力学性能试验（通用12篇）
力学性能试验 篇1
0 引言
自20世纪80年代中国热带农业科学院农业机械研究所提出胡椒“脱粒( 机械法) →去梗( 机械法) →青熟果分选→浸泡( 池泡) →洗涤( 机械法) →晒干→除杂( 机械法) →分级( 机械法) ”的初加工工艺流程起,胡椒初加工机械装备的研发与技术升级便主要围绕该流程展开。
《胡椒初加工机械通用技术条件》( NY /T736 2003) 在指导胡椒机械化生产中起到了关键的作用,现有的机械法脱皮过程技术,因青熟果所需的击打力度和摩擦力度不同,未经分离的胡椒鲜果直接脱皮存在果皮、果肉脱离不彻底,碎果严重和浪费等问题。
胡椒鲜果力学性能的测试可进一步了解胡椒青熟果外表皮力学性能,对胡椒鲜果脱皮机械的升级改进提供理论参考。同时,可优化机型,提高成品加工质量,进而提升我国胡椒产业国际竞争力,助推行业产业发展[1,2,3,4]。
1 胡椒鲜果力学性能测试的方法
1. 1 测试工具与方法
胡椒青熟果各100粒、TE - XWW - 20电子万能试验机( 上海日芯数据分析与图像处理软件) 、纸、笔、图像输出设备、镊子及锡纸托盘等。依照《GB /T228 2002》标准进行测试。
1. 2 胡椒鲜果的选取
选取多个整穗上有青熟果的果穗,人工脱粒,选取成熟度、色泽、外形接近的青熟果各100粒,清洗并经表皮自然风干后盛入锡纸托盘中待用。
1. 3 测试过程
青、熟两种胡椒鲜果用镊子轻取盛于经校核的电子万能试验机夹具中,每次12个测试,分别对应编号a和b,分别选取0. 5、1、3、5mm / min的进给速度,分别对应编号05、1、3、5,整个测试过程保证在同一点进行试验。
2 测试结果与数据分析
按照以上胡椒鲜果力学性能的测试方法,项目组成员在海南省国营东红农场现场采集了胡椒鲜果,并于24h内在农业部热带作物机械质量监督检验测试中心进行了胡椒力学性能的测试。测试分清熟果两种分别进行,两种胡椒果力量( N) 与时间( min) 、位移( mm) 的矢量图分别如图1( a) 、图1( b) 所示,在不同的进给力下测试的相关数据平均值如表1所示。
从图1( a) 可看出: 胡椒青果力量与时间图上有2次转折点,第1次在外力达到3 ~ 4N时,第2次在31~ 32N时。从图1( b) 可看出: 胡椒熟果力量与时间图上也有2次转折点,第1次在外力达到3 ~ 5N时,第2次在36 ~ 37. 5N时。以上可预知胡椒的表皮破损约需3 ~ 5N的外力,而果核的破损约需30 ~ 40N的外力,结合青熟果力量与位移图可知: 胡椒鲜果受最大力时位移约为7. 8 ~ 8mm( 含胡椒鲜果在夹具中的间隙) ,与千分尺所测胡椒鲜果二轴尺寸基本吻合。
由表1可知: 胡椒鲜果在4种进给力下,青熟果的测试平均值与图1( a) 、( b) 反映数值基本一致; 胡椒果因成熟度不一,果核破裂所需的最大力值在35 ~45N之间; 各测试果品随夹具安装间隙的大小,最大力点的位移略有改变,吸收能量和破裂时强度基本与压力变化值关系一致,可与矢量图形成一致结论。
为进一步了解胡椒鲜果随受力变化,其表皮和果核受损的变化过程,项目组分别在3种进给力下,对胡椒鲜果的力量与时间图进行了对比[5],如图2所示。
根据以上测试实验数据分析结论如下:
1) 当仪器的进给力在3mm / min或5mm / min时,能较好地反映力学曲线变化; 但针对脱皮设备脱皮力的设计( 果皮破损和果核破损临界值) 需求,进给力在1mm / min时更能直观地反映设计需求数据。
2) 不同进给力下,青、熟果受力在5N以上时表皮均可破裂。
3) 所有熟果在试验过程中会出现两次曲线波动,初步判断为两层内部组织分别破裂所产生。
4) 青果在试验过程中内部组织所引起的曲线波动不太明显,图形基本成一斜线走势,可能原因为青果两层内果皮组织结合较为紧密。
5) 试验力达到28N以上时青果核会破裂,达到45N以上时熟果核会破裂。
3 试验分析
采用往复式伸缩支架作为动力机构,支架臂底部安装有平板式摩擦机构( PU带) ,胡椒鲜果每100粒放置于固定在电子秤表面的摩擦带上,当平板式摩擦机构下降到电子秤示数为15N和25N时,分别暂停并固定电子秤,随后开始往复运动; 3min后,取出胡椒鲜果,清洗后观察脱皮效果,各测量数据如表2所示。
方案1为电子秤示数15N; 方案2为电子秤示数25N; 方案与序号对应的数字表示该方案下每100粒中未脱皮合格的胡椒果数,带括弧的表示果核受损伤数。
由表2可知: 按照测试临界值在5 ~ 28N之间取正压力值时,利用PU带作为摩擦材料,可以初步实现胡椒鲜果的脱皮,即所测试的数据可为胡椒鲜果脱皮机脱皮部件的设计提供力学参考。
4 结语
从胡椒鲜果力学性能测试数据理论值分析可知:击打或摩擦式胡椒鲜果脱皮机构的脱皮部件作用在胡椒果穗上的作用力在5 ~ 30N时即可满足脱皮的需求; 当脱皮作用力偏小时可适当考虑延长脱皮作用的时间,反之减小脱皮作用时间,均可有效的保证脱皮的效果和控制机械部件导致果核破损造成浪费现象的发生[6,7,8,9]。如有市场需求和进一步控制脱皮率与损伤率的需要,可在胡椒鲜果脱皮之前进行脱粒和青熟果分选,并改变脱皮机构设计力的大小,以获得分级、分类更好的加工设备。
摘要：对胡椒青熟鲜果在不同压力下表皮力学性能进行了测试。通过对不同工况下果皮、果核受压破损数据及曲线图的分析,明确了胡椒鲜果脱皮的基本力学要素,得出了胡椒鲜果在机械法脱皮过程中,理论击打力在5~3 0 N时可取得较好的脱皮效果,且不会造成果核破损等现象发生的结论 。该研究可为胡椒初加工机械的升级改造提供了理论基础支撑。
关键词：胡椒鲜果,力学性能,测试
力学性能试验 篇2
一、参加锅炉性能试验的单位： 业主：IKPP 人员：Wu Bao Yuan，Lim Bun Kiong，Nagasimha，Dedy Dwianto，Zulfikar Ismed，Muslih，Berto 承包单位：中国成达工程公司IKPP工程部 人员：陈志刚 彭正发 黄勇
供货单位：中国济南锅炉集团有限公司 人员：陶金权、邹 瑞
二、2007年09月12日IKPP、成大公司、济南锅炉厂三方会议中，IKPP提出了几点运行存在的问题如下：
1、锅炉运行到170t/h时，炉膛温度高达910℃。
2、再循环风机的风门开到了70％，电流达到95％，而再循环风机震动。
3、一次风机风门在80％，电流达到95％。
4、给水泵的用水量在180t/h,而电动机的线圈温度达到100℃。
5、电除尘一电场二室未投入运行。
三、锅炉操作运行情况： 1、14日我公司对IKPP MB15锅炉进行全面检查，由于锅炉尾部烟道漏风严重，氧量高，排烟温低，蒸汽母管压力高，锅炉长期处理超压状态，底渣含煤量高等情况，并对主要历史数据，辅机参数及调节手段进行查看，同时建议调整给水泵调节门前、后差压，降低给水泵电流及上、下二次风机入口手动门，降低母管压力为6.0Mpa，为带220t/h及锅炉性能试验作好准备。
2、9月17日对IKPP MB15锅炉上下二次风机进行调整，主要是根据控制氧量，床温进行不同开度的调整，同时降低再循环风机电流，提高一次风机风量，降低底渣含炭量，要求甲方降低母管压力，可是甲方不同意降低母管压力。
3、9月25日10：15分对IKPP MB15 锅炉运行参数进行调整，当时主蒸汽流量为：150t/h,主蒸汽温度为：450℃，主蒸汽压力为6.4Mpa（而母管压力为：6.2Mpa）经过调整后锅炉最大出力为220t/h，（连续蒸发量为：190t/h）主蒸汽温度为460℃，主蒸汽压力为6.92mpa，（短时间运行），给水泵及所有风机还有调整空间，由于母管压力高未能长时间带上220t/h，锅炉及尾部烟道没有出现异常情况。
4、9月29日中午甲方要求再次带220t/h负荷，12：10分进行调整当时带180t/h,汽温455度，汽压为6.6Mpa，且床压为：（11.4-12.00kpa）,12:30分负荷上升，最高负荷为214t/h(连续蒸发量为205－209t/h),主蒸汽温度为470℃（超温），主蒸汽压力为6.94Mpa（短时间），稳定压力在6.6-6.85Mpa，（安全门的动作压力为：7.0Mpa），由于母管压力高，汽包压力高、减温水压力同样高，但给水泵还未到额定出力，此时因床压高，炉膛内严重缺氧，风压高，分量小，使锅炉床温单点达到986℃，炉膛中部（1028℃）上部（1018℃），及过热器入口烟温为：965℃，严重超温（再加上尾部烟道漏风，使其炉内烟气流速降低，引起炉内及尾部烟道超温），为了锅炉安全运行通知当班人员降低负荷到180t/h，加强排渣降低床温压力在（7－9kpa）,保持一定负荷，同时建议甲方在尾部烟道未处理以前不得超过200t/h连续蒸发量，以保证锅炉安全运行，同时维持锅炉正常参数，尾部烟道不得超温，以防烟道自燃损坏过热器、省煤器及空预器，床温控制在7－9kpa，床温在850－910℃，降低底渣含煤量。
四、验收试验执行过程及说明
本次验收试验于2007年9月13日至25日期间进行了锅炉运行调试、消除缺陷、准备试验条件等工作。
