 (4) 对同一弯曲挠度而言, 不同的弯曲部位对材料的屈服强度的测试影响不明显, 测试结果较为接近。

3.3 伸长率的测定

通过对以上15组试样的断后标距的测定, 结果如表4所示:从以下数据可以看出 (1) 对比样与试验样的伸长率比较接近; (2) 相同的弯曲部位不同的弯曲挠度对材料的伸长率的测定影响不大; (3) 相同的弯曲挠度不同的弯曲部位对材料伸长率的测定影响也较小。

4 试验结果分析

(1) 屈服强度测试是通过引伸计测定的, 当变形试样在拉伸过程中, 试样经历了由弯曲到伸直, 再到屈服, 最后拉断的过程。由于加装引伸计的缘故, 试样由弯曲到伸直的变形被引伸计记录, 当引伸计记录变形达到0.25mm时, 试验机便把此刻的强度判定为屈服强度, 而真实的屈服强度却还在随后的变形过程中。由于试样由弯曲到伸直所需要的试验力小于试样的屈服变形时所需要的力, 故测得的结果小于材料的屈服强度, 而且试样的弯曲挠度越大, 这种差值也越大。 (2) 抗拉强度测试只需要记录试样所受到的最大拉力和原始横截面积即可, 无需引入变形测量工具。不论试样是否经历由弯曲到伸直的阶段, 试样的原始横截面积和最大拉力不会改变, 测得的结果能真实的反应材料的抗拉性能, 故本次试验对比样和试验样的抗拉强度测试数据较为接近。 (3) 伸长率是一个材料性能测试的宏观参数, 试验时只需要测试原始标距和断后标距即可算出。虽然测量原始标距时试验样并不是伸直状态, 但是在弯曲挠度不是很大的情况下, 与对比样的测试值较为接近。这种差距只是在缩减段弯曲和全长度弯曲才存在, 对于夹持段弯曲试样并不存在。故15组试样的伸长率测试的结果显示为所有的试样的伸长率差距较小。

5 结语

(1) 弯曲挠度对材料的屈服强度的测试影响较为明显, 试样的弯曲挠度越大, 材料的测试值越小。 (2) 弯曲挠度对材料的抗拉强度的测试影响很小, 试验时应保证试样不打滑。 (3) 弯曲挠度对材料的伸长率的测试影响不明显。通过以上试验结果可知:在实际钢管生产检测中, 对于需要测试屈服强度和伸长率的试样 (主要为母材拉伸性能) , 试验前应将试样进行冷校平。

参考文献

[1]机械工业理化检验人员技术培训和资格鉴定委员会.力学性能试验[M].北京:中国计量出版社, 2008.

[2]徐恒钧.材料科学基础[M].北京:北京工业大学出版社, 2007.

[3]王从曾, 刘会亭.材料性能学[M].北京:北京工业大学出版社, 2008.

[4]冶金工业信息标准研究院标准化研究所.金属材料无力试验方法[M].北京:中国标准出版社, 2002.

[5]美国石油学会标准.API SPEC 5L管线钢管规范[S].北京:石油工业标准化研究所, 2008.

[6]机械电子工业部机械标准化研究所.国内理化检验标准汇编[S].上海:上海市新闻出版局, 1991.

树脂混凝土弯曲蠕变性能试验研究 篇5

1 试件制备与试验方法

1.1 原材料

树脂混凝土由粗细集料、填料和胶结剂组成。所用的材料如下:胶结剂采用树脂胶和固化剂, 由济南纳诺精密仪器制造公司配置而成。填料采用粉煤灰, 粗细集料采用级配碎石, 介于0~10 mm, 各组分质量配合比见表1。

1.2 试件制备

首先将所需的树脂胶放在搅拌锅中, 随后慢慢加入固化剂并一同搅拌, 再加入粉煤灰搅拌, 最后加入粗细集料搅拌。浆体搅拌均匀后装入模具经振动后, 在烘箱中养护24 h后拆模, 自然养护7 d后进行切割。

1.3 弯曲蠕变试验方法

弯曲蠕变试验采用应力控制加载模式, 因此需要获得树脂混凝土的静载弯拉强度σmax。静载试验在电液伺服万能材料试验机上完成, 采用三分点加载, 试件尺寸为40 mm×50 mm×350 mm, 跨距为280 mm, 平行试验数量为3个。蠕变试验同样在电液伺服万能材料试验机上完成, 如图1所示, 跨中放置千分表, 弯曲蠕变试验根据先期测得的静载弯拉强度σmax, 选用σ0/σmax=0.5、0.6、0.7、0.8四种应力水平 (σ0为作用在试件上的最大应力) , 每种应力水平下蠕变实验平行试验数量为3个。试验尺寸和加载方式同静载试验。弯曲蠕变试验开始时, 在跨中快速施加荷载到试验要求的恒定荷载, 加载速率为50 mm/min, 同时利用跨中千分表测量并记录试件全过程跨中挠度随时间变化的数据[8]。加载的瞬间开始记录千分表数据的变化即树脂混凝土加载瞬间的挠度变形。试验加载期间, 千分表数据有变化时, 立即记录此时千分表读数和时间。0.5、0.6、0.7、0.8四种应力水平测试时间分别是864 000 s、432 000 s、432 000 s、432 000 s。

