性能变化

性能变化（精选8篇）

性能变化 篇1

随着我国经济建设的快速发展,各类工程建设项目规模日益扩大,大批的体育场建筑、会展建筑以及公共建筑如雨后春笋般涌现。这些大型的钢结构屋盖平面尺寸大、结构形式复杂,它们所受到的温度作用不容忽视。杆件中的温度应力在某些情况下占到材料强度的相当比重,温度作用参与的工况组合有时候会成为控制组合,温度作用在结构中产生的节点位移非常可观。现阶段国内很多大规模的钢结构工程,例如国家体育场[1]、北京A380机库[2,3]以及广州新火车站[4]等,都单独进行了温度作用对结构性能影响的分析。

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。

关键词：钢梁,承载能力,温度作用,弹性,能量原理

性能变化 篇2

土壤渗滤污水净化系统对碳、氮、磷都具有较强的净化效果,且净化机理也基本明确,但对其运行控制的.研究比较少.着重探讨了土壤渗滤污水净化系统运行中的亚硝态氮积累和氨氮对亚硝态氮的抑制等问题,并提出亚硝态氮浓度可以作为指示系统正常运行的有效指标.结果表明,在试验工况条件下,低温状态或水力负荷过高、湿干比过高时,会出现亚硝态氮的积累;作为指示系统有效运行的亚硝态氮出水浓度宜控制在0.1～0.5 mg・L-1之间,既保证氨氮氧化的需要,又可预防亚硝态氮积累,同时还保证了COD的去除率.

作 者：张之�� 雷中方 张振亚 杉浦则夫 许晓天 殷娣娣 ZHANG Zhi-yin LEI Zhong-fang ZHANG Zhen-ya SUGIURA Norio XU Xiao-tian YIN Di-di 作者单位：张之��,雷中方,ZHANG Zhi-yin,LEI Zhong-fang(复旦大学,环境科学与工程系,上海,33)

张振亚,杉浦则夫,ZHANG Zhen-ya,SUGIURA Norio(筑波大学,生命环境科学研究院,日本,筑波,3058572)

许晓天,殷娣娣,XU Xiao-tian,YIN Di-di(同济大学,环境科学与工程学院,上海,92)

性能变化 篇3

本文对在非稳定温度场下的高性能钢筋混凝土进行计算分析,将温度场简化为一维的温度场,建立导热微分方程,使其满足单值条件,然后对其进行求解,得出分析解。对于一般的热传导问题,解析解和近似解是其解的两种形式。解析解求出的函数既满足控制方程又满足边界条件,因为边界条件较为简单,可将其用来检验近似解法的精确度。常用的检验方法有:分离变量法、格林函数检验法、积分变换检验法、复变函数等检验方法。对于温度场的求解方法,本文选取拉普拉斯求解法,将方程对时间求导,得到相应的微分方程,其中含有空间变量,然后用逆变换的方法进行解答,从而得出原函数的解。加权余量法、有限单元法、剖开算子法、差分法、变分法都是常见的近似解法。对于本文研究对象来说,可采取细致网格单元法,得出的解可以满足工程精度的要求,这是解决这类工程问题的主要方法。

理论依据

本研究以受火楼板为研究对象,考虑温度场的变化,板长和宽视为无限大,求解温度场时将其视为半无限大。板内初始温度均匀等高,大小为0T。当混凝土板一侧受火过程中,混凝土板内部温度场沿板厚度呈一维变化规律,受火面为混凝土板的底面,其温度为kT,这时板内温度场是关于板受火时间t和板内距受火面距离y的函数,T-T(y,t)微分方程为:

温度场模拟分析

钢筋混凝土板的模型如图1所示,模型尺寸4.3m(X)×0.12m(Y)×1.5m(Z)。

根据钢筋混凝土板试验数据,进行数值分析,采用分离式模型,分别选用不同单元模拟钢筋和混凝土,混凝土采用SOLID70单元,钢筋采用LINK33单元,在结构FEM中,混凝土采用SOLID45单元,钢筋采用LINK8单元。网格划分86×30×6=15480个单元。