经运行检查后发现，进行验收试验的条件还存在如下问题并商定了解决措施：
1、烟风系统泄露，第二级省煤器烟气入口处O2含量与末级预热器烟气出口O2含量的差值在4.0％左右，漏风率在30％左右。因预热器外部有保温层、波形板，外部无法堵漏，只有停炉拆掉波形板、保温层后处理。
2、蒸发器与第一级省煤器之间后墙中心左侧外表面局部温度过高，有烟气泄露，只能停炉时处理。
3、过热蒸汽出口压力与母管压力差值过高，锅炉提高负荷运行时，过热蒸汽出口压力超过额定工作压力6.4MPa，为保证安全运行，遵守安规，锅炉不允许超压运行。由于用户发电和生产等方面的生产要求，不能降低母管压力，锅炉暂时不能满负荷运行。用户提出并与承包商双方协商一致，锅炉运行控制在不低于190t/h（＞85%负荷）负荷下进行锅炉性能验收试验。
4、由于业主煤炭采购、煤场储存等条件的限制，无法按单一设计煤种进行试验，经协商以当前实际燃煤为准。
5、锅炉运行中料层差压变化不大，为保证试验前后料层差压基本一致，经协商同意整个试验期间不排渣，灰平衡中飞灰份额按100%计算。
6、将燃料的收到基低位发热量作为输入热量。
7、试验期间，锅炉未吹灰、未关闭连续排污，系统已经过可靠的隔离。
8、根据工厂发电、生产的要求和试验条件，试验安排在9月25日进行了＞190t/h负荷（＞85％负荷）下的锅炉热效率以及各项参数的试验。
五、验收试验数据处理
1、所有试验记、测数据经可靠性检查后，以算数平均值作为最终测试结果、参与计算和评价的依据。
2、锅炉热效率的计算过程按照GB10184-1988《电站锅炉性能试验规程》中热损失法的有关公式计算。
3、试验时空气预热器入口进风温度偏离设计值，计算中按GB10184-1988《电站锅炉性能试验规程》进行了修正。
4、辐射对流热损失ｑ5不直接测量，取设计值。测定结果不考虑测试仪表及系统误差。
六、验收试验结论：
1、试验期间锅炉运行工况良好，锅炉在试验负荷工况下，实测锅炉出力平均为191.57t/h，过热蒸汽压力为6.69 Mpa，过热蒸汽温度为452.86 ℃，对应过热器减温水量为15.42t/h左右，经计算，锅炉热效率（送风温度修正到保证条件下）为90.86％。
2、试验期间，锅炉在测试负荷下的总功率实测为1817.2KW，满足合同规定的2650KW要求。
3、通过锅炉热效率的测量，主要参数在正常范围内，锅炉热效率等性能指标达到了合同规定保证热效率90％的要求。能够满足安全稳定运行的需要。
七、存在的问题及处理情况:
1、锅炉出口到蒸汽母管距离太长，压损达0.8Mpa。IKPP在合同中提供的锅炉压力为6.4MPa,并未提供母管压力。处于这种情况我公司特请济南锅炉厂正在重新计算，把锅炉的额定压力提高到7.0Mpa；另一个解决的办法是IKPP正在安装两台2×3.5Mkw的汽轮发电机，主蒸汽管道约50米长度，能解决此问题。
2、由于给水自动调节采用了串接调节，运行人员把给水调节阀前后压差的定值定得太高（2－2.5MPa），IKPP人员反映：给水泵180T/H时电流大、电动机线圈温度高。经过成达工程师进行调整后已经解决了这个问题。其原则是：在保证减温水流量能调温；同时给水调节门开度在70％－80％左右的情况下尽可能把差压定值降低。（此值随锅炉负荷而变化，在0.5MPa－0.9MPa之间）。如果太大将把给水泵能量消耗在给水阀门上。
3、关于ESP进出口温度测量误差，由于安装错误没有把三线制的接线连接到热电组测点最近的热电组上，现场是接到靠近减温水阀门平台的端子箱。这样从端子箱到热电组之间约80米的电缆，这就造成电缆电阻加到热电组上。所以ESP的出口烟气温度高于入口温度。解决的方法：是把三线制接线改到热电组Pt100的探头上，就解决了上述问题。
4、ESP第一电场二室未能工作，是在安装中安装公司没有把二室的震打连接器安装到位。解决的办法是：在停炉后进行重新安装调整即可。成达已与ESP厂家的王永泉工程师、IKPP有管人员交待此事。由IKPP吴宝源来处理。
5、再循环风道长时间产生震动问题，我公司已经采用了对再循环风道进行加装3个导流井字架，正在试运中。
四川川投进出口有限公司
力学性能试验 篇3
关键词：电能表 误差检测 计量 谐波影响
在我国现行的一些电能表的国际标准和国家标准当中，对于各种影响量引起的误差限是有明确规定的，其中两个比较重要的实验项目就是直流和偶次谐波的影响实验以及奇次和次谐波影响实验。在相应的国标当中对于试验波形和试验线路的要求只提供了一部分，然后对于装置的硬件实现却没有全部的指明，这样就为开展电能表的一些实验造成了一些困难。本文主要就是对电能表的计量性能试验影响量实验装置进行了一定的介绍。
1 实现谐波影响试验装置方案的一些比较
我国之前有过一些相关的文献对于搭建谐波影响试验装置进行报道，相关的文献就指出对和次谐波以及奇次谐波的频谱进行相关的分析，这样就可以最终得到各个谐波相应的相位数据以及幅值，然后再使用功率源，而这些功率源是具有谐波源的设置功能，最后在对各次谐波进行叠加，这样就可以实现和次谐波以及奇次谐波。
当然也可以通过一些类似的实验来完成，主要就是可以采用电能的功率标准源来进行相关的模拟实验然后产生奇次谐波信号。首先就要应用matlab来进行仿真，这样就可以获得奇次谐波的一些波形数据，然后再根据所得到的各个谐波相应的相位数据以及幅值在电能的功率标准源上进行合成。这样的实验也就提供了一种实现谐波影响试验装置的方案，但是这个实现的方案还是存在着很多的不足之处，比如对于多表位的大批量检测就没有办法进行，而且检测的过程和接线的过程都是比较的复杂。还有另外的一种方法就是通过对常规的电能表检定装置进行相应的改造，主要就是对一些具体的硬件进行改动，然后再结合一些相关的软件来实现谐波影响试验装置。而这种谐波影响试验装置的实现方案，在最开始的时候并没有对谐波影响试验装置功能进行很好的规范，而且技术水平是比较的低。
本文主要介绍的就是一种采用DSP构成的系统来做为相应的硬件平台，然后采用相关的软件可以产生六相信号，包括了三相电流信号以及三相电压信号。这样的谐波影响试验装置的实现方案在合成谐波信号的时候速度非常的快，而且对于电流、电压、相位以及频率的调节细度非常高。
2 谐波影响试验装置的系统设计方法
本文所介绍的谐波影响试验装置主要就是由标准表、测试电源以及误差计算这样几个部分组成，其中测试电源主要是由波形板所产生的六路稳定性比较高的谐波以及正弦波信号，而且测试电源还可以调节和控制每相信号的相位、频率以及幅度。还有就是三路电压信号源可以通过开关型的功率进行放大，然后通过升压变压器产生的交流电压最终输出，而这个交流电压则可以作为被测电表的工作电压。而另外的三路电流信号源则是可以通过开关型的电流功率的放大器进行放大，然后经过变流器输出电流，这个输出的电流就作为被测电表的试验电流。
谐波影响试验装置的硬件系统设计。电路的硬件主要是以DSP来作为处理核心，然后对六个芯片DAC8541产生的谐波和正弦波进行控制，在对各路正弦波的幅值进行控制的时候主要是用D/A（DAC8534）来完成的，其中对于各路信号的幅值是可以进行单独控制的。而CPLD（XC96288）主要就是对发生电能的脉冲、地址信号的译码以及DSP外围时序的发生负责。在这些电路硬件当中，DSP处理器是核心部分，主要的工作就是发生波形，然后对电流的各次谐波信号的相位数据和幅值进行分析、计算以及处理。
谐波影响试验装置的软件系统设计。DSP处理器是核心部分，主要的工作就是发生波形，然后对电流的各次谐波信号的相位数据和幅值进行分析、计算以及处理。
这个程序主要就分为了两层，底层主要就是对波形数据的计算以及对DSP程序的驱动，主要就包括了上层对浮点型的数据进行处理时所需要调用到的函数包以及各次谐波数据的处理。而这一部分的程序主要的特点就是可以利用非常高效的代码利用率来最终的完成对于各个数据的分析以及计算。而上层程序其实也就是主程序，这部分的程序主要就是通过C语言的编写而形成的，上层程序主要是由波形方式部分的数据表以及数据通信处理的缓冲区这样两个部分组成。上层程序的一个构成总体框架主要还是借鉴的操作系统的构成框架，所以上层程序的核心部分还是多任务的调度器，这个多任务的调度器可以对多个任务进行分时的执行，在完成数字波形发生的时候非常的快速和高效。
3 结束语
本文主要就是从电能表的准确度要求有关的影响量试验要求项目的一些具体的检测需求以及电能表的性能试验国际标准中出发，对这些项目现在的一些试验装置进行了比较，然后提出了新装置的设计以及实现的方案，这个设计和实现的方案主要采用的硬件平台是DSP，试验所需要的谐波信号合成的速度是非常快的，而且检测的过程也是全部自动化，整个功能都是集成在电能表的计量自动检测系统上面，在检测的过程当中可以同时进行多表位的检测，这样对于完善以后的电能表计量检测试验就可以提供很大的便利。
参考文献：
[1]代燕杰，张宇，石燕，彭静.永久磁铁对静止式电能表计量性能的试验研究[J].电测与仪表，2012，02：60-63.