通过跨中千分表记录了树脂混凝土在不同应力水平下跨中挠度的变化, 根据公式可以得到不同应力水平下树脂混凝土随时间变化的跨中变形[8]:

式 (1) 中, h是跨中截面试件的截面高度, L为试件的跨径, d (t) 为试件加载过程中随时间变化的跨中挠度。

2 试验结果与分析

2.1 静载试验结果

见表2, 以3个试件的平均值作为该组试件的静载弯拉强度σmax。试验中树脂混凝土试件破坏方式呈明显脆性破坏, 该配合比下的极限弯拉强度达到25.06 MPa, 远高于普通混凝土的弯拉强度, 也高于常见树脂混凝土的弯拉强度水平[9]。

2.2 蠕变试验结果

通过树脂混凝土弯曲蠕变试验, 得到了试件的蠕变变形曲线, 树脂混凝土蠕变变形值取3次试验结果的平均值。如图2所示不同应力水平下的试件蠕变曲线。0.8应力水平作用下树脂混凝土加载时间不到3 000 s时发生了破坏, 0.7应力水平作用下树脂混凝土加载时间不到180 000 s时发生了破坏, 而0.6和0.5应力水平作用下432 000 s和864 000 s时仍然没有发生破坏, 蠕变变形缓慢发展中。从图2中可以看出加载的瞬间, 树脂混凝土发生弹性变形, 变形量急剧增加, 随着时间增加树脂混凝土变形速率减小并趋于稳定, 随后树脂混凝土表现为黏性流动变形。在试件趋于破坏时, 树脂树脂混凝土变形速率再次增加, 表现出脆性破坏形式。应力水平越大, 树脂混凝土蠕变发展过程越快, 应力水平越低, 其变形发展过程越慢。

对于树脂混凝土来说, 在恒应力作用下, 应变是随时间而变化的。因此, 为了表示该材料的应力与应变关系, 引入劲度模量的概念来描述树脂混凝土的力学性质, 表征其黏弹性性质, 如式 (2) 。

式 (2) 中, S (t) 为荷载作用时间t条件下树脂混凝土的模量, 称为劲度模量, σ0为荷载应力, ε (t) 为树脂混凝土在荷载作用时间t时的应变。

由于蠕变试件的变形量并不与荷载的变化同步, 加载瞬间劲度模量并没有表现出明显的变化规律, 见表3。

2.3 蠕变模型

图2表明了树脂混凝土的变形有稳定的三阶段规律。由于树脂混凝土具有黏弹性的性质, Burgers[10]模型可以较好地说明材料的黏弹性, 并且具有参数少、模拟精度高等优点因而在诸多材料的研究中运用。

式 (3) 中, τ是松弛时间, τ=η2/E2;t是蠕变作用的时间;E1是弹性系数;η1是黏弹性系数;E2是弹性系数;η2是黏弹性系数。

Findley幂律模型可以用来预测复合材料的蠕变行为[11]。

式 (4) 中, a和b是拟合参数;ε0是初始弹性应变。

广义Kelvin模型是由一个弹簧、 (n-1) 个Kelvin单元和一个黏壶串联而成。该模型可以较好的反映材料的黏弹性, 本文选用的是4个Kelvin单元的十元件模型用来模拟树脂混凝土的蠕变变形发展[12]。

式 (5) 中, τ2=η2/E2;τ3=η3/E3;τ4=η4/E4;τ5=η5/E5;τ2、τ3、τ4、τ5是松弛时间。

表4和表5给出了试验数据与模型的拟合参数, 图3表明了三种模型都可以描述树脂混凝土的蠕变变形发展规律。树脂混凝土处在0.5和0.6低应力水平下, 三种模型都能很好的预测蠕变变形发展, 但是在0.7和0.8高应力水平下, 只有广义Kelvin十元件模型更符合试验数据。综合考虑广义Kelvin十元件模型具有更好的预测性。由于广义Kelvin模型参数多, 计算不方便等缺点, 根据拟合结果, 当树脂混凝土处在低应力水平下可以采用Findley幂律模型进行预测。

3 结论

(1) 树脂混凝土弯曲蠕变试验结果表明其变形不仅随着应力水平发生变化, 也随着时间不断发生变化。应力越大, 瞬时变形越大, 蠕变变形发展越快。应力越小, 瞬时变形越小, 蠕变变形发展越慢。树脂混凝土在恒定加载下变形具有稳定的三阶段规律, 其初始阶段变形较快, 中间过程变形速度较为缓慢, 试件断裂前变形突然加快, 呈现出明显的脆性破坏。

(2) 结合蠕变试验数据, 拟合出了不同应力水平下各树脂混凝土蠕变模型参数, 结果表明广义Kelvin十元件模型具有较好的预测效果。利用该模型可以预测树脂混凝土的蠕变发展规律。

参考文献

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[2] Abdel-Fattah H, El-Hawary M M.Flexural behavior of polymer concrete.Construction and Building Materials, 1999;13 (5) :253—262