结果分析

模型分析了距离受火面距离分别为20mm、40mm、60mm、80mm、100mm、120mm处的温度变化情况,时间截取前100分钟内的情形,相关结果如图3所示。从图中的的时间—距离变化曲线可以看出,随着时间的推移,在混凝土板内部距离受火面不同距离处的温度变化具有极为普遍的规律性。具体表现为:当距离受火面为20mm、40mm时,其升温规律符合标准升温曲线的规律;在前20min,曲率呈递减规律,温度会迅速升至温度总增量的50%,随后温度开始缓慢上升,在60min后温度会趋于平稳,此后温度会随时间正比例增加。当距离受火面60mm左右时,其温度变化规律处于临界状态,其间曲率有增有减,但变化均不明显,整体趋于直线形式,温度基本随着时间正比例增加。当距离受火面80mm、100mm、120mm时,曲线变化规律与距离受火面20mm、40mm时正好相反,在前40min曲率呈递增规律,温度会加速上升,之后曲率趋于平缓,接近直线形式,此后温度会随时间正比例增加。总体来看,以距离受火面60mm处的曲线为临界线,当距离小于60mm时,曲线会向上凸起,导致前期的温度上升很快,之后温度上升逐渐平缓;当距离大于60mm时,曲线向下凹陷,导致前期的温度上升很慢,之后温度上升逐渐平缓。由此可以推测出,对于任何一块钢筋混凝土板,当对一侧进行燃烧加热时,总能从板内找到一个距离处,它的时间—温度变化规律是条直线;而两侧距离处的时间—温度变化规律会符合上文所述情形。

结语

性能变化 篇4

伴随着当代工业的飞速发展, 汽车行业已经成为人们生活水平高低鉴定的重要组成部分。然而随之而来的废旧轮胎却造就了环境污染。而橡胶中的重要成分, 却是沥青改性中良好的外加剂。在高性能路面材料研究浪潮的趋势下, 我国在20世纪80年代才开始慢慢将橡胶沥青提到研究的日程上来。虽然经过广大科研工作者的不懈努力, 对橡胶沥青的生产工艺、特征、混合料路用性能也也取得了一定的成果, 可是在最后试验路段使用效果上, 远远没有达到理想中的目标, 主要体现在路面早期破坏上。由于技术的不成熟, 通过橡胶粉对沥青改性的想法被部分专家人士所否定, 甚至出现橡胶沥青的搁置研究。但本文在进一步借鉴国内外橡胶沥青研制的成果基础上, 借助高速旋转剪切的外力将不同目数的橡胶粉颗粒在高温下溶于基质沥青中, 通过高温发育溶胀, 最后对改性后的沥青指标测试, 分析橡胶粉掺量及细度对沥青指标性能的影响机理, 目的在于探索出胶粉掺量和胶粉目数的最优值, 并希望为我国橡胶沥青的发展带来一定的参考。

1 原材

1.1 橡胶粉

在路面材料研究中, 良好的外加剂是研究者所追求的对象。橡胶轮胎中富含的氧化钙、硫、氧化铁、炭黑、氧化硅等成分, 是沥青良好的改性剂。因此为了对其充分利用, 通过机械对废旧轮胎进行研磨, 机械筛分加工成粒径不同 (5目~420目) 的胶粉颗粒。然后在170℃~180℃的基质沥青中, 通过高速剪切的外加力将其溶于其中, 在高温的环境下溶胀, 使二者发生一系列复杂的物理化学反应 (如脱硫反应) 。这时胶粉溶胀, 颗粒体积会不断变大, 形成表面凝胶体。但是反应后的胶粉核心却仍然存在, 并且该核心与基质沥青分子通过凝胶体相连, 形成了新的网状结构, 这样改性后的橡胶沥青及沥青混合料性能就会有不同程度的改变[1]。在本文整个实验中选择的是深圳路海威道路材料有限公司提供的30目、40目和50目的橡胶粉, 并用普通70号道路石油沥青作为基质沥青进行掺拌研究。