[2]汪建，阁明进，翁鹏浩，赵良德.谐波对电能计量影响的研究[J].安徽电力，2004，03：1-4.
[3]刘磊.谐波对电能计量影响的测试及分析[J].电测与仪表，2006，07：14-17.
[4]张才德.电能表试验装置的发展与研究（下）[J].电测与仪表，1989，04：16-22.
力学性能试验 篇4
1 生土砌块抗压性能的实验研究
1.1 抗压实验设计
实验拟将砌块分为6个组别, 一个组别5个砌块, 试块参照《混凝土砌块和砖试验方法》 (GBT 4111-2013) 的方法处理, 量测每个试件的长宽高, 求出各个方向的平均值, 精确值1mm, 将试件放到承压板上, 由于结构实验室压力机压板小, 实验拟在试块上表面放置垫板, 保证试块中心与压力机中心重合, 试验机加载应均匀平稳, 不应发生冲击或震动, 加荷速度宜4k N/s—6k N/s为宜。
1.2 抗压试验现象
试件的破坏过程大致可以分为三个阶段。第一阶段为第一条裂缝出现前的受压阶段, 此阶段为弹性受压阶段, 在试验力位移图上对应曲线的直线段, 此阶段裂缝很细, 甚至看不到, 一般出现在砌块的棱边, 第二阶段为砌块的弹塑性受压阶段, 在试验力位移图上对应曲线的平滑上升段, 砌块产生了不可恢复的变形, 有竖向贯通的裂缝出现在砌块的边沿。第三阶段为塑形变形阶段, 试验力不在增长, 位移反而在增加, 对应试验力位移曲线下降段, 在砌块的中部出现横向的贯通裂缝并有砌块表面的生土开始掉落, 失稳, 破坏呈明显的脆性特征。试块典型的破坏形态如图1所示。
1.3 抗压实验结果分析
由《混凝土砌块和砖试验方法》 (GBT 4111-2013) 规定, 试件的抗压强度计算公式为:;式中:f为试件的抗压强度, P为最大破坏荷载, L和B为分别为承压面长度和宽度。按式 (1) 计算的结果见表1。所有试件抗压强度的平均值为4.15MPa, 方差为0.52, 标准差为0.72, 变异系数为17.57%。计算结果的变异系数不大, 离散性能保证砌块等级的确定, 很显然此类生土砌块的等级, 达不到建筑所要求的最低抗压强度等级MU5, 所以需要重新调配, 砌块各组分的比例, 以满足工程需要的强度。
2 生土砌块抗折性能的实验研究
2.1 抗折实验设计
实验拟将砌块分为6个组别, 一个组别5个砌块, 试块参照《混凝土砌块和砖试验方法》 (GBT 4111-2013) 的方法处理, 量测每个试件的长宽高, 求出各个方向的平均值, 精确值1mm在试件的上表面画出中心线, 试件的底面画出L/2的位置, L为时间的长减去一个肋厚的长度。将试件放到材料试验机承压板上, 使砌块中心与压力机中心重合, 在试件上部中心线放置一根钢棒, 在试件底部对准底部支座线放置两根钢棒, 预加载至显示读书位置, 保证钢棒在正确位置, 以 (250±50) N/s速度加载直至事件破坏。记录最大荷载。
2.2 抗压试验现象
试件的破坏成脆性破坏的特征, 从加载曲线看随着位移的不断增长, 力不断上升, 直至试件破坏, 曲线停止增长, 从试件破坏情况 (图2) 看, 试件从中间部位断裂, 四周围没有明显的裂缝, 从试件的破坏特征看, 大多数破坏面成斜面, 很少成竖直面状, 这跟砌块本身材料的不连续性, 不均匀性, 各向不同性造成的。
2.3 抗压实验结果分析
3 结论及建议
从生土砌块的受压、破坏情况以及最后的实验结果来看, 生土砌块不但在节约能源, 环境保护等方面有优势。其力学性能与MU5.0级混凝土空心砌块接近, 基本满足单层农房建设要求。为了在高烈度区推广该种砌块, 应进一步优化生土空心砌块的成型工艺以提高其强度指标。
摘要：本文通过抗压试验和抗折试验, 研究了新型生土空心砌块的力学性能, 得到了生土砌块的抗压强度、抗折强度以及变异系数, 并记录了各试验的破坏现象。试验结果表明该种生土空心砌块的强度等级接近MU5.0, 基本能够满足单层农房的建设需求。
关键词：生土空心砌块,抗压试验,抗折试验,强度等级
参考文献
[1]郝彤, 董丽.再生混凝土空心砌块砌体基本力学性能实验研究[J].建筑结构, 2013, 43 (2) :576-580.
[2]郭樟根, 孙伟民等.再生混凝土小型空心砌块砌体抗剪性能实验[J].南京工业大学学报, 2010, 32 (5) :12-15.
[3]丁帅, 孙伟民等.再生混凝土小型空心砌块砌体基本力学性能实验[J].新型建筑材料, 2010, 38 (3) :38-40.
[4]陈忠范, 刘文坤.再生混凝土砌块砌体基本力学性能实验[J].地震工程与工程振动, 2014, 3, (43) :133-140.
软体床垫燃烧性能试验规范概述 篇5
软体床垫燃烧性能试验规范概述
对美国、英国以及中国的软体床垫试验规范进行了分析、比较和综述.结果显示:美国、英国等发达国家对于软体床垫的规范和试验方法的研究都已比较深入,试验方法更为合理;我国在这些方面比较欠缺,有待进一步完善.
作 者：邹石龙 晏才圣 田素琴 刘建勇 作者单位：广州市建筑材料工业研究所有限公司,广东,广州,510663 刊 名：消防科学与技术 ISTIC PKU英文刊名：FIRE SCIENCE AND TECHNOLOGY 年，卷(期)： 27(7) 分类号：X913 TK121 关键词：软体床垫 燃烧性能 标准 规范力学性能试验 篇6
摘 要：采用真空辅助树脂灌注成型工艺（VARI）制备了CFRP，利用MTS液压伺服高速机对CFRP试件在4种应变率（25，50，100和200 s-1）和6种温度（-25，0，25，50，75和100 ℃）下进行测试.试验结果表明，在相同温度（室温25 ℃）下，除200 s-1应变率下的韧性外，拉伸强度和韧性随着应变率的提高而明显增大.在相同应变率（25 s-1）下，与室温相比，随着温度的升高或降低，CFRP的拉伸强度和韧性都将降低.试件破坏形态在不同应变率下并没有明显区别，但在不同温度下有所改变.最后，通过Weibull分析，研究了拉伸强度在不同条件下的变化规律.
关键词：碳纤维增强复合材料；应变率；温度；应力应变；韧性
中图分类号：TB332 文献标识码：A
文章编号：1674-2974（2016）03-0090-08
纤维增强复合材料（FRP）具有比强度高，可塑性好，比模量高等优点，在众多FRP中，碳纤维增强复合材料（CFRP）以其优良的性能在土木工程中得到广泛的应用[1-2].因为多种原因，应用于结构中的复合材料难免会受到冲击荷载作用，比如爆炸、地震、汽车撞击、强风荷载等等[3]，伴随着爆炸和撞击，常常会形成高温环境.此外，由于工程所在环境各不相同，导致复合材料工作的温度范围也较大.因此，研究CFRP在动载和多种温度下的力学性能对于工程应用具有重要意义.
目前，国内外学者对于测试材料动态性能的方法还没有统一的标准.目前试验研究中主要采用以下方法：霍普金森杆（SHPB）、落锤系统和液压伺服高速机[4-5].测试方法的选择取决于测试试件应变率所在的区间.SHPB主要用于测试材料在高应变率下的性能.Amos等[6]研究了CFRP在静载和应变率为400～600 s-1下的力学性能，结果显示随着应变率的增大，材料刚度随之变大，但对强度影响不明显.Naik等[7]测试了CFRP在140～400 s-1应变率范围内的力学性能.落锤系统和液压伺服高速机主要测试材料在1～200 s-1中应变率范围内的力学性能[8-10].Adams等[11]通过冲击方法研究碳纤维和玻璃纤维增强复合材料在静载到25 s-1应变率下的拉伸力学性能.Shokrieh等[12]研究了玻璃纤维增强复合材料在应变率为0.001～100 s-1的力学性能.Zhu等[13]测试了水泥基复合材料在静载和中应变率下的力学性能.AI-Zubaidy等[14]测试了CFRP在静载到应变率为87.4 s-1的力学性能.但是关于CFRP在中应变率下的力学性能研究还相对较少，而且动态测试比较困难，根据学者之前得到的结论，CFRP的强度在动载下有的升高，有的下降[15].因此，有必要进行更多的CFRP在中应变率下的试验，为工程应用提供基础.
纤维增强复合材料在不同温度下的力学性能有所不同，这是因为温度对于环氧树脂胶体和纤维的力学性能有影响，而且胶体和纤维的热膨胀系数不同也会产生温度应力从而影响复合材料的拉伸强度.Im等[16]研究了不同层数的CFRP板材在高低温下的冲击性能.Suvarna等[17]进行了CFRP在30～90 ℃的低速冲击试验和弯曲试验. Hong等[18]测试了CFRP在-75～75 ℃的冲击力学性能.Rio等[15]通过霍普金森杆研究了两种角度（0°，90°）的CFRP在室温和低温下的力学性能，结果表明，低温对轴向强度的影响不显著.但是有关CFRP在高低温下的动态拉伸力学性能的研究却鲜有报道，因此，有必要进行CFRP在高低温下的试验，更全面地分析CFRP的力学性能.