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[4] ACI Committee 548, Polymers in Concrete, Fowler D W.Guide for the use of polymers in concrete.American Concrete Institute, 1992

[5] Orak S.Investigation of vibration damping on polymer concrete with polyester resin.Cement and Concrete Research, 2000;30 (2) :171 —174

[6] Lokuge W, Aravinthan T.Effect of fly ash on the behaviour of polymer concrete with different types of resin.Materials&Design, 2013;51 :175—181

[7] 于波, 王玥, 刘国富, 等.索膜结构的蠕变性能研究.科学技术与工程, 2006;6 (15) :2301—2305Yu Bo, Wang Yue, Liu Guofu, et al.Study on creep performance of cable-membrane structure.Science Technology and Engineering, 2006;6 (15) :2301—2305

[8] 公路工程沥青及沥青混合料试验规程.北京:人民交通出版社, 2011Standard test methods of bitumen and bituminous mixtures for highway engineering.Beijing:China Communications Press, 2011

[9] 刘其城, 李强, 徐协文.环氧树脂混凝土力学性能及增强机理.长沙理工大学学报, 2009;6 (3) :28—32Liu Qicheng, Li Qiang, Xu Xiewen.Epoxy resin modifiedconcrete material for mechanical properties and strengthen mechanism.Journal of Changsha University of Science and Technology, 2009;6 (3) :28—32

[10]杨挺青.黏弹性力学.武汉:华中理工大学出版社, 1990Yang Tingqing.Viscoelastic mechanics.Wuhan:Huazhong University of Science and Technology Press, 1990

[11] Scott D W, Zureick A H.Compression creep of a pultruded Eglass/vinylester composite.Composites Science and Technology, 1998;58 (8) :1361—1369

弯曲性能 篇6

关键词：聚乙烯醇纤维,混凝土,破坏形态,韧性指数

聚乙烯醇(PVA)是一种高强高弹模的合成纤维,具有良好的亲水性,纤维表面能够吸附少量自由水,与水泥基体的粘结性能较好。PVA纤维本身具有较高的强度和弹性模量,它不但可以有效抑制混凝土早期塑性裂缝,并且可以显著降低混凝土的脆性,增加韧性,阻碍裂缝的扩散与发展。与钢纤维相比,PVA纤维具有耐化学腐蚀、成本低等优点。与其他合成纤维相比,具有弹性模量高、无毒等优点。目前,关于碳纤维、钢纤维以及其他合成纤维混凝土研究比较多,关于PVA纤维混凝土的研究比较少。本文对PVA纤维混凝土的力学性能的影响进行了试验研究。

1 试验概况

1.1 试验材料

(1)水泥采用42.5普通硅酸盐水泥。

(2)粗骨料采用碎石,在搅拌混凝土前用水洗法把表面泥沙洗净,粒径5～20 mm连续级配。

(3)细骨料采用河砂,通过级配试验测量为中砂,细度模数为2.6。

(4) PVA纤维的性能指标见表1。本文选用12mmPVA纤维。

(5)钢纤维的长径比采用60,体积率采用上层1.0%,下层1.0%,其性能见表2。

(6)减水剂为聚羧酸减水剂。

(7)水为清洁自来水。

1.2 混凝土配合比及试件

混凝土配合比如表3所示。

试件尺寸分别为100 mm×100 mm×100 mm和100 mm×100 mm×400 mm,每组纤维混凝土和素混凝土完成3个试件的抗压试验和3个试件的弯拉试验,试件纤维掺量如表4所示。

1.3 搅拌工艺与试验方法

为了使PVA纤维均匀地分散到混凝土中,本试验采用强制搅拌机进行搅拌,经试拌发现PVA纤维能均匀地分散到混凝土基体中。试件在振动台上振动成型后静置24 h后脱模,移至标准养护室养护28d后进行试验。

弯拉试验按《纤维混凝土试验方法标准》(CECS13:2009)中弯曲韧性和初裂强度的试验方法进行试验,试验选用电液伺服万能试验机,按恒位移控制方法加载,位移速率0.025 mm/min采用四点弯曲法加载测定纤维混凝土的弯拉强度,试验加载如图1所示。

2 试验结果分析

2.1 立方体抗压强度分析

纤维混凝土立方体抗压强度实验结果如表5所示。由表5可知,PVA纤维掺量在0.08%时,立方体抗压强度比素混凝土提高了3.9%;PVA纤维掺量在0.1%时,立方体抗压强度比素混凝土提高了1.1%;PVA纤维掺量在0.2%时,立方体抗压强度比素混凝土略微降低。由此可知,PVA纤维的掺入能略微提高混凝土的抗压强度,最佳掺量在0.1%以下。

另外,由表5中LHFRC(层布式混杂纤维混凝土)和LSFRC(层布式钢纤维混凝土)数据可知,在0.08%的PVA纤维掺量下,LHFRC的立方体抗压强度比LSFRC的立方体抗压强度降低了20.4%;比素混凝土降低了10.4%。由于PVA和钢纤维两种纤维掺入,使总体纤维掺量变大,纤维不仅不易分散,而且会把部分空气带入混凝土中,减小基体粘结力的同时也降低了混凝土的强度。