1.2 基质沥青

合成改性后的橡胶沥青性能指标情况, 离不开母体基质沥青的选择。国内外众多专家通过大量的实验研究发现:基质沥青的不同, 即使在相同的条件下加入相同掺量和相同目数的橡胶粉, 但是配成的成品沥青指标相差甚大。主要原因还是由于, 不同的基质沥青中含有不同的化学组分, 致使在与橡胶粉发出物理化学反应时, 出现了不彻底或者部分化学反应过快现象[2]。所以基质沥青与橡胶粉之间就建立起来一个互相选择的关系, 本文为了减少误差保证研究的科学性, 结合当今材料的使用情况选择了70号道路石油沥青, 具体指标见表1所示。

2 橡胶沥青制备方法

当今橡胶沥青制备主要以干法和湿法为主[3], 但是干法的使用中, 橡胶粉几乎就没有起到改性剂的效果, 它只是直接将橡胶粉与集料混合搅拌, 再与沥青拌合成所谓的成品混合料, 类似于细集料的填充作用。湿法则是先将橡胶粉与流态的基质沥青合成可使用的成品橡胶沥青, 再进行混合料的拌制。而本文整个研究中采用的是湿法, 以胶粉掺量与细度作为研究变量, 掺量采用内掺10%、15%、20%、25%四种和而细度选择了30目、40目和50目三种。用小型搅拌设备, 拌合温度控制在175℃~180℃, 高速剪切搅拌时间以不小于1h为前提, 这主要是为了保证拌合时的均匀性和反应的彻底性。拌合后要在室温下自然慢慢冷却, 不可使用外加降温措施。拌合见图1、图2。

3 成品橡胶沥青指标研究

沥青的评价指标主要以三大指标为主, 但是在国内外先期的研究中发现, 针入度指标的变化没有明显的特殊规律, 所以只将其作为一种指标评价的参考。本文结合交通部推荐橡胶改性沥青技术要求和实验室具体情况以25℃弹性恢复、5℃延度、软化点三种指标作为评价的基本出发点。

3.1 弹性恢复指标

沥青的弹性恢复能力的好坏, 与成型沥青路面的车辙病害是分不开的。本文按照《沥青及沥青混合料试验规程》 (JTJ 025-2000) T0662-2000沥青弹性恢复试验中规定, 选择以试验温度25℃, 拉伸速率为5cm/min±0.25cm/min为前提, 用延度试验仪测定拉长一定长度后, 拉伸部位恢复变形的百分率变化[4]。

从试验结果上可知:沥青的弹性恢复随着橡胶粉的加入, 发生了很大的变化。这一方面是由于高温硫化后胶粉本身具有较高的弹性, 再者就是橡胶粉的加入改善了沥青胶体结构, 沥青中的轻质组分在橡胶粉溶胀过程中被吸收, 使得基质沥青中高分子量的沥青质和胶质的相对含量增大, 从而使其弹性恢复性能得以提高。但是橡胶沥青的弹性恢复性能随橡胶粉的掺量会出现一定的峰值。这说明弹性的恢复对橡胶粉有一定的选择区域, 当掺量20%左右变化时, 弹性恢复性能相对最优, 但此时的橡胶粉的细度的影响程度有所降低。

3.2 延度指标

沥青的塑性指标反映在沥青的延度变化上, 延度大, 相对塑性及成型路面低温抗裂性能就越好[5]。本文将合成的橡胶沥青制成“8”字形标准试件。按照标准试验规程, 在拉伸速度为5cm/min±0.25cm/min的前提条件下对温度为5℃的沥青试件进行拉伸, 数据分析见图4。

从图4中可得出:单一颗粒粒径的胶粉随着掺量的增加, 柔韧性不断增强, 5℃沥青延度会不断增大。表明此时改性后的沥青低温性能受到了明显改善。从微观上证明:通过外部的搅拌和高温时胶粉颗粒的溶胀吸收了基质沥青中的芳香分和饱和分等低分子量的轻质组分, 胶粘结构中胶体含量相对增加, 促使沥青在低温下不易发“脆”断裂。另外细小颗粒橡胶粉的加入使合成的橡胶沥青在低温受拉时产生大量细小的裂纹, 张拉时吸收部分能量, 延缓了裂缝发生。而且在掺量一定时, 胶粉越细对橡胶沥青延度的改性效果越好。当延度一定的情况下, 随细度目数的增加, 胶粉掺量的比例会逐级降低2%~6%。当胶粉掺量超过20%时, 橡胶沥青的5℃延度就几乎都能满足交通部推荐橡胶沥青延度大于10cm时的技术要求[5]。从节约胶粉角度以及延度指标上考虑, 最终认为在20%掺量时, 胶粉越细橡胶沥青延度指标就越优。