本文研究单向碳纤维增强复合材料在应变率为25～200 s-1和温度为-25～100 ℃的力学性能，通过分析试件强度和韧性的变化研究应变率和温度对其力学性能的影响.同时，试验采用高速相机记录试件破坏过程，研究应变率和温度对试件破坏模式的影响，从而为CFRP的工程应用提供理论基础.
1 试验测试
1.1 试样制备
选用湖南固特邦公司生产的JN-C3P改性环氧胶粘剂和单向碳纤维布，每束碳纤维含碳纤维丝12 k，为了保证单向碳纤维布的整体性，纤维束长度方向每隔5 mm有一条横向定位白线.使用真空辅助树脂灌注成型工艺（VARI）制备试件，得到的CFRP中碳纤维体积含量为30.7%.通过定制的铝模具，可以一次成型50 cm×80 cm×0.55 mm的单层CFRP板材.再根据试样大小进行剪裁.试样要包含尽量多的碳纤维束以反映真实的CFRP力学性能，但考虑试验仪器夹具大小的限制，因此试样尺寸设计宽度为22 mm，约8束碳纤维束，标距长度25 mm，总长105 mm，两端使用相同的环氧树脂粘贴40 cm×22 cm×0.3 mm的铝片，如图1（a）所示.防止试件加持处发生应力集中，造成试件端部破坏.在显微镜下观察试样横截面，如图1（b）所示，由图1（b）可以看出，碳纤维丝都被环氧树脂浸透，没有气泡存在，所以可以更加真实地得到CFRP的力学性能.
1.2 测试方法
试验在美国亚利桑那州立大学的MTS液压伺服高速机上完成，试验装置如图2所示.
仪器最大量程为200 kN，加载速度最高可达14 m/s，通过调节阀门，可以控制加载速度.试验前先调节阀门，测试拉伸速度为预定速度后，再安装试
件，进行试验测试.夹具为不锈钢制成，通过楔形块可以有效夹紧试件，避免试件在测试过程中发生滑移.环境箱采用电阻丝加热和液氮制冷，工作温度为-60～200 ℃，环境箱内置风扇，可使箱内温度均匀变化.本试验选取25，50，100和200 s-1 4种应变率和-25，0，25，50，75和100 ℃ 6种温度进行测试.同时使用Phantom高速相机，采用20 000帧/s的频率记录试件破坏过程.
2 测试结果
2.1 应变率对力学性能的影响
CFRP的应变率分别为25，50，100和200 s-1下的应力应变曲线如图3所示.应变率分别为25，50，100 s-1的试验组各重复8个试样，应变率为200 s-1的试验组重复5个试样.高应变荷载作用下，纤维内会产生应力波以及反射应力波，以达到应力平衡状态.图3是在荷载施加到试样的初始时刻开始记录，直到试样拉断结束.
在材料动态测试中，很难达到类似静载的应力平衡，而是动态的应力平衡.使用霍普金森杆进行试验时，判断应力动态平衡的准则是荷载脉冲在试件内部反复传递3次以上.美国汽车工程师学会（SAE）标准建议至少在试件测试区域内有10次以上的弹性反射波才能被认为是应力平衡.根据文献[9]可知，试件达到动态应力平衡所需时间为：
因为受力过程中试样的反作用力会降低加载速率，使试样实际应变率低于初始应变率[3]，图3中所标识的是每个试样的实际应变率（并非测试编号），为了方便对比分析，文中采用初始应变率.部分试件实际应变率明显过低，予以舍去.每个试件的尺寸在3个位置用游标卡尺进行测量，取平均值计算试件截面面积从而计算试件应力值.由图3可知，应变率越大，试件应力应变曲线的离散性越高.应变率分别为25 s-1和50 s-1下的应力应变曲线形状相似，在经历初始线弹性阶段后，纤维束逐渐断裂，引起应力在到达峰值前产生较大波动，随后完全断裂，应力立刻降为零.但在较高应变率100 s-1和200 s-1情况下，应力应变曲线基本保持线性上升至峰值，应力波动区域明显减小或消失；峰值后应力快速下降直至试件彻底破坏.
根据不同应变率下的应力应变曲线，可以得到CFRP力学性能的应变率效应.图4给出了试件的拉伸强度和韧性与应变率的关系.总体来说，各个参数随着应变率的增加而增加.应变率为25，50，100，200 s-1对应的拉伸强度分别为874±73，907±71，985±139和1 114±108 MPa，拉伸强度与应变率基本呈线性关系，从25 s-1到200 s-1，拉伸强度增幅达到27.5%.应变率分别为25，50，100和200 s-1所对应的韧性分别为35.79±8.51，41.43±5.7，47.49±13.7和43.74±10.6 MPa，应变率由25 s-1到100 s-1其韧性基本呈线性上升，增幅达到32.7%，但应变率从100 s-1到200 s-1其韧性并无增加，反而有7.9%的下降.
2.2 温度对力学性能的影响
CFRP在6种不同温度（-25，0，25，50，75和100 ℃）下的应力应变曲线如图5所示，所有温度试验均在25 s-1应变率下进行，每种温度测试了8个试样，由图5可知，试验重复率较好.图6给出了CFRP拉伸强度和韧性与温度的关系.在温度分别为-25，0，25，50和75 ℃下其拉伸强度分别为846±61，832±27，874±73，861±65和850±91 MPa，增减幅度在5%以内，可见在此温度范围内对CFRP的强度影响不显著，但升温至100 ℃时，拉伸强度降低为651±78 MPa，较之常温（25 ℃）下降幅度为25.5%，这是因为环氧树脂胶体达到玻璃化温度，软化后刚度和强度下降显著.相比拉伸强度，韧性对温度较为敏感，相比常温下的韧性，升温或降温都会造成韧性的下降.在温度分别为-25，0，25，50，75和100 ℃下其韧性分别为25.35±5.63，31.1±7.07，35.79±8.51，25.95±5.13，27.31±9.01和21.62±5.22 MPa，与常温相比，分别下降了29.2%，13.1%，27.5%，23.7%和39.6%.韧性随温度下降而下降是因为CFRP在低温下变脆，变形能力降低，从而承担能量的能力减弱.对于温度升高的情况，在温度未达到100 ℃之前，韧性下降的幅度基本维持不变，到100 ℃时，幅度增大较多.这是因为CFRP试件受热软化，在高温下最大应变相比常温减小32%左右，但强度变化幅度不大，因而韧性降低幅度相似，但在100 ℃下强度降低幅度较大，同时应变减小，所以韧性降低较多.
2.3 应变率和温度对破坏形态的影响
图7给出了CFRP试件在不同应变率下的破坏形态图.由图7可知，试件破坏并没有一个整体的断裂截面，每根纤维束的断面并不相同，但同一根纤维束断裂在同一截面.纤维束断面多在纤维布的定位白线处，这是因为试件采用VARI工艺成型，试件整体厚度一致，但由于定位白线的存在，导致该处的胶体较其余地方偏薄，形成一个相对薄弱的地方，导致断裂容易在该处发生.定位白线处的胶体在测试后可以观察到有轻微的剥离现象，可以说明在测试过程中，应力容易在此处集中.试件断裂面并未呈现出纤维拉断的特性，因为每根纤维丝都在环氧树脂胶体内均匀分布，因此断裂时更多呈现胶体断裂特性，断裂面比较平整.图8是使用高速相机记录的试件在4种应变率下的破坏过程，从中可以看出，破坏过程并没有显著区别.因为试件偏差、安装试件偏差和仪器偏差等诸多因素，试件所有纤维束很难同时断裂，试件破坏时，CFRP可能会分裂为几根纤维束后再分别断裂.观察破坏后试件图，4种应变率的破坏形态也基本相似，这与AI-Zubaidy等[14]的发现一致.
图9给出了试件在6种温度下的破坏形态图，从图中可以看出，试件破坏截面基本在试件中间.和不同应变率下破坏形态相似，破坏面不是同一个截面，而是由不同纤维束破坏截面组成，但这种现象随着温度的升高而减弱，在100 ℃情况下，破坏面基本为一个整体，纤维束的散落现象基本消失.这是因为胶体软化，使得试件的脆性降低.同样地，随着温度升高，在定位白线处的胶体轻微剥离现象也随之减弱，在100 ℃的情况下已经基本消失.
3 Weibull 分析
因为碳纤维表面缺陷分布的不确定性，其强度不可避免地呈现离散性，因此用平均强度来表征其力学性能.用二参数Weibull分析处理其数据是比较理想的方法.二参数Weibull分布的基本形式如下：
图10给出了拉伸强度在不同应变率和温度下的累积破坏概率图.由图10（a）可知，随着应变率的增加，曲线向高强度方向移动，而且移动幅度与应变率近似成线性关系，说明CFRP的强度随应变率的增加而近似线性增加，这也可从图4（a）中验证.由图10（b）可以明显看出，升温测试的拟合曲线只有一条离其他曲线较远，另外5条曲线位置接近.由此可知，温度升高到100 ℃后对CFRP强度的影响才比较明显，其他温度下的影响并不显著.此外，值得注意的是，100 ℃下的强度分布范围明显增加，这是因为环氧树脂软化后，试件破坏模式发生改变，并不集中发生在试件定位白线薄弱处，所以强度分布范围增加.