2.2 立方体抗压强度破坏形态分析

素混凝土属于脆性破坏,试件加载后,竖向发生压缩变形,水平向为伸长变形,试件的上下端因受加载垫板的约束而横向变形小,中部的横向膨胀变形最大。随着荷载的应力增大,试件的变形逐渐增长。试件临近破坏前,首先在试件的高度中央、靠近侧表面的位置上出现竖向裂缝,然后往上和往下延伸,逐渐转向试件的角部,形成正倒相连的八字形裂缝,如图2所示。继续增加荷载,新的八字形缝由表层内部扩展,中部混凝土外胀,开始剥落,最终成为正倒相接的四角锥破坏形态,如图3所示。

PVA纤维混凝土破坏形态与素混凝土的破坏形态基本一致,只是在临近破坏前随着荷载的继续加大,混凝土的中部横向膨胀继续变大。由于PVA纤维在混凝土中乱向分布,在混凝土出现裂缝的时候,横跨裂缝纤维有效限制了裂缝在骨料之间扩展和贯通,从而在达到极限荷载后仍有一定的抗压性能,PVA纤维的掺入使混凝土的破坏形态从脆性破坏转为有一定塑性的破坏形态,因此并没有出现混凝土剥落现象。如图4所示,PVA纤维混凝土并未出现与素混凝土一样的四角锥破坏形态。

2.3 弯曲韧性分析

本文采用美国材料与实验协会ASTM C1018的弯曲韧性指数法评定PVA纤维混凝土的弯曲韧性,ASTM C1018弯曲韧性指数法是利用理想弹塑性体作为材料韧性的参考指标,选用初裂挠度的倍数作为终点挠度,即3δ,5.5δ,10.5δ(图5),相应的韧度指数用I5,I10,I20表示,即:

混凝土的荷载挠度-位移曲线见图6～9。

纤维混凝土的抗弯韧性试验结果见表6,由表6可知,在混凝土中掺入PVA纤维,混凝土的弯曲韧性指数有了明显提高,在PVA纤维掺量为0.2%时,韧性指数I5比素混凝土提高了4.08倍;在PVA纤维掺量为0.1%时,韧性指数I5比素混凝土提高了3.79倍;在纤维掺量为0.08%时,韧性指数I5比素混凝土提高了3.45倍。在质量掺量为1%的LSFRC中掺入体积掺量为0.08%PVA纤维的LHFRC中,弯曲韧性指数I5、I10分别比LSFR提高了2%和1.6%,说明LHFRC相对于素混凝土的弯曲韧性提高效率更大,这是由于LHFRC综合了钢纤维与合成纤维的优点。

由表6可知,当PVA纤维掺量在0.2%,0.1%,0.08%时,纤维混凝土的抗弯拉强度比素混凝土分别提高了2%,5.8%,3.7%,PVA纤维对混凝土的抗弯拉强度也有一定的提升作用。

3 结束语

(1) PVA纤维能略微提高混凝土的抗压强度,但由于纤维的掺入会将部分空气带入混凝土基体中,减小基体的粘结力,所以掺量不宜过大,最佳掺量在1%以下。

(2) PVA纤维能有效地改善混凝土立方体抗压变形能力,使混凝土由脆性破坏转换为有一定塑性的破坏形态。

(3)当PVA纤维掺量在0.08%～0.2%时,韧性指数I5介于4.45～5.08,表明PVA纤维明显改善了混凝土的弯曲韧性。

(4)当PVA纤维掺量在0.08%,0.1%,0.2%时,混凝土的抗弯拉强度分别提高了2%,5.8%,3.7%,表明PVA纤维也能在一定程度上提升混凝土的抗弯拉强度。

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弯曲性能 篇7

随着城市化进程的加快,在旧建筑物的拆迁改造过程中产生了大量的废弃混凝土,开展再生混凝土骨料的应用研究,可为废弃混凝土的资源化利用提供有效的途径。 然而,再生混凝土骨料由于强度低、孔隙率高和吸水性大等特性,导致再生混凝土骨料在工程应用中存在强度偏低以及收缩性和耐久性等方面的问题[1]。 钢纤维能很好地改善混凝土的抗裂、抗收缩和变形性能[2],在很大程度上弥补再生混凝土的不足,为拓宽再生混凝土的应用提供了可能。

在许多土木工程结构,尤其是公路路面、桥面和铁路轨枕等结构中, 混凝土主要承受静载弯曲、动载疲劳以及温度应力的作用[3]。 因此,混凝土尤其是钢纤维混凝土的弯曲疲劳性能得到了广泛的关注[4,5,6,7],但目前对再生混凝土弯曲疲劳性能的研究还较少。 鉴于此,本文通过弯曲疲劳试验,对再生混凝土(RAC)和钢纤维再生混凝土(SFRRAC)的弯曲疲劳性能进行了研究。 作为对比,同时还进行了普通混凝土(NC)和钢纤维混凝土(SFRC)的弯曲疲劳试验,并在试验研究和理论分析的基础上,建立了相应的弯曲疲劳方程,可为再生混凝土和纤维再生混凝土在实际工程中的应用提供理论依据。