3.3 软化点指标

软化点作为沥青性能评价的重要指标之一, 在工程检测中是不可或缺的。本文严格按照《沥青及沥青混合料试验规程》 (JTJ 025-2000) T0606-2000中沥青软化点试验 (环球法) 方法步骤进行, 一组平行试验两次, 且两次差值符合重复性试验精度要求。见图5软化点变化图。

从图5可以得出结论:在普通70号基质沥青基础上, 无论何种目数橡胶粉配置的橡胶沥青, 整体上软化点随胶粉掺量的变化会出现峰值, 在掺量在20%左右时橡胶沥青的软化点到达最大值, 且橡胶沥青的软化点远高于基质沥青。这主要是因为:随着胶粉颗粒增加, 溶胀后形成的胶粉表面凝胶体与沥青质胶体形成的空间网状结构的机会就增大, 改性效果就越明显。当胶粉量达到饱和时, 部分颗粒在沥青中会形成小胶团, 最终改性效果减弱。与此同时, 在掺量一定的条件下, 软化点变化与胶粉细度有关, 橡胶粉越细合成后的橡胶沥青软化点变化比较明显 (如本文中的50目) , 其中在20%胶粉掺量时, 软化点指标变化最为突出。

4 结语

随着高性能路面材料研究的不断深化, 橡胶沥青的研究不仅解决了废弃轮胎的处理问题, 更重要的是橡胶沥青的使用一定程度上大大降低了路面病害的发生[6]。而本文结合当今路面材料研究实际, 选用三种橡胶粉颗粒 (30目、40目、50目) 和70号普通沥青作为研究的对象来科学合成橡胶沥青。最终通过室内研究证明:胶粉颗粒以及掺量对合成的橡胶沥青的性能有着决定性的影响, 具体表现在沥青指标变化上。相同试验条件及掺量下50目的橡胶粉比30目和40目的橡胶粉制备的沥青综合指标更加优越。虽然胶粉掺量在15%~20%范围内变化时, 性能指标均有向优良方向发展的趋势, 但是当胶粉掺量超过20%时, 部分指标却出现负增长, 这说明橡胶沥青性能优势对胶粉用量有合适选择区间。最终本文综合考虑认为:当以70号普通沥青为基质沥青掺配橡胶沥青时, 胶粉掺量为20%左右时, 胶粉颗粒越细, 高温高速剪切合成的成品橡胶沥青综合使用指标优势就越好。

摘要：随着当代汽车工业的迅猛发展, 废弃橡胶轮胎的处理成为环境治理的一大难题。然而废弃的橡胶轮胎中的组分却是沥青改性中很好的外加剂。本文在70号普通沥青的基础之上, 将工业加工研磨后的橡胶粉通过室内高速剪切搅拌, 最后根据不同掺量对不同目数合成的橡胶沥青进行弹性恢复等指标的检测。本文得出, 胶粉对沥青的改性程度与胶粉的粒径有关, 颗粒越细改性效果越好, 同时胶粉掺量在20%左右时, 综合指标会出现峰值。

关键词：橡胶粉,普通沥青,粒径,胶粉掺量

参考文献

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[5]交通部公路科学研究院.橡胶沥青及混合料设计施工技术指南[M].北京:人民交通出版社, 2009.