4 结 论
本文进行了CFRP在4种应变率和6种温度下动态拉伸测试，针对其力学性能和破坏形态进行了分析，主要结论如下：
1）随着应变率的提高，除200 s-1下的韧性，CFRP的拉伸强度和韧性均有明显增加.拉伸强度在该应变率范围内基本呈线性增加，相比25 s-1下的力学性能，强度增加幅度最大为27.5%，韧性增加幅度最大为32.7%；
2）与常温下力学性能相比，升温和降温均造成力学性能的下降.相对拉伸强度，韧性随温度的变化更显著.而拉伸强度只有温度到达100 ℃后才有明显下降；
3）不同应变率下的破坏形态并无显著区别，在不同温度下，随着温度的升高，破坏模式趋向于一个整体的断裂面.
参考文献
[1] OKABE T， TAKEDA N. Size effect on tensile strength of unidirectional CFRP composites-experiment and simulation[J]. Composites Science and Technology， 2002， 62（15）： 2053-2064.
[2] 蔡新江，石玉柱，王大鹏，等. CFRP加固桥梁RC短柱远程协同拟动力实验[J]. 湖南大学学报：自然科学版， 2008， 35（11）：6-11.
CAI Xin-jiang， SHI Yu-zhu， WANG Da-peng，et al. Remote collaborative pseudo-dynamic testing of carbon fiber reinforced plastic retrofitted reinforcement concrete short columns of bridge[J]. Journal of Hunan University：Natural Sciences， 2008， 35（11）： 6-11.（In Chinese）
[3] ZHU D，MOBASHER B，RAJAN S.Dynamic tensile testing of Kevlar 49 fabrics[J]. Journal of Materials in Civil Engineering， 2011， 23（3）：230-239.
[4] NICHOLAS T. Tensile testing of material at high rates of strain[J]. Experimental Mechanics， 1981， 21（5）： 177-185.
[5] KENNETH G H.Influence of strain rate on mechanical properties of 6061.T6 aluminum under uniaxial and biaxial states of stress[J]. Experimental Mechanics， 1966， 6（4）：204-211.
[6] AMOS G， ROBERT K G，GARY D R.Experimental study of strain-rate-dependent behavior of carbon/epoxy composite[J]. Composites Science and Technology， 2002， 62（10/11）：1469-1476.
[7] NAIK N H，YERNAMMAP，THORAMN M，et al.High strain rate tensile behavior of woven fabric E-glass/epoxy composite [J]. Polymer Testing， 2010， 29（1）：14-22.
[8] CHEN W， LU F，CHENG M.Tension and compression tests of two polymers under quasi-static and dynamic loading[J]. Polymer Testing， 2002， 21（2）：113-121.
[9] XIAO Xin-ran.Dynamic tensile testing of plastic materials[J]. Polymer Testing， 2008， 27（2）：164-178.
[10]DEAN G，READ B.Modeling the behavior of plastics for design under impact[J]. Polymer Testing， 2001， 20（6）：677-683.
[11]ADAMS D F， ADAMS L G.Tensile impact tests of AS4/3501-6 and S2/3501-6 unidirectional composites and the 3501-6 epoxy matrix[J]. Journal of Composite Materials， 1990， 24（3）：256-268.
[12]SHOKRIEH M M， OMIDI M J.Tension behavior of unidirectional glass/expoxy composites under different strain rates[J]. Composite Structures， 2009， 88（4）：595-601.
[13]ZHU D J， PELED A， MOBASHER B. Dynamic tensile testing of fabric-cement composites[J]. Construction and Building Materials， 2011， 25（1）：385-395.
[14]AI-ZUBAIDY H， ZHAO X L，AI-MAHAIDI R.Mechanical characterization of the dynamic tensile properties of CFRP sheet and adhesive at medium strain rates[J]. Composite Structures， 2013， 96：153-164.
[15]RIO T G，BARBERO E，ZAERA R，et al.Dynamic tensile behavior at low temperature of CFRP using a split Hopkinson pressure bar[J]. Composites Science and Technology， 2005， 65（1）： 61-71.
[16]IM K H，CHA C S，KIM S K，et al. Effects of temperature on impact damages in CFRP composite laminates[J]. Composites Part B： Engineering， 2001， 32（8）： 669-682.
[17]SUVARNA R， ARUMUGAM V，BULL D J，et al.Effect of temperature on low velocity impact damage and post-impact flexural strength of CFRP assessed using ultrasonic C-scan and microfocus computed tomography[J]. Composites Part B： Engineering， 2014， 66：58-64.
沈阳地区固化土力学性能试验研究 篇7
针对沈阳周边地区广泛分布的风积砂和粉土, 采用中路系列固化剂进行固化土分析, 通过试验获得固化土的路用性能指标。
1原材料试验
混合土由沈阳地区风积砂和低液限粉土混合而成, 根据《公路土工试验规程》 ( JTGE40 - 2007) 进行试验。
( 1) 低液限粉土
试验采用的粉土取自沈阳市浑南地区, 其物理性质试验结果见表1, 颗粒组成见表2。
( 2) 风积砂
风积砂取自沈阳周边法库地区。
( 3) 水泥
采用沈阳山水工源水泥有限公司生产的工源牌325 级矿渣硅酸盐水泥, 水泥性能见表4。
( 4) 固化剂
实验用固化剂采用吉林中路新材料有限责任公司开发的中路3 号固化剂。中路系列固化剂能中和土颗粒表面的电荷, 减薄双电层的厚度, 加强混合料化学和物理反应的过程, 使混合料生成稳定的结晶—缩合结构。
2 实验方案及配合比
考虑不同的混合土比例、不同结合料比例和不同固化剂类型对固化土性质的影响, ZL - 3 固化剂的掺量为结合料的0. 15% 。配合比方案如表5。
3 实验结果
3. 1 标准击实试验
试验中固化剂用量很少, 对固化土的击实结果影响很小, 因此采用不同混合土比例、结合料为7%水泥的方案进行标准击实试验, 测试最佳含水量和最大干密度。
3. 27d无侧限抗压强度
当黏土质砂与低液限黏土的比例为1 ∶ 1 时, 7% 水泥掺量下的强度达到1. 81MPa, ZL - 3 固化剂对混合土样的强度提高有效果。在不添加ZL - 3固化剂的条件下, 将在结合料中采用石灰代替部分水泥, 7d无侧限抗压强度有所降低。当添加了ZL - 3固化剂后, 用石灰代替部分水泥, 强度得到明显提高, 可见固化剂的添加, 促进了石灰作用的发挥, 提高了强度指标。
在土样1 ∶ 3 比例时, 水泥、石灰为5% 、2% 综合稳定土的抗压强度均大于7% 水泥单独固化, 说明随着混合土中黏性土颗粒含量的增加, 水泥、石灰的综合固化显示出对黏性土的优势, 强度提高明显。而同样1 ∶ 3 比例下的土样, 水泥、石灰为5% 、2% 综合稳定土的强度平均高于水泥、石灰为4% 、3% 综合稳定土的强度, 证明虽然结合料石灰的加入有益于提高综合稳定混合土样的无侧限抗压强度, 但是也并非呈现完全的正相关性, 添加石灰的比例过量反而会使抗压强度下降, 所以, 综合考虑强度指标和经济性, 水泥∶ 石灰= 5 ∶ 2 的比例被认为是比较合理的。
而从7d强度和辽沈地区的土质分布情况综合考虑, 采用黏土质砂∶ 低液限黏土= 1 ∶ 1 的混合土样, 固化剂选用液态ZL - 3 固化剂, 进行不同龄期强度试验。
3. 3 不同龄期无侧限抗压强度
无侧限抗压强度试验简便, 能较快速准确地反映试件的强度特性, 应用最为广泛, 试验方法也较为成熟。试验采用前文所述的1 - 1、1 - 2 号配合比方案, 制件按照《公路工程无机结合料稳定材料试验规程》 ( JTGE51 - 2009) 中无机结合料稳定材料试件制作方法 ( 圆柱形) ( T0843 - 2009) 制作50mm ×50mm的小试件, 压实度标准为97% , 并进行标准养生, 养生期最后均浸水1d, 采用应变式路面材料强度试验仪进行试验, 结果见表8。
从表8 和图1 可见, 无论7d、28d和90d强度, 添加ZL -3 固化剂的配合比方案强度都有所增加。7d、28d和90d强度, 添加ZL - 3 固化土与不添加固化剂的方案相比, 强度分别提高了6. 1% 、15. 1% 和9. 6% , 可见ZL - 3 固化剂对混合土强度的影响在龄期为28d左右最为明显。施工初期, 固化剂与水泥和混合土的相互作用逐渐发挥, 强度值较低, 但随着龄期的延长强度提高较明显; 龄期达到28d之后, 强度增加幅度逐渐减小。与普通固化土相比, 添加ZL - 3固化剂后, 前期强度增加较快, 强度值明显提高。
3. 4 劈裂强度
采用1 - 1、1 - 2 配合比方案进行劈裂强度试验。
ZL - 3 可有效地提高1 ∶ 1 混合土的劈裂强度, 可提高5 倍多, 达到1. 63MPa, 证明了固化剂在提高基层材料抗拉裂性能上效果十分明显。试验组变异系数都在0. 1 以上, 说明劈裂强度的试验较无侧限抗压强度试验的离散性大, 必要的时候应该增加试验试件的数量保证结果的可靠性。
3. 5 抗压回弹模量
基层作为公路的主要承重层必须具备足够的强度和刚度才能抵抗行车荷载的作用, 避免产生过大的变形与破坏。因此合适的刚度是选择基层材料的一个重要条件。
采用配合比方案1 - 1、1 - 2 进行抗压回弹模量试验, 结果如表10。
不加固化剂水泥稳定1 ∶ 1 混合土的抗压回弹模量最小只有271. 71MPa, 固化剂的加入对回弹模量值的提升有良好效果, 提升接近3 倍达到737. 42MP。
4结语
通过对不同比例固化混合土性能的试验研究, 获得了其力学指标。试验结果表明, 针对沈阳地区混合土, 在添加ZL - 3 固化剂之后, 力学性能得到提高, 可达到二级公路道路底基层或基层的技术标准, 解决上述地区筑路材料缺乏、运距远、费用高的问题。
参考文献
[1]中华人民共和国建设部.CJ/T3073-1998土壤固化剂[S].北京:中国标准出版社, 1998.