1 试验概况

1.1 原材料

水泥:42.5 级普通硅酸盐水泥。

细骨料:级配良好的中砂,细度模数2.67。

粗骨料:天然粗骨料为连续级配的碎石,粒径5~20mm;再生粗骨料由颚式破碎机破碎废弃混凝土制成,孔隙较多,表面附着有硬化水泥浆。 天然粗骨料和再生粗骨料的主要性能指标见表1。

钢纤维:端勾型钢纤维,其物理力学性能指标见表2。

1.2 试件设计

为了比较不同材料的抗疲劳性能,共制作了四组抗弯疲劳试件, 分别为NC、RAC、SFRC和SFRRAC。 试验共设计了两种类型的试件, 分别是尺寸为150mm×150mm×150mm的抗压强度试件和尺寸为100mm×100mm×400mm的弯曲强度和弯曲疲劳试件。

众所周知,混凝土的离散性对弯曲疲劳试验结果有很大影响。 因此,在混凝土的搅拌、成型和养护过程中要进行严格的控制,尽可能降低混凝土离散性的影响。 同时,增加试件的数量,每组弯曲静载试验和同一应力水平下弯曲疲劳试验的试件数量均为5 个。 试验选取3 个应力水平,每组疲劳试件为15 个, 静载抗压和弯曲试件分别为5 个和3 个,每组共23 个试件,试件总数为92 个。

试件养护28d后开始试验。 弯曲疲劳试验前先进行静载破坏试验,测量各组试件的抗压强度和弯曲强度。 将测得的弯曲强度fft作为疲劳试验加载的依据。

1.3 弯曲疲劳试验

弯曲疲劳试验在美国MTS322电液伺服式疲劳试验机上进行,采用三分点(50+3×100+50)加载,加载前先对梁预加300N的荷载,并反复几次,从而消除因试件与试验机接触不良造成的误差。试验采用正弦波加载,加载频率为10Hz。循环次数超过200万次未破坏时停止试验。

疲劳加载应力水平S定义为循环荷载产生的最大应力幅值 σmax与静载弯曲强度fft的比值,本试验釆用0.9、0.8 和0.7 三个应力水平。 疲劳荷载循环特征值R用最小荷载Pmin和最大荷载Pmax的比值表示,本试验采用等幅疲劳加载,取R=0.1。

2 弯曲疲劳性能试验结果与分析

2.1 疲劳寿命

各组试件在不同应力水平下的疲劳寿命试验结果如表3 所示,括号内数据不能反映实际的疲劳寿命,在分析时剔除。

由表3 可以看出,各组试件在各应力水平下的疲劳寿命均有很大的离散性,变异系数最大的达到0.488,最小的也有0.174。 但从中依然可以得到一些规律性的结论。

首先,随应力水平的增大,各组试件的疲劳寿命均大幅减小,离散性也明显增大。应力水平从0.7增大到0.9,NC、RAC、SFRC和SFRRAC的平均疲劳寿命分别减小了159倍、167倍、89倍和108倍,变异系数分别增大了11.7%、22.0%、57.5%和26.1%。这是因为混凝土内部不可避免地存在微缺陷和不均质性,在疲劳荷载作用下,微缺陷逐步扩展和贯通,最终导致破坏。荷载越大,微缺陷的发展速度越快,疲劳寿命越低;同时,随着荷载的增大,裂缝发展的随机性等偶然因素的影响增加,导致试验结果的离散性随之增大。

其次,再生混凝土疲劳寿命明显低于天然骨料混凝土,离散性也更大。应力水平分别为0.7、0.8和0.9时,RAC试件的平均疲劳寿命比NC试件分别降低了44.3%、51.3%和46.9%,变异系数分别增大了6.4%、10.6%和16.2%;SFRRAC试件的平均疲劳寿命比SFRC试件分别降低了40.2%、41.8%和50.4%,变异系数分别增大了69.5%、35.7%和35.8%。这是由于与天然骨料相比,再生骨料本身的微缺陷更多,材料的不匀质性也就更大。因此,再生混凝土的疲劳寿命更低,离散性更大。

再次,钢纤维混凝土疲劳寿命显著高于未掺纤维的混凝土,离散性也更小。应力水平分别为0.7、0.8和0.9时,SFRC试件的平均疲劳寿命比NC试件分别提高了2.18倍、5.31倍和4.67倍,变异系数分别减小了53.7%、33.3%和34.8%;SFRRAC试件的平均疲劳寿命比RAC试件分别提高了3.41倍、8.25倍和5.29倍,变异系数分别减小了26.3%、18.2%和23.8%。这是因为钢纤维发挥了很好的阻裂作用和桥接作用,有效地降低了裂缝尖端的应力集中,同时提高了裂缝扩展所需的拉应力,从而有效提高了混凝土的疲劳寿命,并降低了试验结果的离散性。

2.2 疲劳寿命的威布尔分布拟合

如前所述,各组试件的疲劳寿命测试结果离散性较大,即使同组试件在同一应力水平下的疲劳寿命相差都超过一个数量级甚至更多。 因此,考虑采用两参数的威布尔分布理论来描述疲劳寿命的概率分布。