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。

性能变化 篇6

我国南北方夏季大多数地区炎热多雨，空气湿度大，冬季南方很多地区冬雨绵绵，水泥辅材引入的水分较高，水泥在库内存放过久，容易出现结块架空现象，轻则影响水泥库的正常使用，严重的出现水泥质量波动大，影响到混凝土的配制和搅拌。针对这一突出问题，我们采用模拟水泥库内环境的方法，研究长期存放水泥的性能变化情况，同时研究了夏季库内水泥结块的原因及相应改善措施。

1 试验用原材料及仪器设备

仪器设备：水泥试验磨机,全套物理检验仪器,混凝土振动台,烘箱,自制Ф100mm×120mm圆铁筒。

试验用硅酸盐水泥熟料取自于新浦瑞安熟料，其化学分析及矿物组成见表1。石灰石取自于贵州扎佐石灰石，石膏为重庆邻水天然二水石膏，矿渣取自贵阳钢厂，粉煤灰取自贵阳电厂，助磨剂为CBA1110。

%

2 试验方案

本试验的目的是要考察助磨剂、水分和SO3对水泥结块及长期存放水泥性能的影响。根据这一目的，配制了4组试样，各组试样的配比方案见表2。

%

3 试验步骤

将各组试样按比例准确称取配好后,用试验磨机磨制到比表面积为380m2/kg左右,均分为两份,一份作原始强度检验,一份2kg装入自制小筒(小筒内衬一层塑料袋),将小筒放到混凝土振动台上振动3min，然后密封筒口,将试样筒放到烘箱内,在80℃左右保温3个月(模拟库内存放环境)。

3个月后取出试样筒,将筒开封,打开塑料袋,倒出水泥,观察水泥的结块情况,并作各组试样的各项物理性能检验。

4 试验结果

不加助磨剂的试样(S1、S3)结块较多，并且大块比例较多，大块碾碎后仍有小颗粒，塑料袋破损开裂处有挂壁现象;加助磨剂的试样(S2、S4)，小块较多，大块较少，结块稍加振动自然粉化成细小颗粒。在成型过程中所有试样都有浆状气泡，S1～S4呈递增趋势。试样的原始强度和存放3个月后的物理性能见表3。

5 分析与讨论

5.1 助磨剂的影响

水泥试样在存放之前,加助磨剂水泥的3d、28d的抗压强度明显提高,3d抗压强度提高1.2MPa,28d抗压强度平均提高2.2MPa。存放3个月后,加助磨剂的试样，在石膏掺量5.4%(水分0.74%时，3d抗压强度下降7.4MPa;在石膏掺量7.4%(水分0.87%)时，3d抗压强度比原始强度下降15.8MPa未加助磨剂的试样，在石膏掺量5.4%(水分0.70%时，3d抗压强度下降6.5MPa.;在石膏掺量7.4%(水分0.97%)时，3d抗压强度比原始强度下降11.7MPa。

可以看出：加入助磨剂以后,水泥长期存放,强度下降幅度增大,但其分散作用有利于防止水泥长期存放过程中的结大块现象。

5.2 水分的影响

水泥试样在存放之前,强度随水分的增加,略有增加。存放3个月后,在水分0.70%时，3d抗压强度下降幅度平均近7MPa;水分0.9%时，3d抗压强度下降幅度平均近14MPa。可以看出:随着水分的增加,水泥长期放置以后强度下降的幅度增大。

5.3 石膏的影响

水泥中的原始水分随着石膏掺量由5.4%上升到7.4%时，出磨水泥的水分呈上升趋势，平均上升0.2%。可以看出,石膏的增加,在一定程度上可以提高水泥的强度，但也在一定程度上引入了水分，影响水泥长期存放后的强度。

6 结论

1)出磨水泥库内存放3个月，强度呈显著的下降趋势，下降幅度为30%～50%左右，下降幅度随水泥的水分增大而增加。因此，要严格控制出磨水泥的水分在0.70%以下，库内存放时间不要超过1个月。

2)使用助磨剂后，有提高水泥强度的作用，而且结块现象有所改善。说明助磨剂有减轻结块，有助于分散的作用。但当水分大于0.7%时，会导致长期存放的水泥强度降低幅度增加。

3)如果水泥长期存放，石膏不宜多加，否则引起出磨水泥水分增加。可考虑用天然硬石膏部分替代二水石膏。

4)国内水泥出库温度一般控制在低于100℃，尤其在夏季和销售旺季，出库水泥温度更加难以控制，多数情况下温度高于80℃，所以本文考察了温度在80℃情况下的变化。

值得说明的是，本试验样品是使用小磨磨制的，采用的是模拟水泥库存放条件，对于大磨产品，以及如何从水泥库内压力的分布特点,分析研究水泥在库内休止角区和临近休止角区物料的堆积情况,来讨论水泥在库内的结块机理及改进措施,并作出水泥在库内长期存放强度的降低变化规律曲线,有效地避免因水泥在库内长期存放而导致的品质降低，是我们下一步要开展的工作。