[2]李军.固化剂固结土路面基层在季冻区的应用研究[D].长春:吉林大学, 2008.
[3]王万峰.东北地区固化剂稳定土路面基层应用研究[D].长春:吉林大学, 2007.
[4]王树娟.掺风积沙水泥复合土力学性能的研究[D].呼和浩特:内蒙古农业大学, 2012.
[5]中华人民共和国交通部.JTJ034-2000公路路面基层施工技术规范[S].北京:人民交通出版社, 2000.
[6]杨宏宇.土壤固化剂在公路基层底基层中的应用[D].西安:长安大学, 2013.
再生混凝土力学性能试验研究 篇8
关键词：再生混凝土,取代率,力学性能,抗压强度
再生混凝土就是指将废弃的混凝土经裂解、破碎、清理、筛分后制成混凝土骨料,全部或部分代替天然骨料配制而成的新混凝土。再生混凝土技术的出现能解决废弃混凝土对环境的污染,能节省天然砂石,对于保护环境、节约资源、发展生态建筑具有重要意义。
为了深入了解再生混凝土力学性能,进一步推广再生混凝土的使用,本文从再生混凝土骨料替代率、水灰比、外加剂等角度出发,对再生混凝土力学性能进行了相应试验,得出了一些有参考性的结论。
1 试验原材料及其力学性能
1.1 试验原材料
废弃混凝土由宿迁市老城区废弃混凝土地坪破碎加工而成, 用筛孔直径5 cm的破碎机进行破碎,去除5 cm以上的部分,随后再进行二次筛选。取样品,用筛分法分析经过粗略筛选的再生骨料,测得其粒径大小相当于普通2号石子,具体数值见表1。
由表1可以看出,再生骨料粒径基本上集中于10 mm左右,含泥量不高。通过分析再生骨料的力学性能可知,再生粗骨料表观密度低、吸水率高、压碎指标大,说明再生骨料空隙率高,强度低。
水泥为宿迁中联水泥有限公司生产的C25水泥,水为普通饮用自来水,砂为普通中粗砂,非再生骨料为普通2号石子。
1.2 配合比设计
本文设计了四组有不同再生混凝土骨料替代率的配合比,具体如表2所示。
1.3 立方体抗压强度
为了研究再生混凝土骨料对立方体早期强度的影响,分别测得了7 d和28 d的立方体抗压强度,具体情况见表3和图1,图2。
试验结果表明,随着再生混凝土骨料替代率的提高,7 d和28 d 立方体抗压强度逐步降低,不同再生混凝土骨料取代率下7 d 的立方体抗压强度在18.09 MPa～21.24 MPa之间,28 d立方体抗压强度在24.8 MPa～28.3 MPa之间。
由表3可知,再生骨料取代率在30%时7 d和28 d的立方体抗压强度与普通混凝土相比均超过95%,再生骨料取代率在50%时7 d和28 d的立方体抗压强度与不掺入再生骨料的混凝土相比均超过92%,本文认为再生骨料取代率最多不应超过50%,控制在30%以内是比较合理的。
1.4轴心抗压强度
混凝土棱柱体试件测得的抗压强度称轴心抗压强度。具体试验方法和过程与立方体抗压强度一样,为了研究再生混凝土骨料对棱柱体强度的影响,分别测得7 d和28 d的轴心抗压强度,具体情况如表4和图3,图4所示。
试验结果表明,随着再生混凝土骨料替代率的提高,7 d和28 d轴心抗压强度逐步降低,不同再生混凝土骨料取代率下7 d的立方体抗压强度在13.59 MPa～16.56 MPa之间,28 d立方体抗压强度在14.87 MPa～19.2 MPa之间。
由表4可知,再生骨料取代率在30%时7 d和28 d的轴心抗压强度与普通骨料的混凝土相比均超过93%,再生骨料取代率在50%时7 d轴心抗压强度与不掺入再生骨料的混凝土相比只有84.42%,本文认为再生骨料取代率控制在30%以内是比较合理的。
2结语
1)通过以上试验数据分析可知,再生混凝土骨料的取代率对立方体和棱柱体试件的抗压性能有较大的影响,但是掺入合理适量的再生骨料是可行的,可以用在一般受力构件中。
2)通过对表3,表4分析可知,再生骨料取代率在30%时7 d和28 d的立方体和轴心抗压强度均不低于普通混凝土试件强度的90%。在实际构件中轴心抗压强度更加接近实际情况,通过分析可知取代率30%时28 d轴心抗压强度约为普通试件的97.08%,可见取代率控制在30%以内可以满足使用功能的要求,是一个比较合理的取代率。
参考文献
[1]李佳彬,肖建庄,孙振平.再生粗骨料基本特性及其对混凝土性能的影响[J].建筑材料学报,2004,7(4):390-395.
[2]GBJ 81-85,普通混凝土力学性能试验方法[S].
水稻谷粒的压弯剪力学性能试验 篇9
关键词：水稻谷粒,力学性能,破坏力,破坏能
0 引言
水稻是世界上最古老和最主要的粮食作物之一。我国水稻栽培面积占全国粮食种植总面积的24%左右,占世界稻作总面积的20%,稻谷产量占全国粮食总产量的45%以上,占世界粮食总产量的36%,其地位举足轻重[1]。
造成大米整精米率低的直接原因[2,3,4]:一是由于干燥(或吸湿)过程中内外水分与温度梯度等因素作用下形成的热湿内应力造成稻谷产生裂纹;二是由于收获、储运和加工过程中外界机械力的影响造成稻谷产生裂纹。长期以来,在稻谷热湿内应力的形成使其产生裂纹方面,国内外学者进行了较深入的研究。但稻谷产生裂纹与碎米除与其所受由内外力有关之外,也与其本身的力学性能有关,稻谷的品种和收获期等因素均影响其力学性能。
随着农业工程学科的快速发展及高新技术的应用,农业物料物理机械性能这一课题已成为农业工程中一个重要的研究领域。这是因为农业装备的开发(发明、创造)是以农业物料的物理(外形尺寸、质量或密度等)和力学(机械)性能为前提条件的。
1 试验材料和试验方法
1.1 试验设备
试验机为改进后的长春新科试验仪器有限公司制造生产的WDW30005型微机控制农业物料机械特性试验机。其最大试验力为500 N (配50 N传感器时有效测力范围可满足0.1 ～50 N);有效的测力范围为0.4%～100% (2 ～500 N)(内外不分档);试验力分辨力为满量程的1/240000(全程分辨率不变);位移测量范围为0～999 mm;测量分辨力为0.001 mm;测量准确度为±0.5%(相对示值);位移速率调节范围为0.001～500mm/min(无级调速);准确度为0.5% 。该设备试验结果可以任意存取,并可将试验的原始数据和试验结果输出到Word,打印报表。试验装置如图1所示。
1.横梁 2.传感器 3.谷粒 4底座 5.计算机 6.打印机
1.2 试验方法
试验材料(水稻)为武粳14,采样时间为2010年10月下旬收获期,采于江苏镇江市郊区。样品采集后密封放入冷藏柜零度保存,试验前24 h取出,放入室内室温平衡。取样时测谷粒含水量,测量含水量的称重设备为TG328B型电光分析天平;烘干设备为101-00型电热鼓风干燥箱或真空干燥箱。采用5 g谷样进行测定,烘干温度105℃,烘干时间24 h[4,5,6]。
经预作试验,并参考有关资料后[7],试验加载压头为φ5 mm平板压头,加载速率为2 mm/min。试验前24 h将稻谷样品从冰箱中取出,用手脱粒后均匀混合后,放入室内室温平衡。随机取30粒左右未受损伤谷粒逐个进行挤压试验。
试验时,首先将试验机压头提升至约1.5～2个谷粒宽度,将谷粒平放于试验机底座中部,目测保证试验时压头压在谷粒的中间位置,调整好压头速度后开机加压,同时观察压力-位移曲线(见图3所示),待曲线超过谷粒屈服阶段后(见图3中的B点),手动停止试验。
2 谷粒挤压力学性能分析
2.1 谷粒挤压力学曲线
采用上述方法进行试验,同样品条件下(品种相同,取样时间和地块相同)不同谷粒样品试验曲线如图2所示。由图2可知,由于试验样品个体的差异性,压力-位移曲线也呈现差异性。
谷粒典型的压力-位移曲线如图3所示。
由图3可知:曲线可分为OA、AB和BC等3段。根据观察,载荷处在OA段的下半部分时,谷粒即开始产生裂纹;载荷接近A点时,由于谷粒组织的不均匀性,使裂纹扩展呈现不均匀性,从而使曲线出现锯齿状,OA段谷粒的损伤破坏以沿短轴方向裂纹的产生与扩展为主;谷粒在A点开始断裂,从而使曲线下降或变平缓;AB段为屈服段,谷粒在此段开始破碎。由于谷粒个体的差异,不同试样此段表现不同,有的试样的变化较平缓(见图3中虚线AB段),有的试样曲线变化较剧烈(见图3中实线AB段)。BC段谷粒逐渐被压扁,胚乳变成粉状,此段随载荷增加,谷粒形变越来越小。
2.2 谷粒的破坏力与破坏能
谷粒破坏力和破坏能是其力学性能的两个重要参数,直接影响谷粒在外载荷作用下的损伤破坏程度,从而直接影响整精米率。图2中,载荷增大到A点时,谷粒断裂,此后是明显的塑性变形阶段。因此,A点力的大小即为其破坏力,OA段谷粒吸收的能量(OA曲线下的面积,图中阴影部分)即为其破坏能。破坏能的计算方法用VB编程计算OA曲线下的面积。计算公式为