式中:Y= ln[ln(1/P)],X=ln NP,β=bln Na,b为威布尔形状参数,P为可靠度,NP表示可靠度为P时的疲劳寿命,Na为特征寿命参数。

利用式(1),并结合疲劳寿命试验数据,即可拟合出参数b和 β 的值,拟合结果见表3。 各应力水平下各组试件的威布尔分布情况见图1。

由表3 可以看出,ln[ln(1/P)]与ln NP之间呈现很好的统计线性关系,除了RAC试件在应力水平为0.7 时的相关系数R2为0.88,其余均大于0.93。 说明各组试件在各应力水平下的弯曲疲劳寿命均很好地服从两参数的威布尔分布。

2.3 弯曲疲劳方程

为了再生混凝土的工程应用以及与其他研究成果进行比较,建立了各组试件的弯曲疲劳方程:

单对数疲劳方程:

双对数疲劳方程:

式中:A、C、lga、c为疲劳方程系数,其取值由方程所能够保证的安全程度来确定。

利用式(2)和式(3),结合疲劳寿命试验数据,即可拟合出不同失效概率下的疲劳方程系数A、C、lga和c,从而得到不同失效概率所对应的疲劳方程。限于篇幅,本文仅给出失效概率为0.5时的疲劳方程。各疲劳方程及其与试验结果的拟合情况如图2所示。由图2可以看出,所建立的弯曲疲劳方程与试验值相关性良好,其相关系数R2均在0.95以上。因此,本文建立的疲劳方程完全可以满足工程应用的需要。

3 结论

(1)随着应力水平的增大,普通混凝土、再生混凝土、纤维混凝土和纤维再生混凝土的疲劳寿命均大幅减小,离散性也明显增大。

(2) 与天然骨料混凝土相比, 再生骨料混凝土在相同应力水平下的疲劳寿命更低,离散性更大。

(3)掺入钢纤维可以显著提高混凝土的疲劳寿命,并有效降低离散性。

(4)普通混凝土、再生混凝土、纤维混凝土和纤维再生混凝土的疲劳寿命均很好地服从两参数的威布尔分布。

(5)建立的单对数和双对数弯曲疲劳方程与试验值的相关性均良好,可为再生混凝土和纤维再生混凝土的工程应用提供参考。

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弯曲性能 篇8

以工业废料为主的细掺料加入混凝土中, 能减少混凝土的水泥与集料用量, 使混凝土成为可持续发展材料, 这也是发展高性能混凝土的有效途径之一。矿渣微粉是一种将粒化水淬高炉矿渣经过粉磨达到规定细度的粉体材料, 将其作为掺合料掺入混凝土中, 能显著提高混凝土的工作性能、力学性能和耐久性能[1]。但研究发现, 高性能混凝土密实的微观结构使其脆性增加, 在遭受高温作用时更容易发生爆裂, 残余承载能力和变形能力劣化严重[2]。在高性能混凝土中掺入钢纤维和聚丙烯纤维, 利用纤维的改性机理能有效地改善混凝土高温后的力学性能[3]。纤维矿渣微粉混凝土就是将比表面积大于400m2/kg的矿渣微粉部分代替纤维混凝土中的水泥而配制成的纤维高性能混凝土。本文通过纤维矿渣微粉混凝土试件在不同温度下的抗折试验和韧性试验, 重点探讨了温度、矿渣掺量、纤维类型与掺量以及混凝土强度等级对高温后纤维矿渣微粉混凝土弯曲性能的影响, 建立了考虑温度、矿渣微粉掺量和钢纤维掺量等影响因素的纤维矿渣微粉混凝土的抗折强度计算公式。

1 试验设计和试验方法

试验采用的原材料为:普通硅酸盐水泥;S95级矿渣微粉, 主要性能指标见表1;铣削型钢纤维, 纤维长度32.6mm, 等效直径0.950mm, 抗拉强度808.6MPa;聚丙烯纤维 (PP fiber) 采用束状单丝的杜拉纤维 (Dura fiber) , 长约19mm, 比重为0.91, 抗拉强度276MPa, 弹性模量3793MPa, 熔点160℃, 燃点约580℃;JKH-1型高效减水剂, 减水率为18.5%;细骨料为河砂, 属级配良好的中砂;粗骨料为粒径5~20mm连续级配的碎石。

本试验主要研究了温度为20℃、200℃、400℃、600℃、800℃;矿渣微粉等量置换0、30%、40%、50%水泥;钢纤维体积率分别为0、0.5%、1%、1.5%、2%, 聚丙烯纤维掺量分别为0、0.6kg/m3、0.9kg/m3、1.2kg m3;混凝土强度等级分别为C40、C60、C80的17种不同配合比的混凝土 (配合比见表2) 。试验采用尺寸为100mm×100mm×400mm的小梁试件, 试件浇筑后在振动台上振动成型, 室内静置24h后拆模, 拆模后立即放入温度为20℃、相对湿度为95%的标准养护室中进行养护, 至90d取出晾干, 然后进行高温试验。

kg/m3

试验采用高温炉加热, 其升降温制度为:以10℃/min的升温速度加热, 分别达到200℃、400℃、600℃、800℃的目标温度后恒温2h, 高温炉自动关机停止加热, 试件在炉内自然冷却至常温后取出, 之后按照CECS 13:89《钢纤维混凝土试验方法》的规定进行抗折试验和弯曲韧性试验。另外, 为了分析高温后性能劣化机理, 将高温作用后的纤维矿渣微粉混凝土破碎, 从骨料与水泥浆体的界面区处选取尺寸小于1cm的片状颗粒作为微观研究试样。将试样在烘箱中烘干后在观察面上喷金, 然后放入扫描电镜中抽真空, 进行微观结构观测。