摘要：模拟水泥库环境,研究了存放3个月的水泥性能变化情况。通过分析库内物料运动方式及压力分布,讨论了库内长期存放水泥的结块机理,并对如何改善库内结块,防止长期存放水泥各项性能的退化提出了相应的措施。

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

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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).

性能变化 篇8

1 材料与方法

1.1 材料

(1) 主要仪器和试剂:ES-10KTS型计重电子秤 (长沙湘平科技发展有限公司生产) ;FA2004N型分析天平 (上海精科天美贸易有限公司生产) 。 (2) 实验动物和试验条件:健康1日龄体重北京油鸡1000只 (购自北京油鸡研究中心北京油鸡资源保种场) , 雌雄各半。自动供水, 自由采食喂养;雏鸡饲料 (北京市房山区希望饲料公司生产) 。

1.2 试验方法

将健康1日龄体重接近的北京油鸡雏鸡1000只随机5组, 每组100只, 每组设1组重组, 1日龄每组随机制取10只称重, 取其平均值作为该组初体重。以后分别于第1、2、3、4、5、6、7周龄时每组随机制取10只称重, 计算平均日增重;并迅速屠宰取其肝脏、肌胃、腺胃、脾脏、法氏囊, 用生理盐水冲洗消化道内容物, 用滤纸吸干水份后进行称重, 计算器官指数;记录每组每天采食量, 计算平均日采食量。

1.3 检测指标

测定北京油鸡试验期间的消化器官指数 (肠指数、腺胃指数、肌胃指数、肝脏指数) 、免疫器官指数 (脾脏指数、法氏囊指数) , 平均日增重和平均日采食量。器官指数 (%) =器官重量÷雏鸡体重×100;平均日增重= (周末体重-前1周末体重) ÷7d。平均日采食量= (添加饲料量-剩余饲料量) ÷雏鸡数

2 统计学处理

本次研究所有试验数据均以平均值±标准差 (SD) 表示, 采用SPSS13.0统计软件包进行单因素方差分析, 组间比较用LSD法。

3 结果

(g/d)

注:表中同一列凡有一个标记相同字母的即为差异不显著 (P>0.05) , 凡具不同标记字母的即为差异显著 (P<0.05) 。

3.1 北京油鸡生产性能指标的研究

由图1可见, 北京油鸡在育雏期平均日采食量和平均日增重呈现增加趋势, 在第5周龄时, 平均日增重变化减少。由表1结果表明:平均日采食量第3周龄与第4、5周龄差异不显著 (P>0.05) , 其余各组差异显著 (P<0.05) 。平均日增重在第1、2、3、4、5周龄时处于快速增长阶段, 且各组之间差异显著 (P<0.05) , 第5、6、7周龄出现一个平稳变化阶段, 且各组之间差异不显著 (P>0.05) 。

3.2 北京油鸡消化器官指数生长规律的研究

由图2可见:北京油鸡在育雏期肠指数、腺胃指数、肌胃指数和肝指数都呈现下降趋势, 其中腺胃指数和肝指数呈现缓慢下降, 而肠指数和肌胃指数呈现快速下降趋势;由表2结果表明肠指数在第1、2、3、4、5周龄时快速下降各组之间差异显著 (P<0.05) , 而在第5、6、7周龄各组之间差异不显著 (P>0.05) :腺胃指数在第1、2、3周龄阶段快速下降, 且各组之间差异显著 (P<0.05) , 在第4、5、6、7周龄阶段腺胃指数变化有所波动, 第4周龄与第6周龄之间、第5、6、7周龄之间差异不显著 (P>0.05) 。肌胃指数在第1、2、3周龄显著下降 (P<0.05) , 第3、4周龄下降差异不显著 (P>0.05) , 第5、6、7周龄与前4周龄显著下降, 但之间差异不显著 (P>0.05) 。肝脏指数缓慢下降, 第1、2周龄之间差异不显著 (P>0.05) , 从第3周龄开始显著下降 (P<0.05) , 但第3、4、5、6周龄之间差异不显著 (P>0.05) 。