undefined (1)
式中 W—谷粒的破坏能(N·mm);
Fi—第i次压力计算机采样数据(N);
li—第i次位移计算机采样数据(mm);
n—OA曲线段计算机采样数据总数。
研究表明,谷粒的损伤程度与其吸收的能量成正比[8]。因此,破坏力与破坏能较小的水稻谷粒更容易形成碎米。
2.3 谷粒含水量对破坏力与破坏能的影响
在完熟期收获的水稻,品种不同、种植地不同或谷粒在稻穗的位置不同,其水份也不同。试验研究谷粒水份对其力学性能的影响,可以为水稻收获期的选择提供依据。
稻谷品为武粳14。试验时,随机取20～30粒未受损伤的谷粒作为样品,用1.2中试验方法进行试验,对试验结果错点剔除后进行统计,结果见表1所示。由表1可知,谷粒含水量越大,在外界机械力作用时吸收的能量越大,收获、加工和储运过程中机械损伤较大,因而其大米的整精米率相对较低。
3 谷粒的弯剪力学性能
谷粒在收获、加工和储运中承受载荷的主要形式除挤压外还有弯曲和剪切。本试验研究了谷粒的弯剪力学性能[9]。
3.1 谷粒抗弯力学性能
3.1.1 弯曲夹具的设计
由于谷粒长度小,本研究结合实际情况,特设计弯曲夹具,见图4所示。该夹具加载压头顶端圆弧,半径为r1,夹角为 30°,厚度为5 mm,宽度为48 mm,支座间距可调。
1.加载压头 2.谷粒 3.支座
3.1.2 试验材料和方法
试验水稻品种为武粳13, 样品及处理方法见1.2小节,取样时含水量为24.5%。
根据谷粒长度,试验时支座间距取为3 mm,加载速率仍为2 mm/min。试验时,目测保证压头压在谷粒的中间位置。
3.1.3 试验结果
典型谷粒的弯曲状态的压力-位移曲线如图5所示。图5中,压力、位移为试验机加载压头的压力和位移。A点为谷粒的弯曲断裂点,该点力的大小即为谷粒的弯曲破坏力;OA曲线下的面积(阴影部分)即为谷粒的弯曲破坏能。
随机取30粒左右未受损伤的谷粒作为样品进行弯曲试验,并对试验结果错点剔除后进行统计,结果为:弯曲状态破坏力均值为22.29 N,标准差为3.73 N,破坏能均值为6.61 N·mm,标准差为1.25 N·mm。
3.2 谷粒抗剪力学性能
3.2.1 弯曲夹具的设计
结合实际情况,特设计剪切夹具,见图6所示。该夹具剪切压头厚度B为2～5 mm,间隔0.5 mm,可选择,宽度为18 mm,支座间距为无级可调。
1.剪切压头 2.谷粒 3.支座
3.2.2 试验材料方法
试验材料方法见3.1.2小节。试验时,剪切压头厚度B和支座间距均为3mm。
3.2.3 试验结果
典型谷粒的剪切状态试验机剪切压头压力-位移曲线如图7所示。A点为谷粒的剪切断裂点,该点力的大小即为谷粒的剪切状态破坏力;OA曲线下的面积即为谷粒的剪切状态破坏能。
随机取30粒左右未受损伤的谷粒作为样品进行剪切试验,对试验结果错点剔除后进行统计。试验结果为:剪切状态破坏力均值为28.61N,标准差为3.19N;剪切状态破坏能均值为8.30N·mm,标准差为1.03N·mm。
3.3 谷粒的压、弯、剪力学性能比较
图8为同等样品条件下(相同品种、取样时间和地块相同)谷粒的压、弯、剪状态下的破坏力和破坏能的比较。由图8可知,弯、剪状态下谷粒更容易被破坏。因此,在收获、加工和储运过程中,应尽量避免谷粒受到弯曲和剪切作用。
4 结论
1)试验研究了谷粒的压、弯、剪力学性能,为水稻收获、加工和储运机械的设计提供了参数。
2)谷粒含水量小,收获、加工和储运过程中机械损伤较小,因而其大米的整精米率相对较高
3)在收获、加工和储运过程中,应尽量避免谷粒受到弯曲和剪切作用。
参考文献
[1]李军,杨星卫,汪治澜.用周期分析方法预测全球稻谷总产量[J].气象,1997,23(7):32-35.
[2]李业波,曹崇文,杨俊成.水稻缓苏的理论和实验研究[J].农业机械学报,1997,28(S1):51-54.
[3]Holt J E,Schoor D,Lucas C.Prediction of bruising in im-pacted multilayered apple packs[J].Transactions of theASAE,1981,24(4):242-248.
[4]杨洲,罗锡文,李长友.稻谷热特性参数的试验测定[J].农业机械学报,2004,34(4):75-78.
[5]郑先哲,王成芝.水稻爆腰增率与干燥条件关系的试验研究[J].农业工程学报,1999,15(2):194-197.
[6]李栋,毛志怀.稻谷爆腰机理及其抑制[J].粮油加工与食品机械,2000(4):17-18.
[7]张红霞,陶桂香,潘波.含水率对稻米挤压特性影响的研究[J].农机化研究,2005(2):158-159.
[8]李耀明,王显仁,徐立章.基于能量平衡的水稻谷粒脱粒损伤[J].机械工程学报,2007,43(3):160-164.
氟橡胶高温下力学性能试验研究 篇10
氟橡胶虽然具有优异的耐高温性能, 比其他橡胶优点较多, 但它也有不足之处, 如热撕裂性能差, 高温下力学性能下降较大, 这就给在某些使用场合带来局限性。由于我国拥有高温拉力机的单位较少, 有关资料报导氟橡胶在高温下的力学性能也不多见, 本单位在89年购进一台高低温拉力机, 经不断试验改进, 对橡胶在高温下的力学性能做了些研究探索, 取得了一些试验数据, 本文就氟橡胶在不同温度下的力学性能做了比较, 并介绍给大家, 供从事橡胶研究及生产的同行参考。
1 实验
1.1 原材料
2603型氟橡胶, 四川晨光生产;喷雾炭黑, 辽宁抚顺炭黑厂产品;其他材料均为橡胶工业市场售品。
1.2 基本配方
氟橡胶2603, 100 (质量份下同) ;吸酸剂9;喷雾炭黑25;硫化剂3;加工助剂1。
1.3 主要仪器与设备
双辊炼胶机, XK-160, 广东湛江机械厂;橡胶硬度计LX-A型, 江都市明珠试验机械厂;电子万能试验机WD-10C型, 长春第二试验机厂;平板硫化机;热空气老化箱;电热鼓风干燥箱, TC101-4型, 南京冉然添成干燥设备有限公司。
1.4 试样制备
按照配方先将生胶放入开炼机上包辊, 然后加入加工助剂→吸酸剂→喷雾炭黑→硫化剂。为防止焦烧, 辊温应控制在60℃以下, 混炼均匀后下片停放, 停放时间应不少于16小时, 试片硫化前将混炼胶返炼薄通数次, 出片厚度2.5~3mm, 在50吨平板硫化机上加热硫化, 硫化条件为170℃×12min;二段硫化在烘箱内进行, 硫化条件250℃×15 (常温→0.5h/100℃→0.5h/120℃→0.5h/140℃→0.5h/160℃→0.5h/180℃→0.5h/200℃→0.5h/220℃→0.5h/240℃→1h/250恒温10h后自然冷却) 。
1.5 性能测试
邵氏A型硬度按GB/T531-2008测试;耐介质按GB/T1690-2006测试;拉伸性能按GB/T528-2009测试;高温拉伸按GB/T3868-2008测试;橡胶撕裂强度按GB/T529-2008测试;橡胶热空气老化按GB/T3512-2001试验。
2 结果与讨论
经过试验, 氟橡胶的物理机械性能见下表1所示:
从上表可看出, 氟橡胶经高温油浸后硬度下降5度, 即下降5.8%;扯断强度下降了7.2%;扯断伸长率只下降了4%;扯断永久变形无变化;撕裂强度下降了22.7%。氟橡胶经200℃热空气老化后, 各项物理性能也变化较小, 可是在200℃下高温拉伸性能急剧下降, 拉伸强度下降了72.3%, 扯断伸长率下降了79.6%, 撕裂下降了59.1%。
通过以上数据分析, 我们清楚地看出, 氟橡胶的耐油性能、耐老化性能优异, 做为静态用密封材料时, 其密封性能毋容置疑, 这也是大家所公认的。可是如果它在高温下受到力的形变较大时, 密封性能就要受到严重影响, 所以在这里提醒大家, 当您需要胶料性能在高温下形变较大时, 还需进一步调整配方。
3 结论
通过对氟橡胶的常温性能、高温耐油性能、高温老化性能和高温下的物理机械性能试验对比, 得出以下结论:
1) 氟橡胶经柴油高温浸泡后, 各项物理性能降低较少, 当胶料做为静密封使用时, 能够完全达到使用要求。
2) 氟橡胶耐高温热空气老化性能优异。
3) 氟橡胶在高温下的力学性能下降较大, 伸长率较小, 热撕裂性能较差, 这也是氟橡胶的不足之处。
参考文献
[1]蔡树铭, 梁星宇, 蔡洪志.氟橡胶应用技术.北京化学工业出版社, 2009.