2 高温后弯曲性能的影响因素

2.1 温度

图1为BⅢP2S2组试件经过不同目标温度后测得的荷载-挠度曲线。由图1可见, 随着温度的升高, 纤维矿渣微粉混凝土的开裂荷载和极限荷载不断降低, 荷载-挠度曲线逐渐趋于扁平, 且所围成的面积减小。200℃和400℃时纤维矿渣微粉混凝土的开裂荷载和挠度、极限荷载和挠度降低幅度较小, 荷载-挠度曲线与常温时相近;600℃和800℃时纤维矿渣微粉混凝土的开裂荷载和挠度、极限荷载和挠度显著降低, 高温引起矿渣微粉混凝土弯曲韧性的劣化。

图2为纤维矿渣微粉混凝土的抗折强度与温度之间的关系, 由图2可见, 随着最高温度的升高, 高温后纤维矿渣微粉混凝土的抗折强度和相对抗折强度 (在相同条件下, 高温后纤维矿渣微粉混凝土的抗折强度值除以其常温下抗折强度值所得的百分比) 均明显降低。

从机理上分析, 高温作用引起矿渣微粉混凝土性能劣化的主要原因是由于试件内部胶凝材料水化产物的变化, 以及由此产生的大量缝隙所造成的, 其中骨料与水泥浆交接区域的界面过渡区结合力对混凝土力学性能影响较大。当混凝土受到外界因素作用时, 界面过渡区是最薄弱的部位, 也是缺陷及微裂缝的始发处[4]。从高温后矿渣微粉纤维混凝土扫描电镜照片 (图3) 中可见, 随着温度的升高, 骨料的膨胀和浆体的收缩使骨料与水泥浆体界面过渡区的孔洞不断增多, 200℃高温后逐渐形成微小裂缝;400℃时裂缝较为明显地增多增宽;800℃时骨料与水泥浆体界面粘结更加松散, 水泥浆体中孔洞也进一步扩大和增多, 骨料与浆体间的裂缝迅速扩展, 裂缝宽度更大, 骨料破坏比较严重。

2.2 矿渣微粉掺量

图4为400℃高温后, 对应不同矿渣微粉掺量下BⅠP2S2、BⅡP2S2、BⅢP2S2和BⅣP2S2组试件的荷载-挠度曲线。由图4可见, 加入矿渣微粉的纤维混凝土的开裂荷载和极限荷载都有显著提高, 荷载-挠度曲线较为饱满, 呈现出较大的韧性。这是因为矿渣微粉与富集在界面过渡区的Ca (OH) 2反应, 生成C2S2H凝胶, 从而使Ca (OH) 2晶体、钙矾石和孔隙大量减少。另外, 矿渣微粉颗粒极细, 可减少内泌水, 消除骨料下部的水膜, 使界面过渡区厚度变薄, 结构密实度与水泥浆体相接近, 骨料与浆体间的粘结力进而得到增强[5]。当矿渣微粉掺量为40%时, 增强效果最为显著。

图5 (a) 为400℃高温后素混凝土和不同矿渣微粉掺量下纤维混凝土的抗折强度试验结果。从图中可以看出, 矿渣微粉在一定程度上提高了400℃高温后素混凝土和纤维混凝土的抗折强度, 并且纤维矿渣微粉混凝土较素矿渣微粉混凝土的抗折强度提高幅度更大。对于素混凝土, 掺50%矿渣时的抗折强度最大;对于纤维混凝土, 掺40%矿渣时的抗折强度最大。由图5 (b) 可知, 相对抗折强度随矿渣微粉掺量的变化差别较小, 说明矿渣微粉掺量对高温后抗折强度的损失影响不明显。

2.3 钢纤维体积率

图6为经400℃高温后, 不同钢纤维体积率下, BⅢP2S0、BⅢP2S1、BⅢP2S2、BⅢP2S3和BⅢP2S4组试件的荷载-挠度曲线。从图6可以发现, 随着钢纤维体积率的增大, 高温后纤维矿渣微粉混凝土的开裂荷载和极限荷载不断提高, 荷载-挠度曲线愈加饱满。即试件从开裂到破坏, 随着所需能量的增大, 韧性越来越好。随着裂缝的发展, 当纤维矿渣微粉混凝土承载能力达到临界值后, 因钢纤维与混凝土基体间界面粘结强度逐步达到了极限, 钢纤维被不断拔出或拉断, 承载能力降低, 跨中挠度增长较快, 曲线呈现缓慢下降趋势。钢纤维掺量越大, 荷载-挠度曲线下降趋势越缓。