注:表中同一列凡有一个标记相同字母的即为差异不显著 (P>0.05) , 凡具不同标记字母的即为差异显著 (P<0.05) 。

3.3 北京油鸡免疫器官发育规律的研究

由图3可见:北京油鸡育雏期脾脏指数和法氏囊指数变化大体可以分为2个阶段, 第1阶段为第1~4周龄, 第2阶段为4~7周龄。在第1阶段脾脏指数增加缓慢, 且第1、2、3周龄之间差异不显著 (P>0.05) , 法氏囊指数增加速度较快, 且第1、2、3周龄之间差异显著 (P<0.05) ;第2阶段脾脏指数缓慢增加, 第4、5、6、7周龄各组之间差异不显著 (P>0.05) , 法氏囊指数快速下降, 且第4、5、6周龄之间差异显著 (P<0.05) , 第5周龄时与第1周龄差异不显著 (P>0.05) , 第7周龄与第6周龄比较有上升, 但差异不显著 (P>0.05) 。

注:表中同一列凡有一个标记相同字母的即为差异不显著 (P>0.05) , 凡具不同标记字母的即为差异显著 (P<0.05) 。

4 讨论

(1) 北京油鸡为中国优秀地方种质资源之一, 突出特点是肉质细嫩, 肉味鲜美, 同时耐粗性好, 外貌别致。但北京油鸡作为种鸡, 其繁殖性能仍然较低作为肉用, 其生长速度较慢。陈继兰等 (2006年) 通过杂种优势预测和配合力测定, 筛选出了优良的配套系, 既充分保留了北京油鸡的外貌和肉质优点, 同时提高了生产性能, 该配套系商品代称之为“北京宫廷黄鸡”, 已经在中国推广数年, 市场对其优良的肉质反应良好。 (2) 本研究通过测定育雏期北京油鸡平均日增重、平均日采食量、消化器官指数和免疫器官指数, 探讨育雏期北京油鸡生长发育规律。平均日增重、平均日采食量是家禽生长性能的重要指标, 研究表明北京油鸡在育雏期平均日采食量呈现增加趋势, 平均日增重在第1、2、3、4、5周龄时处于快速增长阶段, 且各组之间差异显著 (P<0.05) , 从第5周龄开始, 平均日增重变化差异不显著。 (3) 内脏器官的重量和指数在一定程度上反映了动物机体的机能状况, 对于理论研究和生产实践有重要的意义, 肠道特别是小肠, 是营养物质消化吸收的主要部位, 其重量的改变可能会影响营养物质的消化吸收, 进而影响动物的生长性能。[4]研究结果表明北京油鸡在育雏期肠指数、腺胃指数、肌胃指数和肝指数都呈现下降趋势, 其中腺胃指数和肝指数呈现缓慢下降, 而肠指数和肌胃指数呈现快速下降趋势;在第3~4周龄时出现发育拐点。可能显示从第3~4周龄时消化器官生长发育速度相对减慢。 (4) 免疫器官的发育是雏鸡免疫水平的重要体现, 研究表明北京油鸡在育雏期脾脏指数和法氏囊指数在第1~4周龄时脾脏指数增加缓慢, 法氏囊指数增加速度显著增加, 在第4~7周龄阶段脾脏指数与第1~4周龄相比显著增加, 但各组之间差异不显著, 法氏囊指数快速下降, 法氏囊指数第7周龄与第6周龄比较有上升, 但差异不显著 (P>0.05) 。

参考文献

[1]刘华贵, 徐淑芳.北京油鸡及其开发利用[J].家畜生态, 2001, 22 (4) :50-52.

[2]陈继兰.北京油鸡的保种和研究利用[J].中国畜牧兽医.2006, 33 (11) :109-111.

[3]刘华贵.北京油鸡保种、选育及开发利用现状[C].中国畜牧兽医学会家畜生态学分会学术研讨会论文集, 2008:311-313.