压电悬臂梁发电性能与试验研究 篇11
压电俘能器；压电材料；能量捕获
传统的化学电池供电一直以来很受到人们的青睐，是因为它本身存在许多优点，例如供能方便，简单质能比大，制造成本低等，但是它本身也存在许多无法弥补的缺陷：电池的寿命有限，需要定期更换；蓄电池对环境的污染很严重。随着网络分布的日益广泛，微器件数目越来越庞大，并且由于有些微器件的工作位置难以再触及（比如体内，战场，动物群体等），电池更换变得极为不便甚至于不可能，除此之外，在许多不能提供能源或者易燃易爆等危险场合，电池更换问题难以解决[1]。因此，如何向微电子产品无线供能已经成为当前迫切需要解决的问题。考虑到微电子产品的耗能小，可直接从工作环境中提取能量。环境中潜在可用的能源有：：太阳能、温差、振动和噪声等。太阳能和温差供能技术由于受到自然条件的限制而难以广泛使用，但工作环境中的噪声或振动能却几乎无处不在且具有较高的能量密度[2]，所以解决微电子产品供能问题的一个有效的方法就是研究一种俘能器能直接从微电子器件工作环境中俘获振动能量并为其供能，其中有电磁感应、静电和压电效应[2等技术实现这功能。由压电材料制成的压电俘能装置因具有结构简单、不发热、无电磁干扰、无污染、易于加工制作和实现机构的微小化、集成化等诸多优点而备受关注[3]。
对俘能器的研究，国外已经取得了许多成果，国内还处于起步阶段，本文将对压电俘能结构进行研究与分析。压电悬臂梁俘能器的示意图如图1。
1.压电俘能器的有限元静力学分析
对压电俘能器进行有限元分析时压电材料选用了，基体材料分别选用铝等弹性材料。压电材料的各材料参数如下：
压电双晶片悬臂梁结构俘能器的发电能力主要是与悬臂梁的几何尺寸，悬臂梁基体的材料有关，这里主要是研究悬臂梁的宽度、长度、材料，悬臂梁端部受力对俘能器发电能力的影响。这里还讨论了压电俘能器在谐振状态下发电能力。
在用进行分析时，首先选用铝材进行分析，基体选用单元来仿真，压电片选用单元来模拟。压电俘能器的几何模型和有限元模型如图2，压电片贴在距离端部的位置。
接下来我们分别选择了不同的材料进行模拟分析，选择的材料如下表：
表1 五种材料的各个参数
图2 压电悬臂梁的几何模型和有限元模型
在悬臂梁的端部分别施加 的集中力得到了如图3所示的结果，在同等的条件下，铝作为基体时，压电俘能器产生的电压最强，铍青铜次之，碳素纤维第三。所以我们在试验时采用铝作为基体。
在材料选定的情况下，分析了基体的几何尺寸对压电俘能器发电性能的影响，得到了图4到图8的结果：
由图4到图7可以看出，压电悬臂梁所产生的电压和端部受到的力成线性关系；随着基体宽度的增加，压电悬臂的所产生的电压不断下降，并且不是严格的成线性变化的；随着基体长度的增加压电悬臂梁所产生的电压不断增加，但是不是成線性的变化，在不同的区域，长度增加量对压电悬臂梁发电能力的影响是不同的，其中在长度为到之间影响最大；随着厚度比的增加，压电悬臂梁所产生的电压先增加再减小，在厚度比为0.8到1之间产生最大值。
2.压电俘能器模态与谐响应分析
通过以上的静力学分析，得到了压电悬臂梁的的几何参数和材料，由于我们一般振动源的固有频率都比较低，而俘能能器工作在固有频率之下时的峰值电压和能量密度比非谐振状态下要大很多[4]，而在悬臂梁的自由端加质量块可以降低俘能器的固有频率，我们通过对俘能器进行模态分析得到了图8质量块的质量和俘能器固有频率的关系。图9是没有质量块时俘能器的谐响应分析结果
图8 质量块的大小和俘能 图 9无质量块时谐响应结果
器固有频率的关系
俘能器的能量源一般是外界环境的振动，而外界环境的振动频率一般为20HZ以下，结合基体几何尺寸和材料对发电能力的影响，我们选择的俘能器的长、宽、高分别选择、、；压电的长、宽、高分别为、、；自由端的质量块的质量为。
3.振动能量俘获试验
振动能量捕获实验台可以分为硬件和软件部分，硬件部分由激振系统、复合悬臂梁、传感单元和数据采集卡组成，软件部分主要是用Labview软件编程建立数据采集系统。图10为实验台结构原理图，图11为试验台全图。
图10 能量采集实验台结构原理图 图11 实验台布局图
实验过程中我们将压电悬臂梁在不同的频率下工作，得到了图11、图12的结果。由图11、图12可以看出在激振频率为14Hz时，压电悬臂梁产生了共振，在共振状态下产生的幅值电压达到了，输出的功率可以达到。
本文利用ANSYS分别分析了基体的材料、几何尺寸对悬臂梁压电俘能器发电能力的影响，另外还讨论了自由端质量块对压电悬臂梁固有频率和发电能力的影响，在此基础上确定压电悬臂梁的几何参数和材料，最后对设计的俘能器进行振动能量俘获试验，取得了很好的效果。
[1]Guan.M.J，Liao.W.H.Ontheefficienciesofpiezoelectricenergyharvestingcircuitstowardsstoragedevicevoltages[J].SmartMaterialsAndStructures.2007，16：498-505
[2]尚晓江，邱 峰，赵海峰等.ANSYS结构有限元高级分析方法与范例应用（第二版）[M].北京：中国水利水电出版社，2008
[3]王 磊.多谐振频率压电能量回收结构特性及实验研究[D].北京：北京交通大学，2010
次轻混凝土力学性能试验研究 篇12
混凝土抗拉性能是混凝土重要的力学性能之一。目前,混凝土抗拉性能主要试验方法有轴心抗拉试验、劈裂试验和抗折试验3种。本文采用抗折试验以及立方体抗压试验对次轻混凝土的抗拉强度以及抗压强度进行了研究。
1 试验概况
试验材料及试验配合比设计如下。
水泥为P·O 42.5级普通硅酸盐水泥。
砂为普通河砂,细度模数为2.8,表观密度为2 600kg/m3,Ⅱ区中砂。
石子为碎石,粒径5～30 mm连续级配,堆积密度为1 540kg/m3。
减水剂为北京产HDN-9高效减水剂。
陶粒为北京产粘土陶粒,性能如表1所示。
配合比设计考虑2种影响因素:轻骨料体积替代率和水灰比。其中,水灰比采用4种水平:0.3,0.35,0.40,0.45;轻骨料替代率采用6种水平:0,20%,40%,60%,80%,100%,采用全面试验法,共配制24组混凝土试件。所用配合比按文献1进行设计。每组配合比分别制作了相应的立方体试件和抗折试件。试验方法按文献2进行。
2 试验结果及分析
2.1 试验结果
次轻混凝土试验结果如表2所示。
2.2 轻骨料掺量和水灰比对抗压强度的影响
在普通混凝土中,粗骨料强度一般远高于水泥石的强度,而粗骨料和水泥砂浆间的界面过渡区相对而言是混凝土最薄弱部位,粗骨料和水泥砂浆间粘结力的强弱决定混凝土强度的大小,而粗骨料本身的强度对混凝土的强度影响不大。对于轻骨料,由于其表面结构一般较粗糙,而且有部分空隙,与水泥石的粘结力较高,因此,轻骨料与砂浆间的界面对混凝土的强度不起决定性作用,而轻骨料的掺量及其强度对混凝土的强度有较大影响(图1)。
由图1可看出,在水灰比相同的情况下,混凝土抗压强度随轻骨料掺量的增加而基本呈线性降低,当采用陶粒替代全部石子后,混凝土强度约下降35%～45%,即轻骨料替代率每增加20%,混凝土强度减小7%左右,约为3～4 MPa。水灰比同样对强度有影响,但影响程度随轻骨料替代率变化而不同,轻骨料掺量越多,水灰比的影响有所降低。
2.3 轻骨料掺量和水灰比对抗折强度的影响
由图2可看出,随着轻骨料掺量的增加,混凝土的抗折强度逐渐降低。当采用陶粒替代全部石子后,混凝土的抗折强度比普通混凝土的抗折强度降低35%～57%。在轻骨料掺量为0%～40%时,对抗折强度的影响较大,在轻骨科掺量为60%～100%时,对抗折强度的影响相对较小。
水灰比对抗折强度也有一定影响,与抗压强度类似,轻骨料的掺量越多,影响越小。
2.4 抗折强度与抗压强度间关系
从表2可看出,次轻混凝土的立方体强度与抗压强度的比值在10～19之间,当水灰比一定时,该值随着轻骨料替代率的减小而减小,即随混凝土强度的增加而减小,该规律与普通混凝土不太相符,但与文献[3,4,5]所得结果相一致,即轻骨料替代率对抗压强度的影响高于对抗折强度的影响。
3 结束语
次轻混凝土的抗压强度和抗折强度随水灰比和轻骨料替代率的增加而不断减小,两者比值关系在10～19之间,该值随轻骨料替代率减小而降低,即轻骨料替代率对混凝土抗压强度的影响高于对抗折强度的影响。
参考文献
[1]JGJ 51-2002,轻骨料混凝土技术规程[S].
[2]GB/T 50081-2002,普通混凝土力学性能试验方法标准[S].
[3]张燕坤,张秀满,周小二.混合骨料混凝土劈裂抗拉性能试验研究[J].北方工业大学学报,2011(3):68-73.
[4]张燕坤,周小二.混合骨料混凝土的动弹性模量试验研究[J].建筑技术.2012,43(7):650—651.
[5]李雯霞,刘昕.再生骨料混凝土力学性能影响因素研究[J].建筑技术.2012,43(1):15-17.