抗折试验结果表明, 400℃高温后, 纤维矿渣微粉混凝土抗折强度比未掺钢纤维的大, 且随着钢纤维体积率增大, 抗折强度会显著提高, 见图7 (a) 。主要是由于钢纤维的桥联和阻裂作用有利于提高高温后矿渣微粉混凝土的抗折强度[6]。另外, 虽然钢纤维的导热系数非常高, 减少了混凝土基体内外温差以及因受热不均而产生的内部裂缝, 但钢纤维与矿渣微粉混凝土同时膨胀与收缩会产生微观间隙, 此间隙将影响钢纤维对混凝土高温性能的改善作用。由图7 (b) 可见, 钢纤维体积率对高温后抗折强度的损失影响不明显。

2.4 聚丙烯纤维掺量

图8为400℃高温后, 不同聚丙烯纤维掺量下的BⅢP0S2、BⅢP1S2、BⅢP2S2和BⅢP3S2组试件的荷载-挠度曲线。由图8可以看出, 聚丙烯纤维对纤维矿渣微粉混凝土弯曲韧性的影响较小, 但是聚丙烯纤维的存在提高了400℃高温后混凝土的抗折强度, 且随着聚丙烯纤维掺量的增大, 抗折强度呈上升趋势, 见图9 (a) 。随着聚丙烯纤维掺量的增加, 纤维矿渣微粉混凝土相对抗折强度也随着不断增大, 见图9 (b) 。表明通过增大聚丙烯纤维掺量可以降低矿渣微粉混凝土抗折强度的高温损失。这是因为, 虽然聚丙烯纤维的掺入会增加混凝土的含气量, 减小混凝土的密实度, 而且其在高温熔融后留下的孔道会增加混凝土内的毛细孔, 使混凝土基体内部缺陷增多, 对强度有不利影响, 但这些毛细孔的存在也加快了高温时混凝土内部水分的发散, 降低了混凝土内部的蒸汽压力, 缓解了高温中混凝土内的热损伤, 有利于减弱高温对抗折强度的劣化。在这两种因素的综合作用下, 本试验所选掺量范围内的聚丙烯纤维对缓解高温后纤维矿渣微粉混凝土强度损失起到了有利的影响。

2.5 混凝土强度等级

图10为400℃高温后, 纤维矿渣微粉混凝土在不同混凝土强度等级下, AⅢP2S2、BⅢP2S2和CⅢP2S2组试件的荷载-挠度曲线。由图10可见, 随着混凝土强度等级从C40增至C80, 高温后纤维矿渣微粉混凝土弯曲韧度逐渐增大。400℃高温后, 纤维矿渣微粉混凝土抗折强度也有类似的规律, 见图11 (a) 。但是, 高温后纤维矿渣微粉混凝土相对抗折强度则变化不大, 见图11 (b) 。

3 抗折强度的计算方法

试验结果表明, 高温作用降低了纤维矿渣微粉混凝土的抗折强度。因此, 考虑温度、矿渣微粉掺量、钢纤维掺量影响的高温后纤维矿渣微粉混凝土抗折强度计算模型取为:

式中, fTftm、fftm分别为高温后和常温下纤维矿渣微粉混凝土抗折强度 (MPa) ;α、β是与温度有关系数, 为了反映高温前后纤维矿渣微粉抗折强度的变化, 根据对本文试验结果分析, 当温度20℃≤T≤800℃时, α、β分别为6×104、2.682。

对于常温下纤维矿渣微粉混凝土抗折强度的计算, 由于聚丙烯纤维对抗折强度的影响较小, 本文采用在钢纤维混凝土抗折强度计算公式的基础上[7], 考虑到矿渣微粉掺量影响, 即:

式中, γ为矿渣微粉等量置换水泥对纤维矿渣微粉混凝土抗折强度的影响系数, 根据本文试验结果, γ=1+0.5891η, 其中, η为矿渣微粉等量置换水泥量, %, 0≤η≤50%;ftm为素混凝土的抗折强度;αtm为钢纤维对混凝土抗折强度的影响系数, 在本试验中取为0.995;λf为钢纤维含量特征值。

将本文试验值与式 (2) 的计算值进行比较, 二者比值的均值为1.0026, 均方差为0.0016, 变异系数为0.0393, 符合程度较好。

4 结语

(1) 随着温度的升高, 纤维矿渣微粉混凝土高温后的抗折强度和弯曲韧性均不断降低。

(2) 矿渣微粉能提高高温后混凝土的弯曲性能, 其掺量为40%时效果较显著。

(3) 钢纤维和聚丙烯纤维均能有效提高纤维矿渣微粉混凝土高温后的抗折强度。随着钢纤维掺量的增大, 高温后矿渣微粉混凝土弯曲韧性有明显地提高, 但相对抗折强度变化较小。

(4) 随着混凝土基体强度的提高, 纤维矿渣微粉混凝土的弯曲性能有一定改善。

(5) 考虑温度、钢纤维掺量和矿渣微粉掺量的影响, 高温后纤维矿渣微粉混凝土抗折强度可用公式 (1) 和式 (2) 计算。

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